隧道掘進機撐靴導致洞壁破壞機理的研究

李泰灃，鄭婕，張千里，李濤

（1.中國鐵道科學研究院，北京100081；2.北京交通大學土木建筑工程學院，北京100044；3.中國鐵道科學研究院鐵道建筑研究所，北京100081）

隧道掘進機撐靴導致洞壁破壞機理的研究

李泰灃1，鄭婕2，張千里3，李濤2

（1.中國鐵道科學研究院，北京100081；2.北京交通大學土木建筑工程學院，北京100044；3.中國鐵道科學研究院鐵道建筑研究所，北京100081）

考慮隧道埋深、隧道洞徑和圍巖強度3種影響因素，采用有限元軟件ABAQUS建模，分析了全斷面隧道掘進機撐靴與隧道圍巖的相互作用、圍巖變形和破壞的規律，并與實測結果進行了對比。結果表明:隨隧道埋深的增加，隧道圍巖的穩定性逐漸增強；隨著隧道洞徑的增大，隧道圍巖的穩定性逐漸降低，但變化幅度較小；隨著隧道圍巖抗剪強度的降低，在撐靴荷載作用下隧道圍巖的承載力逐漸降低，建議實際工程中隧道圍巖的內摩擦角不能小于45°；3種影響因素中，隧道圍巖的穩定性對于圍巖強度的變化最為敏感，其次是隧道埋深，最后為隧道洞徑；遼西北供水工程實測單側撐靴支撐力為24 900～25 900 kN，可推斷出單側撐靴徑向應力為5.72～5.95 MPa，與仿真計算結果一致。

全斷面隧道掘進機；撐靴；隧道圍巖；破壞模式；隧道施工；數值模擬

全斷面隧道掘進機（Tunnel Boring Machine，TBM）是集機械、電子、液壓、激光技術于一體的大型集成化隧道施工作業系統［1］。TBM屬于按需求定制的產品和系統，結合每個TBM隧道工程的特點、條件和技術問題，采用不同的TBM系統集成設計與施工技術方案，既需要有個性的考慮，又需要作出共性的總結［2］。其中，TBM推進和撐靴系統在TBM隧道工程施工中發揮著至關重要的作用。撐靴作為TBM的固定部分，掘進時靠其支撐整機重量，并將推力和扭矩反力傳遞給洞壁，借助球形絞均勻地支撐在洞壁上，避免引起集中載荷對洞壁的破壞［3］。然而，對于TBM推進和撐靴系統在隧道施工中與隧道圍巖的相互作用機理目前研究尚少，也主要依賴于工程經驗指導實際施工。

隧道圍巖的破壞受多種因素的綜合影響，可概括為3種：①地質因素，包括巖石物理力學性質、結構面的抗剪特性、地下水作用、風化作用等；②工程因素，包括隧道埋深和斷面的形狀、大小、高跨比等；③施工因素，包括隧道施工方法和手段、支護時間和方式等［4-9］。本文以遼西北供水工程為例，考慮隧道埋深、隧道洞徑和圍巖強度3種影響因素，采用有限元軟件ABAQUS建模［10］，對TBM撐靴與隧道圍巖的作用進行分析。

1　仿真模型建立及計算參數選取

ABAQUS模型為60 m×60 m×60 m三維立方體模型，底面施加三向約束，側面均施加法向約束，頂面不施加約束，且考慮掌子面到撐靴作用處的距離，預留部分隧道未開挖。為更加準確有效地模擬隧道開挖過程以及后續由于撐靴荷載導致的隧道圍巖變形，本次計算將仿真模擬過程分為3個部分：初始地應力平衡、隧道開挖、施加撐靴荷載。開挖過程中，本模型將撐靴設置在隧道的中間位置。根據工程實際，隧道掘進長度為45 m，其余15 m為未開挖部分。巖土材料采用Mohr-Coulomb本構模型，為了更精確地劃分單元，采用一階四面體單元（C3D4），以便提高計算效率和計算精度。

TBM支撐系統由帶有撐靴的水平支撐液壓缸和豎直方向的扭矩液壓缸組成，掘進時水平支撐液壓缸使撐靴撐緊在洞壁上。根據工程實踐經驗，支撐力一般選取為推進力的2.6倍，最大單側撐靴支撐力為其1/2［11］。本文所采用的是直徑8.5 m開敞式TBM，由下式計算可得最大單側撐靴支撐力為3.0×104kN，在考慮撐靴與隧道洞壁接觸面積之后，單側撐靴荷載為5.7 MPa。計算公式為

式中：Ft為TBM所需推進力，kN；Fμ為護盾摩擦力，kN；Fc為刀盤額定推力，kN；Fd為后配套系統拖動力，kN，可根據不同設計和質量進行估算；μ為摩擦系數；r為護盾半徑，m；l為護盾長度，m；Pv為豎直載荷，kN/m2；Ph為水平載荷，kN/m2；G為TBM自重，kN；Fsc為單刀額定推力，kN；n為刀具數。

圖1為仿真計算模型，各工況隧道圍巖物理力學參數見表1。

圖1　仿真計算模型

表1　各個工況隧道圍巖物理力學參數

2　ABAQUS仿真計算結果分析

2.1隧道埋深的影響（工況1～工況3）

在圍巖物理力學參數和洞徑相同條件下，分別計算埋深為200，400，600 m 3種情況。

1）應力

不同埋深下隧道應力沿開挖方向分布曲線見圖2。圖中負值表示受壓。由圖2可知：不同埋深條件下，隧道的應力特征具有相似性，且徑向應力、軸向應力均集中在距離洞口30 m處（撐靴所在位置）；隨隧道埋深的增加，其上覆土層壓力和圍巖側壓力不斷增大，隧道洞壁受撐靴作用所產生的徑向壓應力、軸向壓應力均隨之增大。

圖2　不同埋深下隧道應力沿開挖方向分布曲線

2）位移

不同埋深下隧道位移沿開挖方向分布曲線見圖3。由圖3可以看出：徑向位移隨著隧道埋深的增加逐漸增大，集中在隧道撐靴所在位置；軸向位移的情況則較為復雜，即在洞壁與撐靴接觸處，軸向位移隨著隧道埋深的增加而減小。

圖3　不同埋深下隧道位移沿開挖方向分布曲線

圖4　不同埋深下隧道塑性變形沿開挖方向分布曲線

3）塑性變形

不同埋深下隧道塑性變形沿開挖方向分布曲線見圖4。由圖4可知：隨著隧道埋深的增大，由于隧洞上覆土層的壓力及側面圍壓逐漸增大，在一定撐靴荷載作用下徑向、軸向塑性變形程度逐漸增大，進而導致塑性變形影響范圍擴大，不利于TBM的安全施工。

2.2隧道洞徑的影響（工況4～工況6）

保持圍巖物理力學參數和隧道埋深不變，模擬計算隧道洞徑分別為5，8.5，10 m時圍巖變形情況。

1）應力

不同洞徑下隧道應力沿開挖方向分布曲線見圖5。由圖5可知：隨隧道洞徑的增大，徑向應力和軸向應力影響范圍和強度均逐漸增大，應力分布規律存在一致性。徑向應力的增大趨勢較軸向應力相對明顯，但增幅較小。可以認為，隧道洞徑的變化對于隧道結構強度無明顯影響，在一定撐靴荷載作用下，其應力分布規律無明顯差異。

圖5　不同洞徑下隧道應力沿開挖方向分布曲線

2）位移

不同洞徑下隧道位移沿開挖方向分布曲線見圖6。由圖6可知：在撐靴荷載作用下，隧道洞徑增大時隧道徑向、軸向位移均在逐漸增加，位移主要出現在洞壁兩側拱腰附近，以撐靴所在處位移最為顯著。徑向位移及軸向位移沿隧道開挖方向的分布曲線基本一致，大洞徑隧道的位移較小洞徑隧道有一定程度的增加，增幅不是很明顯。隧道已開挖部分靠近洞口處變形較撐靴處分布相對平穩。

圖6　不同洞徑下隧道位移沿開挖方向分布曲線

3）塑性變形

不同洞徑下隧道塑性變形沿開挖方向分布曲線見圖7。由圖7可知：隨隧道洞徑的增大，在撐靴荷載作用下隧道洞壁在徑向和軸向的塑性區均逐漸增大，且關于隧道軸線對稱；隧道洞徑增加至10 m時徑向、軸向塑性變形最大。不同洞徑條件下徑向塑性變形分布存在一致性，隧道徑向塑性變形與隧道洞徑間存在一定線性關系。軸向塑性變形分布受隧道洞徑影響較為明顯，較大洞徑的隧道其軸向塑性變形的影響范圍較小洞徑隧道有所提升。10 m洞徑隧道最大軸向塑性變形更靠近隧道洞口；這是因為撐靴需要提供TBM掘進時所需的推進力，隧道與撐靴接觸處需要承擔與推進方向相反的反力，較大洞徑的隧道需要承擔較大的反力，其最大軸向塑性變形會沿開挖反方向分布。2.3圍巖強度的影響（工況7～工況10）

隧道圍巖強度主要受到內摩擦角的影響，模型埋深為400 m，洞徑為8.5 m。取4種典型工況進行計算，內摩擦角依次為50°，45°，40°，35°。

1）應力

不同圍巖強度下隧道應力沿開挖方向分布曲線見圖8。由圖8可知：不同圍巖強度條件下，由于撐靴作用導致的徑向、軸向應力特征存在相似性；隨著內摩擦角的減小（圍巖強度的降低），在隧道與撐靴接觸處徑向應力有明顯的增大趨勢。由圖8（b）還可以看出：在內摩擦角為35°時，圍巖已經出現較明顯的破壞。

圖7　不同洞徑下隧道塑性變形沿開挖方向分布曲線

圖8　不同圍巖強度下隧道應力沿開挖方向分布曲線

2）位移

不同圍巖強度下隧道位移沿開挖方向分布曲線見圖9。由圖9可知：經過全斷面一次性開挖后，在撐靴荷載作用下隧道洞壁的位移主要出現在洞壁兩側拱腰；當內摩擦角按照50°，45°，40°，35°依次減小時，徑向、軸向位移的影響程度、影響范圍均呈增大趨勢，最大變形均發生在撐靴與隧道洞壁的接觸面處。從圖9（b）還可以看出，由于圍巖抗剪強度的減弱，當內摩擦角為35°時，在撐靴荷載作用下圍巖已失穩破壞。

3）塑性變形

不同圍巖強度下隧道塑性變形沿開挖方向分布曲線見圖10。由圖10可見：①隨著內摩擦角依次減小，塑性變形區域逐漸增大，且最大塑性變形出現在TBM撐靴與隧道洞壁的接觸面上。隧道徑向變形主要受到撐靴壓應力作用，內摩擦角的變化對于抗剪強度影響較大，從而對徑向塑性變形影響也較大。②內摩擦角從50°變化到45°時，塑性區范圍變化較小，影響程度也較小；隨著抗剪強度的繼續降低，當內摩擦角為40°時，塑性區范圍明顯增大，隧道已開挖部分的洞壁產生了明顯的軸向塑性變形，說明隧道在撐靴荷載作用下此時已經瀕臨失穩破壞。③當內摩擦角減小至35°時，徑向、軸向塑性變形的范圍和程度均有顯著的提升，從圖10（b）還可以看出，隧道撐靴作用處發生了明顯的失穩破壞。

圖9　不同圍巖強度下隧道位移沿開挖方向分布曲線

圖10　不同圍巖強度下隧道塑性變形沿開挖方向分布曲線

3　現場監測

根據遼西北供水工程掘進實測數據，繪制Ⅱ，Ⅲa和Ⅲb類圍巖條件下TBM單側撐靴支撐力沿掘進方向分布曲線，見圖11。

由圖11可知：在Ⅱ，Ⅲa和Ⅲb 3類圍巖條件下單側撐靴支撐力的波動較小；隨著圍巖強度降低，單側撐靴支撐力平均值逐漸減小，這與模擬計算中考慮圍巖強度因素所得趨勢相同。在這3類常見圍巖類型中，圍巖單側撐靴支撐力變化范圍為24 900～25 900 kN，由此可推斷出單側撐靴徑向應力為5.72～5.95 MPa，在考慮一定安全系數的情況下，與仿真計算結果較為一致。

圖11　Ⅱ，Ⅲa，Ⅲb 3類圍巖單側撐靴支撐力沿掘進方向分布曲線

4　結論

1）隨著隧道埋深的增加，隧道圍巖的穩定性逐漸增強；隨著隧道洞徑的增大，隧道圍巖的穩定性逐漸降低，但變化幅度較小。

2）隨著隧道圍巖抗剪強度的降低，在撐靴荷載作用下隧道圍巖的承載力逐漸降低，導致在TBM掘進過程中隧道圍巖的穩定性逐漸降低。考慮安全系數的影響，建議實際工程中隧道圍巖的內摩擦角不能小于45°，圍巖抗剪強度較小的隧道，不宜使用TBM工法。

3）3種影響因素中，隧道圍巖的穩定性對于圍巖強度的變化最為敏感，其次是隧道埋深，最后為隧道洞徑。因此，在隧道設計及施工方案選取時，將優先考慮隧道圍巖強度和隧道埋深。在TBM掘進過程中，撐靴荷載應根據當前盾構機所處位置的圍巖強度有所調整，在不引起圍巖破壞的前提下提供最大的推進力。

4）依托實際工程，實測單側撐靴支撐力值為24 900～25 900 kN，可推斷出單側撐靴徑向應力為5.72～5.95 MPa，與仿真計算結果較為一致。

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［11］張義同，高健，喬金麗，等.隧道盾構掘進土力學［M］.天津：天津大學出版社，2010.

（責任審編葛全紅）

Research on Surrounding Rock Failure Mechanism due to Gripper Action of TBM（Tunnel Boring Machine）

LI Taifeng1，ZHENG Jie2，ZHANG Qianli3，LI Tao2
（1.China Academy of Railway Sciences，Beijing 100081，China；2.School of Civil Engineering，Beijing Jiaotong University，Beijing 100044，China；3.Railway Engineering Research Institute，China Academy of Railway Sciences，Beijing 100081，China）

Considering such three influence factors as the tunnel buried depth，tunnel diameter and surrounding rock strength，the interaction between T BM gripper and tunnel surrounding rocks，the surrounding rock deformation and failure laws were analyzed by using finite element analysis software ABAQUS，which were compared with the measured results.T he results show that the stability of surrounding rock increases with the tunnel buried depth increasing，the stability of surrounding rock gradually decreases and the changing amplitude is small with tunnel diameter increasing，the bearing capacity of tunnel surrounding rock decreases under the effect of gripper load with the shear strength decrease of the tunnel surrounding rock，which means that the internal friction angle of tunnel surrounding rock should not be less than 45 in practical engineering.Among the three influence factors，the tunnel surrounding rock stability is mostly sensitive to the change of surrounding rock strength，followed by the tunnel buried depth，and finally sensitive to the tunnel diameter.T he measured unilateral gripper support force is 24 900～25 900 kN in Northwest Liaoning water supply engineering and the unilateral gripper radial stress can be inferred as 5.72～5.95 M Pa，which is consistent with the simulation results.

T BM；Gripper；T unnel surrounding rock；Failure mode；T unnel construction；Numerical simulation

U455.4

A

10.3969/j.issn.1003-1995.2016.10.14

1003-1995（2016）10-0050-05

2016-07-10；

2016-07-25

國家自然科學基金高鐵聯合基金（U1434211）；鐵道科學技術研究發展中心項目（J2014G004）；中國鐵道科學研究院基金中日國際合作項目（2015YJ143）

李泰灃（1989—），男，博士研究生。