砂卵石層盾構(gòu)開挖面失穩(wěn)分析及雙參數(shù)掘進(jìn)控制

姚琦鈺， 張潤來， 宮全美， 周順華

（1. 同濟(jì)大學(xué) 道路與交通工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 201804；2. 同濟(jì)大學(xué) 上海市軌道交通結(jié)構(gòu)耐久與系統(tǒng)安全重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 201804）

砂卵石層較為松散，無黏聚力，卵石顆粒間點(diǎn)對點(diǎn)接觸形成顆粒拱［1］。顆粒自身性質(zhì)和顆粒間相互作用影響了散粒系統(tǒng)的宏觀力學(xué)行為［2-3］，使該類地層受到盾構(gòu)施工擾動后不穩(wěn)定，易產(chǎn)生超挖并出現(xiàn)開挖面失穩(wěn)，甚至發(fā)展至地表形成突發(fā)性坍塌［4-5］，造成生命財產(chǎn)損失。

保證開挖面穩(wěn)定性的關(guān)鍵在于提供合理的開挖面支護(hù)力，國內(nèi)外學(xué)者為確定開挖面失穩(wěn)破壞模式和極限支護(hù)壓力已開展了一系列研究。周順華等［6］分析了開挖面空間效應(yīng)區(qū)的位移釋放，建立了應(yīng)力釋放與位移釋放間的關(guān)系。Kamata和Mashimo［7］采用塊狀二維離散元（DEM）顆粒流程序進(jìn)行開挖面穩(wěn)定性模擬，認(rèn)為開挖面處的顆粒剝落是開挖面失穩(wěn)的標(biāo)志，并簡單揭示了開挖面失穩(wěn)過程和機(jī)理?？娏植龋?］、孫瀟昊等［9］使用二維PFC模擬砂土層中的盾構(gòu)施工過程，得到土體不同的密實(shí)程度情況下開挖面穩(wěn)定性、失穩(wěn)破壞形態(tài)和極限支護(hù)力。Chambon和Corte［10］采用模型試驗(yàn)對砂性土中隧道開挖面穩(wěn)定性和失穩(wěn)破壞發(fā)展機(jī)理進(jìn)行研究，對于不同密度砂層、隧道埋深，給出了開挖面支護(hù)力控制值。李守巨等［11］、Yu等［12］基于土倉渣土質(zhì)量守恒，提出了盾構(gòu)掘進(jìn)和靜止?fàn)顟B(tài)時的土倉壓力計算模型。王明年等［13］采用三維顆粒流程序（PFC）研究了成都砂卵石地層地鐵盾構(gòu)隧道開挖面穩(wěn)定性，將開挖面失穩(wěn)劃分為三個階段，并指出極限支護(hù)應(yīng)力比（極限支護(hù)應(yīng)力與側(cè)向靜止土壓力的比值）低于0.1時開始失穩(wěn)。Chen等［14］針對砂土層盾構(gòu)隧道的開挖面穩(wěn)定性開展了三維PFC離散元分析，得到了不同埋深條件下的極限支護(hù)力大小以及失穩(wěn)區(qū)范圍。孫玉永等［15］結(jié)合盾構(gòu)穿越既有隧道的施工案例，采用數(shù)值模擬方法分析了不同埋深的既有隧道下方土壓力分布規(guī)律，分3個區(qū)域給出了土倉壓力的設(shè)定公式。

也有學(xué)者基于盾構(gòu)施工實(shí)例分析對盾構(gòu)土倉壓力設(shè)定和其他掘進(jìn)參數(shù)設(shè)置進(jìn)行研究。Ercelebi等［16］、Chakeri 等［17］分別依托土耳其伊斯坦布爾穿越砂層的雙線地鐵盾構(gòu)隧道工程和朗德黑蘭穿越軟土、卵石土等復(fù)雜地層的地鐵7號線工程，討論了隧道埋深、隧道尺寸、掌子面壓力等因素對開挖面上方地表沉降的影響，指出掘進(jìn)時應(yīng)實(shí)時調(diào)整土倉壓力以減小地表沉降。楊旸等［18］分析了南寧圓礫層盾構(gòu)掘進(jìn)參數(shù)，提出應(yīng)采用Terzaghi 松動土壓力和靜止土壓力計算值作為土倉壓力的取值范圍。Yao等［19］基于蘭州砂卵石層盾構(gòu)刀盤卡死案例的施工實(shí)測數(shù)據(jù)分析，提出了盾構(gòu)刀盤卡死后的脫困方法和控制指標(biāo)。Zhao等［20］基于機(jī)械與巖土相互作用和機(jī)械性能配置對盾構(gòu)機(jī)在復(fù)合地層中掘進(jìn)參數(shù)進(jìn)行分析，建立了復(fù)合地層中刀盤總扭矩理論計算模型，提出了適用于不同機(jī)械配置、地層條件的盾構(gòu)掘進(jìn)貫入度預(yù)測方法。王春凱［21］采用數(shù)理統(tǒng)計對砂卵石地層中土壓平衡盾構(gòu)施工實(shí)測參數(shù)進(jìn)行分析，建立了推進(jìn)速度與刀盤扭矩的數(shù)學(xué)模型，提出盾構(gòu)土倉壓力與推進(jìn)速度呈線性正相關(guān)，刀盤扭矩與總推力、刀盤轉(zhuǎn)速、土倉壓力之間的關(guān)系近似呈二次拋物線形式。上述研究中采用的開挖面形態(tài)與真實(shí)形態(tài)仍存在差異，且現(xiàn)有研究對工程案例數(shù)據(jù)的分析以回歸分析建立經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑橹?，多針對單一參?shù)，未能考慮盾構(gòu)機(jī)整體機(jī)械性能配置。

本文基于成都地鐵某盾構(gòu)區(qū)間的開挖面失穩(wěn)案例，開展了三維離散元數(shù)值模擬，對不同支護(hù)力分布形式的開挖面失穩(wěn)過程和土壓力變化規(guī)律進(jìn)行了分析，并結(jié)合盾構(gòu)超挖區(qū)段的實(shí)測數(shù)據(jù)和盾構(gòu)機(jī)整體機(jī)械性能配置，對盾構(gòu)超挖成因和開挖面穩(wěn)定性控制進(jìn)行了研究，從土倉壓力和刀盤轉(zhuǎn)速設(shè)置兩個方面提出了控制措施。

1 土壓平衡盾構(gòu)開挖面失穩(wěn)實(shí)例

成都地鐵某盾構(gòu)區(qū)間全長860 m，隧道主要穿越地層為卵石土層，水位埋深5.6～8.0 m，盾構(gòu)施工采用海瑞克復(fù)合式盾構(gòu)機(jī)，區(qū)間地質(zhì)縱斷面及盾構(gòu)刀盤結(jié)構(gòu)如圖1 所示。砂卵石點(diǎn)荷載試驗(yàn)強(qiáng)度為55.7～132.9 MPa，地層中伴有漂石，質(zhì)量含量為5～20 %，區(qū)間隧道穿越地層的物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。

表1 土層物理力學(xué)參數(shù)Tab. 1 Physical and mechanical parameters of soil layers

圖1 盾構(gòu)區(qū)間地質(zhì)剖面圖及盾構(gòu)刀盤結(jié)構(gòu)Fig. 1 Geological profile of shield section and photo of shield cutter head

該地層具有卵石含量高、黏聚力低、離散性強(qiáng)的特點(diǎn)，導(dǎo)致施工過程中土倉壓力控制困難，盾構(gòu)機(jī)在該區(qū)間施工時頻繁發(fā)生超挖現(xiàn)象。盾構(gòu)掘進(jìn)過程中對開挖面出土量進(jìn)行了稱重記錄，由于出土量的稱重記錄會受到當(dāng)前掘進(jìn)環(huán)的渣土改良劑重量影響，同時為統(tǒng)一考慮掘進(jìn)過程中的1.2 m 轉(zhuǎn)彎環(huán)和1.5 m通用環(huán)，采用每延米出土凈重W進(jìn)行分析，即減去渣土改良劑重量后的每延米出土重量，如式（1）所示。本文定義超挖系數(shù)α0以衡量超挖水平，如式（2）所示。

式中：Wa為每環(huán)渣土實(shí)際稱重；ρg為注入渣土改良劑的密度；Vg為注入渣土改良劑的體積；L為每環(huán)實(shí)際掘進(jìn)距離；Wt為每延米理論出渣重量。

圖2 為盾構(gòu)掘進(jìn)前220 環(huán)范圍內(nèi)的每環(huán)超挖系數(shù)統(tǒng)計圖，該區(qū)段內(nèi)的超挖系數(shù)最高超過了0.6，最終造成地表坍塌。

圖2 盾構(gòu)掘進(jìn)前220環(huán)范圍超挖系數(shù)Fig. 2 Over-excavation coefficient of shield tunneling from ring 0 to ring 220

2 土壓平衡盾構(gòu)開挖面穩(wěn)定性離散元模擬

為探究在支護(hù)力真實(shí)分布形態(tài)下的土壓平衡盾構(gòu)開挖面穩(wěn)定性，本文采用EDEM（engineering discrete element method）離散元數(shù)值軟件，分析了開挖面極限支護(hù)力和開挖面失穩(wěn)過程中的土壓力變化規(guī)律。

2.1 顆粒參數(shù)標(biāo)定

對于第1 節(jié)所述砂卵石層盾構(gòu)施工案例，散體顆粒間無黏聚力，在EDEM 中采用Hertz-Mindlin 接觸剛度模型，其中的本征參數(shù)通過地質(zhì)勘測確定，接觸參數(shù)通過虛擬實(shí)驗(yàn)確定，本文采用堆積角試驗(yàn)標(biāo)定接觸參數(shù)，再通過三軸數(shù)值試驗(yàn)對標(biāo)定后的模型宏觀力學(xué)特性與真實(shí)地層的匹配性進(jìn)行驗(yàn)證。

2.1.1 顆粒制備

本文案例中隧道斷面穿越的＜2-9-3＞與＜3-8-3＞兩層卵石地層粒徑分布十分相近，選?。?-8-3＞密實(shí)卵石土進(jìn)行標(biāo)定。為節(jié)約計算資源將實(shí)際地層中較小粒徑的顆粒進(jìn)行等質(zhì)量替代，對粒徑超過400 mm但含量較小的顆粒也并入到400 mm的粒徑中，質(zhì)量等效替換后的顆粒粒徑分布如表2所示。

表2 EDEM模型中不同顆徑的顆粒含量表Tab. 2 Content of particles with different diameters in EDEM model

2.1.2 堆積測試

通過虛擬堆積測試來確定土體的自然休止角，使用墻體單元圍成一個立方空間并在內(nèi)部生成顆粒，打開側(cè)向擋板，顆粒在重力作用下滑落直到自然靜止，記錄顆粒斜面與立方空間底面的夾角。顆粒的本征參數(shù)取值如表3 所示，接觸參數(shù)按照碰撞恢復(fù)系數(shù)0.2～0.4（每組間隔0.1），靜摩擦系數(shù)0.4～0.7（每組間隔0.1），滾動摩擦系數(shù)0.05～0.2 范圍內(nèi)設(shè)定（每組間隔0.05），顆粒與墻體的接觸參數(shù)設(shè)置與顆粒間相同，共計48 組。經(jīng)過結(jié)果對比，選取與地勘實(shí)測休止角（32°）誤差最低的一組接觸參數(shù)（誤差為1.9%），即碰撞恢復(fù)系數(shù)、靜摩擦系數(shù)和滑動摩擦系數(shù)分別為0.3、0.6和0.1。

2.1.3 三軸試驗(yàn)

基于堆積試驗(yàn)確定的接觸參數(shù)開展虛擬三軸試驗(yàn)，三軸試驗(yàn)尺寸為150 cm × 300 cm，填充試樣顆粒后通過上下鋼板進(jìn)行加載，在試樣軸向應(yīng)變達(dá)到15 %時停止試驗(yàn)。圖3為圍壓在200、400和600 kPa下的三軸試驗(yàn)應(yīng)力應(yīng)變曲線，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果繪制強(qiáng)度包絡(luò)線并可計算得到試樣的摩擦角為33.8°，與真實(shí)地質(zhì)參數(shù)接近，說明通過堆積試驗(yàn)標(biāo)定的顆粒參數(shù)能反映地層的宏觀強(qiáng)度特性。

圖3 虛擬三軸試驗(yàn)結(jié)果Fig. 3 Results of triaxial test in EDEM

2.2 盾構(gòu)開挖面穩(wěn)定性分析離散元模型

為開展盾構(gòu)開挖面穩(wěn)定分析，對盾構(gòu)刀盤結(jié)構(gòu)、土倉和周圍地層進(jìn)行數(shù)值建模，采用墻體單元模擬盾構(gòu)機(jī)圓柱形外殼以圍成土倉側(cè)面。本文針對的砂卵石層盾構(gòu)隧道直徑在6 m 左右，對地層卵石進(jìn)行質(zhì)量等效替換后的顆粒平均粒徑為20 cm，綜合考慮模型規(guī)模和計算速度，將模型尺寸縮小3倍，重力加速度采用3 g。建立了2倍埋深條件下的三維離散元開挖面分析模型如圖4 所示，模型尺寸為4 m×6 m×7 m，盾構(gòu)直徑為2 m，盾構(gòu)從邊界向土體中插入1 m，距離下邊界1 m，并根據(jù)顆粒所處深度的不同設(shè)定了6層灰度層以便觀察地層變形。

圖4 2倍埋深條件下的三維模型及縱斷面圖Fig. 4 Three-dimensional model and profile view at double burial depth

盾構(gòu)開挖面采用應(yīng)力控制法模擬，將水平向的體力施加在開挖面邊界顆粒上，在開挖面的上方、頂部和中部分別標(biāo)識A、B、C 共3 個顆粒，在逐漸減小支護(hù)力的同時記錄3個標(biāo)識顆粒的位移變化。

2.3 盾構(gòu)開挖面穩(wěn)定性計算結(jié)果分析

2.3.1 支護(hù)力分布對極限支護(hù)力的影響

采用梯形支護(hù)和均勻支護(hù)兩種開挖面支護(hù)力形式，其中梯形支護(hù)根據(jù)土倉渣土自重設(shè)置梯度，均勻支護(hù)為平均支護(hù)應(yīng)力，兩種支護(hù)力分布形式如圖5所示。

圖5 2種開挖面支護(hù)力分布形式Fig. 5 Two types of support force distribution on excavation face

圖6展示了開挖面在梯形支護(hù)條件下標(biāo)識顆粒的位移變化。在支護(hù)力降低的初期，標(biāo)識顆粒位移較小，當(dāng)支護(hù)力下降至0.24P0時，開挖面向隧道內(nèi)部方向變形較大，少量顆粒出現(xiàn)脫離，支護(hù)力下降至0.22P0時，顆粒B處已發(fā)生局部失穩(wěn)，部分顆粒涌出開挖面，支護(hù)力下降至0.2P0時，開挖面發(fā)生失穩(wěn)，此時顆粒B 已從開挖面脫落且顆粒將繼續(xù)發(fā)生流動。因此，支護(hù)力為0.2P0時可認(rèn)為開挖面已經(jīng)整體失穩(wěn)。

圖6 梯形支護(hù)條件下開挖面顆粒的位移變化Fig. 6 Displacement of particles in excavation face under trapezoidal support force condition

圖7為開挖面在均勻支護(hù)條件下標(biāo)識顆粒位移變化情況。當(dāng)支護(hù)力下降至0.2P0時，開挖面上的少量顆粒開始穿過應(yīng)力邊界并脫落，支護(hù)力下降至0.17P0時，顆粒C處開挖面變形較大，已接近臨界狀態(tài)，部分顆粒涌出開挖面，當(dāng)支護(hù)力下降至0.15P0時，開挖面發(fā)生失穩(wěn)，大量顆粒涌入盾構(gòu)內(nèi)，此時顆粒C 已從開挖面脫離。因此，支護(hù)力為0.15P0時可認(rèn)為開挖面已經(jīng)整體失穩(wěn)。

圖7 均勻支護(hù)條件下開挖面顆粒的位移變化Fig. 7 Displacement of particles in excavation face under uniform support force condition

綜上可得，隨著支護(hù)力降低，采用梯形分布支護(hù)時，開挖面頂部最先發(fā)生失穩(wěn)，采用均勻支護(hù)時，開挖面中心處最先發(fā)生失穩(wěn)。作用相同大小的支護(hù)力時兩個顆粒在梯形支護(hù)形式下的位移比均勻支護(hù)方式的位移更大，且梯形支護(hù)形式所需的極限支護(hù)力比均勻支護(hù)形式更大。

2.3.2 開挖面失穩(wěn)分析

由2.3.1 節(jié)中的分析可知采用梯形支護(hù)形式更加保守，且與盾構(gòu)土倉內(nèi)的支護(hù)力分布更加接近，因此后續(xù)計算采用梯形分布的支護(hù)形式。開挖面失穩(wěn)后周圍地層發(fā)生失穩(wěn)流動，為了確定發(fā)生流動的地層邊界，采用stream型顆粒以記錄顆粒的位移過程，其流線長度表示顆粒位移量值，可以跟蹤失穩(wěn)后產(chǎn)生位移的土體范圍，得到失穩(wěn)區(qū)邊界。在2倍埋深、支護(hù)力為0.2P0條件下顆粒發(fā)生位移的范圍如圖8a所示，可以看出發(fā)生位移的區(qū)域?yàn)闄E球體，隧道上方的失穩(wěn)區(qū)高度為1.5 D（D 為隧道直徑），寬度為1.2 D，失穩(wěn)區(qū)域并未發(fā)展至地表，支護(hù)力為0.1 P0時顆粒產(chǎn)生位移的范圍如圖8b所示，隧道上方的失穩(wěn)區(qū)域?qū)挾热詾?.2 D，但在豎向方向已發(fā)展至地表。

圖8 2倍埋深條件下支護(hù)力不足時的顆粒位移Fig. 8 Particle displacements at double burial depth with insufficient support force

2.3.3 土壓力變化規(guī)律分析

開挖面處顆粒在初始靜止?fàn)顟B(tài)（支護(hù)力為P0）、臨界支護(hù)狀態(tài)（支護(hù)力為Pf）和失穩(wěn)狀態(tài)（支護(hù)力為0.2P0）下開挖面前方的豎向土壓力和側(cè)土壓力如圖9 所示。臨界支護(hù)狀態(tài)時，盾構(gòu)上方0.75 D 范圍內(nèi)豎向土壓力迅速減小，這是由于產(chǎn)生了土拱效應(yīng)，豎向荷載通過土體抗剪切作用傳遞至周圍土體。當(dāng)支護(hù)力繼續(xù)降低到0.2 P0后，土拱區(qū)域向上發(fā)展到1.25 D 范圍。側(cè)土壓力在土拱區(qū)域頂部增大，在土拱區(qū)域內(nèi)部減小。通過豎向應(yīng)力和側(cè)土壓力計算得到的側(cè)土壓力系數(shù)如圖10 所示，在臨界支護(hù)狀態(tài)時，側(cè)土壓力系數(shù)在土拱區(qū)域達(dá)到最大值0.73，當(dāng)支護(hù)力下降至0.2 P0后，側(cè)土壓力系數(shù)的峰值位置隨著失穩(wěn)區(qū)域的向上發(fā)展而上移，最大值降至0.65。

圖9 不同支護(hù)力條件下的豎向土壓力與側(cè)土壓力Fig. 9 Vertical pressure and lateral pressure under different support force conditions

圖10 不同支護(hù)力條件下的側(cè)土壓力系數(shù)Fig. 10 Coefficient of lateral earth pressure under different support force conditions

3 超挖分析與盾構(gòu)掘進(jìn)雙參數(shù)控制

根據(jù)本文第2 節(jié)中的離散元分析可知，開挖面失穩(wěn)、超挖與盾構(gòu)土倉壓力產(chǎn)生的支護(hù)作用直接相關(guān)。本節(jié)進(jìn)一步分析了超挖系數(shù)與土倉壓力和刀盤扭矩間的關(guān)系，并對盾構(gòu)掘進(jìn)時通過主動控制土倉壓力和刀盤轉(zhuǎn)速維持開挖面穩(wěn)定的方法展開分析，提出了針對砂卵石地層6 m級土壓平衡盾構(gòu)掘進(jìn)的雙參數(shù)控制建議值。

3.1 土倉壓力控制

統(tǒng)計本文第1 節(jié)中案例區(qū)間中10～220 環(huán)1#土倉壓力數(shù)據(jù)，將土倉壓力每隔5 kPa 劃分一個區(qū)段，并將各土倉壓力區(qū)段中的超挖系數(shù)取平均值以表征該區(qū)段的超挖系數(shù)大小，兩者之間的關(guān)系如圖11所示。土倉壓力設(shè)定在25～75 kPa 時，開挖面超挖系數(shù)與土倉壓力值成反比關(guān)系，提高土倉壓力能夠有效降低超挖系數(shù)。但當(dāng)土倉壓力設(shè)定在75～110 kPa 時，土倉壓力的提高并不能有效防止開挖面超挖，超挖系數(shù)反而有所增加。

圖11 超挖系數(shù)與平均土倉壓力的關(guān)系Fig.11 Over-excavation coefficient versus average chamber pressure

對土倉壓力較大時發(fā)生的超挖系數(shù)上升現(xiàn)象開展進(jìn)一步分析，發(fā)現(xiàn)土倉壓力設(shè)定較高的施工環(huán)數(shù)刀盤扭矩較高，易發(fā)生刀盤卡死，土倉壓力提高至75 kPa 以后，繼續(xù)提高土倉壓力對控制超挖不再有效。將刀盤扭矩每隔0.5 MN·m 劃分一個區(qū)段，并將各刀盤扭矩區(qū)段中的超挖系數(shù)取平均值，獲得兩者間的關(guān)系如圖12 所示。超挖系數(shù)與刀盤扭矩存在正向相關(guān)性，扭矩較大說明掘進(jìn)較為困難，刀盤卡死幾率增加，也更易發(fā)生超挖。

圖12 超挖系數(shù)與刀盤扭矩的關(guān)系Fig.12 Over-excavation coefficient versus cutter head torque

綜上所述，土倉壓力設(shè)定過低會導(dǎo)致開挖面失穩(wěn)，繼而發(fā)生超挖，設(shè)定過高則容易出現(xiàn)刀盤卡死現(xiàn)象，盾構(gòu)脫困會造成超挖。

因此，在砂卵石地層中應(yīng)保持適度欠壓掘進(jìn)，針對本文中的開挖面失穩(wěn)案例，盾構(gòu)1#土倉壓力應(yīng)控制在75 kPa。

3.2 刀盤轉(zhuǎn)速控制

根據(jù)3.1節(jié)中的分析，土倉壓力過高時會增大刀盤背面的摩擦扭矩從而容易發(fā)生刀盤卡死現(xiàn)象。雖然刀盤扭矩?zé)o法主動調(diào)控，但可以通過調(diào)整刀盤轉(zhuǎn)速進(jìn)行間接控制。刀盤額定功率、額定扭矩和刀盤轉(zhuǎn)速滿足式（3）所示關(guān)系，以本文案例中海瑞克盾構(gòu)機(jī)為例分析刀盤轉(zhuǎn)速與扭矩間的關(guān)系，如圖13所示。

圖13 刀盤額定功率、額定扭矩與刀盤轉(zhuǎn)速的關(guān)系Fig. 13 Rated power and rated torque versus rotating speed of cutter head

式中：P為功率；T為額定扭矩；n為轉(zhuǎn)速。

由刀盤驅(qū)動的調(diào)速特性可知，刀盤轉(zhuǎn)速在0～1 r·min-1時，通過提高驅(qū)動功率可以使刀盤額定扭矩保持在6 228 kN·m，刀盤轉(zhuǎn)速在1～2 r·min-1時，驅(qū)動系統(tǒng)到達(dá)額定功率后不再增加，刀盤額定扭矩隨轉(zhuǎn)速的增加而下降。為分析刀盤實(shí)際扭矩與刀盤轉(zhuǎn)速間的關(guān)系，將實(shí)際施工中的刀盤轉(zhuǎn)速每隔0.1 r·min-1劃分一個區(qū)段，并將各刀盤轉(zhuǎn)速區(qū)段中的刀盤實(shí)測扭矩取平均值，兩者間關(guān)系如圖14 所示，可知實(shí)測刀盤扭矩隨刀盤轉(zhuǎn)速的增加而增大。

圖14 刀盤轉(zhuǎn)速與刀盤實(shí)際扭矩的關(guān)系Fig. 14 Rotating speed versus operation torque of cutter head

將上述刀盤轉(zhuǎn)速與刀盤扭矩的關(guān)系繪入海瑞克盾構(gòu)刀盤額定扭矩圖中，如圖15所示。

圖15 盾構(gòu)刀盤額定扭矩與實(shí)際扭矩對比Fig. 15 Comparison of rated torque and operation torque of cutter head

盾構(gòu)正常掘進(jìn)時刀盤轉(zhuǎn)速在1～1.5 r·min-1范圍內(nèi)，刀盤額定扭矩相比于實(shí)際扭矩存在富余量，當(dāng)?shù)侗P轉(zhuǎn)速大于1.5 r·min-1時，當(dāng)盾構(gòu)掘進(jìn)遭遇高強(qiáng)度漂石或土倉壓力設(shè)定過高，額定扭矩?zé)o法滿足保持刀盤轉(zhuǎn)動所需的扭矩要求，會造成刀盤卡死現(xiàn)象的發(fā)生，盾構(gòu)刀盤脫困的過程中會導(dǎo)致超挖系數(shù)的升高。

因此，實(shí)際施工過程中應(yīng)適當(dāng)降低刀盤轉(zhuǎn)速，為可能遇到的大粒徑漂石和土倉壓力控制預(yù)留足夠的富余扭矩。同時，當(dāng)盾構(gòu)掘進(jìn)遭遇不利于開挖的地層條件時，若長期保持高扭矩狀態(tài)掘進(jìn)也容易對開挖面前方造成較大擾動從而導(dǎo)致開挖面失穩(wěn)。除了在盾構(gòu)機(jī)能上獲得更多的富余扭矩之外，掘進(jìn)過程中也應(yīng)向開挖面前方及土倉內(nèi)注入渣土改良劑以增加渣土流塑性、降低摩擦力，同時降低盾構(gòu)掘進(jìn)的貫入度，通過多種手段聯(lián)合控制盡快降低實(shí)際刀盤扭矩。

4 結(jié)論

基于成都砂卵石地層6 m級土壓平衡盾構(gòu)開挖面失穩(wěn)超挖實(shí)例，針對開挖面失穩(wěn)成因和發(fā)展過程開展了三維離散元分析，結(jié)合盾構(gòu)超挖段實(shí)測數(shù)據(jù)，提出了開挖面穩(wěn)定性控制方法。針對6 m級土壓平衡盾構(gòu)的砂卵石層施工，本文得到的主要結(jié)論為：

（1）開挖面失穩(wěn)位置與支護(hù)力分布形式有關(guān)，采用梯形分布支護(hù)時，開挖面頂部最先失穩(wěn)，采用均勻支護(hù)時，開挖面中心處最先失穩(wěn)。梯形支護(hù)形式所需的極限支護(hù)力比均勻支護(hù)形式更大，對于本文計算案例，在2倍埋深條件下，梯形支護(hù)形式的開挖面極限支護(hù)力與靜止土壓力的比值為0.22。

（2）開挖面處于極限狀態(tài)時，盾構(gòu)上方0.75 D（D 為隧道直徑）范圍內(nèi)產(chǎn)生土拱效應(yīng)，范圍內(nèi)的豎向、側(cè)向土壓力均減小，側(cè)土壓力系數(shù)增大。開挖面發(fā)生失穩(wěn)時，上方失穩(wěn)區(qū)形狀為橢球體。對于本文計算案例，當(dāng)盾構(gòu)埋深為2 D時，開挖面上方失穩(wěn)區(qū)的最大高度為1.5 D，最大寬度為1.2 D，當(dāng)支護(hù)力逐漸減小至0.1 P0（P0為靜止土壓力）時，失穩(wěn)區(qū)發(fā)展到地面。

（3）砂卵石層超挖主要由兩種因素造成，一種是土壓力設(shè)置過低導(dǎo)致開挖面失穩(wěn)產(chǎn)生超挖，一種是受刀盤額定扭矩制約，土倉壓力過高后刀盤卡死，脫困過程中引起超挖。實(shí)際施工時應(yīng)保持土倉適當(dāng)欠壓，并降低刀盤轉(zhuǎn)速，為可能遇到的大粒徑漂石和土倉壓力控制預(yù)留足夠的富余扭矩。

作者貢獻(xiàn)聲明：

姚琦鈺：處理工程數(shù)據(jù)，開展盾構(gòu)掘進(jìn)參數(shù)分析，撰寫論文。

張潤來：實(shí)施數(shù)值模擬，繪制圖表。

宮全美：提出研究課題，明確論文框架。

周順華：指導(dǎo)研究工作，修改論文。