李 增， 宋法亮， 趙海雷

(1. 盾構(gòu)及掘進技術(shù)國家重點實驗室， 河南 鄭州 450001; 2. 中鐵隧道股份有限公司， 河南 鄭州 450001； 3. 中鐵隧道局集團有限公司， 廣東 廣州 510000)

0 引言

全斷面隧道掘進機(tunnel boring machine, TBM)作為巖石隧道最先進的施工裝備，在我國已廣泛應用于鐵路隧道工程、水利隧洞工程、城市軌道工程以及煤礦巷道工程等領(lǐng)域[1-2]。與傳統(tǒng)的鉆爆法相比，TBM法的優(yōu)點是可連續(xù)掘進，同時完成破巖、出渣和支護等作業(yè)，具有較高的掘進效率，其掘進速度一般為常規(guī)鉆爆法的3～10倍，具有施工速度快、效率高、隧道成型好、對周邊環(huán)境影響小、作業(yè)安全及節(jié)省勞動力等優(yōu)點，特別適合于長隧道的施工[3-5]。然而，TBM設(shè)備通用性差，針對不同的隧道工程，幾乎都需要“量體裁衣”地進行設(shè)計[6-8]。若TBM的選型以及采用的施工技術(shù)不能適應所建工程的地質(zhì)特征，往往會增加施工風險，導致工程進度嚴重滯后，并造成重大經(jīng)濟損失[9-12]。例如，印度克什米爾、中國云南省和臺灣省3地所使用的3臺TBM由于選型和施工措施不當，施工中遇險，最終改為鉆爆法施工[13]。另外，在眾多的TBM施工案例中，發(fā)生了很多TBM被困的事故，針對TBM脫困技術(shù)，有很多專家和學者進行了研究。例如： 尚彥軍等[14]研究了圍巖蠕變發(fā)生條件和護盾變形破壞機制，提出人工擴挖旁洞、鋼拱架支撐和超前導洞等工程處理措施; 李久平等[15]結(jié)合遼寧省大伙房水庫輸水工程TBM標段施工過程中出現(xiàn)的設(shè)備卡機事故，提出塌腔回填、上導洞開挖、反向超前支護等措施。以上研究雖然提出了TBM卡機時常規(guī)的處理方法，能使TBM脫困，但并不能從根本上解決問題。本文針對高黎貢山平導隧道現(xiàn)場卡機實際情況，采用調(diào)研、對比與專家論證的方法，分析刀盤被卡的原因，從TBM本身存在的問題入手，研究并實施了護盾延伸方案，從根本上解決了TBM由于設(shè)計原因?qū)е碌臄鄬悠扑閹У貙覶BM刀盤被卡的問題，可供類似工程參考，并為TBM設(shè)備改造和新機制造提供實踐基礎(chǔ)。

1 工程概況

大瑞鐵路全長約330 km，東起大理站，西至中緬口岸瑞麗市，穿越云南省西部的蒼山、怒山、高黎貢山等山脈，跨越怒江、瀾滄江、西洱河，沿線地質(zhì)地貌復雜。制約大瑞鐵路貫通的關(guān)鍵性工程高黎貢山隧道全長34.5 km，是目前國內(nèi)在建第1特長單線鐵路隧道，是世界第7長大隧道[16]。高黎貢山隧道地質(zhì)縱斷面見圖1。

圖1 高黎貢山隧道地質(zhì)縱斷面

高黎貢山隧道出口施工段主要地層巖性為燕山期花崗巖(8 810 m)、中泥盆系回賢組白云巖(290 m)、斷層角礫(90 m)、物探Ⅴ級異常帶(840 m)、志留系中上統(tǒng)灰?guī)r、白云巖夾石英砂巖(460 m)。TBM掘進段Ⅱ級圍巖2 040 m，占比16.9%； Ⅲ級圍巖5 230 m，占比43.3%； Ⅳ級圍巖3 580 m，占比29.7%； Ⅴ級圍巖1 220 m，占比10.1%?；◢弾r地段石英含量為35%～60%，巖體單軸飽和抗壓強度為4.6～65.2 MPa。無論從Ⅳ、Ⅴ級圍巖的占比，還是從圍巖的抗壓強度來說，都體現(xiàn)出了高黎貢山隧道地質(zhì)破碎的特點。

高黎貢山隧道施工平面布置見圖2。高黎貢山隧道采用TBM法與鉆爆法相結(jié)合的施工方案，出口段正洞和平導分別采用直徑為9.03 m和6.36 m的敞開式TBM施工。平導TBM是原用于重慶地鐵后經(jīng)過再制造的TBM，計劃掘進長度10.18 km。

2 卡機事故及護盾延伸的必要性分析

2.1 護盾改造前狀況

改造前TBM護盾與刀盤后部的間隙較大(見圖3(a))，間隙達到36 cm，導致TBM在破碎坍塌地層掘進存在巨大的隱患。破碎坍塌地層刀盤的工作狀況見圖3(b)，當?shù)侗P頂部有塌方時，較大的石頭會直接卡在刀盤與護盾之間，稍大的石塊(直徑300 mm左右)會從刀盤背部的間隙進入刀艙。這將導致刀盤轉(zhuǎn)動阻力增大，甚至卡死刀盤，壓死皮帶機。

平導TBM在初始掘進2 km范圍內(nèi)發(fā)生了3次較嚴重的卡機事故，給施工帶來了巨大的困難和挑戰(zhàn)。

第1次卡機發(fā)生在樁號PDZK225+287.461處?，F(xiàn)場實際地質(zhì)揭示掌子面巖性以粗顆粒花崗巖為主，圍巖破碎松散，遇水軟化蝕變，節(jié)理密集切割，層間夾雜黃褐色風化銹蝕物，膠結(jié)差，穩(wěn)定性差； 地下水發(fā)育，以淋水狀為主，局部股狀發(fā)育，水質(zhì)澄清，夾雜粉細砂顆粒流出，現(xiàn)場實測涌水量約50 m3/h。拱頂10～2點范圍發(fā)生坍塌，塌腔高約4 m，縱深1～3 m，呈三角漏斗狀。刀盤四周及前方以巨塊狀坍塌體為主，大的石塊卡在刀盤和護盾之間，小的碎石通過護盾和刀盤之間的寬縫壓死1號皮帶機，造成TBM卡機。施工現(xiàn)場通過采取刀盤周邊及隧底清渣、干噴混凝土封閉掌子面以及化學灌漿等聯(lián)合措施脫困。

第2次卡機發(fā)生在樁號PDZK225+039.175處。通過現(xiàn)場觀察，TBM刀盤轉(zhuǎn)動過程中掌子面圍巖持續(xù)失穩(wěn)坍塌，松散體不斷掉入刀盤，頻繁壓死皮帶機。最終，由于TBM刀盤和護盾間隙過大，在大巖塊和散落碎石共同作用下導致TBM再次卡機。掌子面實際揭示地質(zhì)條件較差，圍巖松散破碎，地下水較發(fā)育。施工現(xiàn)場采取適當封閉刮渣口、加快清渣速度、出露護盾圍巖加強支護、撐靴部分注漿加固以及刀盤周邊松散體化學灌漿加固等措施脫困。

圖2 高黎貢山隧道施工平面布置(單位： m)

(a) 改造前護盾與刀盤間隙

(b) 改造前破碎帶地層刀盤工作狀況

第3次卡機發(fā)生在樁號PDZK224+313處。現(xiàn)場實際地質(zhì)揭示，掌子面及拱部圍巖破碎，巖體風化程度高，主要為粗顆粒狀松散堆積體，夾雜大塊渣體，巖質(zhì)較軟，局部滲滴水，拱部12～3點范圍出現(xiàn)塌腔，塌腔在掌子面方向縱向長度約1.5 m、徑向高度約1.0 m。顆粒狀沙石夾雜大塊狀渣體掉落在刀盤內(nèi)部及卡在刀盤與護盾之間，導致皮帶機頻繁壓死和轉(zhuǎn)矩過載，致使TBM卡機?，F(xiàn)場首先通過刀盤前方及拱頂部位化學灌漿加固，刀盤前方及周邊清渣，盾尾后方松散破碎部位安裝鋼筋排、預埋注漿管、拱部范圍拱架采用槽鋼縱向連接，破碎圍巖出露護盾應急噴混凝土等措施進行處理，但并未起到明顯效果，刀盤仍然難以轉(zhuǎn)動。針對這一狀況，決定在護盾頂部采取人工小導洞的方法進入刀盤前方，人工處理不良地質(zhì)段后TBM通過。

2.2 護盾延伸的必要性分析

第1次卡機經(jīng)過20 d處治TBM才完全脫困，造成人工費、電費、機車使用費、TBM維保費用等間接損失146萬，因停機影響掘進產(chǎn)值約510萬，嚴重滯后了工期。

第2次脫困歷時20 d，造成人工費、電費、機車使用費、TBM維保費用等間接損失153萬，因停機影響掘進產(chǎn)值約510萬，施工工期進一步滯后。

從第3次TBM被卡至TBM完全脫困耗時32 d，造成人工費、電費、機車使用費、TBM維保費用等間接損失225萬，因停機影響掘進產(chǎn)值約816萬。

對3次卡機事故進行研究可知，卡機處均為斷層破碎坍塌段，且3次卡機事故均是由大量坍塌巖塊卡在刀盤和護盾的縫隙之間以及散落的碎石從縫隙掉落到刀艙內(nèi)壓死皮帶機所致。基于以上原因，證明TBM護盾與刀盤間隙過大是導致3次事故的主要原因。因此，進行洞內(nèi)TBM護盾延伸改造，減小護盾與刀盤之間的距離，對降低坍塌破碎段刀盤被卡的風險尤為重要。

3 護盾延伸方案及可行性分析

3.1 護盾延伸方案說明

由于卡機過程中巖塊被卡的范圍主要為頂護盾與緊鄰的2個頂護盾的位置，本次改造方案計劃將圖4中143°角范圍內(nèi)的3段頂護盾A、B、C向刀盤方向延伸465 mm。圖5為頂護盾延伸改造前后的對比圖，延伸后的護盾與刀盤的耐磨環(huán)距離為50 mm，焊接以前，在頂護盾母板不動的情況下，需要將頂護盾前端的MACALELY角鋼割去200 mm，與頂護盾搭接100 mm，為保證延伸結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定，在延伸鋼板下面采用筋板與頂護盾相連接。

圖4 頂護盾延伸角度示意圖

(a) 改造前

(b) 改造后

Fig. 5 Comparison of top shield extension before and after rehabilitation (unit: mm)

3.2 護盾延伸方案的可行性分析

護盾延伸改造方案是否可行，主要從以下3個方面進行分析： 護盾延伸改造之后的有效行程分析； 拱頂收斂和塌方工況下頂護盾均勻受力分析； 拱頂收斂和塌方工況下頂護盾受力偏載分析。若以上3個條件均滿足要求，則護盾延伸方案可行。具體分析過程如下。

3.2.1 護盾延伸改造后有效行程分析

經(jīng)改造加長護盾后，為保證護盾與刀盤尾部錐形部位之間不會發(fā)生干涉，計劃在護盾與刀盤之間預留85 mm間隙。鑒于此,需要將護盾導向柱增加100 mm限位，這將導致護盾的有效行程縮小100 mm。原油缸的行程是225 mm，改造后有效行程變?yōu)?25 mm，頂護盾距離開挖巖面距離為75 mm，改造之后的擴挖能力仍為50 mm，不影響刀盤擴挖。

3.2.2 拱頂收斂和塌方工況下頂護盾均勻受力分析

在拱頂收斂和塌方工況下，圍巖均勻擠壓頂護盾，導致頂護盾油缸溢流縮回，頂護盾完全作用在機頭架限位塊上。由頂護盾油缸與下部限位共同承擔外載荷。假設(shè)外載荷集中作用在中間頂護盾，受力狀況通過三維建模進行分析。

1)對頂護盾進行三維建模，并對其進行自由網(wǎng)格劃分，如圖6所示。

(a) 三維模型

(b) 自由網(wǎng)格劃分

2)添加盾體材料屬性。盾體材料為ASTM A-36(對應國內(nèi)材料為Q235)，厚度為60 mm的Q235鋼板屈服強度約為215 MPa。

3)添加約束和外載荷。根據(jù)護盾工作的實際情況，在中間頂護盾導向套添加X方向約束，在導向柱與限位塊接觸處添加Y向約束。在中間頂護盾添加外部載荷為4 500 kN(為頂護盾油缸總作用力的1.5倍)，均勻的作用在頂護盾上面，頂護盾油缸溢流設(shè)置為24 MPa(4根頂護盾油缸共承受3 010 kN的豎直壓力)，如圖7所示。

圖7 均勻受力條件下中間頂護盾添加的約束和外載荷示意圖

Fig. 7 Sketch of constraint condition and load adding on intermediate top shield under uniform bearing stress

4)建模結(jié)果受力分析。基于圖8中間頂護盾應力云圖的分析結(jié)果，得知頂護盾所受最大應力為151 MPa。該結(jié)果小于盾體材料的屈服強度(215 MPa)，且出現(xiàn)在盾體筋板處，因此該工況下延伸護盾長度對整個盾體受力影響并不明顯，完全不影響TBM的正常工作。

圖8 均勻受力條件下中間頂護盾應力云圖(單位： Pa)

Fig. 8 Stress nephogram of intermediate top shield under uniform bearing stress (unit: Pa)

3.2.3 拱頂收斂和塌方工況下頂護盾受力偏載分析

基于3.2.2節(jié)的前2步，先對三維模型頂護盾添加約束和外載荷，之后對其受力情況進行分析，以確定其能否滿足掘進要求。

3.2.3.1 添加約束和外載荷

根據(jù)護盾工作時的實際情況，在中間頂護盾導向套添加X方向約束，在頂護盾與油缸連接處添加Y向約束。在中間頂護盾前端3.2 m范圍內(nèi)作用偏載荷，大小為3 010 kN(4根頂護盾油缸最大作用力)，如圖9所示。

圖9偏載條件下中間頂護盾添加的約束和外載荷示意圖

Fig. 9 Sketch of constraint condition and load adding on intermediate top shield under unbalanced loading

3.2.3.2 建模結(jié)果受力分析

基于圖10中間頂護盾應力云圖的分析結(jié)果，得知頂護盾所受最大應力為169 MPa。該應力小于盾體材料的屈服強度(215 MPa)，且出現(xiàn)在盾體筋板處，所以該工況下延伸護盾長度對整個盾體受力影響并不明顯，完全不影響TBM的正常工作。因此，增加前部頂護盾盾體長度后，盾體仍有較高的安全系數(shù)。

圖10 偏載條件下中間頂護盾應力分析云圖(單位： Pa)

Fig. 10 Stress nephogram of intermediate top shield under unbalanced loading (unit: Pa)

基于以上護盾改造后有效行程的分析和2種工況下護盾受力分析可知，護盾延伸后可以滿足TBM正常掘進及安全施工的要求，護盾延伸方案可行。

4 改造技術(shù)

4.1 延伸護盾順序

護盾改造焊接工作為頂護盾143°范圍位置。因此，可以將延伸護盾A、B、C一次性定位完成后按順序焊接。做好防水、衛(wèi)生清理、打磨、材料準備等工作后開始施工。本次焊接總體任務量為： 筋板29 m，延伸鋼板11 m，伸縮套3 m，焊縫合計長度約為43 m。延伸護盾定位的工序如下。

1)將圖4所示的頂護盾A、B、C 3部分的鋼筋排支護系統(tǒng)切除200 mm(其中100 mm為護盾外，100 mm為護盾內(nèi)搭接部分)，打磨平整。

2)將焊接材料通過護盾頂部開挖的進風口(1.0 m×1.0 m)送至作業(yè)區(qū)內(nèi)。

3)定位頂護盾A部分的筋板。該護盾的筋板一共7塊。每塊間距約680 mm，根據(jù)圖11所示的位置，平均分布，依次定位，采用直角板修正角度，保證筋板外露面與頂護盾平行。確認無誤后每一塊筋板兩側(cè)需要段焊100 mm固定，防止定位延伸鋼板碰撞變形或者脫落。

圖11 頂護盾A筋板焊接示意圖

4)對于定位頂護盾A的延伸鋼板，利用土建期間定位好的吊點，使用2個1 t手拉葫蘆輔助定位，將延伸鋼板放于筋板與頂護盾上，將延伸鋼板與鋼筋排支護系統(tǒng)靠齊(延伸鋼板放于頂護盾后高度與鋼筋排一致)，然后測平定位，定位完成后點焊固定。然后頂部、兩側(cè)各段焊100 mm，確保牢固，焊接不變型。

5)頂護盾B、C筋板的定位與鋼板的延伸，筋板每側(cè)定位5塊，間隔400 mm，定位按第3步進行，鋼板延伸按第4步進行。

6)定位頂護盾限位套。將頂護盾油缸伸出，使頂護盾最外側(cè)低于刀盤耐磨環(huán)25 mm，然后將圖12所示a位置用30 mm厚鋼板延長至b位置，一共4個面。

7)所有定位工作完成后，對頂護盾A、B、C及伸縮套同時進行焊接工作。

(a) 定位前

(b) 定位后

Fig. 12 Comparison of top shield stop collar before and after location

4.2 延伸護盾焊接關(guān)鍵技術(shù)

1)用角磨機將所有焊接坡口打磨干凈，用烤槍將需焊接的部位加熱到80 ℃，預熱范圍從焊縫向兩側(cè)預熱≥100 mm。定位焊時，調(diào)節(jié)定位焊電流比正式焊接時大20%～25%，焊接速度控制在10～15 cm/min。定位焊縫長度為70～100 mm。定位焊縫作為正式焊縫的一部分不得存在未焊透、裂紋等缺陷。定位焊縫上若出現(xiàn)氣孔或裂紋時，必須及時清除后重焊。

2)為防止焊接時應力變形，需對稱焊接。即在鋼板左側(cè)焊接完成100 mm后，也需在右側(cè)焊接100 mm，兩側(cè)分別焊接完成200 mm后就可以進行正常堆焊，焊接完成后自然冷卻12 h以上才可與水接觸。

3)所有要求全熔透焊接的焊縫必須在焊接完成自然冷卻至室溫后探傷，若焊縫表面缺陷超標時,即存在氣孔、夾渣、焊瘤、余高過大等缺陷,需用砂輪打磨、鏟鑿、鉆、銑、碳刨等方法去除，必要時需對焊縫母材、咬邊、弧坑未填滿等進行補焊。

4)焊接時，厚板采用多層、多道焊，一次焊接厚度應不大于5 mm，不得一次擺動超過20 mm，以減少熱輸入量。焊接過程中及焊接完成后，不得采用鼓風機或電風扇對構(gòu)件吹風或者水澆等方式加快焊縫冷卻速度。

5)在洞內(nèi)環(huán)境下為防止延長護盾與原護盾焊接時不翹起、不變形，需采取以下2種措施： 將延伸端頭與刀盤選用10 cm長度角鋼進行焊接固定，防止焊接時翹起； 選用80 cm長角鋼放置在延伸部分與原護盾上，一端與延伸端頭對齊，另一端延伸至母版，并輔以點焊，如延伸部分焊接時發(fā)生變形，則通過角鋼與母版間隙就可以進行判斷并提前處理。

5 改造效果

圖13為護盾延伸改造后的實物圖，顯示了改造后刀盤與護盾之間的位置關(guān)系。延伸后的護盾與刀盤的間隙為50 mm。TBM從2018年7月18號改造完成至今，已經(jīng)順利掘進1 500 m左右，其中Ⅳ、Ⅴ級圍巖占比實際達到67%，并未見大石塊卡在刀盤和護盾之間。體積較小的石塊和石渣則通過刀盤背部刮渣板進入刀盤，進而通過皮帶輸出，降低了刀盤卡死的風險，提高了掘進效率。護盾的有效改造，不僅減少了施工過程中的巨大風險，同時為節(jié)約成本和保證工期做出了巨大的貢獻。

圖13 改造后刀盤與護盾之間位置關(guān)系

Fig. 13 Position relationship between cutterhead and shield after rehabilitation

6 結(jié)論與建議

高黎貢山平導隧道TBM護盾延伸改造工作中克服了空間狹小、改造要求精度高等難題，護盾與刀盤間距由原來的360 mm縮減為50 mm。實踐表明，護盾改造效果明顯，不僅減小了施工過程中的卡機風險，而且節(jié)約了成本，保證了工期，也為今后類似工程中遇到相同的問題提供了寶貴的實踐經(jīng)驗。

此外，基于護盾延伸改造過程中遇到的問題和難點，提出以下建議：

1)首先要保證現(xiàn)場管理有序，不能發(fā)生危及人身和財產(chǎn)安全的事故；

2)如有類似案例再次發(fā)生，建議選擇良好圍巖區(qū)域進行改造，并將護盾收回極限位定位，最大限度減小圍巖擠壓護盾而導致的延伸結(jié)構(gòu)與原結(jié)構(gòu)變形；

3)焊接時需要保持對稱，并需要輔助限位裝置，防止延伸部分應力變形；

4)在今后的刀盤和護盾設(shè)計中，需要考慮地質(zhì)情況。