劉映晶

(中天建設集團有限公司， 浙江 杭州 310000)

0 引言

在交通強國戰(zhàn)略的驅動下，我國城市軌道交通快速發(fā)展。截至2020年底，中國內地45座城市累計開通城軌交通運營線路總長7 978.19 km，其中，地鐵線路總長6 302.79 km，占比79%[1]。在地鐵施工中，盾構技術具有智能、安全、快捷等優(yōu)點，逐漸成為地鐵隧道建設的重要工法之一。

受地層不均勻性、曲線段掘進和盾構設備等影響，極易引起盾構反轉矩不平衡，導致盾構滾動角變化[2]。近年來，國內外學者對盾構掘進糾偏技術進行了深入研究。郭玉海等[3]對土壓平衡盾構反轉矩進行理論分析和計算，對盾構正常掘進模式下阻滯力矩的構成和作用進行了分析。梁榮柱等[4]綜合考慮覆土、盾構自重等多因素產生的阻滯力矩，提出在軟土地層中盾構施工反轉矩理論計算方法。劉成等[5]基于溫克爾地基模型，推導出糾偏力矩與最小糾偏曲線半徑的關系式，并提出優(yōu)化后的水平線形糾偏曲線模型。高翔[6]通過ABAQUS有限元軟件，建立考慮漿液注入的二維流固耦合模型，對盾構隧道豎向糾偏規(guī)律進行了研究。張愛軍[7]通過BP神經網絡得出施工參數與盾構姿態(tài)的關系，進而對盾構糾偏進行了研究。李洋[8]通過改進人工蜂群算法優(yōu)化盾構糾偏模型，實現了地鐵隧道建設中盾構的準確糾偏。Wang等[9]基于盾構掘進過程中數據驅動，提出一種軸線姿態(tài)偏差預測及修正方法，并驗證了該方法的準確性。朱俊陽[10]通過理論分析和現場實測，推導出一種淤泥質土中糾正盾構滾動角施工所需千斤頂數量的計算公式，并對糾正措施和效果進行了分析。周潔[11]從盾體重心位置、地層原因等方面對滾動角偏轉情況進行分析，采用輔助工裝和定位油缸進行滾動角糾偏，并穩(wěn)定了盾構姿態(tài)。李順旭等[12]介紹了盾構在淤泥、淤泥質土地層掘進時的滾動角糾正方法。Shen等[13-14]分析了雙圓盾構施工中出現滾動角偏轉的原因，并給出合理可行的糾偏方法；此外，還通過有限元分析法分析了糾偏荷載、滾動角和土體變形之間的關系，以及糾偏過程中襯砌內力的變化特點。

目前針對盾構掘進姿態(tài)糾偏的研究較多，但對盾構滾動角糾偏的專門研究較少。基于此，本文結合杭州地鐵7號線盾構隧道工程，建立了盾構掘進過程中的轉矩計算公式。在此基礎上，提出采用鋼楔機構裝置糾正盾構滾動角，給出相應參數的計算方法，并結合實際工程對糾偏方法進行驗證。最后研究了隧道埋深、地層類型和盾構直徑等參數對鋼楔機構數量的影響規(guī)律。以期研究結果為盾構掘進期間滾動角的控制和調整提供參考和依據。

1 工程概況

杭州地鐵7號線城站站—四季青站區(qū)間盾構隧道平均埋深15 m，主要穿越砂質粉土、淤泥質粉質黏土夾粉土、粉砂、黏土、粉砂夾砂質粉土和粉質黏土等土層，如圖1所示，土體參數見表1。

圖1 隧道穿越土層地質統(tǒng)計圖

表1 土體參數

城站站—四季青站區(qū)間盾構隧道由于地質、線路等因素綜合導致施工難度較大，具體如下：

1)地層是以砂質粉土和淤泥質黏土夾粉土為主的軟土地層，表現較強的硬塑性，與盾構殼體之間的摩擦力較小，刀盤旋轉使周圍土體不能給盾構提供足夠的反轉矩。

2)隧道軸線走向轉彎較多，且轉彎半徑偏小。在彎曲隧道掘進時，需要調整4個分區(qū)的壓力差形成糾偏轉矩，以調整盾構的方向； 但這也易導致盾構產生較大的滾動角。

3)土壓平衡式盾構自身存在不足。當盾構重心出現偏轉時，會產生偏轉轉矩，致使盾構在前進過程中滾動角變大。

2 盾構掘進中的反轉矩

掘進過程中盾構的反轉矩包括： 周邊土層給盾構的阻滯力矩MZ，盾構自重及管片自重產生的阻滯力矩MG，以及掘進過程中千斤頂墊板與管片之間的摩擦力矩MQ[4]。盾構掘進中這些反轉矩共同抵制刀盤切削巖土體帶來的轉矩MD，盾構掘進力學模型見圖2。本文假定盾構穿越地層為單一土層，且不考慮地下水的影響，涉及多種地層的情況可參照計算方法進行推廣應用。

圖2 盾構掘進力學模型

2.1 覆土產生的力矩

(1)

式中：μ0為盾構殼體與周圍土體間的阻滯摩擦因數;γ為土的重度，kN/m3；H為盾構上考察點距地表的深度，m；l和R分別為盾構殼體長度和半徑，m；θ為盾構偏轉產生的滾動角。

圖3 盾構殼體表面受力圖

2.2 盾構和管片自重產生的反力矩

當盾構在掘進過程中，若盾構殼體發(fā)生轉動或有發(fā)生轉動的趨勢，盾構自重同樣會產生阻滯力矩；同時，盾構內未脫節(jié)安裝的管片自重也會產生一定的阻滯力矩。力矩大小為：

MG=(G1+nLG2)μ0RL。

(2)

式中：G1為盾構主機自重，kN；G2為盾構內管片自重，kN；nL為管片的個數；RL為盾構管片中心線到隧道軸線的距離，m。

2.3 千斤頂產生的力矩

在盾構掘進過程中，管片固定不動，推進油缸通過撐靴施加頂進推力作用在管片上。當盾構在推進過程中機體出現回轉或者有回轉趨勢時，推進油缸上撐靴在管片上會產生摩擦力，摩擦力產生的反力矩會阻滯盾構滾動角的產生，其計算公式為：

(3)

式中：μ1為推進油缸撐靴與盾構管片的靜摩擦因數；Fi為第i個推進油缸的推力，kN；Rp為推進油缸軸線到盾構軸線的距離，m。

2.4 施工盾構的反轉矩

將式(1)—(3)進行疊加，可得到施工盾構的反轉矩：

M=MZ+MG+MQ。

(4)

為保證盾構在掘進過程中不會產生回轉角，盾構刀盤轉矩MD不能大于盾構反轉矩M，即：

M≥MD。

(5)

式中MD=kD3(D為刀盤直徑；k為取決于地層條件和盾構類型的系數，對土壓平衡盾構，k=8～23[15])。

3 盾構糾偏方法研究

3.1 傳統(tǒng)糾偏方法

當盾構在掘進中產生輕微滾動時，反向回轉刀盤一般都可復位；但當盾構滾動角較大時，按照傳統(tǒng)方法，需清空土艙內土體，然后在盾構的適當位置懸掛一定的重物，通過改變盾構重心位置使回轉角自行緩慢糾正。但該方法懸掛物數量具有不確定性，且懸掛重物影響施工進程，造成工期延長，其糾正效果一般?；诖耍炜￡朳10]發(fā)明了一種改變盾構滾動角的千斤頂鋼板裝置，如圖4所示。

圖4 千斤頂鋼板裝置示意圖

但該裝置在實際應用中仍存在不足：

1)螺旋擰進深度與推力的大小關系不明確，操作時完全憑借經驗來調整；

2)在盾構推進過程中，撐靴與螺旋的接觸稍有脫離，千斤頂推力就會消失，需要實時擰進螺旋，操作繁瑣；

3)千斤頂鋼板的螺旋擰至最底后需要停止盾構掘進，調整千斤頂鋼板的位置，并將螺旋擰至最頂端，造成盾構效率降低，影響工期。

3.2 鋼楔機構糾偏方法

在盾構反轉矩分析的基礎上，結合朱俊陽[10]提出的糾偏方法，本文提出一種鋼楔機構來糾正盾構的回轉角，其裝置糾偏原理如圖5所示。

推進油缸的推力p0作用在鋼楔機構上，由于角度α的存在，在撐靴上會產生一個分力p0sinα，為克服鋼楔機構與撐靴之間的摩擦力f而形成對油缸的環(huán)向轉矩，1個推進油缸能提供的糾偏環(huán)向力矩：

(6)

圖5 鋼楔機構糾偏原理圖

為保證盾構能穩(wěn)定糾偏，即鋼楔機構在管片上不發(fā)生滑動，鋼楔機構的角度需滿足：

(7)

根據式(7)，可以設計具有一定角度的鋼楔機構，將鋼楔機構布置在推進油缸的撐靴與管片之間，單個鋼楔機構在雙油缸推力下產生的糾偏力矩為T0。圖6為盾構滾動角糾正模型圖，需要根據式(8)確定鋼楔機構的數量n，以達到糾正盾構滾動角的效果。

nT0+MD>MG+MZ。

(8)

圖6 盾構滾動角糾正模型

3.3 現場驗證

表2 盾構穿越土層力學參數

表3 土壓平衡式盾構主要性能參數

由上述分析結果，本工程的鋼楔機構采用角度約為7.6°的三角鋼板，材質為Q235，鋼楔機構模型如圖7所示。

圖7 鋼楔機構模型(單位： mm)

將現場相關數據代入式(8)，可以求出n≥7.7。因此糾偏現場選擇安裝8塊鋼楔機構，如圖8所示。

圖8 鋼楔機構現場安裝圖

盾構滾動角監(jiān)測數據見圖9。由圖9可知，在左線掘進至第390環(huán)時，盾構滾動角增大，滾動角為10 mm/m。隨后及時反轉刀盤，由于刀盤反轉轉矩達不到盾構的糾偏轉矩，滾動角仍然持續(xù)增大。當掘進至第447環(huán)時，滾動角達到100 mm/m。隨即采用鋼板千斤頂糾正方案掘進3環(huán)后，滾動角降低5 mm/m；但到第450環(huán)后，滾動角又開始增大。究其原因，主要是螺旋千斤頂與撐靴容易脫離，不能持續(xù)提供糾偏力。在第460環(huán)，滾動角為116 mm/m時，采用本文中的鋼楔機構糾正方案，采用8塊角度為7.6°的鋼楔機構，布置在盾構中下方油缸位置，對稱分布。糾偏后，盾構滾動角迅速減??；在掘進到第490環(huán)時滾動角降低到4 mm/m，在控制范圍內，盾構能正常掘進。由此說明鋼楔機構方案可以迅速、有效地糾正盾構滾動角。

圖9 盾構滾動角監(jiān)測數據

4 鋼楔機構數量的影響參數分析

4.1 盾構隧道埋深

通過單一變量控制法保證其他參數不變，研究隧道埋深對鋼楔機構數量的影響規(guī)律，根據式(8)，假定其他參數為定值，均按照本項目實際工況選取，可以推導出鋼楔機構數量與隧道埋深的關系式為：

n≥2.18H-14.03。

(9)

圖10為鋼楔機構數量與隧道埋深的關系圖。由圖可知，當其他變量保持不變時，鋼楔機構數量與隧道埋深成線性正相關，埋深每增加1 m，鋼楔機構數量增加約2塊。

圖10 鋼楔機構數量與隧道埋深的關系

4.2 盾構隧道地層類型

在保證其他參數不變的前提下，研究地層類型與鋼楔機構數量的關系。根據式(8)，可以推導出鋼楔機構數量與地層條件的關系式為：

n≥-0.87k+17.81。

(10)

式中k為與地層條件和盾構類型相關的系數。

圖11示出了鋼楔機構數量與土壓平衡盾構地層條件相關系數的關系。由圖11可知，當其他變量保持不變時，鋼楔機構數量與地層條件和盾構類型相關的系數k成反比，k每增加1，鋼楔機構數量減少約1塊；且對于土壓平衡盾構，k=8～23，所以在其他參數不變時，地層類型改變，鋼楔機構數量變化為1～11塊。

圖11 鋼楔機構數量與地層條件的關系

4.3 盾構直徑

在其他參數保持不變的前提下，研究盾構直徑對鋼楔機構數量的影響規(guī)律，根據式(8)，可以推導出鋼楔機構數量與盾構半徑的關系公式為：

n≥2.13R2-0.52R3+0.94R。

(11)

圖12為鋼楔機構數量與盾構半徑的關系圖。由圖可知，當其他參數保持不變時，鋼楔機構數量與盾構半徑成三次函數關系，且隨著盾構直徑的增加，鋼楔機構數量先增大后減小。

圖12 鋼楔機構數量與盾構半徑的關系

5 結論與討論

本文提出了一種土壓平衡盾構的新型滾動角糾偏施工技術，建立了轉矩和使用數量的計算公式，并對影響參數進行了分析，得出以下結論：

1)根據土壓平衡盾構掘進中所受力矩的分析，建立了盾構反轉矩計算公式，得出了反轉矩與刀盤轉矩間的關系。

2)提出了一種鋼楔機構裝置，用以糾偏盾構滾動角；基于建立的轉矩計算公式，推導出了鋼楔機構對應的力矩及使用數量的計算公式；并結合杭州地鐵7號線工程驗證了鋼楔機構糾偏裝置的可行性。

3)鋼楔機構數量與隧道埋深成線性正相關、與地層條件系數成線性負相關，與盾構直徑成非線性三次函數關系。

在進行土壓平衡盾構滾動角糾偏時，應結合實際地層情況、盾構埋深、盾構尺寸及現場可實施條件等進行綜合判斷，選擇合適方法，才能取得較好的效果。