引大濟湟工程TBM掘進卡機機理研究及控制措施

姬 超, 陳 好, 張少軒

(成都理工大學環境與土木工程學院， 成都 610059)

引 言

隨著科學技術的日益進步，地下隧道呈現出深埋超長和大直徑的趨勢。目前來說，在較好的地質條件下，對于深埋長隧道的開挖主要利用TBM來進行。而TBM在掘進過程中，會出現卡機現象。前人已對卡機問題進行了一定研究，國內學者如溫森和徐衛亞[1]采用二維隨機有限元軟件研究了TBM護盾被困事故；溫森等[2]采用風險理論對卡機機理進行過探討；劉泉聲等[3]采用確定性理論對連續掘進工況下的卡機機理進行了研究；黃興等[4]根據圍巖擠壓變形與開挖半徑間的比值以及圍巖擠壓變形與擴挖間隙的比值，將 TBM 圍巖擠壓變形劃分為5個等級；溫森等[5]給出了在考慮流變效應下的停機和連續掘進兩種工況下卡機狀態判斷的理論計算公式；劉泉聲等[6]探究了深部高地應力擠壓性地層發生卡機的孕育致災機理；劉泉聲等[7]通過護盾變形監測數據來計算護盾所受摩擦力，從而得到 TBM 卡機狀態；黃興等[8]用FLAC3D對“引大濟湟”工程的卡機機理進行了研究；姬超等[9]給出了破碎圍巖段單護盾TBM在掘進過程中的卡盾理論公式；蘇珊等[10]針對新疆某隧洞開挖出現的TBM卡機，探討了卡機原因，并給出了具體的工程脫困措施;房敬年等[11]，選取側導坑法作為卡機脫困方法，使TBM 順利脫困；張兵等[12]提出掌子面前方化學灌漿加固、小導洞開挖及超前管棚等方法聯合幫助高黎貢山隧道破碎地層的TBM脫困；田彥朝等[13]等從TBM 裝備角度提出了針對性設計方案，來避免發生卡機。國外學者如F.Ebrahim 等[14]還將收斂-約束法應用于TBM護盾卡機計算中；Ramoni 等[15]采用數值方法探討了TBM卡機機理。

前人研究多是給出TBM 掘進卡機機理的理論計算判據以及通過數值模擬軟件模擬圍巖與護盾的相互作用，探討TBM是否會出現掘進卡機現象。TBM掘進卡機機理的理論計算判據多半是基于圍巖為理想彈塑性狀態。若圍巖是松散體，該判據則不能很好體現圍巖與護盾的相互作用。這不符合TBM實際掘進過程。而數值模擬可以較好體現圍巖與護盾的相互作用，但前人往往忽略盾尾襯砌對圍巖變形的約束作用，致使所求得的圍巖豎直位移偏小。因此，本文利用數值模擬，考慮盾尾襯砌對圍巖變形的約束作用下的TBM 掘進卡機機理，可使計算更加符合TBM實際掘進過程。

1 工程概況

1.1 工程簡介

“引大濟湟”工程是青海省內一項跨流域大型調水工程。引大通河水穿越大阪山進入湟水流域，來解決西寧市及湟水河流域供水不足。其中，引水隧洞是調水總干渠的重要組成部分。調水總干渠隧洞全長24.712 km，隧洞平面設計為直線，縱坡i=0.000 545 29，隧洞最大埋深1028 m。設計引水流量為35 m3/s ，年調水總量為7.5 億m3。其中，出口段明渠 K24+165.83～K24+711.83(長546 m)、進口段K0+000～K3+000(長 3000 m)和出口段K23+90 2.83～K24+16 5.83(長 263 m)采用常規鉆爆法施工；K3+000～K23+90 2.83共2 087 7.83 m采用直徑為5.93 m 的雙護盾全斷面硬巖掘進機施工；樁號K9+820設置通風豎井，采用鉆爆法施工。

TBM 施工段襯砌采用預制鋼筋砼管片。襯砌管片外徑為5.7 m，內徑為5.0 m，厚度為35 cm，寬度為1.5 m。每環管片為6片，其中矩形塊3塊，梯形塊3塊，單塊最大重量達5 t。管片與圍巖之間采用豆礫石回填灌漿，結實體強度為C15。

1.2 工程地質條件

擬研究的TBM卡機段(樁號CH16+775附近)位于大阪山南緣斷裂，即F5斷裂帶。F5斷裂帶又名大坂山南緣斷裂，為一深大斷裂。F5斷裂帶呈NWW向展布，延伸長達500 km，表現為逆沖斷裂，走向為290°～305°。斷層帶寬50 m～60 m，在皮條掌以西寧張公路邊出露。該斷裂以南為下元古界變質巖系，以北為志留系的片巖、板巖及加里東期侵入巖。斷層及其影響破碎帶寬度達70 m～100 m。斷層帶由碎裂巖、靡棱巖和斷層泥等組成，劈理發育、蝕變強烈，呈輕度-重度高嶺土化，屬極軟巖。在高地應力作用下圍巖塑性變形較強烈[16]。

1.3 工程問題

引大濟湟工程總干渠于2006年開始TBM掘進施工。在穿越大坂山南緣斷裂帶時，TBM進尺很低以及頻繁出現卡機的工況，最終卡在樁號CH16+775處。這使得施工中斷并停滯兩年左右[16]。該處出現的TBM設備擠壓變形情況如圖1 所示。

圖1 TBM 設備被擠壓變形

2 卡機判斷流程

TBM在掘進過程中的卡機可分為卡護盾和卡刀盤兩種。在引大濟湟工程中主要是針對卡護盾工況。后文所述卡機即代表卡護盾。雙護盾TBM在不良地質條件下的(如軟弱圍巖)掘進模式與單護盾TBM的掘進模式一致，故引大濟湟工程中的雙護盾掘進模式可看作單護盾掘進模式。

TBM開挖隧道的過程即洞室圍巖發生卸荷作用的過程。卸荷導致圍巖應力釋放，從而使得圍巖內部應力重新分布與圍巖向臨空面產生位移(未考慮圍巖的時效效應)。一般TBM開挖隧道時，都會擴挖，來使圍巖應力可以得到釋放。由于受到機械制造水平影響，擴挖間隙一般為6 cm～10 cm。在擠壓大變形圍巖中，也可調整到15 cm～20 cm[6]。當圍巖徑向位移不大于擴挖間隙時，圍巖與護盾無相互作用，也即無卡機現象出現。當圍巖徑向位移大于擴挖間隙時，圍巖與護盾接觸，圍巖對護盾產生擠壓作用，在護盾表面產生滑動摩擦阻力。當摩擦阻力不大于TBM最大推力時，不會發生卡機；否則便會出現卡機。

3 TBM掘進過程中的卡機機理研究

為了表明盾尾襯砌對圍巖變形的約束作用，利用FLAC3D分別建立在不考慮護盾與圍巖相互作用下不考慮與考慮盾尾襯砌這兩種工況下的計算模型，求得這兩種工況下的圍巖力學響應。為了符合TBM實際掘進過程，選取在不考慮護盾與圍巖相互作用下考慮盾尾襯砌這種工況下的最大豎直位移作為卡機的判斷指標。根據卡機判斷流程，將該最大豎直位移與預留間隙進行比較。之后，又建立在考慮護盾與圍巖相互作用下的計算模型，求得圍巖力學響應。將計算得到的滑動摩擦阻力與推進系統所能提供的最大推力進行比較。為了避免卡機，將預留間隙從10 cm增加至20 cm。再將增大預留間隙工況下所得到的滑動摩擦阻力與推進系統所能提供的最大推力進行比較。具體過程如下。

3.1 計算參數

擬研究的大變形洞段(CH16+775附近)位于大坂山南緣斷裂，該段埋深690 m～830 m，母巖為石英閃長巖，最大水平主應力量值為21.1 MPa～22.1 MPa，最小水平主應力量值為12 MPa～14.2 MPa，垂直應力量值為18.2 MPa～21.9 MPa。最大水平主應力方位為307°～317°，接近NW方向，與隧洞軸線相近。將垂直應力σ2取為21.9 MPa；最大水平主應力σ1取為22.1 MPa，沿洞軸方向；最小水平主應力σ3取為14.2 MPa，垂直于洞軸方向。具體的圍巖物理力學參數、護盾的物理力學參數、襯砌的物理力學參數以及地應力場值見表1～表4。

表1 樁號CH16+775附近圍巖物理力學參數

表3 管片襯砌物理力學參數

表4 地應力場

3.2 計算模型

FLAC3D可以模擬材料的彈性變形、塑性變形、塑性流動、應變軟化、流變變形，甚至大變形問題。它還可以提供模擬錨桿、錨索、襯砌、支架等多種支護形式的結構單元，使之能用于模擬復雜的巖土-結構相互作用力學問題。故采用FLAC3D來模擬TBM在樁號CH16+775附近掘進中的護盾與圍巖相互作用。

建立計算模型的具體過程如下。

(1)模型尺寸。根據圣維南原理，在模型水平橫向上，邊界到隧道邊界的距離一般約為3～5倍洞徑；在深埋地段垂直方向上，模型上、下邊界到隧道底部邊界的距離大于3倍洞徑。故模型尺寸選為：40 m×30 m×40 m。

(2)各結構所選用的模擬單元。

①擴挖間隙。在實際工程中，擴挖間隙是空的。但在數值模擬中，為了更好體現擴挖間隙的力學效應，我們將擴挖間隙建立成有一定厚度的單元，但其強度參數和彈性模量很小，類似于泡沫[8]。在該工程中，擴挖間隙為0.10 m。相對于開挖洞徑和管片厚度很小，在FLAC3D中用強度參數和彈性模量很小的 shell 單元來模擬。

②護盾。由于護盾厚度為0.05 m，相對于開挖洞徑和管片厚度很小，故在FLAC3D中可用模擬噴漿等比較薄的支護措施的 liner 襯砌單元來模擬護盾。在TBM掘進過程中，護盾和圍巖之間可以相對運動，之間的粘聚力為0。

③管片襯砌。管片厚度為0.35 m，用實體單元模擬。

(3)邊界條件。模型的左右側、前后側以及底部采用位移邊界條件，底部的豎直和水平位移設置為0；模型的上部采用應力邊界條件，量值等于實測地應力的分量，垂直于邊界面指向模型內。

(4)荷載施加方式。模型初始應力設置為實測地應力，之后進行位移清零。

(5)圍巖的本構模型采用線彈性—應變軟化模型。

根據卡機判斷流程，分兩種工況來討論：不考慮護盾與圍巖相互作用和考慮護盾與圍巖相互作用。計算時采用逐步模擬法，開挖步距為1.5 m/步。

3.3 不考慮護盾與圍巖相互作用

為了說明管片對圍巖變形的約束作用，分別模擬不考慮管片和考慮管片這兩種工況。并將這兩種工況下的計算結果進行對比。

3.3.1 不考慮管片

模型如圖2所示。

圖2 不考慮管片的數值計算模型

計算結果如圖3所示。

圖3 不考慮管片的計算結果

上述計算得到了在不考慮護盾與圍巖相互作用以及不考慮盾尾管片這種工況下的圍巖力學響應。在護盾區，盾尾處的徑向位移最大，為56.24 cm。從LDP曲線可看出，由于掌子面效應，在距離掌子面距離越遠處，應力越充分得到釋放，圍巖徑向位移越大。

3.3.2 考慮管片

模型如圖4所示。

圖4 考慮管片的數值計算模型

計算結果如圖5所示。

上述計算得到了在不考慮護盾與圍巖相互作用以及考慮盾尾管片的圍巖力學響應。在護盾區，盾尾處的徑向位移最大，為55.67 cm。同樣，從LDP曲線可看出，由于掌子面效應，在距離掌子面越遠處，圍巖應力釋放得越充分，圍巖徑向位移越大。

由不考慮管片和考慮管片這兩種工況下的豎直位移云圖可看出，考慮管片工況下的豎直位移比不考慮管片工況下的豎直位移小。這是由于盾尾管片對于圍巖變形有一定的約束作用。而在實際TBM掘進過程中，管片也是隨著TBM的不斷掘進而被安裝。

因此，在考慮管片這種工況下的豎直位移是合理的。護盾區的最大豎直位移為55.67 cm，遠遠大于擴挖間隙(10 cm)。護盾與圍巖必然接觸。由卡機流程判斷可知，當護盾區最大位移大于擴挖間隙時，若護盾與圍巖間的滑動摩擦力大于TBM掘進推力，則發生卡機現象；否則，不會發生卡機現象，因此，接下來計算護盾與圍巖間的滑動摩擦力。

圖5 不考慮管片的計算結果

3.4 考慮護盾與圍巖相互作用

模型如圖6所示。

計算結果如圖7所示。

上述計算得到了在考慮護盾與圍巖相互作用工況下的圍巖力學響應。由徑向應力云圖可看出，護盾區的徑向應力由掌子面至盾尾處逐漸增加，這是由于隨著距離掌子面的距離增加，應力逐漸釋放的結果。這也與LDP曲線的規律相符。

護盾所受的摩擦阻力Fs如式(1)：

Fs=μmg+μPN(x)

(1)

式中，μ為護盾與圍巖的摩擦系數。據Gehring(1996)，護盾與圍巖間的摩擦系數μ的取值范圍為0.15～0.30。在TBM掘進過程中，μ取0.2。m為護盾質量。pN(x)為護盾區圍巖與護盾接觸面上某一點的圍巖對護盾的徑向壓力。

圖6 考慮護盾與圍巖相互作用的數值計算模型

由式(1)與圖7中的徑向應力云圖可得護盾所受的摩擦阻力Fs=59.682 MN，大于推進系統所能提供的最大推力FN=59 MN。由卡機判斷流程可知，TBM在研究的大變形洞段(CH16+775附近)發生卡機，這與實際情況相符。

4 控制措施

避免卡機的措施主要是在護盾與圍巖間預留足夠的間隙，使開挖后圍巖的徑向位移可以得到充分釋放。將擴挖間隙擴大至20 cm時。計算結果如圖8所示。

圖7 考慮護盾與圍巖相互作用的計算結果

圖8 增大擴挖間隙考慮護盾與圍巖相互作用的計算結果

上述計算結果得到了將擴挖間隙增至20 cm工況下的圍巖力學響應。由式(1)與圖8中的徑向應力云圖可得護盾所受的摩擦阻力Fs=9.682 MN，小于推進系統所能提供的最大推力FN=59 MN。由卡機判斷流程可知，TBM在采取擴挖措施的情況下不會發生卡機。

5 結 論

(1)給出了卡機判斷流程。

(2)用FLAC3D分別建立在不考慮護盾與圍巖相互作用下不考慮與考慮盾尾襯砌這兩種工況下的計算模型，求得這兩種工況下的圍巖力學響應。結果表明，考慮盾尾襯砌工況下的最大豎直位移小于不考慮盾尾襯砌工況下的最大豎直位移。盾尾襯砌對圍巖變形具有約束作用。為了符合TBM實際掘進過程，選取在不考慮護盾與圍巖相互作用下考慮盾尾襯砌這種工況下的最大豎直位移作為卡機的判斷指標。該值大于預留間隙。

(3)建立考慮護盾與圍巖相互作用下的計算模型，求得圍巖力學響應。得到護盾所受的滑動摩擦阻力，該值大于推進系統所能提供的最大推力，這表明TBM在樁號CH16+775附近掘進時，會出現卡機。

(4)為了避免卡機，將預留間隙從10 cm增加至20 cm。得到增大預留間隙工況下的滑動摩擦阻力，其小于推進系統所能提供的最大推力，說明增大預留間隙可以有效避免卡機。