大直徑泥水盾構(gòu)管片拼裝機(jī)力學(xué)特性分析

陳 鵬

（中鐵十四局集團(tuán)大盾構(gòu)工程有限公司，江蘇 南京 211800）

隨著地下空間的迅猛發(fā)展，如城市地鐵、過江隧道以及引水隧道等的建設(shè)，盾構(gòu)施工工法由于其安全快速的特性已經(jīng)成為最主要開挖手段。泥水盾構(gòu)施工時，對外界的干擾小，對地面的下降控制在很小的范圍內(nèi)，并且在掘進(jìn)速度快的同時事故率低，機(jī)械自動化程度較高，成為軟土地區(qū)水底隧道施工的首選［1］。很多隧道需要經(jīng)過富含地下水的地層，像上海長江隧道、武漢長江隧道、南京長江隧道、杭州錢江通道等采用的都是泥水盾構(gòu)法施工［2］。在盾構(gòu)機(jī)進(jìn)行掘進(jìn)時，管片拼裝機(jī)使用鋼筋混凝土管片拼裝襯砌，對已開挖隧道進(jìn)行保護(hù)［3］。管片的拼裝在泥水盾構(gòu)中是非常重要的一個環(huán)節(jié)，幾乎占據(jù)著一半的隧道開挖時間。

彭涌濤［4］總結(jié)了管片拼裝過程中由隧道環(huán)面凹凸不平導(dǎo)致的管片裂縫和盾尾約束與盾構(gòu)千斤頂推力引起的裂縫等相關(guān)問題，宋艷玲［5］對管片拼裝方法、關(guān)鍵的拼裝技術(shù)要點(diǎn)、拼裝的精度、合理的拼裝順序、掘進(jìn)姿態(tài)的影響等進(jìn)行了較為完整的總結(jié)，張友湖［6］對硬巖掘進(jìn)機(jī)后配套的管片拼裝機(jī)的三維結(jié)構(gòu)進(jìn)行了設(shè)計(jì)，龔國芳［7］等利用傳統(tǒng)的PID控制策略提出了減少管片拼裝機(jī)的穩(wěn)態(tài)誤差以及定位過程中的沖擊力的控制系統(tǒng)，劉金剛［8］等研究了影響管片拼裝機(jī)起步工作特性的敏感結(jié)構(gòu)參數(shù)并且用正交實(shí)驗(yàn)法優(yōu)化出了最佳參數(shù)組合。以上隧道直徑大都是以6m和8m為主且沒有對其拼裝過程中的力學(xué)特性進(jìn)行分析。而在蘇通GIL綜合管廊工程中，隧道開挖直徑為11.6m，管片拼裝機(jī)本身尺寸大同時拼裝體積大且質(zhì)量大的管片，單片標(biāo)準(zhǔn)塊管片重量達(dá)14t，在拼裝過程中拼裝機(jī)承受著很大的載荷，同時隧道開挖距離長，重復(fù)不斷地安裝，受力反復(fù)，因此對管片拼裝機(jī)的力學(xué)特性分析尤其重要。

本文針對超大直徑管片拼裝機(jī)進(jìn)行了三維建模并建立了虛擬樣機(jī)模型，利用ADAMS對管片拼裝的動態(tài)過程進(jìn)行了動力學(xué)仿真，利用得到的載荷作為邊界條件在ANSYS Workbench中對管片拼裝機(jī)進(jìn)行靜力學(xué)仿真分析，驗(yàn)算了行走梁和扼架吸盤的強(qiáng)度和剛度，為大直徑管片拼裝機(jī)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供一定的指導(dǎo)。

1 管片拼裝工作原理

管片拼裝機(jī)是一種不連續(xù)運(yùn)動的機(jī)械，主要由回轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)、升降機(jī)構(gòu)、平移機(jī)構(gòu)，微調(diào)機(jī)構(gòu)組成，具有工作周期短、周期性作業(yè)的工作特點(diǎn)［9］。

當(dāng)掘進(jìn)距離為一環(huán)管片寬時，開始拼裝管片。管片由喂片機(jī)運(yùn)送到前端，舉升油桿下降，真空吸盤將管片吸附鎖緊，并抬起。平移機(jī)構(gòu)將吸附的管片送到拼裝環(huán)的橫斷面位置處，然后旋轉(zhuǎn)一定的角度到該環(huán)的相應(yīng)位置，調(diào)整管片的位置，完成安裝。如圖1所示為管片拼裝機(jī)的主要結(jié)構(gòu)，圖2所示為每塊管片安裝的具體流程。

圖1 管片拼裝機(jī)簡圖

圖2 管片拼裝流程圖

2 管片拼裝機(jī)虛擬樣機(jī)的建立

2.1 管片拼裝順序

如圖3所示為封頂塊處于最頂端時的一環(huán)管片分塊示意圖，采用的是“7+1”模式的管片拼裝方式。管片拼裝機(jī)拼裝管片的順序是：首先安裝最底部的B3塊，接著安裝B2和B4塊，左右各旋轉(zhuǎn)49.091°；再接著拼裝B1和B4，左右各旋轉(zhuǎn)98.182°；然后是兩鄰接塊L1和L2，各旋轉(zhuǎn)147.273°；最后封頂塊的安裝，旋轉(zhuǎn)180°。

圖3 管片分塊示意圖

2.2 運(yùn)動連接副的添加

各個主要部件的連接副如表1所示。

表1 各部件連接副

2.3 驅(qū)動函數(shù)的添加

只仿真轉(zhuǎn)動架在拼裝位置時真空吸盤將管片抬起，并順時針旋轉(zhuǎn)至指定位置的這兩個過程。以臨接塊L1的安裝為例，驅(qū)動設(shè)置如下：

旋轉(zhuǎn)架驅(qū)動：STEP（time，0，0，40，0d）+STEP（time，40，0，250，147.27d），

在0～40s內(nèi)，轉(zhuǎn)動架固定不動；40～250s內(nèi)，旋轉(zhuǎn)147.27°，轉(zhuǎn)動到指定位置。

舉升油桿驅(qū)動：STEP（time，0，0，40，-1000）+STEP（time，250，0，290，1000）

在0～40s內(nèi)，轉(zhuǎn)舉升油桿收回抬起管片1000mm；40～250s內(nèi)，隨著轉(zhuǎn)動架旋轉(zhuǎn)147.27°；在250～290s內(nèi)，舉升油桿伸出1000mm，將管片安裝在指定位置。

2.4 仿真模型的建立

在Solidworks中建立各個關(guān)鍵的零部件的三維模型，然后設(shè)置好裝配關(guān)系，通過Parasolid接口將其保存為*.X_T文件［10］，導(dǎo)入到ADAMS軟件中，設(shè)置各個部件間的連接關(guān)系，并添加驅(qū)動，檢查自由度。所建立的虛擬樣機(jī)模型如圖4所示。

圖4 虛擬樣機(jī)模型

3 動力學(xué)仿真分析

3.1 速度的變化過程分析

如圖5所示為管片質(zhì)心速度變化曲線，速度的變化為三段波形，在每次運(yùn)動狀態(tài)改變時，速度均變?yōu)?。在0～40s，23s時達(dá)到峰值20mm/s；在40～250s，138s時達(dá)到峰值90mm/s；在250～290s，263s時達(dá)到峰值20mm/s。

圖5 管片質(zhì)心速度曲線

通過圖5可以看出，管片質(zhì)心速度在各個時間段的變化規(guī)律大致相同，速度變化平緩，均為先增加然后減小。

3.2 動力學(xué)仿真結(jié)果分析

（1）舉升油桿與扼架連接副處的力。

由圖6可知，Y方向分力峰值載荷為2.65×105N，當(dāng)舉升油桿緩慢將管片安裝在指定位置時，Y方向分力穩(wěn)定在2.02×105N。整個旋轉(zhuǎn)過程，Y方向分力都大于X方向分力，而整個過程合力的最大值為2.66×105N。舉升力在Z方向分力很小可忽略不計(jì)，只考慮X方向和Y方向的分力。

圖6 右連接副受力圖

由圖7可知，Y方向分力最大為1.51×105N，當(dāng)舉升油桿緩慢將管片安裝在指定位置時，Y方向分力穩(wěn)定在6.4×104N。整個旋轉(zhuǎn)過程，整個過程合力的最大值為1.54×105N。舉升力在Z方向分力很小可忽略不計(jì)，只考慮X方向和Y方向的分力。

圖7 左連接副受力圖

（2）行走梁受力。

由圖8可知，0～40s內(nèi)，抬起管片時，行走梁右托梁出現(xiàn)峰值載荷為8.2×105N。

圖8 右托梁受力圖

由圖9可知，行走梁左托梁出現(xiàn)峰值載荷的時間在158s左右，峰值載荷為1.17×106N。

圖9 左托梁受力圖

由圖8、圖9可知，2個托梁的受力情況差異很大，在拼裝管片時，轉(zhuǎn)動架對行走梁左右托梁產(chǎn)生了扭矩，且出現(xiàn)極限載荷的時間相近。

4 有限元仿真分析

通過建立管片拼裝機(jī)的虛擬樣機(jī)模型，仿真得出了管片拼裝機(jī)主要部件行走梁以及扼架鉸接處受力的變化規(guī)律，提取有限元仿真所需的邊界載荷，校核其在危險工況下的強(qiáng)度和剛度。

4.1 托梁有限元分析

跨過90°時是整個過程的危險工況，此時行走梁所受扭矩最大，根據(jù)動力學(xué)仿真得到的載荷極限值施加在移動架與行走梁的接觸面上，劃分網(wǎng)格，添加邊界條件，得到行走梁的應(yīng)力和在Y方向上的應(yīng)變。

由圖10可以看出，應(yīng)力最大的地方出現(xiàn)在筋板與托梁的連接處，應(yīng)力較大的地方出現(xiàn)在筋板處，行走梁材料為Q235，且大部分區(qū)域的應(yīng)力在65MPa以下，在安全范圍內(nèi)。由圖11可以看出，最大變形為1.972mm，剛度足夠，變形量在安全范圍內(nèi)。

圖10 行走梁應(yīng)力分布圖

圖11 行走梁應(yīng)變圖

4.2 扼架吸盤有限元分析

根據(jù)動力學(xué)仿真得到的載荷加載在扼架的連接副處。

在90°工況時，管片的主要重量由處在下面的扼架臂承擔(dān)。由圖12可以看出，扼架大部分區(qū)域的應(yīng)力在60MPa以下。扼架吸盤材料為Q235，在安全范圍內(nèi)。圖13是扼架吸盤在Y方向上的應(yīng)變圖，Y方向上最大應(yīng)變?yōu)?.72mm，總體來說，變形不大，剛度足夠。

5 結(jié)束語

對鄰接塊L1分析可得：

（1）右連接副Y方向分力峰值載荷為2.65×105N，X方向上的峰值載荷為105N，整個過程最大合力為2.66×105N。左連接副Y方向峰值載荷為1.51×105N，X方向?yàn)?×104N，整個過程最大合力為1.54×105N。

圖12 扼架吸盤應(yīng)力分布圖

（2）行走梁右托梁峰值載荷為8.2×105N，行走梁左托梁峰值載荷為1.17×106N，同時出現(xiàn)并產(chǎn)生最大扭矩。

（3）行走梁在拼裝過程產(chǎn)生的應(yīng)力均小于65MPa，最大變形1.97mm。扼架吸盤所產(chǎn)生的應(yīng)力均小于60MPa，Y方向上的最大變形為2.72mm，剛度和強(qiáng)度均滿足要求。