圍巖蠕變對(duì)盾構(gòu)隧道受荷特征影響研究

封 坤,王胤丞,馬文帥,王運(yùn)超

(1.西南交通大學(xué)交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,成都 610031； 2.中鐵十九局集團(tuán)公司軌道交通工程有限公司,北京 101300)

引言

隨著社會(huì)經(jīng)濟(jì)的進(jìn)一步發(fā)展和科學(xué)技術(shù)的不斷進(jìn)步，中國(guó)在隧道及地下工程修建技術(shù)方面已名列世界前茅，其中，盾構(gòu)法及TBM施工法在現(xiàn)代隧道建設(shè)中扮演著重要角色，將繼續(xù)發(fā)揮其不可忽視的作用[1]。

在深埋巖體中修建隧道，極易擾動(dòng)長(zhǎng)期在高地應(yīng)力下處于塑性狀態(tài)的圍巖，從而產(chǎn)生大變形，使圍巖呈現(xiàn)蠕變特性，對(duì)隧道長(zhǎng)期運(yùn)營(yíng)和安全產(chǎn)生重大影響。許多學(xué)者對(duì)此展開了相關(guān)研究，GASC-BARBIER等[2]對(duì)黏土巖進(jìn)行了超過2年的三軸蠕變?cè)囼?yàn)，發(fā)現(xiàn)在試驗(yàn)開始40d后巖石蠕變速率趨于穩(wěn)定，但蠕變持續(xù)到2年后仍在發(fā)展；李建軍等[3]基于伯格斯模型研究了蠕變對(duì)隧道二次襯砌的影響；尹曉文等[4]開展了泥巖的三軸蠕變?cè)囼?yàn)，并基于H/M模型采用MATLAB進(jìn)行非線性擬合；劉方等[5]開展了圍巖蠕變對(duì)TBM襯砌的研究，并認(rèn)為管片襯砌受到的影響呈現(xiàn)兩階段增長(zhǎng)；師亞龍等[6]基于伯格斯流變模型，分析支護(hù)結(jié)構(gòu)在不同流變周期內(nèi)的受力規(guī)律；羅志文[7]研究了泥砂巖互層隧道圍巖蠕變過程中水平位移和豎向位移分布規(guī)律；劉孟波等[8]深入探討了軟土蠕變對(duì)隧道和圍巖之間接觸壓力的影響及隧道內(nèi)力、變形發(fā)展規(guī)律；唐葭等[9]基于伯格斯(Burgers)蠕變力學(xué)模型模擬黏彈性區(qū)的蠕變變形，推導(dǎo)了考慮圍巖蠕變效應(yīng)的圍巖抗力系數(shù)公式；左昌群等[10]基于現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試和數(shù)值模擬，分析了不同支護(hù)條件下圍巖蠕變對(duì)隧道初期支護(hù)的影響；錢文喜等[11]采用室內(nèi)單軸蠕變?cè)囼?yàn)和數(shù)值模擬結(jié)合的手段，分析圍巖蠕變作用，并進(jìn)一步討論了不同埋深下圍巖蠕變對(duì)隧道二襯安全系數(shù)的影響；陶志剛等[12]基于現(xiàn)場(chǎng)量測(cè)、室內(nèi)試驗(yàn)，研究了隧道圍巖變形規(guī)律及蠕變特性；鄧勝?gòu)?qiáng)等[13]研究了炭質(zhì)圍巖對(duì)隧道的蠕變作用；左清軍等[14]基于伯格斯模型建立了新的泥質(zhì)砂巖蠕變模型；劉方等[15]采用數(shù)值模擬方式，研究不同支護(hù)下圍巖蠕變對(duì)盾構(gòu)隧道的影響；宋儀等[16]基于單軸試驗(yàn)，提出并驗(yàn)證了Cvisc模型的合理性，研究了不同埋深下圍巖蠕變對(duì)隧道襯砌的影響。近年來，國(guó)內(nèi)外廣大學(xué)者對(duì)巖石流變?cè)囼?yàn)的研究十分活躍，對(duì)于蠕變隧道受力也有一些研究，但大多采用類似工程的蠕變參數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬，有試驗(yàn)數(shù)據(jù)支撐的研究也大多基于單軸蠕變?cè)囼?yàn)，但實(shí)際工程中圍巖是處于三向受力狀態(tài)，同時(shí)，針對(duì)不同注漿方式對(duì)蠕變隧道的影響研究也較少。

基于此，以廣佛東環(huán)隧道為背景，開展室內(nèi)三軸蠕變?cè)囼?yàn)，采用FLAC3D軟件研究圍巖蠕變作用的變形和受力特征，并進(jìn)一步分析不同注漿方式下蠕變對(duì)隧道受荷和變形的影響。

1 工程概況

依托廣佛環(huán)線城際鐵路廣州南站至白云機(jī)場(chǎng)東環(huán)隧道大源站—太和站區(qū)間盾構(gòu)工程，該段隧道采用EPB+TBM雙模盾構(gòu)施工(圖1)，其結(jié)合了TBM與土壓平衡盾構(gòu)各自的優(yōu)點(diǎn)，在較軟弱不穩(wěn)定圍巖及對(duì)沉降安全性要求較高地段使用EPB土壓平衡模式，在全斷面硬巖及高磨蝕性巖層地段選用TBM模式掘進(jìn)。盾構(gòu)隧道內(nèi)徑8.0 m，襯砌厚度400 mm，寬度1.6 m，管片結(jié)構(gòu)分布為4A(56.84°)+2B(56.84°)+F(18.96°)，管片構(gòu)造如圖2所示。

圖1 雙模盾構(gòu)示意

圖2 管片結(jié)構(gòu)分塊

盾構(gòu)隧道穿越區(qū)段為丘陵地貌，地勢(shì)起伏大，隧道最大覆土斷面深度可達(dá)130 m，TBM/盾構(gòu)掘進(jìn)過程中需穿越軟硬差異極大的復(fù)合地層、全風(fēng)化～中風(fēng)化基巖，所穿越地層主要為炭質(zhì)板巖、泥質(zhì)砂巖等，具有軟硬差別大，地層穩(wěn)定性差別大等特點(diǎn)，穿越地質(zhì)縱斷面如圖3所示。

圖3 隧道穿越斷面(單位：m)

2 泥巖蠕變參數(shù)識(shí)別

2.1 三軸蠕變?cè)囼?yàn)

2.1.1 試驗(yàn)方法

對(duì)巖石試樣施加1個(gè)恒定應(yīng)力，然后保持該應(yīng)力狀態(tài)不變的情況下觀察應(yīng)變發(fā)展變化過程，通過記錄軸向荷載、軸向應(yīng)變、時(shí)間，繪制應(yīng)變-時(shí)間曲線，從而對(duì)巖石的蠕變特性進(jìn)行分析。

2.1.2 試驗(yàn)步驟

(1)試樣制備：根據(jù)國(guó)際巖石力學(xué)協(xié)會(huì)推薦，試樣采用圓柱體，直徑50 mm，高100 mm，試樣兩端面加工處理以滿足精度要求。分別將天然狀態(tài)試樣置于烘箱后冷卻，采用自由水法制取烘干狀態(tài)和飽水狀態(tài)的試樣。

(2)儀器選取：試驗(yàn)儀器采用成都理工大學(xué)地質(zhì)災(zāi)害防治與保護(hù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室的YSL-01-00巖石三軸壓縮流變?cè)囼?yàn)機(jī)，儀器可對(duì)圍壓、軸向荷載、軸向位移進(jìn)行控制，其最大荷載值為1 000 kN，精度0.5% F.S，圍壓最大值為30 MPa，精度0.5% F.S，軸向荷載和圍壓恒定時(shí)間為半年以上，且數(shù)據(jù)由計(jì)算機(jī)以時(shí)間、位移、荷載或壓力為主控的方式自動(dòng)采集，儀器如圖4所示。

圖4 三軸蠕變?cè)囼?yàn)儀

(3)荷載施加：用熱縮橡皮套將巖樣和墊塊套住并使用“O”形圈密封墊塊和橡皮套，用熱吹風(fēng)對(duì)橡皮套均勻加熱后放入壓力室，調(diào)整中心位置避免偏壓；設(shè)計(jì)板巖三軸蠕變?cè)囼?yàn)的加載初始等級(jí)為5 kN，并以5 kN為等級(jí)逐級(jí)加載；軸壓加載過程采用荷載控制，按照0.134 kN/s速率進(jìn)行，數(shù)據(jù)采集按照時(shí)間控制(120 s)及位移控制(0.02 mm)拾取；各級(jí)荷載保持24 h左右，且每級(jí)荷載下變形速率小于0.000 4 mm/h再進(jìn)行下一級(jí)加載，重復(fù)上述過程直至試樣發(fā)生破壞。

(4)試驗(yàn)完成：取出試樣，描述破壞形式，整理試驗(yàn)數(shù)據(jù)，總結(jié)蠕變規(guī)律。

2.1.3 試驗(yàn)結(jié)果

基于巖石常規(guī)三軸壓縮蠕變?cè)囼?yàn)，得到8組炭質(zhì)板巖試樣在不同圍壓下的破壞情況(圖5)，以及峰值強(qiáng)度及長(zhǎng)期強(qiáng)度(表1)。

圖5 巖樣破壞前后

從3種狀態(tài)的巖樣中選取9-2試樣、8-4試樣、9-1-5試樣(飽和狀態(tài)、天然狀態(tài)、干燥狀態(tài))進(jìn)行分析，其三軸蠕變?cè)囼?yàn)曲線如圖6所示。試驗(yàn)結(jié)果表明：不同含水狀態(tài)下，板巖在加載瞬間都會(huì)產(chǎn)生一定量的應(yīng)變，當(dāng)軸向應(yīng)力水平較低時(shí)，蠕變速率隨時(shí)間增長(zhǎng)而減小，最后趨于0，巖石變形穩(wěn)定，變形不再增長(zhǎng)，此時(shí)炭質(zhì)板巖呈現(xiàn)形式為穩(wěn)態(tài)流變(等速蠕變狀態(tài))；當(dāng)軸向應(yīng)力水平較高時(shí)，板巖蠕變速率較大，在較短的時(shí)間內(nèi)，板巖會(huì)產(chǎn)生大變形，直至破壞，此時(shí)炭質(zhì)板巖呈現(xiàn)形式為不穩(wěn)定流變(加速蠕變狀態(tài))。隨含水率增大，峰值強(qiáng)度和長(zhǎng)期強(qiáng)度逐漸減小。

圖6 三軸蠕變?cè)囼?yàn)曲線

2.2 蠕變模型和蠕變參數(shù)識(shí)別

由試驗(yàn)可知，炭質(zhì)板巖的蠕變發(fā)展包括等速穩(wěn)態(tài)蠕變和加速蠕變階段，同時(shí)，炭質(zhì)板巖在不同應(yīng)力水平下均發(fā)生彈性變形，且在彈性變形之后應(yīng)變有繼續(xù)發(fā)展的趨勢(shì)，因此，炭質(zhì)板巖蠕變特性還應(yīng)包括瞬時(shí)彈性變形和減速蠕變，流變模型應(yīng)包括黏性元件。而Cvisc模型由黏彈、黏塑性蠕變體串聯(lián)構(gòu)成，能夠描述軟巖的黏彈性變形和黏塑性變形(圖7)，故選用該模型來描述本文中隧道圍巖的蠕變特性。

圖7 Cvisc模型元件組成示意

Cvisc模型是在Burgers模型的基礎(chǔ)上加入了M-C模型，其中，基于M-C準(zhǔn)則的塑性元件應(yīng)具有如下特征：當(dāng)σ<σs時(shí)，巖體先進(jìn)入衰減蠕變階段，然后進(jìn)入穩(wěn)定蠕變階段；當(dāng)σ≥σs時(shí)，巖體進(jìn)入加速蠕變階段。因此，Cvisc模型本構(gòu)關(guān)系如下。

(1)σ<σs時(shí)

(1)

式中，σs、K為臨界應(yīng)力值和巖體的體積模量；GK、GM為開爾文體和麥克斯韋爾體的剪切模量；ηK、ηM為開爾文體和麥克斯韋爾體的黏滯流動(dòng)系數(shù)。

(2)σ≥σs時(shí)

(2)

式中，εp為塑性體應(yīng)變。

考慮常規(guī)回歸法難以處理多元非線性問題，容易造成精度低的后果，而最小二乘法精度雖然達(dá)到要求，但在面對(duì)上述問題時(shí)容易不收斂。因此，先利用MATLAB對(duì)試驗(yàn)曲線進(jìn)行分析，得到蠕變參數(shù)的初始數(shù)據(jù)，減少最小二乘法迭代次數(shù)，再通過最小二乘法辨識(shí)蠕變參數(shù)。

針對(duì)非線性模型擬合，Origin軟件提供了強(qiáng)大的最小二乘法擬合工具，可由用戶根據(jù)需要自定義函數(shù)進(jìn)行擬合，此處參照式(1)、式(2)基于最小二乘法對(duì)蠕變參數(shù)進(jìn)行精確反演，得到炭質(zhì)板巖蠕變參數(shù)擬合結(jié)果，如表2所示。

表2 試樣蠕變參數(shù)擬合結(jié)果

根據(jù)其峰值強(qiáng)度，通過YSJ-01-00型巖石三軸蠕變?cè)囼?yàn)系統(tǒng)，對(duì)天然狀態(tài)炭質(zhì)板巖進(jìn)行三軸壓縮蠕變?cè)囼?yàn)，獲得巖樣在2.5，5，7.6，10.2，12.7，15.3，17.8 MPa應(yīng)力水平下，反映其蠕變特性的試驗(yàn)數(shù)據(jù)曲線，如圖8所示。

圖8 炭質(zhì)板巖蠕變數(shù)據(jù)與擬合曲線對(duì)比

3 數(shù)值模擬與結(jié)果分析

3.1 基本假定

基于以下假定開展數(shù)值模擬：

(1)不考慮巖體的各向異性；

(2)不考慮地下水影響；

(3)根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)巖樣室內(nèi)三軸試驗(yàn)得出的結(jié)果可應(yīng)用于數(shù)值模擬中；

(4)不考慮盾構(gòu)隧道施工階段圍巖蠕變作用，只考慮施工完成后的長(zhǎng)期蠕變行為。

3.2 計(jì)算模型

FLAC3D作為巖土分析有限差分軟件，常用于模擬軟巖大變形問題。在上述假定成立的基礎(chǔ)上，利用FLAC3D建立考慮盾構(gòu)隧道施工全過程三維數(shù)值模型。在模型橫向上考慮模型的邊界效應(yīng)，建模時(shí)模型邊界與盾構(gòu)隧道中心距離取50 m(大于3倍洞徑)，在縱向上考慮到盾構(gòu)施工過程影響，建模時(shí)縱向邊界長(zhǎng)度取90 m(盾構(gòu)50環(huán))，即數(shù)值模型的尺寸為100 m(x)×100 m(z)×90 m(y)。除模型頂部采用自由邊界外，其余邊界條件均采用法向位移約束。計(jì)算模型如圖9所示。

圖9 數(shù)值計(jì)算整體模型(單位：m)

3.3 模型相關(guān)參數(shù)

3.3.1 隧道圍巖參數(shù)

隧道圍巖采用實(shí)體單元進(jìn)行模擬，根據(jù)上述基本假定，在模擬開挖施工階段中，將巖體視作理想彈塑性體，遵從摩爾-庫(kù)倫準(zhǔn)則，在模擬開挖后的圍巖長(zhǎng)期蠕變行為中，將圍巖視作黏彈性和黏塑性的組合元件，采用Cvisc模型進(jìn)行模擬。根據(jù)表2的擬合結(jié)果，選取擬合系數(shù)最高的7.6 MPa應(yīng)力水平下擬合結(jié)果作為本次數(shù)值模擬參數(shù)，如表3所示。

表3 隧道圍巖計(jì)算力學(xué)參數(shù)

3.3.2 盾構(gòu)隧道參數(shù)

建立盾構(gòu)隧道施工全過程模型，對(duì)超挖土體、盾殼、壁后填充層和管片結(jié)構(gòu)進(jìn)行細(xì)部建模，如圖10所示，上述單元均采用實(shí)體單元模擬。

圖10 盾構(gòu)隧道掘進(jìn)數(shù)值模型(局部)

圖10所示的細(xì)部結(jié)構(gòu)中，各組件相關(guān)力學(xué)參數(shù)如表4所示。管片結(jié)構(gòu)假定為均質(zhì)圓環(huán)，考慮管片接頭對(duì)剛度的影響，抗彎剛度有效率η=0.75；填充層假定為彈性均質(zhì)等代層，設(shè)定盾殼質(zhì)量時(shí)考慮盾構(gòu)機(jī)內(nèi)部結(jié)構(gòu)重度。同時(shí)，將模型中盾構(gòu)機(jī)盾構(gòu)結(jié)構(gòu)、管片結(jié)構(gòu)及壁后填充層視為理想線彈性體。

表4 盾構(gòu)部分結(jié)構(gòu)組件力學(xué)參數(shù)

3.3.3 層間模擬及接觸面接觸參數(shù)

接觸面單元的基本構(gòu)成是三角形單元，可由3個(gè)節(jié)點(diǎn)確定，其每個(gè)節(jié)點(diǎn)會(huì)被自動(dòng)地創(chuàng)建于單元頂點(diǎn)處，若有另一個(gè)單元表明連接到該接觸面單元時(shí)，其單元的節(jié)點(diǎn)會(huì)偵測(cè)到連接，并通過圖11中的本構(gòu)關(guān)系來表達(dá)這種接觸關(guān)系。其中，Kn和Ks分別代表接觸面的法向剛度和剪切剛度，取值不僅影響計(jì)算收斂的速度，還可能對(duì)結(jié)果產(chǎn)生誤差。法向剛度和剪切剛度經(jīng)驗(yàn)取值可參考FLAC3D軟件說明，如式(3)。

(3)

式中，K、G為體積模量和剪切模量；Δzmin為相鄰單元格法向的最小尺寸。

圖11 Interface單元節(jié)點(diǎn)本構(gòu)模型示意

在數(shù)值模型中，為求得刀盤擴(kuò)挖造成的超挖間隙對(duì)圍巖土體產(chǎn)生的卸荷作用以及管片結(jié)構(gòu)受到的圍巖荷載作用，分別在圍巖和盾殼之間、管片和壁后充填層之間設(shè)置接觸單元，模擬刀盤超挖對(duì)圍巖的影響以及管片襯砌和土體的相互作用。根據(jù)FLAC3D用戶手冊(cè)里對(duì)接觸面單元的要求，將兩處interface接觸單元連接到密度較大的網(wǎng)格上，如圖12所示。通過調(diào)研得到接觸面摩擦系數(shù)μ和膨脹角ψ的參數(shù)取值如表5所示，由此設(shè)定數(shù)值模擬中管片和注漿層間接觸面ψ為1°，并取盾殼和圍巖之間μ為0.3，管片和注漿層之間μ為0.5。

圖12 計(jì)算模型接觸面單元

表5 接觸面參數(shù)建議取值

3.4 計(jì)算模擬流程

數(shù)值模擬盾構(gòu)施工及圍巖蠕變的計(jì)算過程如下：計(jì)算初始地應(yīng)力場(chǎng)→盾構(gòu)進(jìn)洞模擬→盾構(gòu)正常施工掘進(jìn)模擬→盾構(gòu)出洞模擬→圍巖長(zhǎng)期蠕變行為模擬。

其中，盾構(gòu)進(jìn)洞模擬、盾構(gòu)正常施工掘進(jìn)模擬和盾構(gòu)出洞模擬過程如圖13所示。

圖13 盾構(gòu)隧道施工模擬示意

4 不同注漿條件下蠕變影響

4.1 管片結(jié)構(gòu)位移分析

在運(yùn)營(yíng)100年的時(shí)間內(nèi)，考慮同步注漿層和豆礫石滯后灌漿下6種工況，如表6所示。以管片襯砌變形、內(nèi)力及接觸壓力為主進(jìn)行對(duì)比分析，通過控制充填層彈性模量、滯后施作距離，研究在圍巖蠕變過程中同步注漿層、豆礫石灌漿層及不同注漿時(shí)間的管片受力特性。

表6 注漿影響數(shù)值計(jì)算工況

圖14 不同注漿條件下管片徑向變形(單位：mm)

圖14為不同注漿條件下管片徑向變形。由圖14可知，隨著圍巖蠕變行為的進(jìn)行，管片結(jié)構(gòu)變形也隨之增加，其中，拱頂處沉降更為明顯，拱底處豎向變形由隆起變成沉降，而工況1由于無壁后填充層吸收圍巖壓力，拱底處豎向變形依然為隆起狀態(tài)。

圖15為圍巖長(zhǎng)期蠕變中拱頂和拱底豎向變形。由圖15可知，管片結(jié)構(gòu)變形存在2個(gè)階段，以圍巖蠕變t=0時(shí)管片結(jié)構(gòu)變形量值為基準(zhǔn)，得到不同工況下拱頂變形在2個(gè)階段的變化率，見表7。可知，相比同步注漿層，豆礫石灌漿下的拱頂位移略小，位移變化率也略小；隨著豆礫石灌漿層滯后距離的增加，拱頂位移隨之減少；在一定范圍內(nèi)，豆礫石滯后注漿雖能降低變形位移，但會(huì)略微增加圍巖蠕變過程中位移變化率，說明滯后注漿受圍巖荷載影響不大，受圍巖蠕變作用影響更明顯。

圖15 圍巖長(zhǎng)期蠕變中拱頂、拱底豎向變形

表7 蠕變過程中盾構(gòu)管片拱頂豎向位移變化

4.2 管片結(jié)構(gòu)內(nèi)力分析

在圍巖蠕變過程中，不同壁后填充條件下管片襯砌內(nèi)力變化曲線如圖16、圖17所示。對(duì)比可知，隨著圍巖蠕變的發(fā)展，彎矩變形值和內(nèi)力值都有一定程度增大，整體結(jié)構(gòu)變形和受力趨于不利。

圖16 不同填充條件下管片彎矩(單位：103kN·m)

圖17 不同填充條件下管片軸力(單位：103kN)

表8為蠕變過程中盾構(gòu)管片內(nèi)力極值，由表可知，不考慮注漿滯后時(shí)，豆礫石灌漿下管片襯砌最大正彎矩、最大負(fù)彎矩變化率比同步注漿層更小；考慮注漿滯后時(shí)，隨著注漿滯后距離增加，管片結(jié)構(gòu)內(nèi)力極值變化率也隨之增加，即注漿滯后雖然能降低管片襯砌受到的圍巖蠕變作用，但會(huì)提高圍巖蠕變對(duì)管片襯砌的受荷敏感程度。

表8 蠕變過程中盾構(gòu)管片內(nèi)力極值變化

4.3 管片結(jié)構(gòu)接觸壓力分析

圖18 不同工況下拱頂、拱底接觸壓力變化曲線

圖18為不同工況下拱頂及拱腰接觸壓力變化曲線。由圖18可知，豆礫石灌漿層的接觸壓力比同步注漿層更大，這是由于同步注漿層彈性模量更小，此時(shí)的注漿層可被認(rèn)為是“柔性”結(jié)構(gòu)，自身發(fā)生變形的同時(shí)能夠釋放一定的圍巖壓力，從而減小管片結(jié)構(gòu)內(nèi)力和變形；而隨著豆礫石注漿滯后距離增加，管片結(jié)構(gòu)所受的圍巖壓力作用也逐漸減小，管片結(jié)構(gòu)受力和變形也隨之減小。

表9為蠕變過程中盾構(gòu)管片接觸壓力變化值，由于拱腰處接觸壓力變化率更大，變化更顯著，因此，單獨(dú)分析拱腰處接觸壓力。由表9可知，在圍巖蠕變100年的時(shí)間里，考慮不同注漿層參數(shù)時(shí)，接觸壓力變化率分別為1.926，2.510，3.345，3.876，4.757，6.260 kPa/a；不考慮滯后注漿時(shí)，相比同步注漿，豆礫石灌漿條件下圍巖蠕變對(duì)管片結(jié)構(gòu)接觸壓力影響更明顯；隨著注漿滯后距離增加，圍巖蠕變作用對(duì)管片襯砌的接觸壓力影響也隨之增大。

表9 蠕變過程中盾構(gòu)管片接觸壓力變化

5 結(jié)論

以廣佛環(huán)線東環(huán)雙模盾構(gòu)隧道為背景，開展隧址現(xiàn)場(chǎng)取樣和室內(nèi)常規(guī)三軸壓縮蠕變?cè)囼?yàn)，并結(jié)合Cvsic模型擬合出炭質(zhì)板巖的蠕變參數(shù)，利用FLAC3D建立盾構(gòu)施工全過程的三維數(shù)值模型，研究了在圍巖蠕變作用下采用不同填充方式和施作時(shí)機(jī)對(duì)管片變形和內(nèi)力的影響，主要結(jié)論如下。

(1)結(jié)合室內(nèi)三軸壓縮蠕變?cè)囼?yàn)結(jié)果，對(duì)炭質(zhì)板巖的蠕變參數(shù)進(jìn)行非線性擬合，相關(guān)系數(shù)最高可達(dá)0.975，說明Cvisc模型可以很好地表征炭質(zhì)板巖蠕變特性。

(2)分析雙模盾構(gòu)隧道采用不同填充方式時(shí)，EPB采用同步注漿模式下，管片結(jié)構(gòu)配合注漿層聯(lián)合支護(hù)體系能降低更多的圍巖壓力，從而實(shí)現(xiàn)有效讓壓。

(3)TBM段采用豆礫石灌漿填充時(shí)，隨著豆礫石灌漿層施作滯后距離增加，圍巖應(yīng)力釋放更為充分，能一定程度上減少管片結(jié)構(gòu)變形和內(nèi)力。

(4)對(duì)比豆礫石灌漿和同步注漿兩種不同填充方式，前者管片襯砌所受內(nèi)力和變形受圍巖蠕變影響更大；當(dāng)采用豆礫石灌漿回填并考慮滯后填充時(shí)，隨著注漿滯后距離增加，管片襯砌內(nèi)力和變形受圍巖蠕變影響的程度越大。