李春芳,靳兆阳

(中国交建轨道交通分公司，福建 福州 350000)

0 引言

随着EPB/TBM双模盾构机在城市地铁建设中应用越来越多，双模盾构机在下坡掘进过程中姿态控制难度越来越大。双模盾构机若出现严重姿态偏差，既影响隧道成型质量，还会影响工程进度和效益。姿态偏差是盾构机在掘进过程中的一种常见现象，严重姿态偏差会使推进隧道轴线偏离设计轴线，造成管片错台、局部管片破损、渗漏水等问题。现行纠偏措施主要为调整上下分区油缸压力差、注浆、适当增大土仓压力等，这些措施针对普通盾构机效果明显，由于双模盾构机自重较大、重心靠前，使用效果不佳。因此，需要进一步研究双模盾构机姿态纠偏问题。

针对盾构机栽头问题，国内外学者进行了大量研究：张厚美[1]编制了TBM掘进性能预测程序，预测模型可用于优化TBM刀具布置、验算TBM刀盘不平衡力以及预测TBM施工性能参数；宋剑[2]研究了盾构机在软土地层中姿态偏差的机理和管片破损的防治措施；李美群[3]研究了盾构管片破损及开裂的原因，并提出了已破损管片的修补措施和建议；王春凯[4]通过数学关系推导，得到推力油缸行程差和盾构切口竖向偏差量之间的对应关系；李建强[5]研究了盾构姿态对盾构管片受力分布的影响，采用有限元软件ANSYS进行数值模拟计算分析；孙齐等[6]通过施工期局部破损对成型管片衬砌结构性能的影响，提出管片破损导致管片局部刚度弱化，整环管片受力状态发生应力重分布现象；管会生等[7]提出了主要加大下部区域液压油缸推力和下部增加额外液压油缸的方法，以改善盾构栽头情况；谢友慧[8]提出盾构机底部土体地基反力前后分布不均是导致栽头的根本原因；李洋[9]提出利用CD-ABC算法，优化盾构纠偏模型，实现盾构机准确纠偏；王运钢等[11]提出最小纠偏半径方法，以使盾构机平缓地接近设计轴线。

本文以福州地铁某盾构区间为研究对象，对双模盾构机重心以及栽头原因进行了分析，在掘进过程中对比不同纠偏措施作用下的纠偏效果，以期为类似双模盾构设计和姿态调整提供参考。

1 工程概况

福州地铁某区间地层从上到下依次为：淤泥、(含泥)中细砂、粉质黏土、粉细砂、淤泥质土、全风化花岗岩、全风化熔结凝灰岩、中风化熔结凝灰岩、微风化熔结凝灰岩，其中微风化熔结凝灰岩地层中岩层较完整，单轴抗压强度126.1～193.1MPa，区间地层软硬交替，单一掘进模式的盾构机难以适应不同地层的施工要求，因此，采用EPB/TBM双模式可切换设计，兼具土压平衡盾构机和全断面硬岩掘进机的优点，以适应在软土层、软岩层和全断面硬岩复合区间掘进。

推进姿态异常段，右线隧道前380环所处的地层主要为：1～67环(中细砂、淤泥)；68～150环(中细砂、淤泥、粉质黏土)；151～342环(粉质黏土、下卧粉细砂夹层)；343～380环(淤泥、(含泥)中细砂、粉质黏土)，隧顶埋深19.07～23.39m ，如图1所示。

图1 异常地段地层分布纵剖面

该区间下穿民房具体为右线(64～442环)，隧道下穿影响范围内民房75栋，其中71栋为条形基础(基础埋深为1～2m)，4栋为独立桩基础，桩底距隧道顶部为10.8m。

2 双模盾构机

2.1 双模盾构机设备特征

区间右线采用EPB/TBM双模盾构机掘进，目前为土压平衡模式。盾构机盾体总长为10.6m，刀盘开挖直径为6 470mm，配置切削刀和滚刀，刀盘开口率为28%，主动铰接，盾构机主要参数如表1所示。

表1 双模盾构机主要参数

盾构机推进油缸分为4组，A组、B组、C组均为6根油缸，D组为4根，总共22根推进油缸，布置如图2所示；主动铰接油缸也分为4组，每组3根，共12根，布置如图3所示。

图2 推进油缸布置

图3 铰接油缸布置

2.2 盾构机重心计算

假设主机是悬浮在液体中的一个刚性结构，主要受力包括隔板压力、推进油缸推力和土体浮力。理论上当主机重心与主机几何中心重合时，主机姿态最易控制。但由于刀盘质量和主驱动质量相对其他部件质量大，导致盾构主机重心相对几何中心靠前(掘进方向)。正常掘进情况下通过调整底部推进油缸的推力达到控制主机重心靠前和土仓压力对主机产生不利影响的目的，并保证主机受力平衡。

主机重心计算方法是通过弯矩平衡实现的，即主机各部件质量对某一点所产生的弯矩之和与主机总质量(各部件质量之和)对该点产生的弯矩相等。利用弯矩平衡法，结合盾构设计，以针对刀盘面板为基准求弯矩。通过计算，得出其重心L=3 981mm。

3 栽头过程

栽头过程如表2所示。

表2 栽头时间节点

4 栽头原因分析

4.1 线路与地层条件

本段线路设计为下坡，盾构机在③1粉质黏土地层掘进，依据福州地铁类似地层盾构机掘进施工经验，盾构机需保持较大趋势才可确保盾尾平稳地拟合隧道设计轴线掘进；盾构机在进入此段地层前，向下惯性较大。盾构机下卧层为4～6m厚的③2粉细砂，盾构掘进中受扰动易液化，承载力下降大，且砂层在水流作用下易流失，形成盾体下部超挖现象，导致盾构机在此段地层掘进时易往下掉，中上部为③1粉质黏土地层，即为典型的上硬下软地层。

4.2 地下水

该区间地层地下水丰富，为承压水，水压大，盾构机掘进过程中盾尾及成型管片易上浮，加大盾构机向下栽头趋势。

4.3 盾构机本身原因

本工程采用EPB/TBM双模盾构机，盾构机中前盾较重(约380t)，占盾构机总重的81%。盾构机盾体长度相对较长(10.6m),其盾体重心在中盾靠前(即重心在盾体几何长度前端)，属于头重脚轻，因此，盾构机掘进过程中易载头。

4.4 外在因素

盾构机在姿态调整过程期间，受场地狭小、出土困难等因素影响，导致不能够连续掘进，停机频繁且时间较长，不利于姿态调整。

5 纠偏措施

5.1 措施1

恢复掘进后需控制切口垂直姿态，针对每环渣样进行取样；在掘进过程中做好交接班；加强二次注浆，控制管片上浮对姿态的影响；做好行程差、分区压力差、拼装点位、二次注浆等技术统计工作。通过采取上述措施，得到297～321环数据如表3所示，其中切口、铰接、盾尾垂直姿态走势如图4所示。

表3 措施1掘进参数

图4 切口、铰接、盾尾垂直位移走势(措施1)

从图4走势分析，采取上述措施以后切口、铰接、盾尾3条曲线垂直姿态偏差走势基本一致，均呈现逐渐下降趋势，其中315～316环切口升高约1cm然后又折返下行，这是由于盾构机全站仪换站引起的。因此，可以看出采取以上措施对盾构机抬头处理无效果。

5.2 措施2

屏蔽上部局部推进油缸，加大上下推进油缸压力差；盾尾后3～4环管片二次注浆，控制管片上浮；6～10号推进油缸垫钢板(50mm)；掘进过程中，在前盾、中盾底部径向注浆孔注入高效膨润土；结合监测数据，适当增大土仓压力。

通过采取上述措施，得到322～326环数据如表4所示，其中切口、铰接、盾尾垂直姿态走势如图5所示。

表4 措施2掘进参数

图5 切口、铰接、盾尾走势(措施2)

从图5可以看出，采取上述措施以后切口、铰接、盾尾3条曲线垂直姿态偏差走势基本一致，均呈现逐渐下降趋势，每环切口、铰接、盾尾垂直方向上位移下降7～8mm，证明采取以上措施效果不太明显。

5.3 措施3

屏蔽上部1，2，15号推进油缸，加大上下油缸压力差，如图6所示；盾尾后3～4环管片二次注浆，控制管片上浮；6～10号推进油缸垫钢板(150mm)；掘进过程中，在前盾底部径向注浆孔注入膨润土。通过采取上述措施，得到切口、铰接、盾尾垂直姿态走势如图7所示。

图6 1，2，15号推进油缸屏蔽示意

图7 切口、铰接、盾尾走势(措施3)

从图7分析可知，采取上述措施以后切口、铰接、盾尾3条曲线走势基本一致，均呈现逐渐下降趋势，每环切口垂直位移下降约1～2cm左右。切口、铰接、盾尾仍然持续向下栽头，通过采取以上措施后，效果未显现。

5.4 措施4

348环之前采取常规措施和前面基本一致，349环前半环掘进时，底部增加4组200 t外置油缸，屏蔽上部主推进油缸如图8所示，第1阶段先屏蔽上部4组推进油缸(14，15，1，2号)，第2阶段屏蔽上部全部油缸(13～3号)，但导致推力不足，然后又插上13，3号2组推进油缸；通过采取上述措施，得到336～349环切口、铰接、盾尾垂直姿态走势如图9所示，总推力变化如图10所示。

图8 增设外置油缸及屏蔽上部油缸示意

图9 切口、铰接、盾尾走势(措施4)

图10 总推力变化

分析可知，采取上述措施以后切口、铰接、盾尾3条曲线走势基本一致，均呈现逐渐下降趋势，且下降趋势加快，每环切口垂直位移下降约3cm。切口、铰接、盾尾仍然持续向下栽头，表明采取以上相关措施后，效果不明显。

343～349环推力从22 000kN逐步提高至30 000kN，分析原因之一主要是由于盾尾间隙不充分，管片和盾尾摩擦力增大，存在拉扯现象，且渣土较之前更干一些；原因之二为此时盾构机俯仰角达到-40mm/m，很大一部分力要克服地层变形。

先屏蔽13～3号，此时面板上推力最大达到36 000kN，稳定后达33 000kN，此时速度为0～3mm/min，推进约50mm，上部推进压力为0MPa，下部35MPa，左35MPa，右35MPa，根据受力分析上部0，下部11 000kN，左为5 500kN，右为5 500kN，加上4组外置千斤顶5 000kN(4根2 000kN千斤顶,每根千斤顶只达到额定推力的62.5%左右)，总推力合力为27 000kN，无掘进速度，然后插上3号和13号推力油缸，此时总推力约为29 500kN。

盾构的总推进力必须大于各种推进阻力的总和，否则盾构无法向前推进。盾构机受力主要包括盾构外围与土的摩擦力F1、盾构推进阻力(正面阻力)F2+F3、管片与盾尾刷摩阻力F5、后方台车的牵引阻力F4。

1)盾构外壳与土的摩擦力

式中：μ为盾壳和土体间的摩擦系数，取0.3。

2)盾构推进阻力(正面阻力)

计算得：F2=7 930kN

刀盘正面所受总阻力为F2+F3=9 410kN

3)后方台车牵引阻力

F4=W4×μ4

(1)

式中：W4为后接台车自重(kN)；μ4为后接台车与其运行轨道的摩擦系数。

4)盾尾与管片之间的摩阻力F5

F5=F总推力-F1-(F2+F3)-F4=10 000kN

经过简化计算后可以看出采用4根2 000kN外置油缸有效推力较小，难以克服盾尾与管片之间的摩阻力，针对此工况效果不佳。

5.5 措施5

经过数据分析，目前盾构机姿态如图11所示。

图11 盾构机姿态示意

首推常规强制纠偏方案，将4根2 000kN千斤顶换成4根4 000kN千斤顶。厂家做好主推油缸压力设定值增大工作，确保掘进时能达到35MPa以上，同时上部油缸推进实现屏蔽或无压跟随功能。增加底部主推油缸垫块厚度到25cm。盾尾上部同步注入高黏度膨润土泥浆，前盾下部同步注入克泥效。推进过程中土仓压力减小0.03MPa，掘进至最后10cm闷推保压，加强地面监测，根据监测数据实时调整；3～13号主推油缸顶部开启超挖刀超挖2.5cm。铰接行程差拉到最大并锁死，复推措施布置如图12所示。

图12 复推措施布置示意

通过采取上述措施，得到350～358环切口、铰接、盾尾垂直姿态走势如图13所示，掘进参数如表5所示，俯仰角和趋向走势如图14所示。

表5 措施5掘进参数

图13 切口、铰接、盾尾走势(措施5)

图14 俯仰角、趋向走势

图13是350环采取措施5以后的局部放大图形，从数据分析，采取措施5以后，铰接和盾尾快速下降，切口下降速度明显变缓。图14表示的是俯仰角和趋向曲线，两条曲线走势一致，并且同步逐渐减小，其中，垂直趋向=(切口-铰接)/4.5，垂直趋向减小，表明切口和铰接数值越接近，当切口和铰接数值接近一致的时候盾构机会快速抬头。

以上图和表可以直观清晰地表明，采取措施5以后纠偏效果明显，措施到位，在纠偏过程中要注意保证推进的连续性，但是在纠偏过程中不可避免地带来一些负面影响，例如管片严重错台、管片局部破损，局部渗漏水等。

5.5.1管片破损原因分析

采取措施5纠偏，需屏蔽盾构机上半部推进油缸，下部再增加4根4 000kN外置油缸辅助推进抬头，这导致推力和管片受力严重失衡，管片上部无受力状态，下部承受盾构机推进全部推力约36 000kN，垂直于管片截面的不平衡应力对管片结构产生剪切，剪切力超过混凝土管片强度界限值，是管片产生结构破坏原因之一。另外在纠偏过程中管片和盾尾之间摩擦产生的约束应力，对管片结构产生滑动切削和挤压，引发管片结构破坏和错台。除盾构机姿态纠偏引发管片错台和破损外，常见的管片破损和错台的原因还有管片质量、拼装质量、盾构机伸靴平行、密封条不平衡、注浆固结、螺栓紧固状态、管片选点等。

5.5.2施工中预防管片破损的措施

1)严选管片点位 管片拼装前，根据管片间隙、油缸行程，选择最优管片点位。

2)控制拼装质量 严禁拼装成型管片失圆，管片环面平整，确保伸靴和管片面零接触。

3)控制纠偏量值 盾构机姿态纠偏时，每环纠偏量需小于6mm，严格遵循“勤纠缓纠”。

4)控制推力平衡 掘进时严格控制各区推进油缸推力值相近，避免在管片上产生较大偏心力，减小管片所受弯矩。

5)控制防水粘贴 管片在贴防水材料时，要严格控制防水材料粘贴平行，避免受力后点位凸起导致管片受力不均，产生破损和错台。

6)控制注浆效果 同步注浆是约束管片错台的主要措施，掘进时要对同步注浆量、注浆质量、注浆压力进行控制。在同步注浆不满足管片错台要求时，及时补充二次注浆。

7)控制螺栓紧固 管片螺栓的松紧状态是导致管片错台的主要原因之一，平口管片片间无约束能力，受到周边荷载挤压时，偏向无受力方向。管片在盾尾内无周边荷载加压，当管片拖出盾尾时会受到某一方向推力，产生错台，所以管片螺栓需在盾尾内进行复紧。

通过以上措施，在后期的掘进过程中，管片成型质量较好，区间管片错台、破损均在控制范围内。

6 结语

本次福州地铁某区间EPB/TBM双模盾构机严重栽头事故得到较好处置，未出现不可控的后果，结合原因分析与研究，得出以下结论：①现场纠偏过程中纠偏人员要形成统一思想，落实好各种纠偏措施；②福州区域内工程水文地质条件复杂、地下水丰富，要提高对地层敏感性的认识，及时做好地层分析及掘进参数分析；③对双模盾构机进场之前进行充分论证，在制造时考虑适当加大双模盾构机下部区域油缸推力；④增强隐患意识，管片与盾尾刷之间摩擦力较大，容易造成盾尾刷破损，现场要做好各种应急物资准备。