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1.1 工程概況

該地鐵區(qū)間采用泥水盾構(gòu)機(jī)進(jìn)行開挖，開挖直徑為6530mm，刀盤為6輻條和6面板的組合形式。開挖斷面為典型的“上軟下硬”地層，下部的破碎狀中風(fēng)化正長斑巖裂隙發(fā)育，節(jié)理間的楔形體呈不穩(wěn)定的外傾結(jié)構(gòu)；上部砂土狀強(qiáng)風(fēng)化花崗巖具有強(qiáng)滲透性。盾構(gòu)機(jī)額定扭矩為5631kN·m，推力為41600kN，管片形式為通用楔形環(huán)，全環(huán)由3塊標(biāo)準(zhǔn)塊、2塊鄰接塊和1塊封頂塊組成。推進(jìn)油缸為32根大直徑推進(jìn)油缸，2根1組，共16組，分為4個分區(qū)（上區(qū)1、右區(qū)2、下區(qū)3、左區(qū)4）。

1.2 推進(jìn)過程參數(shù)說明

盾構(gòu)機(jī)刀盤轉(zhuǎn)速設(shè)定為1.2rpm，推進(jìn)速度設(shè)定為2mm/min。推進(jìn)過程中刀盤扭矩在350~3000kN·m、推力在15000~22000kN的范圍內(nèi)波動，甚至出現(xiàn)扭矩超過限值而引起刀盤跳停現(xiàn)象，再次空載啟動刀盤時扭矩為1500kN·m，并且泥水環(huán)流系統(tǒng)滯排嚴(yán)重。由此可以判斷得出以下推論：下部中風(fēng)化正長斑巖開挖面極其不平整，凸起的巖面與刀具發(fā)生撞擊；楔形體硬巖因失穩(wěn)進(jìn)入刀盤面板與掌子面之間，兩者發(fā)生擠壓與沖擊作用，產(chǎn)生了較大的摩擦卡阻作用，巖塊脆裂后塊徑較大且棱角分明，同時部分楔形體與輻條發(fā)生相互卡滯作用直接進(jìn)入泥水倉。推進(jìn)速度在0~12mm/min的波動充分說明發(fā)生了刀盤滯排和泥水倉滯排，滯排引起的泥水倉壓力極其不穩(wěn)定以及逆洗的擾動作用，使上部的砂土狀強(qiáng)風(fēng)化花崗巖發(fā)生土體塌落，形成塌落拱。從氣墊倉底部清理出的掉落刀具、原狀楔形體硬巖和擠壓破碎的大塊徑石塊以及地層土樣占比分析均可佐證上述推論。

僅從氣墊倉開倉清理無法將刀盤面板和掌子面之間、泥水倉的滯排石塊全部清除，泥水環(huán)流系統(tǒng)仍然滯排嚴(yán)重，需要帶壓進(jìn)入泥水倉清理石塊，同時檢查刀盤刀具的損傷情況。

2.1 建泥膜帶壓開倉

建泥膜帶壓開倉是常用的傳統(tǒng)開倉方法之一，采用由膨潤土和高分子材料拌制而成的黏稠型泥漿對泥水倉原有低稠度泥漿進(jìn)行置換，該黏稠型泥漿的配比如表1所示。其中，HS-1和HS-3為泥水盾構(gòu)專用制漿劑，含有不同顆粒級配的有益顆粒和大分子材料。

頂部放氣閥排出的漿液稠度達(dá)到50~60s、比重達(dá)到1.1時，即可完成黏稠型泥漿的置換工作并分級加壓滲透，即利用滲流規(guī)律嘗試制作泥皮、帶滲透帶的泥皮和不帶泥皮的滲透帶。再使用含顆粒材料的高比重淤堵型泥漿以隔膜方式補(bǔ)強(qiáng)泥膜，高比重淤堵型泥漿僅在最后一級加壓滲透時進(jìn)行置換，置換時需控制頂部放氣閥排出的漿液稠度達(dá)到180s、比重達(dá)到1.25。同時，在刀盤后退5cm的情況下保持高壓補(bǔ)強(qiáng)泥膜。淤堵型泥漿的配制方法為：在黏稠型泥漿的基礎(chǔ)上，按每立方米泥漿添加100kg石粉及5kg堵漏劑的比例進(jìn)行拌制。滲透完成后嘗試漿氣置換，過程中發(fā)現(xiàn)泥水倉加入壓縮空氣但液位基本沒有變化，說明泥水倉所排放出的泥水處在盾構(gòu)機(jī)頂部，進(jìn)一步驗證了有塌落拱的存在。切口支撐壓力呈0.02bar小幅度的下降并回歸穩(wěn)定，說明被泥水支撐達(dá)到臨界平衡的塌落拱再次失穩(wěn)，土層剝落掉入泥水倉。最后空壓機(jī)加載率急劇上升至50%，說明地層存在漏氣通道，即建泥膜嘗試帶壓進(jìn)倉失敗。

2.2 填倉及注漿加固帶壓開倉

針對復(fù)雜工況下傳統(tǒng)建泥膜帶壓開倉方法成功率低且安全風(fēng)險大的難題，填倉技術(shù)利用惰性漿液填充巖層裂隙，從而阻斷地下水，支撐塌落拱易失穩(wěn)的薄弱邊界位置，同時輔以注漿加固，既可提高長時間開倉的可靠性，又能預(yù)防盾構(gòu)復(fù)推后再次出現(xiàn)類似的不利工況。

填倉材料由惰性同步砂漿調(diào)整熟石灰摻量后獲得，利用臺車同步注漿桶由下至上分別壓入泥水倉，將泥水倉的泥水從頂部放氣閥置換出來，盾構(gòu)上部塌落拱內(nèi)的泥水采用引孔方式釋放，確保填倉砂漿充盈整個塌落拱及土層中的透鏡體。之后，采用袖閥管工藝對盾構(gòu)機(jī)周邊、開挖面進(jìn)行注漿加固，如圖1、圖2所示。注漿加固范圍主要為盾構(gòu)刀盤前方2m至盾體后方2.5m，總加固長度為4.5m。加固深度為拱頂上方4.5m，并進(jìn)入硬巖內(nèi)3m。加固寬度為開挖輪廓線兩側(cè)外擴(kuò)2.0m，總加固寬度為10.5m。注漿點按梅花形布孔，間距為1.5m，布設(shè)4排，共30孔，其中靠近盾構(gòu)機(jī)的19孔壓注磷酸雙液漿，其余孔壓注水泥雙液漿。初始注漿位置須距離盾構(gòu)機(jī)0.5m。單孔停止注漿的標(biāo)準(zhǔn)為注漿泵壓力增加1.0MPa，或泥水倉壓力增加至5.0bar。每次注漿提升高度為1.0m，在盾構(gòu)頂部空洞區(qū)域等薄弱部位加大注漿量。原砂土狀強(qiáng)風(fēng)化巖層取芯率為70%，注漿完成3天后取芯率達(dá)到95%以上。通過盾構(gòu)機(jī)超前鉆預(yù)留孔、泥水倉門預(yù)留孔鉆入1m探孔，連續(xù)3天在隧道內(nèi)進(jìn)行滲水觀測，滲水量僅為少量間隙性滴水，證明填倉密實，加固效果良好。

3.1 盾構(gòu)機(jī)被困原因分析

在泥水倉帶壓開倉清理時遵循由上到下、由內(nèi)到外的順序?qū)嵤詼p少開挖面的暴露時間，最大程度減少長時間帶壓清倉的施工風(fēng)險。每個分區(qū)由上至下連續(xù)清理干凈，再按照泥水倉、刀箱、輻條開口、刀盤面板的順序依次實施（由內(nèi)到外），清理完成后刀盤被困住無法啟動。主要原因為刀盤處在填倉砂漿與磷酸水玻璃雙液漿的結(jié)合部位，而上部雙液漿侵入了刀盤區(qū)域，因此刀盤被加固體包裹得很牢固。復(fù)合泥水盾構(gòu)的刀盤整體開口率為31%，中心開口率為35%，造成刀盤周邊區(qū)域的圓弧形面板無法在輻條開口處進(jìn)行完全清理。此外，泥水置換過程中，下部不穩(wěn)定楔形體巖塊可能發(fā)生進(jìn)一步崩塌，其卡滯作用加劇刀盤被困。由于周邊區(qū)域的力臂最長，因此周邊區(qū)域被漿液包裹是刀盤被困的最主要原因。

雖然在填倉及加固前對盾構(gòu)機(jī)殼體外已壓注克泥效漿液，目的是起到阻水閉氣和減小摩擦作用，但加固注漿壓力大于水土壓力，擾動會使圍巖應(yīng)力釋放并重新分布，因此雙液漿局部會侵蝕到盾構(gòu)殼體周邊，形成一定握裹力，此為盾構(gòu)機(jī)殼體被困的潛在原因。此外，地層上部土層損失會形成背土效應(yīng)，長時間停機(jī)會使圍巖向盾構(gòu)機(jī)周圍收斂擠壓盾尾，管片外的環(huán)箍包裹盾尾也會增加盾構(gòu)機(jī)推進(jìn)系統(tǒng)被困的風(fēng)險。

3.2 盾構(gòu)機(jī)脫困方法比選

刀盤脫困方法主要有如下4種。

（1）極限扭矩脫困法。該方法優(yōu)點為簡單快捷，缺點為成功率低且存在設(shè)備損壞風(fēng)險。在盾構(gòu)機(jī)被整體握裹的情況下，盾殼發(fā)生滾動所需扭矩大于刀盤極限扭矩，即在刀盤轉(zhuǎn)動前盾體基本不出現(xiàn)滾動。極限扭矩下荷載加卸載梯度較大，如刀盤無法轉(zhuǎn)動則考慮一定動力放大系數(shù)的極限扭矩荷載將由主驅(qū)動與刀盤牛腿法蘭連接螺栓群全部承擔(dān)，應(yīng)力集中可能會造成主驅(qū)動連接螺栓損壞，因此極限扭矩脫困法可嘗試采用，不宜多次嘗試，以正反轉(zhuǎn)嘗試?yán)塾?次為限值。

（2）進(jìn)倉擴(kuò)大清理法。將刀盤與所包裹的固化漿液全部清除，主要清理刀盤周邊區(qū)域，在開挖面前方清理出比刀盤開挖直徑大的洞室，由于操作空間有限，加之下部存在中風(fēng)化硬巖，會使得開倉時間大幅增加，考慮到長時間氣壓環(huán)境暴露會降低開挖面的穩(wěn)定性，必要時還需采用冰凍方式止水。因此該方法實施難度巨大，不建議采用。

（3）輔助開挖及局部減壓爆破法。在盾構(gòu)機(jī)周圍或前方輔助開挖，釋放加固圍巖應(yīng)力，或者采用小范圍減壓爆破技術(shù)，降低圍巖對盾構(gòu)機(jī)的擠壓力。該方法多用于全斷面硬巖盾構(gòu)脫困的處理，違背采用填倉及加固措施的初衷，因此在本案例工程中不適用。

（4）設(shè)置反向千斤頂脫困。開挖面上設(shè)置反向千斤頂，考慮刀盤局部屈曲狀態(tài)下的承載力低，因此設(shè)置千斤頂數(shù)量有限、推力較小且難以實現(xiàn)程序化控制，其成功率難以保證，在泥水倉有限空間內(nèi)實施難度較大，所以不建議采用。

盾構(gòu)機(jī)推力超限指液壓系統(tǒng)提供的推進(jìn)油缸的總推力已接近限值，即沒有足夠的有效推力實現(xiàn)盾構(gòu)機(jī)推進(jìn)?？赏ㄟ^以下2種方式增加有效推力：①通過臨時設(shè)置輔助千斤頂?shù)姆绞皆黾佑透卓偼屏?；②降低損耗，如盾構(gòu)機(jī)殼體注入潤滑材料減阻，臨時降低盾構(gòu)機(jī)臺車所需牽引力，降低泥水支撐壓力形成的反力，推進(jìn)速度設(shè)定為最小值以降低切削阻力，同時分區(qū)調(diào)整，避免局部推力不足或過載。

3.3 盾構(gòu)機(jī)刀盤脫困關(guān)鍵技術(shù)

3.3.1 受困評判標(biāo)準(zhǔn)

填倉及注漿加固法帶壓開倉后的泥水盾構(gòu)機(jī)須先判斷刀盤是否被困，額定扭矩下無法啟動刀盤可作為刀盤被困的評判標(biāo)準(zhǔn)。刀盤脫困后進(jìn)入推進(jìn)模式，再判斷盾構(gòu)機(jī)推力是否超限，油壓達(dá)到設(shè)計限值95%而盾構(gòu)機(jī)沒有進(jìn)尺可作為推進(jìn)系統(tǒng)被困的評判標(biāo)準(zhǔn)。

3.3.2 脫困前準(zhǔn)備工作

用新漿回升泥水盾構(gòu)液位，新漿由膨潤土拌制而成，可以起到潤滑減摩作用；同時填充開挖面地層孔隙，切口壓力設(shè)定值為地層水土壓力的1.2倍，并滲透3h；在強(qiáng)制模式下補(bǔ)足盾尾油脂及主驅(qū)動油脂；在盾尾內(nèi)的管片和盾尾處彈上墨線，目的是監(jiān)測盾尾內(nèi)管片和盾尾是否會發(fā)生相對轉(zhuǎn)動；復(fù)緊管片連接螺栓，在盾尾設(shè)置裝置監(jiān)測盾構(gòu)機(jī)與管片是否發(fā)生相對位移，即判斷盾尾與管片傾角相對變化；復(fù)核盾構(gòu)自動測量系統(tǒng)工作狀態(tài)，以判斷刀盤里程上是否發(fā)生水平位移、刀盤平面及高程是否發(fā)生變化。

3.3.3 脫困過程

（1）第1階段。在脫困扭矩狀態(tài)下分3個層次實施脫困，首先正常工況下低轉(zhuǎn)速正反方向各啟動刀盤1次；然后，將上、下2個區(qū)千斤頂回縮20mm，再次低轉(zhuǎn)速正反方向各啟動刀盤1次；最后，將千斤頂全部回縮20mm，再次低轉(zhuǎn)速正反方向各啟動刀盤1次，過程中發(fā)現(xiàn)盾尾、管片與刀盤的相對位置沒有變化，說明極限扭矩狀態(tài)下的脫困失敗。

（2）第2階段?？紤]到刀盤面板中心區(qū)域被漿液包裹的面積較小，凝固的漿液抗沖切能力相對較弱。因此除封頂塊外，將所有推進(jìn)千斤頂回縮500mm，再將各塊管片上3組千斤頂輪流伸出頂在管片上，利用偏心推力對包裹的漿液進(jìn)行沖切及擠壓的復(fù)合作用，當(dāng)出現(xiàn)局部剪切破壞時，包裹的漿液會龜裂脫落，千斤頂伸出時同時降低泥水倉泥水支撐壓力，以增大有效的偏心力。第2階段須進(jìn)行多輪次操作，單輪次按先順時針后逆時針的方向分組伸縮千斤頂，每個輪次重復(fù)3次后再將油壓分級上調(diào)。當(dāng)拼裝油壓達(dá)到推進(jìn)油壓最大值的70%或者刀盤向前移動5mm時，停止第2階段操作。額定扭矩下可多次嘗試啟動刀盤，第2階段脫困扭矩下啟動刀盤不超過2次。第2階段密切監(jiān)視管片和盾尾相對轉(zhuǎn)動、盾尾水平相對位移、盾尾與管片傾角、刀盤切口里程是否發(fā)生變化，用以評估第2階段的實施效果。再經(jīng)歷20輪次的循環(huán)伸縮千斤頂，拼裝油壓增加至推進(jìn)油壓最大值的65%，3根油缸推力達(dá)5700kN時，管片和盾尾無轉(zhuǎn)動、傾角和位移發(fā)生，刀盤向前移動5mm，但刀盤仍無法啟動。

（3）第3階段。在盾殼整圈壓注膨潤土減阻泥漿，提高泥水倉泥水壓力，切口壓力設(shè)定值較地層水土壓力增加至1.3倍，在全部推進(jìn)千斤頂回縮20mm的情況下開啟主動鉸接，鉸接油缸最大推力為8000kN時，鉸接油缸行程伸長20mm即推進(jìn)千斤頂頂住管片時停止。利用監(jiān)測裝置可判斷出盾尾后退20mm，而刀盤無后退。盾尾后管片斷面內(nèi)設(shè)置槽鋼將近端10環(huán)管片連接成整體，槽鋼端部與盾尾焊接，以達(dá)到約束管片和盾殼相對位移的目的。之后，再縮回鉸接10mm，觀察刀盤后退情況，當(dāng)?shù)侗P后退10mm時，再重復(fù)伸縮鉸接3次，在盾尾不動情況下實現(xiàn)刀盤往返10mm的運動，以從周圍束縛的漿液中脫開。保持鉸接在10~20mm行程之間來回伸縮并使刀盤重復(fù)運動。最終在額定扭矩下成功啟動刀盤，實現(xiàn)了刀盤脫困。刀盤轉(zhuǎn)速設(shè)定為0.3rpm的情況下先進(jìn)行右轉(zhuǎn)刀盤，刀盤扭矩如圖3所示，單周順時峰值達(dá)2640kN·m，隨著右轉(zhuǎn)圈數(shù)增加而峰值減小，并在第3圈完成后趨于平穩(wěn)；而后，刀盤轉(zhuǎn)速設(shè)定在0.3rpm的情況下進(jìn)行左轉(zhuǎn)，刀盤除第1圈有峰值1280kN·m、第2圈有峰值880kN·m，其他時間基本趨于穩(wěn)定，平穩(wěn)的扭矩值在500kN·m左右。說明刀盤在漿液中脫困后，正反轉(zhuǎn)動各3圈可以將附著物清理干凈，實現(xiàn)真正意義的脫困。

3.4 盾構(gòu)機(jī)推進(jìn)系統(tǒng)脫困

刀盤脫困后，拆除槽鋼等拉結(jié)措施，在刀盤轉(zhuǎn)速0.5rpm、推進(jìn)速度1mm/min的設(shè)定下進(jìn)行推進(jìn)，同步進(jìn)行盾殼減阻注漿，觀察盾構(gòu)機(jī)是否有推力超限的情況。如果推力超限，通過增設(shè)輔助千斤頂和降低泥水壓力相結(jié)合的方式提高盾構(gòu)機(jī)有效推力，以實現(xiàn)推進(jìn)系統(tǒng)脫困。該盾構(gòu)機(jī)推力限值為41600kN，在未設(shè)置輔助千斤頂?shù)那闆r下盾構(gòu)機(jī)推力達(dá)35000kN時，通過刀盤里程顯示盾構(gòu)機(jī)開始推進(jìn)。逐步調(diào)整刀盤轉(zhuǎn)速為0.8rpm，推進(jìn)速度為3mm/min，盾構(gòu)機(jī)復(fù)推2m以后，推力為26000kN并趨于平緩，盾構(gòu)機(jī)復(fù)推后推力和距離如圖4所示，推進(jìn)系統(tǒng)真正實現(xiàn)脫困。

泥水盾構(gòu)在復(fù)雜的上軟下硬地層推進(jìn)時，外傾楔形體巖石的卡滯作用會使扭矩及推力異常波動，進(jìn)而引起盾構(gòu)機(jī)頂部形成塌落拱且因滯排嚴(yán)重而無法推進(jìn)，建泥膜嘗試帶壓進(jìn)倉失敗后采取填倉及注漿加固進(jìn)行處置可營造長時間帶壓開倉的安全環(huán)境，同時會產(chǎn)生盾構(gòu)機(jī)被困住的風(fēng)險。

文章以盾構(gòu)機(jī)開倉清理后的工況為背景，針對性分析盾構(gòu)機(jī)被困住的原因，對比各種脫困措施的適用性，提出操作便捷、安全可靠的先刀盤后推進(jìn)系統(tǒng)的脫困技術(shù)，可為被動采取填倉及加固措施后的泥水盾構(gòu)脫困及復(fù)推提供技術(shù)支撐。