胡光靜，袁岳峰，余 昆

（中鐵廣州工程局集團有限公司，廣東 廣州 511457）

盾構(gòu)機刀盤是與開挖面直接相互作用的結(jié)構(gòu)，而開口率是盾構(gòu)機刀盤的重要結(jié)構(gòu)參數(shù)，其大小直接關(guān)系到刀盤扭矩大小，以及刀盤對開挖面的支護作用，而現(xiàn)有的刀盤開口率主要根據(jù)地層的自穩(wěn)能力確定，而對刀盤扭矩的影響考慮較少。土壓平衡掘進施工過程中，刀盤扭矩的組成包括：①刀盤正面、側(cè)面與土體之間的摩阻力扭矩；②刀盤切削土體時的地層抗力扭矩；③刀盤和攪拌葉片的攪拌扭矩；④刀具所受到的摩阻力扭矩；⑤密封引起的摩阻力扭矩；⑥軸承引起的摩阻力扭矩；⑦減速裝置摩擦損失的扭矩[1]。其中，①②③為刀盤扭矩的主要組成部分。刀盤正面與土體之間的摩阻力扭矩作為影響刀盤扭矩大小的主要成分，影響其因素可分為土體重力密度側(cè)土壓力系數(shù)等土層參數(shù)因素，與刀盤開口率、盾構(gòu)掘進機外徑等盾構(gòu)機參數(shù)因素。其中，可通過人為控制盾構(gòu)機參數(shù)因素，來影響刀盤扭矩大小，使其保持在合理的范圍內(nèi)。有必要對盾構(gòu)機參數(shù)因素與刀盤扭矩間的影響關(guān)系進行研究，從而達到控制刀盤扭矩大小的效果。

王洪新[1-2]對現(xiàn)場調(diào)研與數(shù)值仿真模型試驗數(shù)據(jù)進行分析，認為刀盤開口率影響土艙與刀盤開口處的壓力差，得到了壓力差隨刀盤開口率減小而減小的結(jié)論。歐陽凱等[3-5]基于泥水平衡盾構(gòu)法實際工程背景，分析了刀盤開口率與刀盤轉(zhuǎn)速、刀盤扭矩、掘進速度等多個盾構(gòu)掘進參數(shù)的影響關(guān)系，并對影響因素敏感度進行了評價。江華等[6-10]從地層參數(shù)的角度，基于施工現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)，分別分析了頂推參數(shù)、刀盤參數(shù)以及螺旋輸送機參數(shù)等，模擬不同開口率對掘進速度與地表沉降的影響，分析了刀盤參數(shù)對不同地層的適用性。王俊等[11-13]通過理論分析、數(shù)值模擬等方法，推導(dǎo)出刀盤掘進對開挖面穩(wěn)定的削弱程度與刀盤開口率有關(guān)。田懷文等[14-16]從盾構(gòu)參數(shù)控制的角度來考慮盾構(gòu)掘進對地表沉降的影響，未考慮刀盤開口率這一參數(shù)對開挖面穩(wěn)定性的影響。針對盾構(gòu)掘進現(xiàn)場原位試驗條件困難的問題，金大龍等[17-19]闡述了盾構(gòu)隧道研究在模型試驗的現(xiàn)有優(yōu)勢，并通過模型試驗的方法研究了刀盤開口率對刀盤擠土效應(yīng)和刀盤扭矩的影響關(guān)系。牛西龍等[20-21]提出了刀盤扭轉(zhuǎn)率來反映刀盤開口率與刀盤扭矩間的相互作用，認為刀盤扭矩應(yīng)大于刀盤開口率70%。

從現(xiàn)有研究分析可知，與盾構(gòu)參數(shù)掘進參數(shù)相關(guān)的現(xiàn)場原位試驗研究眾多，但由于現(xiàn)場原位試驗條件復(fù)雜，地層相關(guān)影響因素繁多，無法進行影響參數(shù)定量化研究，盾構(gòu)參數(shù)間影響關(guān)系的相關(guān)理論研究應(yīng)用困難，導(dǎo)致刀盤開口率與刀盤扭矩在地表沉降的影響機制并不明晰。為進一步探明盾構(gòu)機刀盤開口率對開挖面的影響，通過設(shè)計幾何相似比為1∶10 的模型試驗，開展刀盤開口率對刀盤扭矩及地表沉降的影響，并結(jié)合試驗結(jié)果闡明影響機制。

1 試驗簡介

1.1 盾構(gòu)施工模擬系統(tǒng)

為了分析刀盤開口率對開挖面的影響，通過開率室內(nèi)模型試驗，所用模型盾構(gòu)機設(shè)計尺寸按照1∶10 的幾何相似比計算所得，考慮國內(nèi)單洞單線地鐵盾構(gòu)隧道直徑一般不小于6 m，不超過6.8 m，而所采用的盾構(gòu)機尺寸參數(shù)，也受限于實際盾構(gòu)隧道直徑要求，較所施工隧道直徑普遍大0.2～0.3 m。按盾殼外徑7 m 的盾構(gòu)機計算，本試驗所使用的模型盾構(gòu)機盾殼外徑0.7 m，刀盤外徑為0.71 m，長度1.2 m。本模型盾構(gòu)機開口處采用可拆卸式轉(zhuǎn)動閘板，用以不同開口率刀盤盾構(gòu)施工模擬。與實際盾構(gòu)施工系統(tǒng)相似，本試驗施工模擬系統(tǒng)中，盾構(gòu)機內(nèi)部土倉連接有渣土輸送帶，倉內(nèi)渣土通過螺旋輸送機輸出至傳送帶，最后送至存土箱中。

施工裝置兩側(cè)對稱安裝有千斤頂，其中盾構(gòu)機尾端與始發(fā)架相連接，始發(fā)架中心與千斤頂前端相連接，而千斤頂后端則安裝有反力架。始發(fā)架與反力架均安裝在縱梁上，二者可在縱梁上水平滑動，其中始發(fā)架與縱梁間設(shè)置有減磨滑輪，縱梁上裝有防滑銷釘。實際模擬施工時，銷釘可在盾構(gòu)機頂推為反力架提供阻力，從而實現(xiàn)盾構(gòu)機掘進的效果?？v梁前端與土箱連接，盾構(gòu)刀盤液壓馬達、螺旋輸送機液壓馬達、頂推千斤頂?shù)膭恿梢簤簞恿φ咎峁?/p>

1.2 試驗步驟

為了方便切割圓孔，土箱的盾構(gòu)始發(fā)側(cè)采用3 cm 厚復(fù)合木板，木板上部采用3 cm 厚有機玻璃板；土箱其他三面均采用3 cm 厚有機玻璃板。土箱內(nèi)部長76 cm（盾構(gòu)機前進方向），寬82.5 cm，高107.5 cm，試驗時盾殼頂部的覆土厚度約為30 cm。填土采用砂土，為了防止螺旋輸送機的螺旋軸被卡，通過過濾篩剔除10 mm 以上的大顆粒，試驗用砂土的級配曲線如圖1 所示，試驗時含水量約6.5%，密度約為1 663 kg/m3。試驗時在盾構(gòu)機頂推方向中軸線位置布設(shè)8 個沉降標(biāo)，每推進一環(huán)（幾何相似比為1∶10，實際中一環(huán)為120 cm，所以試驗時的一環(huán)為12 cm）記錄一次地表沉降，每次試驗頂推5 環(huán)（共60 cm）。

圖1 填土級配曲線Fig.1 Fill grading curve

在往土箱內(nèi)填土?xí)r，在吊車掛鉤上放置掛稱，對填土進行稱量，從而控制填土密度。渣土通過輸送帶輸出，并將尾端的接土箱放在稱盤上，在盾構(gòu)機始發(fā)架的縱梁上貼有標(biāo)尺；在土箱頂部安裝沉降標(biāo)尺，試驗過程中均通過攝像頭對數(shù)據(jù)進行監(jiān)測記錄。盾構(gòu)機的刀盤、螺旋輸送機、頂推均通過觸摸控制屏進行控制，同時對刀盤的轉(zhuǎn)速與扭矩、螺旋輸送機的轉(zhuǎn)速與扭矩、頂推力進行數(shù)據(jù)采集與記錄。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 刀盤開口率對刀盤扭矩的影響

以單位掘進距離的渣土實際輸出質(zhì)量與理論輸出質(zhì)量的比值作為出土率，即

式中：ξ 為出土率；Qa為渣土實際輸出質(zhì)量；Qt為渣土理論輸出質(zhì)量。

根據(jù)盾構(gòu)機每掘進1 cm 對應(yīng)的切削土體體積計算，對應(yīng)的理論單位掘進距離（1 cm）的渣土輸出質(zhì)量約為6.4 kg，為此在試驗時以控制每掘進1 cm渣土輸出質(zhì)量為6.4 kg 進行試驗，即出土率為1。

試驗基于不同刀盤開口率下，研究盾構(gòu)施工階段刀盤扭矩的變化規(guī)律。盾構(gòu)掘進始發(fā)后，盾構(gòu)機控制端平均每2 s 記錄下一次刀盤扭矩參數(shù)值，試驗結(jié)果如圖2 所示。兩組對照試驗所采用刀盤開口率分別為25%、35%。每次頂推0.5 cm，出土質(zhì)量達到3.2 kg 后再繼續(xù)下一次頂推。因頂推千斤頂在伸出時速度較快，每次頂推0.5 cm 的過程中，刀盤與開挖面接觸應(yīng)力迅速增大；而在頂推千斤頂停止伸出時，隨著刀盤對開挖面的切削及渣土輸出，刀盤與開挖面接觸應(yīng)力逐漸減小，圖2 中的刀盤扭矩呈現(xiàn)出較大的波動。

圖2 不同開口率刀盤掘進時扭矩變化Fig.2 Variation of torque when cutting with different opening rates

當(dāng)開口率達到25%，頂推時的刀盤扭矩大小范圍為890～1 073 N·m，刀盤扭矩均值為928 N·m，且絕大部分時刻的瞬時刀盤扭矩不低于900 N·m；而當(dāng)開口率達到35%，盾構(gòu)機掘進頂推階段的刀盤扭矩為780～1 007 N·m，刀盤扭矩均值為877 N·m，且大部分時刻的瞬時刀盤扭矩小于900 N·m。由此可見，在出土率相同的條件下，增大刀盤開口率時，刀盤扭矩整體呈現(xiàn)增大趨勢。由標(biāo)準(zhǔn)差計算可知，當(dāng)?shù)侗P開口率35%，刀盤扭矩數(shù)據(jù)更加離散；當(dāng)開口率為25%時，刀盤扭矩變化更加穩(wěn)定。在本縮尺試驗中，由兩組刀盤扭矩均值計算可知，在實際出土率與理論出土率相等的條件下，增大刀盤開口率可減小刀盤面而與開挖面的接觸面，從而減小刀盤扭矩，刀盤開口率增大了10%，刀盤扭矩減小約5.8%。

出土率為1，土艙近似滿艙狀態(tài)進行掘進，刀盤開口率越大，刀盤面板與開挖面的接觸面積越??；土艙內(nèi)的渣土與開挖面的接觸面積越大，刀盤面板與開挖面的摩擦力要大于艙內(nèi)的渣土與開挖面的摩擦力。增大刀盤開口率可減小刀盤扭矩。

2.2 刀盤開口率對地表沉降的影響

圖3，圖4 分別為不同開口率刀盤掘進下地表沉降曲線，圖示相鄰環(huán)開挖面間距12 cm，當(dāng)沉降值為負值時，表示掘進對應(yīng)地表持續(xù)沉降。如圖4 所示，刀盤開口率為25%時，掘進始發(fā)階段，各環(huán)開挖面對應(yīng)的地表沉降保持穩(wěn)定狀態(tài)，而在依次完成第1 環(huán)至第5 環(huán)的掘進開挖過程中，地表沉降最大值分別為0.14，0.52，1.10，1.87，2.70 mm。前2 環(huán)掘進完成時，地表最大沉降發(fā)生在距始發(fā)口約16 cm 處；第5 環(huán)掘進完成時，地表呈現(xiàn)明顯的整體沉降趨勢，最大沉降發(fā)生在距始發(fā)口約30 cm 處。可見，隨掘進深入，先后依次完成各環(huán)掘進時產(chǎn)生的最大地表累計沉降增大明顯，最大累計沉降發(fā)生點距始發(fā)口距離略有增大。

圖3 開口率25%下的地表沉降Fig.3 Surface settlement at the opening rate of 25%

圖4 開口率35%下的地表沉降Fig.4 Surface settlement at the opening rate of 35%

圖4 所示為刀盤開口率為35%時的地表沉降曲線。當(dāng)盾構(gòu)機依次完成對第1 環(huán)至第5 環(huán)的土體頂推掘進時，所對應(yīng)地表累積最大沉降值分別為0.31，0.75，1.21，1.80，2.53 mm。掘進初始階段，各環(huán)開挖面對應(yīng)的地表沉降保持穩(wěn)定狀態(tài)；在完成第一環(huán)掘進開挖后，地表開始出現(xiàn)隆起現(xiàn)象，且隆起值隨進一步開挖而增大，過程約持續(xù)至第3 環(huán)掘進完成。且在完成第3 環(huán)的掘進后，地表出現(xiàn)2 次隆起，隆起值小于第1 次隆起最大值；在第4 環(huán)完成掘進后，地表出現(xiàn)二次沉降。

相較于圖3、圖4，各環(huán)地表最大沉降差值分別為0.17，0.23，0.11，-0.07，-0.17 mm?？芍?，當(dāng)?shù)侗P開口率由25%增大至35%時，前3 環(huán)掘進過程中引起的地表沉降隨之增大，且在第2 環(huán)掘進完成時表現(xiàn)最為明顯，而在對第4 環(huán)、第5 環(huán)掘進時，地表沉降反之出現(xiàn)減小的現(xiàn)象。

基于本次試驗時土艙飽滿度高，盡管試驗的地層土體為松散砂土，在土艙近似滿艙狀態(tài)下，刀盤空隙上的渣土對開挖面可起的支護作用。本次試驗所使用的模型盾構(gòu)機盾殼外徑0.7 m，刀盤外徑為0.71 m，即刀盤開挖直徑稍大于盾殼外徑1 cm。盡管出土率為1，但仍然發(fā)生了一定的地表沉降。

3 結(jié)論

1）在幾何相似比為1∶10 的模型試驗中，通過模型盾構(gòu)機的刀盤上設(shè)計閘板，實現(xiàn)了刀盤開口率可調(diào)；通過對渣土實時稱量，從而間接地實現(xiàn)了對土艙飽滿度的控制。

2）本次試驗研究表明，在實際出土率與理論出土率相等的條件下，增大刀盤開口率可減小刀盤與開挖面的接觸面積，從而減小刀盤扭矩，刀盤開口率增大10%，刀盤扭矩減小約5.8%。

3）在實際出土率與理論出土率相等的條件下，因盾構(gòu)機土艙近似滿艙狀態(tài)，刀盤開口率對地表最大沉降影響不顯著，即刀盤面板對開挖面的支護效果并不明顯。

4）刀盤開口率對開挖面影響分析表明，在土艙飽滿度較低時，刀盤面板對松散地層的開挖面可起到良好的支護作用；而在土艙近似滿艙狀態(tài)下，刀盤空隙上的渣土對開挖面可起的支護作用。