盧澤霖 王旭春 曹云飛 江玉生

(1. 青島理工大學土木工程學院， 266033， 青島;2. 中國礦業(yè)大學(北京)力學與建筑工程學院, 100083, 北京∥第一作者, 博士研究生)

盾構法因其掘進速度快、施工安全性好、自動化程度高等特點，已經廣泛運用于跨越江河湖海的隧道施工中，如南京揚子江隧道、武漢三陽路長江隧道等。

國內外學者對盾構掘進參數做過大量的研究[1-2]，如文獻[3]研究了砂卵石地層泥水平衡盾構的掘進參數，通過線性擬合研究了總推力與掘進速度的相關性，發(fā)現加大盾構總推力能適當提高掘進速度；文獻[4]研究了黏土地層半艙氣壓法下盾構掘進參數的變化特征，給出了掘進速度與其他掘進參數的關系式；文獻[5]對富水圓礫地層段和圓礫泥巖復合地層土壓平衡盾構的掘進參數進行對比分析，得到了富水圓礫地層盾構掘進參數的合理選擇范圍。由此可見，在已有的文獻中，對于掘進參數的研究多是結合地層情況展開的，但針對富水硬巖地層泥水平衡盾構施工的工程研究相對較少。掘進參數是影響盾構施工安全和效率的關鍵，也關系項目的成本和工期。

本文依托青島地鐵8號線某區(qū)間泥水平衡盾構施工項目，研究了富水硬巖地層中盾構總推力、貫入度等掘進參數，得到了影響泥水平衡盾構掘進效率的關鍵因素。通過對盾構總推力和刀具荷載設計值進行計算，提出富水硬巖地層泥水平衡盾構掘進參數的優(yōu)化方案，并對參數優(yōu)化前后的掘進效率進行對比分析。

1 青島地鐵8號線某區(qū)間泥水平衡盾構施工項目工程概況

青島地鐵8號線某區(qū)間泥水平衡盾構施工段為雙線單洞隧道，全長為7 784.37 m。其左線隧道長為3 897.08 m，右線隧道長為3 887.29 m；隧道線間距為16～125 m，最小曲線半徑為800 m，線路最大縱坡為28‰，隧道埋深為26.49～51.20 m。區(qū)間隧道主要穿越地層為粉質黏土、中粗砂、泥質粉砂巖、中風化泥質粉砂巖、強風化火山角礫巖、中風化火山角礫巖、塊狀碎裂中風化火山角礫巖、砂土狀碎裂凝灰?guī)r及微風化凝灰?guī)r。隧道在第990環(huán)處由強風化火山角礫巖地層進入微風化凝灰?guī)r硬巖地層。該處隧道地質縱斷面圖如圖1所示。該富水硬巖區(qū)段位于海平面40 m以下，地下水豐富，以松散巖體孔隙水和基巖裂隙水為主，局部地區(qū)與膠州灣海水相通。第990環(huán)—第1 300環(huán)隧道斷面巖石基本質量等級為Ⅲ級，考慮地下水和局部節(jié)理裂隙發(fā)育，圍巖等級按Ⅳ級考慮。

該區(qū)間盾構機選用海瑞克S-888型泥水盾構機。盾構機刀盤采用輻條+面板復合式刀盤，開口率為36%，采用尺寸為45.72 cm(18 in)的滾刀。刀盤配備有4把雙刃滾刀、39把單刃滾刀、60把刮刀、12把邊刮刀、12把撕裂刀和6把先行撕裂刀。盾構機開挖直徑為7.02 m，管片襯砌外徑為6.70 m、內徑為6.35 m，襯砌厚度為0.35 m，環(huán)寬為1.50 m。

2 青島地鐵8號線富水硬巖地層盾構掘進參數分析

2.1 盾構掘進參數分析

通過青島地鐵8號線盾構施工監(jiān)測系統(tǒng)，選取第1 022環(huán)的盾構總推力、刀盤貫入度進行分析，如圖2所示。在第990環(huán)處盾構機由強風化和中風化火山角礫巖地層進入微風化凝灰?guī)r硬巖地層，掘進速度明顯變慢，掘進效率較低，說明當前掘進參數已經不再適用于該富水硬巖地層的掘進。

盾構的總推力和刀盤轉速屬于主動參數，可人為設置。預設盾構機推力為15 000 kN，刀盤轉速為2.0 r/min，盾構總推力變化曲線如圖2 a)。由圖2 a)和圖2 b)可知，在1 500～1 800 s處，盾構總推力提升至16 000 kN，相應地刀盤貫入度亦提升至3.5～4.6 mm/r。在第1 900 s和第3 100 s處，盾構機總推力降低至13 000 kN，刀盤轉速不變，此時貫入度降為0?？梢?，在巖質均一的硬巖地層中控制盾構總推力可以調整刀盤貫入度，進而控制盾構的掘進速度。

2.2 盾構掘進效率分析

通過對第1 021環(huán)—第1 040環(huán)的掘進速度、每環(huán)開挖耗時以及管片拼裝耗時進行統(tǒng)計，得到當前掘進條件下每環(huán)襯砌開挖效率統(tǒng)計表，如表1所示。

表1 當前掘進參數條件下每環(huán)襯砌開挖效率統(tǒng)計表

由表1可以看到，在當前的掘進參數條件下，盾構掘進速度為5.67～10.11 mm/min，每環(huán)襯砌開挖耗時為2.47～4.41 h，開挖掘進耗時較長。管片拼裝耗時為0.42～0.59 h，拼裝總體耗時較為穩(wěn)定，均在0.5 h左右。盾構機在第1 029環(huán)施工時，耗時最長，為4.93 h。按此施工效率，盾構在穿越富水硬巖地層時最多每日掘進4～5環(huán)。由于當前盾構掘進效率無法達到項目工期要求，因此必須提高盾構掘進速度。

盾構掘進速度主要是由刀盤轉速和貫入度決定。當刀盤轉速提高時，刀盤最外側滾刀線速度會顯著增加，進而導致周邊滾刀磨損嚴重。因該隧道位于海底，開艙換刀需要帶壓作業(yè)。海底帶壓換刀不僅需要大量的時間，而且存在一定的安全風險。因此，當前條件下可以通過提高刀具貫入度來增加盾構機的掘進速度。由地質斷面圖可知，當前地層巖性較為均一，擬采用增加盾構總推力的方式增加刀盤貫入度，進而提高盾構機的掘進效率。

3 盾構掘進參數優(yōu)化方案

3.1 刀具與巖體作用荷載計算

為了防止盲目增加總推力導致刀具過載，造成盾構刀具的非正常磨損，需要對當前掘進條件下盾構機的刀具與巖體作用荷載進行計算。盾構機掘進時，盾體的總推力F主要是由刀具與巖體的作用荷載F1、盾體與地層之間的摩擦阻力F2、盾構機與管片之間的摩擦力F3、后配套臺車的牽引力F4以及刀盤對開挖面的支撐荷載F5等組成[6]。盾構機推力計算式為：

F=F1+F2+F3+F4+F5

(1)

盾構機與地層之間的摩擦力由兩部分組成，一部分是盾構機自重產生的摩擦阻力，另一部分是圍巖壓力作用在盾殼上產生的摩擦阻力。隧道圍巖壓力分布如圖3所示。

故盾構與地層之間摩擦力可以通過式(2)進行計算：

F2=0.25πDLμ1(2Pe+2K0Pe+K0γD)+μ1mg

(2)

式中：

L——盾體長度；

μ1——盾殼與地層之間的摩擦因數；

g——重力加速度;

m——盾體總質量。

盾構機與管片之間的摩擦力主要由管片在脫出盾尾之前與盾體內壁的摩擦力、管片與盾尾刷之間的摩擦阻力兩部分構成，其計算式為：

F3=μ2πDlPo+nμ2msg

(3)

式中：

μ2——盾尾與管片之間的摩擦因數；

l——盾尾刷的寬度；

Po——盾尾刷油脂壓力；

n——未脫出盾尾的管片環(huán)數；

ms——每環(huán)管片質量。

后配套臺車所需的牽引力由臺車的自重及臺車車輪與鋼軌的摩擦系數決定，可以采用式(4)計算：

F4=μ3mhg

(4)

式中：

μ3——臺車車輪與鋼軌的摩擦系數；

mh——所有后配套臺車的質量之和。

刀盤對開挖面的支撐荷載與掌子面巖體水平側壓力及刀盤開口率有關，可以采用式(5)進行計算：

(5)

式中：

ξ——刀盤開口率。

由盾構設備參數可知，D為7.02 m，L為10.81 m，m為463 t，μ1取0.13。盾構機安裝3道盾尾密封鋼絲刷，l為0.85 m，Po為0.35 MPa，ms為20 t，n為2，μ2取0.3。Wh為206 t，μ3取0.25。ξ為36%。由工程地質參數可知，Pe為155.52 kPa，γ為26 kN/m3，K0為0.5。

將上述的盾構設備參數和工程地質參數代入式(2)—式(5)中，可以求得F2為4 921.66 kN，F3為2 087.32 kN，F4為515 kN，F5為3 198.15 kN。已知當前盾構機掘進過程中F為15 000 kN，將F2、F3、F4、F5代入式(1)中，得到F1為4 277.87 kN。

3.2 刀具設計荷載計算

3.2.1 刀盤刀具布置

海瑞克S-888泥水平衡盾構機的破巖刀具主要是滾刀。滾刀分為中心滾刀區(qū)、正面滾刀區(qū)和周邊滾刀區(qū)，中心區(qū)滾刀為雙刃滾刀，其余均為單刃滾刀。中心區(qū)設有滾刀4把，其切削軌跡線為1#—8#；正面滾刀29把，切削軌跡線為9#—37#；周邊滾刀10把，切削軌跡線為38#—46#，其中46#軌跡線上有2把滾刀。刀具的布置方法為同心圓布置，刀具切削軌跡線如圖4所示。

該盾構刀具尺寸均為45.72 cm(18 in)，刀具高度為188 mm，刀具的額定荷載為275 kN。中心刀和正面滾刀安裝角度為0°，周邊刀安裝半徑及角度如表2。

表2 周邊刀安裝半徑及角度

3.2.2 刀具設計荷載計算

刀具所能承受的極限荷載即是所有的刀具額定荷載值之和。由周邊滾刀具有一定的安裝角度，所以刀具與巖石的作用荷載屬于刀具徑向作用力的分力。則刀具極限荷載值為：

(6)

式中：

Fmax——刀具極限荷載值；

Fi——第i把刀的額定荷載；

βi——第i把刀的安裝角度。

刀具在切削巖體時每把刀具工作狀態(tài)存在差異。在極限承載力作用下，一部分刀具可能沒有達到額定荷載值，另一部分刀具可能因超過滾刀的額定荷載而造成刀具失效，從而導致盾構掘進困難。在進行刀具設計荷載計算時，刀具設計荷載值往往小于刀具極限荷載值。刀具的安全系數可以采用式(7)計算：

Ks=Fmax/Fd

(7)

式中：

Ks——刀具承載力安全系數；

Fd——刀具承載力設計值。

由刀具的布置可知刀具額定荷載和各刀具安裝角度，將參數代入式(6)中可以計算得到刀具極限荷載Fmax為11 910.28 kN。Ks通常取1.25，代入式(7)中可得Fd為9 528.22 kN。

由上述計算可知，刀具荷載設計值為9 528.22 kN，而在當前總推力條件下掘進時刀具與巖體作用荷載僅為 4 277.87 kN，刀具切削巖體的作用力不足刀具荷載設計值的50%。這說明盾構在硬巖地層掘進過程中，當前的總推力并沒有較好地發(fā)揮刀具的切削作用，故可以將刀具與巖體作用荷載增加至刀具設計荷載的75%，即刀具與巖體作用荷載增大至7 146.15 kN。將優(yōu)化后的刀具與巖體作用荷載代入式(1)中計算，得到參數優(yōu)化后的盾構總推力為17 868.28 kN。故盾構在該富水硬巖地層段掘進時，建議加大盾構機總推力至18 000 kN，以此來提高盾構機的掘進效率。

4 參數優(yōu)化后掘進效率分析

4.1 優(yōu)化后盾構掘進參數分析

通過對刀盤設計荷載值進行計算，得到增加盾構總推力至18 000 kN、保持原刀盤轉速不變的優(yōu)化方案。將優(yōu)化后的掘進參數用于第1 071環(huán)—第1 090環(huán)的掘進，通過青島地鐵盾構施工監(jiān)測系統(tǒng)采集數據，并選取第1 089環(huán)的盾構總推力、刀盤貫入度進行分析，如圖5所示。

由圖5 a)可以看到，掘進參數優(yōu)化后單環(huán)管片開挖用時由13 050 s減少至8 000 s，單環(huán)管片掘進用時較優(yōu)化前減少了38.7%；由圖5 b)可看出，掘進參數優(yōu)化后刀具貫入度有明顯提升，由原來的4 mm/r提升至6 mm/r。

4.2 優(yōu)化后盾構掘進效率分析

通過對掘進參數優(yōu)化后的第1 071環(huán)—第1 090環(huán)掘進速度、每環(huán)開挖耗時及管片拼裝耗時進行統(tǒng)計，得到掘進參數優(yōu)化后每環(huán)襯砌開挖效率統(tǒng)計表，如表3所示。

表3 掘進參數優(yōu)化后開挖效率統(tǒng)計表

由表3可以看出，掘進參數優(yōu)化后盾構掘進速度由原來的5.67～10.11 mm/min提升至11.62～15.24 mm/min。同時，掘進參數優(yōu)化后每環(huán)管片開挖耗時為1.64～2.15 h，每環(huán)開挖耗時均明顯減少。管片拼裝耗時為0.42～0.79 h，與參數優(yōu)化前基本保持不變。每環(huán)管片施工總耗時最長為第1 070環(huán)，耗時為2.77 h。按此施工效率，掘進參數優(yōu)化后最多每日掘進8～9環(huán)，施工效率相比于參數優(yōu)化前提高了一倍。因此，對掘進參數進行優(yōu)化后盾構施工的每環(huán)管片開挖耗時減少、日掘進環(huán)數顯著增加，說明盾構在穿越富水硬巖地層時，合理控制盾構推力可以有效增加刀盤與巖體的作用荷載，從而提高刀盤貫入度，提升盾構掘進速度。

5 結語

依托青島地鐵8號線某區(qū)間泥水平衡盾構隧道施工項目，對盾構穿越富水硬巖地層的掘進參數進行了分析。通過對刀具與巖體作用荷載值和刀具荷載設計值進行計算，提出盾構掘進參數的優(yōu)化方案，并分析了優(yōu)化后的掘進效率。得到如下結論：

1) 盾構在富水硬巖地層中掘進時，可以通過控制盾構總推力和刀盤轉速增加掘進速度。刀盤轉速增加會加劇刀具磨損，因海底隧道帶壓換刀耗時且安全風險大，故優(yōu)先采用增加總推力以增加盾構掘進速度。

2) 盾構刀具與巖層作用荷載為4 277.87 kN，遠小于刀具設計荷載值9 528.22 kN。建議增大推力至刀具設計荷載值的75%，即優(yōu)化盾構總推力為18 000.00 kN。

3) 采用將盾構總推力提升至18 000.00 kN而刀盤轉速保持不變的掘進參數優(yōu)化方案，盾構每環(huán)開挖耗時較參數優(yōu)化前減少了38.7%，施工效率提高了一倍。