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(wǎng)絡得出施工參數(shù)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(xiàn)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(shù)據(jù)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(xiàn)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(shù)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(xiàn)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(shù)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(shù)對鋼楔機構數(shù)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(jù)。

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(shù)見表1。

圖1 隧道穿越土層地質統(tǒng)計圖

表1 土體參數(shù)

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(xiàn)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(xiàn)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(shù);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(shù)；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(xiàn)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(shù)；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(shù)，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(shù)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(jù)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(jù)式(8)確定鋼楔機構的數(shù)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(xiàn)場驗證

表2 盾構穿越土層力學參數(shù)

表3 土壓平衡式盾構主要性能參數(shù)

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(xiàn)場相關數(shù)據(jù)代入式(8)，可以求出n≥7.7。因此糾偏現(xiàn)場選擇安裝8塊鋼楔機構，如圖8所示。

圖8 鋼楔機構現(xiàn)場安裝圖

盾構滾動角監(jiān)測數(shù)據(jù)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?。辉诰蜻M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(shù)據(jù)

4 鋼楔機構數(shù)量的影響參數(shù)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(shù)不變，研究隧道埋深對鋼楔機構數(shù)量的影響規(guī)律，根據(jù)式(8)，假定其他參數(shù)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(shù)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(shù)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(shù)量與隧道埋深成線性正相關，埋深每增加1 m，鋼楔機構數(shù)量增加約2塊。

圖10 鋼楔機構數(shù)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(shù)不變的前提下，研究地層類型與鋼楔機構數(shù)量的關系。根據(jù)式(8)，可以推導出鋼楔機構數(shù)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(shù)。

圖11示出了鋼楔機構數(shù)量與土壓平衡盾構地層條件相關系數(shù)的關系。由圖11可知，當其他變量保持不變時，鋼楔機構數(shù)量與地層條件和盾構類型相關的系數(shù)k成反比，k每增加1，鋼楔機構數(shù)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(shù)不變時，地層類型改變，鋼楔機構數(shù)量變化為1～11塊。

圖11 鋼楔機構數(shù)量與地層條件的關系

4.3 盾構直徑

在其他參數(shù)保持不變的前提下，研究盾構直徑對鋼楔機構數(shù)量的影響規(guī)律，根據(jù)式(8)，可以推導出鋼楔機構數(shù)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(shù)量與盾構半徑的關系圖。由圖可知，當其他參數(shù)保持不變時，鋼楔機構數(shù)量與盾構半徑成三次函數(shù)關系，且隨著盾構直徑的增加，鋼楔機構數(shù)量先增大后減小。

圖12 鋼楔機構數(shù)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(shù)量的計算公式，并對影響參數(shù)進行了分析，得出以下結論：

1)根據(jù)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(shù)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(shù)量與隧道埋深成線性正相關、與地層條件系數(shù)成線性負相關，與盾構直徑成非線性三次函數(shù)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(xiàn)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。