李泰灃，鄭婕，張千里，李濤

（1.中國(guó)鐵道科學(xué)研究院，北京100081；2.北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，北京100044；3.中國(guó)鐵道科學(xué)研究院鐵道建筑研究所，北京100081）

隧道掘進(jìn)機(jī)撐靴導(dǎo)致洞壁破壞機(jī)理的研究

李泰灃1，鄭婕2，張千里3，李濤2

（1.中國(guó)鐵道科學(xué)研究院，北京100081；2.北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，北京100044；3.中國(guó)鐵道科學(xué)研究院鐵道建筑研究所，北京100081）

考慮隧道埋深、隧道洞徑和圍巖強(qiáng)度3種影響因素，采用有限元軟件ABAQUS建模，分析了全斷面隧道掘進(jìn)機(jī)撐靴與隧道圍巖的相互作用、圍巖變形和破壞的規(guī)律，并與實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。結(jié)果表明:隨隧道埋深的增加，隧道圍巖的穩(wěn)定性逐漸增強(qiáng)；隨著隧道洞徑的增大，隧道圍巖的穩(wěn)定性逐漸降低，但變化幅度較??；隨著隧道圍巖抗剪強(qiáng)度的降低，在撐靴荷載作用下隧道圍巖的承載力逐漸降低，建議實(shí)際工程中隧道圍巖的內(nèi)摩擦角不能小于45°；3種影響因素中，隧道圍巖的穩(wěn)定性對(duì)于圍巖強(qiáng)度的變化最為敏感，其次是隧道埋深，最后為隧道洞徑；遼西北供水工程實(shí)測(cè)單側(cè)撐靴支撐力為24 900～25 900 kN，可推斷出單側(cè)撐靴徑向應(yīng)力為5.72～5.95 MPa，與仿真計(jì)算結(jié)果一致。

全斷面隧道掘進(jìn)機(jī)；撐靴；隧道圍巖；破壞模式；隧道施工；數(shù)值模擬

全斷面隧道掘進(jìn)機(jī)（Tunnel Boring Machine，TBM）是集機(jī)械、電子、液壓、激光技術(shù)于一體的大型集成化隧道施工作業(yè)系統(tǒng)［1］。TBM屬于按需求定制的產(chǎn)品和系統(tǒng)，結(jié)合每個(gè)TBM隧道工程的特點(diǎn)、條件和技術(shù)問(wèn)題，采用不同的TBM系統(tǒng)集成設(shè)計(jì)與施工技術(shù)方案，既需要有個(gè)性的考慮，又需要作出共性的總結(jié)［2］。其中，TBM推進(jìn)和撐靴系統(tǒng)在TBM隧道工程施工中發(fā)揮著至關(guān)重要的作用。撐靴作為T(mén)BM的固定部分，掘進(jìn)時(shí)靠其支撐整機(jī)重量，并將推力和扭矩反力傳遞給洞壁，借助球形絞均勻地支撐在洞壁上，避免引起集中載荷對(duì)洞壁的破壞［3］。然而，對(duì)于TBM推進(jìn)和撐靴系統(tǒng)在隧道施工中與隧道圍巖的相互作用機(jī)理目前研究尚少，也主要依賴于工程經(jīng)驗(yàn)指導(dǎo)實(shí)際施工。

隧道圍巖的破壞受多種因素的綜合影響，可概括為3種：①地質(zhì)因素，包括巖石物理力學(xué)性質(zhì)、結(jié)構(gòu)面的抗剪特性、地下水作用、風(fēng)化作用等；②工程因素，包括隧道埋深和斷面的形狀、大小、高跨比等；③施工因素，包括隧道施工方法和手段、支護(hù)時(shí)間和方式等［4-9］。本文以遼西北供水工程為例，考慮隧道埋深、隧道洞徑和圍巖強(qiáng)度3種影響因素，采用有限元軟件ABAQUS建模［10］，對(duì)TBM撐靴與隧道圍巖的作用進(jìn)行分析。

1　仿真模型建立及計(jì)算參數(shù)選取

ABAQUS模型為60 m×60 m×60 m三維立方體模型，底面施加三向約束，側(cè)面均施加法向約束，頂面不施加約束，且考慮掌子面到撐靴作用處的距離，預(yù)留部分隧道未開(kāi)挖。為更加準(zhǔn)確有效地模擬隧道開(kāi)挖過(guò)程以及后續(xù)由于撐靴荷載導(dǎo)致的隧道圍巖變形，本次計(jì)算將仿真模擬過(guò)程分為3個(gè)部分：初始地應(yīng)力平衡、隧道開(kāi)挖、施加撐靴荷載。開(kāi)挖過(guò)程中，本模型將撐靴設(shè)置在隧道的中間位置。根據(jù)工程實(shí)際，隧道掘進(jìn)長(zhǎng)度為45 m，其余15 m為未開(kāi)挖部分。巖土材料采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型，為了更精確地劃分單元，采用一階四面體單元（C3D4），以便提高計(jì)算效率和計(jì)算精度。

TBM支撐系統(tǒng)由帶有撐靴的水平支撐液壓缸和豎直方向的扭矩液壓缸組成，掘進(jìn)時(shí)水平支撐液壓缸使撐靴撐緊在洞壁上。根據(jù)工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，支撐力一般選取為推進(jìn)力的2.6倍，最大單側(cè)撐靴支撐力為其1/2［11］。本文所采用的是直徑8.5 m開(kāi)敞式TBM，由下式計(jì)算可得最大單側(cè)撐靴支撐力為3.0×104kN，在考慮撐靴與隧道洞壁接觸面積之后，單側(cè)撐靴荷載為5.7 MPa。計(jì)算公式為

式中：Ft為T(mén)BM所需推進(jìn)力，kN；Fμ為護(hù)盾摩擦力，kN；Fc為刀盤(pán)額定推力，kN；Fd為后配套系統(tǒng)拖動(dòng)力，kN，可根據(jù)不同設(shè)計(jì)和質(zhì)量進(jìn)行估算；μ為摩擦系數(shù)；r為護(hù)盾半徑，m；l為護(hù)盾長(zhǎng)度，m；Pv為豎直載荷，kN/m2；Ph為水平載荷，kN/m2；G為T(mén)BM自重，kN；Fsc為單刀額定推力，kN；n為刀具數(shù)。

圖1為仿真計(jì)算模型，各工況隧道圍巖物理力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1。

圖1　仿真計(jì)算模型

表1　各個(gè)工況隧道圍巖物理力學(xué)參數(shù)

2　ABAQUS仿真計(jì)算結(jié)果分析

2.1隧道埋深的影響（工況1～工況3）

在圍巖物理力學(xué)參數(shù)和洞徑相同條件下，分別計(jì)算埋深為200，400，600 m 3種情況。

1）應(yīng)力

不同埋深下隧道應(yīng)力沿開(kāi)挖方向分布曲線見(jiàn)圖2。圖中負(fù)值表示受壓。由圖2可知：不同埋深條件下，隧道的應(yīng)力特征具有相似性，且徑向應(yīng)力、軸向應(yīng)力均集中在距離洞口30 m處（撐靴所在位置）；隨隧道埋深的增加，其上覆土層壓力和圍巖側(cè)壓力不斷增大，隧道洞壁受撐靴作用所產(chǎn)生的徑向壓應(yīng)力、軸向壓應(yīng)力均隨之增大。

圖2　不同埋深下隧道應(yīng)力沿開(kāi)挖方向分布曲線

2）位移

不同埋深下隧道位移沿開(kāi)挖方向分布曲線見(jiàn)圖3。由圖3可以看出：徑向位移隨著隧道埋深的增加逐漸增大，集中在隧道撐靴所在位置；軸向位移的情況則較為復(fù)雜，即在洞壁與撐靴接觸處，軸向位移隨著隧道埋深的增加而減小。

圖3　不同埋深下隧道位移沿開(kāi)挖方向分布曲線

圖4　不同埋深下隧道塑性變形沿開(kāi)挖方向分布曲線

3）塑性變形

不同埋深下隧道塑性變形沿開(kāi)挖方向分布曲線見(jiàn)圖4。由圖4可知：隨著隧道埋深的增大，由于隧洞上覆土層的壓力及側(cè)面圍壓逐漸增大，在一定撐靴荷載作用下徑向、軸向塑性變形程度逐漸增大，進(jìn)而導(dǎo)致塑性變形影響范圍擴(kuò)大，不利于TBM的安全施工。

2.2隧道洞徑的影響（工況4～工況6）

保持圍巖物理力學(xué)參數(shù)和隧道埋深不變，模擬計(jì)算隧道洞徑分別為5，8.5，10 m時(shí)圍巖變形情況。

1）應(yīng)力

不同洞徑下隧道應(yīng)力沿開(kāi)挖方向分布曲線見(jiàn)圖5。由圖5可知：隨隧道洞徑的增大，徑向應(yīng)力和軸向應(yīng)力影響范圍和強(qiáng)度均逐漸增大，應(yīng)力分布規(guī)律存在一致性。徑向應(yīng)力的增大趨勢(shì)較軸向應(yīng)力相對(duì)明顯，但增幅較小?？梢哉J(rèn)為，隧道洞徑的變化對(duì)于隧道結(jié)構(gòu)強(qiáng)度無(wú)明顯影響，在一定撐靴荷載作用下，其應(yīng)力分布規(guī)律無(wú)明顯差異。

圖5　不同洞徑下隧道應(yīng)力沿開(kāi)挖方向分布曲線

2）位移

不同洞徑下隧道位移沿開(kāi)挖方向分布曲線見(jiàn)圖6。由圖6可知：在撐靴荷載作用下，隧道洞徑增大時(shí)隧道徑向、軸向位移均在逐漸增加，位移主要出現(xiàn)在洞壁兩側(cè)拱腰附近，以撐靴所在處位移最為顯著。徑向位移及軸向位移沿隧道開(kāi)挖方向的分布曲線基本一致，大洞徑隧道的位移較小洞徑隧道有一定程度的增加，增幅不是很明顯。隧道已開(kāi)挖部分靠近洞口處變形較撐靴處分布相對(duì)平穩(wěn)。

圖6　不同洞徑下隧道位移沿開(kāi)挖方向分布曲線

3）塑性變形

不同洞徑下隧道塑性變形沿開(kāi)挖方向分布曲線見(jiàn)圖7。由圖7可知：隨隧道洞徑的增大，在撐靴荷載作用下隧道洞壁在徑向和軸向的塑性區(qū)均逐漸增大，且關(guān)于隧道軸線對(duì)稱(chēng)；隧道洞徑增加至10 m時(shí)徑向、軸向塑性變形最大。不同洞徑條件下徑向塑性變形分布存在一致性，隧道徑向塑性變形與隧道洞徑間存在一定線性關(guān)系。軸向塑性變形分布受隧道洞徑影響較為明顯，較大洞徑的隧道其軸向塑性變形的影響范圍較小洞徑隧道有所提升。10 m洞徑隧道最大軸向塑性變形更靠近隧道洞口；這是因?yàn)閾窝バ枰峁㏕BM掘進(jìn)時(shí)所需的推進(jìn)力，隧道與撐靴接觸處需要承擔(dān)與推進(jìn)方向相反的反力，較大洞徑的隧道需要承擔(dān)較大的反力，其最大軸向塑性變形會(huì)沿開(kāi)挖反方向分布。2.3圍巖強(qiáng)度的影響（工況7～工況10）

隧道圍巖強(qiáng)度主要受到內(nèi)摩擦角的影響，模型埋深為400 m，洞徑為8.5 m。取4種典型工況進(jìn)行計(jì)算，內(nèi)摩擦角依次為50°，45°，40°，35°。

1）應(yīng)力

不同圍巖強(qiáng)度下隧道應(yīng)力沿開(kāi)挖方向分布曲線見(jiàn)圖8。由圖8可知：不同圍巖強(qiáng)度條件下，由于撐靴作用導(dǎo)致的徑向、軸向應(yīng)力特征存在相似性；隨著內(nèi)摩擦角的減小（圍巖強(qiáng)度的降低），在隧道與撐靴接觸處徑向應(yīng)力有明顯的增大趨勢(shì)。由圖8（b）還可以看出：在內(nèi)摩擦角為35°時(shí)，圍巖已經(jīng)出現(xiàn)較明顯的破壞。

圖7　不同洞徑下隧道塑性變形沿開(kāi)挖方向分布曲線

圖8　不同圍巖強(qiáng)度下隧道應(yīng)力沿開(kāi)挖方向分布曲線

2）位移

不同圍巖強(qiáng)度下隧道位移沿開(kāi)挖方向分布曲線見(jiàn)圖9。由圖9可知：經(jīng)過(guò)全斷面一次性開(kāi)挖后，在撐靴荷載作用下隧道洞壁的位移主要出現(xiàn)在洞壁兩側(cè)拱腰；當(dāng)內(nèi)摩擦角按照50°，45°，40°，35°依次減小時(shí)，徑向、軸向位移的影響程度、影響范圍均呈增大趨勢(shì)，最大變形均發(fā)生在撐靴與隧道洞壁的接觸面處。從圖9（b）還可以看出，由于圍巖抗剪強(qiáng)度的減弱，當(dāng)內(nèi)摩擦角為35°時(shí)，在撐靴荷載作用下圍巖已失穩(wěn)破壞。

3）塑性變形

不同圍巖強(qiáng)度下隧道塑性變形沿開(kāi)挖方向分布曲線見(jiàn)圖10。由圖10可見(jiàn)：①隨著內(nèi)摩擦角依次減小，塑性變形區(qū)域逐漸增大，且最大塑性變形出現(xiàn)在TBM撐靴與隧道洞壁的接觸面上。隧道徑向變形主要受到撐靴壓應(yīng)力作用，內(nèi)摩擦角的變化對(duì)于抗剪強(qiáng)度影響較大，從而對(duì)徑向塑性變形影響也較大。②內(nèi)摩擦角從50°變化到45°時(shí)，塑性區(qū)范圍變化較小，影響程度也較??；隨著抗剪強(qiáng)度的繼續(xù)降低，當(dāng)內(nèi)摩擦角為40°時(shí)，塑性區(qū)范圍明顯增大，隧道已開(kāi)挖部分的洞壁產(chǎn)生了明顯的軸向塑性變形，說(shuō)明隧道在撐靴荷載作用下此時(shí)已經(jīng)瀕臨失穩(wěn)破壞。③當(dāng)內(nèi)摩擦角減小至35°時(shí)，徑向、軸向塑性變形的范圍和程度均有顯著的提升，從圖10（b）還可以看出，隧道撐靴作用處發(fā)生了明顯的失穩(wěn)破壞。

圖9　不同圍巖強(qiáng)度下隧道位移沿開(kāi)挖方向分布曲線

圖10　不同圍巖強(qiáng)度下隧道塑性變形沿開(kāi)挖方向分布曲線

3　現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)

根據(jù)遼西北供水工程掘進(jìn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，繪制Ⅱ，Ⅲa和Ⅲb類(lèi)圍巖條件下TBM單側(cè)撐靴支撐力沿掘進(jìn)方向分布曲線，見(jiàn)圖11。

由圖11可知：在Ⅱ，Ⅲa和Ⅲb 3類(lèi)圍巖條件下單側(cè)撐靴支撐力的波動(dòng)較小；隨著圍巖強(qiáng)度降低，單側(cè)撐靴支撐力平均值逐漸減小，這與模擬計(jì)算中考慮圍巖強(qiáng)度因素所得趨勢(shì)相同。在這3類(lèi)常見(jiàn)圍巖類(lèi)型中，圍巖單側(cè)撐靴支撐力變化范圍為24 900～25 900 kN，由此可推斷出單側(cè)撐靴徑向應(yīng)力為5.72～5.95 MPa，在考慮一定安全系數(shù)的情況下，與仿真計(jì)算結(jié)果較為一致。

圖11　Ⅱ，Ⅲa，Ⅲb 3類(lèi)圍巖單側(cè)撐靴支撐力沿掘進(jìn)方向分布曲線

4　結(jié)論

1）隨著隧道埋深的增加，隧道圍巖的穩(wěn)定性逐漸增強(qiáng)；隨著隧道洞徑的增大，隧道圍巖的穩(wěn)定性逐漸降低，但變化幅度較小。

2）隨著隧道圍巖抗剪強(qiáng)度的降低，在撐靴荷載作用下隧道圍巖的承載力逐漸降低，導(dǎo)致在TBM掘進(jìn)過(guò)程中隧道圍巖的穩(wěn)定性逐漸降低?？紤]安全系數(shù)的影響，建議實(shí)際工程中隧道圍巖的內(nèi)摩擦角不能小于45°，圍巖抗剪強(qiáng)度較小的隧道，不宜使用TBM工法。

3）3種影響因素中，隧道圍巖的穩(wěn)定性對(duì)于圍巖強(qiáng)度的變化最為敏感，其次是隧道埋深，最后為隧道洞徑。因此，在隧道設(shè)計(jì)及施工方案選取時(shí)，將優(yōu)先考慮隧道圍巖強(qiáng)度和隧道埋深。在TBM掘進(jìn)過(guò)程中，撐靴荷載應(yīng)根據(jù)當(dāng)前盾構(gòu)機(jī)所處位置的圍巖強(qiáng)度有所調(diào)整，在不引起圍巖破壞的前提下提供最大的推進(jìn)力。

4）依托實(shí)際工程，實(shí)測(cè)單側(cè)撐靴支撐力值為24 900～25 900 kN，可推斷出單側(cè)撐靴徑向應(yīng)力為5.72～5.95 MPa，與仿真計(jì)算結(jié)果較為一致。

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［11］張義同，高健，喬金麗，等.隧道盾構(gòu)掘進(jìn)土力學(xué)［M］.天津：天津大學(xué)出版社，2010.

（責(zé)任審編葛全紅）

Research on Surrounding Rock Failure Mechanism due to Gripper Action of TBM（Tunnel Boring Machine）

LI Taifeng1，ZHENG Jie2，ZHANG Qianli3，LI Tao2
（1.China Academy of Railway Sciences，Beijing 100081，China；2.School of Civil Engineering，Beijing Jiaotong University，Beijing 100044，China；3.Railway Engineering Research Institute，China Academy of Railway Sciences，Beijing 100081，China）

Considering such three influence factors as the tunnel buried depth，tunnel diameter and surrounding rock strength，the interaction between T BM gripper and tunnel surrounding rocks，the surrounding rock deformation and failure laws were analyzed by using finite element analysis software ABAQUS，which were compared with the measured results.T he results show that the stability of surrounding rock increases with the tunnel buried depth increasing，the stability of surrounding rock gradually decreases and the changing amplitude is small with tunnel diameter increasing，the bearing capacity of tunnel surrounding rock decreases under the effect of gripper load with the shear strength decrease of the tunnel surrounding rock，which means that the internal friction angle of tunnel surrounding rock should not be less than 45 in practical engineering.Among the three influence factors，the tunnel surrounding rock stability is mostly sensitive to the change of surrounding rock strength，followed by the tunnel buried depth，and finally sensitive to the tunnel diameter.T he measured unilateral gripper support force is 24 900～25 900 kN in Northwest Liaoning water supply engineering and the unilateral gripper radial stress can be inferred as 5.72～5.95 M Pa，which is consistent with the simulation results.

T BM；Gripper；T unnel surrounding rock；Failure mode；T unnel construction；Numerical simulation

U455.4

A

10.3969/j.issn.1003-1995.2016.10.14

1003-1995（2016）10-0050-05

2016-07-10；

2016-07-25

國(guó)家自然科學(xué)基金高鐵聯(lián)合基金（U1434211）；鐵道科學(xué)技術(shù)研究發(fā)展中心項(xiàng)目（J2014G004）；中國(guó)鐵道科學(xué)研究院基金中日國(guó)際合作項(xiàng)目（2015YJ143）

李泰灃（1989—），男，博士研究生。