超大直徑盾構(gòu)在海域軟土地層掘進(jìn)推進(jìn)系統(tǒng)參數(shù)控制方法研究
——以汕頭海灣隧道工程為例

陳 橋， 孫振川， 張 兵， 王超峰， 楊將曉， 王發(fā)民

(1. 盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國家重點實驗室， 河南 鄭州 450001； 2. 中鐵隧道局集團(tuán)有限公司， 廣東 廣州 511458； 3. 汕頭市蘇埃通道建設(shè)投資發(fā)展有限公司， 廣東 汕頭 515000)

0 引言

推進(jìn)系統(tǒng)是盾構(gòu)的重要組成部分，既為盾構(gòu)提供推力以克服掘進(jìn)時的破巖力、摩擦阻力、土艙/泥水艙壓力等，也用于盾構(gòu)姿態(tài)控制，以確保盾構(gòu)按照隧道設(shè)計軸線掘進(jìn)。直徑6 m級的中型盾構(gòu)，其推進(jìn)系統(tǒng)一般有4個或5個分區(qū); 12 m以上超大直徑盾構(gòu)，其推進(jìn)系統(tǒng)一般有6個分區(qū)。隨著分區(qū)數(shù)量的增加，各個分區(qū)壓力分配方式的可選擇性也增加，制定分區(qū)壓力分配方案的難度也增加。此外，由于主機(jī)質(zhì)量大，尤其是刀盤、主軸承、減速機(jī)等超大、超重結(jié)構(gòu)件布置集中，軟弱地層承載能力差，超大直徑泥水盾構(gòu)(直徑12 m以上)[1]在軟土地層“栽頭”掘進(jìn)的趨勢比中小直徑盾構(gòu)更強(qiáng)烈。為避免盾構(gòu)“栽頭”掘進(jìn)，需要調(diào)整推進(jìn)系統(tǒng)分區(qū)壓力，使分區(qū)之間的壓力差產(chǎn)生的力矩能夠平衡盾構(gòu)主機(jī)自重的力矩。但是分區(qū)壓力差過大將會造成管片環(huán)結(jié)構(gòu)受力不均，使管片結(jié)構(gòu)部分區(qū)域應(yīng)力集中而產(chǎn)生裂紋、崩角，給隧道結(jié)構(gòu)帶來不利的影響。如何選取合適的分區(qū)壓力，既能滿足盾構(gòu)姿態(tài)控制需求，也能改善管片結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)，避免應(yīng)力集中，是超大直徑泥水盾構(gòu)在軟弱地層掘進(jìn)時面臨的重要難題。

在盾構(gòu)姿態(tài)控制及盾構(gòu)推進(jìn)系統(tǒng)設(shè)計研究方面，文獻(xiàn)[2]以內(nèi)蒙古新街臺格廟煤礦斜井工程為背景，研究了隧道設(shè)計坡角變化對栽頭調(diào)整能力的影響，認(rèn)為隨著下坡角度不斷增大，推進(jìn)系統(tǒng)的栽頭調(diào)整能力的上下限不斷下降，盾構(gòu)下滑力的迅速增長是造成推進(jìn)系統(tǒng)栽頭調(diào)整能力不斷下降的主要原因；文獻(xiàn)[3]研究了盾構(gòu)推進(jìn)過程中盾構(gòu)姿態(tài)控制的關(guān)鍵因素，認(rèn)為盾構(gòu)推進(jìn)過程中切口始終處于不斷調(diào)整之中，并建立了推力油缸行程差和盾構(gòu)切口豎向偏差量之間的對應(yīng)關(guān)系，結(jié)合工程進(jìn)行了驗證；文獻(xiàn)[4]研究了盾構(gòu)目標(biāo)位姿和盾構(gòu)推進(jìn)系統(tǒng)各分區(qū)液壓缸目標(biāo)運動特性，得到了盾構(gòu)目標(biāo)位姿與盾構(gòu)各推進(jìn)液壓缸目標(biāo)(角)位移、(角)速度和(角)加速度之間的數(shù)學(xué)解析關(guān)系，提出了根據(jù)隧道設(shè)計軸線參數(shù)方程求解盾構(gòu)目標(biāo)位姿和各分區(qū)推進(jìn)液壓缸目標(biāo)運動特性的方法； 文獻(xiàn)[5]研究了盾構(gòu)推進(jìn)液壓系統(tǒng)的管道特性及管道結(jié)構(gòu)參數(shù)對推進(jìn)缸位移動態(tài)性能的影響，認(rèn)為管道長度與管道直徑是影響推進(jìn)缸位移與盾構(gòu)糾偏距離的關(guān)鍵因素，管道越長、管道直徑越小，管道特性在推進(jìn)缸位移上的體現(xiàn)越明顯；文獻(xiàn)[6]結(jié)合煤礦斜井雙模式盾構(gòu)，分析不同掘進(jìn)模式和工況下推進(jìn)油缸布局優(yōu)化條件，根據(jù)單個管片受力均勻、管片環(huán)整體受力平衡及各分區(qū)推力均方差最小的優(yōu)化原則，提出了推進(jìn)油缸的位置及分區(qū)優(yōu)化方法；文獻(xiàn)[7]結(jié)合盾構(gòu)隧道工程分析了盾構(gòu)姿態(tài)控制對管片錯臺的影響，并提出了相應(yīng)的預(yù)防措施；文獻(xiàn)[8]基于力均方差最小和相對偏差最小的原則，研究了盾構(gòu)推進(jìn)系統(tǒng)液壓缸優(yōu)化布局方法；文獻(xiàn)[9-11]重點研究了推進(jìn)系統(tǒng)控制原理及改進(jìn)設(shè)計方法；文獻(xiàn)[12-13]從不同角度研究了盾構(gòu)推進(jìn)系統(tǒng)性能定量分析和評價方法；文獻(xiàn)[14-15]研究了推進(jìn)系統(tǒng)分區(qū)布置方法；文獻(xiàn)[16]研究了盾構(gòu)推進(jìn)系統(tǒng)總推力計算方法。

綜上所述，既有研究內(nèi)容還存在以下不足之處：1)雖有涉及大坡度下盾構(gòu)姿態(tài)控制，但是屬于煤礦斜井施工領(lǐng)域，其坡度控制指標(biāo)與公路、鐵路隧道不同；2)研究對象均為中小直徑盾構(gòu)，尚未涉及超大直徑泥水盾構(gòu)姿態(tài)控制與推進(jìn)系統(tǒng)參數(shù)選?。?)單個管片受力均勻、管片環(huán)整體受力平衡及各分區(qū)推力均方差最小的優(yōu)化原則與超大直徑泥水盾構(gòu)姿態(tài)控制需求如何統(tǒng)籌協(xié)調(diào)，需要結(jié)合具體工程進(jìn)行研究。本文結(jié)合汕頭海灣隧道工程，研究公路隧道設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)下，超大直徑盾構(gòu)姿態(tài)控制與推進(jìn)系統(tǒng)分區(qū)壓力分配、管片結(jié)構(gòu)受力的關(guān)系，提出相應(yīng)的參數(shù)控制方法，以達(dá)到盾構(gòu)姿態(tài)控制需求和改善管片結(jié)構(gòu)受力的目的。

1 工程概況

汕頭海灣隧道工程盾構(gòu)段全長3 048 m，分為東、西兩線，分別采用2臺15 m級超大直徑泥水盾構(gòu)施工，工程按照一級公路等級設(shè)計，盾構(gòu)段依次采用-2.9%、-0.3%、0.3%、3.0%的“V”形縱坡形式。汕頭海灣隧道工程地質(zhì)縱斷面如圖1所示，盾構(gòu)施工段將要穿越的地層有： 填筑土、淤泥、淤泥質(zhì)土、淤泥混砂、粉細(xì)砂、粉質(zhì)黏土、中砂、粗砂、礫砂、礫質(zhì)黏性土，微弱中全風(fēng)化花崗巖等。此外，工程不良地質(zhì)有砂土液化、軟土震陷、花崗巖球狀風(fēng)化體、基巖突起、有害氣體等。地勘顯示盾構(gòu)在掘進(jìn)過程中遇到頂部為淤泥混砂、淤泥，洞身掘進(jìn)段為泥質(zhì)混砂、中粗砂、粉質(zhì)黏土、淤泥質(zhì)土、礫質(zhì)黏性土，底部為中粗砂、淤泥質(zhì)土、礫質(zhì)黏性土，該工程整條線路上此類土體的累計長度約為2 007.5 km，占總掘進(jìn)長度的65.90%。本文研究的盾構(gòu)掘進(jìn)區(qū)間地層土體物理力學(xué)參數(shù)見表1。

圖1 汕頭海灣隧道工程地質(zhì)縱斷面圖

表1 主要土體物理力學(xué)參數(shù)

2 盾構(gòu)主機(jī)掘進(jìn)時的受力分析

2.1 坡度對盾構(gòu)主機(jī)傾覆力矩的影響

盾構(gòu)主機(jī)總質(zhì)量約2 751 t，不同坡度下的主機(jī)總質(zhì)量相對于其幾何中心的傾覆力矩見表2。從水平放置到最大坡度時，主機(jī)傾覆力矩變化幅度為0.045%，由此可見其對盾構(gòu)主機(jī)重心的偏心力矩影響非常小。

表2 不同坡度下的盾構(gòu)主機(jī)傾覆力矩

2.2 盾構(gòu)主機(jī)受力平衡方程

盾構(gòu)掘進(jìn)時，所受外力的分布、大小、方向比較復(fù)雜，在分析其受力時，需要進(jìn)行等效處理。當(dāng)盾構(gòu)在沿直線掘進(jìn)時，若將盾構(gòu)主機(jī)作為一個整體，其受力情況如圖 2所示。作用在盾構(gòu)主機(jī)上的力主要有： 1)重力，可等效為作用在重心處的集中力，在隧道縱向剖面上，豎直向下； 2)摩擦力，環(huán)形分布于盾體、刀盤周邊上，可等效為通過盾構(gòu)中心的集中力，與盾構(gòu)掘進(jìn)方向相反； 3)掘進(jìn)阻力，包括梯度分布的泥水壓力作用在刀盤及泥水艙隔板上形成的泥水阻力和盾構(gòu)刀具貫入土體時的阻力，可等效為通過盾構(gòu)中心的集中力，與盾構(gòu)掘進(jìn)方向相反； 4)總推力，為推進(jìn)系統(tǒng)油缸作用在管片環(huán)上形成的反作用力，沿盾構(gòu)掘進(jìn)方向，其大小由推進(jìn)系統(tǒng)各個分區(qū)油缸推力累加而成； 5)豎向水土壓力合力，該力為均勻分布力，即圖2示出的p1，可等效為通過盾構(gòu)幾何中心的集中力； 6)隧道地基反力，即圖2示出的pg，該力為均勻分布力，可等效為通過盾構(gòu)幾何中心的集中力； 7)側(cè)向水土壓力，即圖2示出的p2，該力為梯度分布力，可等效為通過盾構(gòu)水平中心的集中力。

(a) 隧道縱斷面盾構(gòu)主機(jī)受力簡圖

(b) 隧道橫斷面盾構(gòu)主機(jī)受力簡圖

盾構(gòu)掘進(jìn)時的姿態(tài)主要由推進(jìn)系統(tǒng)來控制，通過控制不同分區(qū)油缸之間的推力，使盾構(gòu)姿態(tài)保持穩(wěn)定并沿著隧道設(shè)計軸線掘進(jìn)。由于盾構(gòu)刀盤、主軸承、驅(qū)動電機(jī)、減速箱等大質(zhì)量零部件密集分布在幾何中心前方，造成其重心與其幾何中心并不重合，即重力在豎直平面上形成力矩，導(dǎo)致盾構(gòu)在掘進(jìn)時有“栽頭”的趨勢。由圖2可知，盾構(gòu)所受的掘進(jìn)阻力、摩擦阻力和隧道地基反力等效后均通過盾構(gòu)幾何中心，在豎直平面上的力矩為0 kN·m。由于盾構(gòu)為圓形結(jié)構(gòu)，豎向和側(cè)向的水土壓力大小相等、方向相反，故可認(rèn)為其相互抵消。綜合上述分析，假設(shè)盾構(gòu)沿直線掘進(jìn)時，隧道縱向剖面兩側(cè)的分區(qū)推力相等，即分區(qū)B與分區(qū)F、分區(qū)C與分區(qū)E之間的推力相等，縱向剖面上分區(qū)B推力形成的力矩與分區(qū)C推力形成的力矩相等，則重力形成的力矩將與推進(jìn)系統(tǒng)分區(qū)A、D推力差形成的力矩來平衡。根據(jù)平面力系平衡的條件，得到盾構(gòu)沿直線掘進(jìn)時各個分區(qū)的推力和力矩關(guān)系如式(1)所示，盾構(gòu)推進(jìn)系統(tǒng)分區(qū)及相關(guān)參數(shù)取值分別如圖3和表3所示。

(1)

式中：FA為分區(qū)A油缸總推力， kN；SA為分區(qū)A油缸推力與水平中心距離， mm；FB為分區(qū)B油缸總推力， kN；SB為分區(qū)B油缸推力與水平中心距離， mm；MG為盾構(gòu)主機(jī)傾覆力矩， kN·m；G為盾構(gòu)主機(jī)重力，kN；FC為分區(qū)C油缸總推力， kN；SC為分區(qū)C油缸推力與水平中心距離， mm；FF為分區(qū)F油缸總推力， kN；F總為推進(jìn)系統(tǒng)總推力，kN；FD為分區(qū)D油缸總推力， kN；SD為分區(qū)D油缸推力與水平中心距離， mm；FE為分區(qū)E油缸總推力， kN；pB為分區(qū)B油缸壓力， MPa；nB為分區(qū)B油缸數(shù)量；MH為等效掘進(jìn)阻力矩， kN·m；MI為等效摩擦力矩， kN·m；SG為主機(jī)重心與幾何中心距離， m；θ為盾構(gòu)始發(fā)時中心線與水平線之間的角度，(°)；D為推進(jìn)系統(tǒng)油缸無桿腔內(nèi)徑，mm。

轉(zhuǎn)換后得到如下關(guān)系：

(2)

(3)

圖3 推進(jìn)系統(tǒng)油缸分區(qū)及分區(qū)力臂

表3 推進(jìn)系統(tǒng)分區(qū)油缸參數(shù)

3 各分區(qū)油缸壓力及推力變化規(guī)律

盾構(gòu)在試掘進(jìn)階段，總推力計劃控制在50 000 kN左右，根據(jù)式(2)、式(3)和表 3中的參數(shù)，在總推力為50 000 kN時，分區(qū)B油缸壓力和其他分區(qū)壓力(A、C、D)關(guān)系如圖 4所示(分區(qū)B與分區(qū)F相同，分區(qū)C與分區(qū)E相同，故不重復(fù)繪制)。由圖4可知，在維持總推力為50 000 kN不變，考慮所用盾構(gòu)液壓系統(tǒng)最大工作壓力為35.0 MPa的條件下，分區(qū)B油缸壓力工作范圍為0.0～7.5 MPa，在此范圍內(nèi)，隨著分區(qū)B油缸壓力的增加，分區(qū)C壓力增加，分區(qū)D和分區(qū)A的壓力逐漸減小，且分區(qū)A壓力減小的速度更快。當(dāng)分區(qū)B壓力pB滿足條件0 MPa4.8 MPa時，分區(qū)C的推力超過分區(qū)A，當(dāng)pB>6.6 MPa時，分區(qū)C的推力超過分區(qū)D；在所述的分區(qū)B油缸壓力工作范圍內(nèi)，分區(qū)B推力一直小于分區(qū)C，且其推力增長速度也小于分區(qū)C，當(dāng)pB>5.5 MPa時，分區(qū)B推力超過分區(qū)A，當(dāng)pB>7.3 MPa時，分區(qū)B推力超過分區(qū)D。各組油缸壓力取值見表 4，按照表4數(shù)據(jù)設(shè)定盾構(gòu)推進(jìn)系統(tǒng)各組油缸壓力，可將推進(jìn)系統(tǒng)的最大推力控制在50 000 kN。

圖4 分區(qū)B油缸壓力和其他分區(qū)壓力變化關(guān)系圖

圖5 分區(qū)B油缸壓力和其他分區(qū)推力關(guān)系圖

4 推進(jìn)系統(tǒng)分區(qū)最優(yōu)推力選取

由表4可知，在保證盾構(gòu)掘進(jìn)姿態(tài)和總推力一定的前提下，推進(jìn)系統(tǒng)各個分區(qū)壓力有多種不同的選取方案，但是選取不同的推力控制方案將會給管片及推進(jìn)系統(tǒng)造成不同的影響。例如，表 4中的方案1，分區(qū)B、C、E、F推力為0 kN，即盾構(gòu)掘進(jìn)推力僅僅依靠分區(qū)A、D來輸出，雖然該方案也能滿足盾構(gòu)掘進(jìn)姿態(tài)控制需求，分區(qū)中的油缸壓力也未超過液壓系統(tǒng)最大工作壓力，但是這種控制方案并不合理，其缺點一是未充分發(fā)揮其他4個分區(qū)的作用，二是推力集中作用在上下管片的端面，造成管片受力不均，易引起管片局部過載而破損。因此，最優(yōu)的盾構(gòu)推進(jìn)系統(tǒng)分區(qū)推力選取方案應(yīng)滿足以下條件： 1)滿足盾構(gòu)總推力控制需求(間接控制推進(jìn)速度)； 2)滿足盾構(gòu)掘進(jìn)姿態(tài)控制需求，避免盾構(gòu)主機(jī)出現(xiàn)“栽頭”等異常姿態(tài)； 3)在滿足上述條件的前提下，推進(jìn)系統(tǒng)各個分區(qū)推力宜分布均勻，以避免管片結(jié)構(gòu)受力不均而損壞。

表4中的推力設(shè)置方案已滿足上述前2個條件，因此如何選取合適的推力避免管片結(jié)構(gòu)受損成為關(guān)鍵。從圖 5中各個分區(qū)推力變化趨勢來看，當(dāng)分區(qū)B油缸壓力pB增加時，各個分區(qū)推力分布范圍有減小的趨勢，即分區(qū)推力之間的差值越來越小，分布越來越均勻，故采用分區(qū)推力標(biāo)準(zhǔn)差來量化推力之間的差值，以獲取最均勻的推力方案。

表4 各分區(qū)壓力及推力參考取值

4.1 各個分區(qū)推力離散性分析

根據(jù)表4得到分區(qū)B油缸壓力與各個分區(qū)推力標(biāo)準(zhǔn)差之間的關(guān)系曲線如圖 6所示。由圖6可知，隨著分區(qū)B油缸壓力pB的增加，各分區(qū)推力的標(biāo)準(zhǔn)差先逐漸減小后逐漸增加； 當(dāng)pB=6.0 MPa時，各分區(qū)推力的標(biāo)準(zhǔn)差最小，隨著pB的增加，各分區(qū)推力的標(biāo)準(zhǔn)差又逐漸增大。該變化趨勢說明當(dāng)pB=6.0 MPa時，推進(jìn)系統(tǒng)總推力既能達(dá)到設(shè)定值50 000 kN，同時各個分區(qū)推力離散程度最低，可使管片環(huán)受力最均勻，避免管片局部受力過大可能造成的破損風(fēng)險； 此外，各分區(qū)壓力排序為B、F

圖6 B分區(qū)油缸壓力與各分區(qū)推力標(biāo)準(zhǔn)差關(guān)系曲線

4.2 不同分區(qū)推力下的管片結(jié)構(gòu)受力

上述結(jié)論是根據(jù)理論計算的結(jié)果推導(dǎo)出來的，還需要采用數(shù)值分析的方法分析在表 4中推力設(shè)置情況下的管片結(jié)構(gòu)受力，以對最優(yōu)的盾構(gòu)推進(jìn)系統(tǒng)分區(qū)推力選取方案進(jìn)行驗證。pB=5.5 MPa(表 4中的方案12)對應(yīng)的各個分區(qū)壓力作用下管片應(yīng)力分布情況如圖 7所示。由圖7可知，管片最大拉應(yīng)力為1.85 MPa，位于管片環(huán)最下端的2塊管片接合面處，接合面上有管片密封墊槽和凹凸榫結(jié)構(gòu)，這些結(jié)構(gòu)的邊緣位置拉應(yīng)力較高，是容易出現(xiàn)崩角、破損的位置；管片環(huán)主要承受壓應(yīng)力，其最大壓應(yīng)力為2.64 MPa，位于管片環(huán)最下端的2塊管片端面上，該區(qū)域為推進(jìn)油缸撐靴的作用區(qū)。

(a) 管片拉應(yīng)力分布

(c) 管片壓應(yīng)力分布

依此類推，分別計算表4中其他推力分配方案下的管片結(jié)構(gòu)受力，匯總計算結(jié)果獲得管片應(yīng)力變化趨勢如圖 8所示。由圖8可知，隨著分區(qū)B油缸壓力的增大，整環(huán)管片最大拉應(yīng)力和最大壓應(yīng)力均呈現(xiàn)先減小后逐漸增大的趨勢，且pB=0 MPa時，整環(huán)管片最大壓應(yīng)力和最大拉應(yīng)力均為最大值，但是二者也有各自的特點： 當(dāng)0 MPa

圖8 不同分區(qū)推力下管片結(jié)構(gòu)受力變化趨勢

當(dāng)0 MPa

GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[17]中規(guī)定的C60混凝土軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計值為27.5 MPa，軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計值為2.04 MPa。因此，當(dāng)0 MPa

5 結(jié)論與討論

1)確定推進(jìn)系統(tǒng)分區(qū)工作壓力時，既要滿足盾構(gòu)姿態(tài)的控制需求，也要滿足管片結(jié)構(gòu)的受力需求，且后者的要求更加嚴(yán)格。

2)在滿足盾構(gòu)姿態(tài)可控的前提下，減小推進(jìn)系統(tǒng)各個分區(qū)推力的離散性，使整環(huán)管片受力盡可能均勻，可改善整環(huán)管片的受力狀態(tài)。

3)當(dāng)總推力為50 000 kN時，圖 3所示的推進(jìn)系統(tǒng)布局中，各個分區(qū)油缸壓力按照表 4中的方案12確定是最優(yōu)的，可緩解管片應(yīng)力集中，降低管片出現(xiàn)崩角、破損的概率。

4)盾構(gòu)總推力一定時，推進(jìn)系統(tǒng)各個分區(qū)存在合適的壓力控制范圍，在滿足盾構(gòu)姿態(tài)控制需求的前提下，使管片結(jié)構(gòu)受力滿足設(shè)計規(guī)范，利用該方法可確定不同總推力下分區(qū)油缸壓力最優(yōu)分配方案。

5)盾構(gòu)在掘進(jìn)過程中其受力狀態(tài)是動態(tài)變化的，提出的盾構(gòu)力學(xué)平衡方程是對盾構(gòu)受力狀態(tài)的一種近似描述，存在一定的誤差。下一步需要將本文所述的控制方法在工程實踐中進(jìn)行檢驗與優(yōu)化。