EPB/TBM雙模盾構機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雙模盾構機在城市地鐵建設中應用越來越多，雙模盾構機在下坡掘進過程中姿態控制難度越來越大。雙模盾構機若出現嚴重姿態偏差，既影響隧道成型質量，還會影響工程進度和效益。姿態偏差是盾構機在掘進過程中的一種常見現象，嚴重姿態偏差會使推進隧道軸線偏離設計軸線，造成管片錯臺、局部管片破損、滲漏水等問題。現行糾偏措施主要為調整上下分區油缸壓力差、注漿、適當增大土倉壓力等，這些措施針對普通盾構機效果明顯，由于雙模盾構機自重較大、重心靠前，使用效果不佳。因此，需要進一步研究雙模盾構機姿態糾偏問題。

針對盾構機栽頭問題，國內外學者進行了大量研究：張厚美[1]編制了TBM掘進性能預測程序，預測模型可用于優化TBM刀具布置、驗算TBM刀盤不平衡力以及預測TBM施工性能參數；宋劍[2]研究了盾構機在軟土地層中姿態偏差的機理和管片破損的防治措施；李美群[3]研究了盾構管片破損及開裂的原因，并提出了已破損管片的修補措施和建議；王春凱[4]通過數學關系推導，得到推力油缸行程差和盾構切口豎向偏差量之間的對應關系；李建強[5]研究了盾構姿態對盾構管片受力分布的影響，采用有限元軟件ANSYS進行數值模擬計算分析；孫齊等[6]通過施工期局部破損對成型管片襯砌結構性能的影響，提出管片破損導致管片局部剛度弱化，整環管片受力狀態發生應力重分布現象；管會生等[7]提出了主要加大下部區域液壓油缸推力和下部增加額外液壓油缸的方法，以改善盾構栽頭情況；謝友慧[8]提出盾構機底部土體地基反力前后分布不均是導致栽頭的根本原因；李洋[9]提出利用CD-ABC算法，優化盾構糾偏模型，實現盾構機準確糾偏；王運鋼等[11]提出最小糾偏半徑方法，以使盾構機平緩地接近設計軸線。

本文以福州地鐵某盾構區間為研究對象，對雙模盾構機重心以及栽頭原因進行了分析，在掘進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設計和姿態調整提供參考。

1 工程概況

福州地鐵某區間地層從上到下依次為：淤泥、(含泥)中細砂、粉質黏土、粉細砂、淤泥質土、全風化花崗巖、全風化熔結凝灰巖、中風化熔結凝灰巖、微風化熔結凝灰巖，其中微風化熔結凝灰巖地層中巖層較完整，單軸抗壓強度126.1～193.1MPa，區間地層軟硬交替，單一掘進模式的盾構機難以適應不同地層的施工要求，因此，采用EPB/TBM雙模式可切換設計，兼具土壓平衡盾構機和全斷面硬巖掘進機的優點，以適應在軟土層、軟巖層和全斷面硬巖復合區間掘進。

推進姿態異常段，右線隧道前380環所處的地層主要為：1～67環(中細砂、淤泥)；68～150環(中細砂、淤泥、粉質黏土)；151～342環(粉質黏土、下臥粉細砂夾層)；343～380環(淤泥、(含泥)中細砂、粉質黏土)，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

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

2 雙模盾構機

2.1 雙模盾構機設備特征

區間右線采用EPB/TBM雙模盾構機掘進，目前為土壓平衡模式。盾構機盾體總長為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%，主動鉸接，盾構機主要參數如表1所示。

表1 雙模盾構機主要參數

盾構機推進油缸分為4組，A組、B組、C組均為6根油缸，D組為4根，總共22根推進油缸，布置如圖2所示；主動鉸接油缸也分為4組，每組3根，共12根，布置如圖3所示。

圖2 推進油缸布置

圖3 鉸接油缸布置

2.2 盾構機重心計算

假設主機是懸浮在液體中的一個剛性結構，主要受力包括隔板壓力、推進油缸推力和土體浮力。理論上當主機重心與主機幾何中心重合時，主機姿態最易控制。但由于刀盤質量和主驅動質量相對其他部件質量大，導致盾構主機重心相對幾何中心靠前(掘進方向)。正常掘進情況下通過調整底部推進油缸的推力達到控制主機重心靠前和土倉壓力對主機產生不利影響的目的，并保證主機受力平衡。

主機重心計算方法是通過彎矩平衡實現的，即主機各部件質量對某一點所產生的彎矩之和與主機總質量(各部件質量之和)對該點產生的彎矩相等。利用彎矩平衡法，結合盾構設計，以針對刀盤面板為基準求彎矩。通過計算，得出其重心L=3 981mm。

3 栽頭過程

栽頭過程如表2所示。

表2 栽頭時間節點

4 栽頭原因分析

4.1 線路與地層條件

本段線路設計為下坡，盾構機在③1粉質黏土地層掘進，依據福州地鐵類似地層盾構機掘進施工經驗，盾構機需保持較大趨勢才可確保盾尾平穩地擬合隧道設計軸線掘進；盾構機在進入此段地層前，向下慣性較大。盾構機下臥層為4～6m厚的③2粉細砂，盾構掘進中受擾動易液化，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象，導致盾構機在此段地層掘進時易往下掉，中上部為③1粉質黏土地層，即為典型的上硬下軟地層。

4.2 地下水

該區間地層地下水豐富，為承壓水，水壓大，盾構機掘進過程中盾尾及成型管片易上浮，加大盾構機向下栽頭趨勢。

4.3 盾構機本身原因

本工程采用EPB/TBM雙模盾構機，盾構機中前盾較重(約380t)，占盾構機總重的81%。盾構機盾體長度相對較長(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，盾構機掘進過程中易載頭。

4.4 外在因素

盾構機在姿態調整過程期間，受場地狹小、出土困難等因素影響，導致不能夠連續掘進，停機頻繁且時間較長，不利于姿態調整。

5 糾偏措施

5.1 措施1

恢復掘進后需控制切口垂直姿態，針對每環渣樣進行取樣；在掘進過程中做好交接班；加強二次注漿，控制管片上浮對姿態的影響；做好行程差、分區壓力差、拼裝點位、二次注漿等技術統計工作。通過采取上述措施，得到297～321環數據如表3所示，其中切口、鉸接、盾尾垂直姿態走勢如圖4所示。

表3 措施1掘進參數

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條曲線垂直姿態偏差走勢基本一致，均呈現逐漸下降趨勢，其中315～316環切口升高約1cm然后又折返下行，這是由于盾構機全站儀換站引起的。因此，可以看出采取以上措施對盾構機抬頭處理無效果。

5.2 措施2

屏蔽上部局部推進油缸，加大上下推進油缸壓力差；盾尾后3～4環管片二次注漿，控制管片上??；6～10號推進油缸墊鋼板(50mm)；掘進過程中，在前盾、中盾底部徑向注漿孔注入高效膨潤土；結合監測數據，適當增大土倉壓力。

通過采取上述措施，得到322～326環數據如表4所示，其中切口、鉸接、盾尾垂直姿態走勢如圖5所示。

表4 措施2掘進參數

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條曲線垂直姿態偏差走勢基本一致，均呈現逐漸下降趨勢，每環切口、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號推進油缸，加大上下油缸壓力差，如圖6所示；盾尾后3～4環管片二次注漿，控制管片上浮；6～10號推進油缸墊鋼板(150mm)；掘進過程中，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、盾尾垂直姿態走勢如圖7所示。

圖6 1，2，15號推進油缸屏蔽示意

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，均呈現逐漸下降趨勢，每環切口垂直位移下降約1～2cm左右。切口、鉸接、盾尾仍然持續向下栽頭，通過采取以上措施后，效果未顯現。

5.4 措施4

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

圖8 增設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，均呈現逐漸下降趨勢，且下降趨勢加快，每環切口垂直位移下降約3cm。切口、鉸接、盾尾仍然持續向下栽頭，表明采取以上相關措施后，效果不明顯。

343～349環推力從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，存在拉扯現象，且渣土較之前更干一些；原因之二為此時盾構機俯仰角達到-40mm/m，很大一部分力要克服地層變形。

先屏蔽13～3號，此時面板上推力最大達到36 000kN，穩定后達33 000kN，此時速度為0～3mm/min，推進約50mm，上部推進壓力為0MPa，下部35MPa，左35MPa，右35MPa，根據受力分析上部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,每根千斤頂只達到額定推力的62.5%左右)，總推力合力為27 000kN，無掘進速度，然后插上3號和13號推力油缸，此時總推力約為29 500kN。

盾構的總推進力必須大于各種推進阻力的總和，否則盾構無法向前推進。盾構機受力主要包括盾構外圍與土的摩擦力F1、盾構推進阻力(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)盾構外殼與土的摩擦力

式中：μ為盾殼和土體間的摩擦系數，取0.3。

2)盾構推進阻力(正面阻力)

計算得：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為后接臺車與其運行軌道的摩擦系數。

4)盾尾與管片之間的摩阻力F5

F5=F總推力-F1-(F2+F3)-F4=10 000kN

經過簡化計算后可以看出采用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

經過數據分析，目前盾構機姿態如圖11所示。

圖11 盾構機姿態示意

首推常規強制糾偏方案，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定值增大工作，確保掘進時能達到35MPa以上，同時上部油缸推進實現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。推進過程中土倉壓力減小0.03MPa，掘進至最后10cm悶推保壓，加強地面監測，根據監測數據實時調整；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，復推措施布置如圖12所示。

圖12 復推措施布置示意

通過采取上述措施，得到350～358環切口、鉸接、盾尾垂直姿態走勢如圖13所示，掘進參數如表5所示，俯仰角和趨向走勢如圖14所示。

表5 措施5掘進參數

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環采取措施5以后的局部放大圖形，從數據分析，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，表明切口和鉸接數值越接近，當切口和鉸接數值接近一致的時候盾構機會快速抬頭。

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的連續性，但是在糾偏過程中不可避免地帶來一些負面影響，例如管片嚴重錯臺、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，需屏蔽盾構機上半部推進油缸，下部再增加4根4 000kN外置油缸輔助推進抬頭，這導致推力和管片受力嚴重失衡，管片上部無受力狀態，下部承受盾構機推進全部推力約36 000kN，垂直于管片截面的不平衡應力對管片結構產生剪切，剪切力超過混凝土管片強度界限值，是管片產生結構破壞原因之一。另外在糾偏過程中管片和盾尾之間摩擦產生的約束應力，對管片結構產生滑動切削和擠壓，引發管片結構破壞和錯臺。除盾構機姿態糾偏引發管片錯臺和破損外，常見的管片破損和錯臺的原因還有管片質量、拼裝質量、盾構機伸靴平行、密封條不平衡、注漿固結、螺栓緊固狀態、管片選點等。

5.5.2施工中預防管片破損的措施

1)嚴選管片點位 管片拼裝前，根據管片間隙、油缸行程，選擇最優管片點位。

2)控制拼裝質量 嚴禁拼裝成型管片失圓，管片環面平整，確保伸靴和管片面零接觸。

3)控制糾偏量值 盾構機姿態糾偏時，每環糾偏量需小于6mm，嚴格遵循“勤糾緩糾”。

4)控制推力平衡 掘進時嚴格控制各區推進油缸推力值相近，避免在管片上產生較大偏心力，減小管片所受彎矩。

5)控制防水粘貼 管片在貼防水材料時，要嚴格控制防水材料粘貼平行，避免受力后點位凸起導致管片受力不均，產生破損和錯臺。

6)控制注漿效果 同步注漿是約束管片錯臺的主要措施，掘進時要對同步注漿量、注漿質量、注漿壓力進行控制。在同步注漿不滿足管片錯臺要求時，及時補充二次注漿。

7)控制螺栓緊固 管片螺栓的松緊狀態是導致管片錯臺的主要原因之一，平口管片片間無約束能力，受到周邊荷載擠壓時，偏向無受力方向。管片在盾尾內無周邊荷載加壓，當管片拖出盾尾時會受到某一方向推力，產生錯臺，所以管片螺栓需在盾尾內進行復緊。

通過以上措施，在后期的掘進過程中，管片成型質量較好，區間管片錯臺、破損均在控制范圍內。

6 結語

本次福州地鐵某區間EPB/TBM雙模盾構機嚴重栽頭事故得到較好處置，未出現不可控的后果，結合原因分析與研究，得出以下結論：①現場糾偏過程中糾偏人員要形成統一思想，落實好各種糾偏措施；②福州區域內工程水文地質條件復雜、地下水豐富，要提高對地層敏感性的認識，及時做好地層分析及掘進參數分析；③對雙模盾構機進場之前進行充分論證，在制造時考慮適當加大雙模盾構機下部區域油缸推力；④增強隱患意識，管片與盾尾刷之間摩擦力較大，容易造成盾尾刷破損，現場要做好各種應急物資準備。