雙護盾TBM穿越硬巖地層掘進參數(shù)優(yōu)化分析

施燁輝 張 旺 沈宇鵬 褚滿帥

(1.江蘇南京地質(zhì)工程勘察院 江蘇南京 100068；2.江蘇省隧道與地下工程技術(shù)研究中心 江蘇南京 100068；3.北京交通大學土木建筑工程學院 北京 100044；4.北京城建設(shè)計發(fā)展集團股份有限公司青島分公司 山東青島 266000)

1 引言

如今，TBM設(shè)計、制造、施工技術(shù)已經(jīng)比較成熟，其憑借著掘進速度快、成洞質(zhì)量好、綜合效益高等優(yōu)勢在硬巖掘進隧道及大型引水工程中應(yīng)用廣泛。青島地鐵隧道埋深較淺，圍巖以中微風化花崗巖硬質(zhì)巖石為主，且隧道穿越區(qū)上方建筑物密集，穿越影響范圍廣，需要控制施工產(chǎn)生的沉降變形。鑒于傳統(tǒng)礦山法爆破振動難以控制，選擇采用TBM作為開挖方式，雙護盾TBM技術(shù)國內(nèi)首次被應(yīng)用于青島地鐵隧道施工中。

掘進循環(huán)流程為:開始掘進→撐靴支撐推進→管片安裝、回填、灌漿→撐靴收回換步→再開挖掘進。TBM掘進參數(shù)眾多，選擇合理的掘進參數(shù)可有效提高施工效率、控制地表沉降、提高隧道整體穩(wěn)定性[1-2]。

近年來，相關(guān)學者對雙護盾TBM在城市軌道交通工程中的應(yīng)用開展了大量研究。劉小剛等[3]結(jié)合青島地鐵2號線某雙護盾TBM區(qū)間工程，基于實測資料對TBM掘進參數(shù)之間、掘進參數(shù)與巖石抗壓強度進行回歸擬合分析，提出了優(yōu)化的掘進參數(shù)。洪開榮等[4]以某TBM工程為背景，通過開展一系列TBM滾刀磨損試驗，提供了TBM關(guān)鍵參數(shù)的計算依據(jù)。任琨[5]以實際工程為背景，探討了盾構(gòu)隧道埋深、掘進壓力、應(yīng)力釋放系數(shù)等因素對地表沉降的影響，提出了各因素對地表沉降的影響程度。

近些年，雙護盾TBM在城市軌道交通工程中的應(yīng)用得到了很大重視，并且對其研究也取得較大進展，但研究內(nèi)容多為雙護盾TBM刀盤設(shè)計、施工地層穩(wěn)定性及與圍巖相互作用機制，對于雙護盾TBM在硬巖地層掘進參數(shù)的優(yōu)化分析相對較少。

本文依托青島地鐵1號線瓦貴區(qū)間TBM隧道工程，將仿真計算與現(xiàn)場監(jiān)測相結(jié)合，分析不同掘進參數(shù)下地表及支護結(jié)構(gòu)的變形特征。同時，在控制地表及管片結(jié)構(gòu)變形前提下，探討合理的TBM掘進參數(shù)。

2 工程概況

瓦貴區(qū)間陸域段采用2臺DSUC雙護盾TBM開挖，線路穿越了多處居民小區(qū)及其他用地。區(qū)間隧道主要穿越地層為中風化～微風化花崗巖。地層從上至下依次分布著雜填土、粉細砂、花崗巖等地層，土層總體呈層狀，地質(zhì)構(gòu)造簡單。根據(jù)相關(guān)的勘察資料，地下水發(fā)育，地下水位貧乏，因為花崗巖穩(wěn)定性比較好，其水文地質(zhì)條件較好，故本研究不考慮地下水位的影響。

3 評價指標

為便于分析TBM掘進過程中新建隧道的安全性及為后續(xù)掘進參數(shù)優(yōu)化分析提供評價標準，參考《城市軌道交通工程監(jiān)測技術(shù)規(guī)范》及相關(guān)學術(shù)文獻[6]，對TBM掘進過程中地表及新建隧道的變形限值整理如表1所示。其中，D表示隧道開挖直徑。

表1 變形控制指標

根據(jù)表1的規(guī)定，在不超出限值的前提下，選取地表沉降變形、管片拱頂豎向沉降、管片拱腰水平位移作為各項掘進參數(shù)的評價指標。

4 雙護盾TBM掘進參數(shù)分析

4.1 模型建立

里程K31＋354～K31＋474區(qū)段土體層狀分布顯著，且隧道埋深較淺，TBM掘進對地表沉降影響較大，具有一定的代表性。采用有限元軟件對該區(qū)段TBM掘進進行仿真計算，分析掘進過程中地表及管片的變形特征。

隧道開挖洞徑為6.3 m，左右線凈距為8.0 m。考慮到邊界效應(yīng)的影響，模型取適當大小即可，隧道外邊緣至模型邊界距離為開挖洞徑的3～5倍[7]；隧道下邊緣至模型底部距離為開挖洞徑的2倍；最終確定模型總尺寸為80 m×30 m×40 m。數(shù)值模型如圖1所示。

圖1 數(shù)值整體半透明模型

地層及模型材料力學參數(shù)如表2所示。考慮到實際施工過程中施工堆載、車輛動載的存在，在地表施加均布超載20 kPa。

表2 地層及模型材料力學參數(shù)

4.2 施工步序

TBM掘進模擬過程中以管片幅寬1.5 m為開挖進尺。施工全過程的模擬，大體可劃分為如下幾個階段:

階段一，設(shè)置初始應(yīng)力場并位移清零。

階段二，掌子面施加掘進推力進行開挖，同時進行管片拼裝。

階段三，進行下一階段的掘進及管片拼裝。同時，對上一階段管片背后進行豆礫石及注漿回填，激活注漿壓力。

重復(fù)階段二及階段三，直至隧道貫通，模型共設(shè)置23個施工步驟，具體模擬工序如表3所示。

表3 施工模擬工序

4.3 計算荷載

影響地表及管片結(jié)構(gòu)變形的因素眾多，以地層條件、隧道埋深及掘進推力、注漿壓力、撐靴壓力等掘進參數(shù)為主。

掘進推力即為前盾刀盤推力，通過施加在掌子面上的面荷載來模擬；進行管片背后豆礫石及注漿回填過程中，對管片產(chǎn)生注漿壓力，通過施加在管片上的面荷載來模擬；TBM掘進過程中，通過施加在隧道圍巖上的面荷載來模擬，其位于滯后掌子面4.5 m的1.5 m范圍內(nèi)，作用在開挖中心與水平方向上下兩側(cè)各成30°的范圍內(nèi)。荷載模擬如圖2所示。

圖2 荷載模擬

結(jié)合實際設(shè)計資料及相關(guān)文獻[8-9]，基于掘進推力0.4 MPa、注漿壓力0.22 MPa、撐靴壓力3 MPa設(shè)置如表4所示工況進行數(shù)值模擬，對比分析不同荷載工況下地表及管片結(jié)構(gòu)的變形特征。

表4 計算荷載工況 MPa

4.4 模型驗證

為驗證數(shù)值模擬的可靠性及便于后續(xù)的變形特征分析，選取地表截面1(見圖2)。

工況9的TBM掘進完成后地表沉降模擬值與監(jiān)測值對比如圖3所示。

圖3 沉降模擬值與實測值對比

圖3分析可得，地表沉降模型模擬值和實測值在距離O(即雙隧道中心在地表對應(yīng)位置)點較遠地方上基本一致，大體的變化趨勢具有很高的相似性。考慮到現(xiàn)場施工復(fù)雜，各種影響變形的因素相互交織，可認為建立的模型進行數(shù)值模擬是可靠的。

4.5 結(jié)果分析

4.5.1 掘進推力

TBM掘進過程中，刀盤開挖區(qū)域內(nèi)巖石產(chǎn)生彈性變形而逐漸達到彈性變形極限，隨著垂向破巖力的增大，巖石受到剪切力而沿最優(yōu)角方向產(chǎn)生崩碎，最終在滾刀的相互作用下完成破巖過程[10]。若掘進推力太低則導(dǎo)致無法破巖，若掘進推力太高則導(dǎo)致巖石受到較大擾動而影響開挖安全性。對前述4.3節(jié)工況1、2、3、4四種工況進行仿真計算。

圖4是掘進施工完成后地表截面1沉降槽，分析曲線可得，TBM掘進引起的地表響應(yīng)服從Peck沉降曲線。上述三種工況沉降槽有大致相同的變化趨勢，隨著掘進推力的增大，地表沉降逐漸增大。掘進推力為0.5 MPa時，O點沉降值最大為3.37 mm。

圖4 不同掘進推力截面1沉降槽

圖5是掘進施工完成后管片拱頂沉降槽及管片拱腰收斂曲線。分析兩曲線可得，四種工況下管片拱頂沉降及拱腰收斂有大致相同的變化趨勢。隨著掘進推力的增大，刀盤破巖對圍巖的擾動越大，引起的管片拱頂沉降及管片拱腰水平收斂越大。掘進推力為0.5 MPa時，管片拱頂最大沉降值為5.95 mm，管片拱腰最大水平收斂值為1.83 mm。

圖5 不同掘進推力管片變形曲線

考慮到當距離起始開挖面較近時，掘進推力越大，管片拱頂沉降及水平收斂較大，且掘進推力應(yīng)滿足破巖而不宜過小，掘進推力取0.4 MPa為宜。

4.5.2 注漿壓力

雙護盾TBM管片壁后回填面積較大、連通性較強、襯砌管片穩(wěn)定性較差。若注漿壓力過小，則會引起豆礫石吹填不密實、注漿壓力不均、回填效果較差，嚴重時會導(dǎo)致管片錯臺及滲水嚴重；若注漿壓力過大，則會使管片產(chǎn)生較大收斂而影響其安全性[11]，TBM掘進過程中選擇合理的注漿壓力至關(guān)重要。對前述4.3節(jié)工況9、10、11、12四種工況進行仿真計算。

掘進施工完成后地表截面1沉降槽和掘進推力相似，不同工況下差異較小。TBM掘進引起的地表沉降槽曲線近似呈正態(tài)分布，O點沉降值最大，由O點向兩側(cè)沉降值逐漸減小。隨著注漿壓力的增大，地表沉降逐漸增大，當注漿壓力為0.28 MPa時，O點沉降值最大為3.40 mm。

圖6是掘進施工完成后管片拱頂沉降槽及管片拱腰水平收斂曲線。分析兩曲線可得，管片拱頂沉降及拱腰水平收斂整體上沿隧道掘進方向逐漸減小，四種工況下管片拱頂沉降及管片水平收斂有大致相同的變化趨勢。隨著注漿壓力的增大，管片拱頂沉降及拱腰水平收斂逐漸增大。注漿壓力為0.28 MPa時，管片拱頂最大沉降值為5.97 mm，管片拱腰最大水平收斂為1.84 mm。

考慮到注漿壓力過大引起管片變形過大，而注漿壓力過小容易引起管片背后回填不密實，注漿壓力取0.22 MPa為宜。

4.5.3 撐靴壓力

TBM掘進過程中，撐靴緊撐洞壁為主推進油缸提供反力，裝備前進動力、刀盤扭矩以及TBM自身重力都是通過TBM與圍巖的接觸進行傳遞的[12]。若撐靴壓力過大而超過圍巖抗壓強度，則會導(dǎo)致?lián)窝ゾo撐的圍巖受壓破壞而出現(xiàn)打滑現(xiàn)象；若撐靴壓力過小，則撐靴作用在圍巖上產(chǎn)生的靜摩擦力不足以使TBM向前推進。適宜的撐靴壓力是TBM正常掘進的關(guān)鍵因素。對前述4.3節(jié)工況5、6、7、8四種工況進行仿真計算。

圖7是施工完成后不同撐靴壓力地表截面1沉降槽，分析曲線可得，不同撐靴壓力下沉降槽曲線有相同的變化趨勢，均以兩隧道中心線為對稱軸，由隧道中心線向兩側(cè)地表沉降逐漸減小。與一般雙隧道沉降槽出現(xiàn)兩個峰值而呈“W”形不同，上述曲線為單峰沉降槽，分析其原因是兩隧道凈距較小，當雙線隧道凈距小于等于三倍隧道直徑時，左、右線掘進引起的地表沉降疊加分布與單線隧道掘進引起的地表沉降分布相似，僅出現(xiàn)一個峰值[13]。隨著撐靴壓力的增大，地表沉降逐漸增大。撐靴壓力為5 MPa時，O點沉降值最大為3.89 mm。

圖7 不同撐靴壓力截面1沉降槽

圖8是掘進施工完成后管片拱頂沉降槽及管片拱腰水平收斂曲線。分析兩曲線可得，管片拱頂沉降及拱腰水平收斂整體上沿隧道掘進方向逐漸減小，四種工況下管片拱頂沉降及管片水平收斂有大致相同的變化趨勢。隨著撐靴壓力的增大，管片拱頂沉降及拱腰水平收斂逐漸增大。撐靴壓力為5 MPa時，管片拱頂最大沉降值為7.65 mm，管片拱腰最大水平收斂為3.48 mm。

圖8 不同撐靴壓力管片變形曲線

考慮到當撐靴壓力為2 MPa時，管片拱頂沉降曲線及拱腰水平收斂曲線出現(xiàn)了突變，而撐靴壓力過大容易引起圍巖受壓破壞，合理的撐靴壓力為3 MPa。

5 結(jié)論

(1)雙線TBM掘進引起的地表響應(yīng)服從Peck沉降曲線。地表沉降槽僅出現(xiàn)一個峰值，并不符合典型雙線隧道掘進后地表“W”形雙峰沉降槽曲線。分析其原因是雙線隧道凈距較小，掘進引起的地表沉降疊加分布與單線隧道掘進引起的地表沉降分布相似。

(2)掘進推力越大，地表沉降、管片拱頂沉降及拱腰水平收斂越大，合理的掘進推力取0.4 MPa為宜。

(3)注漿壓力越大，地表沉降、管片拱頂沉降及拱腰水平收斂越大，合理的注漿壓力取0.22 MPa為宜。

(4)撐靴壓力越大，地表沉降、管片拱頂沉降及拱腰水平收斂越大，合理的撐靴壓力為3 MPa。