周子寒，何 川，陳子全，馬偉斌，汪 波，鄒文浩

（1.西南交通大學 交通隧道工程教育部重點實驗室,四川 成都 610031；2.中國鐵道科學研究院集團有限公司 鐵道建筑研究所,北京 100081）

目前隧道建設普遍重視、強調初期支護和二次襯砌的“強支護”作用，但實踐證明，當面臨軟弱圍巖、高地應力等復雜地質環(huán)境時，僅加強支護參數的做法對于圍巖變形的控制效果并不理想［1-3］，隧道仍會出現(xiàn)如大變形、鋼拱架扭曲、噴射混凝土剝落、錨桿拉斷等一系列工程災害。近年來，針對這一問題，國內外逐漸形成了強調主動調控圍巖變形的“主動支護”理念［4］。

隧道變形主動控制（主動支護）理念采取一系列技術手段主動對圍巖變形進行調控，通過人為地干預隧道變形歷程，使最終位移量達到理想目標值，使圍巖-支護結構體系達到穩(wěn)定、協(xié)調、安全的長期健康狀態(tài)。目前，基于變形主動控制理念提出的支護措施大致可以分為3類：①對圍巖施加徑向主動支護力，如預應力錨桿、預應力錨索等［5］；②主動改性圍巖，如超前小導管/錨桿注漿、圍巖徑向注漿等［6］；③主動卸除高地應力，如超前水力壓裂、施作卸壓鉆孔等［7］。然而這些支護措施更多的是從隧道橫向（二維）角度闡述圍巖-支護結構的相互作用關系，未從隧道縱向推進的圍巖變形發(fā)展角度考慮主動調控圍巖變形的可能性。

對于掘進速率穩(wěn)定的隧道工程，其縱向推進過程可等效為1 個時間問題。經典隧道力學［8］中早已提出，調整支護結構的支護時機能夠得到不同的圍巖位移及支護結構受力解，基于此，可將隧道支護體系下的合理支護時機問題視為主動支護理念的進一步外延。

國內外學者針對隧道支護時機已做了大量研究。在初期支護施作時機方面，楊靈等［9］探討了施作超前支護下初期支護的施作時機問題，但研究結論僅針對特定工況，普適性稍弱。蘇凱等［10］從隧道開挖荷載釋放率的角度提出了初期支護時機的選擇方法，該方法可適用于不同地質工況，實用性較強，但未考慮支護結構作用，與實際情況存在差異。Feng等［11］研究了硬巖大跨度隧道不同初期支護施作時機與支護結構安裝順序下的支護體系承載受力特性，認為適當延后初期支護施作的時機可有效降低硬巖中支護結構的受壓程度。Zhang 等［12］研究了不同時期的圍巖安全系數發(fā)展歷程，為研究支護時機的控制基準提出了很好的思路，但未考慮支護結構作用對時機的影響。在二次襯砌施作時機方面，路軍富等［13］以圍巖-初期支護體系達到基本穩(wěn)定狀態(tài)作為二次襯砌的合理支護時機，這一方法雖有效解決了特定工況下的圍巖變形問題，但對變形不收斂的大變形隧道的適用性仍待探討。周勇等［14-15］考慮巖體流變效應，基于隧道圍巖荷載釋放系數研究了隧道二次襯砌合理的支護時機，但未求證該方法在高地應力軟巖環(huán)境下的適用性。

由此可知，目前國內外針對主動支護體系的研究并未涉及支護時機的主動調控效應，而過往針對支護時機的研究多關注二次襯砌，對于初期支護僅強調及時施作即可。鑒于此，基于圍巖變形主動控制理念，提出1種全新的支護手段，即通過調整支護體系（初期支護和超前支護）的支護時機，達到主動調控圍巖力學承載狀態(tài)的目的，以期進一步豐富主動支護理念體系，為合理確定硬巖隧道初期支護時機和軟巖隧道超前支護時機提供理論支持。依托成蘭鐵路茂縣隧道，求解不同圍巖級別、不同埋深、不同側壓力系數的支護體系支護時機；分別在無超前支護措施和有超前支護措施2 種情況下，對比隧道變形監(jiān)測結果和按提出方法計算得到的結果，驗證本文提出的支護體系支護時機計算方法的有效性。

1 不同支護時機的主動支護效應

隧道力學中以圍巖特征曲線與支護特征曲線相交的方法討論圍巖-支護結構的相互作用關系。根據這一方法，將圍巖分為開挖后可短時自穩(wěn)的硬巖（Ⅰ類圍巖）和開挖后無法實現(xiàn)自穩(wěn)的軟弱圍巖（Ⅱ類圍巖），分別分析不同支護時機的主動支護效應。2種圍巖的支護時機主動控制原理如圖1所示。圖中：A—H分別為不同應力釋放特征點；Q為超前支護后施加初期支護的剛度變化拐點；p為圍巖壓力（下標表示對應的特征點，后同）；u為圍巖位移；K為支護結構剛度；Ⅰ'，Ⅰ''和Ⅰ'''分別為I 類圍巖3 種支護時機的起始點；Ⅱ為Ⅱ類圍巖支護時機起始點。

圖1 支護時機的主動控制原理

對于Ⅰ類圍巖，隧道開挖后目標斷面的原巖應力pg迅速釋放，并在到達B點后逐漸放緩釋放速率。此后，若及時施作初期支護（Ⅰ'-C曲線），支護結構將承受仍未充分釋放的圍巖壓力（C點）；若支護時機稍晚（Ⅰ''-D曲線），剩余圍巖應力已釋放充分，支護結構承受的圍巖壓力最小，達到圍巖-支護結構的最佳平衡點（D點）；若支護時機過晚（Ⅰ'''-E曲線），任由圍巖塑性區(qū)發(fā)展，圍巖松動壓力持續(xù)增大，圍巖變形無法收斂（特征曲線無法相交）。支護剛度相同（KC=KD=KE）而支護時機不同，最終的支護效果也不盡相同，因此采用主動調整支護結構支護時機的方法，即可實現(xiàn)對圍巖-支護結構相互作用的動態(tài)調控。

相比Ⅰ類圍巖，Ⅱ類圍巖的條件變差，釋放相同圍巖應力時的圍巖變形量將更大，此時若按Ⅰ類圍巖的及時支護時機（Ⅰ'-G曲線）支護，顯然特征曲線的交點（G點）已處于圍巖應力曲線的反彎點之后，支護結構將承受較大的松動圍巖壓力；若按Ⅰ類圍巖的最佳支護時機（Ⅰ''-H曲線）支護，圍巖變形無法收斂（特征曲線無法相交）。大量工程實踐已經表明，在隧道軟弱圍巖段落，掌子面的前方先行位移發(fā)展迅速，需要以超前支護措施（Ⅱ-Q曲線）進行配合，提早加固目標面圍巖，這樣即使后施作的初期支護（Q-F曲線）剛度不變（KF），但按合適的支護時機施作超前支護，仍可使圍巖特征曲線與支護特征曲線在最佳平衡點處相交。

2 虛擬支撐力法求解支護時機的基本原理

2.1 支護時機控制基準

支護結構內力［11］、初支變形速率［13］、圍巖松動范圍［14］等常見的支護時機控制基準，在確定支護體系的施作時機時存在不足，如目前還未有評價初期支護這種柔性結構安全狀態(tài)的統(tǒng)一指標；初支變形速率無法判別圍巖、支護體系的損傷程度；圍巖松動圈范圍無法定量解釋隧道體系的穩(wěn)定狀態(tài)。同時，這些控制基準側重于體現(xiàn)圍巖-支護結構的“協(xié)助圍巖承載”［16］作用，相比之下，主動支護理念更加強調發(fā)揮支護體系的主動“調動圍巖承載”作用。根據文獻［17］，圍巖-支護協(xié)同承載時，控制淺表層圍巖進入塑性屈服的程度將是決定支護結構施作時機的關鍵。因此，本文以圍巖淺表層的力學安全狀態(tài)作為支護結構施作時機的控制基準。

采用單元安全系數法評價圍巖安全裕度時，Drucker-Prager 屈服準則彌補了Mohr-Coulomb 屈服準則未考慮中間主應力影響、不能體現(xiàn)巖體在等壓下產生屈服的缺陷［18］，其主應力可表示為

式中：f(·)為Drucker-Prager 屈服準則；σ1，σ2和σ3分別為第1、第2 和第3 主應力；α和Ksr為轉化系數；I1為應力第1 不變量；J2為應力偏量第2 不變量；c為黏聚力；?為內摩擦角。

對表征巖體單元安全狀態(tài)，工程上提出的安全系數有如下表示

式中：Fs為巖體單元安全系數；H(·)為表示巖體單元受力狀態(tài)的函數；χ為影響巖體單元受力狀態(tài)的因子；σ為巖體應力。

由此，得到基于Drucker-Prager 屈服準則的巖體單元安全系數［19］為

式（5）中，F(xiàn)s＞1表明單元體處于彈性狀態(tài)；Fs＜1 表明單元體處于塑性屈服狀態(tài)；Fs=1 表明單元體處于臨界失穩(wěn)狀態(tài)。

2.2 隧道縱向空間效應

對于無流變屬性的隧道開挖-支護力學問題，若掌子面掘進速率不變，則可用縱向掘進距離表征時間。由于掌子面的縱向支撐作用，附近圍巖應力得不到充分釋放；而隨著掌子面向前推進，圍巖彈塑性變形逐步釋放，應力重分布隨之完成，這種掌子面的縱向空間效應［10］可被視為掌子面對縱向一定范圍圍巖作用了徑向的虛擬支撐反力。

沿隧道縱向，在圍巖應力、掌子面縱向支撐效應、支護結構反力作用下的隧道縱向空間效應如圖2 所示。圖中：u1—u4分別為第Ⅰ至第Ⅳ階段的圍巖位移；P1—P4分別為第Ⅰ至第Ⅳ階段的支護反力。根據隧道縱向空間效應，可將圖中的LDP 曲線和支護反力曲線分為如下4個階段：階段Ⅰ，掌子面前方發(fā)生少量先行位移；階段Ⅱ，開挖-未支護期間圍巖自由變形，且圍巖變形沿隧道縱向快速發(fā)展；階段Ⅲ，支護結構施作至強度穩(wěn)定階段的圍巖變形，且圍巖徑向變形速率逐漸放緩；階段Ⅳ，隨著掌子面遠離，圍巖變形逐漸收斂。支護反力在各階段內逐漸增大的過程不再纂述，但需要注意的是，階段Ⅰ和階段Ⅱ的支護反力為掌子面虛擬支撐反力p'，而階段Ⅲ和階段Ⅳ的支護反力為支護結構反力ps與掌子面虛擬支撐反力p'之和。在隧道縱向空間效應下，圍巖-支護結構力學模型演變過程如圖3 所示。圖中：pg和pg'為1 對沿開挖輪廓線的原巖相互作用力；ps為支護結構反力；紅、黑箭頭分別表示虛擬支護反力和實際作用力。

圖2 隧道縱向空間效應

圖3 圍巖--支護結構力學模型演變過程

LDP 曲線可利用E.Hoek 提出的經驗公式，通過擬合圍巖變形監(jiān)測數據的方式得到。張妍珺等［20］基于彈塑性理論改進擬合計算式，彌補了前者不能較好描述掌子面前方位移變化規(guī)律的缺陷，即

式中：λ為位移完成系數；x為目標斷面到掌子面的縱向距離，x＞0 表示掌子面在目標面前方時兩者的距離，x＜0 表示掌子面在目標面后方時兩者的距離，x=0表示掌子面正好位于目標斷面處；λ0為x=0 時的位移完成系數；X為擬合得到的常數項。

實際應用中發(fā)現(xiàn)，式（6）雖能較好反映掌子面前后的圍巖位移變化規(guī)律。但以λ0作為數據擬合控制指標，會降低擬合程度。因此在此基礎上，進一步提出LDP曲線擬合的表達式為

式中：A，B，C和D均為擬合得到的常數項。

2.3 支護時機求解模型及步驟

確定支護時機的核心問題是：確定支護結構何時干預圍巖變形，可使隧道最終處于“理想”的安全穩(wěn)定狀態(tài)。以往研究提出先建立不含支護結構的縱向開挖“裸洞”模型，再通過圍巖安全系數決定支護時機的方法，然而在實踐中要確定前方開挖斷面的合理支護時機，就不可能不考慮后方支護結構的力學效應。如果建立如圖4所示的傳統(tǒng)支護時機求解力學模型，通過計算掌子面持續(xù)朝前推進過程中目標斷面圍巖安全系數的方式決定支護時機，這一思路又忽略了1個重要前提條件，即模型中的力學狀態(tài)如何還原。也就是說，當開挖下一循環(huán)時，應確保力學模型中周圍圍巖的應力釋放率、位移完成系數等力學形態(tài)恢復到與實際一致的狀態(tài)。

圖4 傳統(tǒng)支護時機求解力學模型

為解決這一問題，提出1 種以虛擬支撐力法求解支護體系（初期支護和超前支護）合理支護時機的新方法。該方法的解題條件為：不考慮掌子面后方的支護時機問題，僅恢復即將開挖下一循環(huán)時的力學狀態(tài)。相應的力學模型和支護時機求解過程分別如圖5 和圖6 所示。圖5 中：i為掌子面所處位置的編號，i∈?+；灰色箭頭及其顏色的逐漸加深表示掘進的逐步推進。圖6 中：為整體位移完成系數；r為應力釋放率；為整體安全系數；紅色箭頭線表示x-曲線與-r曲線中，x與r聯(lián)系的過程。

圖5 虛擬支撐力法求解支護時機的力學模型

圖6 支護體系支護時機求解過程

由圖5 和圖6 表征的虛擬支撐力法的求解步驟如下。

（1）以實際開挖步距作為掌子面每次的推進距離，計算得到目標斷面i處，掌子面到目標斷面距離x與整體位移完成系數的LDP 曲線，即x-曲線。其中：監(jiān)測位置i處的整體位移完成系數按式（8）計算，用以表征該斷面的位移完成程度。

（2）基于應力釋放法［9］，將原巖應力按照等比例釋放，計算得到目標斷面i處圍巖整體位移完成系數與應力釋放率的關系曲線，即-r曲線；按圖5（b）所示力學模型，若應力釋放率為r，則對圍巖施加p'=pg(1-r)大小的徑向反力。

（3）建立含支護結構但不含掌子面前方待開挖巖體的力學模型，即圖5（c）所示模型；依據各斷面到掌子面i的距離x，通過x-曲線找到對應的，將其帶入-r曲線，即可找到各斷面的應力釋放率r；依舊按p'=pg(1-r)大小的反力作用于各對應斷面，即可恢復即將開挖下一循環(huán)時隧道的力學狀態(tài)。

（4）保持支護結構位置不變，按照實際開挖循環(huán)推進虛擬掌子面位置，重復步驟（3），求解掌子面掘進到任意位置處的隧道力學形態(tài)。如：當掌子面推進到i+3 位置處時，先查詢各斷面對應的應力釋放率r，再加以反力進行求解。

（5）基于巖體單元安全系數即式（5），計算虛擬掌子面推進到不同位置時，目標斷面i處臨空面各單元的安全系數。其中：監(jiān)測位置i處的整體安全系數按式（9）計算，用于表征該斷面的安全程度。

（6）依據虛擬掌子面到目標斷面i的距離x與整體安全系數的關系曲線，即x-曲線，選定“理想”整體安全系數對應的xi值作為合理支護時機；將最晚支護時機定為=1 對應的xi值，xi值除以掌子面掘進速率v后，可得到支護時機的時間參量ti，即

（7）求解結束。

3 案例分析

3.1 工程背景及計算工況

依托工程為成蘭鐵路茂縣隧道，位于茂縣車站—龍?zhí)淋囌緟^(qū)間。隧道全長約9.96 km，最大埋深約1 650 m，進口位于茂縣光明鄉(xiāng)中心村附近，出口位于下核桃溝。隧址區(qū)屬構造剝蝕深切高中山地貌，溝谷縱橫，地表高程約1 580～3 280 m，相對高差約1 700 m。隧址區(qū)位于茂汶斷裂帶北東段，屬龍門山斷裂，斷裂帶傾向315°～330°，傾角70°～80°。受區(qū)域構造影響，隧址區(qū)褶皺、斷層發(fā)育，包括：F1 茂縣-汶川斷裂（活動斷裂）、F2 木杷斷裂、F3 九頂山斷裂。茂縣隧道縱斷面如圖7 所示，主要穿越志留系茂縣群的絹云千枚巖夾灰?guī)r、砂巖，炭質千枚巖、絹云石英千枚巖夾泥質灰?guī)r等。

圖7 茂縣隧道縱斷面圖

選取茂縣隧道DK126+740 和DK126+960 這2 個典型Ⅲ級、Ⅳ級圍巖斷面作為目標斷面，同時考慮不同圍巖級別、不同埋深、不同地應力水平對支護時機的影響，共設計5個計算工況，相應圍巖物理力學參數見表1。其中：3-1，3-2 和3-3 為3組Ⅲ級圍巖工況；4-1和4-2為2組Ⅳ級圍巖工況。

表1 各計算工況下圍巖物理力學參數

利用軟件Flac3D 建立茂縣隧道三維數值模型如圖8 所示。模型尺寸長×寬×高為120 m×60 m×150 m；隧道跨度約11.8 m，高度約13.3 m；三維模型共計128 771個節(jié)點，123 240個單元。初期支護采用Shell 結構單元模擬，Ⅲ級和Ⅳ級圍巖時的厚度分別為10 cm 和20 cm，其物理力學參數為：彈性模量23.0 GPa，泊松比0.20，密度2 200 kg·m-3。模型底面及側面設定法向位移約束，對頂面設定埋深對應的自重荷載，對側面設定對應的側壓力系數，恢復初始地應力狀態(tài)后進行求解。在模型縱向中間位置處設置目標斷面，該處臨空面的圍巖單元共計56 個。特別地，Ⅳ級圍巖的超前支護方案采取?42 小導管，小導管支護構件采用Cable結構單元模擬。

圖8 茂縣隧道三維計算模型

3.2 應力釋放歷程中圍巖位移演變規(guī)律

將數值模型洞壁的原巖應力分成10 等份，每次按10%進行釋放，記錄目標斷面各單元的位移完成系數λ。以工況3-1 為例分析圍巖位移完成系數隨應力釋放率的演變規(guī)律，如圖9 所示。圖中：洞周數字為對應的洞壁單元編號；灰色輪廓線及相應的紅色數字表示0.2～1.0 的位移完成系數。由圖9可知：圍巖全斷面單元位移完成系數的分布形態(tài)與洞型基本相似，但拱腰附近有明顯“凹陷”，且“凹陷”趨勢隨應力釋放率的增大而逐漸減小。

圖9 工況3-1圍巖位移完成系數隨應力釋放率演變規(guī)律

按式（8），根據各節(jié)點位移完成系數λ求解該斷面整體位移完成系數，得到整體位移完成系數與應力釋放率的關系，如圖10 所示。圍巖受力與位移呈對稱分布，因此僅展示左側半個斷面的數據。由圖10可知：在應力釋放率r＜50%時，整體位移完成系數與之呈近乎線性增加關系；在應力釋放率r=50%時，約為0.27；在應力釋放系數r＞50%之后的階段，快速增長，位移完成比例約0.73。其余工況下的位移演變規(guī)律與之類似，不再逐一展開。

圖10 工況3-1整體位移完成系數隨應力釋放率演變規(guī)律

3.3 圍巖位移縱向分布規(guī)律

按照實際中茂縣隧道平均每天掘進2 m 的開挖步距進行計算，記錄目標斷面到掌子面距離及對應的整體位移完成系數，并得到LDP 曲線（x-曲線）。以工況3-1為例分析圍巖位移縱向分布規(guī)律，如圖11 所示。由圖11 可知：當掌子面位于目標斷面（y=30 m，y=0 m 為模型邊界）之前，目標斷面先行位移約占最終位移的26%；掌子面推進至目標斷面后4～5 m，整體位移完成系數近乎直線增長，由0.26 增大至約0.71；掌子面超出目標斷面5 m后，LDP曲線呈現(xiàn)反彎點，整體位移完成系數的增長速率逐漸降低。其余工況下的圍巖位移縱向分布規(guī)律與之類似，不再逐一展開。

圖11 工況3-1圍巖位移縱向分布LDP曲線

3.4 支護體系合理支護時機

以工況3-1 為例，依據2.3 節(jié)中支護時機求解步驟圍巖安全系數的演變歷程，得到圍巖安全系數隨掌子面推進的演變規(guī)律如圖12 所示。由圖12 可知：沿隧道縱向、隧道橫向的側壓力系數均為0.4，原巖應力以自重應力場占主導，掌子面開挖后，其臨空面呈現(xiàn)拱頂與拱底安全系數較大、拱腰安全系數較小的特征；隨著掌子面的持續(xù)推進，圍巖整體安全系數逐漸減小，拱腰安全系數朝內收斂，拱頂、拱底部分安全系數曲線迅速朝洞型形狀發(fā)展。

圖12 工況3--1圍巖安全系數隨掌子面推進的演變規(guī)律

工況3-1的支護時機求解過程如圖13所示。由圖13可知：整體安全系數=1時，對應的最晚支護距離為14.6 m，考慮到2 m·d-1的開挖速率，即最晚應在7.3 d 后施作初期支護；最晚支護時機目標斷面對應的應力釋放率r與整體位移完成系數分別為98.7%和0.93。

圖13 工況3--1支護體系支護時機求解過程

其余工況下，圍巖安全系數隨掌子面推進的演變規(guī)律和支護體系支護時機求解過程分別如圖14和圖15 所示。結合工況3-1 的計算結果和圖14、圖15得到如下結論。

圖14 其余工況圍巖安全系數隨掌子面推進的演變規(guī)律

圖15 其余工況支護體系支護時機求解過程

（1）對于工況3-2，側壓力系數增加后，拱腰部分的安全系數變化不明顯，但拱頂部分圍巖安全系數顯著減小，安全系數曲線與洞型更為相符；隨著掌子面推移，圍巖安全系數曲線逐漸向內收斂，這一工況對應的最晚支護距離為4.6 m，即最晚支護時機為2.3 d。

（2）對于工況3-3，在埋深加大1 倍后，圍巖安全系數曲線分布特征和演變規(guī)律與工況3-1 整體近似，對應的最晚支護距離為7.2 m，即最晚支護時機為3.6 d；結合工況3-2 可見，相較于埋深，考慮水平向構造應力（側壓力系數約為1）后圍巖安全系數分布形態(tài)和支護時機受到的影響更大。

（3）對于工況4-1，圍巖級別變?yōu)棰艏壓?，安全系數曲線的形態(tài)仍基本與洞型一致，最晚支護距離為4.2 m，即最晚支護時機為2.1 d。

（4）對于工況4-2，當Ⅳ級圍巖考慮水平構造應力后，目標斷面未開挖（掌子面位于y=30 m）時圍巖的整體安全系數=0.87，與其余工況的情況不同，表明目標斷面在掌子面開挖前就已經處于不安全狀態(tài)，需要采取超前支護措施加固圍巖。確定超前支護的超前距離，可采取從目標斷面處朝后（y＜30 m）尋找圍巖整體安全系數=1 斷面位置的方式，當=1 的斷面沿隧道縱向到目標斷面（y=30 m）的距離為-1.7 m時，此時即為超前支護時機。換言之，在當前支護體系下，掌子面后方1.7 m 范圍內的圍巖均需要采取超前支護措施，以使其在未開挖前圍巖整體安全系數≥1。

4 驗 證

更改現(xiàn)場支護時機的可操作性較低，目前還未有較好的驗證方法［21-22］。為此，本文考慮監(jiān)測DK126+740—DK126+960段的拱腰水平收斂情況，通過對比監(jiān)測結果與對應的數值計算結果的方式，驗證提出支護體系支護時機計算方法的有效性［23］。

Ⅲ級圍巖巖性較好，圍巖的變形量值很小且變形后很快穩(wěn)定，故僅討論通過調整支護時機對Ⅳ級圍巖變形的主動控制效應。茂縣隧道DK126+740—DK126+780 段圍巖巖性由Ⅲ級圍巖逐漸變差且無超前支護措施，采取初期支護待掌子面開挖后及時支護的措施；隧道DK126+780—DK126+960 段圍巖巖性持續(xù)變差，采取施作超前支護的措施。因此，選取無超前支護的里程DK126+780 斷面和有超前支護的里程DK126+960 斷面作為典型斷面，分別考察無超前支護措施、有超前支護措施2 種情況下，隧道變形監(jiān)測情況以及按照虛擬支撐力法得到的計算結果（設置圍巖級別為Ⅳ級，在與實測同等工況下計算），如圖16 所示。在支護DK126+960 斷面時，根據現(xiàn)場圍巖實際變化情況，采取?42 小導管及時施作超前支護，超前支護范圍約3.9 m，最晚超前支護距離采用工況4-2 下確定的1.7 m；其余超前支護參數參照王思琦［24］等在軟弱圍巖隧道中提升圍巖參數的方法設定，加固地層及超前小導管的相關物理力學參數分別見表2和表3。

圖16 現(xiàn)場實測位移與計算結果對比

表2 加固地層的物理力學參數

表3 小導管的物理力學參數

由圖16可得到如下結論。

（1）無超前支護措施時，隧道變形在早期發(fā)展較快，呈線性增長；待掌子面推進距目標斷面12 m 后變形速率逐漸減小，最終變形量為6.6 cm；實測與計算得到的圍巖變形發(fā)展規(guī)律基本相似，但后者相對較小，計算得到的最終變形量為5.3 cm。

（2）通過設置超前支護，圍巖變形很快收斂。當超前支護范圍為3.9 m時，最終變形量僅為2.2 cm，而當超前支護范圍為1.7 m時，最終變形量為3.2 cm。一方面，超前支護范圍1.7 m 較實際3.9 m 對變形的約束作用更差；但另一方面，通過控制最短超前支護距離，圍巖變形量仍由無超前支護措施的6.6 cm 減小至3.2 cm，變形控制效果較好。這也說明，通過調整超前支護時機達到了主動調控圍巖變形的目的。在實際應用中，施工現(xiàn)場可根據實際情況設定“理想”的圍巖整體安全系數作為合理支護時機的控制標準，以控制圍巖過度變形。

5 結論

（1）基于圍巖變形主動控制理念，提出通過支護時機進行調控的第四類支護手段。以圍巖整體安全系數為指標，依據圍巖應力釋放率和圍巖整體位移完成系數與掌子面縱向推進的相互關系，構建了考慮在已有支護結構作用下求解支護體系（初期支護或超前支護）支護時機的虛擬支撐力法。

（2）依托成蘭鐵路茂縣隧道，對圍巖級別不同、埋深不同、側壓力系數不同時的支護體系支護時機進行求解，茂縣隧道Ⅲ級圍巖拱頂和拱底的安全系數大于拱腰，且隨著掌子面的遠離，圍巖安全系數輪廓線逐漸向內收斂，整體安全系數減??；隧道不考慮構造應力時，拱頂與拱底處的圍巖安全系數顯著增大；隧道埋深的增大僅使圍巖整體安全系數有所減小，但安全系數輪廓線分布形態(tài)與演變規(guī)律基本不變；圍巖級別降低為Ⅳ級的2 種工況時，其安全系數輪廓線均與洞型基本一致，且緊鄰=1。

（4）無超前支護條件下隧道實測最終變形量為6.6 cm，而按虛擬支撐力法得到對應的計算值為5.3 cm，計算結果雖與實測值存在一定差異，但誤差在工程可接受范圍內（絕對誤差為1.3 cm），證實了方法的有效性；超前支護范圍為1.7 m 的計算變形量為3.2 cm，較無超前支護時的變形量顯著降低，驗證了超前支護時機下的變形主動控制效益。