土壓平衡盾構機穿越灃河掘進參數研究

王亞萍，樊 普，周東方，周新偉

(中國水利水電第三工程局有限公司，西安 710024)

0 前 言

土壓平衡盾構機被應用于大多數城市地鐵修建中，其掘進參數通常需要根據掘進段不同的工程地質及水文地質條件設置，掘進參數的合理設置直接影響到隧道工程建設安全性。土壓平衡盾構機適用于在黏土地層隧道中掘進，當遇到滲透系數大的富水砂層，特別是穿河段，碴土流塑性差、土層透水性強，掘進過程中易發生噴涌、土倉失穩、地層變形等現象。因此，在穿越富水砂層、穿河段，土壓平衡盾構機掘進參數的設置就尤為重要。趙博劍等[1]采用數理統計的方法，分析了深圳地鐵11號線典型地段不同地層與掘進參數的關系，給出了6種不同地層的參數控制范圍。蔣昌盛等[2]對南昌地鐵一號線贛江以東區域富水砂層區，通過刀盤選型、土壓和施工參數的合理調整，解決了砂層中掘進速度慢、地表沉降大等問題。潘慶明等[3]經過對掘進參數的優化與分析，得到了盾構在硬巖及地層轉換時的參數的合理范圍。文佳、汪俊等[4-5]分析了掘進參數與掘進速度的相關性，采用多元線性、BP神經網絡建立了不同地層地質條件掘進速度預測模型，并驗證了其準確性。路平、鄭剛等[6-8]根據現場監測結果，采用模糊統計、可拓風險評估及數值模擬的方法評估了刀盤扭矩、掌子面壓力和注漿壓力等掘進參數與地層沉降的風險關系，提出了精細化控制施工的建議。李忠超等[9]研究了軟黏土中地表沉降與盾構掘進參數關系，給出了此類地層盾構掘進的參數范圍。李承輝、王振飛、楊玉龍等[10-12]采用不同理論計算方法計算了泥水盾構穿黃河、富水砂卵石地層的掘進參數，驗證了方法的合理性，并利用地層沉降監測結果驗證掘進參數的合理性。楊永杰等[13]分析了哈爾濱軌道交通2號線一期工程富水砂層段盾構掘進參數，并采用太沙基理論土壓力計算值驗證了土壓力監測結果的準確性。張細寶等[14]提出了南昌地鐵1號線土壓平衡盾構穿撫河段掘進參數的控制范圍。目前的掘進參數研究大多是針對特殊地質條件的研究分析，對土壓平衡盾構機穿河掘進參數研究較少。

西安地鐵一號線三期韓非路站～灃河森林公園站區間下穿灃河，地下水位高，滲透性大，碴土具有明顯的觸變性，與水體無法固結，易發生噴涌、土倉失穩等現象。因此，為防止發生噴涌、土倉失穩，本文對盾構穿灃河段的掘進參數、碴土改良、同步注漿配比進行研究，為盾構安全順利穿越灃河奠定技術基礎。

1 工程概況

西安地鐵一號線三期韓非路站～灃河森林公園站區間下穿灃河，結構拱頂距灃河河床最小豎向距離為16.6 m。灃河河寬約220 m，河床最低點高程377.74 m，堤岸高程387.62 m，上游堤防采用混凝土鋪筑，河流最大洪水流量1 430 m3/s，河底最低沖刷高程372.52 m。地鐵線路與灃河正交，從世紀大道灃河橋北側經過，盾構區間與灃河平面位置關系見圖1。

圖1 盾構區間與灃河位置關系

穿越區域盾構拱頂與地表之間主要為中、粗砂層等透水地層，滲透系數為40 m/d，可能與河道存在水力聯系。盾構施工過程中如參數控制不當，可能產生冒頂、河水倒灌、涌水等情況，影響盾構施工安全，甚至產生重大安全事故。

2 盾構穿越灃河掘進參數控制

結合地質勘測報告可知，隧道地層土體物理力學參數見表1。

表1 土體力學參數表

2.1 掘進參數理論計算

2.1.1土倉壓力

平衡壓力的設定是土壓平衡式盾構施工的關鍵，維持和調整設定的土壓力值亦是盾構推進操作中的重要環節，這里面包含著推力、推進速度和排土量的三者相互關系，對盾構掘進和地層變形量的控制起主導作用。土壓力計算如下：

Pe1=∑γihi

(1)

公式(1)中：Pe1為盾構機頂部豎向壓力，bar；γi為計算深度內各土層容重，g/cm3；hi為計算深度內各土層厚度，m；水的容重取0.98 t/m3，地下水位穩定水位埋深9.0～13.4 m，始發段盾構機中部到地下水位距離1.2～5.6 m；計算得到Pe1=2.76 kPa。

考慮盾構機自重引起土體抗力 后，根據作用力與反作用力關系，可知盾構自重引起土體抗力與盾構底部半圓弧內的反壓強度在量值上大小相等。在考慮盾構自重引起土體抗力 后，盾構機底部豎向土壓力計算如下：

(2)

qe1=K0Pe1

(3)

qe2=K0Pe2

(4)

公式(2)～(4)中：Pe2為盾構機底部豎向壓力，bar；W為盾構機主機重量，t；D為盾構機外徑，mm；L為盾構機主機長度，mm； 為盾構掘進土層中靜止土壓力系數，K0=1-sinφ，由表1中內摩擦角計算得K0=0.47。

通過計算，建議盾構在下穿灃河段掘進的土倉壓力為1.30～1.56 bar，但是盾構掘進過程中不能將土壓力控制在一個固定值，因此需要結合現場實際盾構掘進監測數據對該數值進行實施動態調整。

2.1.2總推力

掘進總推力是掘進參數的重要指標，總推力取值是否合適，關系著盾構機能否正常掘進，匹配的總推力還有利于刀盤的保護。選取的總推力計算如下：

P=F1+F2=μ(P1+P2)L

(5)

2.1.3扭矩

盾構掘進刀盤扭矩計算如下：

(6)

公式(6)中：T1為刀盤正面的摩阻力矩，kN·m；T2為刀盤背面的摩阻力矩，kN·m。

將各參數代入上述公式中，計算出盾構掘進時頂推力施工控制的理論值為3 868～5 667 kN·m。

2.1.4掘進速度

盾構掘進速度主要受進、出土速率的影響。當進出土速率不協調時，極易出現開挖面土體失穩和地表沉降過大等不良現象。當掘進速度較小時，會造成倉內碴土堆積，使倉內的土壓力增大，產生不利壓差，盾構對開挖面進行擠壓，開挖面處于被動受壓狀態，產生較大的隆起變形，加大了盾構對土體的擾。根據試驗段參數，正常掘進條件下，掘進速度應設定為30～40 mm/min；如盾構正面遇到障礙物和通過軟硬不均地層時，掘進速度應根據實際情況降低。

2.1.5刀盤轉速

刀盤轉速當掘進速度確定后，主要受刀具貫入度影響。刀盤轉速計算如下：

N=V/Pe

(7)

公式(7)中：N為刀盤轉速，mm/min；V為掘進速度，mm/min；Pe為刀具貫入度，mm/rev。刀具貫入度大，則對地層擾動較大，刀具貫入度控制在15 mm/rev以下，刀盤轉速控制在0.9～1.5。

2.1.6 同步注漿參數

(1) 注漿壓力

(8)

將各參數代入公式(8)中，計算出盾構掘進時注漿壓力施工控制的理論值為0.1～0.2 MPa。

(2) 注漿量計算

同步注漿量經驗計算見下式：

(9)

公式(9)中：V為環注漿量，m3；L為環寬，m；D1為開挖直徑，m；D2為管片外徑，m；K為擴大系數取1.2～1.5。

代入相關數據，可得注漿量V=4.84～6.07 m3。掘進期間按照7 m3注入，根據監測數據等適時調整。根據目前韓森區間掘進參數及上述要求，盾構下穿灃河各掘進參數詳見表2。

表2 盾構穿灃河段理論計算掘進參數

2.1.7穿灃河段掘進參數分析

盾構施工中使用數據采集系統記錄相關的掘進參數，包括盾構土倉壓力、主推力、刀盤扭矩、掘進速度、出土量、注漿量等，部分監測數據見圖2～7。

圖2 土倉壓力

圖3 主推力

圖4 刀盤扭矩

圖5 掘進速度

圖6 注漿量

從圖2～7可以看出土倉壓力在1.2～1.5 bar，主推力在12 400～16 800 kN，隨著地層地質條件的變化調整；掘進速度在40～48 mm/min的小幅度調整；刀盤扭矩考慮到掘進速度、貫入度、地層性質，確保高效掘進的情況下，實際在2 400～3 100 kN·m變動；注漿壓力為0.2 MPa，在0.2 MPa的注漿壓力下，注漿量基本穩定在6.5～6.8 m3，出土量穩定在51～52 m3。理論計算土倉上部壓力值為1.3 bar，與實際基本相符；總推力和刀盤扭矩理論計算值與實際監測值比略偏大，其偏差在合理范圍內，其余掘進參數基本與理論計算相符，驗證了理論計算方法的可靠性。

2.2碴土改良

考慮到盾構掘進區域地層為粒徑較大且松散的中砂層，因此需要通道碴土改良調整土倉內土體達到一種流塑性流動狀態。泡沫是工程實踐中常用的改良劑，它的加入可有效減少砂土的內摩擦角，提高碴土流塑性。而膨潤土泥漿可以迅速補充細微顆粒含量，改善碴土級配和和易性，進而提高止水性。因此，對于盾構穿河段選用泡沫與膨潤土結合對碴土進行改良。盾構掘進施工中采用泡沫原液濃度為3%，15倍的發泡率，泡沫注入率為10%；采用鈉基膨潤土泥漿質量比為1∶5，最佳膨化時間為12～20 h，膨潤土泥漿與砂土質量比為1∶9。采用鈉基膨潤土泥漿與泡沫結合對砂土進行改良后，土的滲透性顯著降低，內摩擦角減小，黏聚力增大，施工和易性和流動性滿足施工要求。

2.3 盾構穿封河段同步注漿控制

下穿灃河段，屬于強透水層，需要提前設置試驗段，對同步注漿做配合比試驗，對于強透水地層和需要有較高早期強度的地段，可通過現場試驗進一步調整配比或者加入早強劑的方法縮短凝結時間。盾構下穿灃河段，同步注漿采用凝結時間較短的漿液，經過試驗獲得穿灃河段的同步注漿配比見表3。

表3 同步注漿配比

對比其與正常掘進段同步注漿的配比可以發現，可通過增加膠凝材料水泥，將水泥用量從130 kg/m3調整至180 kg/m3，縮短漿體的凝結時間，滿足穿灃河段高透水性地層同步注漿的需求。

3 掘進參數的驗證

試驗段掘進中并未發生噴涌事件。根據試驗段，現場布置地表沉降的監測點中10環處監測點和40環處監測點，隨著盾構掘進地層變形的變化規律見圖8～9。

圖8 10環處監測點地表變形變化規律

圖9 40環處監測點地表變形變化規律

由圖8～9可以看出地層變形整體上呈現出“變形緩慢-變形較大-變形穩定”的趨勢，且10環處最大變形為11.0 mm，40處最大變形為18.6 mm，均未出現預警。由此可見穿灃河段地層變形值，滿足CJJ/T 202-2013《城市軌道交通結構安全保護技術規范》、GB 50911-2013《城市軌道交通工程監測技術規范》中的要求，因此本文確定的施工參數及其調整方案在控制地表變形方面具有較好效果。

4 結 論

(1) 利用理論計算土壓平衡盾構機穿河掘進參數控制地層變形，計算各項參數為土倉壓力1.30～1.56 bar，主推力17 455～20 424 kN，刀盤扭矩3 868～5 667 kN·m，掘進速度30～40 mm/min，注漿壓力0.1～0.2 MPa，注漿量基本穩定在6～7 m3，出碴量穩定在51～52 m3；通過對比實際掘進中參數的監測值，驗證了理論計算參數的正確性，形成了一套可用于土壓平衡盾構機穿河掘進參數選用的計算方法，表明該理論計算方法可用于指導類似地質條件下實際掘進參數選用。

(2) 對比正常掘進段和穿灃河段的同步注漿配比，可通過在130～180 kg/m3調整水泥用量，縮短漿體的凝結時間，即可滿足穿灃河段高透水性地層同步注漿的需求。

(3) 試驗段掘進后，地層變形的監測結果顯示最大值為18.6 mm，未達到預警值；且掘進過程中未發生噴涌事件，因此盾構掘進參數滿足施工要求。