軟弱地層敞開式TBM超前注漿加固技術研究

楊騰添，李 恒，周冠南，郭 穩

(1.中國鐵建大橋工程局集團有限公司，天津 300300；2.陜西省巖土與地下空間工程重點實驗室，陜西 西安 710055)

0 引言

隨著地下空間領域的開發，中國已是世界上隧道及地下工程規模最大、數量最多、地質條件和結構形式最復雜、修建技術發展速度最快的國家之一[1]。TBM具有掘進速度快、施工安全、污染小、成洞質量高等優點[2]，在錦屏二級水電站引水隧洞、北疆供水二期引水隧洞、甘青隧道、高黎貢山隧道等水利水電及鐵路工程中得到廣泛應用[3-6]。

近年來，越來越多的特殊地理地貌、復雜地質、超大埋深和超長隧洞工程開始建設[7]，TBM掘進過程中需穿越斷層破碎帶、富水區、高地應力區等，不良地質情況逐漸成為地下空間工程領域的研究熱點[8]。特別是，當TBM穿越軟弱地層時，面臨擠壓大變形與卡盾的嚴峻挑戰[9]。實踐表明，圍巖擠壓大變形導致的TBM卡機災害占TBM施工重大事故的37%，是占比最大的地質災害之一[10]。

對于敞開式TBM卡機問題，現有研究多集中于TBM卡機機制、脫困輔助措施及預警方法。溫森等[11]基于Hoek-Brown準則圓形隧道圍巖流變變形理論，建立了停機和連續掘進工況下的卡機狀態判斷模型。姬超等[12]建立了護盾與圍巖相互作用下的計算模型，并提出增大預留間隙可有效避免卡機問題。劉泉聲等[13]采用自動化處理程序和光纖通訊技術，以護盾內表面應變作為預警指標，提出一種具備無人值守、數據自動采集傳輸、可遠程操控的TBM卡機實時監測預警方法。蘇珊等[14]采用先對護盾后方拱架段加強支護，在護盾及刀盤側形成自然拱保護殼，再人工鑿除巖體形成脫空區實現脫困。

對于TBM卡機前圍巖變形控制等超前預加固技術研究方面，王盡忠等[15]針對中天山隧道節理密集段的圍巖坍塌災害，通過TBM刮渣斗進行超前注漿，并研究了隧道圍巖注漿材料、注漿設備、注漿工藝和注漿效果；王遠超等[16]提出對斷層破碎帶進行自進式超前中空錨桿鉆孔、注漿等措施加固巖體。由于盾構刀盤對圍巖掌子面的遮擋，傳統的敞開式TBM洞內超前注漿加固多通過在刀盤隔艙內搭設簡易作業架，利用刮渣孔，采用人工操作小型注漿管的施工方案[15]，但該方案費時、費力，鉆孔注漿質量難以保證，且拆刀存在較高的施工風險。

針對軟弱圍巖地區TBM施工的卡機風險，本文提出一種基于鉆注一體化裝備的敞開式TBM超前加固技術，可實現在TBM施工過程中從洞內對圍巖進行機械化超前加固處理。相比傳統TBM洞內超前加固工藝，省去了停機拆刀、搭設臨時工作架等工序，減少了人工投入。此外，通過midas GTS有限元軟件對超前加固前、后2種工況進行模擬分析，將數值分析結果與現場實測數據進行對比，驗證超前鉆注一體機的預加固效果。

1 工程概述

1.1 工程背景

某引水隧洞位于新疆阿勒泰地區，線路起始樁號K2+370，終點樁號K29+187，線路總長26 817 m。其中，敞開式全斷面TBM施工段長23 737 m，開挖斷面直徑為7.83 m。隧洞總體呈西北向東南走向，隧址地區為低山丘陵地貌，總體地勢上呈現北高南低、東高西低，沿線沖溝較發育。引水隧洞總體平面分布如圖1所示。

圖1 引水隧洞總體平面圖(單位：km)Fig.1 General plan of a water diversion tunnel (unit:km)

1.2 地質概況

引水隧洞主要穿越巖層為奧陶系黑云母石英片巖(淺灰—深灰色)，呈層狀結構分布，層面中等發育，裂隙面起伏。隧址地區基巖強風化層厚度為3～5 m，弱風化層厚度為8～12 m。石英片巖產狀為295～300°NE∠50～60°，巖層產狀與隧道縱向夾角為15～20°。巖體完整性系數kV為0.3～0.5，巖體飽和抗壓強度為24 MPa，巖體透水率低于15 Lu，軟化系數為0.2～0.4。引水隧洞海拔730～1 400 m，相對高差達670 m，洞室最大埋深為668 m。引水隧洞地質縱斷面如圖2所示。

圖2 引水隧洞地質縱斷面Fig.2 Geological profile of a water diversion tunnel

2 超前鉆注一體機加固技術

2.1 超前鉆注一體機

超前鉆注一體機主要由鉆注裝備主體結構、動力單元(液壓泵站與錨桿鉆機共用)、控制單元(控制閥組、遙控器)和注漿設備等組成。設備安裝于主梁上，通過行走軌道實現在隧道拱頂120°范圍內自由移動。超前鉆注一體機如圖3所示。

TBM已有錨桿鉆機的液壓泵站，可以作為超前鉆注一體機的液壓動力源，其配套系統包含沖洗水系統、鑿巖機的油霧潤滑系統，需要的水源和氣源可直接利用TBM的水源和壓縮空氣。

(a)側向圖

2.2 鉆機成孔及注漿

采用超前鉆注一體機系統對引水隧洞TBM盾尾前方的巖土體進行加固處理，注漿加固范圍為隧道拱部120°的圍巖區域，鉆孔間距為0.50 m，每環約打設16～17個超前注漿加固孔，鉆孔外插角為10°，鉆孔長度為20 m，鉆孔搭接長度為5 m。

注漿材料為水泥水玻璃雙液漿，水泥為P·O 42.5普通硅酸鹽水泥，水玻璃為35 °Bé，雙液漿體積比為1∶0.6。為避免現場注漿時發生堵管，在雙漿配置過程中，根據配合比設計試驗，摻入少量緩凝劑，小幅度調節凝結時間，將漿液凝結時間控制在50 s左右。按原設計水泥漿摻入膨脹劑，約為水泥用量的8%。超前注漿導管孔位分布如圖4所示，敞開式TBM超前注漿流程如圖5所示。

圖4 超前注漿導管孔位分布Fig.4 Hole position of advance grouting catheter

圖5 敞開式TBM超前注漿流程圖Fig.5 Flowchart of advance grouting of open TBM

1)操作超前鉆注一體機旋轉架的行走馬達，使其旋轉到鉆孔位置；鉆機加裝直徑為102 mm的鉆頭進行導管孔鉆孔施工，將預制好的孔口導管(外徑89 mm，內徑80 mm，長1.2 m)插入鉆孔中，導管外露預留合適長度，為球閥、排渣三通、RBOP的安裝預留空間。通過法蘭盤將球閥、排渣三通、RBOP連接在孔口導管法蘭上，連接示意圖如圖6所示。

圖6 超前鉆注一體機連接示意圖Fig.6 Connection of advance drilling and grouting machine

2)鉆孔施工。鉆機更換64 mm的鉆頭，鑿巖機推進，鉆頭、鉆桿插入導管孔直至巖壁。初始階段鑿巖機以慢推進、小推力、低沖擊狀態運行，實現“輕推輕打”，順利開孔，低速鉆進200～300 mm后，轉用高沖擊、回轉，鉆機快速鉆進到護盾外刀盤前方3～5 m后，暫停鉆進。

3)沖洗球閥切換至注漿，在已完成的鉆孔深度范圍內預注膨潤土，注入壓力達到0.50 MPa且壓力穩定后停止，然后繼續超前鉆孔至達到預定的20 m孔深。

4)沖洗球閥切換至水泥水玻璃雙液漿進行注漿，鑿巖機緩慢正向旋轉，并在鉆機的整個行程范圍內做“進—退”往復運動。

5)當注漿壓力達到0.50 MPa后，將鑿巖機后退到后止點，拆掉一根鉆桿，鑿巖機推進至前端，連接好前端鉆桿后重復注漿操作。

6)重復步驟4)～5)，直至鉆頭已經退至之前注膨潤土的孔深位置后停止注漿。敞開式TBM超前鉆注一體機現場施工如圖7所示。

超前注漿加固參數見表1。

(a)設備局部示意圖

表1 超前注漿加固參數Table 1 Parameters of advance grouting reinforcement

由于超前鉆注一體化裝備的加固范圍受到行走軌道的限制，為進一步明確超前加固對圍巖變形控制及護盾壓力的改善效果，本文借助midas軟件，建立敞開式TBM施工的數值計算模型，并結合現場實測結果對超前鉆注一體化裝備的注漿加固效果進行分析。

3 數值仿真計算

3.1 3D模型建立

模型Y方向計算長度取80 m；沿橫向隧道左右側各取3D，模型X方向計算長度7D(54.81 m，取60 m)；沿模型豎直Z方向頂部取5D，底部取4D，Z方向計算長度10D(78.30 m，取80 m)。隧道分析三維數值計算模型如圖8所示。

圖8 三維數值計算模型(單位：m)Fig.8 3D numerical calculation model (unit:m)

計算模型下邊界及側邊采用法向位移約束，頂部為自由邊界。隧道地層圍巖采用Mohr-Coulomb彈塑性本構模型，隧道支護結構和加固結構采用線彈性本構模型?；鶐r及加固區巖體采用3D實體單元模擬，噴射混凝土及護盾采用板單元模擬，鋼拱架結構采用梁單元模擬。

3.2 數值分析參數

由于引水隧洞埋深較大，地表淺層位置的強風化、弱風化黑云母石英片巖不納入本模型考慮范圍。結合工程地質勘察報告，通過對加固前、后圍巖鉆芯取樣，并進行三軸抗壓強度試驗，得到天然巖體及加固后巖體的物理力學計算參數，如表2所示。

表2 巖體物理力學計算參數對比Table 2 Calculation parameters of surrounding rock before and after reinforcement

引水隧洞施工中，隧道初期支護結構采用HW125型鋼拱架支護，鋼架間距1 m；鋼拱架之間采用HRB400鋼筋連接，環向360°滿布，成環后立即噴射C30素混凝土，初噴混凝土厚度為20 cm。引水隧洞支護結構計算參數見表3。

表3 支護結構參數Table 3 Parameters of support structure

3.3 數值分析工況

引水隧洞超前加固模擬施工如圖9所示。首先，一次性開挖至初始施工位置并完成后部的支護結構；然后，模擬隧道開挖、噴射混凝土及鋼拱架施工，分別對超前預加固區域采用注漿加固與不采用注漿加固2種工況進行模擬計算；最后，分析在第1、第2特征循環段中TBM盾頂壓應力、隧道拱頂位移變形及塑形變形區分布情況。

隧道已施工完成段由已加固段、未加固段及盾殼段3部分組成。為更好地表現施工中支護不能緊跟盾殼施工的問題，在盾殼段與加固段之間設置2個施工步的未支護段。

圖9 模擬施工示意圖Fig.9 Diagram of construction simulation

4 數值結果與分析

4.1 隧洞頂部圍巖變形

模型施工完成后，隧道加固與未加固2種施工工況豎向位移變形云圖如圖10所示。

由圖10可知，由于初始臨空面的存在，整體上施工初始位置處隧道拱頂位移變形受前期加固段的約束，拱頂位移變形發展不充分；模型后施工段因臨空面及盾殼體的影響，拱頂變形趨勢發生改變；為避免臨空面對隧道拱頂位移變形的影響，前后設置預施工段與后期施工段的特征循環段，其拱頂變形不可作為研究對象。

基于數值計算結果，沿隧道縱向取隧道加固方案與不加固方案的拱頂位移變形量，繪制隧洞拱頂變形圖，如圖11所示。由圖11可知，整體上加固方案的拱頂變形量明顯低于未加固方案的，2種方案的變形峰值差值為0.50 mm，變形峰值差異量約為加固方案變形量的20%。未加固工況在單一特征循環內拱頂位移變形基本一致，而加固方案在單一特征循環出現明顯浮動，且初始位置位移變形量最大。加固方案拱頂變形在特征循環上呈現出明顯的周期性變化趨勢，周期長度為1個加固循環長度15 m。

(a)未加固工況

圖11 隧道拱頂豎向位移Fig.11 Vertical displacement of tunnel crown

4.2 塑性應變區

圖12示出圍巖注漿超前加固施工與未超前注漿加固2種方案施工完成后的圍巖塑形變形區分布情況。

由圖12可知，未加固方案在施工完成后塑性變形區連通，形成沿隧道縱向的一個塑形變形范圍;加固方案的塑性應變主要集中在注漿加固區，且各塑性區之間未連通，未形成整體的塑性變形范圍。由此可見，注漿加固體有效地改善了巖體的受力情況，控制了圍巖的塑性變形，降低了TBM掘進施工中因大變形引起的卡機風險。

(a)未加固工況

4.3 護盾壓應力分布

未加固方案第2特征循環施工完成后TBM盾頂壓應力分布情況如圖13所示。由圖13可知，隧道施工掘進后，因隧洞支護結構不能緊跟盾殼體，留有未加固區間，TBM掘進機的盾尾部分的壓應力最大。加固方案壓應力分布情況同未加固方案，僅在數值上存在差異。

圖13 未加固工況盾頂壓應力分布(單位：kPa)Fig.13 Compressive stress distribution on shield top without reinforcement(unit：kPa)

為明確注漿加固對TBM掘進機盾殼受力的影響，取在2個特征加固循環內2種施工方案隧道盾頂壓應力的計算結果，同時根據現場施工與數值模擬中施工步的對應關系，繪制TBM掘進機盾頂壓應力，如圖14所示。

由圖14可知，采用超前預加固措施前后，盾頂壓應力明顯降低，同一位置處的盾頂壓應力降幅在10%～90%，注漿加固點盾頂壓應力降幅最大，約為90%；加固循環中部壓應力下降最小，約為10%?；诩庸毯蟮亩茼攭簯ψ兓€可知，在隧道掘進到第1環加固搭接位置，但未進行下一環超前預加固措施時TBM盾頂壓應力最大，進行下一環超前預加固措施后，盾頂壓應力變小，為單一循環盾頂壓應力的最小值。

圖14 隧道盾頂壓應力Fig.14 Compressive stress on shield top

實測盾頂壓應力數據同加固后的數值計算結果在變化趨勢上基本一致，僅在個別施工步數值上存在差異，但差異量控制在20%內，數值計算結果可靠。

5 結論與建議

1)針對軟弱地層敞開式TBM施工中圍巖變形引起的卡機問題，引入并搭載超前鉆注一體化裝備，實現了敞開式TBM機械化超前注漿加固功能，建立了配套的超前加固技術，實現了敞開式TBM施工過程中從洞內對圍巖進行超前預加固處理。同時，取代了從刮渣口鉆孔加固的施工方法，省去了鉆孔前的拆刀工作，極大地降低了人工成本。

2)采用注漿加固后，隧道的變形控制效果顯著提高。隧頂位移變形下降約20%，盾頂壓應力降低10%～90%，注漿加固點盾頂壓應力降幅最大，約為90%，加固循環中部壓應力降幅最小，約為10%。

3)采用注漿加固方案后，盾頂壓應力在前一循環與下一循環注漿加固搭接階段最大；施工中通過高質量的超前注漿，嚴格控制盾頂壓應力及圍巖變形，可有效保證TBM盾構的安全施工，并有效降低TBM卡機風險。

4)受TBM護盾的結構特點影響，TBM鉆注一體機的加固區域受到環向行走軌道的約束，注漿范圍、注漿角度等受到限制。應從注漿材料、注漿孔布置、注漿參數選取等方面進一步提升敞開式TBM超前預注漿技術的加固效果，對受限環境下的最優化注漿方案還需開展進一步研究。