劉遠程，鄧榮貴，傅支黔，劉潤杭，王拓

(1.西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031；2.中國電建集團 成都勘測設計研究院有限公司，四川 成都 610072)

隨著我國修建長大隧道數量的不斷增加，鑒于經濟及技術綜合對比，TBM施工法被更多地采用，特別是雙護盾TBM掘進機，因其適用完整和軟弱地層，應用更為廣泛。但由于雙護盾TBM掘進機的內部在掘進過程中幾乎與周圍巖體處于隔離狀態(tài)，因而無法從掘進機內部對圍巖進行直接觀察以及試驗檢測。因此，對于即時評估掌子面縱深方向一定區(qū)域內的圍巖特性形成較大的障礙，而圍巖特性的劣化是造成TBM卡機的重要因素，對掌子面附近的圍巖進行綜合評價顯得尤為重要以及迫切。現有的圍巖評價方法[1?4]主要通過TBM尾渣特征、掘進停止時回彈測試以及滾刀磨蝕情況建立與圍巖穩(wěn)定性的相關關系進行間接評價。孫金山等[5?7]建立RMR與TBM掘進圍巖的參數關系，間接評價圍巖穩(wěn)定性。楊繼華等[8]提出基于模糊綜合評價理論，對采用TBM施工中的掘進參數、巖石回彈值等6個要素進行綜合評定的方法。SHARMA等[9?11]研究了巖塊回彈數值與其他可較易獲取的參量之間建立對應聯系，如回彈換算強度-單軸抗壓強度的關系，從而可以較為容易獲取巖體強度等參數值。葉青等[12]對平硐的均勻布點進行回彈測試，并提出巖體回彈離散系數DCRR，發(fā)現DCRR與巖體分析具有明顯的關聯性。吳秋軍[13]提出采用回彈測試與數碼成像技術對掌子面圍巖進行綜合評價的方法。趙幫軒等[14?16]分別研究了現場圍巖分級中采用改進型回彈儀對現場圍巖進行直接測試，并建立回彈測試強度與單軸飽和抗壓強度的函數關系，可快速得獲得圍巖強度參數。研究者們對TBM掌子面圍巖特性的即時評價研究取得了較多的成果，主要還是針對掘進過程中的尾渣特性及TBM參數的變化進行綜合評定，屬于間接評定圍巖的特性；亦或是需要TBM作業(yè)停機，才可以直接對掌子面進行回彈測試以及直接觀測，嚴重干擾TBM施工作業(yè)，影響工期。而采用回彈測試圍巖的方法主要是針對礦山法施工隧道。目前針對雙護盾TBM掘進的隧道圍巖強度和變形特征進行直接測試研究的成果相對較少。本文主要針對TBM掘進過程中，在不需要停機的情況下，對圍巖的強度和變形進行直接的測試。采用改進的回彈儀以及測尺，通過襯砌管片的注漿孔對圍巖進行強度及變形特征的觀測和測試，以此綜合評價圍巖的物理力學特性和圍巖穩(wěn)定性態(tài)。

1 TBM掘進隧道工程概況

1.1 隧道工程和TBM掘進卡機事故概況

該隧道位于西南高原山區(qū)，如圖1，屬于某“通村”多用途公路的節(jié)點工程，里程為K8+698～K13+482，隧道全長4 784 m，最大埋深830 m，隧道進口高程3 547.02 m，采取0.4%縱坡上坡至出口高程3 566.18 m。襯砌隧道內徑8.1 m，開挖洞徑9.13 m，雙車道。采用全斷面開挖，雙護盾TBM進行單向掘進施工。

圖1 隧道所在區(qū)域衛(wèi)星圖Fig.1 Plan of the tunnel location

隧道掘進至K10+076～K10+253洞段，遇到第1次卡機洞段，隧道先后出現4次卡機事件。其中，掘進至K10+146附近發(fā)生尾盾卡機，至K10+209附近出現前盾卡機，至K10+242附近出現尾盾卡機，至K10+253附近出現前盾及后盾幾乎整體卡機。根據觀察到的各種現象分析表明，卡機段地應力較高，圍巖因區(qū)域構造強烈，擠壓巖石初始損傷裂隙發(fā)育，導致圍巖內部破裂，洞壁宏觀收斂變形超過掘進預留量。所以，采取快速有效的觀測方法，及時評價圍巖變形特性和穩(wěn)定性態(tài)，為隨時調整TBM掘進參數提供依據，顯得尤為迫切與重要。

1.2 工程地質條件及問題

隧址區(qū)位于西部高原東南緣地區(qū)，處于喜馬拉雅山脈、念青唐古拉山及橫斷山脈的交匯處。地形起伏較大。松散覆蓋層分布于陡峻坡腳或者溝槽內，前者多為崩塌堆積體群，后者多為冰川堆積物，基本為塊碎石土，基巖基本為片麻巖(見表1)。隧址區(qū)地質構造強烈，斷層、擠壓帶和局部揉皺構造現象極為發(fā)育。山頂終年積雪，洞身上覆埡口兩側分布多個冰湖，地表及地下水豐富，主要為基巖裂隙型和松散覆蓋層孔隙型地下水。隧道圍巖質量總體中等，進、出口斜坡卸荷帶和斷層破碎帶圍巖質量等級為V級，局部巖體完整洞段圍巖為Ⅱ級，多數洞段圍巖質量級別為Ⅲ級和Ⅳ級。隧道垂向埋深大于600 m洞段長度大于2 km，最大埋深近840 m。隧道進口附近地面鉆孔(約450 m深)地應力測試結果顯示，水平大次主應力SH介于8.12～40.51 MPa，方位角為N12°～22°E；水平小次主應力Sh為7.05～28.13 MPa。測試點處周圍以水平向地應力擠壓作用為主。隧道內原巖區(qū)地應力測試結果表明，原巖最大主應力量值介于16～24 MPa，方向與隧道洞身呈大角度關系，傾角40°左右。區(qū)域內主要地層巖性較為單一，主要包含由冰川地質及沖洪積作用形成的松散覆蓋層及基巖，如表1所示。

表1 隧址區(qū)地層巖性Table 1 Layer formation lithology in the tunnel site area

2 雙護盾TBM掘進隧道圍巖變形試驗

2.1 試驗原理

TBM掘進一段后，向前推進并完成管片安裝，理論上襯砌管片和圍巖開挖周界圓是同心圓，但由于尾盾拔出后，以及TBM作用在管片環(huán)上的反力千斤頂撤除，襯砌管片將和圍巖圓周構成內接圓和外切圓的關系。而管片預留的注漿孔可以直接觀察孔內范圍的圍巖特征，試驗借此作為該管片環(huán)局部范圍內圍巖的特征參考。該隧道TBM開挖的隧道直徑為9.1 m，標準的襯砌管環(huán)內側直徑為8.1 m，襯砌管片厚度為0.35 m，因而，從管片內部11點鐘及13點鐘方向的注漿孔以仰角30°(回彈儀軸線與豎直軸成60°夾角)向圍巖方向測量圍巖到襯砌管片內部的距離，理論計算值均應為71 cm，11點及13點2方向為過圓心的豎直軸對稱分布，因而管片內側到圍巖的距離滿足相加之和為142 cm。如圖2所示。

圖2 測尺及改進型回彈試驗示意圖Fig.2 Schematic diagram of gauge measurement and improved rebound hammer test

但實際情況是，由于管片是由具有一定柔性的螺釘連鎖緊固而成的，在自重以及TBM尾盾拔出后支撐力撤除后的共同作用下，標準的圓管環(huán)會發(fā)生變形，呈現出一個近似長軸水平的橢圓形，由于管環(huán)的變形是關于豎直軸對稱的，在自重作用下，變形后的管環(huán)仍舊是豎直軸對稱的。綜合上述因素的影響，從11點及13點2方位所測得的圍巖壁到管片內側的距離應該滿足73～75 cm，2個方向之和應該滿足146～150 cm的間距。如果測點11點及13點中任一點所測得距離小于73～75 cm的范圍，但不會小于管片斜向注漿孔的長度41.6 cm，則可以認為圍巖發(fā)生內擠，結合回彈的數值，進而判斷內擠是屬于圍巖掉塊還是圍巖大變形。如數值在73～75 cm內，判定圍巖當前并沒有發(fā)生較大變形或者掉塊，圍巖較為穩(wěn)定。而對于數值大于75 cm的，認為圍巖存在掉塊或者超挖等。測試前先用鋼釬觸探圍巖是否松動，并清除浮渣再進行測試。

2.2 試驗設計及實施

每一個測試孔需要獲取3類測試結果，首先通過注漿孔對圍巖直接觀察，進行巖性的描述，判斷孔內圍巖的完整性情況，其次再對圍巖及管環(huán)片內側距離進行測尺測量，最后進行回彈測試。而且測試必須嚴格按照上述的測試順序，以盡可能保留最原始的圍巖測試信息。如圖3所示為現場圍巖的圍巖完整性特征。

圖3 注漿孔現場圍巖特征觀察圖Fig.3 Observation of the characteristics of the surrounding rock by the grouting hole

管片完成拼裝后，尾盾向前拔出，管片與圍巖形成穩(wěn)定接觸，并在回填豆粒石和注漿施工前，通過管片的11點及13點方位的注漿孔對圍巖到襯砌管片內側進行測量，每一個測試孔分別測試5次，并計算算術平均值。本次測量的數值與回彈測試均為同一測試管環(huán)。本次試驗測試的數據成果整理后如表2和表3所示。

根據目前的計劃，西屋2019年春將把被稱為EnCore設計的先導試驗燃料棒裝入拜倫2號機組(1100 MWe壓水堆)堆芯。EnCore設計使用了硅化鈾燃料芯塊和帶有鉻涂層的鋯合金包殼。

表2 較完整圍巖管環(huán)對應圍巖測試統(tǒng)計Table 2 Relatively complete surrounding rock pipe ring corresponding surrounding rock test statistics

表3 不良圍巖管環(huán)對應圍巖測試統(tǒng)計Table 3 Poor surrounding rock pipe ring corresponding surrounding rock test statistics

3 改進型回彈儀圍巖強度試驗

3.1 試驗原理

雙護盾TBM在完成管片的拼裝后，尾盾將向掘進方向拔出，管片將會與圍巖直接接觸，此時，可以利用管片11點、13點注漿孔對圍巖進行有限度的回彈試驗。由于常規(guī)的回彈儀沖擊桿長度有限，本工程采用加長沖擊桿的改進回彈測試方法。在試驗前對同一類型的巖體在檢測角為60°的測試方向上分別測出無加長桿與有加長桿的回彈測試值R′mA與R′ma，二者比值即為比例系數I；獲取比例系數后，現場實測采用的加長桿回彈值RmA通過比例系數進行換算后，再根據規(guī)范進行角度修正，所得的修正后回彈值Rm再查表[16]換算得到抗壓強度值，推導如下。本次測試實測值及換算值如表2和表3所示。

比例系數I為：

其中：R′ma為擬合測試不加長桿60°檢測角回彈值；R′mA為擬合測試加長桿60°檢測角回彈值。

加長桿實測檢測角60°測試值換算：

其中：Rmα為對應不加桿的換算回彈值；RmA為加長桿60°檢測角現場實測回彈值。

角度修正回彈值Rm：

其中：Raα為角度修正值，通過查表[16]獲取。

最后，通過將修正后的回彈值Rm與碳化深度dm查表[16]獲取對應的抗壓強度值。

3.2 試驗設計及實施

本研究總共對204片環(huán)管片進行回彈測試及巖性觀測并描述，每一個測試孔進行16回彈測試，除去3個最大和3個最小值，剩余的10個回彈值取平均值。采用長度80 cm，直徑22 mm的帶肋鋼筋作為加長桿，節(jié)選具有針對性的較整圍巖及不良圍巖對應的管環(huán)分別進行統(tǒng)計分類分析。對于較完整的穩(wěn)定圍巖測試分析，選擇管片編號為11523等10環(huán)管片，具體測試參數如表2所示；由于實測樣本數量的限制，不良圍巖測試段，選擇編號為1601等共13環(huán)管片，其中大變形圍巖段6環(huán)，塌方掉塊圍巖段7環(huán)，具體測試參數如表3所示。

4 試驗結果及分析

4.1 穩(wěn)定圍巖段回彈及測尺結果分析

通過直接地觀察及回彈過程的聲響，如圖3(a)及表2，測試孔內的穩(wěn)定圍巖特征表現為巖體完整，巖體礦物晶體排列清晰緊密，裂隙不發(fā)育，回彈聲音清脆。由表2知，該類穩(wěn)定圍巖由回彈換算的抗壓強度最大值79.17 MPa，最小抗壓強度48.41 MPa，該類圍巖屬于相對穩(wěn)定和完整的堅硬巖體。

由圖4知，統(tǒng)計范圍內不同管環(huán)對應的圍巖的抗壓強度換算值與對應孔位的測尺長度的分布大致呈現出反向相關性，即圍巖的強度較大時，其測尺長度相對較?。环粗畤鷰r強度較小時，則測尺長度較大。

圖4 穩(wěn)定圍巖管片圍巖強度及測尺長度曲線Fig.4 Curves of strength and measuring length of surrounding rock of stable surrounding rock related segment

由圖5可見，穩(wěn)定圍巖的測尺深度范圍主要集中在70～76 cm的分布范圍內，其平均值μ為72.85，標準差σ為1.88，近 似 服 從X～N(72.85,3.534 4)的正態(tài)分布。通過計算可得在72～75 cm范圍內的分布概率為54.65%，可見穩(wěn)定圍巖的測尺長度大多集中在這一范圍，考慮到標準差較小，認為72～75 cm的為標準評價圍巖穩(wěn)定性可靠性程度較高。

圖5 穩(wěn)定圍巖管片測尺長度分布Fig.5 Distribution of lengths of pipe segments of stable surrounding rock

出現這一現象是由于該隧道處于高地應力區(qū)，局部洞段的高地應力更為集中。測試范圍內的巖體為堅硬的片麻巖，巖性較為完整堅硬。地質時期以來，在構造應力的長期作用下，巖體以彈性能的形式將地應力的擠壓作用能量儲存起來。當隧道開挖后，圍巖由原來的三向受力轉化為雙向受力，儲存有大量彈性能的巖體開始向隧道開挖的臨空面釋放彈性能，由于巖體較為堅硬及完整，裂隙發(fā)展不明顯。并沒有發(fā)生明顯地破壞，而是以向臨空面的方向產生近似徑向的變形。此外，由于隧洞的開挖，使得隧洞的徑向應力突變?yōu)?，而環(huán)向應力則急劇增加，進一步加大了圍巖向洞內的變形量。但是由于巖性較為堅硬和完整，變形的量也得到限制，從而使得洞體的變形相對收斂并保持相對地穩(wěn)定。

4.2 大變形圍巖段回彈及測尺結果分析

該類圍巖的巖性特征通過注漿孔進行觀察，主要表現為巖體有節(jié)理，回彈時聲音較為沉悶，回彈試驗時彈跳相對微弱，如圖3(b)。

大變形圍巖段的測尺長度出現了明顯小于標準間距72 cm的特征，所有測試點都遠小于標準值，最小間距的測試點是1601-13點位，其圍巖與管片內側間距達到42 cm，偏離值達到30 cm；最大間距的測試點位是1601-11，其圍巖與管片內側間距為51 cm，偏離值為21 cm。同時，相對于同一隧洞的穩(wěn)定圍巖，該類圍巖的強度相對較低，通過回彈換算的最大抗壓強度值僅為53.41 MPa，最小抗壓強度43.39 MPa，與5.1中穩(wěn)定巖體不同，其結構相對不完整，有裂隙發(fā)育，破壞結構的整體性。

此外由圖6可知，該類圍巖同一個測試孔位的抗壓強度和測尺長度呈現出近似正相關性，即圍巖的強度增大時，其測尺長度相對也在增加。這一現象主要是由于該類圍巖的抗壓強度相對穩(wěn)定圍巖的強度有較大降低，但是同樣在高地應力作用下，當洞體開挖后，巖體受力由三向受力變化為雙向受力，地應力急劇重分布。加之該類圍巖原生裂隙的存在，地應力向洞內釋放的過程中，裂隙的進一步發(fā)展就會導致巖體的變形增大，甚至發(fā)生大變形或者鼓脹，從而產生較大的變形。

圖6 大變形圍巖管片圍巖強度及測尺長度曲線Fig.6 Curves of strength and measuring length of surrounding rock of large deformation surrounding rock related segment

4.3 垮塌圍巖段回彈及測尺結果分析

該類巖體由于在可視范圍內可見巖體的垮塌，并未對其進行回彈試驗，僅進行測尺測試。測試結果如表3所示。通過匯總如圖7所示，該類圍巖主要表現為巖體剝落，其測尺長度一般都遠大于標準間距72 cm的特征。該類巖體屬于巖性不良巖體，其節(jié)理較發(fā)育，在開挖卸荷及其他擾動下，導致結構面貫通，進而從巖體中剝落掉塊，造成超挖，不利于洞體施工。

圖7 垮塌圍巖管片測尺長度曲線Fig.7 Curve of length measurement of collapsed surrounding rock segment

通過對注漿孔使用：直接觀察巖體巖性、測量圍巖到襯砌管環(huán)內部的距離以及回彈測試其抗壓強度3種方法，可以較好地獲得評價較完整圍巖穩(wěn)定性特征的指標：

1)測試圍巖巖性較完整，裂隙較少時，圍巖抗壓強度較大，測尺長度穩(wěn)定在72～75 cm的標準間距時，或者其在標準間距范圍的概率較大時。同時，其回彈值換算得抗壓強度與測尺長度隨機統(tǒng)計呈現一個近似反相關性時，可以初步判斷測試巖體巖性相對穩(wěn)定和完整。

2)圍巖發(fā)生大變形，巖體完整性較差，裂隙節(jié)理較發(fā)育，其抗壓強度相對較低，測尺長度小于標準間距72～75 cm時，且其回彈值換算得抗壓強度與測尺長度隨機統(tǒng)計呈現一個近似正相關性時；或者發(fā)現巖體崩落，其測尺深度嚴重大于標準間距時，則可以初步判斷測試巖體屬于不良巖體。

5 結論

1)當測試對象為穩(wěn)定的圍巖時，其巖體的巖性較為完整，回彈測試的聲音清脆，回彈測試的反彈較大。其圍巖到管環(huán)內側的測試長度基本落在70～76 cm的范圍，其測試值基本滿足正態(tài)分布，其中落在理論標準間距的正態(tài)分布概率為54.65%。此外，圍巖到管片內側的間距與巖體的回彈值換算抗壓強度的隨機統(tǒng)計曲線呈現出近似反相關性的特點。則可以判斷該處巖性相對穩(wěn)定。

2)對于大變形的圍巖，其巖體被裂隙節(jié)理切割，回彈測試響聲較為沉悶，回彈較弱；其巖體的測尺深度基本小于72～75 cm的標準間距，且其回彈值換算的抗壓強度相對較低。此外，圍巖到管片內側的間距與巖體的回彈值換算抗壓強度的隨機統(tǒng)計曲線呈現出近似正相關性的特點。

3)對于發(fā)生坍塌的圍巖體，通過直接觀察可以發(fā)現其存在明顯剝落的特征，此外，通過測尺測量圍巖到管片內側的間距也明顯地超出標準值范圍。通過研究TBM施工法襯砌管片上的注漿孔進行圍巖巖性觀察描述、圍巖到管片內側的間距測試以及改進型回彈測試等聯合測試，可以較為有效地對圍巖的強度特征和變形特征進行即時評估。

4)該方法對較完整圍巖具有較好的適用性，對其他破碎的圍巖適用性較差?？梢詾椴捎秒p護盾TBM這類施工過程中作業(yè)人員難以直接評估圍巖特性的隧洞施工方法提供一定的借鑒。

5)針對工程中出現的卡機問題，工程中采取了相應的應對措施，即開啟刀盤擴挖刀進行擴挖，使得圍巖的收斂速率低于TBM的推進速率，從而使掘進機順利通過圍巖收斂較快的區(qū)段。