EPB/TBM雙模盾構(gòu)機(jī)栽頭原因與糾偏措施研究*

李春芳,靳兆陽

(中國交建軌道交通分公司，福建 福州 350000)

0 引言

隨著EPB/TBM雙模盾構(gòu)機(jī)在城市地鐵建設(shè)中應(yīng)用越來越多，雙模盾構(gòu)機(jī)在下坡掘進(jìn)過程中姿態(tài)控制難度越來越大。雙模盾構(gòu)機(jī)若出現(xiàn)嚴(yán)重姿態(tài)偏差，既影響隧道成型質(zhì)量，還會(huì)影響工程進(jìn)度和效益。姿態(tài)偏差是盾構(gòu)機(jī)在掘進(jìn)過程中的一種常見現(xiàn)象，嚴(yán)重姿態(tài)偏差會(huì)使推進(jìn)隧道軸線偏離設(shè)計(jì)軸線，造成管片錯(cuò)臺、局部管片破損、滲漏水等問題。現(xiàn)行糾偏措施主要為調(diào)整上下分區(qū)油缸壓力差、注漿、適當(dāng)增大土倉壓力等，這些措施針對普通盾構(gòu)機(jī)效果明顯，由于雙模盾構(gòu)機(jī)自重較大、重心靠前，使用效果不佳。因此，需要進(jìn)一步研究雙模盾構(gòu)機(jī)姿態(tài)糾偏問題。

針對盾構(gòu)機(jī)栽頭問題，國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量研究：張厚美[1]編制了TBM掘進(jìn)性能預(yù)測程序，預(yù)測模型可用于優(yōu)化TBM刀具布置、驗(yàn)算TBM刀盤不平衡力以及預(yù)測TBM施工性能參數(shù)；宋劍[2]研究了盾構(gòu)機(jī)在軟土地層中姿態(tài)偏差的機(jī)理和管片破損的防治措施；李美群[3]研究了盾構(gòu)管片破損及開裂的原因，并提出了已破損管片的修補(bǔ)措施和建議；王春凱[4]通過數(shù)學(xué)關(guān)系推導(dǎo)，得到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；李建強(qiáng)[5]研究了盾構(gòu)姿態(tài)對盾構(gòu)管片受力分布的影響，采用有限元軟件ANSYS進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算分析；孫齊等[6]通過施工期局部破損對成型管片襯砌結(jié)構(gòu)性能的影響，提出管片破損導(dǎo)致管片局部剛度弱化，整環(huán)管片受力狀態(tài)發(fā)生應(yīng)力重分布現(xiàn)象；管會(huì)生等[7]提出了主要加大下部區(qū)域液壓油缸推力和下部增加額外液壓油缸的方法，以改善盾構(gòu)栽頭情況；謝友慧[8]提出盾構(gòu)機(jī)底部土體地基反力前后分布不均是導(dǎo)致栽頭的根本原因；李洋[9]提出利用CD-ABC算法，優(yōu)化盾構(gòu)糾偏模型，實(shí)現(xiàn)盾構(gòu)機(jī)準(zhǔn)確糾偏；王運(yùn)鋼等[11]提出最小糾偏半徑方法，以使盾構(gòu)機(jī)平緩地接近設(shè)計(jì)軸線。

本文以福州地鐵某盾構(gòu)區(qū)間為研究對象，對雙模盾構(gòu)機(jī)重心以及栽頭原因進(jìn)行了分析，在掘進(jìn)過程中對比不同糾偏措施作用下的糾偏效果，以期為類似雙模盾構(gòu)設(shè)計(jì)和姿態(tài)調(diào)整提供參考。

1 工程概況

福州地鐵某區(qū)間地層從上到下依次為：淤泥、(含泥)中細(xì)砂、粉質(zhì)黏土、粉細(xì)砂、淤泥質(zhì)土、全風(fēng)化花崗巖、全風(fēng)化熔結(jié)凝灰?guī)r、中風(fēng)化熔結(jié)凝灰?guī)r、微風(fēng)化熔結(jié)凝灰?guī)r，其中微風(fēng)化熔結(jié)凝灰?guī)r地層中巖層較完整，單軸抗壓強(qiáng)度126.1～193.1MPa，區(qū)間地層軟硬交替，單一掘進(jìn)模式的盾構(gòu)機(jī)難以適應(yīng)不同地層的施工要求，因此，采用EPB/TBM雙模式可切換設(shè)計(jì)，兼具土壓平衡盾構(gòu)機(jī)和全斷面硬巖掘進(jìn)機(jī)的優(yōu)點(diǎn)，以適應(yīng)在軟土層、軟巖層和全斷面硬巖復(fù)合區(qū)間掘進(jìn)。

推進(jìn)姿態(tài)異常段，右線隧道前380環(huán)所處的地層主要為：1～67環(huán)(中細(xì)砂、淤泥)；68～150環(huán)(中細(xì)砂、淤泥、粉質(zhì)黏土)；151～342環(huán)(粉質(zhì)黏土、下臥粉細(xì)砂夾層)；343～380環(huán)(淤泥、(含泥)中細(xì)砂、粉質(zhì)黏土)，隧頂埋深19.07～23.39m ，如圖1所示。

圖1 異常地段地層分布縱剖面

該區(qū)間下穿民房具體為右線(64～442環(huán))，隧道下穿影響范圍內(nèi)民房75棟，其中71棟為條形基礎(chǔ)(基礎(chǔ)埋深為1～2m)，4棟為獨(dú)立樁基礎(chǔ)，樁底距隧道頂部為10.8m。

2 雙模盾構(gòu)機(jī)

2.1 雙模盾構(gòu)機(jī)設(shè)備特征

區(qū)間右線采用EPB/TBM雙模盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)，目前為土壓平衡模式。盾構(gòu)機(jī)盾體總長為10.6m，刀盤開挖直徑為6 470mm，配置切削刀和滾刀，刀盤開口率為28%，主動(dòng)鉸接，盾構(gòu)機(jī)主要參數(shù)如表1所示。

表1 雙模盾構(gòu)機(jī)主要參數(shù)

盾構(gòu)機(jī)推進(jìn)油缸分為4組，A組、B組、C組均為6根油缸，D組為4根，總共22根推進(jìn)油缸，布置如圖2所示；主動(dòng)鉸接油缸也分為4組，每組3根，共12根，布置如圖3所示。

圖2 推進(jìn)油缸布置

圖3 鉸接油缸布置

2.2 盾構(gòu)機(jī)重心計(jì)算

假設(shè)主機(jī)是懸浮在液體中的一個(gè)剛性結(jié)構(gòu)，主要受力包括隔板壓力、推進(jìn)油缸推力和土體浮力。理論上當(dāng)主機(jī)重心與主機(jī)幾何中心重合時(shí)，主機(jī)姿態(tài)最易控制。但由于刀盤質(zhì)量和主驅(qū)動(dòng)質(zhì)量相對其他部件質(zhì)量大，導(dǎo)致盾構(gòu)主機(jī)重心相對幾何中心靠前(掘進(jìn)方向)。正常掘進(jìn)情況下通過調(diào)整底部推進(jìn)油缸的推力達(dá)到控制主機(jī)重心靠前和土倉壓力對主機(jī)產(chǎn)生不利影響的目的，并保證主機(jī)受力平衡。

主機(jī)重心計(jì)算方法是通過彎矩平衡實(shí)現(xiàn)的，即主機(jī)各部件質(zhì)量對某一點(diǎn)所產(chǎn)生的彎矩之和與主機(jī)總質(zhì)量(各部件質(zhì)量之和)對該點(diǎn)產(chǎn)生的彎矩相等。利用彎矩平衡法，結(jié)合盾構(gòu)設(shè)計(jì)，以針對刀盤面板為基準(zhǔn)求彎矩。通過計(jì)算，得出其重心L=3 981mm。

3 栽頭過程

栽頭過程如表2所示。

表2 栽頭時(shí)間節(jié)點(diǎn)

4 栽頭原因分析

4.1 線路與地層條件

本段線路設(shè)計(jì)為下坡，盾構(gòu)機(jī)在③1粉質(zhì)黏土地層掘進(jìn)，依據(jù)福州地鐵類似地層盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)施工經(jīng)驗(yàn)，盾構(gòu)機(jī)需保持較大趨勢才可確保盾尾平穩(wěn)地?cái)M合隧道設(shè)計(jì)軸線掘進(jìn)；盾構(gòu)機(jī)在進(jìn)入此段地層前，向下慣性較大。盾構(gòu)機(jī)下臥層為4～6m厚的③2粉細(xì)砂，盾構(gòu)掘進(jìn)中受擾動(dòng)易液化，承載力下降大，且砂層在水流作用下易流失，形成盾體下部超挖現(xiàn)象，導(dǎo)致盾構(gòu)機(jī)在此段地層掘進(jìn)時(shí)易往下掉，中上部為③1粉質(zhì)黏土地層，即為典型的上硬下軟地層。

4.2 地下水

該區(qū)間地層地下水豐富，為承壓水，水壓大，盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)過程中盾尾及成型管片易上浮，加大盾構(gòu)機(jī)向下栽頭趨勢。

4.3 盾構(gòu)機(jī)本身原因

本工程采用EPB/TBM雙模盾構(gòu)機(jī)，盾構(gòu)機(jī)中前盾較重(約380t)，占盾構(gòu)機(jī)總重的81%。盾構(gòu)機(jī)盾體長度相對較長(10.6m),其盾體重心在中盾靠前(即重心在盾體幾何長度前端)，屬于頭重腳輕，因此，盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)過程中易載頭。

4.4 外在因素

盾構(gòu)機(jī)在姿態(tài)調(diào)整過程期間，受場地狹小、出土困難等因素影響，導(dǎo)致不能夠連續(xù)掘進(jìn)，停機(jī)頻繁且時(shí)間較長，不利于姿態(tài)調(diào)整。

5 糾偏措施

5.1 措施1

恢復(fù)掘進(jìn)后需控制切口垂直姿態(tài)，針對每環(huán)渣樣進(jìn)行取樣；在掘進(jìn)過程中做好交接班；加強(qiáng)二次注漿，控制管片上浮對姿態(tài)的影響；做好行程差、分區(qū)壓力差、拼裝點(diǎn)位、二次注漿等技術(shù)統(tǒng)計(jì)工作。通過采取上述措施，得到297～321環(huán)數(shù)據(jù)如表3所示，其中切口、鉸接、盾尾垂直姿態(tài)走勢如圖4所示。

表3 措施1掘進(jìn)參數(shù)

圖4 切口、鉸接、盾尾垂直位移走勢(措施1)

從圖4走勢分析，采取上述措施以后切口、鉸接、盾尾3條曲線垂直姿態(tài)偏差走勢基本一致，均呈現(xiàn)逐漸下降趨勢，其中315～316環(huán)切口升高約1cm然后又折返下行，這是由于盾構(gòu)機(jī)全站儀換站引起的。因此，可以看出采取以上措施對盾構(gòu)機(jī)抬頭處理無效果。

5.2 措施2

屏蔽上部局部推進(jìn)油缸，加大上下推進(jìn)油缸壓力差；盾尾后3～4環(huán)管片二次注漿，控制管片上浮；6～10號推進(jìn)油缸墊鋼板(50mm)；掘進(jìn)過程中，在前盾、中盾底部徑向注漿孔注入高效膨潤土；結(jié)合監(jiān)測數(shù)據(jù)，適當(dāng)增大土倉壓力。

通過采取上述措施，得到322～326環(huán)數(shù)據(jù)如表4所示，其中切口、鉸接、盾尾垂直姿態(tài)走勢如圖5所示。

表4 措施2掘進(jìn)參數(shù)

圖5 切口、鉸接、盾尾走勢(措施2)

從圖5可以看出，采取上述措施以后切口、鉸接、盾尾3條曲線垂直姿態(tài)偏差走勢基本一致，均呈現(xiàn)逐漸下降趨勢，每環(huán)切口、鉸接、盾尾垂直方向上位移下降7～8mm，證明采取以上措施效果不太明顯。

5.3 措施3

屏蔽上部1，2，15號推進(jìn)油缸，加大上下油缸壓力差，如圖6所示；盾尾后3～4環(huán)管片二次注漿，控制管片上浮；6～10號推進(jìn)油缸墊鋼板(150mm)；掘進(jìn)過程中，在前盾底部徑向注漿孔注入膨潤土。通過采取上述措施，得到切口、鉸接、盾尾垂直姿態(tài)走勢如圖7所示。

圖6 1，2，15號推進(jìn)油缸屏蔽示意

圖7 切口、鉸接、盾尾走勢(措施3)

從圖7分析可知，采取上述措施以后切口、鉸接、盾尾3條曲線走勢基本一致，均呈現(xiàn)逐漸下降趨勢，每環(huán)切口垂直位移下降約1～2cm左右。切口、鉸接、盾尾仍然持續(xù)向下栽頭，通過采取以上措施后，效果未顯現(xiàn)。

5.4 措施4

348環(huán)之前采取常規(guī)措施和前面基本一致，349環(huán)前半環(huán)掘進(jìn)時(shí)，底部增加4組200 t外置油缸，屏蔽上部主推進(jìn)油缸如圖8所示，第1階段先屏蔽上部4組推進(jìn)油缸(14，15，1，2號)，第2階段屏蔽上部全部油缸(13～3號)，但導(dǎo)致推力不足，然后又插上13，3號2組推進(jìn)油缸；通過采取上述措施，得到336～349環(huán)切口、鉸接、盾尾垂直姿態(tài)走勢如圖9所示，總推力變化如圖10所示。

圖8 增設(shè)外置油缸及屏蔽上部油缸示意

圖9 切口、鉸接、盾尾走勢(措施4)

圖10 總推力變化

分析可知，采取上述措施以后切口、鉸接、盾尾3條曲線走勢基本一致，均呈現(xiàn)逐漸下降趨勢，且下降趨勢加快，每環(huán)切口垂直位移下降約3cm。切口、鉸接、盾尾仍然持續(xù)向下栽頭，表明采取以上相關(guān)措施后，效果不明顯。

343～349環(huán)推力從22 000kN逐步提高至30 000kN，分析原因之一主要是由于盾尾間隙不充分，管片和盾尾摩擦力增大，存在拉扯現(xiàn)象，且渣土較之前更干一些；原因之二為此時(shí)盾構(gòu)機(jī)俯仰角達(dá)到-40mm/m，很大一部分力要克服地層變形。

先屏蔽13～3號，此時(shí)面板上推力最大達(dá)到36 000kN，穩(wěn)定后達(dá)33 000kN，此時(shí)速度為0～3mm/min，推進(jìn)約50mm，上部推進(jìn)壓力為0MPa，下部35MPa，左35MPa，右35MPa，根據(jù)受力分析上部0，下部11 000kN，左為5 500kN，右為5 500kN，加上4組外置千斤頂5 000kN(4根2 000kN千斤頂,每根千斤頂只達(dá)到額定推力的62.5%左右)，總推力合力為27 000kN，無掘進(jìn)速度，然后插上3號和13號推力油缸，此時(shí)總推力約為29 500kN。

盾構(gòu)的總推進(jìn)力必須大于各種推進(jìn)阻力的總和，否則盾構(gòu)無法向前推進(jìn)。盾構(gòu)機(jī)受力主要包括盾構(gòu)外圍與土的摩擦力F1、盾構(gòu)推進(jìn)阻力(正面阻力)F2+F3、管片與盾尾刷摩阻力F5、后方臺車的牽引阻力F4。

1)盾構(gòu)外殼與土的摩擦力

式中：μ為盾殼和土體間的摩擦系數(shù)，取0.3。

2)盾構(gòu)推進(jìn)阻力(正面阻力)

計(jì)算得：F2=7 930kN

刀盤正面所受總阻力為F2+F3=9 410kN

3)后方臺車牽引阻力

F4=W4×μ4

(1)

式中：W4為后接臺車自重(kN)；μ4為后接臺車與其運(yùn)行軌道的摩擦系數(shù)。

4)盾尾與管片之間的摩阻力F5

F5=F總推力-F1-(F2+F3)-F4=10 000kN

經(jīng)過簡化計(jì)算后可以看出采用4根2 000kN外置油缸有效推力較小，難以克服盾尾與管片之間的摩阻力，針對此工況效果不佳。

5.5 措施5

經(jīng)過數(shù)據(jù)分析，目前盾構(gòu)機(jī)姿態(tài)如圖11所示。

圖11 盾構(gòu)機(jī)姿態(tài)示意

首推常規(guī)強(qiáng)制糾偏方案，將4根2 000kN千斤頂換成4根4 000kN千斤頂。廠家做好主推油缸壓力設(shè)定值增大工作，確保掘進(jìn)時(shí)能達(dá)到35MPa以上，同時(shí)上部油缸推進(jìn)實(shí)現(xiàn)屏蔽或無壓跟隨功能。增加底部主推油缸墊塊厚度到25cm。盾尾上部同步注入高黏度膨潤土泥漿，前盾下部同步注入克泥效。推進(jìn)過程中土倉壓力減小0.03MPa，掘進(jìn)至最后10cm悶推保壓，加強(qiáng)地面監(jiān)測，根據(jù)監(jiān)測數(shù)據(jù)實(shí)時(shí)調(diào)整；3～13號主推油缸頂部開啟超挖刀超挖2.5cm。鉸接行程差拉到最大并鎖死，復(fù)推措施布置如圖12所示。

圖12 復(fù)推措施布置示意

通過采取上述措施，得到350～358環(huán)切口、鉸接、盾尾垂直姿態(tài)走勢如圖13所示，掘進(jìn)參數(shù)如表5所示，俯仰角和趨向走勢如圖14所示。

表5 措施5掘進(jìn)參數(shù)

圖13 切口、鉸接、盾尾走勢(措施5)

圖14 俯仰角、趨向走勢

圖13是350環(huán)采取措施5以后的局部放大圖形，從數(shù)據(jù)分析，采取措施5以后，鉸接和盾尾快速下降，切口下降速度明顯變緩。圖14表示的是俯仰角和趨向曲線，兩條曲線走勢一致，并且同步逐漸減小，其中，垂直趨向=(切口-鉸接)/4.5，垂直趨向減小，表明切口和鉸接數(shù)值越接近，當(dāng)切口和鉸接數(shù)值接近一致的時(shí)候盾構(gòu)機(jī)會(huì)快速抬頭。

以上圖和表可以直觀清晰地表明，采取措施5以后糾偏效果明顯，措施到位，在糾偏過程中要注意保證推進(jìn)的連續(xù)性，但是在糾偏過程中不可避免地帶來一些負(fù)面影響，例如管片嚴(yán)重錯(cuò)臺、管片局部破損，局部滲漏水等。

5.5.1管片破損原因分析

采取措施5糾偏，需屏蔽盾構(gòu)機(jī)上半部推進(jìn)油缸，下部再增加4根4 000kN外置油缸輔助推進(jìn)抬頭，這導(dǎo)致推力和管片受力嚴(yán)重失衡，管片上部無受力狀態(tài)，下部承受盾構(gòu)機(jī)推進(jìn)全部推力約36 000kN，垂直于管片截面的不平衡應(yīng)力對管片結(jié)構(gòu)產(chǎn)生剪切，剪切力超過混凝土管片強(qiáng)度界限值，是管片產(chǎn)生結(jié)構(gòu)破壞原因之一。另外在糾偏過程中管片和盾尾之間摩擦產(chǎn)生的約束應(yīng)力，對管片結(jié)構(gòu)產(chǎn)生滑動(dòng)切削和擠壓，引發(fā)管片結(jié)構(gòu)破壞和錯(cuò)臺。除盾構(gòu)機(jī)姿態(tài)糾偏引發(fā)管片錯(cuò)臺和破損外，常見的管片破損和錯(cuò)臺的原因還有管片質(zhì)量、拼裝質(zhì)量、盾構(gòu)機(jī)伸靴平行、密封條不平衡、注漿固結(jié)、螺栓緊固狀態(tài)、管片選點(diǎn)等。

5.5.2施工中預(yù)防管片破損的措施

1)嚴(yán)選管片點(diǎn)位 管片拼裝前，根據(jù)管片間隙、油缸行程，選擇最優(yōu)管片點(diǎn)位。

2)控制拼裝質(zhì)量 嚴(yán)禁拼裝成型管片失圓，管片環(huán)面平整，確保伸靴和管片面零接觸。

3)控制糾偏量值 盾構(gòu)機(jī)姿態(tài)糾偏時(shí)，每環(huán)糾偏量需小于6mm，嚴(yán)格遵循“勤糾緩糾”。

4)控制推力平衡 掘進(jìn)時(shí)嚴(yán)格控制各區(qū)推進(jìn)油缸推力值相近，避免在管片上產(chǎn)生較大偏心力，減小管片所受彎矩。

5)控制防水粘貼 管片在貼防水材料時(shí)，要嚴(yán)格控制防水材料粘貼平行，避免受力后點(diǎn)位凸起導(dǎo)致管片受力不均，產(chǎn)生破損和錯(cuò)臺。

6)控制注漿效果 同步注漿是約束管片錯(cuò)臺的主要措施，掘進(jìn)時(shí)要對同步注漿量、注漿質(zhì)量、注漿壓力進(jìn)行控制。在同步注漿不滿足管片錯(cuò)臺要求時(shí)，及時(shí)補(bǔ)充二次注漿。

7)控制螺栓緊固 管片螺栓的松緊狀態(tài)是導(dǎo)致管片錯(cuò)臺的主要原因之一，平口管片片間無約束能力，受到周邊荷載擠壓時(shí)，偏向無受力方向。管片在盾尾內(nèi)無周邊荷載加壓，當(dāng)管片拖出盾尾時(shí)會(huì)受到某一方向推力，產(chǎn)生錯(cuò)臺，所以管片螺栓需在盾尾內(nèi)進(jìn)行復(fù)緊。

通過以上措施，在后期的掘進(jìn)過程中，管片成型質(zhì)量較好，區(qū)間管片錯(cuò)臺、破損均在控制范圍內(nèi)。

6 結(jié)語

本次福州地鐵某區(qū)間EPB/TBM雙模盾構(gòu)機(jī)嚴(yán)重栽頭事故得到較好處置，未出現(xiàn)不可控的后果，結(jié)合原因分析與研究，得出以下結(jié)論：①現(xiàn)場糾偏過程中糾偏人員要形成統(tǒng)一思想，落實(shí)好各種糾偏措施；②福州區(qū)域內(nèi)工程水文地質(zhì)條件復(fù)雜、地下水豐富，要提高對地層敏感性的認(rèn)識，及時(shí)做好地層分析及掘進(jìn)參數(shù)分析；③對雙模盾構(gòu)機(jī)進(jìn)場之前進(jìn)行充分論證，在制造時(shí)考慮適當(dāng)加大雙模盾構(gòu)機(jī)下部區(qū)域油缸推力；④增強(qiáng)隱患意識，管片與盾尾刷之間摩擦力較大，容易造成盾尾刷破損，現(xiàn)場要做好各種應(yīng)急物資準(zhǔn)備。