孫瑋佳

中鐵二十局集團(tuán)海外事業(yè)部工程部，陜西西安，710016

0 引言

近年來，國內(nèi)外地下工程發(fā)展蓬勃，隧道向著更深、更長及更大斷面的趨勢發(fā)展。我國在建或擬建的大型隧道項(xiàng)目中，深埋長大隧道亦是關(guān)鍵控制性工程。針對以上工程，傳統(tǒng)的礦山法具有明顯的局限性，有鑒于TBM在造價、工期、適用條件及技術(shù)等方面具有明顯的優(yōu)勢[1]，TBM工法在大埋深隧道工程的應(yīng)用已成為趨勢。然而，眾多工程實(shí)踐表明：高地應(yīng)力狀態(tài)下的圍巖在開挖之后往往會呈現(xiàn)蠕變特性，易發(fā)生大變形，盾構(gòu)機(jī)在長時間停機(jī)狀態(tài)下會導(dǎo)致卡機(jī)災(zāi)害。

針對大埋深盾構(gòu)/TBM隧道停機(jī)狀態(tài)下的卡機(jī)災(zāi)害問題，有許多學(xué)者和工程師進(jìn)行了相關(guān)研究。Hasanpour等[2]研究了雙護(hù)盾TBM與圍巖的相互作用機(jī)理。黃興等[3]依托引大濟(jì)湟工程基于擠壓大變形本構(gòu)模型，通過數(shù)值軟件模擬盾構(gòu)機(jī)穿越斷層，對短期內(nèi)的卡機(jī)風(fēng)險進(jìn)行了分析。在程建龍等[4]的研究中，分析了雙護(hù)盾TBM在不同復(fù)合地層掘進(jìn)過程中護(hù)盾錐度、擴(kuò)挖間隙、側(cè)壓系數(shù)、護(hù)盾長度等。

對圍巖與雙護(hù)盾TBM相互作用的影響。溫森等[5]研究了側(cè)壓系數(shù)及回填材料參數(shù)對雙護(hù)盾TBM卡機(jī)控制影響。在劉泉聲等[6]的研究中，利用FLAC3D分析了擠壓性地層卡機(jī)機(jī)理并提出卡機(jī)判據(jù)。薛永慶[7]針對引漢濟(jì)渭秦嶺輸水隧洞嶺北工程，介紹了TBM穿越斷層破碎帶時刀盤和護(hù)盾發(fā)生卡機(jī)脫困技術(shù)。

針對TBM卡機(jī)問題的研究成果斐然，但在分析卡機(jī)機(jī)理時未充分考慮圍巖的蠕變效應(yīng)，就工程實(shí)際而言，圍巖蠕變是盾構(gòu)長時間停機(jī)以致卡機(jī)的突出原因，針對這類工程事故，本文結(jié)合廣佛環(huán)線東環(huán)隧道大源站~太和站區(qū)間工程，選取隧道全斷面穿越泥巖為分析對象，開展了在不同埋深下的雙模式盾構(gòu)因停機(jī)導(dǎo)致的卡機(jī)風(fēng)險分析，可為大埋深盾構(gòu)/TBM隧道的設(shè)計(jì)施工工作提供參考。

1 工程概況

廣佛環(huán)線廣州南站至白云機(jī)場段是珠三角城際軌道交通的重要組成部分，線路起于廣州南站，接入穗莞深城際鐵路竹料站，全長約46.7km。東環(huán)隧道是該線路的重要工程，其中大源站~太和站區(qū)間隧道工程位于廣州市白云區(qū)太和鎮(zhèn)，為雙線鐵路隧道，隧道主要采用盾構(gòu)法施工，建筑長度6816m，區(qū)間盾構(gòu)隧道總長6144m。盾構(gòu)隧道主體結(jié)構(gòu)采用單層裝配式通用管片環(huán)，并預(yù)留內(nèi)襯施作空間。隧道外直徑8.8m，管片厚400mm，幅寬1.8m，采用“6+1”分塊模式，管片混凝土強(qiáng)度等級為C50、C60。

東環(huán)隧道大源站~太和站區(qū)間工程隧址區(qū)多為丘陵與丘間谷地，屬丘陵地貌，地勢起伏較大，地面高程21~135m，隧道埋深十余米至上百米不等，最大覆土厚度超過130m。且盾構(gòu)隧道長距離下穿不同風(fēng)化程度的片麻巖、炭質(zhì)板巖、粉砂巖、泥巖等，圍巖風(fēng)化程度高、強(qiáng)度差異較大、滲透性差異顯著，工程中采用單護(hù)盾TBM、土壓雙?；旌隙軜?gòu)掘進(jìn)施工，這是目前國內(nèi)首次采用單護(hù)盾TBM+土壓平衡雙模大直徑盾構(gòu)長距離穿越大埋深巖層，設(shè)計(jì)與施工難度極大[8]。

2 數(shù)值模擬

為預(yù)測不同埋深下東環(huán)隧道雙模式盾構(gòu)機(jī)在停機(jī)過程中的卡機(jī)風(fēng)險，本文利用有限差分軟件FALC3D對盾構(gòu)停機(jī)時段進(jìn)行數(shù)值模擬，分析TBM在此過程中圍巖與護(hù)盾的相互作用，進(jìn)而判斷TBM的卡機(jī)情況。

2.1 圍巖蠕變參數(shù)

結(jié)合東環(huán)隧道的工程地質(zhì)特點(diǎn)，本文針對隧道全斷面穿越大埋深泥巖地層工況進(jìn)行分析。泥巖是具有代表性的軟巖，具有強(qiáng)度低、遇水軟化、流變屬性明顯，且流變下限應(yīng)力值較低，在大埋深高地應(yīng)力條件下，盾構(gòu)隧道開挖形成的低圍壓、高應(yīng)力差環(huán)境使得盾構(gòu)機(jī)極易發(fā)生卡機(jī)的風(fēng)險[9]。限于本文依托工程尚未開展巖石室內(nèi)蠕變實(shí)驗(yàn)，現(xiàn)以類似工程項(xiàng)目的巖石室內(nèi)單軸壓縮蠕變實(shí)驗(yàn)為依據(jù)，選取合理的蠕變參數(shù)，采用的巖體物理力學(xué)如表1及表2[10]所示。

表1 巖體塑性力學(xué)參數(shù)

2.2 數(shù)值模型

本文的數(shù)值模型在建模過程中，為消除模型的邊界效應(yīng)對計(jì)算結(jié)果的影響，計(jì)算模型尺寸定為：100m×72m×90m（X*Y*Z）。

在建模過程中以符合Mohr-coulomb的正六面體實(shí)體單元模擬前期未考慮蠕變效應(yīng)的土體，在進(jìn)行蠕變計(jì)算時，土體則采用可以模擬巖土粘彈、粘性、粘塑性行為的Cvisc模型。為行之有效地模擬護(hù)盾與圍巖的滑移及分離過程，護(hù)盾采用liner單元施作長度為15m，并將其與超挖層的粘聚力和抗拉強(qiáng)度都設(shè)置為0。在實(shí)際掘進(jìn)過程中，由于刀盤的直徑始終大于管片的外徑，在建模過程設(shè)置剛度極小的超挖層（活化退化）模擬這一工程實(shí)際，對于壁后填充層，將其概化為均質(zhì)、等厚、彈性的等代層，對于拼裝式管片襯砌，將其視為均值圓環(huán)結(jié)構(gòu)，并考慮管片接頭存在降低了管片剛度故引入剛度系數(shù)η=0.75進(jìn)行折減。由于隧道埋深較大，初始地應(yīng)力采用在模型x、y、z向施加構(gòu)造應(yīng)力的方法進(jìn)行模擬，并考慮模型自重，不考慮地下水的影響，模型中只建立部分上部覆蓋巖體，在模型上表面施加不同的垂直力模擬不同埋深下的初始應(yīng)力狀態(tài)，并在模型四周及底面采用法相位移約束條件。模型中護(hù)盾、壁后間隙、超挖部分的位置關(guān)系如圖1所示，對于盾構(gòu)機(jī)護(hù)盾結(jié)構(gòu)，考慮其內(nèi)部機(jī)械設(shè)施的重量，將盾構(gòu)機(jī)的自重?fù)Q算成為盾殼材料的等效重度。模型中盾構(gòu)隧道護(hù)盾、管片襯砌、壁后注漿填充層均被視為具有線彈性變形特征的材料，服從Elasticaity變形特征，護(hù)盾模擬的相關(guān)設(shè)置參數(shù)如表3所示。

表3 TBM護(hù)盾物理力學(xué)參數(shù)

2.3 模擬方法

如圖2所示為此次數(shù)值模擬的開挖示意圖。首先不考慮盾構(gòu)機(jī)的開挖過程，一次性開挖36m，然后模擬管片襯砌、護(hù)盾、壁后間隙、超挖部分的施作以進(jìn)行力學(xué)計(jì)算，最后進(jìn)行蠕變計(jì)算分析在時間效應(yīng)下護(hù)盾與圍巖的相互作用、護(hù)盾的位移及卡機(jī)情況。

計(jì)算中針對盾構(gòu)隧道的不同埋深H設(shè)置了5種計(jì)算工況，分別為：H=80m、H=100m、H=120m、H=150m及H=200m。通過分析圍巖的位移與護(hù)盾的法向位移，對不同埋深條件下的軟巖盾構(gòu)停機(jī)卡機(jī)風(fēng)險進(jìn)行了研究。

3 卡機(jī)結(jié)果分析

3.1 護(hù)盾與圍巖的相互作用

數(shù)值計(jì)算之后通過FLAC3D內(nèi)置的Fish語言提取圖2中3個監(jiān)測點(diǎn)在不同停機(jī)時間下的圍巖位移，其中監(jiān)測點(diǎn)A位于與護(hù)盾頂部接觸的圍巖上，監(jiān)測點(diǎn)B位于與護(hù)盾腰部接觸的圍巖上，監(jiān)測點(diǎn)C則是位于與護(hù)盾底部相接觸的圍巖上，得到結(jié)果如圖3所示。

從圖3可以發(fā)現(xiàn)：在相同停機(jī)時間t下，監(jiān)測點(diǎn)A與監(jiān)測點(diǎn)C的豎向位移都隨埋深的增加而增加，且增加幅度也隨之增大，監(jiān)測點(diǎn)B的水平位移由正值變?yōu)樨?fù)值，即圍巖由初始的相外擴(kuò)張變?yōu)橄騼?nèi)收斂。初期開挖之后，隧道頂部圍巖發(fā)生向下的位移，底部產(chǎn)生向上的位移，而隨著t的增加，頂部及底部圍巖都產(chǎn)生向下的位移且越來越大。監(jiān)測點(diǎn)A在停機(jī)0d時的豎向位移最小值為H=80m，其值為3.16mm，而超挖間隙為17mm，故圍巖未與護(hù)盾接觸，H=200m工況下監(jiān)測點(diǎn)A在相同時間的豎向位移為8.34mm，也未超過超挖間隙，而隨著停機(jī)時間t的增加，護(hù)盾最先與圍巖接觸為H=200m、t=3d，最晚的是H=80m、t=5d，對護(hù)盾產(chǎn)生擠壓力，隨t的增加，擠壓力增加。由監(jiān)測點(diǎn)B得到的數(shù)據(jù)可知圍巖的水平位移最大為4.07mm，故水平方向上圍巖未與護(hù)盾接觸。

3.2 護(hù)盾變形分析

TBM開挖之后，當(dāng)圍巖的某處位移超過超挖間隙，則圍巖將與護(hù)盾接觸，與此相對應(yīng)護(hù)盾會受到來自圍巖的擠壓力產(chǎn)生變形，通過提取盾尾的位移變量計(jì)算結(jié)果如圖4所示。

根據(jù)上述的計(jì)算結(jié)果可知：對同一埋深盾構(gòu)隧道，一次性開挖之后護(hù)盾的頂部和底部受壓產(chǎn)生向內(nèi)的位移，兩幫因頂部和底部受壓發(fā)生向外的擠壓變形，隨著停機(jī)時間的增加，護(hù)盾頂部法向形變程度不斷增大，底部豎向形變和兩側(cè)拱腰水平變形變化不明顯，這與圍巖的位移變化規(guī)律一致，并且可以看到護(hù)盾整體產(chǎn)生接近剛性的下沉。對不同埋深的盾構(gòu)隧道，隨著埋深的增加盾構(gòu)整體沉降也隨之增加，最大值發(fā)生在埋深200m停機(jī)60d的護(hù)盾頂部數(shù)值為11.36cm，而相對于0d的豎向位移增加了10.48cm，水平位移也隨著埋深的增加而增加，最大值發(fā)生埋深200m停機(jī)60d之后的拱腰位置，其值為0.42cm，這與圖3中圍巖的位移變化規(guī)律相對應(yīng)。由此可以看出因圍巖蠕變效應(yīng)護(hù)盾發(fā)生擠壓位移遠(yuǎn)大于初期開挖之后產(chǎn)生的位移，且豎向形變增加程度遠(yuǎn)大于水平形變。

3.3 護(hù)盾卡機(jī)判據(jù)

在盾構(gòu)施工過程中，護(hù)盾上摩擦阻力主要是由圍巖施加在其上的荷載以及自身的重力與底部圍巖擠壓產(chǎn)生的，當(dāng)TBM自身所能提供的最大推力不足以克服護(hù)盾受的摩擦阻力時，將發(fā)生護(hù)盾卡機(jī)事故。參考已有的研究，現(xiàn)利用卡機(jī)狀態(tài)判別公式，見式（1），判斷盾構(gòu)的卡機(jī)行為[6]。

式中：Fr為克服護(hù)盾所受摩阻力所需要的推力；Fb為機(jī)器正常連續(xù)掘進(jìn)開挖所需的推力；F1為TBM推進(jìn)系統(tǒng)所能提供的額定推力。其中利用FLAC3D軟件中的Fish語言可得到Fr，相應(yīng)的計(jì)算方法如式（2）所示。

如上式，Rfs為圍巖擠壓變形對護(hù)盾產(chǎn)生的摩擦力；fW為TBM自重產(chǎn)生的摩阻力；R為護(hù)盾直徑；Ps（y）為護(hù)盾所受的圍巖擠壓力，其值可從數(shù)值模擬結(jié)果liner結(jié)構(gòu)單元中提??；f為護(hù)盾與圍巖間的摩擦系數(shù)；W為盾構(gòu)機(jī)的自重。

利用式（1）和（2）對不同埋深條件下護(hù)盾的卡機(jī)風(fēng)險進(jìn)行判斷，結(jié)果如圖5所示，其中Rf*為護(hù)盾臨界阻力閾值，其值為81.9MN。

由圖可知，各種埋深工況下，TBM停機(jī)40天左右時，圍巖與護(hù)盾的相互作用趨于穩(wěn)定，此后，圍巖作用在盾構(gòu)上的荷載基本不變，因此護(hù)盾所受的摩擦阻力也基本不變了。在同一停機(jī)時間下，盾構(gòu)隧道埋深越大護(hù)盾所受摩阻力也越大，且增加幅度也隨之增大。當(dāng)埋深小于120m時，即使考慮圍巖蠕變效應(yīng)下的護(hù)盾也不會出現(xiàn)卡機(jī)事故，當(dāng)隧道埋深超過100m后將會出現(xiàn)護(hù)盾受到的摩阻力大于臨界阻力閾值的情形，埋深越大護(hù)盾所受摩擦力達(dá)到護(hù)盾臨界阻力閾值所需要的時間越短，H=120m的TBM護(hù)盾所受摩擦阻力在停機(jī)44d時將大于護(hù)盾臨界阻力閾值，H=200m的僅停機(jī)5d就會發(fā)生上述情況，且隨著TBM停機(jī)時間的增長，護(hù)盾所受摩擦阻力越大，TBM卡塞越來越嚴(yán)重，脫困也越來越困難，將造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失。

4 結(jié)語

本文對不同埋深下東環(huán)隧道雙模式盾構(gòu)機(jī)在停機(jī)狀態(tài)下的卡機(jī)風(fēng)險進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到的結(jié)論如下：

（1）TBM開挖初期，隧道頂部圍巖沉降，底部發(fā)生隆起，隨著停機(jī)時間的增加，圍巖整體產(chǎn)生沉降，且沉降程度越來越大，但增加幅度卻隨埋深增加而減小。

（2）停機(jī)時間一定時，隨著埋深的增加TBM開挖對圍巖的擾動也隨之增大，圍巖作用在護(hù)盾上的擠壓力也越大，護(hù)盾所受的摩擦阻力越大，發(fā)生卡機(jī)事故的概率也隨之增加。

（3）停機(jī)時間小于5d時，由于圍巖的變形量小于超挖間隙，未與護(hù)盾接觸，故文章所設(shè)工況皆未出現(xiàn)卡機(jī)情況，但隨著卡機(jī)時間的增長，護(hù)盾所受摩擦阻力越來越大，埋深200m的盾構(gòu)隧道在停機(jī)5d時，摩擦阻力大于護(hù)盾臨界阻力閾值，埋深120m則在停機(jī)44天時會出現(xiàn)上述情況。

針對上述卡機(jī)情況，應(yīng)結(jié)合盾構(gòu)機(jī)施工參數(shù)及地層信息對停機(jī)安全時間進(jìn)行評估，將停機(jī)時間嚴(yán)格控制在此范圍內(nèi)以防卡機(jī)事故的發(fā)生。

本章建立考慮盾構(gòu)隧道施工全過程的數(shù)值分析模型，分析了圍巖蠕變作用下的大埋深盾構(gòu)隧道管片結(jié)構(gòu)受荷特性，并從軟巖隧道賦存應(yīng)力場環(huán)境方面研究了圍巖蠕變作用下隧道埋深對管片結(jié)構(gòu)變形、內(nèi)力和接觸壓力的影響。主要研究結(jié)論如下：

（1）開挖初期，隧道頂部圍巖沉降，底部發(fā)生隆起，隧道埋深越大，管片襯砌整體變形越發(fā)顯著，在考慮圍巖的蠕變效應(yīng)后，管片襯砌整體發(fā)生沿豎直向下的變形。圍巖衰減蠕變階段的拱頂豎向位移變化率遠(yuǎn)大于穩(wěn)定蠕變階段。

（2）隨隧道埋深的增大，彎矩與軸力、接觸壓力均逐漸增大。在巖體未發(fā)生加速蠕變的情況下，圍巖蠕變過程中管片襯砌的內(nèi)力和接觸壓力的變化規(guī)律基本相同，有衰減蠕變和穩(wěn)定蠕變兩個階段。隧道埋深越大，圍巖蠕變過程中管片襯砌受荷特征受巖體蠕變的影響越大。