狄曉紅

(中鐵工程裝備集團有限公司， 河南 鄭州 450016)

0 引言

矩形頂管機是一種矩形隧道暗挖施工裝備，其工作原理是在盾體系統(tǒng)的保護下，通過開挖系統(tǒng)切削巖土，切削下來的渣土通過排渣系統(tǒng)排出隧道，通過工作井口的起重設(shè)備將襯砌管節(jié)安放到位，再利用工作井內(nèi)頂推系統(tǒng)推動頂管機和管節(jié)前進，實現(xiàn)隧道開挖和襯砌管節(jié)的鋪設(shè)施工，直至隧道成型。矩形頂管機相比圓形掘進機，大大提高了開挖斷面空間利用率，能夠有效適應(yīng)城市淺覆土、狹窄空間隧道施工，已逐步應(yīng)用于地鐵出入口、過街通道、綜合管廊和地下停車庫等領(lǐng)域[1-3]。但目前國內(nèi)外制造的矩形頂管機適用的地層相對單一，主要適用于淤泥、黏土、粉土以及沙土等軟土地層[4-5]。

富水砂卵石地層在力學(xué)機制上表現(xiàn)出強烈的不穩(wěn)定性，主要特征呈現(xiàn)為巖體松散、無膠結(jié)、自穩(wěn)能力差、圍巖整體強度較低，但單個巖塊強度較高[6-8]。矩形頂管機在卵石層中掘進存在的主要問題表現(xiàn)為： 1)軟土地層前后刀盤布置存在卡卵石現(xiàn)象，極易造成刀盤、驅(qū)動沖擊損害； 開挖后的大量卵石又會積聚在矩形開挖斷面底部，使頂管機底部刀盤旋轉(zhuǎn)阻力大幅增加，導(dǎo)致刀盤驅(qū)動超載而經(jīng)常跳停。2)不同于軟土地層，采取降水措施后的砂卵石渣土流動性差，僅靠土艙壓力渣土難以直接進入螺旋輸送機，影響了渣土的順利排出，給螺旋輸送機結(jié)構(gòu)設(shè)計帶來挑戰(zhàn)； 此外，砂卵石層出渣時在螺旋輸送機常規(guī)插板式閘門位置容易產(chǎn)生積渣，造成閘門不能完全關(guān)閉，稀漿易外漏，嚴(yán)重影響主機內(nèi)部施工環(huán)境。針對富水砂卵石地層矩形頂管機施工，僅有范磊[9]有所研究，其對同平面刀盤的結(jié)構(gòu)和刀具布置以及帶式雙螺旋輸送機結(jié)構(gòu)進行了初步探索，并取得了一定效果，但并未涉及切削系統(tǒng)選型及其減阻設(shè)計。本文依托成都下穿人民南路人行通道工程，針對砂卵石地層的特點，采用計算機仿真及工程試驗分析等方法，對上述問題及該設(shè)備在工程應(yīng)用中提高螺旋輸送機出渣效果的措施進行深入探究，以期為矩形頂管的設(shè)計及其穿越砂卵石地層施工提供參考。

1 依托工程概況

該砂卵石地層矩形頂管機依托成都市下穿人民南路人行通道項目進行工程試驗，項目位于成都市人民南路三段、華西第四醫(yī)院正門南側(cè)約20 m處。隧道頂管段長為56 m，埋深為4.8 m，施工斷面為6.02 m×4.52 m。頂部垂直方向有約15條各類市政管線，距最近的1條管線僅0.5 m，并垂直上跨正在運營的地鐵1號線，距地鐵隧道頂板僅3.1 m，如圖1所示。

圖1 下穿人民南路人行通道效果圖(單位： m)

根據(jù)工程地勘資料，矩形頂管機穿越的地層以中密卵石為主，局部夾雜中砂、稍密卵石、密實卵石，地下水靜止水位埋深為4～5 m。卵石含量為60%～70%，粒徑以4～10 cm為主，填充物為細(xì)砂、圓礫及局部漂石(項目實際施工中漂石直徑達(dá)到400 mm)，礫石強度可達(dá)30～80 MPa。

2 砂卵石層矩形開挖系統(tǒng)研究

2.1 砂卵石層矩形開挖形式分析

通常矩形斷面頂管開挖系統(tǒng)多采用仿形擺動刀盤形式或平行軸多刀盤組合形式。針對穩(wěn)定性差的富水砂、卵石地層，且又是在淺覆土中，對地層擾動相對較大的擺動刀盤[10]開挖形式顯然不適應(yīng)。平行軸多刀盤組合開挖形式包括刀盤前后平面布置形式和同平面布置形式[3]，針對砂卵石地層，2種刀盤形式是否均能適用尚無案例可循，本文將對此進行針對性的分析。

2.1.1 卵石對前后布置的刀盤沖擊影響分析

平行軸前后平面布置時，針對該工程斷面，開挖系統(tǒng)采用常規(guī)軟土輻條式刀盤布置，以開挖盲區(qū)最小、刀盤攪拌最為充分為優(yōu)化目標(biāo)。經(jīng)對刀盤布置模擬，初步采用6個平行軸φ2 450 mm的圓刀盤三前三后布置，前刀盤后面板至后刀盤前面板間距采用常規(guī)設(shè)計中的115 mm(其中切刀刀高選為90 mm)，前后刀盤布置如圖2所示。

圖2 前后刀盤布置

砂卵石地層中常會出現(xiàn)一些較大的卵石，刀盤前后布置需考慮卵石卡刀盤問題，避免沖擊對刀盤或驅(qū)動系統(tǒng)造成損壞。針對上述問題，建立了刀盤前后布置卵石沖擊破碎模型，如圖3和圖4所示。

圖3 前后刀盤布置模型

圖4 卵石沖擊下單元體應(yīng)力狀態(tài)模型

基于巖石沖擊破碎理論[9]，以卵石與后刀盤撞擊時的接觸點為圓柱坐標(biāo)中心，以卵石與前刀盤的接觸點為目標(biāo)單元體進行受力分析，得出3個方向的應(yīng)力分量：

(1)

式中：Pz為刀盤沖擊力；μ為泊松比；R、z、r為圓柱坐標(biāo)。

當(dāng)卵石達(dá)到破碎臨界點時，即當(dāng)軸向應(yīng)力σz>σucs(σucs為卵石抗壓強度極限)，巖石將整體破碎。將σz=σucs帶入式(1)即可求出巖石破碎時的沖擊力。

將上述沖擊載荷作為有限元分析的邊界條件，將刀盤卵石沖擊三維模型導(dǎo)入ANSYS中。添加模型材料屬性，刀盤體材料選擇為Q345B，刀盤的承受極限為230 MPa(許用應(yīng)力)，對刀盤卵石接觸面施加80 MPa的卵石沖擊載荷，約束刀盤筒體，進行刀盤受載仿真分析，結(jié)果如圖5所示。

(a) 應(yīng)力云圖(單位： MPa)

(b) 變形云圖(單位： mm)

Fig. 5 Finite element analysis of cutterhead under load of cobble impact

從圖5可以看出： 刀盤前后布置運轉(zhuǎn)中遇到卵石沖擊時，刀盤最大變形達(dá)到8.359 1 mm，最大應(yīng)力接近500 MPa，已大大超出刀盤的承受極限，也就是說刀盤前后布置存在極大的施工風(fēng)險，因此在砂卵石地層中不建議采用前后刀盤布置形式。

2.1.2 刀盤同平面布置分析

平行軸同平面刀盤布置同樣以開挖盲區(qū)最小為設(shè)計目標(biāo)。如圖6所示，刀盤布置采用了大(φ2 200 mm 4個)、中(φ1 630 mm 2個)、小(φ1 200 mm 2個)多直徑大小刀盤同平面組合布置形式，具體刀盤結(jié)構(gòu)、刀具布置設(shè)計見文獻[9]。同平面刀盤掘進受載較為簡單，刀盤承受的軸向推力為前方土體傳遞過來的土壓力，刀盤承受最大轉(zhuǎn)矩為主驅(qū)動額定轉(zhuǎn)矩。對各刀盤進行有限元仿真分析，在最大邊界條件作用下，各刀盤的強度和剛度均滿足要求[11]。

刀盤同平面布置不存在前后刀盤卡卵石的情況，但2個刀盤反向旋轉(zhuǎn)時對卵石存在類似軋制的作用效果，也可能存在卡刀盤風(fēng)險。對此，構(gòu)建同平面刀盤咬石破巖模型，如圖7所示，卵石與刀盤接觸瞬間刀盤對卵石作用時，刀盤對卵石的徑向壓力為P，還有對卵石的切向摩擦力F，二者互相垂直。當(dāng)把P、F分別分解于x軸、y軸方向，可得4個分力Px、Py、Fx、Fy。

由軋制理論可知，卵石咬入條件為Fy>Py，轉(zhuǎn)化易得卵石咬入條件為β(摩擦角)>γ(咬入角)。

圖6 同平面刀盤布置圖

圖7 同平面刀盤咬石破巖模型

金屬間的靜摩擦因數(shù)f為0.3～0.4，令f取最大值0.4，而摩擦因數(shù)與摩擦角滿足f=tanβ，可計算巖石最大咬入角為21.8°，以φ2 200 mm和φ1 630 mm兩相鄰刀盤為例(左下兩刀盤)，卵石被咬入的條件為同時進入兩刀盤的咬入角內(nèi)，容易求得能被咬入的最大卵石尺寸為117 mm，即較大尺寸卵石(>117 mm)不會被刀盤咬入造成較大沖擊。將80 MPa小尺寸卵石的破碎沖擊力作為邊界條件，施加于刀盤大圓環(huán)輻條之間的中間最薄弱位置，約束刀盤筒體，對φ1 630 mm刀盤模型進行有限元分析，結(jié)果如圖8所示。

由圖8可以看出： 刀盤同平面布置反向旋轉(zhuǎn)咬入卵石時，刀盤最大變形為0.4 mm，最大應(yīng)力為101.57 MPa，均在刀盤的許用強度和剛度范圍內(nèi)，即較大卵石不會被兩相鄰刀盤咬入破碎，較小卵石咬入后可被刀盤直接破碎。綜上，矩形頂管機在砂卵石層的開挖系統(tǒng)應(yīng)采用同平面多刀盤布置形式。

(a) 應(yīng)力云圖(單位： MPa)

(b) 變形云圖(單位： mm)

Fig. 8 Finite element analysis of cutterhead under load of bite broken cobble

2.2 砂卵石層刀盤結(jié)構(gòu)減阻優(yōu)化研究

上述刀盤結(jié)構(gòu)在富水砂卵石地層施工過程中，刀盤前方改良效果不好，渣土流動性差，大量卵石沉積在土艙下部，而刀盤外圈加強大圓環(huán)又影響了刀盤垂直方向的開口率，卵石渣土在垂直平面的各個方向上流動受阻，就會因堆積而造成刀盤前部切削阻力過大，尤其是在底部區(qū)域。為了解決此問題，本工程試驗中對φ2 200 mm、φ1 630 mm 2種刀盤進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，通過全部或部分切除刀盤加強大圓環(huán)，降低刀盤轉(zhuǎn)矩，并對改造后的刀盤降扭效果進行工程試驗分析。

2.2.1 刀盤結(jié)構(gòu)優(yōu)化及有限元分析

為了確認(rèn)刀盤結(jié)構(gòu)調(diào)整后其強度和剛度是否依然滿足要求，采用ANSYS WORKBENCH分別對φ2 200 mm、φ1 630 mm刀盤大圓環(huán)對稱切除及全部切除的狀態(tài)進行有限元仿真分析。φ2 200 mm刀盤主要受力刀具為分布在輻條上的切刀以及位于刀箱中的滾刀，進行滾刀計算時將滾刀刀箱與輻條簡化為一體。刀盤承受的軸向推力為前方土體傳遞過來的土壓力(根據(jù)頂管機設(shè)計規(guī)范，土壓力值一般取為50 t/m2)，以均布載荷方式施加于輻條面板上； 刀盤承受最大轉(zhuǎn)矩取主驅(qū)動額定轉(zhuǎn)矩(472.5 kN·m)，作用在整個面板上，約束刀盤筒體圓環(huán)內(nèi)表面全部自由度。φ2 200 mm對稱半切除大圓環(huán)和全部割除大圓環(huán)有限元分析應(yīng)力及變形云圖分別如圖9和圖10所示。仿真結(jié)果對比如表1所示。

(a) 應(yīng)力云圖(單位： MPa)

(b) 變形云圖(單位： mm)

Fig. 9 Finite element analysis ofφ2 200 mm cutterhead with semi-excision annulus

φ1 630 mm刀盤承受的軸向推力同樣選擇為50 t/m2，刀盤承受最大轉(zhuǎn)矩取主驅(qū)動額定轉(zhuǎn)矩183 kN·m，在上述約束條件一致的條件下，分別對對稱半切除圓環(huán)和全部切除圓環(huán)進行仿真分析，結(jié)果對比如表2所示。

由表1可知： 在邊界條件一致的情況下，φ2 200 mm刀盤大圓環(huán)全切除和半切除狀態(tài)下應(yīng)力差別較大，其中大圓環(huán)半切除時最大屈服應(yīng)力小于Q345B材料許用應(yīng)力(230 MPa)，最大應(yīng)力出現(xiàn)在輻條與中心刀盤筒體接觸位置，通過進一步的圓角處理或增加筋板的形式，可滿足強度要求。由表2可知： 在邊界條件一致的情況下，φ1 630 mm刀盤大圓環(huán)全切除和半切除狀態(tài)下應(yīng)力應(yīng)變變化不大，應(yīng)力均<230 MPa，且變形率均小于0.1%，即2種形式均可滿足刀盤的強度和剛度要求。綜上，將刀盤結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案定為下部φ2 200 mm刀盤大圓環(huán)對稱半切除、φ1 630 mm刀盤大圓環(huán)全切除，如圖11所示。

(a) 應(yīng)力云圖(單位： MPa)

(b) 變形云圖(單位： mm)

Fig. 10 Finite element analysis ofφ2 200 mm cutterhead with all-excision annulus

表1不同工況下φ2 200刀盤強度和剛度比較

Table 1 Comparison of strength and stiffness ofφ2 200 mm cutterhead in different working conditions

工況最大應(yīng)力/MPa最大變形/mm變形率/%未割除大圓環(huán)188.720.890 80.040 5對稱切除大圓環(huán)228.241.1050.055 1全部切除大圓環(huán)269.741.2870.064 1

表2不同工況下φ1 630 mm刀盤強度和剛度比較

Table 2 Comparison of strength and stiffness ofφ1 630 mm cutterhead in different working conditions

工況最大應(yīng)力/MPa最大變形/mm變形率/%未割除大圓環(huán)83.260.279 90.017 2對稱切除大圓環(huán)85.290.284 70.017 5全部切除大圓環(huán)88.140.290 70.017 8

圖11 刀盤結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案

此外，為避免刀盤大圓環(huán)切割后兩相鄰刀盤旋轉(zhuǎn)卡卵石，通過刀盤轉(zhuǎn)向PLC協(xié)同控制參數(shù)設(shè)定，確保兩兩相鄰刀盤反向轉(zhuǎn)動。

2.2.2 刀盤結(jié)構(gòu)優(yōu)化前后掘進轉(zhuǎn)矩對比分析

將刀盤切除圓環(huán)優(yōu)化前后轉(zhuǎn)矩數(shù)據(jù)記錄繪制曲線，如圖12所示。由圖12可知： 2組刀盤在結(jié)構(gòu)優(yōu)化后轉(zhuǎn)矩均明顯減小，降低20%左右，說明通過切割大圓環(huán)增大刀盤的開口率能夠有效降低刀盤轉(zhuǎn)矩，解決了下部驅(qū)動因轉(zhuǎn)矩過大而經(jīng)常跳停的問題，進而提高了刀盤切削效率。同時，也從另一角度說明設(shè)計階段所采用的常規(guī)刀盤轉(zhuǎn)矩計算經(jīng)驗公式T=αD3不適合作為砂卵石層小刀盤的設(shè)計依據(jù)，其轉(zhuǎn)矩配置值得進一步的探索。

(a) φ2 200 mm刀盤

(b) φ1 630 mm刀盤

3 大粒徑卵石雙螺旋輸送機出渣技術(shù)研究

為應(yīng)對砂卵石地層中直徑較大的卵石，采用大直徑(706 mm)、大節(jié)距(650 mm)帶式雙螺旋輸送機設(shè)計，形成以排為主、以破為輔的排渣機制，工程試驗中實現(xiàn)排出最大粒徑450 mm的卵石。

砂卵石地層情況復(fù)雜，在工程試驗中出現(xiàn)了排渣不暢、閘門封堵不嚴(yán)的問題。這是由于卵石渣土流動性差，加之砂卵石的骨架效應(yīng)堵塞出渣口，僅靠土艙壓力難以直接進入螺旋輸送機，造成排渣不暢，而且螺旋輸送機閘門處卵石堆積容易造成插板式閘門不能完全關(guān)閉，稀漿易外漏，嚴(yán)重影響主機內(nèi)部施工環(huán)境。對此，分別對螺旋葉片安裝位置及螺旋輸送機閘門裝置結(jié)構(gòu)進行優(yōu)選試驗。

3.1 螺旋葉片安裝位置優(yōu)化

通常螺旋葉片安裝位置可分為伸入土艙和不伸入土艙2種設(shè)計： 螺旋葉片伸入土艙可實現(xiàn)土艙渣土的主動取土，但會干擾刀盤攪拌棒布置，影響葉片伸入位置在刀盤圓周上的渣土攪拌； 螺旋葉片不伸入土艙采用被動取土形式(依靠土艙壓力將渣土壓入，要求渣土流動性要好)，土艙內(nèi)渣土攪拌較為充分。為探索砂卵石層螺旋葉片的適應(yīng)性，對螺旋輸送機螺旋葉片安裝位置進行優(yōu)選試驗(見圖13)： 方案1為螺旋葉片端頭與土艙隔板平齊，不外伸； 方案2為螺旋葉片端頭沿著軸線方向伸出隔板進入土艙200 mm。在刀盤轉(zhuǎn)速、土艙壓力、螺旋輸送機轉(zhuǎn)速一定的條件下分別對2種螺旋輸送機葉片位置形式進行工程試驗，試驗結(jié)果如圖14所示。由圖14可知： 螺旋葉片未伸入土艙設(shè)計時，對流動性相對較差的砂卵石層出渣效率較低，卵石渣土僅僅依靠土艙壓力很難被螺旋葉片排出，在土艙下部堆積較為嚴(yán)重； 螺旋葉片外伸后掘進速度明顯提高，出渣速度也有明顯加快。對比發(fā)現(xiàn)，螺旋葉片伸入土艙較為適應(yīng)砂卵石層出渣，其可依靠外力將渣土攜帶排出，螺旋輸送機的主動排渣能力得到大幅提升(提高3倍左右)。

(a) 優(yōu)化前

(b) 優(yōu)化后

圖14 螺旋輸送機葉片位置優(yōu)化前后掘進情況對比

Fig. 14 Excavating situation comparison before and after screw blade position optimization

3.2 閘門裝置優(yōu)化

考慮到常規(guī)插板式閘門(即便是雙道插板式閘門)在卵石地層中常由于閘門位置的卵石堆積造成閘門不能完全關(guān)閉，遂將通常的螺旋輸送機第2道插板式密封閘門結(jié)構(gòu)優(yōu)化為弧形密封閘門，將閘門位置由螺旋輸送機筒節(jié)中部移動至筒節(jié)端部，將閘門位移形式由直線運動改為旋轉(zhuǎn)運動，弧形閘門不僅避開了筒節(jié)兜渣位置，采用連桿搖臂機構(gòu)也解決了閘門油缸安裝不方便的問題。2種閘門結(jié)構(gòu)如圖15所示。

(a) 插板式密封閘門

(b) 弧形密封閘門

分別對2種螺旋輸送機密封閘門形式進行工程試驗，在成都下穿人民南路第1個矩形頂管項目中采用了單插板式密封閘門，如圖16所示，出現(xiàn)了密封不佳的問題，時常發(fā)生閘門關(guān)不死、向外流水現(xiàn)象。而后采用插板式閘門+弧形密封閘門的設(shè)計，如圖17所示。根據(jù)現(xiàn)場應(yīng)用情況，弧形密封閘門能夠?qū)崿F(xiàn)設(shè)備停機時對富水砂卵石渣土及水有效封擋，解決了常規(guī)單一插板式閘門出現(xiàn)的漏渣問題，在成都第2個矩形頂管項目(星漢北路地下通道項目)中得到成功應(yīng)用。

圖16 插板式閘門

圖17 插板式閘門+弧形閘門

4 結(jié)論與討論

1)通過對刀盤卵石沖擊影響分析，探索出適應(yīng)砂卵石地層的同平面刀盤開挖形式，避免了前后刀盤布置卡卵石現(xiàn)象的發(fā)生。同時研究了砂卵石層下部刀盤減阻技術(shù)，通過ANSYS WORKBENCH仿真分析方法對刀盤進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，下部刀盤通過簡化大圓環(huán)支撐結(jié)構(gòu)，在滿足開挖功能的同時切削轉(zhuǎn)矩降低20%左右。

2)研究了砂卵石層帶式雙螺旋輸送機排渣技術(shù)，對螺旋葉片安裝位置進行優(yōu)選試驗，試驗表明螺旋葉片伸入土艙設(shè)計可有效提高螺旋輸送機攜渣能力，輔以大直徑、大節(jié)距螺旋葉片設(shè)計,有效改善了砂卵石地層的排渣效果，實現(xiàn)了450 mm粒徑卵石的順利排出； 此外，通過對螺旋輸送機閘門結(jié)構(gòu)形式的優(yōu)選試驗，表明在砂卵石地層中，弧形閘門裝置較插板式閘門能夠?qū)υ翆崿F(xiàn)更好封堵。

3)本文雖然研究出了適用于富水砂卵石地層的矩形頂管機切削系統(tǒng)，但工程試驗也印證了設(shè)計階段所采用的常規(guī)刀盤轉(zhuǎn)矩計算經(jīng)驗公式T=αD3并不太適合作為砂卵石層小刀盤的設(shè)計依據(jù)，其轉(zhuǎn)矩配置大小值得進一步探索，如適當(dāng)放大轉(zhuǎn)矩安全系數(shù)或在上述公式基礎(chǔ)上引入刀盤尺寸大小的修正因子等。

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