引大济湟工程TBM掘进卡机机理研究及控制措施

姬 超, 陈 好, 张少轩

(成都理工大学环境与土木工程学院， 成都 610059)

引 言

随着科学技术的日益进步，地下隧道呈现出深埋超长和大直径的趋势。目前来说，在较好的地质条件下，对于深埋长隧道的开挖主要利用TBM来进行。而TBM在掘进过程中，会出现卡机现象。前人已对卡机问题进行了一定研究，国内学者如温森和徐卫亚[1]采用二维随机有限元软件研究了TBM护盾被困事故；温森等[2]采用风险理论对卡机机理进行过探讨；刘泉声等[3]采用确定性理论对连续掘进工况下的卡机机理进行了研究；黄兴等[4]根据围岩挤压变形与开挖半径间的比值以及围岩挤压变形与扩挖间隙的比值，将 TBM 围岩挤压变形划分为5个等级；温森等[5]给出了在考虑流变效应下的停机和连续掘进两种工况下卡机状态判断的理论计算公式；刘泉声等[6]探究了深部高地应力挤压性地层发生卡机的孕育致灾机理；刘泉声等[7]通过护盾变形监测数据来计算护盾所受摩擦力，从而得到 TBM 卡机状态；黄兴等[8]用FLAC3D对“引大济湟”工程的卡机机理进行了研究；姬超等[9]给出了破碎围岩段单护盾TBM在掘进过程中的卡盾理论公式；苏珊等[10]针对新疆某隧洞开挖出现的TBM卡机，探讨了卡机原因，并给出了具体的工程脱困措施;房敬年等[11]，选取侧导坑法作为卡机脱困方法，使TBM 顺利脱困；张兵等[12]提出掌子面前方化学灌浆加固、小导洞开挖及超前管棚等方法联合帮助高黎贡山隧道破碎地层的TBM脱困；田彦朝等[13]等从TBM 装备角度提出了针对性设计方案，来避免发生卡机。国外学者如F.Ebrahim 等[14]还将收敛-约束法应用于TBM护盾卡机计算中；Ramoni 等[15]采用数值方法探讨了TBM卡机机理。

前人研究多是给出TBM 掘进卡机机理的理论计算判据以及通过数值模拟软件模拟围岩与护盾的相互作用，探讨TBM是否会出现掘进卡机现象。TBM掘进卡机机理的理论计算判据多半是基于围岩为理想弹塑性状态。若围岩是松散体，该判据则不能很好体现围岩与护盾的相互作用。这不符合TBM实际掘进过程。而数值模拟可以较好体现围岩与护盾的相互作用，但前人往往忽略盾尾衬砌对围岩变形的约束作用，致使所求得的围岩竖直位移偏小。因此，本文利用数值模拟，考虑盾尾衬砌对围岩变形的约束作用下的TBM 掘进卡机机理，可使计算更加符合TBM实际掘进过程。

1 工程概况

1.1 工程简介

“引大济湟”工程是青海省内一项跨流域大型调水工程。引大通河水穿越大阪山进入湟水流域，来解决西宁市及湟水河流域供水不足。其中，引水隧洞是调水总干渠的重要组成部分。调水总干渠隧洞全长24.712 km，隧洞平面设计为直线，纵坡i=0.000 545 29，隧洞最大埋深1028 m。设计引水流量为35 m3/s ，年调水总量为7.5 亿m3。其中，出口段明渠 K24+165.83～K24+711.83(长546 m)、进口段K0+000～K3+000(长 3000 m)和出口段K23+90 2.83～K24+16 5.83(长 263 m)采用常规钻爆法施工；K3+000～K23+90 2.83共2 087 7.83 m采用直径为5.93 m 的双护盾全断面硬岩掘进机施工；桩号K9+820设置通风竖井，采用钻爆法施工。

TBM 施工段衬砌采用预制钢筋砼管片。衬砌管片外径为5.7 m，内径为5.0 m，厚度为35 cm，宽度为1.5 m。每环管片为6片，其中矩形块3块，梯形块3块，单块最大重量达5 t。管片与围岩之间采用豆砾石回填灌浆，结实体强度为C15。

1.2 工程地质条件

拟研究的TBM卡机段(桩号CH16+775附近)位于大阪山南缘断裂，即F5断裂带。F5断裂带又名大坂山南缘断裂，为一深大断裂。F5断裂带呈NWW向展布，延伸长达500 km，表现为逆冲断裂，走向为290°～305°。断层带宽50 m～60 m，在皮条掌以西宁张公路边出露。该断裂以南为下元古界变质岩系，以北为志留系的片岩、板岩及加里东期侵入岩。断层及其影响破碎带宽度达70 m～100 m。断层带由碎裂岩、靡棱岩和断层泥等组成，劈理发育、蚀变强烈，呈轻度-重度高岭土化，属极软岩。在高地应力作用下围岩塑性变形较强烈[16]。

1.3 工程问题

引大济湟工程总干渠于2006年开始TBM掘进施工。在穿越大坂山南缘断裂带时，TBM进尺很低以及频繁出现卡机的工况，最终卡在桩号CH16+775处。这使得施工中断并停滞两年左右[16]。该处出现的TBM设备挤压变形情况如图1 所示。

图1 TBM 设备被挤压变形

2 卡机判断流程

TBM在掘进过程中的卡机可分为卡护盾和卡刀盘两种。在引大济湟工程中主要是针对卡护盾工况。后文所述卡机即代表卡护盾。双护盾TBM在不良地质条件下的(如软弱围岩)掘进模式与单护盾TBM的掘进模式一致，故引大济湟工程中的双护盾掘进模式可看作单护盾掘进模式。

TBM开挖隧道的过程即洞室围岩发生卸荷作用的过程。卸荷导致围岩应力释放，从而使得围岩内部应力重新分布与围岩向临空面产生位移(未考虑围岩的时效效应)。一般TBM开挖隧道时，都会扩挖，来使围岩应力可以得到释放。由于受到机械制造水平影响，扩挖间隙一般为6 cm～10 cm。在挤压大变形围岩中，也可调整到15 cm～20 cm[6]。当围岩径向位移不大于扩挖间隙时，围岩与护盾无相互作用，也即无卡机现象出现。当围岩径向位移大于扩挖间隙时，围岩与护盾接触，围岩对护盾产生挤压作用，在护盾表面产生滑动摩擦阻力。当摩擦阻力不大于TBM最大推力时，不会发生卡机；否则便会出现卡机。

3 TBM掘进过程中的卡机机理研究

为了表明盾尾衬砌对围岩变形的约束作用，利用FLAC3D分别建立在不考虑护盾与围岩相互作用下不考虑与考虑盾尾衬砌这两种工况下的计算模型，求得这两种工况下的围岩力学响应。为了符合TBM实际掘进过程，选取在不考虑护盾与围岩相互作用下考虑盾尾衬砌这种工况下的最大竖直位移作为卡机的判断指标。根据卡机判断流程，将该最大竖直位移与预留间隙进行比较。之后，又建立在考虑护盾与围岩相互作用下的计算模型，求得围岩力学响应。将计算得到的滑动摩擦阻力与推进系统所能提供的最大推力进行比较。为了避免卡机，将预留间隙从10 cm增加至20 cm。再将增大预留间隙工况下所得到的滑动摩擦阻力与推进系统所能提供的最大推力进行比较。具体过程如下。

3.1 计算参数

拟研究的大变形洞段(CH16+775附近)位于大坂山南缘断裂，该段埋深690 m～830 m，母岩为石英闪长岩，最大水平主应力量值为21.1 MPa～22.1 MPa，最小水平主应力量值为12 MPa～14.2 MPa，垂直应力量值为18.2 MPa～21.9 MPa。最大水平主应力方位为307°～317°，接近NW方向，与隧洞轴线相近。将垂直应力σ2取为21.9 MPa；最大水平主应力σ1取为22.1 MPa，沿洞轴方向；最小水平主应力σ3取为14.2 MPa，垂直于洞轴方向。具体的围岩物理力学参数、护盾的物理力学参数、衬砌的物理力学参数以及地应力场值见表1～表4。

表1 桩号CH16+775附近围岩物理力学参数

表3 管片衬砌物理力学参数

表4 地应力场

3.2 计算模型

FLAC3D可以模拟材料的弹性变形、塑性变形、塑性流动、应变软化、流变变形，甚至大变形问题。它还可以提供模拟锚杆、锚索、衬砌、支架等多种支护形式的结构单元，使之能用于模拟复杂的岩土-结构相互作用力学问题。故采用FLAC3D来模拟TBM在桩号CH16+775附近掘进中的护盾与围岩相互作用。

建立计算模型的具体过程如下。

(1)模型尺寸。根据圣维南原理，在模型水平横向上，边界到隧道边界的距离一般约为3～5倍洞径；在深埋地段垂直方向上，模型上、下边界到隧道底部边界的距离大于3倍洞径。故模型尺寸选为：40 m×30 m×40 m。

(2)各结构所选用的模拟单元。

①扩挖间隙。在实际工程中，扩挖间隙是空的。但在数值模拟中，为了更好体现扩挖间隙的力学效应，我们将扩挖间隙建立成有一定厚度的单元，但其强度参数和弹性模量很小，类似于泡沫[8]。在该工程中，扩挖间隙为0.10 m。相对于开挖洞径和管片厚度很小，在FLAC3D中用强度参数和弹性模量很小的 shell 单元来模拟。

②护盾。由于护盾厚度为0.05 m，相对于开挖洞径和管片厚度很小，故在FLAC3D中可用模拟喷浆等比较薄的支护措施的 liner 衬砌单元来模拟护盾。在TBM掘进过程中，护盾和围岩之间可以相对运动，之间的粘聚力为0。

③管片衬砌。管片厚度为0.35 m，用实体单元模拟。

(3)边界条件。模型的左右侧、前后侧以及底部采用位移边界条件，底部的竖直和水平位移设置为0；模型的上部采用应力边界条件，量值等于实测地应力的分量，垂直于边界面指向模型内。

(4)荷载施加方式。模型初始应力设置为实测地应力，之后进行位移清零。

(5)围岩的本构模型采用线弹性—应变软化模型。

根据卡机判断流程，分两种工况来讨论：不考虑护盾与围岩相互作用和考虑护盾与围岩相互作用。计算时采用逐步模拟法，开挖步距为1.5 m/步。

3.3 不考虑护盾与围岩相互作用

为了说明管片对围岩变形的约束作用，分别模拟不考虑管片和考虑管片这两种工况。并将这两种工况下的计算结果进行对比。

3.3.1 不考虑管片

模型如图2所示。

图2 不考虑管片的数值计算模型

计算结果如图3所示。

图3 不考虑管片的计算结果

上述计算得到了在不考虑护盾与围岩相互作用以及不考虑盾尾管片这种工况下的围岩力学响应。在护盾区，盾尾处的径向位移最大，为56.24 cm。从LDP曲线可看出，由于掌子面效应，在距离掌子面距离越远处，应力越充分得到释放，围岩径向位移越大。

3.3.2 考虑管片

模型如图4所示。

图4 考虑管片的数值计算模型

计算结果如图5所示。

上述计算得到了在不考虑护盾与围岩相互作用以及考虑盾尾管片的围岩力学响应。在护盾区，盾尾处的径向位移最大，为55.67 cm。同样，从LDP曲线可看出，由于掌子面效应，在距离掌子面越远处，围岩应力释放得越充分，围岩径向位移越大。

由不考虑管片和考虑管片这两种工况下的竖直位移云图可看出，考虑管片工况下的竖直位移比不考虑管片工况下的竖直位移小。这是由于盾尾管片对于围岩变形有一定的约束作用。而在实际TBM掘进过程中，管片也是随着TBM的不断掘进而被安装。

因此，在考虑管片这种工况下的竖直位移是合理的。护盾区的最大竖直位移为55.67 cm，远远大于扩挖间隙(10 cm)。护盾与围岩必然接触。由卡机流程判断可知，当护盾区最大位移大于扩挖间隙时，若护盾与围岩间的滑动摩擦力大于TBM掘进推力，则发生卡机现象；否则，不会发生卡机现象，因此，接下来计算护盾与围岩间的滑动摩擦力。

图5 不考虑管片的计算结果

3.4 考虑护盾与围岩相互作用

模型如图6所示。

计算结果如图7所示。

上述计算得到了在考虑护盾与围岩相互作用工况下的围岩力学响应。由径向应力云图可看出，护盾区的径向应力由掌子面至盾尾处逐渐增加，这是由于随着距离掌子面的距离增加，应力逐渐释放的结果。这也与LDP曲线的规律相符。

护盾所受的摩擦阻力Fs如式(1)：

Fs=μmg+μPN(x)

(1)

式中，μ为护盾与围岩的摩擦系数。据Gehring(1996)，护盾与围岩间的摩擦系数μ的取值范围为0.15～0.30。在TBM掘进过程中，μ取0.2。m为护盾质量。pN(x)为护盾区围岩与护盾接触面上某一点的围岩对护盾的径向压力。

图6 考虑护盾与围岩相互作用的数值计算模型

由式(1)与图7中的径向应力云图可得护盾所受的摩擦阻力Fs=59.682 MN，大于推进系统所能提供的最大推力FN=59 MN。由卡机判断流程可知，TBM在研究的大变形洞段(CH16+775附近)发生卡机，这与实际情况相符。

4 控制措施

避免卡机的措施主要是在护盾与围岩间预留足够的间隙，使开挖后围岩的径向位移可以得到充分释放。将扩挖间隙扩大至20 cm时。计算结果如图8所示。

图7 考虑护盾与围岩相互作用的计算结果

图8 增大扩挖间隙考虑护盾与围岩相互作用的计算结果

上述计算结果得到了将扩挖间隙增至20 cm工况下的围岩力学响应。由式(1)与图8中的径向应力云图可得护盾所受的摩擦阻力Fs=9.682 MN，小于推进系统所能提供的最大推力FN=59 MN。由卡机判断流程可知，TBM在采取扩挖措施的情况下不会发生卡机。

5 结 论

(1)给出了卡机判断流程。

(2)用FLAC3D分别建立在不考虑护盾与围岩相互作用下不考虑与考虑盾尾衬砌这两种工况下的计算模型，求得这两种工况下的围岩力学响应。结果表明，考虑盾尾衬砌工况下的最大竖直位移小于不考虑盾尾衬砌工况下的最大竖直位移。盾尾衬砌对围岩变形具有约束作用。为了符合TBM实际掘进过程，选取在不考虑护盾与围岩相互作用下考虑盾尾衬砌这种工况下的最大竖直位移作为卡机的判断指标。该值大于预留间隙。

(3)建立考虑护盾与围岩相互作用下的计算模型，求得围岩力学响应。得到护盾所受的滑动摩擦阻力，该值大于推进系统所能提供的最大推力，这表明TBM在桩号CH16+775附近掘进时，会出现卡机。

(4)为了避免卡机，将预留间隙从10 cm增加至20 cm。得到增大预留间隙工况下的滑动摩擦阻力，其小于推进系统所能提供的最大推力，说明增大预留间隙可以有效避免卡机。