（总报告）富水砂卵石地层土压平衡盾构隧道施工关键技术研究 -

富水砂卵石地层土压平衡盾构隧道

施工关键技术研究

（总报告）

同济大学

中铁十三局集团有限公司成都地铁项目经理部

2008年9月

富水砂卵石地层土压平衡盾构隧道施工关键技术研究

目 录

1 工程概况及项目研究意义 ........................................... 1

1.1 成都地铁1号线2标段工程简介 ................................ 1 1.2 工程地质及水文地质概况 ...................................... 2 1.3 本工程地层特点及施工难点 .................................... 3 2 砂卵石地层土压平衡控制 ........................................... 6

2.1土压平衡盾构技术概述......................................... 6 2.2 砂卵石地层的掘进模拟计算 .................................... 9 2.3 砂卵石土压平衡特点研究 ..................................... 10 2.4 土压平衡控制方法 ........................................... 18 2.5 渣土改良试验及结果分析 ..................................... 18 3 刀具磨损机理研究与预测 .......................................... 27

3.1 硬岩中滚刀破岩机理 ........................................ 27 3.2 切削刀具的掘进原理 ........................................ 30 3.3 本工程滚刀磨损特点及原因分析 ............................... 31 3.4 刮刀磨损及离散元计算 ....................................... 37 3.5 刀具磨损的计算分析 ......................................... 43 3.5 盾构刀具损耗分析 ........................................... 44 4 盾尾同步注浆材料及参数 .......................................... 48

4.1 注浆材料试验分析 ........................................... 48 4.2盾构推进至不同地段下浆液配比建议............................ 48 4.3 同步注浆参数实测分析 ....................................... 50 4.4 松散带对注浆量的影响 ....................................... 56 4.5 控制措施 ................................................... 56 5 砂卵石地层带压换刀技术 .......................................... 59

5.1 带压换刀基本原理 .......................................... 59 5.2 气压加压试验 ............................................... 64 5.3 带压换刀实践 ............................................... 68

I

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6 盾构穿越施工对建筑物影响研究 .................................... 75

6.1 盾构穿越建筑物工程概况 ..................................... 75 6.2盾构穿越冶金宾馆时采用的辅助措施............................ 77 6.3桩基荷载转移在盾构穿越施工中的效果分析...................... 81 6.4桩基托换在盾构穿越施工中的效果分析.......................... 86 6.5 盾构穿越冶金宾馆桩基的施工效果分析 ......................... 92 6.6盾构穿越安监局施工数值模拟计算.............................. 96 6.7 盾构穿越经委安监局的施工措施及效果分析 .................... 100 7结论 ............................................................ 103

7.1 砂卵石地层土压平衡控制研究结论 ............................ 103 7.2刀具磨损机理研究与预测研究结论............................. 104 7.3盾尾同步注浆材料及参数研究结论............................. 105 7.4 砂卵石地层带压换刀技术研究结论 ............................ 106 7.5盾构穿越施工对建筑物影响研究............................... 107

II

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1 工程概况及项目研究意义

1.1 成都地铁1号线2标段工程简介

本标段区间段地铁线路处于人民北路和人民中路上由北向南，沿人民北路南部和人民中路敷设，共三个区间：人民北路站～文武路站区间、文武路站～骡马市站区间、骡马市站～天府广场站区间。盾构区间隧道线路间距为11m～15m，隧道埋深15～20m，左线长2390.316m，右线长2407.774m。左右线区间隧道各采用一台直径6.28m海瑞克土压泥水盾构机掘进，盾构隧道采用管片拼装式衬砌，管片环宽1.5m，错缝拼装。成都地铁1号线规划图如图1.1所示，本标段线路平面图如图1.2所示。

图1.1 成都地铁1号线规划图

图1.2 线路平面示意图

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1.2 工程地质及水文地质概况 1.2.1 地形地貌

本区间段线路呈南北向纵贯成都市区，线路区域地处成都平原岷江冲洪积扇状平原的南东边缘，其东为位置相对较高、地形起伏相对较大的成都市东部台地。区内地形较平坦，地势受扇状平原的控制，总体上西高东低，北高南低。沿线地面高程于497.7m～506m，相对高差8.3m，由于后期人类工程活动，原始地形已不甚清晰。

1.2.2 地质构造

成都平原在构造位置上处于我国新华夏系第三沉降带之川西褶带的西南缘，界于龙门山隆褶带山前江油～灌县区域性断裂和龙泉山褶皱带之间，为一断陷盆地。

从总体来看，成都市区距龙泉山褶皱带20公里，距龙门山隆褶带50公里，区内断裂构造和地震活动较微弱，历史上从未发生过强烈地震，从地壳的稳定性来看应属于稳定区。

1.2.3 土层特征

地铁一期工程沿线初勘钻孔所揭穿的地层单位自上而下依次为第四系全新统（Q4）、上更新统（Q3）和白垩系上统（K2g）。Q4上段为杂填土，主要为建筑垃圾混粘性土，分布连续，厚度1.1～6.8m。下段上部为黄灰色粉质粘土，呈可塑～硬塑状态，湿；分布不连续，埋深1.7～3.5m，厚度1.2～3.6m。下段底部为灰黄色卵石土，卵石呈圆～次圆状。漂石组、卵石组、砾石组和土粒组在卵石土中所占的重量百分比分别为15.4%、69.2%、7.1%和8.3%。根据密实程度，卵石土可以划分出稍密卵石、中密卵石和密实卵石3个亚层。卵石层埋藏深1.6～5.3m，厚度5.2～9.7m。卵石单轴抗压强度65．5-184MPa，平均102．2MPa，极值为206MPa。在该层中还存在钙质胶结、半胶结的砾石层，硬度大。

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1.2.4 水文地质

工程范围内地下水系为第四系孔隙潜水和基岩裂隙水两种类型。主要以孔隙潜水为主，孔隙潜水主要埋藏于砂卵石地层中，地下水位埋藏较浅，水量丰富，渗透系数K=15～40m/d，补给来源为大气降水和地表河流、沟渠。基岩裂隙水主要赋存于泥岩风化裂隙带中，含水层厚20m左右，K=0.3～1.2m/d，裂隙水不发育，迳流条件差，主要为孔隙潜水补给。

1.3 本工程地层特点及施工难点 1.3.1 地层特点

成都地层岩体松散，无胶结，自稳能力差，单个石块强度高，卵石块在地层中起骨架作用。砂卵石地层是一种典型的力学不稳定地层，颗粒之间的空隙大，没有粘聚力，砂卵石地层在无水状态下，颗粒之间点对点传力，地层反应灵敏，刀盘旋转切削时，地层很易破坏原来的相对稳定或平衡状态而产生坍塌，引起较大的地层损失和围岩扰动。如图1.3为从基坑挖掘出来的砂卵石的照片。

图1.3 某砂卵石地层开挖出的渣土

成都的地层富水，地下水位成都地下水枯水期埋深一般在3-5m之间,丰水期埋深一般在1-3m之间,最小埋深为0.2m。据成都前期基坑施工经验，在开挖之前进行降水之后的开挖，基坑壁自立性较好，而且由于卵石的骨架作用，降水引起的变形相对较小。但在地下水的情况下，盾构在掘进过程中，局部水压会很大，

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会对盾构造成一定的影响，特别是开挖面的稳定。

砂卵石地层，围岩体整体强度较低，但单个岩块块体强度非常高，因此，在盾构推进过程中，不免要对盾构刀具产生大的磨损与破坏，影响盾构施工的效率与成本。

1.3.2 施工难点

本工程区间隧道主要穿越富水、砂卵石地层。此地层具有含水量大、透水性强、砂卵石起骨架作用、结构松散等特点。因此，在此种地层种对盾构施工来说，存在卡机，高磨耗机具，和开挖面稳定难以保证，排渣困难等难题。

同时,地层的塑流性差，会导致大颗粒卵石滞留土仓内或向盾构机四周移动，使得盾构机位置和姿态控制变得困难，严重时则无法推进。

对不同颗粒的土压平衡盾构来说，土体改良的一般情况如图1.3所示。对于成都的土体来说，基本上不适合于进行土压平衡盾构施工，因此，需要对开挖土体进行改良，使之适合于土压平衡盾构。

I区

通过百分比/% IV区 III区 II区

V区 粒径d/mm

图1.3 土压平衡盾构的土体改良的一般情况

1.4 本项目的研究意义

盾构隧道的设计与施工在很大程度上依赖于地质条件，我国的北京、上海和广州等地已经采用盾构法成功实施了不少工程，也作过不少研究，但这些地区的地质条件与成都的地质条件差异较大。上海地区的地层为淤泥质地层，非常松软，自稳能力差，侧压力比较大且分布均匀；北京地区表层从0～80m范围基本为第四

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纪冲洪积地层，既有表层的松散回填土层，又有从粘土～粉土和无水砂卵石地层；广州地区的地层除在浅表有一层比较薄的土层外，基本为强风化～中风化～微风化岩层，围岩的强度模量高，自稳能力好，而河网发育，地下水充沛，时有构造断裂出现在工程线路上。

由于成都以往没有采用盾构法施工地铁隧道的工程经验，且本地区的地质条件与国内其他采用过盾构法施工的城市有比较大的区别，具有很强的区域性，在此类地层中进行盾构施工国内尚属首次。为了确保成都地铁正式施工能够顺利进行，首先应对第一次盾构掘进的地段开展试验研究，以摸索和掌握成都地区特有条件下的盾构隧道设计、施工技术，为今后成都地铁等地下工程盾构设计、施工做技术准备。

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2 砂卵石地层土压平衡控制

2.1土压平衡盾构技术概述 2.1.1 土压平衡盾构工法基本原理

该类盾构属封闭式盾构，盾构机如图2.1所示。盾构推进时，其前端刀盘旋转掘削地层土体，切削下来的土体进入土舱。当土体充满土舱时，其被动土压与掘削面上的土、水压基本相同，故掘削面实现平衡(即稳定)，如图2.2所示。这类盾构靠螺旋输送机将渣土(即掘削弃土)排送至土箱，运至地表。由装在螺旋输送机排土口处的滑动闸门或旋转漏斗控制出土量，确保掘削面稳定。

图2.1 土压平衡盾构机剖面图

图2.2 土压平衡盾构平衡原理

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2.1.2 稳定掘削面的机理

土压盾构稳定掘削面的机理，因工程地质条件的不同而不同，一般可分为粘性土和砂质土两类，在此分别进行叙述。

（1）粘性土层掘削面的稳定机理

因刀盘掘削下来的土体的粘结性受到破坏，故变得松散易于流动。即使粘聚力大的土层，渣土的塑流性也会增大，故可通过调节螺旋输送机转速和出土口处的滑动闸门对排土量进行控制。对塑流性大的松软土体也可采用专用土砂泵、管道排土。

地层含砂量超过一定限度时，土体塑流性明显变差，土舱内的土体发生堆积、压密、固结，致使渣土难于排送，盾构推进被迫停止。解决这个问题的措施是向土舱内注水、空气、膨润土或泥浆等注入材，并作连续搅拌，以便提高土体的塑流性，确保渣土的顺利排放。

（2）砂质土层掘削面的稳定机理

就砂、砂砾的砂质土地层而言，因土颗粒间的摩擦角大故摩擦阻力大；渗透系数大。当地下水位较高、水压较大时，靠掘削土压和排土机构的调节作用很难平衡掘削面上的土压和水压。再加上掘削土体自身的流动性差，所以在无其它措施的情况下，掘削面稳定极其困难。为此人们开发了向掘削面压注水、空气、膨润土、粘土、泥水或泥浆等添加材，不断搅拌，改变掘削土的成分比例，以此确保掘削土的流动性、止水性，使掘削面稳定。

按稳定掘削面机理划分的土压平衡盾构大致有如下几种，见表2.1。

表2.1 土压盾构的种类

盾构名称 稳定掘削面的措施 ①面板一次挡土。 适用土质 冲积粘土：粉土、粘土、削土加压式盾构 ②充满土舱内的掘削土的被动土压稳定掘削面。 砂质粉土、砂质粘土、夹③螺旋输送机排土滑动闸门的控制作用 ①面板一次挡土。 含水砂砾层 加水式土压盾构 ②向排土槽内加水，与掘削面水压平衡，增加土亚粘土层 体的流动性。 砂粉质粘土 7

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③滞留于土舱内掘削土通过螺旋传送机滑动闸门作用挡土。 ①面板一次挡土。 高浓度泥水加压②高浓度泥水加压平衡，并确保土体流动。 式土压盾构 ③转斗排土器的泥水压的保持调节作用。 ①向土舱内注入泥土、泥浆或高浓度泥浆，经搅加泥土压盾构 拌后塑流性提高，且不渗水，稳定掘削面。 ②检测土舱内压控制推进量，确保掘削面稳定。 软弱粘土层，易坍的含水砂层及混有卵石的砂砾层。 砂层，砂砾层，易坍层 松软渗透系数大的含水2.1.3 加泥式土压盾构

（1）工作原理

加泥式土压平衡盾构，是靠向掘削面注入泥土、泥浆和高浓度泥水等润滑材料，借助搅拌翼在密封土舱内将其与切削土混合，使之成为塑流性较好和不透水泥状土，以利于排土和使掘削面稳定的一类盾构机。掘进施工中可随时调整施工参数，使掘削土量与排土量基本平衡。盾构机仍由螺旋输送机排土，渣土由出土车运输。加泥式土压平衡盾构(以下简称加泥土压盾构)的构造，如图2.3所示。

这类盾构主要用于在软弱粘土层、易坍塌的含水砂层及混有卵石的砂砾层等地层中隧道的掘进施工。

①为刀盘，②为工作仓，③为压力隔板，④为螺旋出土器， ⑤为推力油缸，⑥为盾尾密封，⑦为管片，⑧为盾尾同步浆液

图2.3 加泥式土压平衡盾构结构示意图

（2）构造特点

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与削土加压式盾构相比较，加泥式盾构是密封土舱内设有泥土注入装置和泥土搅拌装置、排土装置等与前者相同，这类盾构特点如下：

① 可改善切削土的性能。在砂土或砂砾地层中，土体的塑流性差，开挖面有地下水渗入时还会引起崩塌。盾构机有向切削土加注泥土等润滑材料并进行搅拌的功能，可使其成为塑流性好和不透水的泥状土。

② 以泥土压稳定开挖面。泥状土充满密封舱和螺旋输送机后，在盾构推进力的作用下可使切削土对开挖面形成被动土压力，与开挖面上的水、土压力相平衡，以使开挖面保持稳定。

③ 泥土压的监测和控制系统。在密封舱内装有土压计，可随时监测切削土的压力，并自动调控排土量，使之与掘削土量保持平衡。

（3）添加材料

添加材料一般采用由粘土、膨润土CMC、高吸水性树脂及发泡剂等材料制成的泥浆液。切削土体为软弱粘性土时，可不注入泥浆，但在砂土和砂砾等地层中则必须注入泥浆。泥土加压式盾构机添加材注入示意如图2.4所示。

在掘进施工中，加泥量应根据刀盘扭矩、螺旋输送机转速、推进速度和排土量等随时进行调整。

水/泡沫/矿物材料/抗粘结等材料添加处

盾尾密封

同步注浆

图2.4 泥土加压式盾构机添加材注入示意图

2.2 砂卵石地层的掘进模拟计算

本课题对该地层的土压平衡盾构的掘进过程采用离散单元法（DEM）进行模拟

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计算，对计算结果进行分析，得到该地层EPB掘进时的土压平衡特性。

为了分析求解EPB盾构掘进时的掘进特征，综合考虑PFC计算速度及模型需要，建立如下的简化计算模型：

（1）土体模型成样后大小为7.5m×9.5m； （2）土体级配按实际颗粒尺寸； （3）假定为平面问题；

（4）盾构按实际尺寸建立，盾构机外径6m，土仓长度1m；

建立计算模型，示意图如2.5所示。

砂卵石地层 土 仓 压力隔板 刀盘刀具

图2.5 PFC2D的计算示意图

2.3 砂卵石土压平衡特点研究 2.3.1 水平土压力规则系数

计算时分四种工况，包括理想平衡状态、盈压状态、欠压状态和土仓结块，在此分别对每种工况进分析。

（1）理想平衡状态

静止平衡条件下，此时为理想状态，土仓进出土平衡。因此，此时土仓压力上下均匀，前后一致。此时的土仓竖向土压力规则系数R2大小为1。此时的水平应力分布如图2.6所示。

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76.51000009000065.580000700006000054.550000400003000043.52000010000302.5256

图2.6 理想状态下的水平应力分布

（2）盈压状态

由于盾构掘进过程中一般情况是使土仓处于一定的“盈压状态”，本计算重点对两种“盈压状态”进行了计算分析。第一种情况：盈压率2.3%，第二种情况：盈压率3%。计算结果的水平应力云图分别如图2.7和图2.8所示。

两种盈压率情况下沿土仓的竖向应力分布如图2.9所示。根据计算，竖向不规则系数R2都在0.46左右，大大低于在软土地层的0.8-0.9。可见掘进中，土仓内竖向呈现了不均匀的土应力分布，并且中部的应力偏大。

776.56.5670000065000067000006500005.56000005500005.5600000550000550000045000040000055000004500004000004.53500003000004.5350000300000425000020000042500002000003.51500001000003.5150000100000500003500000302.52.52256

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图2.7 盈压率2.3%时水平应力分布云图 图2.8 盈压率3%时土仓水平应力云图

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201816141210864200.000.050.100.150.200.25

图2.9 土仓水平土压力分布

（3） 欠压状态

欠压情况下的应力分布较为均匀，如图2.10所示。

虽然欠压状态的土应力分布较为均匀，但欠压状态下EPB掘进常会带来工作面的不稳定，过量的地层损失，从而导致刀盘被卡和地表沉降过大等问题。因此，在实际掘进中一般的情况是保持一定的“盈压”状态。

76.5100000900005.58000070000600004.55000044000030000200003100000653.52.5256

图2.10 欠压状态下的土压力分布

（4）土仓结块的情况

同时对土仓内结块的情况进行了计算。计算中采用clump来模拟土仓内的渣土块，如图2.11所示。clump定义为某范围内的球体ball的聚合体，该聚合体范围内的ball之间被赋予了很高的bond值，因此一般情况下clump不能被破坏，

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以此来模拟土仓内结块的情况。

Clump1 Clump2 Clump3

图2.11 采用clump模拟土仓内渣土结块

计算得到的土仓水平应力分布，如图2.12所示。

可见此时不论土仓还是工作面，应力都分布极不均匀。此时沿土仓竖向的水平应力分布如图3.13所示。

76.5460000440000420000400000380000360000340000320000300000280000260000240000220000200000180000160000140000120000100000800006000040000200000-2000065.554.543.532.5256

图2.12 土仓结块情况下土仓水平应力云图 图2.13 结块情况下土仓水平应力

从计算数据可以看出，土仓内渣土“结块”也严重影响了土仓内压力的均匀性。应力分布出现应力分布很不均匀，上下波动较大。

2.3.2 土仓前后土应力比

（1）理想平衡状态

静止平衡条件下，此时为理想状态，土仓进出土平衡。因此，此时土仓压力

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上下均匀，前后一致。此时的水平应力沿刀盘纵向的变化曲线如图2.14所示。由曲线可以看出，在理想静止平衡的状态下，沿纵向水平应力变化不大，虽有小量波动。但土仓前后应力比基本为1，说明此时工作面的水平应力和土仓后压力隔板上的应力相差不大。

图2.14 水平应力沿刀盘纵向的变化曲线

（2）盈压状态

由于盾构掘进过程中一般情况是使土仓处于一定的“盈压状态”，本计算重点对两种“盈压状态”进行了计算分析。第一种情况：盈压率2.3%，第二种情况：盈压率3%。计算结果的水平应力云图分别如图2.7和2.8所示。

根据计算结果可得到该种情况下土仓前后水平土应力比，结果如表2.2 所示。

表2.2 土仓前后应力比

盈压率 2.3% 3% 面板正前后方之比 2.73 2.41 刀盘开口前后方比 1.65 1.52 总平均比 2.1 1.97 为了直观说明水平应力在土仓的分布，将盈压率为2.3%时第8行开口部位的“测试圆”区域内的水平应力读出，如图2.15所示。从图中可以明显看出，水平应力在土仓内部基本上没发生什么变化，但是经历了刀盘开口后，应力有所增大，而在工作面及前方的水平土应力更大。

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图2.15 水平应力变化曲线

（3）欠压状态

欠压情况下的应力分布较为均匀，如图2.16所示，前后应力比也不是很大。 虽然欠压状态的土应力分布较为均匀，但欠压状态下EPB掘进常会带来工作面的不稳定，过量的地层损失，从而导致刀盘被卡和地表沉降过大等问题。因此，在实际掘进中一般的情况是保持一定的“盈压”状态。

76.5100000900005.58000070000600004.55000044000030000200003100000653.52.5256

图2.16 欠压状态下的土压力分布

（4）土仓结块的情况

同时对土仓内结块的情况进行了计算。计算中采用clump来模拟土仓内的渣土块，如图2.17所示。clump定义为某范围内的球体ball的聚合体，该聚合体范围内的ball之间被赋予了很高的bond值，因此一般情况下clump不能被破坏，以此来模拟土仓内结块的情况。计算得到的土仓水平应力分布，如图2.18所示。

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76.5460000440000420000400000380000360000340000320000300000280000260000240000220000200000180000160000140000120000100000800006000040000200000-2000065.554.543.532.52

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图2.17 采用clump模拟土仓内渣土结块 图2.18 土仓结块情况下土仓水平应力云图

从应力云图可以看出，在土仓结块的情况下，前后应力比出现均一，局部前后比较大，达到了3～5，局部前后比较小，在1～2之间。

2.3.3 应力分布小结

总结以上分析，土仓的土压力分布主要有以下几个特点:

（1） 一般掘进情况下，工作面的土应力明显大于土仓后部土应力。而且随盈压率增大工作面应力随之增大；

（2） 在盈压状态及“渣土结块”的情况下，沿土仓竖向水平土应力明显的不均匀，应力规则系数R2还不到0.5；

（3） 在盈压状态下，中部土应力出现“应力凸起”，中部应力明显出现增大，而且沿竖向土仓的水平应力明显不均匀；

（4） 土仓前后应力比的特点为，刀盘前方的水平应力明显高于土仓后部，平均应力比为1.5~2，局部高达3～4。说明在该地层的EPB掘进时，依靠土仓压力隔板上的土压力计测得的压力来控制工作面的压力的方法不大适合。

2.3.4 土压支撑率

根据土压支撑率的定义，给工作面提供的支护力中，土压力占开挖面支护总压力的比率。图2.19为盈压状态下的工作面的水平应力曲线图，计算结果表明，由于面板的存在，在面板的前方的应力明显大于面板开口前方的应力。因此，在

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工作面支护压力中，面板的压力占了很大部分。

图2.19 工作面支护压力分布

根据计算结果，可以大概计算工作面的土压支撑率：

EPSR??eAe?100% （2.1）

?pAp+?eAe式中 ?e－工作面开口部位水平土应力； Ae－开口部分面积；

?p－工作面面板前方水平土应力；

Ap－面板部分面积。

根据式2.1和计算的应力结果，可以算得三种情况下的土压土压支撑率，见表2.3。

表2.3 不同状态下的土压支撑率

土压状态 辐条式刀盘 大于90% 平衡状态 46.7% 盈压率2.3% 41.2% 盈压率3% 37.6% EPSR 由计算结果可以看出，在砂卵石地层中，土压支撑率只有40%左右，远远低于软土地层中轮辐式刀盘的90%左右。同时也说明了，盈压率越高，土压支撑率越低。土压支撑率低会导致如下问题：

（1）对刀盘的磨损加重； （2）盾构机负荷增大；

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（3）掘进效率降低；

（4）工作面支护土压力不均。

综合以上分析，在条件允许的情况下，EPB的设计及施工应充分提高工作面的土压支撑率。

2.4 土压平衡控制方法

根据该地层中的土压特点来进行针对性的土压平衡控制措施，管理方法如图2.20所示。

土仓竖向均匀提高渣土特性土压分布特点土仓前后应力比改进施工参数工作面土压支撑率图2.20 土压平衡管理思路

提高渣土的特性包括以下几个方面： （1）提高其流塑性；

（2）减小对刀盘刀具的磨耗；

（3）降低渗透系数，阻止喷涌发生； 提高施工参数包括以下几个方面： （1）提高土压支撑率；

（2）根据计算结果调整土仓土压力； （3）提高土仓土压规则系数；

（4）根据土仓前后应力的计算结果，前后应力比在“盈压状态”下较大，因此，在掘进过程中，一方面要减小盈压率，降低土仓前后应力比，另一方面，由于土仓前后存在应力比大于1的情况，应响应减少压力隔板的控制土压力。

2.5 渣土改良试验及结果分析

根据土压平衡盾构施工的要求，需要对改良土体进行试验研究。由于该种土

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体的特殊性：卵石颗粒直径达到了100mm以上，因此，采用常规的试验不能满足该条件。根据特殊情况，设计了如下的试验。

测试项目见表2.4。

表2.4 试验测试项目

No. 1 试验项目 塌落度试验 目 的 改良土的塑流性 流动度（cm） 自制直径为20cm的有2 渗水试验 改良土的止水性 改良土和钢之间的摩3 滑动试验 擦 搅拌难易程度、内摩4 电机搅拌试验 擦角、粘聚力 是否离析，流动性、5 观 察 包裹小卵石的情况 电流消耗 机，数字电流计 擦系数 采用拉力计测得拉力 转速为60rpm的搅拌渗透系数（cm/s） 机玻璃渗透系数仪 铁块与土体之间摩自制角钢和土体接触，试验求取值 塌落度（cm） 标准塌落度桶 试验设备 本试验添加材料类型见表2.5。

表2.5 试验添加材料类型

No. 改良类型 材 料 1 泡沫 采用YT-2型泡沫剂 2 矿物材料 粘土和膨润土 3 复合式 泡沫+矿物材料 电解质制成 4 硅溶胶 采用硅胶溶液和强试验分别对粗粒土，细粒土和一般情况下的土进行了针对性的试验、研究及对比。

2.5.1 对偏细颗粒土的试验

该组试验主要对偏小颗粒的渣土进行了试验，首先对该细粒土进行了颗分，测得该土的颗分曲线如图2.21所示

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100??p`P@0 %0%0.01系列1百分比0.11粒径101001000

图2.21 细颗粒的级配曲线

由该曲线可以看出，该试验所用的细粒径的土粒径大于20mm的占了25%。小于1mm的接近50%，其中小于0.1mm的颗粒含量占到了10%。

试验中，往该样渣土中加水，将其加到饱和状态，当含水率17%时，塌落度为19cm。根据观察具有较好的塑性流动性和一定的保水性。

但是通过拉动试验和搅拌测功率的试验，表明该土体的摩擦系数还偏大，因此，需要加入泡沫剂进行减磨。

加入浓度为3%的泡沫剂200ml发泡后，掺入该土体。该土体具有了更好的流塑性，并且内摩擦角大大地减小，减少了机器及刀盘刀具的消耗。

2.5.2 对偏大颗粒的土的改良试验

该组试验主要由大粒径的卵石组成，级配曲线如图2.22所示。

100??p`P@0 %0%0.01系列1百分比0.11粒径101001000

图2.22 大粒径颗粒的级配曲线

由级配曲线可以看出，该组试验的大颗粒的渣土，颗粒粒径大于20mm的占

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富水砂卵石地层土压平衡盾构隧道施工关键技术研究

了83%，粒径小于10mm的仅占10%左右，小于0.1mm的含量极少。

试验首先对该渣土进行了掺入泡沫的试验，试验结果表明，对于该大粒径的卵石渣土，仅对该渣土添加泡沫材料，可以得到以下几个结论：

(1) 对其流动性基本没有改善；

(2) 钢条的拉动试验表明，拉力在25N左右，而且拉动时波动较大，说明大块易发生卡住；

(3) 渗透系数测试发现，该大粒径渣土只加泡沫的情况，会直接发生涌水，渗透系数远远不能满足使用要求。

因此，需要对该种土体进行进一步改良，添加粘土类矿物材料，一方面，补充粗颗粒中的细颗粒量，另一方面，适当增加粘性，提高土体的保水性和抗水性。

因此，在渣土中加入了浓度为55%的粘土浆2360ml，30.3%的膨润土浆330ml，进行搅拌，矿物材料的掺入率为48%。

试验表明，加入粘土及膨润土后的土体，有了一定的流动性和保水性。

2.5.3 对中等颗粒分布的的改良试验

对该组渣土进行了较为详细的试验，级配曲线如图2.23所示。

100??p`P@0 %0%0.01系列1百分比0.11粒径101001000 图2.23 该组的级配曲线

对该组渣土，进行了几组试验： ① 只添加泡沫材料； ② 只添加矿物材料；

③ 添加泡沫和矿物复合材料； ④ 添加硅溶胶材料；

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取渣土16kg，含水率大概4～5%，做塌落度试验，结果如图8.11，塌落筒取出后，渣土为崩塌，不具有流动性。又在其中加入270g水时，此时含水率大概在6～7%左右，此时又做了塌落度试验，显示塌落度为零，也不具流动性。

对该渣土进行拉动钢条试验，试验表明，拉动钢条的力很不均匀，拉动过程中的力的波动达到了10N。最大为45N。 （1）添加泡沫材料试验

土体中添加的泡沫指标如表2.6所示。

表2.6 添加泡沫指标

项目 指标 泡沫掺入比 35% 发泡倍率 25 每延米泡沫成本（元） 600 对加入泡沫后的渣土进行塌落度试验，加入泡沫后的塌落度为15.5cm。试验表明：改良后的渣土具有较好的流动性和一定的保水性。

拉动试验表明拉动钢条的力为13N，可见泡沫材料对于改善钢条和渣土之间的摩擦有很大作用。

对改良后的搅拌电流进行了测试，结果表明，电流消耗仍有一定的波动不稳定性。

4.54.34.13.93.73.53.33.12.92.72.50102030405060系列1 图2.24 改良后的电流情况

对于该组试验改良后的渣土进行了渗透系数试验。试验中，当水头加到30cm左右时，渣土突然出现了涌水，渣土上部的水压贯通了渣土。不得已，试验人员把渣土取出，挑拣出其中的大块，保留了其中的偏小的颗粒，重新进行了渗透系数的试验，测得渗透系数1.4x10-4cm/s。

因此，该组试验表明：在渣土中添加泡沫进行土体改良，仅添加泡沫剂的渣

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土，抗渗系数满足不了土压平衡盾构的使用要求。特别是对于存在大颗粒的情况下，“喷涌”的危险性很大。 （2）添加矿物材料试验

该组试验对渣土仅添加了矿物材料进行了试验。添加粘土粉800g和膨润土320g进行了试验。

① 流动度的试验

由于添加细粒的矿物材料为细颗粒（粒径基本都小于0.05mm），添加了矿物材料后，使得渣土的细颗粒（小于0.3mm）的含量占到了20%。

因此，在该种条件下，大颗粒的卵石已经被细颗粒所包括，试验表明，该改良渣土具有较好的保水性和塑性流动性。测得该改良土的塌落度为10cm，因此，该改良渣土的流动性不是很理想。

② 渗透系数试验

对该组的渗透系数试验表明，该组的渗透系数减少到了9x10-7cm/s。完全满足了土压平衡盾构1x10-5cm/s的要求。

③ 钢条拉动试验

拉动钢条的平均力为29N，钢条匀速运动的力为19N。 ④ 搅拌及电流

得到搅拌的电流比较均匀，但大小并未有明显的减小。原因是加入粘颗粒，增大了渣土的粘聚力。

（3）复合材料试验

首先对渣土中加入520ml水，此时含水率大概在9~10%，接近饱和，做了塌落度试验，结果塌落度几乎为零。

然后加入浓度为55.6%的粘土浆液1440g，和浓度为45.7%的膨润土浆液350g。

此时的塌落度为17cm，具有一定的塑性流动性，由于粘土的加入使得渣土具有了粘性。随后在渣土中加入泡沫，掺入率为30%，泡沫的发泡倍率为30，进行搅拌。搅拌同时测得搅拌机的电流消耗，试验结果表明，通过两种材料的添加，渣土的流动性大大的增大。

对复合改良后的土体进行了渗透系数的试验。测得该改良后的渣土的渗透系

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数为2.9×10-6cm/s，完全满足使用要求。

通过搅拌试验测得搅拌机的搅拌电流，前半段为只加矿物材料时的电流，后半段为又添加泡沫后的电流。加入泡沫后搅拌机电流明显减小，而且趋于平稳。

5.55.35.14.94.74.54.34.13.93.73.5020406080100120加入矿物段 加入泡沫之后 图2.25 加入矿物材料和泡沫材料之后的电流

通过钢条的拉动试验分别测得了不添加改良材料、添加矿物材料，再加泡沫

的三种情况下，渣土和钢条之间的静止摩擦系数和滑动摩擦系数，结果如图2.26和2.27所示。

静止摩擦系数对比50454035302520151050123 图2.26 改良前后拉动钢条力的对比

（1为未改良，2为添加矿物材料，3为再添加泡沫材料）

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滑动摩擦系数对比4035302520151050123 图2.27 改良前后拉动钢条匀速运动的力的对比 （1为未改良，2为添加矿物材料，3为再添加泡沫材料）

可见，通过添加两种类型材料，大大地减小了土体与钢条之间的摩擦。 （4） 添加硅溶胶试验

试验中选取了硫酸镁、硫酸钠、氯化钠、氯化铝进行硅胶的调配。试验结果表明：硅胶浓度越高，胶凝效果越好。每种无机盐溶液都饱和的情况下，观察各种无机盐与硅溶胶溶液的反应情况。

试验最终确定采用强电解质的氯化钠和硅溶胶溶液调配，效果较好。为了节省成本，可将硅溶胶溶液进一步稀释，由于原硅溶胶溶液浓度为30%，因此，可以将

其稀释至16.7%，氯化钠溶液为20%。两者掺合比例为3：2进行掺合。 由于硅胶所适合的地层主要为富水的大粒径地层，因此本次试验选取了大颗粒的渣土进行试验。硅胶的掺入率为20%，将硅胶注入渣土进行搅拌。

加入硅胶的试验效果，从常规的角度看，使渣土具有了一定的流动性，但仍发生细泥和大卵石的分离的情况。

2.5.4 改良方式的综合评价

通过上述的试验与分析，可以得到以下几个结论：

（1）对于细颗粒较多的地层主要解决的是防堵塞、减磨问题。例如第一组试验中，小于1mm的颗粒占到了40%多，小于0.2mm的占到了20%。在此情况下，只要含水率达到18%，流动性等指标已经能达到很好。因此，对于该种土体，只需要添加适量的泡沫以减小土体与刀盘、刀具及机械之间的摩擦；

（2）对于含大颗粒较多的地层，例如第二组试验的土体，大于20mm的卵石

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占到了总量的80%多。对于该种地层，加泡沫材料对渣土的流动性和抗渗性效果甚微。因而在该种地层，改良的主要目的就是解决流动性和抗渗性，采用加入矿物材料的方法补充细颗粒；

（3）在渣土中添加泡沫进行土体改良，仅添加泡沫剂的渣土，抗渗系数难以满足土压平衡盾构的使用要求。特别是对于存在大颗粒的情况下，“喷涌”的危险性很大；

（4）采用硅胶对渣土进行改良，对于富水的大颗粒卵石改良效果不是很明显，而且存在改良成本过高的不足；

（5）建议采用“泡沫+矿物材料”的改良方案对该地段土体进行改良，发挥了两种材料具有互补性，泡沫主要在细颗粒中起到减磨和提高流动性的作用，矿物材料主要起到增加细颗粒含量，提高渣土流塑性，提高抗渗性。同时，采用此方案可以有效的减小盾构刀具与砂卵石地层之间的摩擦作用，减小刀具的磨损，增加刀具的掘进行程，节约掘进成本。改良的具体指标根据每个地段的钻孔资料确定添加材料的掺入率和浓度。表2-7为改良材料的参考值及相应成本。

表2-7 不同类型的改良方法及成本

A颗粒较小情况 B一般情况 C偏大颗粒 颗粒特征 <10mm的颗粒占到30%～40% >20mm的颗粒占50～65% >20mm的颗粒占70%以上 泡沫 粘土 膨润土 改良成本(元/延注：1、改良成本计算的价钱是采用自研制的泡沫材料YT-2型发泡剂的成本计算；

2、注入率为注入材料体积与渣土体积的体积比。

注入率：25～35% 可少注或不注 注入率：5～8% 400～600 注入率：30～40% 注入率：20～35% 注入率：8～10% 600～800 注入率：20～30% 注入率：35～45% 注入率：10～12% 700～1000 （6）在水头高的地段，尽量减少泡沫用量，增大高浓度粘土的注入率。

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3 刀具磨损机理研究与预测

3.1 硬岩中滚刀破岩机理 3.1.1 刀圈截面形式

从盘形滚刀的发展历史来看，主要有3种类型的滚刀截面：尖刃楔形截面、弧刃楔形截面和近似常截面(Constant Crosssection Disc)，如图3.1所示。随着刀具的磨损，尖刃楔形截面滚刀很快就会钝化而变得破岩效率低下；弧刃楔形截面滚刀稍好一些;而常截面滚刀随刀具的磨损能基本保持其恒定的断面尺寸。因此，现在一般采用后者进行破碎岩石。盘形滚刀的几何参数主要有:滚刀直径D，刀刃角a，刀尖圆弧半径(或刀尖宽度)Y。滚刀截面形式、几何参数及岩石的物理力学性质对破岩力、切人深度、破岩效率、能量消耗等均有较大的影响。

图3.1 滚刀截面形式及几何参数

如今刀具设计和冶金技术的进步己稳定降低了耗刀率。比如山西引黄工程TBM盘形滚刀的刀片外径约430 mm，较20世纪80年代通行的400mm大，而且从80°角的锥形改为凸形，允许磨损量从15mm增大到30mm。这样，耗刀率就较20世纪80～90年代显著降低了。

3.1.2 滚刀运动及受力

在硬岩地层条件下，采用滚刀破岩。工作时滚刀在推进力的作用下，排列在刀盘上的盘形滚刀紧压岩面，随着刀盘的旋转，岩面被碾出一系列同心圆，利用

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滚刀的楔块作用，当超过岩石受力极限时，两个同心圆之间的岩石中间裂缝贯通，岩片被剥落，从而达到破岩挖掘的作用，硬岩中滚刀破岩示意图，如图3.2所示。

图3.2 硬岩中滚刀破岩示意图

掘进机所使用的破岩滚刀，主要有镶嵌硬质合金滚刀、齿面滚刀、单刃盘形滚刀、双(或三)刃盘形滚刀等，目前，使用较多的是盘形滚刀。最先在掘进机上使用盘形滚刀的是美国罗宾斯公司，它与初期的切割刀相比具有破岩效率高、比能低和刀具磨损量小的特点。

滚刀在切削岩石的过程中，会对岩石施加3个方向的作用力，如图3.3所示：法向推压力FN，由刀盘的推力提供；切向滚动力FR，由刀盘扭矩提供；滚刀边缘的侧向力FS：由于滚刀对岩石的挤压力和刀盘旋转的离心力所产生。

图3.3 盘型滚刀受力示意图

3.1.3 刀具与岩石的相互作用

(1)刀间距增大会增加刀具的受力，直到滚刀之间的相互作用为零；刀间距

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变小，会使岩石碎片尺寸变小，比能增大； (2)在恰当的S/P处，能取得最低的比能SEmin；

(3)刀间距增大，会使碎片尺寸变大，直至达到最优的比能；最后刀间距进一步变宽，刀间相互作用减小至零，比能又开始升高，如图3.4所示。

图3.4 S/P值对切削比能的影响

3.1.4 滚刀破岩力计算

Evans研究的滚刀垂直推力的预测公式

FN?4??cPtan32R2?(R?P)2 （3.2）

式中：σc－岩石的抗压强度

P－刀具侵人岩石内的深度，简称切深或侵深或贯人度 β－刀刃角

R－盘形滚刀的半径

3.1.5 掘进性能预测的研究

掘进性能包括刀盘旋转切削性能、贯入度、刀具磨损、整机掘进速率、能耗、利用率等指标。

Williamson和Schmidt(1972)研究了掘进机在强度(UCS> 160MPa)较高、较完整的岩体掘进的特性，发现其贯人率PR降低，但机械利用率U较高；而在完整的、强度较低的岩体中(UCS<80MPa)其贯入度和利用率都比较高。

Handewith (1972),Farmer(1987)研究了掘进过程中法向力FN和切向力FR的

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操作关系。在进行刀盘设计时，法向力和切向力分别有其最大界限值，在不超过最大值的前提下，调整法向力FN和切向力FR的比例关系，可以将机械能量最大限度地传递，从而使刀盘达到最优的切削状态。

Graham (1976)，Tarkoy(1983)研究了切向切削力与法向切削力的关系，并定义了切削系数，通过机械设计资料发现切削系数基本上在0.05～0.20之间，并指出，可以用0.06，0.15及0.2三个切削系数分别代表硬、软岩及破碎软弱地层的切削特性。

上述研究表明：相对而言，在软弱地层中，需要较大的扭矩，在硬岩地层中，则需较大的推力。

3.2 切削刀具的掘进原理

表征切削类刀具的参数主要有两个角，即前角与后角，如图3.5所示。完全取决于隧道所处的地质条件。

前角 后角 掘削方向

图3.5 切削刀具的形态

对于切削式刀具，其开挖的土屑具有不同的流动形态，主要与土砂的组成成分及其性状，以及切削角度、切削速度和切削厚度等因素有关，可以概括为以下4种形态，如图3.6所示：

a）流动型 b）断裂型

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c）剪断型 d）剥离型

图3.6 切削土屑的流动形态

切削刀的切削原理主要是在盾构机向前推进的同时，刀具随刀盘旋转对开挖面土体产生轴向（沿隧道前进方向）剪切力和径向（刀盘旋转切线方向）切削力，不断将开挖面前方土体切削下来。切削时，刀具通常做两个方向的运动：一个是沿开挖面的运动，它起着分离岩土的作用；另一个是切入开挖面的运动，它改变切削的厚度，如图3.7所示。

图3.7 盾构切削刀切削原理图

3.3 本工程滚刀磨损特点及原因分析 3.3.1滚刀磨损位置特点

对更换下来的滚刀的磨损情况进行测量，数据见表3.1。

表3.1 刀具磨损统计

最大磨刀号 9 是否偏磨 损 无 磨损 损 5.0 65 最小平均磨1 2 3 4 备注 31

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10 23 25 27 28 29 30 31 32 无 无 无 无 无 无 稍偏 偏磨160度 稍偏磨10度 28 65 30 23 36 33 5.0 15.0 12.7 16.0 16.7 15.7 25.5 38.8 31.3 65 55 55 55 54 55 47 34 40 55 59 55 53 54 42 43 40 55 58 52 53 54 43 38 54 5 37 报废 左右 偏磨刀体破33 坏 34 35 36 37 圈磨没 38 39 40 偏磨20度 偏磨15度 无 35 20 20 15 24.5 18.0 20.0 48 50 50 49 55 54 50 51 50 35 46 报废 刀圈磨掉， 刀圈磨掉 刀圈磨掉 严重偏磨，刀70 15.0 55 55 报废 报废 报废 报废 39 31 35.0 31 39 报废 根据刀具磨损实际情况，不同位置的刀具磨损程度不同，主要呈以下特点： （1） 中心滚刀磨损严重； （2） 正面滚刀磨损一般； （3） 侧面滚刀磨损严重；

如图4.6所示，侧面刀盘弧状部分的刀具磨耗非常严重。

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磨损严重区域

图3.8 刀盘上磨损最严重的滚刀位置

3.3.2砂卵石地层受力滚刀磨损的分析

对于在该砂卵石地层，由滚动受力示意图4.8可以看出，阻止滚刀转动的力矩主要由三部分组成，土仓内渣土的摩擦阻力力矩、刀箱内的渣土的阻力力矩和滚刀的启动力矩（大小为30～50N·m）。

T阻?T土仓＋T刀箱＋T启动 （3.3）

图3.9 滚刀与砂卵石地层的作用

但在该种松散砂卵石地层，由于阻力力矩有三部分组成当滚刀的转动力矩小于阻力力矩时，滚刀便不能转动即：

T转?T租 (3.4)

图3.10即为滚刀实际堵塞不能转动时的照片。

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图3.10 滚刀刀箱内渣土结块的情况

经分析，造成滚刀不转动的原因有以下几点：

（1）开挖面松散，不能给滚刀提供足够的反力，因此不能提供足够大的转动力矩T转；

（2）刀箱内渣土的结块、结饼，使得滚动的阻力力矩T租增大；

（3）由于掘进松散带的存在，刀鼓直接和松散带的卵石接触，经过卵石的撞击，造成了主轴承的启动扭矩增大，从而造成T租加大，使得转动困难； （4）由于滚刀的长期不转动，使得砂卵石对其一个方向发生摩擦，从而造成滚刀的严重偏磨。

3.3.3 刀盘侧面部位滚刀磨损严重的分析

PFC离散单元法的计算发现，在盾构掘进过程中，由于刀具、面板和工作面的相互作用，在工作面前方形成了一明显的“结构松散带”，如图3.11所示。土仓内部颗粒之间的粘结力已经被破坏的区域，而刀盘松散带之前的原始地层是粘结还完好的；而在刀盘前方的一个区域，由于刀盘刀具的挤压、扰动，形成了一个“过渡带”，即“结构松散带”。在该区域大部分的bond已被破坏，地层失去原始的粘接力，呈现出结构松散的特性。而盾构掘进时，刀盘、刀具直接和这一松散带相互作用，因此，相对于传统的也就使在该地层中的EPB掘进机理发生了变化，其中刀盘上滚刀如图3.12所示哦，侧面单侧滚刀如图3.13所示。

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图3.11 松散带示意图

图3.12 刀盘上正面滚刀和侧面滚刀 图3.13 侧面单刃滚刀受力

从图3.11可以看出，在刀盘的前上方存在一松散带，该部位正好对应了刀盘上弧部部位的滚刀。又有结构松散，不能给刀具提供足够的转动扭矩。同时，侧面该位置刀鼓暴露几率大，并且侧面位置线速度高，因此，该位置刀鼓很容易受卵石撞击从而，使得滚刀启动力矩更大。

双刃滚刀在该地层中，滚刀受力面积大，有利于增大转动力矩，同时刀鼓暴露面积减少，有利于保护刀鼓，如图3.14所示。

图3.14 侧面双刃滚刀受力

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3.3.4 中心滚刀偏磨原因分析

刀盘中心部位旋转的线速度小，渣土流通不畅，同时，根据离散元计算结果，在土仓内及工作面的水平土应力分布上，在中下部出现了应力凸起现象，如图3.15所示。

图3.15 离散单元法计算的沿土仓竖向水平应力分布图

因此，应力较大极易引起在中部的土体的固结，造成刀盘的“结饼”，如图3.16所示。

中心结饼

图3.16 刀盘中心结饼

在结泥饼的情况下，滚刀刀箱被堵住，因此使得T刀箱和T土仓增大，因此T阻 增大，大于了T转，使得滚刀不能转动，因此，中心部位滚刀磨损严重的主要原因为刀盘中心结泥饼。

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3.3.5滚刀的适应性设计建议

鉴于以上的分析和磨损的实际情况的验证，在盾构的设计中应根据滚刀在该砂卵石地层中的作用特点对滚刀的设计进行改进及提高。对于滚刀的适应性设计主要有以下几个方面：

（1）尽量使用双刃滚刀，这样可以增大刀圈和开挖面的接触面积，可使转动扭矩增大；

（2）可使用带齿的刀圈。在滚刀刀圈上镶嵌合金钢，以增大刀圈和开挖面接触时的摩擦系数，因而起到增大转动扭矩的效果；

（3）减小滚刀的启动扭矩。若启动扭矩过大，也会给滚刀转动带来困难，因此，在保证滚刀轴承密封安全条件的允许下，可适当降低滚刀的启动扭矩； （4）对刀箱内空隙进行改造。减小刀箱深度，同时采取倒喇叭形状，有力

与渣土的流动，不至于聚集于刀箱内，导致

增大；

（5）对滚刀刀鼓采取加焊耐磨层防护措施，以防止刀鼓破坏使得阻力力矩增大。

3.4 刮刀磨损及离散元计算 3.4.1 单个刮刀磨损分析

单个刀具磨损照片如图3.17所示。

两侧磨损较大 两侧磨损较大 （a）

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中间磨损相对较小

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（b） （c）

图3.17 小刮刀磨损的照片

由图可见，单个刮刀的磨损特点为： ⑴ 两侧刀具两侧磨损量大，中间小； ⑵ 刀具前角面磨损小，反而后角面磨损较大。

3.4.2 不同位置刮刀的磨损特点

由于刮刀在刀盘的位置分为7个位置，根据统计，刮刀的磨损随着位置编号的增大而增大，具体磨损情况如3.18和表3.2所示。

图3.18 刮刀的磨损情况 表3.2 各位置的刮刀磨损的统计

磨损参数 1# 刮刀号 距离中心的距离/mm 旋转一周所走的形程/m

2# 1355 3# 1595 4# 1835 5# 2075 6# 2315 7# 2555 1115 7.01 8.51 10.02 11.53 38

13.04 14.55 16.05 富水砂卵石地层土压平衡盾构隧道施工关键技术研究

磨损量/mm 5 15 30 45 60 67 75 从以上的分析研究可得到：

（1）单个刮刀的磨损为两侧磨损大，中间磨损小； （2）刮刀的前角面磨损小，后角面磨损大； （3）同一号位置的刮刀的磨损量基本一样； （4）随号数增大，刮刀的磨损也越严重。

3.4.3 刮刀切削的离散元分析

离散单元法计算时，记录与渣土接触的刀具面上的接触力。磨损前的原型的，所建的离散元模型如图所示，定义刀具切削进渣土的方向为前角面，定义和工作面直接接触的面为后角面，离散元模型如图3.19所示。

刮刀 前角面 地层 后角面

图3.19 离散元模型

根据不同的刀具情况，为了对设计及配置进行改进，建立了以下四种计算情况。

⑴ 磨损前原型

刀具磨损前原型的刀具如图3.20所示。掘进时刀具和砂卵石地层的相互作用如图所示，推进过程中前角面的阻力及后角面所受的正面力如图3.21所示。

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图3.20 刮刀和地层作用图

300002500020000前角面阻力后角面受力50004000

前角阻力1000050000-5000-100000200400600800数据采集点200010000-10001000后角受力150003000 图3.21 掘进时刮刀的前角面阻力和后角面受力 由图3.20和3.21可见，有以下几个的特点： ①前角面阻力较大，同时波动较大，不稳定； ②刀具和围岩相互作用力较大，影响范围大； ③后角的受力相对较小； ⑵ 刀刃磨损后

磨损后的刀具形状如图3.22所示。对磨损后的情况进行刮刀切削计算，计算发现，切削过程中，由于刀具部分已经被磨损掉，此时刮刀和刀座齐平，同时压在工作面上，增大了和工作面的接触面积。使得掘进效率降低。

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图3.22 刮刀和地层作用图

沉-19沉-18科技管沉-17配电房电缆沟沉-20沉-21走廊北沉-16沉-24门门门沉-15楼梯沉-14卫生间门门门门门门沉-13沉-12沉-11沉-22沉-2312大厅门门小厅门走廊门门11办公室沉-3沉-1沉-2门沉-7沉-6沉-8沉-9沉-10沉-24沉-26

图3.23 掘进时刮刀的前角阻力和后角受力

由图3.22和3.23可见，有以下几个的特点： ①前角面阻力增大，同时波动较大，不稳定； ②刀具和围岩相互作用力较大，影响范围大； ③后角面的受力明显增大； ⑶ 前后角都为0的情况

计算结果如图3.24和3.25所示，

图3.24 刮刀和地层作用图

35000300002500020000150001000050000-5000-100000200400600数据采集点10000前角面阻力9000后角面受力800070006000500040003000200010000-10008001000

前角面阻力后角面受力 41

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图3.25 掘进时刮刀的前角阻力和后角受力

由图3.24和3.25可见有以下几个的特点： ①前角面阻力很大，同时波动更加明显，不稳定； ②刀具和围岩相互作用力较大，影响范围大； ③后角面的受力明显增大； ⑷ 后角不为0的情况

在后角设置了一定的角度切削，计算结果如图3.25和3.26所示。

图3.25 刮刀和地层作用图

6000050000400003000020000100000-100000200400600800数据采集点5000前角面阻力后角面受力4000

前角面阻力200010000-10001000后角面受力3000

图3.26 掘进时刮刀的前角阻力和后角受力

由图3.25和3.26可见，有以下几个的特点 ①前角面阻力明显减小；

②刀具和围岩相互作用力较小，影响范围变小； ③后角面的受力明显减小； ④渣土的流动性能有所改善。

盾构实际掘进的扭矩也存在较大的波动，如图3.27所示，为盾构掘进时实

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际采集到的扭矩，从图3.27可以看出，盾构掘进时的扭矩也和刮刀切削过程具有相似性，波动都较大。

6.05.55.0Y 扭矩/kNm4.54.03.53.02.5050100150200250300

图3.27 某一环的刀盘扭矩波动曲线

3.4.4 计算小结

由以上计算可知，在砂卵石地层：

⑴刮刀后角面实际掘进中承受很大的压力，说明了后角面部位是刮刀易磨损部位；

⑵刀具切削过程中所受阻力的波动较大； ⑶刮刀刀刃部分磨耗后，后角面受力明显增大；

⑷具有一定的后角的刀具更有利于刀具的受力及减小磨损，并有利于提高渣土的流动性能。

X 数据采集点3.5 刀具磨损的计算分析

根据相关研究表明，刀具的磨损和刀具所走的行程、刀具上的压力有关，在压力相差不大的情况下刀具的磨损仅于不同位置刀具所走行程L成正比。

??kL （3.1）

式中：

?－磨损量，mm

k－磨损系数mm/km L－刀具经历行程，m

选取盾构从科技馆东侧到天府广场区段的掘进情况计算，根据盾构PLC系统收集的数据，计算不同刀具轨迹位置的k值。

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表3.3 不同位置的k值

刮刀号 磨损系数mm/km 1# 0.1 2# 0.22 3# 0.37 4# 0.48 5# 0.55 6# 0.56 7# 0.58 根据计算的k值可知，在此地层中的k值远大与其他地层

针对每一轨迹位置的刮刀磨损系数的计算，为了能满足100环换刀时各刮刀刀体部分没被磨耗掉，按照刀具材料的磨损系数k，同时考虑不同刀具部位的速度的影响，计算刀具的各位置的刮刀的最小厚度见表3.4。

表3.4 各刮刀位置刀具最小厚度

计算结果 1# 刮刀号 距离中心的距离（mm） 旋转一周所走的形程/m 总行程/m 磨损量/mm 计算最小厚度/mm 建议刮刀厚度/mm 1115 7.01 57489 5 10 30 1355 8.51 69790 15 20 30 1595 10.02 1835 11.53 2075 13.04 2315 14.55 2555 16.05 2# 3# 4# 5# 6# 7# 82174 94557 106941 119324 131626 30 21 30 45 28.4 60 60 36 60 67 44 60 79 50 60 为了便于刀具的管理与更换，建议设两种类型的刮刀，1～3#刮刀设置为轻型刮刀，4～7#刮刀设置为重型刮刀。

3.5 盾构刀具损耗分析

盾构刀具属于易耗品，并且价格高，对盾构隧道工程造价影响较大。在砂卵石地层中，由于强度较大的卵石的作用，刀具磨损较大，刀具消耗量较多，更换刀具次数也越频繁。而频繁更换刀具直接影响盾构机掘进速度，并造成人工费、机械台班费增加。因此，为有效地减小刀具磨损，增加换刀距离，提高盾构隧道施工工效，应针对地层情况进行有针对的刀具配置和渣土改良措施。

3.5.1 前957m刀具损耗分析

本工程所使用的两台盾构机S365和S366共掘进638环（957m）时，对刀具

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的成本进行了统计分析。主要包括刀具的总成本及各类刀具的报废，修复，折旧等损耗情况，分别见表3.5及图3.28。

表3.5 刀具损耗总量/元

滚刀 3957860 刮刀 1737000 齿刀 202636 中心刀 413808 配件 124250 总消耗 6435554 每延米消耗 6726

图3.28 各项消耗占刀具总消耗的比例

由上述刀具损耗统计可知：此掘进段共638环，957m，刀具损耗（包括报废、修复和折旧）共6435554元，平均每延米刀具损耗6276元。其中滚刀损耗最多，占总消耗的61%。

由于此次为土压平衡盾构首次在成都砂卵石地层施工，各项控制措施均在探索试验过程中，掘进刀具的磨损较为严重，每延米的刀具损耗成本较高，刀具磨损的示意图见图7.2。

图3.29 滚刀磨损示意图

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3.5.2 渣土改良对刀具磨损的影响效果

渣土改良措施不但提高开挖土体的塑流性，能够保持开挖面稳定，利于盾构的掘进施工，而且能有效的减小刀盘及刀具的磨损与破坏，增加刀具寿命，减少施工成本。例如在初期施工时，在掘进约100m-120m时就必须停机更换刀具，否则就会由于刀具的严重磨损而使盾构掘进困难。而我们在施工过程中逐渐的对地层情况有了深入了解，同时通过不断的试验和总结调整渣土改良的配方，使之更适用于成都的砂卵石地层，在刀具的减磨方面起到了良好的效果，尤其是滚刀的使用寿命大幅增加。在此对其进行分析。

由上节可知，在前期的未能有效改良的土层的957m掘进中，刀具损耗共6435554元，平均每延米刀具损耗6276元。之后，渣土改良配方通过不断试验调整效果逐渐达到最优，在刀具损耗上尤其明显。下表是在进行有效渣土改良后的524环，共786m的掘进过程中刀具损耗的状况。

表3.6 刀具损耗总量/元

滚刀 2347240 刮刀 1034000 齿刀 144740 中心刀 310356 配件 96664 总消耗 3933000 每延米消耗 5004 由表可知，在进行有效渣土改良后的786m的掘进中刀具损耗共3933000元，平均没延米损耗5004m，较之为有效改良区段刀具成本减小了20%，这对于整个标段及成都地铁后续施工的成本控制有着较好的借鉴意义。

3.5.3 刀具配置对刀具损耗的影响效果

在设计之初，两台盾构的刀具配置以滚刀和刮刀为主。在掘进过程中，项目

部从不同类型刀具的基本作用出发，摸索砂卵石地层刀具配置的适宜形式，试配了贝型刀等刀具类型，从而减少换刀次数，降低刀具损耗。

通过理论分析和施工实践认为，盾构机穿越砂卵石地层特别是大粒径砂卵石地层，采用滚刀型刀具时，因土体属松散体，在滚刀掘进挤压下，会产生较大变形，降低滚刀的切削效果，有时甚至丧失切削破碎能力。为提高工效，减小成本，在盾构掘进时尝试将两把贝壳刀布置在刀盘盘圈前端面，用于切削砂卵石。盘圈贝型刀示意图见图3.30。

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图3.30 盘圈贝型刀示意图

通过一个区段的掘进后，对贝型刀的使用效果进行分析可知：

（1）从技术角度考虑：在砂卵石地层，在刀盘盘圈前端面位置贝型刀较滚刀更为适应，这主要是由于在砂卵石地层卵石在基岩内不能被有效固定，多数情况下无法提供给滚刀足够的转动力矩和滚刀切岩的支撑力，使边滚刀的破岩效果大打折扣，并且磨损严重。而在在刀盘盘圈前端面位置的贝型刀实质上属于切削刀，在此类地层可以更为有效的对砂卵石进行切削；

（2）从经济角度考虑：在砂卵石地层掘进时，卵砾石的粒径大小不一其中有很大一部分易与刀体进行直接接触，产生顶、磨、挤、压等包裹复杂力的作用，无论是滚刀还是贝壳刀均不可避免的受到严重磨损。但由于滚刀单价为25350元，而贝壳刀仅8000左右，在起到同样的作用下，使用贝壳刀能大幅降低成本。

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