CN112507429B - 一种隧道支护结构体系刚度的设计方法及系统 - Google Patents
一种隧道支护结构体系刚度的设计方法及系统 Download PDFInfo
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Abstract
本发明涉及一种隧道支护结构体系刚度的设计方法及系统，依据变形位置与隧道开挖方向和隧道掌子面的关系，将围岩变形划分为四个阶段，然后分别计算四个阶段的围岩标准形变量，再根据所述四个阶段的围岩标准形变量初步设计各个阶段的支护结构体系刚度值，最后调整所述支护结构的刚度值。本发明通过建立隧道力学模型，制定围岩变形量化控制标准，通过建立隧道围岩变形与支护刚度的量化关系，实现隧道支护结构体系的定量化设计，并进一步对支护系统刚度进行优化分配，得到最经济的刚度设计方案，使得支护设计更科学合理。
Description
技术领域
本发明涉及隧道工程领域，特别是涉及一种隧道支护结构体系刚度的设计方法及系统。
背景技术
隧道工程建设对于工程经验的过度依赖，一方面降低了工程建设的可靠性和经济性，同时也严重制约着隧道及地下工程科学化的进展，这使得隧道工程的信息化和智能化建造举步维艰。现行的隧道设计理念过于强化地质环境与工程条件的差异性，而对反映隧道工程本质特征的共性问题缺乏系统的分析。现行的理论研究则一方面过于关注岩体质量及力学特性，而忽视最为本质的工程响应特点，使得复杂工程问题难以有效应对；同时，研究手段主要为静力特性分析，过多关注稳定状态而鲜有对过程的深入研究，无法适应围岩变形以及“支护-围岩”关系的动态演化特性。
事实上，隧道围岩由施工扰动前的原始平衡直到在支护协助下形成新的平衡状态，其间经历了极其复杂的动态演化过程，主要表征就是围岩变形的持续增大，而隧道施工引起的不平衡力则是围岩运动和变形的根源。因此，本领域亟需一种从隧道围岩变形的本质出发设计隧道支护结构体系刚度的技术方案。
发明内容
本发明的目的是提供一种隧道支护结构体系刚度的设计方法及系统，解决当前现有隧道支护设计方法主观性强、科学性差，过分依赖于工程经验而降低了工程建设的可靠性和经济性问题。从而提出了一种从隧道围岩变形的本质出发设计隧道支护结构体系刚度的技术方案。
为实现上述目的，本发明提供了如下方案：
一种隧道支护结构体系刚度的设计方法，所述方法包括：
依据变形位置与隧道开挖方向和隧道掌子面的关系，将围岩变形划分为初始变形阶段、急剧变形阶段、缓慢变形阶段和变形稳定阶段四个阶段；
利用围岩稳定性要求与支护结构安全性要求分别计算四个阶段的围岩标准形变量；
按照所述四个阶段的围岩标准形变量初步设计各个阶段的支护结构体系刚度值，使各个阶段的围岩实际变形量等于对应阶段的所述围岩标准形变量；
实时计算支护强度平均利用率和支护强度利用率方差；
根据所述支护强度平均利用率和支护强度利用率方差的预设条件调整所述支护结构的刚度值。
可选的，所述依据变形位置与隧道开挖方向和隧道掌子面的关系，将围岩变形划分为初始变形阶段、急剧变形阶段、缓慢变形阶段和变形稳定阶段四个阶段之前，还包括：
采集现场监测数据；
分析所述现场监测数据预测围岩最大形变量；
根据深层围岩结构层稳定条件确定围岩标准形变量；
比较所述围岩最大形变量与所述围岩标准形变量，若所述围岩最大形变量大于所述围岩标准形变量，则判定需要施加支护，否则，不需要施加支护；
所述围岩标准形变量为：
其中，△H为围岩标准形变量，A＝qyL/2d为结构层截面厚度，E为结构层弹性模量，qy为结构层上部竖向荷载，λ为侧压力系数，L为围岩上部结构层跨度，H为上部结构层高度，σc为拱脚处岩体单轴抗压强度。
可选的，以隧道掌子面为坐标原点，隧道直径为单位长度D，隧道开挖方向的反方向为x轴正方向建立直线坐标系，所述初始变形阶段、急剧变形阶段、缓慢变形阶段和变形稳定阶段四个阶段的分布为：
所述初始变形阶段分布于[-3D～-D]的范围内，所述初始变形阶段施加的支护为超前支护；
所述急剧变形阶段分布于[-D～D]的范围内，所述急剧变形阶段施加的支护为在所述超前支护的基础上施加的锚固支护；
所述缓慢变形阶段分布于[D～3D]的范围内，所述缓慢变形阶段施加的支护为在所述超前支护和锚固支护的基础上施加的初期支护；
所述变形稳定阶段分布于大于3D的范围内，所述变形稳定阶段施加的支护为在所述超前支护、锚固支护和初期支护的基础上施加的二次衬砌。
可选的，所述利用围岩稳定性要求与支护结构安全性要求分别计算四个阶段的围岩标准形变量具体包括；
计算所述初始变形阶段的围岩标准形变量；所述初始变形阶段的围岩标准形变量为(此即为本阶段的围岩稳定性要求)：
其中，[s1]为初始变形阶段的围岩标准形变量，P0为原岩应力，E为弹性模量，μ为围岩泊松比，σq为岩体峰值强度，且c、/>分别为岩体软化阶段粘聚力和内摩擦角，ξ与岩体内摩擦角相关，且有/>E′为软化模量，σr为残余强度，且有/>cr、/>分别为残余区粘聚力和内摩擦角，r0为隧道半径；
计算所述急剧变形阶段的围岩标准形变量；所述急剧变形阶段的围岩标准形变量的计算步骤具体包括：
计算超前支护作用下等效围岩的极限变形量u2(此即为本阶段的围岩稳定性要求)：
其中，m、n为结构层和浅层围岩形变荷载传递系数，c为粘聚力，为超前支护施作后围岩的等效内摩擦角，r0为隧道半径，d为埋深，γ为围岩容重，p0为原岩应力；
计算超前支护结构自身的极限变形量ua(此即为本阶段的衬砌安全性要求)：
其中，σa为超前支护强度，ka为超前支护刚度估算值；
计算急剧变形阶段的围岩标准形变量[s2]：
[s2]＝min{u2,[s1]+ua}
其中，u2和ua分别为超前支护作用下等效围岩与超前支护结构自身的极限变形量，[s1]为初始变形阶段的围岩标准形变量；
计算所述缓慢变形阶段的围岩标准形变量；所述缓慢变形阶段的围岩标准形变量的计算步骤具体包括：
计算初期支护作用下等效围岩的极限变形量u3(此即为本阶段的围岩稳定性要求)：
其中，ro为隧道半径，d为埋深，c1和分别为超前支护施作后围岩的等效粘聚力和等效内摩擦角，kb为初期支护刚度，s2为急剧变形阶段的围岩实际变形量，γ为围岩容重，P0为原岩应力，m、n为结构层和浅层围岩形变荷载传递系数；
计算初期支护结构自身的极限变形量ub(此即为本阶段的衬砌安全性要求)：
其中，σb为初期支护强度，kb为初期支护刚度；
计算缓慢变形阶段的围岩标准形变量[s3]：
[s3]＝min{u3,[s2]+ub}
其中，u3和ub分别为初期支护作用下等效围岩与超前支护结构自身的极限变形量，[s2]为急剧变形阶段的围岩标准形变量；
计算所述变形稳定阶段的围岩标准形变量；所述变形稳定阶段的围岩标准形变量为：
其中，△H为围岩标准形变量，A＝qyL/2d为结构层截面厚度，E为结构层弹性模量，qy为结构层上部竖向荷载，λ为侧压力系数，L为围岩上部结构层跨度，H为上部结构层高度，σc为拱脚处岩体单轴抗压强度。
可选的，所述按照所述四个阶段的围岩标准形变量初步设计各个阶段的支护结构体系刚度值，使各个阶段的围岩实际变形量等于对应阶段的所述围岩标准形变量，具体包括：
设计所述初始变形阶段的刚度值，具体包括：
根据工程经验估计所述初始变形阶段施加的所述超前支护所需刚度值的大小；
利用力学解析方法和有限元分析方法计算所述初始变形阶段施加所述超前支护后围岩实际变形的大小；
调整所述超前支护的刚度值大小，并实时计算所述初始变形阶段围岩实际变形的大小；
当计算得出的所述初始变形阶段的围岩实际变形的大小等于所述初始变形阶段的围岩标准形变量时，所得的刚度值即为所述超前支护的初步设计的刚度值；
设计所述急剧变形阶段的刚度值，具体包括：
根据工程经验估计所述急剧变形阶段施加的所述锚固支护所需刚度值的大小；所述估计过程需要考虑所述初始变形阶段的支护；
利用力学解析方法和有限元分析方法计算所述急剧变形阶段施加所述超前支护与所述锚固支护后围岩实际变形的大小；
调整所述锚固支护的刚度值大小，并实时计算所述急剧变形阶段围岩实际变形的大小；
当计算得出的所述急剧变形阶段的围岩实际变形的大小等于所述急剧变形阶段的围岩标准形变量时，所得的刚度值即为所述锚固支护的初步设计的刚度值；
设计所述缓慢变形阶段的刚度值，具体包括：
根据工程经验估计所述缓慢变形阶段施加的所述初期支护所需刚度值的大小；所述估计过程需要考虑所述初始变形阶段和所述急剧变形阶段的支护；
利用力学解析方法和有限元分析方法计算所述缓慢变形阶段施加所述超前支护、所述锚固支护与所述初期支护后围岩实际变形的大小；
调整所述初期支护的刚度值大小，并实时计算所述缓慢变形阶段围岩实际变形的大小；
当计算得出的所述缓慢变形阶段围岩实际变形的大小等于所述缓慢变形阶段的围岩标准形变量时，所得的刚度值即为所述初期支护的初步设计的刚度值；
设计所述变形稳定阶段的刚度值，具体包括：
根据工程经验估计所述变形稳定阶段施加的所述二次衬砌所需刚度值的大小；所述估计过程需要考虑所述初始变形阶段、所述急剧变形阶段和所述缓慢变形阶段的支护；
利用力学解析方法和有限元分析方法计算所述变形稳定阶段施加所述超前支护、所述锚固支护、所述初期支护与所述二次衬砌后围岩实际变形的大小；
调整所述二次衬砌的刚度值大小，并实时计算所述变形稳定阶段围岩实际变形的大小；
当计算得出的所述变形稳定阶段围岩实际变形的大小等于所述变形稳定阶段的围岩标准形变量时，所得的刚度值即为所述二次衬砌的初步设计的刚度值。
可选的，所述预设条件为使所述支护强度评均利用率接近1，同时使所述支护强度利用率方差接近0；
所述支护强度平均利用率为：
E(ξ)＝∫ω(x)ξ(x)dx
所述支护强度利用率方差为：
D(ξ)＝∫ω(x)[ξ(x)-E(ξ)]2dx
其中，E(ξ)为支护强度平均利用率，D(ξ)为支护强度利用率方差，ω(x)为权重系数，ξ(x)为围岩实际变形与容许变形的比值，其中，[s(x)]为各个阶段的围岩标准形变量，s(x)为x坐标处围岩的实际变形量。
可选的，所述根据所述支护强度平均利用率和支护强度利用率方差的预设条件调整所述支护结构的刚度值之后还包括：
计算支护实际受力的分布情况：
其中，k(x)为刚度分布，s'(x)为变形分布对x的导数；
比较支护实际受力与支护材料自身的强度值；
若所述支护实际受力大于所述支护材料自身的强度值，则采取修正措施；
若所述支护实际受力不大于所述支护材料自身的强度值，则不采取修正措施；
所述采取修正措施过程具体包括：
判断围岩实际变形量是否存在冗余，即是否小于围岩标准形变量；
若围岩实际变形量存在冗余，则降低支护结构体系刚度；
若围岩实际变形量不存在冗余，则提高支护材料自身的强度。
一种隧道支护结构体系刚度的设计系统，包括：
变形阶段确定模块，用于依据变形位置与隧道开挖方向和隧道掌子面的关系，将围岩变形划分为初始变形阶段、急剧变形阶段、缓慢变形阶段和变形稳定阶段四个阶段；
围岩标准形变量计算模块，用于利用围岩稳定性要求与衬砌安全性要求分别计算四个阶段的围岩标准形变量；
刚度值初步设计模块，用于按照所述四个阶段的围岩标准形变量初步设计各个阶段的支护结构体系刚度值，使各个阶段的围岩实际变形量等于对应阶段的所述围岩标准形变量；
刚度值调整模块，用于实时计算支护强度平均利用率和支护强度利用率方差；根据所述支护强度平均利用率和支护强度利用率方差的预设条件调整所述支护结构的刚度值。
可选的，还包括是否需要施加支护判断模块，用于
采集现场监测数据；
分析所述现场监测数据预测围岩最大形变量；
根据深层围岩结构层稳定条件确定围岩标准形变量；
比较所述围岩最大形变量与所述围岩标准形变量，若所述围岩最大形变量大于所述围岩标准形变量，则判定需要施加支护，否则，不需要施加支护。
可选的，还包括材料强度计算调整模块，用于
计算支护实际受力的分布情况：
其中，k(x)为刚度分布，s'(x)为变形分布对x的导数；
比较支护实际受力与支护材料自身的强度值；
若所述支护实际受力大于所述支护材料自身的强度值，则采取修正措施；
若所述支护实际受力不大于所述支护材料自身的强度值，则不采取修正措施；
所述采取修正措施过程具体包括：
判断围岩实际变形量是否存在冗余，即是否小于围岩标准形变量；
若围岩实际变形量存在冗余，则降低支护结构体系刚度；
若围岩实际变形量不存在冗余，则提高支护材料自身的强度。
根据本发明提供的具体实施例，本发明公开了以下技术效果：
本发明通过建立隧道力学模型制定围岩变形量化控制标准，更具有科学性，且容易被设计人员理解和接受，通过建立隧道围岩变形与支护刚度的量化关系，可实现隧道支护结构体系的定量化设计，并进一步对支护系统刚度进行优化分配，得到最经济的刚度设计方案，使得支护设计更科学合理。
附图说明
为了更清楚地说明本发明实施例或现有技术中的技术方案，下面将对实施例中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动性的前提下，还可以根据这些附图获得其他的附图。
图1为本发明实施例一提供的隧道支护结构体系刚度的设计方法的隧道支护系统的刚度设计流程图。
图2为本发明实施例一提供的隧道支护结构体系刚度的设计方法的结构层稳定性分析几何示意图。
图3为本发明实施例一提供的隧道支护结构体系刚度的设计方法的围岩变形阶段的分布示意图。
图4为本发明实施例一提供的隧道支护结构体系刚度的设计方法的刚度优化设计后的围岩变形分布示意图。
图5为本发明实施例一提供的隧道支护结构体系刚度的设计系统的结构示意图。
具体实施方式
下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅仅是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。
本发明的目的是提供一种隧道支护结构体系刚度的设计方法及系统，解决当前现有隧道支护设计方法主观性强、科学性差，过分依赖于工程经验而降低了工程建设的可靠性和经济性问题。
本发明从隧道围岩变形的本质特征出发，建立了“支护-围岩”相互作用的动力学模型，由此获得了围岩变形演化的特征方程。以支护系统刚度与围岩变形的动态关系为基础，提出以变形控制为目标的刚度设计原则。针对支护结构受力随支护刚度提升而增大的事实，提出结构强度校核方法，并利用最优化原理对支护刚度和变形控制目标进行动态调整，由此构建“围岩变形控制为目标，支护刚度设计为核心和强度校核做保障”的理论体系，从而为隧道工程的精细化设计奠定基础。
为使本发明的上述目的、特征和优点能够更加明显易懂，下面结合附图和具体实施方式对本发明作进一步详细的说明。
实施例一：
如图1所示，本发明实施例提供了一种隧道支护结构体系刚度的设计方法，其具体实现步骤如下：
A1，围岩稳定性分析
先利用理论计算或者现场监测数据分析等方法对围岩的结构性及其可能发生的最大变形量进行预测。然后根据深层围岩结构层稳定条件确定围岩标准形变量。若围岩的最大变形量超过了围岩标准形变量，则说明围岩无法通过自身应力调整来达到平衡状态，此时围岩自身稳定性不满足要求，需通过施作支护来调动与协助围岩承载。
围岩的标准形变量可以利用下述方法并结合相关隧道设计规范进行计算：
考虑到围岩结构的稳定性，其标准形变量可由第一组深层围岩结构层的临界失稳条件得到。设隧道拱顶沉降为ΔH，所述隧道拱顶沉降即为所述围岩标准形变量，以拱脚处岩体破坏为判据，其临界破坏条件为：
式中，σx、σy分别为拱脚处水平和垂直应力，σc为单轴抗压强度。
再结合附图2中的几何关系，可以得到
其中，△H为围岩标准形变量，A＝qyL/2，d为结构层截面厚度，E为结构层弹性模量，qy为结构层上部竖向荷载(y表示竖向)，λ为侧压力系数，L为围岩上部结构层跨度，H为上部结构层高度，σc为拱脚处岩体单轴抗压强度(c表示岩体的单轴抗压性能)。
A2，围岩变形阶段分析
不同地层条件下的围岩变形量表现出较大的差异性，但围岩变形的持续增大则是其共同特点，并具有明显的阶段性，其变形过程可以划分为四个阶段，分别为初始变形阶段、急剧变形阶段、缓慢变形阶段和变形稳定阶段，如图3所示：
1)初始变形阶段：该部分围岩位于隧道掌子面前方，此处围岩尚处于弹塑性阶段，尚未发生显著破坏，因此变形通常较小。该阶段主要分布于[-3D～-D]的范围内，其中D为隧道直径，坐标原点为掌子面(开挖面)，正方向为隧道开挖方向的反方向；
2)急剧变形阶段：该部分围岩主要处于破碎区及隧道无支护段，由于掌子面附近围岩的残余强度较低且处于单向应力状态，无法对上部岩体形成有效支撑，而支护结构尚未发挥有效/充分的作用，因而本区域的围岩基本上处于无支护状态，导致变形速度较大。该阶段主要分布于[-D～D]的范围内；
3)缓慢变形阶段：该部分围岩主要处于初期支护施作段，是“支护-围岩”相互作用的核心阶段。此时支护与围岩逐渐形成有效接触，从而产生阻止围岩变形的支撑力。在与支护结构的博弈过程中，围岩变形逐渐减缓，最终趋于稳定。该阶段主要分布于[D～3D]的范围内；
4)变形稳定阶段：该部分围岩的变形速度已接近于零，支护与围岩的作用已趋于平衡，按照现行的支护方式，已适合施作二次衬砌结构。该阶段主要分布于大于3D的范围内。
综上所述，隧道围岩变形共经历了四个阶段，因此在进行支护设计时需明确不同阶段围岩标准形变量，即按围岩需求进行变形分配。
A3，分配各阶段变形控制标准
将初始变形阶段、急剧变形阶段、缓慢变形阶段和变形稳定阶段的标准形变量分别记为[s1]、[s2]、[s3]以及[s4]，其计算方法如下：
所述初始变形阶段的围岩标准形变量为：
其中，[s1]为初始变形阶段的围岩标准形变量，P0为原岩应力，E为弹性模量，μ为围岩泊松比，σq为岩体峰值强度，且c、/>分别为岩体软化阶段粘聚力和内摩擦角，ξ与岩体内摩擦角相关，且有/>E′为软化模量，σr为残余强度，且有/>cr、/>分别为残余区粘聚力和内摩擦角(下标r表示残余状态)，r0为隧道半径。
初始变形阶段的临界条件为围岩进入塑性残余阶段，对于软化围岩而言，采用Mohr-Coulomb准则进行判断时，初始变形阶段的标准形变量[s1]表达式为：
式中，P0为原岩应力，E为弹性模量，μ为围岩泊松比，σq为岩体峰值强度，且c、/>分别为岩体软化阶段粘聚力和内摩擦角；ξ与岩体内摩擦角相关，且有/>E′为软化模量；σr为残余强度，且有/>cr、/>分别为残余区粘聚力和内摩擦角；r0为隧道半径。
初始变形阶段的围岩标准形变量[s1]可作为超前加固前期的刚度设计依据：即需要在围岩的初始变形区施作超前加固来控制围岩的变形小于[s1]。需要注意的是，这部分围岩尚处于弹塑性阶段，其变形量很小，所需的超前加固需求很小。
所述急剧变形阶段的围岩标准形变量的计算步骤具体包括：
计算超前支护作用下等效围岩的极限变形量u2：
其中，m、n为结构层和浅层围岩形变荷载传递系数，c为粘聚力，为超前支护施作后围岩的等效内摩擦角，r0为隧道半径，d为埋深，γ为围岩容重，d为埋深，p0为原岩应力；
计算超前支护结构自身的极限变形量ua：
其中，σa为超前支护强度，ka为超前支护刚度估算值；
计算急剧变形阶段的围岩标准形变量[s2]：
[s2]＝min{u2,[s1]+ua} (4)
其中，u2和ua分别为超前支护作用下等效围岩与超前支护结构自身的极限变形量，[s1]为初始变形阶段的围岩标准形变量。
急剧变形阶段围岩标准形变量则应考虑两方面因素，即急剧变形阶段的围岩稳定性以及超前支护自身的结构安全性，则急剧变形阶段的标准形变量[s2]表达式为：
[s2]＝min{u2,[s1]+ua} (4)
式中，[s1]为初始变形阶段的围岩标准形变量，[s2]为急剧变形阶段的围岩标准形变量，u2和ua分别为超前支护作用下等效围岩与超前支护结构自身的极限变形量，其计算方法如下：
首先对急剧变形阶段围岩的承载能力进行计算，假定围岩满足Mohr-Coulomb准则
式中，c1和分别为超前支护施作后围岩的等效粘聚力和等效内摩擦角，σ1为围岩环向应力，σ3为径向应力。
初期支护施作前径向应力σ3＝0，则对于图2中给出的承载拱结构，沿隧道轴向单位长度上承载合力为
其中，N为沿隧道轴向单位长度上承载合力，c1和分别为超前支护施作后围岩的等效粘聚力和等效内摩擦角；
假定承载拱受均布荷载q作用，则由极限受力平衡条件可得
其中，N为沿隧道轴向单位长度上承载合力，q为均布荷载，r0为隧道半径，d为埋深，α为承载拱边界积分点的角度值，d为埋深，则承载拱所能承受的极限均布荷载q为，
其中，q为均布荷载，r0为隧道半径，d为埋深，c为岩体软化阶段粘聚力，为超前支护施作后围岩的等效内摩擦角。
考虑到该承载拱承受浅层围岩自重荷载p1＝γd(γ为围岩容重，d为埋深)和深层围岩形变荷载p2，则当q＝p1+p2时承载拱失稳，如此则有
式中，u2为超前支护作用下等效围岩自身的极限变形量(它表征了初始变形阶段围岩稳定性要求)，γ为围岩容重，d为埋深，为超前支护施作后围岩的等效内摩擦角，r0为隧道半径，m、n为结构层和浅层围岩形变荷载传递系数，c为粘聚力。
进一步考虑超前支护结构安全性，设超前支护强度为σa，则
式中，ua为超前支护作用下超前支护结构自身的极限变形量(它表征了超前支护结构安全性要求)，ka为超前支护刚度估算值。
所述缓慢变形阶段的围岩标准形变量的计算步骤具体包括：
计算初期支护作用下等效围岩的极限变形量u3；
其中，ro为隧道半径，d为埋深，c1和分别为超前支护施作后围岩的等效粘聚力和等效内摩擦角，kb为初期支护刚度，s2为急剧变形阶段的围岩实际变形量，γ为围岩容重，p0为原岩应力，m、n为结构层和浅层围岩形变荷载传递系数；
计算初期支护结构自身的极限变形量ub：
其中，σb为初期支护强度，kb为初期支护刚度；
计算缓慢变形阶段的围岩标准形变量[s3]：
[s3]＝min{u3,[s2]+ub} (15)
其中，u3和ub分别为初期支护作用下等效围岩与超前支护结构自身的极限变形量，[s2]为急剧变形阶段的围岩标准形变量。
在缓慢变形阶段，初期支护施作产生的径向应力为σ3＝kb(u3-s2)，此时对于图2中给出的承载拱结构，沿隧道轴向单位长度上承载合力为
其中，N为沿隧道轴向单位长度上承载合力，c1和分别为超前支护施作后围岩的等效粘聚力和等效内摩擦角，kb为初期支护刚度，s2为急剧变形阶段的围岩实际变形量，u3为初期支护作用下等效围岩自身的极限变形量，Δu为初期支护极限变形量。此时，承载拱极限承载能力为：
其中，q为均布荷载，r0为隧道半径，d为埋深，kb为初期支护刚度，s2为急剧变形阶段的围岩实际变形量，u3为初期支护作用下等效围岩自身的极限变形量，c1和分别为超前支护施作后围岩的等效粘聚力和等效内摩擦角。
将上式代入式(9)可得：
其中，u3为初期支护作用下等效围岩自身的极限变形量(它表征了急剧变形阶段围岩稳定性要求)，r0为隧道半径，d为埋深，c1和分别为超前支护施作后围岩的等效粘聚力和等效内摩擦角，kb为初期支护刚度，s2为急剧变形阶段的围岩实际变形量，γ为围岩容重，d为埋深，P0为原岩应力，m、n为结构层和浅层围岩形变荷载传递系数。
进一步考虑初期支护结构安全性，设初期支护强度为σb，则
其中，ub为初期支护的极限变形量(它表征了初期支护安全性要求)，σb为初期支护强度，kb为初期支护刚度。
所述变形稳定阶段的围岩标准形变量为：
其中，△H为围岩标准形变量，A＝qyL/2，d为结构层截面厚度，E为结构层弹性模量，qy为结构层上部竖向荷载，λ为侧压力系数，L为围岩上部结构层跨度，H为上部结构层高度，σc为拱脚处岩体单轴抗压强度。
A4、设计与优化支护系统刚度分布
A41、初步设计支护系统刚度分布
设计所述初始变形阶段的刚度值，具体包括：
根据工程经验估计所述初始变形阶段施加的所述超前支护所需刚度值的大小；
利用力学解析方法和有限元分析方法计算所述初始变形阶段施加所述超前支护后围岩实际变形的大小；
调整所述超前支护的刚度值大小，并实时计算所述初始变形阶段围岩实际变形的大小；
当计算得出的所述初始变形阶段的围岩实际变形的大小等于所述初始变形阶段的围岩标准形变量时，所得的刚度值即为所述初始变形阶段施加的超前支护的初步设计的刚度值；
初始变形阶段的围岩标准形变量[s1]可作为超前加固前期的刚度设计依据：即需要在围岩的初始变形区施作超前加固来控制围岩的变形小于[s1]。需要注意的是，这部分围岩尚处于弹塑性阶段，其变形量很小，所需的超前加固需求很小。
设计所述急剧变形阶段的刚度值，具体包括：
根据工程经验估计所述急剧变形阶段施加的所述锚固支护所需刚度值的大小；所述估计过程需要考虑所述初始变形阶段的支护；
利用力学解析方法和有限元分析方法计算所述急剧变形阶段施加所述超前支护与所述锚固支护后围岩实际变形的大小；
调整所述锚固支护的刚度值大小，并实时计算所述急剧变形阶段围岩实际变形的大小；
当计算得出的所述急剧变形阶段的围岩实际变形的大小等于所述急剧变形阶段的围岩标准形变量时，所得的刚度值即为所述锚固支护的初步设计的刚度值；
急剧变形阶段的标准形变量[s2]可作为锚固支护的刚度设计依据：在急剧变形阶段通常在超前加固的基础上施加锚固支护来控制围岩变形，此时就需要以[s2]为控制标准采用常规的力学分析方法对锚固支护的刚度进行初步设计，其本质就是在知道外力与变形要求的前提下反算刚度。具体计算过程如下：先根据工程经验估计所需刚度大小，再利用力学解析方法或者有限元方法等手段计算实际变形的大小，然后通过不断改变刚度值使得变形大小等于变形控制[s2]，此时的刚度值就是所需的初步设计值。需要注意的是，此时得到的刚度值仅仅是一个初始值，它还需要利用步骤A42进行优化。
设计所述缓慢变形阶段的刚度值，具体包括：
根据工程经验估计所述缓慢变形阶段施加的所述初期支护所需刚度值的大小；所述估计过程需要考虑所述初始变形阶段和所述急剧变形阶段的支护；
利用力学解析方法和有限元分析方法计算所述缓慢变形阶段施加所述超前支护、所述锚固支护与所述初期支护后围岩实际变形的大小；
调整所述初期支护的刚度值大小，并实时计算所述缓慢变形阶段围岩实际变形的大小；
当计算得出的所述缓慢变形阶段围岩实际变形的大小等于所述缓慢变形阶段的围岩标准形变量时，所得的刚度值即为所述初期支护的初步设计的刚度值；
缓慢变形阶段的标准形变量[s3]可作为初期支护的刚度设计依据：缓慢变形阶段通常在超前加固与锚固支护的基础上接着施作初期支护来控制围岩变形，此时就需要利用[s3]并结合已有的超前加固与锚固支护刚度值对初期支护的刚度进行初步设计。同样，此时得到的刚度值仅仅是一个初始值，还需要利用步骤A42进行优化。
设计所述变形稳定阶段的刚度值，具体包括：
根据工程经验估计所述变形稳定阶段施加的所述二次衬砌所需刚度值的大小；所述估计过程需要考虑所述初始变形阶段、所述急剧变形阶段和所述缓慢变形阶段的支护；
利用力学解析方法和有限元分析方法计算所述变形稳定阶段施加所述超前支护、所述锚固支护、所述初期支护与所述二次衬砌后围岩实际变形的大小；
调整所述二次衬砌的刚度值大小，并实时计算所述变形稳定阶段围岩实际变形的大小；
当计算得出的所述变形稳定阶段围岩实际变形的大小等于所述变形稳定阶段的围岩标准形变量时，所得的刚度值即为所述二次衬砌的初步设计的刚度值。
稳定变形阶段的标准形变量[s4]可作为二次衬砌的刚度设计依据：稳定变形阶段将在前面几种支护的基础上继续施作二次衬砌，此时就需要利用[s4]并结合隧道本身所需要的安全储备量对二次衬砌的刚度进行设计。需要注意的是，该阶段围岩变形已经稳定，二次衬砌的作用主要体现在安全储备上，因而步骤A42中的刚度优化设计将不涉及二次衬砌。
A42，支护刚度空间分布的优化
实时计算支护强度平均利用率和支护强度利用率方差；
根据所述支护强度平均利用率和支护强度利用率方差的预设条件调整所述支护结构的刚度值。
所述预设条件为使所述支护强度评均利用率接近1，同时使所述支护强度利用率方差接近0；
所述支护强度平均利用率为：
E(ξ)＝∫ω(x)ξ(x)dx (16)
所述支护强度利用率方差为：
D(ξ)＝∫ω(x)[ξ(x)-E(ξ)]2dx (17)
其中，E(ξ)为支护强度平均利用率，D(ξ)为支护强度利用率方差，ω(x)为权重系数，ξ(x)为围岩实际变形与容许变形的比值，
/>
其中，[s(x)]为各个阶段的围岩标准形变量，s(x)为x坐标处围岩的实际变形量。
从协同学的角度来讲，系统由无序状态转变为有序状态的本质为复杂开放系统中各个子系统的相互协作而产生的协同效应。在隧道围岩-支护系统中，围岩结构与不同支护构件之间按照人为设定的一种工作方式组合在一起，从而保证隧道安全与围岩稳定。
为定量化表征支护系统的协同工作效能，此处引入支护强度利用率和支护刚度空间协同效率两个参数进行描述。其中，支护强度利用率反映了支护体系整体力学性能的发挥程度，而支护刚度空间协同效率则反映了支护系统在不同时空位置上使用效能的一致性。这两个参数可以用围岩实际变形与容许变形比值的加权平均值以及加权方差进行表达：
E(ξ)＝∫ω(x)ξ(x)dx (16)
D(ξ)＝∫ω(x)[ξ(x)-E(ξ)]2dx (17)
其中，E(ξ)为支护强度平均利用率，D(ξ)为支护强度利用率方差，ω(x)为权重系数，ξ(x)为围岩实际变形与容许变形的比值，
其中，[s(x)]为各个阶段的围岩标准形变量，s(x)为x坐标处围岩的实际变形量。
利用协同效应评价函数，并结合最优化方法，寻找支护强度利用率和刚度空间协同效率达到最高的支护参数(前者要求E(ξ)尽可能接近于1，后者要求D(ξ)尽可能接近于0)，即可以实现支护刚度空间分布的最优化设计。
需要指出，无论对于何种支护形式，其临界支护刚度均与支护时机有关，且前后续支护刚度取值相互影响显著。因此，在实际工程中，可对围岩变形实施信息化监测和反馈，根据需要及时调整支护参数，进一步利用最优化方法找出协同效率最高的支护刚度设计作为最优解集。
A5，计算支护结构荷载与强度
计算支护实际受力的分布情况：
其中，k(x)为刚度分布，s'(x)为变形分布对x的导数；s'(x)就是利用力学解析方法和有限元分析方法计算当前刚度分布下的变形值。
A6，强度校核
比较支护实际受力与支护材料自身的强度值；
若所述支护实际受力大于所述支护材料自身的强度值，则采取修正措施；
若所述支护实际受力不大于所述支护材料自身的强度值，则不采取修正措施；
所述采取修正措施过程具体包括：
判断围岩实际变形量是否存在冗余，即是否小于围岩标准形变量；
若围岩实际变形量存在冗余，则降低支护结构体系刚度；
若围岩实际变形量不存在冗余，则提高支护材料自身的强度。
在获得围支护刚度分布之后，计算支护实际受力的分布情况，然后将得到的支护受力与支护材料自身的强度值相对比从而进行强度校核，如不满足则有两种刚度修正的途径：①提高支护结构体系强度，也可考虑采用特种材料或结构，直至满足要求；②降低支护结构体系刚度，以减小结构体系所受到的荷载，直至满足强度要求，这样由刚度降低所带来的围岩变形增大则需重新考虑围岩稳定性，客观上将使围岩稳定的可靠性降低，因此需重新判断是否满足要求。
在实际隧道刚度设计过程中，采用上述何种刚度修正方案主要取决于隧道自身变形量是否存在冗余：如果在当前刚度设计方案下，隧道的最大变形量已达到最大限制标准，则选择第①种“提高支护结构体系强度的修正方案”；如果在当前刚度设计方案下，隧道的最大变形量仍没有达到最大限制标准，并且在变形增大一定量之后不会影响其后续施工与运营，则选择第②种“降低支护结构体系刚度的修正方案”。
基于上述隧道支护结构体系刚度的设计方法，可以对支护结构体系进行定量化刚度设计。下面选取一组实际工程参数进行具体分析，工程参数如下：某半径为ra＝7m的深埋圆形隧道，受到静水压力7MPa的作用；该隧道位于软岩地质条件地层中，围岩力学参数为弹性模量E＝1.6GPa，泊松比μ＝0.3；软化模量E′＝0.8GPa，软化内摩擦角软化粘聚力c＝0.6MPa；残余阶段内摩擦角/>粘聚力0.3MPa。
B1，围岩稳定性判别
利用数值模拟，可以得到开挖面处围岩变形约为65mm。而根据隧道设计规范中给出的预留变形量以及支护极限位移标准，开挖面变形的控制值应为40mm。由此可见，在当前工况下隧道将处于极不稳定状态。因此，需要在围岩变形的不同阶段施作相应的支护结构来保证施工安全。进一步计算分析可知，隧道变形的纵向影响长度L＝80m。若以掌子面作为坐标起点，则初始变形阶段的范围为-30～-10m，急剧变形阶段的范围为-10～10m，缓慢变形阶段的范围为10～25m，稳定变形阶段的范围为25～50m。
B2，变形控制目标的分配
参考相应的设计规范后可确定隧道允许的极限变形总量约为100mm。对于初始变形阶段的控制标准可由公式(3)确定，其值约为[s1]＝23mm；对于急剧变形阶段的控制标准可由公式(4)确定，其值约为[s2]＝83mm，前两个阶段内主要由超前加固与锚固支护发挥作用，可以据此对超前支护与锚固支护的刚度进行初步设计；而缓慢变形与稳定变形阶段的变形控制标准与混凝土衬砌的刚度和强度相关，因此在刚度设计之前无法确定其控制标准，鉴于此可以直接依据极限变形总量对变形控制目标进行初步分配，其值为s3＝95mm，s4＝100mm。在后续的刚度设计过程中，需要通过强度校核对这2个变形控制标准不断进行迭代更新，以达到最优化效果。
B3，支护刚度空间分布的优化
首先根据各阶段的变形控制标准，计算超前加固、锚固体系和表面初支的临界支护刚度分别为K1＝2.1e7Pa/m、K2＝7.9e6Pa/m、K3＝1.2e7Pa/m。再利用协同作用效果评价方法对支护刚度的空间分布进行优化设计，对比不同支护构件的主要作用，采用9标度法构造支护体系协同作用评价矩阵
通过求解上述矩阵最大特征值所对应的特征向量，并对其作归一化处理后可以得到支护体系协同效果评价的加权系数，加权系数为
ω＝[0.163 0.297 0.540]
因此，中超前支护、锚固体系与表面初支的加权系数分别为：16.3％、29.7％以及54.0％。之后，结合最优化方法，寻找使支护强度利用率的平均值最接近于1以及方差最小的支护参数。
B4，支护系统强度的校核
由于支护结构变形控制标准与其刚度存在直接联系，因此在完成一轮刚度优化设计后，就需要更新相应的变形控制标准，然后再重新进行优化设计，直至结果收敛。按照上述的刚度设计流程，可以得到当前隧道条件下的围岩变形分布如图4，相应的超前支护、锚固体系以及表面初支的刚度空间分布参数如表1：
表1优化后的支护刚度参数
至此，则可确定上述支护参数即为基于协同作用的隧道支护结构体系设计参数。
如图5所示，本发明实施例还提供了一种隧道支护结构体系刚度的设计系统，包括：
变形阶段确定模块100，用于依据变形位置与隧道开挖方向和隧道掌子面的关系，将围岩变形划分为初始变形阶段、急剧变形阶段、缓慢变形阶段和变形稳定阶段四个阶段；
围岩标准形变量计算模块200，用于利用围岩稳定性要求与衬砌安全性要求分别计算四个阶段的围岩标准形变量；
刚度值初步设计模块300，用于按照所述四个阶段的围岩标准形变量初步设计各个阶段的支护结构体系刚度值，使各个阶段的围岩实际变形量等于对应阶段的所述围岩标准形变量；
刚度值调整模块400，用于实时计算支护强度平均利用率和支护强度利用率方差；根据所述支护强度平均利用率和支护强度利用率方差的预设条件调整所述支护结构的刚度值。
还包括是否需要施加支护判断模块500，用于
采集现场监测数据；
分析所述现场监测数据预测围岩最大形变量；
根据深层围岩结构层稳定条件确定围岩标准形变量；
比较所述围岩最大形变量与所述围岩标准形变量，若所述围岩最大形变量大于所述围岩标准形变量，则判定需要施加支护，否则，不需要施加支护。
还包括材料强度计算调整模块600，用于
计算支护实际受力的分布情况：
其中，k(x)为刚度分布，s'(x)为变形分布对x的导数；
比较支护实际受力与支护材料自身的强度值；
若所述支护实际受力大于所述支护材料自身的强度值，则采取修正措施；
若所述支护实际受力不大于所述支护材料自身的强度值，则不采取修正措施；
所述采取修正措施过程具体包括：
判断围岩实际变形量是否存在冗余，即是否小于围岩标准形变量；
若围岩实际变形量存在冗余，则降低支护结构体系刚度；
若围岩实际变形量不存在冗余，则提高支护材料自身的强度
本发明实施例提供的隧道支护结构体系刚度的设计方法及系统，通过建立隧道力学模型制定围岩变形量化控制标准，更具有科学性，且容易被设计人员理解和接受，通过建立隧道围岩变形与支护刚度的量化关系，可实现隧道支护结构体系的定量化设计，并进一步对支护系统刚度进行优化分配，得到最经济的刚度设计方案，使得支护设计更科学合理。
对于实施例公开的系统而言，由于其与实施例公开的方法相对应，所以描述的比较简单，相关之处参见方法部分说明即可。
本文中应用了具体个例对本发明的原理及实施方式进行了阐述，以上实施例的说明只是用于帮助理解本发明的方法及其核心思想；同时，对于本领域的一般技术人员，依据本发明的思想，在具体实施方式及应用范围上均会有改变之处。综上所述，本说明书内容不应理解为对本发明的限制。
Claims (7)
1.一种隧道支护结构体系刚度的设计方法，其特征在于，所述方法包括：
依据变形位置与隧道开挖方向和隧道掌子面的关系，将围岩变形划分为初始变形阶段、急剧变形阶段、缓慢变形阶段和变形稳定阶段四个阶段；
利用围岩稳定性要求与支护结构安全性要求分别计算四个阶段的围岩标准形变量；
按照所述四个阶段的围岩标准形变量初步设计各个阶段的支护结构体系刚度值，使各个阶段的围岩实际变形量等于对应阶段的所述围岩标准形变量；
实时计算支护强度平均利用率和支护强度利用率方差；
根据所述支护强度平均利用率和支护强度利用率方差的预设条件调整所述支护结构的刚度值；
以隧道掌子面为坐标原点，隧道直径为单位长度D，隧道开挖方向的反方向为x轴正方向建立直线坐标系，所述初始变形阶段、急剧变形阶段、缓慢变形阶段和变形稳定阶段四个阶段的分布为：
所述初始变形阶段分布于[-3D～-D]的范围内，所述初始变形阶段施加的支护为超前支护；
所述急剧变形阶段分布于[-D～D]的范围内，所述急剧变形阶段施加的支护为在所述超前支护的基础上施加的锚固支护；
所述缓慢变形阶段分布于[D～3D]的范围内，所述缓慢变形阶段施加的支护为在所述超前支护和锚固支护的基础上施加的初期支护；
所述变形稳定阶段分布于大于3D的范围内，所述变形稳定阶段施加的支护为在所述超前支护、锚固支护和初期支护的基础上施加的二次衬砌；
所述利用围岩稳定性要求与支护结构安全性要求分别计算四个阶段的围岩标准形变量具体包括；
计算所述初始变形阶段的围岩标准形变量；所述初始变形阶段的围岩标准形变量为：
其中，[s1]为初始变形阶段的围岩标准形变量，p0为原岩应力，E为弹性模量，μ为围岩泊松比，σq为岩体峰值强度，且c、/>分别为岩体软化阶段粘聚力和内摩擦角，ξ与岩体内摩擦角相关，且有/>E′为软化模量，σr为残余强度，且有/>cr、/>分别为残余区粘聚力和内摩擦角，r0为隧道半径；
计算所述急剧变形阶段的围岩标准形变量；所述急剧变形阶段的围岩标准形变量的计算步骤具体包括：
计算超前支护作用下等效围岩的极限变形量u2：
其中，m、n为结构层和浅层围岩形变荷载传递系数，c为粘聚力，为超前支护施作后围岩的等效内摩擦角，r0为隧道半径，d为结构层截面厚度，γ为围岩容重，p0为原岩应力；
计算超前支护结构自身的极限变形量ua：
其中，σa为超前支护强度，ka为超前支护刚度估算值；
计算急剧变形阶段的围岩标准形变量[s2]：
[s2]＝min{u2,[s1]+ua}
其中，u2和ua分别为超前支护作用下等效围岩与超前支护结构自身的极限变形量，[s1]为初始变形阶段的围岩标准形变量；
计算所述缓慢变形阶段的围岩标准形变量；所述缓慢变形阶段的围岩标准形变量的计算步骤具体包括：
计算初期支护作用下等效围岩的极限变形量u3；
其中，ro为隧道半径，c1和分别为超前支护施作后围岩的等效粘聚力和等效内摩擦角，kb为初期支护刚度，s2为急剧变形阶段的围岩实际变形量，γ为围岩容重，d为结构层截面厚度，p0为原岩应力，m、n为结构层和浅层围岩形变荷载传递系数；
计算初期支护结构自身的极限变形量ub：
其中，σb为初期支护强度，kb为初期支护刚度；
计算缓慢变形阶段的围岩标准形变量[s3]：
[s3]＝min{u3,[s2]+ub}
其中，u3和ub分别为初期支护作用下等效围岩与超前支护结构自身的极限变形量，[s2]为急剧变形阶段的围岩标准形变量；
计算所述变形稳定阶段的围岩标准形变量；所述变形稳定阶段的围岩标准形变量为：
其中，△H为围岩标准形变量，A＝qyL/2，d为结构层截面厚度，E为结构层弹性模量，qy为结构层上部竖向荷载，λ为侧压力系数，L为围岩上部结构层跨度，H为上部结构层高度，σc为拱脚处岩体单轴抗压强度；
所述预设条件为使所述支护强度评均利用率接近1，同时使所述支护强度利用率方差接近0；
所述支护强度平均利用率为：
E(ξ)＝∫ω(x)ξ(x)dx
所述支护强度利用率方差为：
D(ξ)＝∫ω(x)[ξ(x)-E(ξ)]2dx
其中，E(ξ)为支护强度平均利用率，D(ξ)为支护强度利用率方差，ω(x)为权重系数，ξ(x)为围岩实际变形与容许变形的比值，其中，[s(x)]为各个阶段的围岩标准形变量，s(x)为x坐标处围岩的实际变形量。
2.根据权利要求1所述的隧道支护结构体系刚度的设计方法，其特征在于，所述依据变形位置与隧道开挖方向和隧道掌子面的关系，将围岩变形划分为初始变形阶段、急剧变形阶段、缓慢变形阶段和变形稳定阶段四个阶段之前，还包括：
采集现场监测数据；
分析所述现场监测数据预测围岩最大形变量；
根据深层围岩结构层稳定条件确定围岩标准形变量；
比较所述围岩最大形变量与所述围岩标准形变量，若所述围岩最大形变量大于所述围岩标准形变量，则判定需要施加支护，否则，不需要施加支护；
所述围岩标准形变量为：
其中，△H为围岩标准形变量，A＝qyL/2，d为结构层截面厚度，E为结构层弹性模量，qy为结构层上部竖向荷载，λ为侧压力系数，L为围岩上部结构层跨度，H为上部结构层高度，σc为拱脚处岩体单轴抗压强度。
3.根据权利要求1所述的隧道支护结构体系刚度的设计方法，其特征在于，所述按照所述四个阶段的围岩标准形变量初步设计各个阶段的支护结构体系刚度值，使各个阶段的围岩实际变形量等于对应阶段的所述围岩标准形变量，具体包括：
设计所述初始变形阶段的刚度值，具体包括：
根据工程经验估计所述初始变形阶段施加的所述超前支护所需刚度值的大小；
利用力学解析方法和有限元分析方法计算所述初始变形阶段施加所述超前支护后围岩实际变形的大小；
调整所述超前支护的刚度值大小，并实时计算所述初始变形阶段围岩实际变形的大小；
当计算得出的所述初始变形阶段的围岩实际变形的大小等于所述初始变形阶段的围岩标准形变量时，所得的刚度值即为所述超前支护的初步设计的刚度值；
设计所述急剧变形阶段的刚度值，具体包括：
根据工程经验估计所述急剧变形阶段施加的所述锚固支护所需刚度值的大小；所述估计过程需要考虑所述初始变形阶段的支护；
利用力学解析方法和有限元分析方法计算所述急剧变形阶段施加所述超前支护与所述锚固支护后围岩实际变形的大小；
调整所述锚固支护的刚度值大小，并实时计算所述急剧变形阶段围岩实际变形的大小；
当计算得出的所述急剧变形阶段的围岩实际变形的大小等于所述急剧变形阶段的围岩标准形变量时，所得的刚度值即为所述锚固支护的初步设计的刚度值；
设计所述缓慢变形阶段的刚度值，具体包括：
根据工程经验估计所述缓慢变形阶段施加的所述初期支护所需刚度值的大小；所述估计过程需要考虑所述初始变形阶段和所述急剧变形阶段的支护；
利用力学解析方法和有限元分析方法计算所述缓慢变形阶段施加所述超前支护、所述锚固支护与所述初期支护后围岩实际变形的大小；
调整所述初期支护的刚度值大小，并实时计算所述缓慢变形阶段围岩实际变形的大小；
当计算得出的所述缓慢变形阶段围岩实际变形的大小等于所述缓慢变形阶段的围岩标准形变量时，所得的刚度值即为所述初期支护的初步设计的刚度值；
设计所述变形稳定阶段的刚度值，具体包括：
根据工程经验估计所述变形稳定阶段施加的所述二次衬砌所需刚度值的大小；所述估计过程需要考虑所述初始变形阶段、所述急剧变形阶段和所述缓慢变形阶段的支护；
利用力学解析方法和有限元分析方法计算所述变形稳定阶段施加所述超前支护、所述锚固支护、所述初期支护与所述二次衬砌后围岩实际变形的大小；
调整所述二次衬砌的刚度值大小，并实时计算所述变形稳定阶段围岩实际变形的大小；
当计算得出的所述变形稳定阶段围岩实际变形的大小等于所述变形稳定阶段的围岩标准形变量时，所得的刚度值即为所述二次衬砌的初步设计的刚度值。
4.根据权利要求1所述的隧道支护结构体系刚度的设计方法，其特征在于，所述根据所述支护强度平均利用率和支护强度利用率方差的预设条件调整所述支护结构的刚度值之后还包括：
计算支护实际受力的分布情况：
其中，k(x)为刚度分布，s'(x)为变形分布对x的导数；
比较支护实际受力与支护材料自身的强度值；
若所述支护实际受力大于所述支护材料自身的强度值，则采取修正措施；
若所述支护实际受力不大于所述支护材料自身的强度值，则不采取修正措施；
所述采取修正措施过程具体包括：
判断围岩实际变形量是否存在冗余，即是否小于围岩标准形变量；
若围岩实际变形量存在冗余，则降低支护结构体系刚度；
若围岩实际变形量不存在冗余，则提高支护材料自身的强度。
5.一种隧道支护结构体系刚度的设计系统，其特征在于，包括：
变形阶段确定模块，用于依据变形位置与隧道开挖方向和隧道掌子面的关系，将围岩变形划分为初始变形阶段、急剧变形阶段、缓慢变形阶段和变形稳定阶段四个阶段；
围岩标准形变量计算模块，用于利用围岩稳定性要求与衬砌安全性要求分别计算四个阶段的围岩标准形变量；
刚度值初步设计模块，用于按照所述四个阶段的围岩标准形变量初步设计各个阶段的支护结构体系刚度值，使各个阶段的围岩实际变形量等于对应阶段的所述围岩标准形变量；
刚度值调整模块，用于实时计算支护强度平均利用率和支护强度利用率方差；根据所述支护强度平均利用率和支护强度利用率方差的预设条件调整所述支护结构的刚度值；
以隧道掌子面为坐标原点，隧道直径为单位长度D，隧道开挖方向的反方向为x轴正方向建立直线坐标系，所述初始变形阶段、急剧变形阶段、缓慢变形阶段和变形稳定阶段四个阶段的分布为：
所述初始变形阶段分布于[-3D～-D]的范围内，所述初始变形阶段施加的支护为超前支护；
所述急剧变形阶段分布于[-D～D]的范围内，所述急剧变形阶段施加的支护为在所述超前支护的基础上施加的锚固支护；
所述缓慢变形阶段分布于[D～3D]的范围内，所述缓慢变形阶段施加的支护为在所述超前支护和锚固支护的基础上施加的初期支护；
所述变形稳定阶段分布于大于3D的范围内，所述变形稳定阶段施加的支护为在所述超前支护、锚固支护和初期支护的基础上施加的二次衬砌；
所述利用围岩稳定性要求与支护结构安全性要求分别计算四个阶段的围岩标准形变量具体包括；
计算所述初始变形阶段的围岩标准形变量；所述初始变形阶段的围岩标准形变量为：
其中，[s1]为初始变形阶段的围岩标准形变量，p0为原岩应力，E为弹性模量，μ为围岩泊松比，σq为岩体峰值强度，且c、/>分别为岩体软化阶段粘聚力和内摩擦角，ξ与岩体内摩擦角相关，且有/>E′为软化模量，σr为残余强度，且有/>cr、/>分别为残余区粘聚力和内摩擦角，r0为隧道半径；
计算所述急剧变形阶段的围岩标准形变量；所述急剧变形阶段的围岩标准形变量的计算步骤具体包括：
计算超前支护作用下等效围岩的极限变形量u2：
其中，m、n为结构层和浅层围岩形变荷载传递系数，c为粘聚力，为超前支护施作后围岩的等效内摩擦角，r0为隧道半径，d为结构层截面厚度，γ为围岩容重，p0为原岩应力；
计算超前支护结构自身的极限变形量ua：
其中，σa为超前支护强度，ka为超前支护刚度估算值；
计算急剧变形阶段的围岩标准形变量[s2]：
[s2]＝min{u2,[s1]+ua}
其中，u2和ua分别为超前支护作用下等效围岩与超前支护结构自身的极限变形量，[s1]为初始变形阶段的围岩标准形变量；
计算所述缓慢变形阶段的围岩标准形变量；所述缓慢变形阶段的围岩标准形变量的计算步骤具体包括：
计算初期支护作用下等效围岩的极限变形量u3；
其中，ro为隧道半径，d为结构层截面厚度，c1和分别为超前支护施作后围岩的等效粘聚力和等效内摩擦角，kb为初期支护刚度，s2为急剧变形阶段的围岩实际变形量，γ为围岩容重，p0为原岩应力，m、n为结构层和浅层围岩形变荷载传递系数；
计算初期支护结构自身的极限变形量ub：
其中，σb为初期支护强度，kb为初期支护刚度；
计算缓慢变形阶段的围岩标准形变量[s3]：
[s3]＝min{u3,[s2]+ub}
其中，u3和ub分别为初期支护作用下等效围岩与超前支护结构自身的极限变形量，[s2]为急剧变形阶段的围岩标准形变量；
计算所述变形稳定阶段的围岩标准形变量；所述变形稳定阶段的围岩标准形变量为：
其中，△H为围岩标准形变量，A＝qyL/2，d为结构层截面厚度，E为结构层弹性模量，qy为结构层上部竖向荷载，λ为侧压力系数，L为围岩上部结构层跨度，H为上部结构层高度，σc为拱脚处岩体单轴抗压强度；
所述预设条件为使所述支护强度评均利用率接近1，同时使所述支护强度利用率方差接近0；
所述支护强度平均利用率为：
E(ξ)＝∫ω(x)ξ(x)dx
所述支护强度利用率方差为：
D(ξ)＝∫ω(x)[ξ(x)-E(ξ)]2dx
其中，E(ξ)为支护强度平均利用率，D(ξ)为支护强度利用率方差，ω(x)为权重系数，ξ(x)为围岩实际变形与容许变形的比值，其中，[s(x)]为各个阶段的围岩标准形变量，s(x)为x坐标处围岩的实际变形量。
6.根据权利要求5所述的隧道支护结构体系刚度的设计系统，其特征在于，
还包括是否需要施加支护判断模块，用于
采集现场监测数据；
分析所述现场监测数据预测围岩最大形变量；
根据深层围岩结构层稳定条件确定围岩标准形变量；
比较所述围岩最大形变量与所述围岩标准形变量，若所述围岩最大形变量大于所述围岩标准形变量，则判定需要施加支护，否则，不需要施加支护。
7.根据权利要求6所述的隧道支护结构体系刚度的设计系统，其特征在于，
还包括材料强度计算调整模块，用于
计算支护实际受力的分布情况：
其中，k(x)为刚度分布，s'(x)为变形分布对x的导数；
比较支护实际受力与支护材料自身的强度值；
若所述支护实际受力大于所述支护材料自身的强度值，则采取修正措施；
若所述支护实际受力不大于所述支护材料自身的强度值，则不采取修正措施；
所述采取修正措施过程具体包括：
判断围岩实际变形量是否存在冗余，即是否小于围岩标准形变量；
若围岩实际变形量存在冗余，则降低支护结构体系刚度；
若围岩实际变形量不存在冗余，则提高支护材料自身的强度。
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Non-Patent Citations (2)
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| 隧道围岩稳定性及其支护作用分析;张顶立;;北京交通大学学报(第04期);第14-23页 * |
| 隧道复杂支护结构体系的协同作用原理;孙毅;张顶立;;工程力学(第12期);第57-67页 * |
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