丁銀劍

(新疆水利水電勘測設計研究院，烏魯木齊 830000)

新疆某長距離引水工程線路總長392.3 km，主要建筑物包括攔河引水樞紐1座、輸水隧洞2座(KS隧洞、SS隧洞)、泵站1座、分水閘1座、調節(jié)水庫1座、壓力管線(埋涵)及閥井等附屬建筑物。工程規(guī)模為大(Ⅰ)型，SS隧洞建筑物級別為2級。

1 隧洞技術方案選擇

SS隧洞全長92.15 km，洞身段上覆巖體平均厚度為158 m，最大厚度為295 m，為無壓輸水隧洞。SS隧洞的主要施工方法為開敞式TBM開挖、盾構機開挖及鉆爆法或機械開挖。

SS隧洞樁號SD22+878.160 m～SD24+365 m段為TBM通過洞，平底馬蹄型斷面，鉆爆法開挖。該段巖性為下石炭統(tǒng)凝灰質砂巖、泥質粉砂巖，多呈厚層～巨厚層狀，為中硬～堅硬巖。該段巖層產狀為290°～310°NE∠75°～85°，與洞軸線夾角約30°。樁號SD23+800 m附近發(fā)育一條規(guī)模相對較大的f91斷層，斷層產狀295°～300°NE∠60°～70°，與洞軸線夾角31°，破碎帶寬度50 m，以碎裂巖和斷層角礫巖為主，局部為糜棱巖。樁號SD23+800 m斷面埋深260 m，地下水高度200 m，為ZB-TGD-Ⅴ斷面，開挖尺寸為R1=3.55 m，R2=6.50 m。支護參數(shù)見表1，具體斷面見圖1。

2 計算網(wǎng)格模型及材料參數(shù)

本隧洞三維有限元網(wǎng)格模型見圖2。

ZB-TGD-Ⅴ隧洞的三維有限元力學參數(shù)值見表2。巖體采用彈塑性本構模型，屈服準則為MHOR-COULOMB準則[1]。

表1 一次支護參數(shù)

圖1 ZB-TGD-Ⅴ隧洞支護剖面圖

圖2 ZB-TGD-Ⅴ隧洞細部模型

表2 鉆爆法開挖TBM通過洞的力學計算參數(shù)

3 施工期支護敏感性分析方案

鉆爆法開挖TBM通過洞的計算模擬方案及荷載：

1) STEP1：初始地應力場，由巖體自重產生，側壓力系數(shù)0.9。

2) STEP2：開挖進尺1.8 m。

3) STEP3至STEP22：每步開挖進尺1.8 m，開挖的同時施作隧洞縱向1.8 m范圍內的鋼拱架、錨桿、噴混凝土。

4) STEP23-1：施加二次襯砌，回填灌漿工況，二次襯砌拱頂施加灌漿壓力0.25 MPa。

5) STEP23-2：運行期(有外水、無內水工況)，外水壓力等荷載：地下水埋深200 m，參考地質資料參數(shù)的建議，外水折減系數(shù)取0.15，則外水壓力水頭30 m，即0.3 MPa。

6) STEP24：運行期(內水、外水均施加工況)，二襯內水壓力：二襯內凈高6.15 m，過水高度按0.8凈高，即0.049 MPa。

計算成果分析發(fā)現(xiàn)，若按現(xiàn)有的支護措施，則初期支護壓應力和錨桿拉應力過大[2]，因此又設定了一種優(yōu)化方案L2作為比較，見表3中的說明。方案L2在隧洞底部增設鋼拱架，采取圍巖超前加固措施，考慮支護延遲1.8 m。其中，注漿加固部位的巖體變形模量增加7 GPa，內聚力C值增加至1 MPa，摩擦角增加至40°，該取值參考了南水北調中線工程北京段暗挖隧洞專題研究的經驗。

表3 f91斷層V類圍巖隧洞模擬方案

4 支護方案比較

4.1 方案L1

開挖邊界向洞內變形見圖3。洞頂向下位移51.0 mm，邊墻中部向內位移94.3 mm；因洞底在施工期無支護，洞底回彈量相對較大，達到308.2 mm，在實際施工中洞底土體的部分回彈變形極有可能因開挖清除而得不到顯示。

圖3 方案L1圍巖位移矢量(m)

噴混凝土多數(shù)部位處在受壓力狀態(tài)，其中噴混凝土拱頂為環(huán)向受壓，邊墻上下部垂直向受壓；但邊墻中部內緣局部有拉應力出現(xiàn)，拉應力大處有局部拉裂的可能[3]。混凝土的拉壓應力均較大，超過混凝土強度設計值。噴混凝土應力見圖4-圖6。

代表性斷面鋼拱架截面最大MISES應力的包絡見圖7。拱頂MISES應力相對較大，最大MISES應力為287 MPa，小于鋼材的屈服強度345 MPa。

圖4 方案L1代表性斷面噴混凝土應力矢量(Pa)

圖5 方案L1噴混凝土第一主應力(σ拉 /Pa)

圖6 方案L1噴混凝土第三主應力(σ壓 /Pa)

圖7 方案L1鋼拱架MISES應力(Pa)

代表性斷面錨桿拉應力情況見圖8。邊墻錨桿的拉應力遠大于拱頂?shù)?，此受力?guī)律與隧洞斷面形式有關：圓拱外部形成壓力拱、圍巖呈壓緊狀態(tài)，邊墻在地應力作用下內鼓[4]。圓拱部位的錨桿拉應力基本小于錨桿抗拉強度設計值360 MPa，邊墻部位的錨桿拉應力遠超過錨桿抗拉強度設計值。

4.2 方案L2

采用隧洞底部增設鋼拱架，超前加固措施，并延遲1.8 m支護，噴混凝土支護壓應力比方案L1減少20%，見圖9。鋼拱架截面最大MISES應力259 MPa，小于鋼材屈服強度，見圖10。錨桿拉應力比方案L1減少30%，截面拉應力超過300 MPa的錨桿數(shù)量比L1減少，這些錨桿位于隧洞邊墻下部，見圖11。

圖8 方案L1代表性斷面錨桿軸向應力S11(Pa)

圖9 方案L2噴混凝土主壓應力(Pa)

圖10 方案L2鋼拱架MISES應力(Pa)

圖11 方案L2錨桿軸向應力S11(Pa)

由方案L2的分析可知，超前加固圍巖及適當?shù)匮舆t支護，支護結構應力降低比較明顯，但同時發(fā)現(xiàn)混凝土壓應力仍然較大、超過25 MPa的范圍仍然多。因此建議考慮在采取超前加固圍巖的基礎上，再適當?shù)难舆t混凝土噴護，以將圍巖應力再多釋放一些[5]。錨桿和圍巖之間的變形，會存在一定的自適應調整，錨桿應力會有所減小，因此建議考慮錨桿及時跟進[6]。

5 結 論

通過對穿越f91斷層的鉆爆法開挖TBM通過洞的多支護方案成果對比之后，結論如下：

1) 當前洞段在既有開挖支護方案和巖體力學參數(shù)下，噴混凝土支護呈環(huán)向受壓狀態(tài)，但壓應力過大，超出設計強度。邊墻處錨桿拉應力過大，超過設計強度。鋼拱架應力滿足強度要求。

2) 在底部施加鋼拱架，增加隧洞水平向的支撐作用，因此大幅度降低了邊墻錨桿的拉應力[7]。但是噴混凝土的壓應力仍然很高，可考慮采取超前加固圍巖的措施來緩解這種狀況。底部鋼拱架由于承擔過多的橫向壓力而造成應力過大，可考慮在洞底噴射混凝土，以分擔底部鋼拱架的承載。采用超前加固圍巖并延遲支護后，支護結構應力降低比較明顯，但同時發(fā)現(xiàn)混凝土壓應力仍然較大，因此建議考慮在采取超前加固圍巖的基礎上，再適當延遲混凝土噴護，以將圍巖應力再多釋放一些。錨桿和圍巖之間的變形，會存在一定的自適應調整，錨桿應力會有所減小，因此建議考慮錨桿及時跟進。

依據(jù)數(shù)值模擬計算結果，綜合比較分析后采用底部施加鋼拱架、超前加固及延遲噴護混凝土的支護設計方案。該支護方案在實際施工中達到良好的效果，對類似工程的隧洞穿越斷層破碎帶的支護措施具有一定的參考價值。