付 敬，黃書嶺，艾 凱，張雨霆，秦 洋

(長江科學(xué)院 水利部巖土力學(xué)與工程重點實驗室，武漢 430010)

1 研究背景

長大深埋隧洞在施工過程中時常遭遇到大變形、高外水壓、突涌水、高地溫、高地應(yīng)力及巖爆等一系列的工程地質(zhì)災(zāi)害問題。已建完成的昆明掌鳩河引水供水工程、引漢濟渭工程秦嶺輸水隧洞工程、遼寧省大伙房水庫輸水工程引水隧洞、山西萬家寨引黃工程、新疆引額供水工程輸水隧洞、甘肅引洮供水工程輸水隧洞、蘭州市水源地建設(shè)工程輸水隧洞等,在TBM通過不良地質(zhì)地段時發(fā)生了諸如圍巖擠壓大變形、坍塌、突水、卡機等工程事故,威脅著施工人員及機械設(shè)備的安全,并造成長時間的停機處理。

軟弱圍巖擠壓大變形在大埋深軟巖隧洞施工過程中經(jīng)常發(fā)生，姜云等[1]指出大變形是隧道及地下工程圍巖的一種具有累進性和明顯時間效應(yīng)的塑性變形破壞；徐則民和黃潤秋[2]在總結(jié)深埋特長隧道圍巖地質(zhì)災(zāi)害時描述了大變形的圍巖特性、收斂量、發(fā)生時機、洞室埋深、圍巖位移方向、危害程度6個特征。蘇利軍等[3]指出高地應(yīng)力的存在是影響深埋隧洞穩(wěn)定的重要因素。付敬等[4]研究表明引大濟湟調(diào)水總干渠輸水隧洞軟巖段圍巖的變形具有明顯的流變性，開挖后圍巖蠕變變形約占總變形量的 1/3。

據(jù)統(tǒng)計，圍巖擠壓大變形導(dǎo)致的隧道掘進機(Tunnel Boring Machine,TBM)卡機災(zāi)害(甚至機器損毀)占 TBM 重大事故的 37%，是所占比例最大的地質(zhì)災(zāi)害。文獻[5]—文獻[10]指出在TBM施工過程中，機器與圍巖間的間隙小，深埋軟巖隧洞圍巖擠壓大變形易導(dǎo)致卡盾現(xiàn)象頻頻發(fā)生，甚至導(dǎo)致護盾被損毀。溫森等[11]對深埋隧道TBM 卡機機理及控制措施研究，提出了卡機判據(jù)和臨界預(yù)留變形量及超前支護強度理論。為了避免類似事故的發(fā)生,必須根據(jù)TBM自身特點及不良地質(zhì)條件的具體情況及時采取相應(yīng)的處理措施, 在TBM掘進過程中需不間斷地進行超前地質(zhì)鉆孔或超前地質(zhì)預(yù)報，及時判明掌子面前方圍巖條件，對開挖支護方案做出適宜性調(diào)整，以保證TBM安全。國內(nèi)外學(xué)者對TBM 卡機機理和支護措施研究取得了不少有益的成果，但研究過程中有關(guān)考慮圍巖的流變特性對 TBM支護結(jié)構(gòu)的影響分析比較少。基于此，在前人的研究基礎(chǔ)上，本文針對西秦嶺隧洞TBM掘進圍巖擠壓大變形洞段和支護結(jié)構(gòu)受力進行研究，考慮圍巖蠕變效應(yīng)對管片支護結(jié)構(gòu)應(yīng)力影響，通過對不同埋深軟弱破碎洞段進行TBM兩種開挖及支護方式的施工仿真模擬計算，采用多組巖體流變參數(shù)對隧洞軟巖進行大變形的敏感性分析，比較不同支護方案圍巖與支護系統(tǒng)的變形和受力狀態(tài)，為優(yōu)化軟巖洞段TBM掘進的開挖支護設(shè)計處理措施提供參考和依據(jù)。

2 西秦嶺隧洞工程地質(zhì)條件

西秦嶺隧洞為白龍江引水工程首部引水隧洞，隧洞穿越西秦嶺高山—中山區(qū)，山脈走向總體呈NW—SE，沿線地面高程1 670～3 850 m，地形切割破碎。隧洞全長99.55 km，凈截面為Φ5.2 m圓形斷面，最大埋深達2 120 m。

隧洞穿越的地層性狀差的圍巖主要有以下幾類：

(1)志留系地層，巖石強度較低，呈中硬巖或軟巖，完整性較差，圍巖級別主要為Ⅳ類和Ⅴ類。

(2)白堊系礫巖、砂巖及泥質(zhì)巖巖層，強度低，膠結(jié)較差，抗變形能力弱，屬Ⅴ類圍巖。

(3)隧洞穿越南秦嶺斷褶帶、南秦嶺裂陷盆地、中秦嶺斷褶帶3個構(gòu)造單元，褶皺及斷層極其發(fā)育，隧洞穿越斷層帶、裂隙密集帶等部位巖體破碎，圍巖類別為Ⅴ類。此類圍巖洞段強度應(yīng)力比多<2，具備發(fā)生中等-嚴重變形的條件。

周春華等[12]對秦嶺深埋引水隧洞區(qū)域應(yīng)力場分布規(guī)律進行研究，隧洞測試部位最大水平主應(yīng)力主要為 20～31 MPa，屬于高-極高應(yīng)力區(qū)。該隧洞埋深大，大部分洞段處于高地應(yīng)力環(huán)境中，在巖石較軟弱部位具備發(fā)生圍巖擠壓變形的地質(zhì)條件，在施工過程中必將引起軟巖擠壓大變形的工程問題。

3 大變形隧洞TBM掘進支護對策

根據(jù)設(shè)計資料，該隧洞擬采用TBM掘進、懸臂掘進機、鉆爆法這3種方法進行開挖施工。對于可能發(fā)生大變形TBM掘進洞段，當(dāng)采用常規(guī)洞段支護斷面難以滿足要求時，變更大變形洞段設(shè)計斷面(如圖1)，當(dāng)圍巖變形較大仍可能侵限時，采用TBM自帶的超前注漿系統(tǒng)(如圖2)，對掌子面前方圍巖加固(開挖輪廓外側(cè)5 m范圍內(nèi))，TBM再掘進通過。管片襯砌的施作時機：至少滯后掌子面8 m施加，若管片應(yīng)力超過混抗壓強度設(shè)計值，則增大管片施作的滯后距離。

圖1 TBM掘進斷面設(shè)計支護示意圖Fig.1 Design support for TBM tunnelling section

圖2 TBM超前預(yù)注漿加固掌子面前方圍巖示意Fig.2 Advanced grouting for reinforcing surrounding rock in front of tunnel

(1)常規(guī)洞段斷面支護設(shè)計：采用預(yù)制管片、回填豆礫石和灌漿的方式進行施工,使管片、回填層與圍巖形成整體的支護結(jié)構(gòu)，開挖預(yù)留變形量合計35 cm，其中頂部預(yù)留變形量為30 cm，底部預(yù)留變形量為5 cm，C50混凝土管片，頂拱及側(cè)拱270°范圍內(nèi)回填豆粒石并灌漿，結(jié)石強度C15，底拱90°范圍內(nèi)管片背部回填M15水泥砂漿，Φ32 mm預(yù)應(yīng)力中空注漿錨桿，環(huán)向8根，L=3 m。

(2)大變形斷面支護設(shè)計：采取徑向擴挖的方式，在常規(guī)斷面支護設(shè)計的基礎(chǔ)上，沿半徑方向擴挖10 cm，此時TBM開挖預(yù)留變形量合計55 cm，其中頂部預(yù)留變形量為50 cm，底部預(yù)留變形量為5 cm，擴挖出10 cm空間用于布置緩沖層，C60納米纖維混凝土管片，頂拱及側(cè)拱270°范圍內(nèi)回填豆粒石并灌漿，結(jié)石強度C15，底拱90°范圍內(nèi)管片背部回填M15水泥砂漿，Φ32 mm預(yù)應(yīng)力中空注漿錨桿，桿長L取5、6、9 m，10 cm厚聚乙烯閉孔泡沫板緊貼管片背部做緩沖層。

4 圍巖擠壓大變形穩(wěn)定分析

選?、躅悋鷰rTBM掘進洞段，采用有限差分方法FLAC3D和蠕變力學(xué)理論針對軟弱圍巖TBM掘進洞段開挖和支護進行數(shù)值仿真模擬，研究大變形洞段TBM掘進采用常規(guī)斷面支護和大變形斷面支護的圍巖時效變形規(guī)律，分析不同支護方案管片結(jié)構(gòu)的受力特征，評價聚乙烯緩沖層的施加對圍巖的變形和管片受力狀態(tài)的影響效果，為優(yōu)化大變形斷面支護設(shè)計提供科學(xué)依據(jù)。

4.1 蠕變模型

圍巖蠕變力學(xué)模型采用由伯格斯(Burgers)模型與Mohr-Coulomb彈塑性模型復(fù)合而成的黏彈塑模型，當(dāng)Maxwell黏滯系數(shù)ηM為無窮大時，就相當(dāng)于廣義開爾文黏彈塑模型(圖3)，它可以模擬圍巖開挖卸荷后表現(xiàn)出的衰減蠕變階段。圖3中，EM、EK、ηM和ηK分別是彈性模量、黏彈性模量、Maxwell黏滯系數(shù)和Kelvin黏滯系數(shù)；εM、εK、εP和ε分別為Maxwell體應(yīng)變、Kelvin體應(yīng)變、塑性應(yīng)變以及總應(yīng)變。σ和σf均為應(yīng)力。

圖3 圍巖蠕變模型Fig.3 Creep model of surrounding rock

模型的應(yīng)變率構(gòu)成為

(1)

其中，應(yīng)變率構(gòu)成滿足關(guān)系：

(1)對于Kelvin體，有

(2)

式中：Sij為偏應(yīng)力；ηK為Kelvin黏滯系數(shù)；GK為Kelvin剪切模量。

(2)對于Maxwell體，有

(3)

(3)對于塑性體，有

(4)

(5)

相應(yīng)地，體應(yīng)力與體應(yīng)變中的彈性部分線性相關(guān)，則

(6)

Mohr-Coulomb模型的強度包絡(luò)線由剪切、拉伸準則共同構(gòu)成，所對應(yīng)的屈服方程為

f=0 。

(7)

式中f為摩爾-庫倫屈服跡線，由剪切和張拉準則合成。

4.2 計算條件

V類圍巖開挖洞徑6.39 m,襯后內(nèi)徑為5.2 m。數(shù)值模型范圍：垂直水流向100 m，順水流方向124 m， 鉛直方向100 m；模型全部采用六面體單元進行剖分，單元數(shù)297 720，節(jié)點數(shù)304 486，如圖4所示。用界面單元模擬了圍巖與管片間的接觸面，實體單元模擬了管片、豆礫石回填灌漿及聚乙烯泡沫板等，結(jié)構(gòu)單元模擬了中空注漿錨桿等支護結(jié)構(gòu)，如圖5所示，所有支護措施都是隨著掌子面的推進逐步施加的，施工進尺0.8 m，管片滯后8 h施加。

圖4 數(shù)值模型網(wǎng)格剖分圖Fig.4 Mesh division of numerical model

圖5 支護結(jié)構(gòu)模擬示意Fig.5 Simulation of support structure

采用的圍巖和混凝土力學(xué)參數(shù)取值綜合地質(zhì)建議值和相關(guān)規(guī)范取值標準，如表1所示。

表1 圍巖及支護材料物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of surrounding rock and supporting materials

地應(yīng)力場：根據(jù)工程區(qū)域地應(yīng)力鉆孔B1DK7實測數(shù)據(jù)獲悉，水平向大主應(yīng)力的方位為NE80°，隧洞洞軸線方位為NE44.4°，即換算得到沿縱軸線、橫截面及剪切向的初始地應(yīng)力側(cè)壓力系數(shù)，取值如表2所示。鉛直向應(yīng)力σzz為

表2 采用的初始地應(yīng)力場Table 2 Initial in-situ stress field adopted

σzz=γh。

(8)

式中：h為埋深；γ為重度。

圍巖本構(gòu)模型及屈服準則采用廣義開爾文模型與Mohr-Coulomb模型串聯(lián)而成的復(fù)合黏彈塑性模型,圍巖蠕變參數(shù)確定較為復(fù)雜，目前較為常用的方法是根據(jù)試驗數(shù)據(jù)或現(xiàn)場變形監(jiān)測值進行曲線擬合。在工程現(xiàn)階段缺少試驗數(shù)據(jù)的條件下，通過查閱大量文獻和類比已有的隧洞工程[13-15]，試算了上百種流變模型參數(shù)，通過對流變變形結(jié)果分析和判斷，對百種參數(shù)進行合理的篩選，擬采用圍巖Maxwell彈性模量EM=1.23 GPa, Kelvin彈性模量Ek=2.0 GPa,ηk= 800 GPa·h。

4.3 軟巖TBM掘進段施工期穩(wěn)定性分析

在如下成果分析中，常規(guī)斷面支護簡稱A支護，大變形斷面支護簡稱B支護。

先不考慮TBM超前注漿加固措施，通過采用大變形斷面+管片緊跟護盾開挖支護設(shè)計方案，對埋深300 m及600 m的工況進行施工模擬，預(yù)判圍巖變形侵限的可能性。成果表明：在埋深300 m時，沿洞軸線方向圍巖變形量在350.0～420.0 mm之間，變形最大值441.6 mm出現(xiàn)在左側(cè)拱肩，洞段掌子面的最大變形量為405.2 mm，發(fā)生在掌子面中心部位，如圖6和圖7所示。掌子面-管片間無支護段洞壁最大變形量426.0 mm，發(fā)生在管片前端無支護部位，圍巖變形矢量為指向洞內(nèi)，偏向掘進方向的反向。埋深600 m時圍巖變形在900.0～1 150.0 mm之間。圍巖變形最大值出現(xiàn)在左側(cè)拱肩，量值為1 192.0 mm。洞段掌子面的最大變形量為1 045.3 mm，發(fā)生在掌子面中心部位。掌子面-管片間無支護段洞壁最大變形量為1 130.1 mm，發(fā)生在管片前端無支護部位， 圍巖變形矢量指向洞內(nèi)。

圖6 埋深300 m隧洞圍巖開挖引起的位移Fig.6 Displacement caused by excavation of surrounding rock of 300 m deep tunnel

圖7 隨掌子面推進圍巖變形的變化曲線Fig.7 Change of surrounding rock deformation with the advance of tunnelling face

當(dāng)不考慮TBM超前注漿加固時，在大變形設(shè)計斷面方案條件下，隧洞采用TBM通過埋深300 m洞段時，圍巖變形近0.5 m，在埋深600 m洞段，更是達到米級變形，表明圍巖穩(wěn)定性差，成洞困難。因此，對于V類圍巖洞段，應(yīng)當(dāng)考慮采用TBM超前注漿措施加固掌子面前方圍巖后，再進行掘進。

4.4 支護施加后圍巖蠕變及管片結(jié)構(gòu)受力分析

V類圍巖洞段確定采用TBM超前注漿措施加固掌子面前方圍巖再進行掘進。注漿后圍巖力學(xué)參數(shù)均有明顯提高(見表1)；同理，注漿后的圍巖蠕變特性應(yīng)有所減弱。由于本研究重點反映圍巖變形對不同支護結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)影響，因此圍巖注漿后的蠕變指標擬同注漿前。針對超前注漿軟巖段350 m埋深的TBM掘進段采用“常規(guī)型設(shè)計斷面+超前預(yù)注漿”或“大變形設(shè)計斷面+超前預(yù)注漿”方案進行圍巖蠕變與管片結(jié)構(gòu)受力分析，比較是否考慮緩沖層支護條件下隧洞圍巖的時效變形，以及管片受力特征研究。

4.4.1 圍巖變形

管片支護后圍巖頂拱位移隨時間的變化過程曲線如圖8所示。

圖8 管片支護后圍巖頂拱位移隨時間的變化過程曲線Fig.8 Variation of crown displacement of surrounding rock with time after segment support

常規(guī)斷面支護措施：隨著TBM掘進，圍巖均朝洞內(nèi)瞬時變形約40～68 mm。管片+豆礫石層支護措施實施后，洞周軟巖蠕變減速，逐呈衰減趨勢，至收斂穩(wěn)定，圍巖累計位移約71.0 mm，蠕變位移約2.5 mm。隧洞快速蠕變在開挖初期，最大變速約0.57 mm/d，采取支護措施后，管片結(jié)構(gòu)對圍巖變形的控制效果逐漸呈現(xiàn)，至第10天圍巖變速約0.41 mm/d，第40天變速<0.01 mm/d，蠕變合計約2.4 mm，圍巖整體趨于穩(wěn)定，蠕變量較瞬時變形小，占比約3.7%?？梢姡泿r隧洞開挖后及時施加管片襯砌后，管片與圍巖緊密貼合，管片襯砌較快地承擔(dān)圍巖開挖卸荷引起的形變壓力，有效限制了軟巖的時效變形。

大變形斷面支護措施：開挖后隧洞圍巖瞬時變形56.0～70.0 mm，變速約0.7～0.94 mm/d，施加管片+豆礫石+聚乙烯緩沖層后的71 h內(nèi)圍巖變形速率仍呈增長趨勢，最大至2.5～3.5 mm/d；之后變形速率逐漸衰減，至第137天圍巖變形速率<0.01 mm/d，總?cè)渥兞考s29.0 mm，洞周變形已基本穩(wěn)定，占比瞬時變形的40%。

4.4.2 管片結(jié)構(gòu)的變形

常規(guī)斷面支護措施：在支護初期管片受圍巖擠壓作用，管片朝洞內(nèi)變形，在接頭部位變形偏大，在施加初期最大變速達0.8 mm/d，拱腰位移較其他部位大，第47天管片變形基本穩(wěn)定不再增長，管片累計變形約2.5 mm。

大變形斷面支護措施：當(dāng)管片背部考慮緊貼10 cm厚聚乙烯閉孔泡沫板做緩沖層。在隧洞TBM掘進支護過程中，管片結(jié)構(gòu)和緩沖層共同承擔(dān)圍巖變形引起的形變壓力，因聚乙烯緩沖層相對管片是極軟且易變形的，形變荷載作用在緩沖層上產(chǎn)生較大壓縮變形，在此過程中，聚乙烯緩沖層拱頂最大變形約31.7 mm，拱腰水平朝洞內(nèi)最大變形約31.0 mm，管片最大變形約3.0 mm。

4.4.3 管片結(jié)構(gòu)的受力特征

常規(guī)斷面支護措施(圖9)；管片結(jié)構(gòu)應(yīng)力以壓應(yīng)力為主，最大壓應(yīng)力位于管片接縫部位，在支護初期，管片應(yīng)力偏小，支護1 d時接縫處壓應(yīng)力約3.7 MPa，隨著時間的延續(xù)，作用在襯砌上的形變壓力逐漸增加，支護45 h內(nèi)管片應(yīng)力變化最快，變速最大達6.0 MPa/d，隨后管片應(yīng)力變速呈衰減狀態(tài)，至圍巖蠕變穩(wěn)定，變速趨0，管片接縫處的最大壓應(yīng)力為34.6 MPa，其他部位應(yīng)力大多在26.0～32.0 MPa之間；管片內(nèi)襯拉應(yīng)力增大至1.2 MPa。可見，管片結(jié)構(gòu)幾乎承擔(dān)了圍巖蠕變產(chǎn)生的全部形變壓力，結(jié)構(gòu)受力大，有些部位遠超管片的設(shè)計安全強度。

圖9 A方式支護管片結(jié)構(gòu)應(yīng)力及管片應(yīng)力隨時間的 變化過程曲線Fig.9 Stress of supporting segment structure and segment stress in mode A

大變形斷面支護措施(圖10及圖11)：在隧洞支護初期，支護結(jié)構(gòu)整體應(yīng)力較小，受軟巖擠壓變形作用，管片接縫部位受壓，支護1 d時最大壓應(yīng)力約26.0 kPa，隨著圍巖時效變形持續(xù)發(fā)展，管片襯砌應(yīng)力相應(yīng)增大，變化速率減緩，至變形穩(wěn)定，管片接縫處最大壓應(yīng)力為7.4 MPa，其他部位應(yīng)力約2.0～6.0 MPa。在此過程中，聚乙烯泡沫板的應(yīng)力較小，均為壓應(yīng)力，在支護初期，聚乙烯的壓應(yīng)力約10～20 kPa；變形穩(wěn)定后，聚乙烯的壓應(yīng)力約500～550 kPa。在目前的計算條件下，聚乙烯的變形在可控范圍內(nèi)，通過泡沫板的變形吸收形變能量，有效地轉(zhuǎn)移作用在管片襯砌荷載，優(yōu)化了管片結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)，從而起到保護管片結(jié)構(gòu)的作用。

圖10 B方式支護管片和緩沖層壓應(yīng)力分布云圖Fig.10 Compression stress of segment and buffer layer supported in mode B

圖11 B方式支護管片特征應(yīng)力隨時間的過程曲線Fig.11 Characteristic stress of segment supported in mode B

4.5 圍巖蠕變參數(shù)敏感性分析

考慮到巖體不均勻性及參數(shù)不確定性，選取TBM大變形斷面支護設(shè)計方案，針對黏滯系數(shù)ηk分別采取300、800、1 500、5 000 GPa·h進行了圍巖蠕變指標對圍巖變形及管片受力的影響敏感性分析(以下對應(yīng)方案名稱編號為F1—F4)。

在其他參數(shù)相同的條件下(圖12)，F(xiàn)1方案計算所得的蠕變增量變形最小，約28.0 mm，蠕變約占瞬時變形的40%，蠕變穩(wěn)定時間相對最短，約137 d；F4方案的蠕變增量變形最大，約30.1 mm，蠕變變形占瞬時變形的43%，蠕變穩(wěn)定時間最長約1 323 d(圍巖變形速率<0.001 mm/d視為穩(wěn)定)。在管片襯砌支護初期，管片襯砌最大主壓應(yīng)力很小，僅-0.03 MPa，隨著時間的發(fā)展，管片襯砌對圍巖變形的約束加強，管片上的變形和應(yīng)力相應(yīng)增加，至圍巖蠕變變形穩(wěn)定不再發(fā)展，管片襯砌長期穩(wěn)定應(yīng)力約-7.14～-7.62 MPa，變形量約2.96～3.06 mm，其中參數(shù)F1方案的最小，F(xiàn)4方案相比最大。

圖12 不同方案圍巖頂拱位移隨支護時間的變化曲線Fig.12 Variation of crown displacement of surrounding rock with support time in different schemes

5 結(jié)論及建議

通過對埋深350 m的軟巖隧洞進行TBM兩種開挖及支護方式的蠕變計算，采用黏彈塑性模型對隧洞軟巖洞段進行施工開挖及支護模擬分析，比較不同支護方案圍巖與支護系統(tǒng)的變形和受力狀態(tài)。研究結(jié)果表明：

(1)軟巖隧洞TBM掘進采取常規(guī)斷面開挖和管片支護方式，管片+豆礫石層與圍巖緊密貼合，管片襯砌較快承擔(dān)圍巖卸荷引起的形變壓力，有效限制了軟巖的時效變形，圍巖蠕變量相對較小。同時，承擔(dān)了由圍巖擠壓變形作用在結(jié)構(gòu)上的荷載，結(jié)構(gòu)自身受力較大，有些部位應(yīng)力遠超襯砌混凝土的設(shè)計強度。

(2)軟巖隧洞TBM掘進采取大變形斷面支護方式，斷面擴挖并采用管片+豆礫石層+聚乙烯泡沫板緩沖層進行支護，管片+豆礫石層及緩沖層共同承擔(dān)圍巖蠕變引起的形變壓力，緩沖層消耗大部分由圍巖擠壓作用在支護結(jié)構(gòu)的形變能。較無緩沖措施比，圍巖蠕變量較大，收斂穩(wěn)定時間較長；然而管片結(jié)構(gòu)應(yīng)力明顯減小，緩沖層的施加明顯改善管片的受力狀態(tài)，有效地提高了管片強度的安全裕度。

(3)不同的流變參數(shù)引起的圍巖蠕變變形及流變時間明顯不同，Kelvin模量和黏滯系數(shù)是影響蠕變量、蠕變速率及穩(wěn)定收斂時間這些指標的重要參數(shù)，這些指標對隧道TBM管片襯砌的變形和受力狀態(tài)有明顯的影響。因此在軟巖隧洞施工過程中，需開展有針對性的巖體流變試驗或變形監(jiān)測，根據(jù)圍巖蠕變特性，選取合適擴挖斷面尺寸和支護方式，結(jié)合管片支護結(jié)構(gòu)的設(shè)計安全裕度，給圍巖變形預(yù)留足夠空間，為TBM的順利掘進提供可靠的作業(yè)條件。