黃大維，石海斌,3，徐長節(jié)，羅文俊，熊 昊，李 雪

(1.華東交通大學(xué) 軌道交通基礎(chǔ)設(shè)施性能監(jiān)測與保障國家重點實驗室，江西 南昌 330013；2.華東交通大學(xué) 江西省防災(zāi)減災(zāi)及應(yīng)急管理重點實驗，江西 南昌 330013；3.蘇州軌道交通集團有限公司，江蘇 蘇州 215004；4.深圳大學(xué) 土木與交通工程學(xué)院，廣東 深圳 518000；5.西南石油大學(xué) 地球科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，四川 成都 610500)

盾構(gòu)渣土輸出控制是盾構(gòu)掘進施工過程中的關(guān)鍵控制參數(shù)之一，渣土輸出過快，將導(dǎo)致土艙飽滿度過小；反之，則會導(dǎo)致土艙飽滿度過大。單位掘進距離的盾構(gòu)渣土輸出質(zhì)量直接關(guān)系到盾構(gòu)施工過程中的地層損失，盾構(gòu)施工過程中地層損失越大，盾構(gòu)施工對周圍地層擾動影響也越大，由此導(dǎo)致地表沉降大，進而影響到周邊建(構(gòu))筑物。因此，如何科學(xué)地控制盾構(gòu)渣土輸出，對提高盾構(gòu)隧道施工質(zhì)量至關(guān)重要。

文獻[1]通過遺傳算法分析認為，刀盤扭矩與地表沉降有一定的關(guān)系，但未從機理上解釋其內(nèi)在相關(guān)性。文獻[2]采用橡膠膜內(nèi)排水的方式模擬盾構(gòu)開挖，分析了地層損失對地表沉降的影響，認為土體損失率與地表最大沉降值呈線性關(guān)系。文獻[3]通過數(shù)值仿真與現(xiàn)場實測分析表明，地表沉降量隨著盾構(gòu)機土艙壓力的增大而減小。文獻[4]指出土艙壓力、渣土輸出控制及同步注漿為影響施工期地表沉降的關(guān)鍵因素。文獻[5-7]通過室內(nèi)試驗，分析認為盾構(gòu)機頂推力直接影響盾構(gòu)土艙壓力，地層損失是地表沉降的主要原因。文獻[8]分析表明，盾構(gòu)掘進速度對盾構(gòu)掘進變形影響明顯。文獻[9]分析表明，地表沉降受出土率及土艙內(nèi)外壓力差影響。文獻[10]認為，地層條件與盾構(gòu)掘進速度為影響地表沉降的主要因素。文獻[11]認為土體的彈性模量對地表沉降影響顯著。文獻[12]分別分析了開挖面整體失穩(wěn)及局部失穩(wěn)的狀態(tài)，發(fā)現(xiàn)開挖面失穩(wěn)時內(nèi)摩擦角及隧道埋深對極限支護壓力的影響較為顯著。文獻[13]發(fā)現(xiàn)刀盤切削土體對開挖面穩(wěn)定的削弱程度與隧道埋深與面板開口率有關(guān)，而刀盤面板對開挖面的穩(wěn)固效果受隧道埋深以及施工狀態(tài)影響。由現(xiàn)有研究分析可知，盾構(gòu)頂推力控制、盾構(gòu)渣土輸出控制直接關(guān)系到盾構(gòu)施工對周圍地層的擾動。然而，盾構(gòu)施工控制對地表沉降影響的內(nèi)在機理有待進一步深入分析，現(xiàn)有的盾構(gòu)施工控制主要由盾構(gòu)施工技術(shù)人員憑經(jīng)驗確定，現(xiàn)場也未對渣土輸出質(zhì)量進行實時監(jiān)測，渣土輸出控制對盾構(gòu)開挖掘進及地表沉降的影響暫無分析，也缺乏盾構(gòu)渣土輸出控制量化評價體系。

為此，本文采用自主研發(fā)的縮尺模型盾構(gòu)機開展了試驗研究，根據(jù)試驗結(jié)果分析了渣土輸出控制對刀盤扭矩的影響機制，以及渣土輸出量對地表沉降的影響，并提出了相關(guān)建議。研究成果對提高盾構(gòu)施工控制水平、減小盾構(gòu)施工對周圍地層擾動具有良好的指導(dǎo)意義。

1 縮尺模型試驗簡介

1.1 模型盾構(gòu)機

為了開展盾構(gòu)施工研究，自主研發(fā)了盾構(gòu)施工模擬系統(tǒng)[14]。實際中的單洞單線地鐵盾構(gòu)隧道直徑一般在6.0～6.8 m，所用盾構(gòu)機的盾殼外徑為6.4～7.3 m，經(jīng)綜合考慮后，設(shè)原型盾構(gòu)機外徑為7.0 m，按幾何相似比為1∶10考慮，所以本模型盾構(gòu)機的盾殼外徑為0.7 m，長度為1.2 m，模型盾構(gòu)機見圖1(a)。盾構(gòu)機刀盤外徑為0.71 m，通過在開口位置設(shè)置可轉(zhuǎn)動閘板(見圖1(b))，達到刀盤開口率可調(diào)的目的。盾構(gòu)機后端與始發(fā)架連接；始發(fā)架后端安裝有反力架，反力架兩側(cè)各安裝一個液壓千斤頂，并將千斤頂前端與始發(fā)架連接。反力架與始發(fā)架可在縱梁上前后移動，盾構(gòu)機頂推施工時在縱梁上安裝銷釘，防止反力架向后滑移，再通過千斤頂頂推始發(fā)架達到推動盾構(gòu)機的目的。始發(fā)架內(nèi)側(cè)周圍安裝有減摩滑輪，因此千斤頂頂推力可近似為盾構(gòu)機的頂推力?？v梁前端與土箱連接。盾構(gòu)機渣土通過螺旋輸送機輸出，然后再通過渣土輸送帶輸?shù)轿捕说慕油料渖?。盾?gòu)刀盤液壓馬達、螺旋輸送機液壓馬達、頂推千斤頂?shù)膭恿梢簤簞恿φ咎峁Ｍ瓿砂惭b的盾構(gòu)施工模擬系統(tǒng)見圖1(c)。

圖1 土壓平衡盾構(gòu)模擬系統(tǒng)

1.2 試驗數(shù)據(jù)采集

在往土箱內(nèi)填土?xí)r，在吊車掛鉤上放置掛稱，對填土進行稱量，從而控制填土密度。渣土輸送帶尾端的接土箱則放在稱盤上，此稱采用無線稱重顯示器，方便錄像記錄渣土輸出質(zhì)量。在土箱頂部安裝沉降標(biāo)尺，在盾構(gòu)機始發(fā)架的縱梁上貼有標(biāo)尺，試驗過程中均通過攝像頭對數(shù)據(jù)進行監(jiān)測記錄。盾構(gòu)機的刀盤、螺旋輸送機、頂推均通過觸摸控制屏進行控制，同時對刀盤的轉(zhuǎn)速與扭矩、螺旋輸送機的轉(zhuǎn)速與扭矩、頂推力進行數(shù)據(jù)采集與記錄。

1.3 試驗填土

為方便切割圓孔，土箱的盾構(gòu)始發(fā)側(cè)采用3 cm厚復(fù)合木板，木板上部與土箱其余三面均采用3 cm厚的有機玻璃板。土箱內(nèi)部長為(盾構(gòu)機前進方向)76 cm、寬為82.5 cm、高為107.5 cm，試驗時盾殼頂部的覆土厚度約為30 cm。填土采用砂土，為了防止螺旋輸送機的螺旋軸被卡，通過過濾篩剔除10 mm以上的大顆粒，試驗用砂土的級配曲線見圖2，試驗時含水量約6.5%，密度約為1 663 kg/m3。試驗時在盾構(gòu)機頂推方向中軸線位置布設(shè)8個沉降標(biāo)，每推進一環(huán)(幾何相似比為1∶10，實際中一環(huán)為120 cm，所以試驗時的一環(huán)為12 cm)記錄一次地表沉降，每次試驗頂推5環(huán)(共60 cm)。

圖2 填土級配曲線

2 盾構(gòu)施工控制對刀盤扭矩影響

2.1 盾構(gòu)機刀盤扭矩組成

盾構(gòu)機的刀盤扭矩主要由以下因素導(dǎo)致：①刀盤前面與開挖面的相互作用；②刀盤背面與土艙內(nèi)土體相互作用；③刀盤徑向邊緣與周圍土體相互作用。土艙內(nèi)為開挖過程中進入的松散土體，掘進施工時土艙飽滿度并不高，且試驗所用土體為細砂；刀盤邊緣光滑，在推進過程中③所導(dǎo)致的扭矩基本恒定，因此相比①所導(dǎo)致的扭矩而言，②、③所導(dǎo)致的扭矩要小得多?？紤]到本次試驗為分析渣土輸出及刀盤開口率對刀盤扭矩的影響，為此假設(shè)刀盤扭矩由①所導(dǎo)致，即由刀盤前面與開挖面的相互作用所導(dǎo)致。

刀盤前面與開挖面相互作用又分為以下三部分：①刀盤面板與開挖面土體相互作用；②刀盤開口處土體與開挖面土體相互作用；③刀具與開挖面相互作用。刀具突出于刀盤面板，掘進施工時刀具以一定的深度刺入開挖面的原狀土體中，因此刀盤切削開挖面土體由③起作用，③也是刀盤扭矩的主要部分。

但是刀盤前面與開挖面相互作用所導(dǎo)致的扭矩中不方便嚴格區(qū)分開，為了方便分析刀盤扭矩，假設(shè)刀盤與開挖面的平均水平作用力為P，刀盤與開挖面的摩阻系數(shù)為μ。刀盤與開挖面作用的微分單元扭矩計算式為

dM=rdf=r(Pμ)(2πrdr)

(1)

因此刀盤前面與開挖面相互作用導(dǎo)致的扭矩T的計算式為

(2)

式中：T為刀盤扭矩；M為刀盤與開挖面相互作用的摩阻力導(dǎo)致的彎矩；R為刀盤的半徑；r為刀盤面上任意點的半徑；df為半徑r位置微分環(huán)的環(huán)向摩阻力；P為刀盤與開挖面之間的平均接觸應(yīng)力；μ為刀盤與開挖面的摩阻系數(shù)。

由式(2)可知，刀盤扭矩大小與平均接觸應(yīng)力及摩阻系數(shù)成正比。

2.2 渣土輸出對刀盤扭矩影響

試驗時填土密度控制在約1 663 kg/m3，根據(jù)盾構(gòu)機每掘進1 cm對應(yīng)的切削體體積計算，對應(yīng)的理論單位掘進距離(1 cm)的渣土輸出質(zhì)量約為6.4 kg。為了分析單位掘進距離(1 cm)渣土輸出對刀盤扭矩的影響，試驗時設(shè)計了單位掘進距離的渣土輸出質(zhì)量分別為5.0、6.0、6.4、7.0 kg/cm。以單位掘進距離的渣土實際輸出質(zhì)量與理論輸出質(zhì)量的比值作為出土率，即

(3)

式中：ξ為出土率；Q實際為渣土實際輸出質(zhì)量；Q理論為渣土理論輸出質(zhì)量。

考慮到模型盾構(gòu)機頂推速度控制難以達到與渣土輸出質(zhì)量剛好匹配，為此每次頂推5 mm，當(dāng)渣土輸出質(zhì)量達到設(shè)計質(zhì)量時，再進行下一次頂推。通過盾構(gòu)施工模型試驗，得到了不同出土率條件下盾構(gòu)機頂推力與刀盤扭矩，并根據(jù)式(2)得到相應(yīng)的刀盤與開挖面摩阻系數(shù)，結(jié)果見表1。因頂推前與頂推后盾構(gòu)機頂推力與刀盤扭矩相差較大，為此分別進行記錄數(shù)據(jù)。

表1 不同出土率時盾構(gòu)機頂推力與刀盤扭矩

由表1可知，出土率越大，完成頂推后的頂推力越小，而刀盤扭矩在出土率小于1時對應(yīng)的刀盤扭矩越大，因此計算得到的刀盤與開挖面摩阻系數(shù)也越大。產(chǎn)生上述現(xiàn)象與“刀盤前面-開挖面相互作用”的三部分各自占比有關(guān)，出土率越大，土艙內(nèi)的渣土量越少，即土艙飽滿度越小，此時刀盤開口處土體也越少，因此“刀盤前面-開挖面相互作用”中刀盤開口處土體承擔(dān)比越?。淮藭r開挖下來的土體更容易進入土艙，因此刀具與開挖面的相互作用占比越大；在相同的水平相互作用力下，刀具比刀盤開口處土體的摩阻系數(shù)要大得多，因此在出土率小于1時，出土率越大，刀盤與開挖面的摩阻系數(shù)越大，刀盤扭矩越大。所以當(dāng)出土率較小時，盡管水平推力較大，開挖面周圍土體被盾構(gòu)頂推力水平壓實越密實，但刀盤與開挖面的摩阻系數(shù)反而越小。而隨著出土率的繼續(xù)增大，刀盤與開挖面的接觸應(yīng)力進一步減小，當(dāng)出土率大于1時，開挖面周圍土體幾乎未被盾構(gòu)頂推力進行水平向壓實，所以盡管刀具與開挖面的相互作用占比越大，但刀盤扭矩出現(xiàn)了減小，且刀盤與開挖面的摩阻系數(shù)也減小，但相對2號試驗，4號試驗的刀盤與開挖面的摩阻系數(shù)要稍大。

不同出土率時螺旋輸送機平均扭矩與轉(zhuǎn)速見表2。由表2可知，螺旋輸送機的平均扭矩隨著出土率的增大而減小。不同瞬時出土率時對應(yīng)的螺旋輸送機扭矩見圖3，由圖3可知，出土率越大，螺旋輸送機扭矩越小。這也再次證明：出土率越大，土艙飽滿度越小，因此螺旋輸送機前端絞入圓筒內(nèi)的土體越少，螺旋輸送機扭矩也越小，對應(yīng)螺旋輸送機平均轉(zhuǎn)速越大。

表2 不同出土率時螺旋輸送機平均扭矩與轉(zhuǎn)速

圖3 螺旋輸送機扭矩與出土率的關(guān)系

由以上分析可知，盾構(gòu)施工過程中的出土率直接影響土艙內(nèi)的飽滿度，進而影響“刀盤前面與開挖面相互作用”中“刀具與開挖面相互作用”的占比，通常情況下(一般出土率要小于1)出土率越大，“刀具與開挖面相互作用”的占比越大，刀盤與開挖面的摩阻系數(shù)越大，刀盤旋轉(zhuǎn)過程中對開挖面的切削能力越強，刀盤扭矩也越大。當(dāng)出土率大于1后，單次頂推距離相同時其頂推力有所下降，同時頂推力對開挖面土體的水平壓實作用減小，刀盤扭矩出現(xiàn)減小。

2.3 刀盤開口率對刀盤扭矩影響

為了分析刀盤開口率對刀盤扭矩的影響，將刀盤上調(diào)節(jié)開口率的閘板卸掉，使刀盤開口率由25%增大至約35%，試驗時將出土率控制為1，從而與上述的3號試驗形成對比，試驗結(jié)果對比見表3。從表3可以看出，當(dāng)開口率增大后，刀盤面板與開挖面土體相互作用的占比減小，而刀盤開口處土體與開挖面土體相互作用的占比增大，因此刀盤與開挖面的摩阻系數(shù)減小。

表3 不同開口率條時盾構(gòu)機頂推力與刀盤扭矩

由刀盤開口率對刀盤扭矩分析可知，刀盤開口率影響刀盤面板與開挖面土體相互作用的占比，從而影響刀盤與開挖面的摩阻系數(shù)。因刀盤開口處土體與開挖面土體之間的摩阻系數(shù)要大于刀盤面板與開挖面土體之間的摩阻系數(shù)，所以刀盤開口率越大，刀盤與開挖面摩阻系數(shù)越小。

3 盾構(gòu)施工控制對地表沉降影響

3.1 渣土輸出對地表沉降影響

單位掘進距離(1 cm)不同渣土輸出量時的對應(yīng)的地表沉降見圖4。為了直觀表示出各沉降曲線對應(yīng)的開挖面位置，在圖4中采用與沉降曲線相同顏色的虛線箭頭指示出了開挖面位置。由圖4(a)、圖4(b)、圖4(c)可知，在單位掘進距離的渣土輸出質(zhì)量小于或等于理論單位掘進距離(1 cm)的渣土輸出質(zhì)量(約為6.4 kg/cm)時，地表的最大沉降總體較為接近，但沉降曲線的形態(tài)不同。在渣土輸出量為5 kg/cm時，在完成前兩環(huán)掘進時，地表發(fā)生了一定的隆起；在完成第三環(huán)掘進后，地表出現(xiàn)了一定的沉降。在渣土輸出量為6.4 kg/cm時，地表沉降最大值發(fā)生的位置比渣土輸出量為5、6 kg/cm時對應(yīng)的地表沉降最大值發(fā)生位置要偏后，且最大沉降值也稍有增長。

圖4 單位掘進距離不同渣土輸出量時的地表沉降

圖4(a)～圖4(c)單位掘進距離的渣土輸出質(zhì)量小于或等于理論單位掘進距離的渣土輸出質(zhì)量，即盾構(gòu)掘進過程中并未發(fā)生超挖，但地表仍發(fā)生了沉降。由此可見，在單位掘進距離的渣土輸出質(zhì)量小于或等于理論單位掘進距離的渣土輸出質(zhì)量時，地表的沉降主要由開挖掘進對周圍地擾動所致，因刀盤直徑(71 cm)要大于盾殼的直徑(70 cm)，由此不可避免地產(chǎn)生了地表沉降。而在渣土輸出質(zhì)量較小時，開挖面前面的部分土體被擠向四周，但在減小因刀盤直徑大于盾殼的直徑而導(dǎo)致的沉降效果并不明顯。

在渣土輸出質(zhì)量為7 kg/cm時，地表沉降增加明顯，導(dǎo)致此沉降主要與開挖面前方土體向開挖面發(fā)生位移有關(guān)，由此導(dǎo)致周圍土壓力減小[15]，即超挖導(dǎo)致沉降。同時刀盤開挖直徑(71 cm)要大于盾殼的直徑(70 cm)也將導(dǎo)致部分沉降。

綜上分析可知，單位掘進距離的渣土輸出量直接關(guān)系到盾構(gòu)掘進過程中的超挖控制，從而影響地表沉降。當(dāng)處于“欠挖”狀態(tài)時，因開挖面的水平土壓力要大于原地層的水平土壓力，部分土體被擠向四周，當(dāng)“欠挖”程度較大時(見圖4(a))，甚至發(fā)生一定的地表隆起。但由于刀盤直徑大于盾殼直徑，盾殼上部土體荷載轉(zhuǎn)為由盾殼承擔(dān)時，會不可避免地導(dǎo)致一定的沉降。為此，松軟地層施工的盾構(gòu)機設(shè)計時，建議刀盤的直徑不必大于盾殼外徑，以便減小盾構(gòu)施工過程中的地表沉降，甚至刀盤直徑可稍小于盾殼外徑，從而使盾構(gòu)機頂推過程對周圍土體達到“擠密”效果。

當(dāng)處于“超挖”狀態(tài)時，因開挖面周圍土體向開挖面發(fā)生位移，因此導(dǎo)致地表沉降明顯。在實際過程中，因盾構(gòu)機頂推力不僅由開挖面水平荷載組成，盾殼與地層之間的摩擦力、后配套系統(tǒng)的牽引力均將由盾構(gòu)機頂推力提供，加上原地層的水平荷載預(yù)測精度有限，因此，在實際盾構(gòu)施工過程中，建議對渣土輸出量進行實時稱量，其結(jié)果為盾構(gòu)機頂推速度控制提供參考依據(jù)。

3.2 刀盤開口率對地表沉降影響

將刀盤開口率調(diào)整為35%，渣土輸出質(zhì)量控制在6.4 kg/cm時(與理論單位掘進距離的渣土輸出質(zhì)量相同)，其地表沉降見圖5。從圖5與圖4(c)對比可知，當(dāng)單位掘進距離的渣土輸出質(zhì)量相同時，不同開口率對應(yīng)的最大地表沉降接近，但沉降曲線的形態(tài)稍有不同。當(dāng)開口率增大后，最大沉降位置距離始發(fā)端的距離更小。這是因為刀盤開口率增大后，開挖面上的土體更加容易進入土艙內(nèi)，由于填充土艙進土體較多，因此與小開口率工況相比，地表沉降會提前發(fā)生。從表3中刀盤與開挖面摩阻系數(shù)也可看出，刀盤開口率越大，刀盤與開挖面摩阻系數(shù)越小，說明土艙的飽滿度越大。

圖5 大開口率下的地表沉降

4 結(jié)論

(1)盾構(gòu)施工過程中的出土率直接影響土艙內(nèi)的飽滿度，進而影響刀具與開挖面相互作用的占比，當(dāng)出土率要小于1時，出土率越大，刀盤與開挖面的摩阻系數(shù)越大，刀盤扭矩也越大。

(2)螺旋輸送機扭矩受土艙飽滿度影響顯著，土艙飽滿度越小(出土率越大)，渣土輸出效率越低，因此螺旋輸送機扭矩越小，轉(zhuǎn)速越大。因此螺旋輸送機扭矩與出土效率之間存在反比關(guān)系。

(3)當(dāng)開口率增大后，刀盤面板與開挖面土體相互作用的占比要減小，而刀盤開口處土體與開挖面土體相互作用的占比要增大，因此刀盤與開挖面的摩阻系數(shù)要減小。

(4)當(dāng)出土率小于1時，出土率對地表沉降影響較??；當(dāng)出土率大于1時，出土率增大導(dǎo)致地表沉降量增加顯著。出土率小于1仍發(fā)生沉降主要與刀盤開挖直徑大于盾殼直徑有關(guān)。

(5)基于盾構(gòu)渣土輸出控制的重要性，建議對盾構(gòu)渣輸出質(zhì)量進行實時監(jiān)測，對于具體工程應(yīng)該建立盾構(gòu)頂推量與渣土輸出質(zhì)量的關(guān)系。在松散軟弱地層中施工時，建議盾構(gòu)機刀盤不必大于盾殼外徑。