閆永陣/YAN Yong-zhen

(中鐵工程裝備集團有限公司，河南 鄭州 450016)

隧道施工過程中，受地質(zhì)情況及線路規(guī)劃的影響，可能需要小曲線轉彎，或是因被切削土層較復雜，使盾構結構件受力不均等多種因素，導致盾構實際前進中心軸線與隧道設計中心軸線發(fā)生偏差[1]，因而需要對盾構姿態(tài)糾偏調(diào)整，以滿足各種工況要求。目前鉸接式盾構可以分為被動鉸接式、主動鉸接式[2]。主動鉸接盾構根據(jù)隧道曲線的半徑可精準調(diào)節(jié)鉸接油缸的行程差，能精準控制盾構的姿態(tài)，可平穩(wěn)、簡單地實現(xiàn)小曲線掘進過程中對盾構的糾偏及姿態(tài)的控制[3～4]。盾體結構的合理與否直接影響隧道建設的正常進行及施工人員安全，是設計人員研究探索的重要方面[5]。

中盾后與尾盾連接法蘭作為主動鉸接盾體的重要零件，通過連接螺栓承受盾構在掘進過程尾盾與地層之間的摩擦力和尾盾與管片之間摩擦力，還需承擔在尾盾卡死、急糾偏等特殊工況下的額外拉力。因此提高主動鉸接中盾后與尾盾連接法蘭的連接強度對提高主動鉸接盾構的適應能力具有重要意義。

1 中盾后與尾盾連接法蘭的受力特性

主動鉸接盾構的中盾由中盾前和中盾后組成，中間用鉸接油缸連接起來，形成一個鉸接裝置。盾構在正常工作時，受到的推進阻力有：盾體與地層之間的摩擦力、開挖面的支撐壓力、刀盤推力、管片與密封刷間的摩擦力、后配套的拖拉力等[6～7]。

正常掘進模式時，推進油缸通過撐靴作用于管片，其推力的傳遞過程如圖1 所示：管片的反作用力通過推進油缸傳遞給中盾后法蘭；中盾后法蘭將一部分推力通過連接螺栓傳遞給尾盾法蘭以克服尾盾與地層和管片與密封刷間的摩擦力，將一部分推力通過中盾后隔板傳遞給米字梁以克服后配套的拖拉力，將大部分推力通過鉸接油缸傳遞給中盾前法蘭以克服前部盾體與地層的摩擦力、開挖面的支撐壓力和刀盤推力。

圖1 主動鉸接推力的傳遞過程

正常掘進模式時，中盾后與尾盾法蘭連接螺栓處于受拉的狀態(tài)，考慮到實際工作中，因泥漿凝固、急糾偏操作等特殊工況還會造成尾盾卡死，其還要受到額外的尾盾脫困拉力。由于螺栓的布置、間距和預緊力以及法蘭剛度等因素均會對螺栓的連接強度產(chǎn)生一定的影響，加之中盾后與尾盾法蘭連接螺栓受力情況復雜，更易發(fā)生失效破壞，這就需要對中盾后與尾盾法蘭連接螺栓的強度進行嚴格的校核分析。

2 中盾后與尾盾法蘭連接螺栓的受力分析

正常掘進模式工況下，中盾后與尾盾法蘭連接螺栓受力主要由尾盾與地層之間的摩擦力與盾尾刷與管片之間的摩擦力組成。尾盾與地層之間的摩擦力可根據(jù)朗普肯土壓力理論[8]將尾盾殼體的垂直土壓力和水平土壓力在尾盾圓周面各點分解為垂直于尾盾殼體表面的正壓力，進而求得摩擦阻力。盾尾刷與管片之間的摩擦力由管片重力和油脂壓力產(chǎn)生的摩擦力組成。

中盾后與尾盾法蘭連接螺栓主要受變載荷拉力，除了受工作拉力F外，安裝時還需要打預緊力F預，其中碳鋼連接螺栓變載荷安全系數(shù)為6.5倍[9]。假設各連接螺栓均勻受力，中盾后與尾盾法蘭連接螺栓的數(shù)量N應滿足上述條件。

式中Cb——螺栓的剛度；

Cm——連接件的剛度；

σS——螺栓材料的屈服點；

AS——螺栓應力截面積。

尾盾卡死、急糾偏等極限掘進模式工況下，可假設推進油缸的總推力F總完全作用于中盾后與尾盾法蘭連接螺栓上，可得螺栓的安全系數(shù)為

通過統(tǒng)計國內(nèi)外若干盾構的中盾后與尾盾法蘭連接螺栓的極限安全系數(shù)，如表1 所示，通常連接螺栓極限安全系數(shù)需在1.5 以上。以上的理論計算分析中，是以假設連接螺栓均勻受力為前提的，但實際受力中，受螺栓的布置、間距和預緊力以及法蘭剛度等因素的影響，會使螺栓出現(xiàn)受力不均的現(xiàn)象。下一步，本文借助理論分析與有限元仿真分析相結合的方法對這些問題進行討論。

表1 國內(nèi)外若干盾構中盾后與尾盾法蘭連接螺栓的極限安全系數(shù)

3 基于法蘭連接螺栓徑向分布的優(yōu)化設計

3.1 連接螺栓徑向分布受力的理論分析

連接螺栓徑向分布可以簡化如圖2 所示，尾盾受力時，載荷主要作用在尾盾殼體上。通過觀測連接螺栓的失效狀態(tài)，可以看出外側螺栓首先受拉失效，進而是中間連接螺栓，內(nèi)側螺栓最后失效，可以推測中盾后與尾盾法蘭連接螺栓是以法蘭內(nèi)側為支點，以螺栓距內(nèi)側面的長度為力臂，產(chǎn)生的有效彎矩以抵抗尾盾殼體產(chǎn)生的彎矩。因此在尾盾殼體受拉的情況下，內(nèi)外側螺栓的受力情況是不同的。

圖2 螺栓徑向分布示意圖

本文假設以法蘭內(nèi)側為支點，用三排螺栓抵抗尾盾殼體受拉產(chǎn)生的彎矩，同時假設尾盾法蘭為剛性體。由于螺栓的拉力與螺栓拉伸長度成正比，可以得出當尾盾殼體受到拉力為F 時，各排螺栓所承受的拉力與彎矩分別為

從上式可以看出：連接螺栓分布越緊湊，連接螺栓整體受力越均勻；連接螺栓越靠外側分布，連接螺栓受拉產(chǎn)生的有效彎矩越大。

3.2 基于理論分析的有限元仿真優(yōu)化

下面結合配置16 組雙缸，總推力為5 060t主動鉸接盾構為案例，用Workbench 有限元仿真軟件對其中盾后與尾盾法蘭連接螺栓徑向分布進行優(yōu)化設計。

為了提高計算效率，本文使用1/8 中盾后和尾盾模型對其進行分析，建模的過程中忽略圖紙中倒角、圓角和焊縫的焊接質(zhì)量對分析結果的影響[10～12]。模型鋼板材料為Q345B 鋼，彈性模 量E=2.06×105MPa，泊松比μ=0.3，密度ρ=7800kg/m3，重力加速度g=9.8m/s2。采用10.9 級M36 的螺栓和10 級M36 的螺母，彈性模量E=2.06×105MPa，屈服強度為900MPa。本文在尾盾模型后部施加6 198.5kN 的拉力，在每顆連接螺栓上施加340.69kN 的預緊力，約束1/8 模型端面的法向位移，同時約束中盾后法蘭內(nèi)側的自由度。

為了更好地驗證上文理論分析的結果，本文通過改變內(nèi)圈、中圈和外圈螺栓徑向分布尺寸進行3 組仿真對比分析。3 組分析中，內(nèi)圈、中圈和外圈螺栓的徑向分布尺寸如表2 所示。

表2 螺栓徑向布置尺寸

圖3～圖5 分別為第一組、第二組和第三組螺栓徑向布置時模型的應力與位移云圖。從應力云圖可以看出，在螺栓的根部會出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象，為了評估螺栓的實際受力情況，本文忽略應力集中部位，取螺栓在法蘭連接截面上平均應力為螺栓所受應力的參考值。

圖3 第一組仿真的應力與位移云圖

圖4 第二組仿真的應力與位移云圖

圖5 第三組仿真的應力與位移云圖

根據(jù)3 組仿真分析結果的對比可以看出：當固定內(nèi)圈和中圈螺栓的徑向布置尺寸時，外圈螺栓往外側布置，其平均應力變大，法蘭面的最大張開位移變小；當3 層螺栓布置更靠外側且距離更近時，外圈螺栓的平均應力會變小，法蘭面的最大張開位移也會變??；內(nèi)側螺栓較外側螺栓的平均應力小得多。根據(jù)3 組仿真分析結果的對比可以得出以下結論：連接螺栓越往外側布置，其受到的拉力越大且其能提供的有效彎矩越大；連接螺栓越往外布置且距離較近會使得其平均應力越小且法蘭面最大張開位移越?。挥捎诜ㄌm的剛度不足，使得內(nèi)側的連接螺栓未充分的發(fā)揮連接作用。

上文理論分析是假設尾盾法蘭為剛性體，現(xiàn)實中尾盾法蘭剛度可能不足，因內(nèi)側連接螺栓距離尾盾殼體較遠，未能受到較大的拉力，其應力與變形均較外圈連接螺栓相差較多，故有限元仿真分析對比的結果與上文理論分析的結論一致。

4 法蘭連接螺栓周向分布的優(yōu)化設計

雙缸布置的盾構因其兩組連接螺栓的間距布置較大，其尾盾法蘭變形與螺栓的受力往往較大。為了驗證縮小連接螺栓周向間距能夠有效地減少尾盾法蘭變形與螺栓受力，本文通過在雙缸之間有無添加螺栓的辦法對其進行對比分析。

本文第四組仿真分析采用與第三組仿真分析相同的參數(shù)設置，另外在其模型的雙缸之間增加3 顆螺栓。圖6 為第四組仿真分析的應力與位移云圖，與第三組仿真分析結果對比可以看出：在雙缸之間增加3 顆螺栓，使外圈螺栓所受平均應力從574MPa 降低到488MPa；法蘭面最大張開位移從2.52mm 減小到1.66mm。根據(jù)第三組和第四組仿真分析結果的對比，可以得出以下結論：對于雙缸布置的盾構，增加雙缸之間的螺栓布置，對減少尾盾法蘭變形與提高連接螺栓整體承載能力具有重要作用。

圖6 第四組仿真的應力與位移云圖

5 基于連接法蘭剛度分析的優(yōu)化設計

由上文理論分析可知，連接件的剛度越大，連接螺栓受到的拉力越小，因此，提高連接法蘭剛度也是提高連接螺栓可靠性的有效途徑。為了驗證增大連接法蘭剛度能夠有效地減少尾盾法蘭變形和連接螺栓受力，本文通過增大法蘭筋板和法蘭厚度的方法對其進行驗證。

5.1 增大尾盾法蘭筋板的優(yōu)化設計

本文第五組仿真分析采用與第四組仿真分析相同的參數(shù)設置，另外將其模型尾盾法蘭的筋板增大1 倍。圖7 為第五組仿真分析的應力與位移云圖，與第四組仿真分析結果對比可以看出：增大尾盾法蘭筋板，使外圈螺栓所受的平均應力從488MPa 降低到365MPa，法蘭面最大張開位移從1.66mm 減小到1.36mm；第五組內(nèi)圈與中圈螺栓的平均應力比第四組明顯提高。

圖7 第五組仿真的應力與位移云圖

根據(jù)第四組和第五組仿真分析結果的對比，可以得出以下結論：增大尾盾法蘭筋板的厚度可以有效地提高尾盾法蘭的剛度，使內(nèi)圈和中圈螺栓更充分地發(fā)揮其連接作用，進而降低外圈螺栓的平均應力和減小尾盾法蘭面的最大張開位移；當連接螺栓預緊力和外加載荷一定時，連接法蘭的剛度越大，連接螺栓受到的平均拉應力越小，故有限元仿真分析對比的結果與上文理論分析的結論一致。

5.2 增大尾盾法蘭厚度的優(yōu)化設計

為了驗證尾盾法蘭厚度對法蘭變形和連接螺栓受力的影響，本文的第六組、第七組和第八組仿真分析分別對50mm、60mm、70mm 3 種不同厚度的尾盾法蘭進行對比分析，三組仿真分析采用與第五組仿真分析相同的參數(shù)設置。

圖8～圖10 分別為3 組仿真分析模型的應力與位移云圖，根據(jù)第六組和第七組仿真分析結果的對比可以看出：增加尾盾法蘭的厚度可以明顯降低外圈螺栓的平均應力并減小法蘭面的最大張開位移。根據(jù)第七組和第八組仿真分析結果的對比可以看出：法蘭厚度同樣增加10mm，后者外圈螺栓所受平均應力和法蘭面最大張開位移變化并不顯著。

圖8 第六組仿真的應力與位移云圖

圖9 第七組仿真的應力與位移云圖

圖10 第八組仿真的應力與位移云圖

根據(jù)3 組仿真分析結果的對比，可以得出以下結論：當尾盾法蘭厚度不足時，增加其厚度可以有效地提高其剛度，使內(nèi)圈和中圈螺栓更充分地發(fā)揮其連接作用，進而降低外圈螺栓的平均應力和減小法蘭面的最大張開位移；當法蘭增加到一定的厚度時，進一步提高其厚度對降低外圈螺栓的平均應力和減小法蘭面的最大張開位移意義不大。因此在具體設計中，設計師應根據(jù)實際情況選擇合適的法蘭厚度，在滿足設計要求的情況下，減少設備成本。

6 結語

本文針對中盾后與尾盾連接法蘭的受力特性，通過理論分析計算與有限元仿真分析相結合的方法，得到了如下結論。

1）給出了中盾后與尾盾法蘭連接螺栓的強度計算方法：既要保證正常掘進模式工況下螺栓的安全系數(shù)在6.5 以上，也要保證極限掘進模式工況下螺栓的安全系數(shù)在1.5 以上。

2）通過對不同法蘭連接螺栓徑向分布的理論分析和仿真對比分析得出：連接螺栓分布越緊湊，其受力越均勻；連接螺栓越靠法蘭外側分布，其抵抗尾盾法蘭變形的能力越強。

3）通過對不同法蘭連接螺栓周向分布的仿真對比分析得出：對于雙缸布置的盾構，增加雙缸之間的螺栓，對減少尾盾法蘭變形與提高連接螺栓整體承載能力具有重要作用。

4）通過對不同剛度連接法蘭的仿真對比分析得出：增大尾盾法蘭筋板和厚度可以有效地提高其剛度，進而降低外圈螺栓的平均應力和減小法蘭面的最大張開位移；當法蘭增加到一定的厚度時，進一步提高其厚度對降低外圈螺栓的平均應力和減小法蘭面的最大張開位移意義不大。

本文的分析為主動鉸接中盾后與尾盾連接法蘭提供了優(yōu)化設計方法，對提高主動鉸接盾構的適應能力具有一定的指導意義。