敞开式TBM穿越断层破碎带时岩-机作用分析

刘琪　张传健　颜天佑　李建贺　陈长生

摘要：敞开式TBM穿越断层破碎带时面临着围岩变形卡机与坍塌失稳的地质灾害风险。以滇中引水工程香炉山隧洞为例，对该施工过程中的围岩力学响应，TBM刀盘、护盾结构受力变化以及初期支护内力状态等开展了三维数值模拟研究。结果表明：① 断层破碎带的存在使施工过程中其附近一定影响范围内的隧洞围岩变形量增加，围岩塑性区易沿断层带与完整围岩区相交洞段的软-硬界面深入发展;② 断层带内的围岩收敛变形和拱底处塑性区范围较完整围岩区显著增加，存在机头下沉及围岩“底鼓”的可能;③ 断层带内敞开式TBM卡机风险形式主要为刀盘被卡;④ 仅依靠初期支护无法满足断层带内隧洞围岩的长期稳定，应及时施作二衬以分担围岩变形荷载。

关键词：深埋隧洞; 敞开式TBM; 断层破碎带; TBM卡机; 香炉山隧洞; 滇中引水工程

中图法分类号： TV52

文献标志码： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2021.10.025

0引 言

全斷面隧道掘进机（TBM，Tunnel Boring Machine）相较于传统钻爆法具有施工安全、机械化程度高、成洞质量好、掘进速度快、作业环境好、污染小、综合效益高等优点，因而在隧道（洞）建设领域获得大量应用[1]。但其机体庞大，护盾区围岩支护滞后，在断层破碎带等软弱围岩区施工时，易因围岩挤压变形或岩体坍塌失稳而发生卡机事故，可造成较大的经济损失和工期延误，并对机械设备和施工人员作业安全构成威胁[2-5]。

数值模拟方法是当前研究TBM与围岩相互作用的重要工具。Zhao等[6-8]采用三维有限元方法（midas GTS）模拟分析了双护盾TBM掘进施工中发生的软弱围岩挤压变形及脆性围岩剥落灾害，较好地解释了TBM隧洞围岩失稳、护盾变形卡机以及衬砌损坏等工程现象的物理力学机制。Maleki等[9]结合工程实例，对比采用有限差分法FLAC和非连续介质方法UDEC二维模型模拟了TBM掘进过程中挤压破碎地层围岩的变形及力学行为，分析了TBM在围岩破碎带的卡机致灾机理。Hasanpour等[10-11]则考虑了围岩与护盾间的不均匀间隙，采用有限差分三维模型，模拟了双护盾TBM在软岩洞段掘进过程中的围岩收敛变形量分布和对护盾的接触力曲线。程建龙等[12-14]采用FLAC3D建立了完整的双护盾TBM开挖掘进模型，模拟并分析了隧道纵向位移释放率、刀盘扩挖量、护盾和岩体特征对围岩变形及TBM护盾受力分布的影响，揭示了双护盾TBM与围岩之间的相互作用机制。

然而，现有针对TBM软弱地层掘进卡机机理的数值模拟研究多以双护盾式TBM为对象，而对敞开式TBM则少有相关研究。后者在穿越断层破碎带等不良地层时，因围岩破碎大变形或坍塌失稳掩埋机头，亦存在较大的卡机风险，卡机形式常包括卡刀盘、卡护盾以及刀盘和护盾同时被卡等[15-17]。在TBM施工中，考虑到工期要求及经济性，中小型断层（包括已探明和未探明的）常需敞开式TBM利用自身能力在加强支护措施的条件下掘进通过，这使得TBM面临着未知的卡机风险。

本文基于滇中引水工程香炉山隧洞，采用有限差分法，对敞开式TBM掘进通过断层破碎带时的围岩力学响应，TBM刀盘、护盾结构受力变化以及初期支护内力状态等开展了TBM进场掘进施工前的三维数值模拟研究。研究结果有助于深入认识敞开式TBM与围岩相互作用机制，并为施工期TBM穿越断层破碎带的施工方案制定和地质灾害处置提供理论依据。

1工程概况

1.1工程简介及地质条件

滇中引水工程是云南省为解决滇中地区严重缺水问题而实施的特大型调水工程。工程计划从金沙江取水，年均输水量34.03亿m3，受水区面积达3.69万km2。位于工程总干渠首段的香炉山隧洞线路总长62.596 km，最大埋深1 450 m。隧洞采用无压输水，设计断面为圆形。除活动断层带洞段外，隧洞衬后直径8.3～8.5 m，设计流量135 m3/s，设计纵坡1/1 800。香炉山隧洞采用“钻爆法+TBM”联合施工，总工期96个月，为引水总干渠的控制性工程。

香炉山隧洞穿越金沙江与澜沧江分水岭，地质条件复杂，工程区属高、中山地貌区，埋深大于1 000 m的洞段累计长21.427 km，占隧洞总长34.23%。隧洞沿线发育13条大断（裂）层，软岩洞段累计长13.107 km，占隧洞总长的20.94%，软岩分布洞段隧洞埋深一般为400～1 300 m，易产生中等-极严重挤压变形。图1为香炉山隧洞纵断面图，其中TBM开挖段总长35.52 km，采用两台直径9.83 m的敞开式TBM相向掘进。

芹菜塘断裂（FⅡ-10）是香炉山隧洞下游段TBM从支洞进入主洞后须穿越的第一条大型断层，其走向近SN方向，倾向西，倾角40°～75°，属于逆断层，与隧洞轴线夹角约57°。断裂带内隧洞埋深约910 m，穿越宽度约93 m，区间岩体破碎，属于Ⅴ类围岩，成洞条件差，地勘结果认为该洞段发生围岩变形失稳与局部岩溶涌水风险较高。其两侧岩体为三叠系中统北衙组上段（T2b2）灰岩及白云质灰岩，岩体微新，围岩等级为Ⅳ类，成洞条件一般。由于芹菜塘断裂（FⅡ-10）具有埋深大、岩体破碎、地处碳酸盐岩含水地层等特点，且是TBM段需要穿越的首条大型断层，本文选取该断层为模拟对象开展敞开式TBM掘进穿越过程的数值模拟研究。

1.2敞开式TBM主要技术参数

针对香炉山隧洞施工技术要求设计生产的世界引调水工程最大直径TBM“云岭号”，其掘进及支护系统如图2所示。TBM掘进过程中隧洞初期支护施作按照与刀盘的距离可分为L1区和L2区。其中L1区紧邻盾尾，主要进行钢拱架安装、隧洞断面腰线以上180°锚杆施作、钢筋排和钢筋网安装以及较差围岩段的应急喷混;L2区滞后L1区约42 m，主要进行隧洞断面腰线以下180°锚杆以及断面系统喷混。隧洞的衬砌结构则由TBM系统后独立的衬砌台车完成，滞后掌子面距离约为400 m。该TBM的主要技术参数如下：

2敞開式TBM掘进施工建模

2.1模型建立

2.1.1含断层破碎带的岩体模型

根据香炉山隧洞芹菜塘断裂（FⅡ-10）空间产状及与隧洞轴线相对位置关系，采用显式三维有限差分软件FLAC3D建立如图3所示数值模型。为减小边界效应，模型横向（X）和竖向（Z）上尺寸均取80 m，即左右及上下两侧计算边界的偏移距离约为3.5倍隧洞直径[10]。而为了模拟断层破碎带影响范围，洞轴线方向（Y）模型长度设置为180 m。为减小计算规模，将模型轴向中部隧洞穿越断层破碎带的长度简化设置为30 m，同时，平行于XOY平面的模型中部30 m×30 m截面范围内岩体单元网格沿洞轴线方向上宽度取0.5 m，周围岩体单元则取1.0 m。模型共生成单元节点129万个，剖分六面体岩体网格128万个。

模型中对地下水的影响在岩体参数取值上进行综合考虑，不进行单独分析。围岩按各向同性连续介质考虑，采用理想弹塑性模型、Mohr-Columb屈服准则，断层带及两侧岩体物理力学参数分别按Ⅴ类和Ⅳ类围岩取值，如表1所列。而为了对比敞开式TBM在完整岩体和断层破碎区掘进的响应差异，该模型中暂不考虑TBM在断层破碎围岩区可能采取的刀盘扩挖和超前支护措施，同时采用的围岩支护参数与两侧完整围岩区相同。

2.1.2TBM掘进及支护模型

根据隧洞支护设计方案，TBM掘进段Ⅳ类围岩区对应的初期支护型式采用HW125钢拱架，榀距1.0 m;锚杆直径25 mm，长度5.0 m，间排距1.25 m;全断面喷聚丙烯粗纤维C25混凝土，厚度为15 cm。由于隧洞二衬滞后掌子面较远，在二衬施作之前隧洞围岩变形稳定由初支控制，因此该模型中暂不考虑二衬的作用。

如图4所示，在计算模型中，喷混层具有薄壳结构特征，采用shell结构单元模拟;锚杆采用cable结构单元模拟;钢拱架采用beam结构单元模拟。顶拱钢筋排作为围岩变形稳定的安全余量进行考虑。一方面，由于机载锚杆钻机布置在主梁两侧，锚杆无法径向通过隧洞中心而是相对断面径向偏转35°，且L2区锚杆系统滞后L1区，建模过程中对此进行了考虑;另一方面，由于模型中需模拟钢拱架、锚杆的施作，计算过程中将不开启大变形模式，即模型中网格不会随着节点的位移而发生变形。而为考虑围岩与TBM刀盘及护盾的相互作用，本次研究参考黄兴等[18]提出的建模方法。

（1） 扩挖间隙。

考虑到围岩开挖后的收敛变形，在TBM设计和施工中一般均会预留扩挖间隙。而在不开启大变形模式下，扩挖间隙的存在使得围岩与TBM护盾无法直接接触。因此对扩挖间隙采用厚度为δR的实体单元（以下简称“间隙单元”）进行模拟。

间隙单元采用弹性模型，其变形模量很小，起到在变形的围岩和护盾结构间传力的作用。其初始厚度同TBM刀盘的预留扩挖间隙，并划分为多层网格，该模型中间隙厚度按照实际刀盘扩挖量取值为100 mm。由于护盾结构具有一定的刚度，当侧向围岩开始收敛变形，在围岩的挤压和护盾结构的约束作用下，间隙单元被逐渐压缩并对两侧产生弹性反力，但数值较小，围岩近似自由变形;当围岩进一步变形接近或达到扩挖预留变形量，间隙单元被压得非常扁，此时间隙单元对两侧的变形反力已达到较大值，表明围岩与护盾产生了挤压作用;当围岩继续变形，护盾结构在挤压力作用下出现明显弹性变形，即计算结果中出现护盾区围岩变形量超过间隙厚度的情况，表明护盾结构被“压弯了”。

（2） 刀盘和护盾。

该TBM刀盘至护盾盾尾距离约为6 m，护盾为半封闭式，厚度为5～10 cm，相比隧洞的开挖直径而言非常薄，采用liner结构单元进行模拟。一方面，liner单元模拟的初衬结构不但能承受法向的拉压应力还能模拟与岩土体间的切向滑移摩擦，也可模拟与岩土体之间的分离及随后的重新接触，能够较好地反映TBM护盾与围岩的相互作用。另一方面，由于TBM刀盘对掌子面岩体的回转切削过程难以直接模拟，因此此处采用liner结构单元对刀盘作用进行简化模拟。该模型的liner结构单元设置中，剪切耦合弹簧黏聚力设置为0，即允许围岩与护盾/刀盘间发生相对运动。

2.2边界条件设置

根据由地质勘察与反演计算得到的工程区初始地应力场，FⅡ-10断层处洞段地应力条件如表2所列。本次研究中岩体模型底部采用各向位移约束边界条件，四周及顶部施加表中法向应力边界条件，切向应力由于数值较小而忽略，计算得到模型的初始地应力分布。

2.3掘进与支护过程模拟

敞开式TBM掘进与支护模拟步骤如下：① 建立岩体模型（含断层破碎带），设置初始和边界条件，计算初始地应力场;② 岩体开挖，设置护盾与围岩之间的间隙单元，建立刀盘及护盾模型;③ 刀盘及护盾向前推进，每开挖步进尺2 m，同时消除出露护盾后缘的间隙单元;④ 护盾后区域施加环形钢拱架、L1区锚杆和喷混等初期支护措施;⑤ TBM持续掘进，施加L2区锚杆;⑥ 重复执行步骤②～⑤，直至隧洞贯通。

2.4TBM-围岩作用力计算方法

利用上述模拟结果可间接计算围岩与TBM结构间的相互作用力。

2.4.1刀盘荷载计算

在滚刀破岩试验中，滚刀切削系数CC被定义为滚刀滚动力与法向力的比值，是TBM掘进过程中在给定推力值下所需扭矩大小的一个指标[19]。Rostami等[20-21]给出了常截面滚刀切削力预测的半理论半经验公式如下：

需要说明的是，按照式（5）计算得到的刀盘法向力并非TBM刀盘旋转切削掌子面岩体过程中真实的法向作用力，而是表征TBM刀盘为维持掌子面稳定并持续向前掘进所需的轴向推力。该轴向推力由TBM主油缸顶推撑靴获得的反作用力提供。由式（6）计算得到的刀盘扭矩值也只是一种近似结果，真实的刀盘扭矩还受滚刀破岩冲击力、刀盘转动与围岩的摩擦力、传动过程中的扭矩损失等因素的影响。

2.4.2护盾表面摩擦力计算

由于模型无法模拟真实的TBM连续掘进过程，护盾沿隧洞轴向方向所受摩阻力需要由护盾外表面的法向应力进行间接求取，其计算公式如下：

对于μ的取值，Ramoni等[23]在研究中指出，TBM与围岩间摩擦系数在连续掘进（滑动摩擦）情况下取0.15～0.30，考虑长时间停机后的重新启动（静摩擦）时取0.25～0.40，在采用润滑剂的情况下可取小值。本次研究中护盾-岩石相互作用的摩擦系数按连续掘进条件取值0.3。

3计算结果及分析

3.1围岩力学响应及变形

在敞开式TBM穿越断层破碎带过程中围岩力学响应及变形发展规律如图5～9所示。选取机头部分还未进入、开始进入、完全进入、开始穿出和穿出并远离断层破碎带区域时（分别对应开挖步18，38，46，53及82）等典型阶段进行分析。其中，LDP曲线即围岩纵断面位移曲线。

当TBM机头部分还未进入断层破碎带（开挖步18），TBM盾尾断面围岩应力场和塑性区呈对称分布。隧洞腰线部位围岩塑性区范围最深，为5.1 m;顶拱部位围岩塑性区范围相对最浅，为2.5 m;洞周围岩压应力最大值为37.66 MPa，出现在两侧围岩内部的塑性区和弹性区交界部位。隧洞掌子面岩体由于卸荷松弛产生塑性区，其中心处塑性区轴向深度最大，为6.0 m，向两侧则塑性区逐渐减小。TBM护盾范围内围岩顶拱沉降变形随着与掌子面距离的增大而增大，其变形量为38.3～83.4 mm。考虑到开挖面处有一定的初始位移，盾尾部位相对径向位移为45.1 mm，小于TBM开挖预留变形量100 mm，表明此时隧洞顶拱区域围岩未与TBM护盾发生挤压。围岩在出露护盾区域后，在初期支护结构的约束下变形逐渐收敛，其稳定后的拱顶沉降变形量约为94.3 mm，减去开挖面初始位移后则为56.0 mm，小于SL 377-2007《水利水电工程锚喷支护技术规范》[24]规定的围岩允许变形值，围岩处于稳定状态。

当TBM机头部分开始进入断层破碎带时（开挖步38），受断层破碎带与洞轴线空间斜交影响，TBM盾尾断面围岩应力场不再对称。隧洞掌子面左上侧首先进入断层带范围内，盾尾右侧断面则仍处于完整围岩区。洞周围岩压应力最大值为42.0 MPa，出现在右侧围岩内部的塑性区和弹性区交界部位，隧洞腰线处塑性区深度约5.5 m。值得注意的是，在断面右上角出现了较大延伸范围的塑性区，该部位处于完整围岩与断层破碎带相交界面附近，受隧洞开挖卸荷及断层破碎带软弱边界的影响，产生了较大的侧向主应力降而进入塑性状态。隧洞掌子面岩体塑性区范围变化不大，最大深度仍为6.0～6.3 m。由于断层带的影响，临近掌子面的未开挖岩体变形量相较于完整围岩区显著增大，TBM护盾范围内围岩顶拱沉降变形量达到89.4～127.3 mm。减去掌子面开挖时的初始位移，此时隧洞顶拱围岩未与TBM护盾发生挤压。在护盾区外，随着与掌子面距离的增大，拱顶围岩的沉降变形先是增加至最大值140.8 mm，而后逐渐减小并恢复到108.6 mm，这表明断层破碎带的存在对周边一定范围内完整围岩区的开挖变形量有所影响，该范围可称为断层开挖影响区。

当TBM机头部分完全进入断层破碎带时（开挖步46），洞周围岩不再有明显的压应力集中区，而由于围岩强度减小，隧洞塑性区范围显著扩大，深度最大为9.48 m。护盾范围内拱顶处围岩塑性区深度为3.20 m，相较于完整围岩区略有增加;而拱底处围岩塑性区深度达到6.70 m，较完整围岩区显著增加。在断层破碎带内，TBM护盾范围内围岩顶拱沉降变形量为78.6～293.3 mm，减去开挖面处的初始位移，盾尾部位相对径向位移为214.7 mm，超过开挖预留变形量，表明护盾结构在接近盾尾区域受到了较大的围岩挤压作用。在护盾区外，断层破碎带岩体的稳定收敛变形量为323.3 mm，减去开挖面初始位移后则为244.7 mm，围岩挤压变形明显，且大于规范[24]规定的围岩允许变形值，围岩处于不稳定状态。

当TBM机头部分开始穿出断层破碎带时（开挖步53），盾尾断面围岩应力场再次进入不对称。洞周围岩压应力最大值出现在左侧围岩内部的塑性区和弹性区交界部位，隧洞腰线处塑性区深度约7.2 m。完整围岩与断层破碎带相交界面附近的较大范围围岩由于隧洞開挖引起的侧向主应力降而进入塑性状态。此时，TBM护盾范围内进入完整围岩区部分的拱顶围岩变形量为44.8～70.0 mm，而盾尾仍处于断层破碎带范围的拱顶围岩变形量最大为207.5 mm，表明TBM从断层破碎区逐渐进入完整围岩区后，TBM开始摆脱围岩大变形挤压作用的影响。

当TBM机头部分完全穿出并远离断层破碎带时（开挖步82），围岩应力场分布及塑性区发展逐渐恢复至与还未进入断层破碎带时基本一致。TBM护盾不再与围岩发生挤压作用，而护盾区外拱顶围岩的沉降量随着与掌子面距离的增大而持续增大，表明其仍在断层破碎带的影响范围内。

图10为开挖完成后隧洞纵剖面塑性区及竖向位移场分布，图中两虚线之间为断层破碎带范围。可以看到，在断层破碎带与完整围岩区相交界面附近，隧洞拱顶围岩塑性区显著大于其他区域，表明受隧洞开挖扰动影响，处于软-硬交界处的该区域围岩塑性区沿界面有较深入的发展。而由隧洞开挖卸荷作用产生的围岩的塑性区，其深度或分布范围可认为与围岩失稳时的侧向围岩岩体坍塌量成正比。TBM从完整围岩区进入断层破碎带，以及从断层破碎带进入完整围岩区时面临较大的拱顶围岩坍塌失稳风险，在施工过程中应对上述区域开展重点监测，并可考虑采用超前管棚或超前固结灌浆等措施进行预加固。

另一方面，相对于完整围岩区，断层破碎带范围内的顶、底拱围岩竖向变形量均明显增大，且洞周塑性区较完整围岩洞段有较大发展，其中隧洞拱底塑性区发展深度大于拱顶围岩。这表明敞开式TBM在具有较高地应力的断层破碎带掘进施工时，可能因拱底围岩承载力不足而存在机头下沉的风险，同时应及时进行底拱封闭以限制“底鼓”现象的发展。

黄兴等[25]将TBM隧道围岩挤压大变形定义为TBM开挖后围岩变形速率大、变形量达到TBM扩挖预留的围岩与护盾间的变形间隙，是一种具有收敛速度慢、时效性显著等特点的变形。同时，根据围岩变形与扩挖间隙间的比值提出了挤压变形等级划分标准，如表3所列。

对于该开挖模型，TBM扩挖产生的围岩与护盾间预留变形间隙为100 mm。根据上述划分标准可知：① 在远离断层破碎带的完整围岩区中，护盾区域围岩最大相对径向位移为45.1 mm，该区域围岩变形等级属于无挤压变形;② 当TBM机头部分开始进入或穿出断层破碎带，围岩变形可达到轻微挤压变形或中等挤压变形等级;③ TBM机头完全进入断层破碎带后，护盾区域围岩最大相对径向位移达到214.7 mm，围岩变形等级进入非常严重挤压变形。TBM进入断层破碎带区域过程中，围岩发生挤压大变形的趋势是逐渐增大的。

需要说明的是，为减小模拟计算的复杂程度，在围岩本构模型选取及开挖过程模拟中均未考虑围岩变形的时间效应。而断层带破碎围岩通常具有较强的流变特性，且在此类较差围岩洞段，隧洞支护措施相应增强，TBM掘进速度显著降低，围岩收敛变形并与护盾产生接触挤压较为充分。黄兴等[18]采用黏塑性岩体本构模型的TBM卡机研究表明，TBM扩挖间隙越大则TBM避免发生挤压大变形卡机的许可停机时间也越长。因此，在进一步细化的模拟中还需将围岩时效变形特性与不同围岩洞段TBM掘进速率差异等因素考虑进来。

3.2TBM结构受力

图11～13分别给出了敞开式TBM掘进通过断层破碎带过程中刀盘及护盾结构的受力变化情况。

进入断层带后，TBM刀盘法向力迅速增大，由完整围岩区的7 000～8 000 kN提高到断层破碎带区域的峰值（22 216 kN），但小于该TBM的最大推力值（31 526 kN）。刀盘扭矩则先后超过了TBM的额定扭矩和最大扭矩，其峰值达到28 540 kN·m，刀盘回转有被抱死的风险。这是由于TBM机头进入断层破碎带后，大量松散岩体在开挖扰动下产生挤压大变形并紧密包裹机头。一方面掌子面岩体挤压刀盘，为维持掌子面岩体稳定，刀盘法向推力迅速提高，而同时维持刀盘旋转切削所需的扭矩也迅速增大，并超过TBM的最大扭矩，表明敞开式TBM在断层破碎带掘进时面临着较大的刀盘被卡风险。

对于TBM护盾摩阻力，其在TBM机头进入断层破碎带后亦有较大的提高，最大值为2 393 kN，但远小于TBM最大推力值。黄兴[26]由TBM纵向受力平衡建立了如下TBM卡机状态判别准则：

式中：Fr为克服护盾摩阻力所需的推力，Fb为TBM正常连续掘进开挖所需推力，FI为TBM推进系统所能提供的额定推力。该实例中，TBM在断层破碎带掘进过程中的刀盘法向力与护盾摩阻力之和小于TBM最大推力值，此时TBM不大可能由于推力不足而发生卡机。

TBM护盾范围内洞周围岩受掌子面未开挖岩体的空间约束效应，其收敛变形量随着与掌子面距离的增加而增大。一方面，敞开式TBM护盾长度较短，与围岩接触作用面积小，且该范围内洞周围岩还未充分变形而与护盾发生挤压时，即随着TBM的持续掘进而出露盾尾并进入锚喷支护范围。另一方面，敞开式TBM的护盾结构为底拱部位敞开，未形成封闭式的盾体结构，护盾的主要作用是防止落石，保护机头部位作業人员及设备的安全，并非用于抵抗围岩挤压变形。该结构一般也设计为可伸缩式，可一定程度上调整护盾与围岩间的间隙。敞开式TBM护盾的这些结构特点都进一步减小了其在破碎围岩洞段发生护盾被卡的风险。

3.3支护结构内力

洞室开挖支护完成后，分别选取完整围岩区和断层破碎带围岩区的初期支护结构进行内力状态对比分析，如图14～16所示。

对于隧洞断面钢拱架弯矩，在不同围岩条件下其最大绝对值均出现在隧洞腰线处，且此处出现较大梯度的弯矩值变化。查表计算可知，HW125型钢抗弯屈服强度为31 490 N·m，完整围岩区中钢拱架最大弯矩为9 771 N·m，满足抗弯强度要求;而在断层带围岩区则为42 595 N·m，已超出钢拱架抗弯强度。

对于钢拱架轴应力，其最大值亦出现在隧洞腰线处。完整围岩区中钢拱架轴应力值范围为479～892 MPa，断层带围岩区则为835～1 163 MPa，均超过了钢材抗压屈服强度。

对于锚杆应力，在不同围岩条件下计算结果均表明隧洞腰线以上锚杆（L1区施作）应力水平明显大于隧洞腰线以下锚杆（L2区施作）。在完整围岩区，隧洞腰线以上锚杆平均内力为181.9 MPa，最大内力为356.8 MPa，小于锚杆抗拉屈服强度值400.0 MPa，而隧洞腰线以下锚杆平均内力仅为1.5 MPa。在断层带围岩区，隧洞腰线以上锚杆平均内力为201.2 MPa，最大内力为399.2 MPa，达到锚杆抗拉屈服强度，而隧洞腰线以下锚杆平均内力仅为1.89 MPa。

从计算结果可以发现，完整围岩区中钢拱架轴应力达到了屈服条件，而断层带围岩区各项支护内力均达到屈服条件。需要说明的是，模型中为对比敞开式TBM在完整岩体和断层破碎区掘进的围岩力学响应差异，两洞段内采用了相同的围岩支护参数，而在实际设计中断层破碎带属于V类围岩，支护结构进行了相应的加强。同时，计算结果表明，在较差围岩洞段，仅依靠初期支护无法满足隧洞围岩的长期稳定，应及时施作二衬，由“初支+二衬”共同承担围岩变形荷载。

另一方面，L2区施作的锚杆其应力水平远小于L1区，这是由于TBM机载支护设备的布置上L2区滞后L1区较长，待L2区锚杆施作时隧洞围岩收敛变形已基本完成，隧洞腰线以下锚杆未与围岩协同变形，因而只产生了较小的围岩约束力。这也是断层带围岩区中隧洞底拱围岩竖向变形量及塑性区较大的原因。对此，实际施工中应加强锚杆受力状态监测，并根据监测结果开展围岩支护结构的动态设计。同时，也应将监测结果及时反馈给设备制造商，在今后的TBM设计制造中对隧洞腰线以下锚杆钻机的安装位置进一步优化。

4结 论

本文以滇中引水工程香炉山隧洞为例，对敞开式TBM掘进通过断层破碎带过程中的围岩力学响应，TBM刀盘、护盾结构受力变化以及初期支护内力状态等开展了施工前的三维数值模拟研究。主要结论如下：

（1） 断层破碎带的存在使其附近一定影响范围内的隧洞围岩变形量增加，而在断层破碎带与完整围岩区相交洞段，受隧洞开挖扰动产生的围岩塑性区沿软-硬界面有较深入的发展，TBM从完整围岩区进入断层破碎带以及从断层破碎带进入完整围岩区时面临较大的拱顶围岩坍塌失稳风险。

（2） 相对于完整围岩区，断层破碎带范围内的围岩收敛变形显著增加，围岩挤压护盾作用加剧，且由于腰线以下锚杆滞后支护，拱底处围岩塑性区深度增幅较大，存在因拱底围岩承载力不足而产生机头下沉以及围岩“底鼓”的可能。

（3） 敞开式TBM穿越断层破碎带过程中，TBM刀盘法向力、扭矩及护盾摩阻力均迅速增大。其中，刀盘扭矩超过了TBM的最大扭矩，刀盘回转有被抱死的风险;而刀盘法向力与护盾摩阻力之和小于TBM最大推力，TBM不大可能由于推力不足而发生卡机。

（4） 在断层破碎带等较差围岩洞段，仅依靠初期支护无法满足隧洞围岩的长期稳定，应及时施作二衬以分担围岩变形荷载。且由于施作滞后L2区锚杆应力水平明显小于L1区，在施工过程中应加强对支护结构的受力状态监测并开展动态设计。

本研究为简化计算复杂度，模型中未单独考虑地下水作用及岩体时效变形特性等因素的影响，同时计算结果的合理性也有待施工期监测数据的进一步验证。

参考文献：

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（编辑：郑 毅）

Abstract：There exists a great risk of geological disasters such as the jamming induced by large deformation and collapse of surrounding rock when an opened TBM passes through fault fracture zones.Taking the Xianglushan tunnel in the Central Yunnan Water Diversion Project as an example，the mechanical response of surrounding rock，the reaction change of TBM structure and the stress state of support system in the excavation process are analyzed by three-dimensional numerical simulation.The results show that：① during tunnel excavation，the fault zone increases the rock deformation within a certain influential range，and the plastic zone tends to develop along the soft-hard interface between the fault zone and the intact stratum;② in the fault zone，the convergence deformation of surrounding rock and the plastic zone range at the arch bottom are greater than those in intact rock zone，so the TBM faces the risk ofdowndip of headcutter and floor heave;③ the opened TBM jamming risk in the fault zone is mainly headcutter jamming;④ the long-term stability of tunnel surrounding rock in fault zone cannot be insured only by the initial support，so it is urgentto construct secondary lining in time to share surrounding rock pressure.

Key words：deep buried tunnel;opened TBM;fault fracture zone;TBM jamming;Central Yunnan Water Diversion Project