復合地層土壓平衡盾構掘進參數模擬分析研究

李明陽，楊海濤，鄒高明

(1．常州數爾精密機械有限公司，江蘇常州 213135;2．廣州市盾建地下工程有限公司，廣州 510030;3．中鐵十一局集團城市軌道工程有限公司，武漢 430074)

0 引言

隨著40臺次盾構在廣州和深圳地區復合地層100 km的實踐，復合地層的概念逐步形成，復合地層盾構施工技術有了突破性的進展［1-2］。文獻［3］針對廣州地鐵軟硬不均地層的盾構施工，提出了復合盾構的設計思想，對復合盾構的功能及技術參數進行了研究，分析了刀盤、刀具與地質的適應性;文獻［4］對孤石復合地層盾構施工技術進行了探索，總結出盾構通過孤石存在的問題和難點，并提出了針對性的解決方法;文獻［5］對新加坡Kranji隧道不同風化程度的花崗巖軟硬交互地層的盾構掘進過程中遇到的施工難點(如刀具與刀盤的過度磨損、開挖面失穩及地面塌陷、軸向推力控制困難等)進行了分析，并根據分析結果對其中的北線盾構進行了地質適應性調整。

相對于復合地層盾構技術的發展，復合地層特別是軟硬交互地層的盾構掘進參數模擬與預測理論及方法研究，目前還處于薄弱階段。但是，對用于全斷面巖石地層的TBM隧道掘進的施工預測模型的研究，卻一直是一個比較熱門的研究課題［6］，其中最成功的預測模型是科羅拉多礦業學院提出的CSM模型和挪威科技大學提出的NTH模型［7］。

對于軟弱地層，其掘進參數的預測模型與方法，國內外已有一些相關研究［8-13］。總結其思路，基本上是綜合采用理論或經驗公式、模型試驗、現場試驗、力學分析等方法，研究推力、扭矩、推進速度、刀盤轉速、土倉(或切口)壓力等掘進參數之間的相互關系，并取得了較好的實際應用效果。

本文基于Terzaghi松動土壓力模型與CSM模型，以廣州地鐵3號線大石—漢溪區間不同風化程度混合巖地層的土壓平衡盾構掘進為例，對該段復合地層中典型的軟弱地層、硬巖地層及軟硬交互地層的盾構掘進參數進行模擬計算。

1 工程概況

廣州地鐵3號線大石—漢溪盾構區間，地處廣州市番禺區北7 km，距廣州市約15 km，里程為YDK15+855．5 ～YDK19+830。隧道覆土厚度為1．5 ～40 m，本區間大石至禮村為天河向斜的南翼，巖層傾北，為白鶴洞組猴崗段紅層;漢溪站附近為順德向斜的東北翼，傾向南西，為上元古界震旦系變質巖。本標段構造主要有禮村斷裂帶，走向為NE65～75°，主斷裂帶寬50～60 m，影響范圍約200 m(里程YCK16+340～+540)。斷裂帶北側為紅層地層，南側為震旦系變質巖。

本標段隧道范圍內通過的主要地層有:紅層的中、微風化泥質粉砂巖;細砂巖和混合巖區的殘積土;強、中、微風化混合巖;禮村斷裂帶硅化角礫巖。大石—雙溪盾構區間地質剖面圖見圖1。

圖1 大石—漢溪站盾構區間地質剖面圖Fig．1 Geological profile of Dashi-Hanxi shield-bored tunnel

禮村斷裂帶由構造角礫巖、硅化構造角礫巖和斷層泥組成，巖石質量指標(RQD)為98%，單軸抗壓強度(fc)為67．4～156．5 MPa，富水性強。禮村斷裂帶地質剖面圖見圖2，其中的混合巖地層巖性特征見表1。

2 盾構機情況

本區間采用2臺海瑞克EPB盾構機，盾構機自質量為370 t。刀盤經重新設計制造，可以雙向旋轉，直徑為6 280 mm，總質量為57 t，裝硬巖刀具時開口率為29%，裝軟巖齒刀時開口率為31%(見圖3)。

圖2 禮村斷裂帶地質剖面圖Fig．2 Geological profile of Licun fracture zone

表1 禮村斷裂帶以南的混合巖地層巖性特征Table 1 Characteristics of mixed ground to south of Licun fracture zone

圖3 刀盤結構圖及安裝滾刀刀盤照片Fig．3 Structure of cutter head and picture of cutter head with disc cutters

刀具配置情況為:按地層情況選擇使用17″單(雙)刃滾刀、正面刮刀、邊緣刮刀和正面齒刀。滾刀刀刃距刀盤面板的高度為175 mm，齒刀和刮刀的刀刃距刀盤面板的高度為140 mm，滾刀刀刃高出齒刀和刮刀35 mm。在軟弱地層，中心滾刀及部分正面滾刀更換為齒刀。滾刀數量與刀間距為:中心刀8把，間距為90 mm;正面滾刀20把，間距為100 mm;邊緣滾刀11把，間距為26～52 mm。刀具見圖4—7。

圖4 中心滾刀Fig．4 Center disc cutters

3 軟弱地層的盾構掘進表現與分析——土壓平衡模式

3．1 基礎數據

在軟弱地層，中心滾刀及部分正面滾刀更換為齒刀。

本區間的軟弱地層大部分為全-強風化混合巖〈6Z-2〉和〈7Z-2〉地層。該地層的主要物理指標見表2。部分軟弱地層實際掘進參數見表3。

表2 軟弱地層物理指標Table 2 Physical parameters of soft ground

表3 軟弱地層掘進參數Table 3 Shield boring parameters in soft ground

3．2 數據分析

3．2．1 計算有效推力

將土壓反力剝離，計算出包含盾體摩擦阻力、盾尾拉力及刀具切削阻力的有效推力。軟弱地層的有效推力與刀盤扭矩見圖8。

圖8 軟弱地層的有效推力與刀盤扭矩Fig．8 Effective thrust force and cutter head torque in soft ground

圖10 軟弱地層刀盤扭矩與貫入度的關系Fig．10 Correlation between cutter head torque and penetration rate when boring in soft ground

3．2．2 分析貫入度與有效推力和刀盤扭矩的關系

根據每環推進速度及刀盤轉速計算貫入度。經一階線性擬合，得到貫入度與有效推力和刀盤扭矩的一階線性關系(見圖9和圖10)。

圖9 軟弱地層有效推力與貫入度的關系Fig．9 Correlation between effective thrust force and penetration rate when boring in soft ground

由圖9和圖10可初步得出以下結論:

1)在軟弱地層，貫入度與有效推力的相關系數為-0．13，呈低度負相關;貫入度與刀盤扭矩的相關系數為0．28，接近中度正相關。貫入度對推力及刀盤扭矩有一定的正負影響。

2)貫入度與有效推力的線性關系為F=a1-15．61P(a1為克服盾體摩擦阻力和盾尾拉力的初始啟動推力，取值8 945 kN;P為刀具貫入度，mm/r)。

3)貫入度與刀盤扭矩的線性關系為T=a2+8．09P(a2為在土倉充滿渣土但刀盤沒有切削的情況下克服刀盤內外各種阻力矩的初始啟動扭矩(即非破巖(土)阻力矩)，取值2 426 kN·m;P為刀具貫入度，mm/r)。

4)在低貫入度情況下(P＜25 mm/r)，隨著貫入度的增大，有效推力變化不明顯，扭矩有明顯變小的趨勢;但隨著貫入度的增大(28 mm/r＜P＜44 mm/r)，正面刮刀逐漸參與切削，有效推力有變小趨勢，扭矩有明顯增大的趨勢。

3．2．3 初始啟動推力及初始啟動扭矩的模擬計算

軟弱地層物理指標及土層厚度值見表4。考慮隧道埋深及盾構經過的巖土特征情況，按Terzaghi松動土壓力模型計算盾構的垂直土壓力是合理的［14］。水平土壓力根據垂直土壓力與靜止側壓力系數來計算。

表4 計算用軟弱地層物理指標及土層厚度值Table 4 Physical parameters and thickness of soft soil used for calculation

模擬計算得到盾體摩擦阻力(包括前盾和中盾)為5 483kN，加上刀盤平均土壓阻力2 790 kN(見表3，取平均土壓值0．09 MPa，刀盤面積按31 m2計算)及盾尾平均拉力1285kN(見表5盾尾拉力，取平均值)，得到初始啟動推力的模擬值(9 558 kN)。與一階線性擬合值a1比較，其差值為613kN，誤差為6．9%。

模擬計算得到的刀盤扭矩值(不含切削土體的阻力矩)為2 683 kN·m(包括刀盤前后盤面所受的摩擦阻力矩1 220 kN·m，刀盤開口處切削渣土所需的阻力矩843 kN·m，刀盤其他部分(土倉內攪拌棒、刀盤上轉臂、刀盤周向外側)所受的阻力矩之和620 kN·m，分別占45%、31%、24%)。與一階線性擬合值a2比較，其差值為257 kN·m，誤差為10．6%。

由上述分析可以得出:1)基于Terzaghi松動土壓力模型計算的初始啟動推力和啟動扭矩模擬值與現場實際值的一階線性擬合計算值相比，其誤差均小于11%，滿足工程需要;2)模擬計算值或一階線性擬合計算值(a1及a2)可以作為該刀盤在類似軟弱地層中初始啟動推力和啟動扭矩的參考值，也可用于復合地層軟土部分的推力和扭矩的模擬計算分析。

4 硬巖地層的盾構掘進表現與分析——半敞開或敞開掘進模式

4．1 基礎數據

本區間盾構隧道除禮村斷裂帶局部有高強度硅化角礫巖外，有6段穿越單軸抗壓強度≥80 MPa的中風化-微風化的混合巖巖層，圍巖分別為Ⅴ～Ⅵ級，穩定性好，巖土質量指標為27% ～85%，最大單軸抗壓強度為113 MPa，總長185 m。盾構在此地段基本上采用半敞開或敞開模式掘進。

取左線ZDK16+614～+660為例，其實際掘進參數見表5。

表5 硬巖地層掘進參數Table 5 Boring parameters in hard rock strata

4．2 CSM模型模擬計算與分析

4．2．1 輸入參數

運用CSM模型計算刀盤破巖阻力及阻力矩，需要輸入刀具參數、刀具在刀盤上的位置參數(半徑及與隧道軸線的夾角)和巖石參數。

1)刀具參數。滾刀半徑為216mm，刀尖寬度為20 mm，刀尖壓力分布系數為0．1。

2)巖石參數。低強度條件，巖石單軸抗壓強度為80 MPa;高強度條件，巖石單軸抗壓強度為110 MPa;巖石抗拉強度分別取單軸抗壓強度值的1/10計算。

3)刀具位置參數。本文不作闡述。4．2．2 模擬值與有效值對比分析

在相同的掘進環數上，取相同的貫入度，先分別計算低強度和高強度條件下的阻力和阻力矩，再與有效推力和有效扭矩進行比較(有效推力為扣除盾尾拉力后的實際推力，包括克服滾刀破巖阻力和盾體摩擦阻力的作用推力;有效扭矩為實際扭矩)，結果如圖11和圖12所示。

按不同的掘進貫入度排序，分別對推力和扭矩的模擬值與有效值進行對數擬合分析，結果如圖13和14所示。

綜合分析模擬計算結果，可得出以下結論:

1)在低貫入度范圍(P＜15 mm/r)，考慮盾體摩擦阻力的影響，有效推力和扭矩與高強度巖石條件模擬值基本吻合;在高貫入度范圍(P＞20 mm/r)，相比而言，有效推力和扭矩與低強度巖石模擬條件更吻合。這與實際盾構操作模式是相吻合的。

2)在低貫入度范圍(P＜15 mm/r)，有效推力和扭矩與CSM模型高強度條件下的模擬值的差值見表6。

考慮地質條件的突變性，剔除表6第1項數據，計算其余5項數據的平均值，推力差平均值為1 123 kN，扭矩差呈正負波動，其平均值為-181kN·m。推力差與測算硬巖掘進盾體摩擦阻力(1 062 kN)比較接近。

3)在高貫入度范圍(P＞20 mm/r)，有效推力和扭矩與CSM模型低強度條件下的模擬值的差值見表7。

表7 高貫入度情況下的推力差與扭矩差Table 7 Thrust differences and torque differences under high penetration rates

由表6和表7可以看出:①在高貫入度情況下，推力差與測算硬巖掘進盾體摩擦阻力(1 062 kN)相差較大，兩者的差值為2 271-1 062=1 209 kN。分析其原因為:在敞開模式下，可能是由于開挖速度的增大而導致土倉渣土堆積壓力增加形成的;在半敞開模式下，暫時性的螺旋機出土停止，使土倉下部充土，以及向開挖面和土倉內注入渣土改良材料和加壓縮空氣，都可導致推力的增加(由于缺乏實際掘進的模式選擇數據和半敞開模式下的土倉壓力數據，故不能進行定量分析);在高貫入度情況下，邊緣滾刀磨損量加大，開挖面徑向超挖量縮小，盾體摩擦阻力增大導致推力增加。②在高貫入度情況下，刀盤扭矩差值均呈現負值，對其合理的解釋是在此掘進環數上，實際的巖石強度要低于低強度條件下的單軸抗壓強度(80 MPa)。如果這個推論成立的話，則按CSM模型計算的推力差將更大。按上述分析可知，土倉中渣土沉積狀況或改良效果對中低強度硬巖地層的高貫入度掘進效果會產生重要影響。

表6 低貫入度情況下的推力差與扭矩差Table 6 Thrust differences and torque differences under low penetration rates

4)運用CSM模型計算滾刀平均推力模擬值，結果如表8所示。

表8 滾刀平均推力模擬值Table 8 Simulated average thrust forces of disc cutters

由表8可以得出:①在高、低強度條件下，滾刀平均推力模擬值基本上都小于滾刀的額定承載力(250 kN)，這與該標段滾刀消耗分析的主要磨損方式(即正常磨損)相吻合;②由于該值非常接近滾刀的承載力，導致滾刀的刀圈磨損加大，軸承壽命降低，刀具的消耗加大;③建議按滾刀承載力(250 kN)的75%取值。此時，高強度巖石的合適貫入度為6 mm/r，低強度巖石的合適貫入度為18 mm/r。

4．2．3 有關CSM模型計算的其他影響因素

1)在以上硬巖掘進貫入度與推力和扭矩關系的分析過程中，基本假定巖石強度參數沒有變化。實際影響因素有:本案例中的巖石單軸抗壓強度為80～113 MPa;缺乏巖石抗拉強度數據，在計算時做了技術簡化;除了強度對巖石開挖有重大影響外，巖石質量指標也對滾刀貫入度有較大影響(本案例中的巖石質量指標為27%～85%)。針對巖石質量指標對刀具貫入度的影響，CSM模型中推薦采用修正系數對貫入度進行修正:

式中:f為貫入度修正系數;RQD為巖石質量指標;fc為單軸抗壓強度。

2)刀圈磨損導致的刀刃寬度和刀圈半徑的變化，直接影響滾刀破巖的推力模擬計算。

5 軟硬交互地層掘進——土壓平衡模式

5．1 基礎數據

禮村斷裂帶之后(里程YDK16+640～+710)，隧道洞身下部為中風化混合巖，上部為全-強風化混合巖，巖層節理發育，結構破碎，地下富水性強。實際掘進參數為:推力13 720～17 642 kN，推進速度10～20 mm/min，刀盤轉速1．7 ～1．8r/min，刀盤扭矩1 330 ～2 280 kN·m;土倉上部土壓 0．1 ～0．14 MPa。

文獻［15］給出了在該段的具體掘進參數折線圖。依據該圖取近似值，軟硬交互地層掘進參數見表9，總推力與貫入度的變化情況見圖15。

表9 軟硬交互地層掘進參數Table 9 Boring parameters in complex ground with soft and hard rock

圖15 軟硬交互地層的總推力與貫入度(按環數)Fig．15 Correlation between total thrust force and penetration rate when boring in complex ground with soft and hard rock(according to ring number)

由圖15可以看出:該段軟硬交互地層493至496環的貫入度最小(4．57mm/r)，總推力從491環開始由19 600 kN急劇下降到13 720 kN，并保持到498環。這在很大程度上降低了刀具所受的沖擊荷載，避免了滾刀刀圈的非正常損害，為順利掘進創造了條件。

5．2 模擬計算與分析

為模擬分析計算軟硬交互地層，假設硬巖區占隧道全斷面面積比為50%。

5．2．1 推力分析

在上軟下硬復合地層，盾構總推力包括破巖(土)阻力、土壓反力、盾體摩擦阻力和盾尾(平均)拉力。

由于貫入度較小，盾構實際作用刀具為滾刀。滾刀刀刃切削土體的阻力較小，而滾壓破巖的阻力大，實際計算可以忽略滾刀切削土體阻力，按硬巖破巖阻力計算。根據假設，取全斷面總破巖阻力的1/2計算。

由于土壓的存在以及掘進速度較慢等原因，盾體外圍的空隙被軟土充實，盾體所受摩擦阻力與全斷面硬巖區的情況完全不一樣，其值應小于全斷面軟土條件的摩擦阻力。計算時可以按全斷面軟弱地層條件，取上述的模擬計算值(初始啟動推力值a1)使用。需要說明的是，該初始啟動推力已包含克服盾體摩擦阻力、盾尾平均拉力的所有推力。土壓反力的計算相同于全斷面軟土條件。

5．2．2 扭矩分析

5．2．2．1 上軟下硬復合地層扭矩分析

在上軟下硬復合地層，盾構刀盤扭矩包括破巖(土)阻力矩及非破巖(土)阻力矩。

由于貫入度較小，盾構實際作用刀具為滾刀，滾刀所受的破巖阻力矩應計入刀盤扭矩中。對于軟土刀具，其破巖(土)阻力矩相對為零。根據假設，滾刀所受的破巖阻力矩取全斷面總破巖阻力矩的1/2計算。

非破巖(土)阻力矩主要包括刀盤前后盤面所受的摩擦阻力矩、刀盤開口處切削渣土所需的阻力矩及其他刀盤部位的阻力矩(土倉內攪拌棒、刀盤上轉臂和刀盤周向外側)。根據上述軟弱地層的模擬計算分析，三者在全斷面軟弱地層中所占非破巖(土)阻力矩的比例為45%、31%、24%。

5．2．2．2 軟硬斷面面積比對阻力矩的影響分析

在軟硬交互地層中，刀盤前后盤面所受的摩擦阻力矩直接受軟硬斷面面積比的影響。在開挖速度慢、平穩掘進和渣土流動性良好的狀態下，土倉中的土壓反力更多地作用在上部軟弱土層，導致刀盤上部的前后面承受主要的摩擦阻力矩，其值可以按上述的全斷面軟弱地層條件下的非破巖(土)阻力矩模擬計算值(即初始啟動扭矩值a2)的45%的1/2來計算。刀盤開口處切削渣土所需的阻力矩及其他刀盤部位的阻力矩受軟硬斷面面積比影響不大，可以直接按上述所占比例計算。

5．2．3 推力及扭矩模擬計算

1)軟土。全-強風化混合巖〈6Z-2〉和〈7Z-2〉地層，物理參數同軟土地層。

2)硬巖。中風化混合巖，單軸抗壓強度為50 MPa，巖石抗拉強度取單軸抗壓強度值的1/10計算。

3)貫入度。4．57 mm，取最小值。

4)全斷面硬巖。按CSM模型計算出全斷面硬巖破巖阻力為3 091 kN，破巖阻力矩為477 kN·m。

5)全斷面軟弱地層。初始啟動推力a1為8 945 kN，初始啟動阻力矩a2為2 426 kN·m。

6)軟硬交互地層。總推力及刀盤扭矩的模擬計算見表10和表11。

表10 軟硬交互地層總推力模擬計算Table 10 Simulated total thrust when boring in complex ground with soft and hard rocks

表11 軟硬交互地層總扭矩模擬計算Table 11 Simulated total torque when boring in complex ground with soft and hard

由表10和表11可知，總推力和總扭矩的模擬值均在實際值范圍內，驗證了本文采用的綜合考慮軟土和硬巖模擬分析結果的復合地層掘進參數模擬分析方法的有效性。

6 結論與討論

1)在軟弱地層，依據實際掘進參數，擬合得出該盾構在類似軟弱地層中初始啟動推力和初始啟動扭矩參考值，其值可以用于復合地層軟土部分的推力與扭矩的模擬計算。與按Terzaghi松動土壓力模型計算的模擬值比較，其誤差分別為6．9%和10．6%，滿足工程實際需要。

2)在軟弱地層，在低貫入度情況下(P＜25 mm/r)，隨著貫入度的增大，有效推力變化不明顯，扭矩有明顯變小的趨勢;但隨著貫入度的增大(28 mm/r＜P＜44 mm/r)，正面刮刀逐漸參與切削，有效推力有變小的趨勢，扭矩有明顯增大的趨勢。刀具的高差設計直接影響推力與扭矩值。

3)在硬巖地層低貫入度、高強度巖石條件下，CSM分析模型模擬結果與實際表現比較吻合。

4)在硬巖地層高貫入度、低強度巖石條件下，CSM模型計算的模擬值與實際值的差值較大。分析推力差值可能的原因有:在敞開模式下，由于開挖速度增大，土倉渣土堆積，造成推力增大;在半敞開模式下，暫時性的螺旋機出土停止，使土倉下部充土，以及向開挖面和土倉內注入土壤改良材料和加壓縮空氣，都可導致推力的增加。刀盤扭矩差值均呈現負值，表明模擬分析結果大于實際值，其合理解釋是該掘進環數的實際巖石強度低于低強度條件下的實際強度(80 MPa)，這在一定程度上反映了巖石質量指標對掘進速度的影響，也表明了土倉中渣土沉積狀況或改良效果對破碎中低強度硬巖地層的高貫入度掘進效果有重要影響。

5)依據CSM模型計算滾刀平均推力的模擬值分析，為降低滾刀的消耗量，建議高強度巖石的合適貫入度為6 mm/r，低強度巖石的合適貫入度為18 mm/r。

6)通過對軟硬交互復合地層的盾構力學分析，模擬計算了在軟硬地層各占50%的情況下的推力與扭矩。結果表明，總推力和扭矩的模擬值均在實際值范圍內，驗證了本文中采用的綜合考慮軟土和硬巖模擬分析結果的復合地層掘進參數模擬分析方法的有效性。

由于地質條件本身的復雜性，現場地質勘察試驗數據和盾構實際操作數據的不完整性，本文采用的分析方法不可避免地采取了某種程度的簡化。但從分析結果來看，本文的研究方法與相關結論，對于復合地層掘進參數模擬分析的理論研究與盾構實踐，都具有一定的參考價值;同時對復合型盾構的刀盤設計、刀具選型、推力及扭矩等參數的設計，也有一定的指導意義。“地質是基礎，盾構是關鍵，人是根本”，如能將地質條件與盾構相互作用的一些關鍵因素，如巖土特性與盾構刀具的作用機制，圍巖環境與盾構本身的作用機制，渣土改良系統、刀盤及土倉結構、螺旋輸送機結構與操作模式對掘進參數與效果的影響等，逐步納入到盾構與巖(土)層相互作用的大系統中綜合考慮，將會極大地提升復合地層盾構掘進參數模擬與預測的有效性，對盾構工程實踐中的“人是根本”的指導意義則更為顯著，這也是筆者進一步研究的方向。此外，鑒于盾構地質環境的動態性，在研究中增加地質變動動態分析，也許更能滿足盾構工程實踐者的實際需要。

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