馬蹄形盾構(gòu)機(jī)研制關(guān)鍵技術(shù)及工程應(yīng)用

賈連輝，范 磊，馮 猛

(中鐵工程裝備集團(tuán)有限公司，河南 鄭州 450016)

目前，在隧道施工中，圓形隧道因其良好的受力結(jié)構(gòu)形式，同時具有施工自動化程度高的優(yōu)勢，廣泛應(yīng)用于城市地鐵隧道、引水隧道、地下管線等工程[1-2]。但圓形隧道同時也存在一定的缺點，隧道修建完成后，需要對開挖出的圓截面巷道底部進(jìn)行預(yù)制仰拱塊鋪設(shè)等處理，以滿足車輛運營使用等要求，但此過程無疑是對開挖空間的浪費[3-4]。近年來，矩形盾構(gòu)隧道發(fā)展較為迅速，雖然在空間利用率方面表現(xiàn)更為突出，但其結(jié)構(gòu)形式卻限制了管片承受隧道深覆土壓力的能力，對于開挖面大、覆土深的隧道，很難滿足要求[5-6]。馬蹄形斷面隧道以其良好的結(jié)構(gòu)受力形式(與矩形相比較)，較高的隧道斷面利用率(較圓形提高15%以上)，結(jié)合了矩形與圓形隧道的技術(shù)優(yōu)勢，能夠很好地滿足雙線鐵路軟巖深埋隧道的應(yīng)用需求。

然而，馬蹄形隧道多采用礦山法或明挖法施工，不僅安全性差、施工環(huán)境惡劣而且施工效率較低，僅為盾構(gòu)法的1/3[7]。因此，為采用盾構(gòu)法施工，研制馬蹄形盾構(gòu)機(jī)。本文概述馬蹄形盾構(gòu)機(jī)研制的關(guān)鍵技術(shù)，主要包括低擾動多刀盤多驅(qū)動協(xié)同開挖技術(shù)、多曲率管片拼裝機(jī)技術(shù)、雙螺旋輸送機(jī)聯(lián)合排渣技術(shù)、盾體設(shè)計及姿態(tài)控制技術(shù)等；同時分析馬蹄形盾構(gòu)機(jī)在工程應(yīng)用過程中出現(xiàn)的問題，提出針對性的改進(jìn)措施，并對改進(jìn)效果進(jìn)行驗證。研制的馬蹄形盾構(gòu)機(jī)，實現(xiàn)了相關(guān)理論與核心技術(shù)的突破，成功應(yīng)用于蒙華鐵路白城隧道施工中。

1 依托工程概況

本文依托的蒙華鐵路白城隧道項目位于陜西省靖邊縣內(nèi)，隧道全長3 345 m，為時速120 km單洞雙線電氣化鐵路隧道，隧道全段為直線段，縱坡為人字坡，坡度及坡長依次為4.5‰/1 935 m，-3‰/900 m，-11‰/510 m。最大埋深為81 m，洞身范圍內(nèi)地層主要為粉砂、細(xì)砂、砂質(zhì)新黃土。隧道下穿包茂高速公路、靖黃公路、天然氣管道、白城子供水管線。

白城隧道縱斷面如圖1所示，設(shè)計輪廓近似馬蹄形，具有3個半徑，4個圓心，上部為圓拱，下部稍扁，左右兩翼下側(cè)的圓弧直徑較小，各圓弧相切，豎向最大高度為9 590 mm，橫向最大寬度為10 540 mm。

圖1 白城隧道縱斷面圖(單位：mm)

2 馬蹄形盾構(gòu)機(jī)研制關(guān)鍵技術(shù)

2.1 多刀盤多驅(qū)動協(xié)同開挖技術(shù)

2.1.1 刀盤組成及開挖方式

馬蹄形盾構(gòu)機(jī)刀盤開挖形式采用平行軸式9組刀盤布置方案，3個前刀盤，6個后刀盤，前后錯開，開挖覆蓋率可以達(dá)到90%以上，刀盤結(jié)構(gòu)圖及編號如圖2所示，其中2—7號大刀盤由5根刀梁組成，1號、8號及9號刀盤由3根刀梁組成。組合式旋轉(zhuǎn)多刀盤的開挖特性決定著開挖盲區(qū)的存在，因此在該位置通過布置高壓水沖刷、渣土改良通道，以及采取其他輔助措施，對開挖盲區(qū)進(jìn)行渣土處理，在盾體周邊通過布置盾體切刀，保證開挖斷面的尺寸[8]。

圖2 刀盤組成及編號

2.1.2 小刀盤驅(qū)動扭矩系數(shù)

盾構(gòu)主驅(qū)動的額定扭矩計算，可參照日本盾構(gòu)隧道標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范建議的主驅(qū)動額定扭矩計算公式[9]，即

T=αD3

(1)

其中，

α=α1α2α3

(2)

式中：T為刀盤額定扭矩；α為刀盤扭矩系數(shù)；D為刀盤直徑；α1，α2，α3分別為與刀盤支承方式、土質(zhì)條件、平衡形式相關(guān)的扭矩系數(shù)。

分析大量的工程應(yīng)用數(shù)據(jù)可知，式(2)對直徑3 m及其以上的刀盤較為適用，而對直徑3 m以下刀盤(以下簡稱為小刀盤)則不適用，往往出現(xiàn)驅(qū)動扭矩不足，或者驅(qū)動扭矩過大導(dǎo)致電機(jī)跳停的現(xiàn)象。為此，目前在進(jìn)行小刀盤額定扭矩設(shè)計時，多在式(2)的基礎(chǔ)上再增加1個安全系數(shù)，但安全系數(shù)的值多依據(jù)經(jīng)驗給出，計算結(jié)果還是會有誤差，并且缺少理論依據(jù)。

針對該問題，選取以往的頂管、盾構(gòu)等大量隧道掘進(jìn)機(jī)施工時的刀盤直徑與扭矩系數(shù)，采用OriginPro軟件進(jìn)行離散點數(shù)據(jù)回歸分析，如圖3所示。

圖3 不同刀盤直徑時扭矩系數(shù)離散點的回歸分析

從圖3可以看出：直徑3 m及其以上刀盤仍符合式(2)扭矩系數(shù)計算公式，均在20左右；而小刀盤扭矩系數(shù)與刀盤直徑呈負(fù)相關(guān)關(guān)系。

對小刀盤，其回歸方程為

α=-12.91D+60.72

(3)

式(3)在一定程度上反映了扭矩系數(shù)α與刀盤直徑的相關(guān)關(guān)系，但該方程并未反映α1，α2，α3對扭矩系數(shù)α的影響，若以此作為小直徑刀盤扭矩系數(shù)的計算方法，誤差較大。因此定義由式(2)計算得到的扭矩系數(shù)為傳統(tǒng)扭矩系數(shù)α傳統(tǒng)，即α傳統(tǒng)=α1α2α3；小刀盤直徑對扭矩系數(shù)的影響系數(shù)為α小。則小刀盤扭矩系數(shù)α由兩部分組成，即

α=α傳統(tǒng)+α小

(4)

針對小刀盤，為提高回歸方程精度，在消除傳統(tǒng)扭矩系數(shù)α傳統(tǒng)影響的條件下，僅對α小進(jìn)行回歸分析，如圖4所示。

得到的回歸方程為

α小=-14.22D+41.6

(5)

將式(5)和α傳統(tǒng)=α1α2α3帶入式(4)，得小刀盤驅(qū)動扭矩系數(shù)計算公式為

α=α小+α傳統(tǒng)

=-14.22D+41.6+α1α2α3

(6)

圖4 消除傳統(tǒng)扭矩系數(shù)影響后扭矩系數(shù)離散點的回歸分析

對于D=2 700 mm和D=1 100 mm的2個小刀盤，分別利用式(6)、式(2)計算小刀盤驅(qū)動扭矩系數(shù)，再都利用式(1)計算驅(qū)動額定扭矩，結(jié)果見表1，并將其與實際工程中正常掘進(jìn)下的驅(qū)動扭矩對比進(jìn)行對比。結(jié)果發(fā)現(xiàn)：利用式(2)計算得到的驅(qū)動額定扭矩較小，工程應(yīng)用中會出現(xiàn)扭矩不足等現(xiàn)象；利用式(6)計算得到的驅(qū)動額定扭矩更為合理，既滿足實際工程中的需要，且預(yù)留了一定的安全系數(shù)。

表1 驅(qū)動扭矩對比表

2.2 馬蹄形多曲率管片拼裝技術(shù)

2.2.1 管片拼裝方式

綜合考慮管片的制作、防水、運輸、拼裝和結(jié)構(gòu)受力等因素[10-11]，將管片分為8塊。采用錯縫拼裝方式，管片環(huán)分為偶數(shù)環(huán)和奇數(shù)環(huán)相互交叉，并且奇數(shù)環(huán)和偶數(shù)環(huán)的錯縫位置為軸對稱，即所有奇數(shù)環(huán)的縱縫位置相同，偶數(shù)環(huán)的縱縫位置相同，如圖5所示。管片拼裝順序如圖6所示。

2.2.2 管片拼裝機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計

區(qū)別于常規(guī)圓形管片，馬蹄形管片非中心對稱，管片圓弧直徑有3種且尺寸差距較大，每個管片形狀和尺寸均不一致，重心偏置，最大管片重量達(dá)10 t。使用常規(guī)機(jī)械式舉升鉗，最大起重量為6 t，無法滿足要求，而真空吸盤式抓舉頭無法抓取多種圓弧的管片，且異形管片拼裝動作復(fù)雜[12-15]。

圖5 管片錯縫拼裝圖

圖6 管片拼裝順序

為此，設(shè)計了1種適用多曲率管片的拼裝機(jī)。

多自由度管片拼裝機(jī)如圖7(a)所示，其主要由回轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)、伸縮機(jī)構(gòu)和抓舉頭組成，能夠完成鎖緊、升降、平移、回轉(zhuǎn)、俯仰、扭轉(zhuǎn)和偏轉(zhuǎn)7種動作。其中，回轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)主要由回轉(zhuǎn)動力系統(tǒng)、回轉(zhuǎn)架、支重輪等組成。回轉(zhuǎn)架為圓形結(jié)構(gòu)，通過動力系統(tǒng)帶動繞Z軸旋轉(zhuǎn)，由支重輪提供支撐與盾體連接，由于管片較重，帶載運轉(zhuǎn)時偏載較大，在回轉(zhuǎn)架上部布置了平衡負(fù)載的配重塊。伸縮機(jī)構(gòu)通過主梁與回轉(zhuǎn)架連接，由油缸帶動伸縮導(dǎo)向柱上下移動。

抓舉頭如圖7(b)所示，通過平移油缸實現(xiàn)管片在Z′方向平移，通過俯仰油缸實現(xiàn)管片繞Z′方向旋轉(zhuǎn)，通過提升油缸提升管片，2個起吊螺釘設(shè)計及4個鎖緊油缸滿足變曲率大重量管片的抓取及鎖緊，扭轉(zhuǎn)油缸可實現(xiàn)管片繞y′方向旋轉(zhuǎn)。如圖7(c)所示，提升油缸端部與起吊平衡梁鉸接，在管片提升鎖緊過程中起吊平衡梁可自適應(yīng)不同曲率的管片，調(diào)整起吊平衡梁的角度，實現(xiàn)馬蹄形管片的抓取。

2.3 雙螺旋輸送機(jī)聯(lián)合排渣技術(shù)

超大斷面馬蹄形盾構(gòu)機(jī)橫向跨度大，開挖量大，土倉存在渣土滯排問題，同時土倉左右土壓力平衡控制難度高，對排渣系統(tǒng)的排渣能力及均衡性提出了新要求，因此，設(shè)計了有2臺螺旋輸送機(jī)聯(lián)合出渣的排渣系統(tǒng)，如圖8(a)所示。

由于2個螺旋輸送機(jī)同時對土倉渣土進(jìn)行排渣，每個螺旋機(jī)的速度都會影響土倉壓力的平衡，因此采用Fluent軟件對土倉渣土流場壓力進(jìn)行分析。針對該項目的地質(zhì)，在典型土層試樣中使用水、泡沫、膨潤土作為添加劑進(jìn)行渣土改良試驗，通過坍落度試驗、透水性試驗等進(jìn)行對比[16]，得到渣土改良的最佳方案，使用注入率為15%的泡沫時，滿足土體流塑性狀態(tài)要求。改良后的土體密度為1 580 kg·m-3，屈服黏度為670 Pa·s，靜切應(yīng)力為12 kPa，稠度指數(shù)為1，冪律指數(shù)為1.1，刀盤轉(zhuǎn)速取1 r·min-1，計算結(jié)果如圖8(b)所示，結(jié)果表明左右螺旋輸送機(jī)進(jìn)渣口渣土流動速度不相同，刀盤轉(zhuǎn)向會造成左右螺旋出渣口存在壓差。為了提高土倉全斷面壓力均衡性，對土倉壓力及雙螺旋輸送機(jī)的壓力進(jìn)行實時監(jiān)控并反饋至上位機(jī)，實現(xiàn)雙螺旋的實時控制，消除雙螺旋出渣的壓力差，其控制策略如圖8(c)所示。

圖7 管片拼裝機(jī)及其抓舉頭的結(jié)構(gòu)圖

圖8 雙螺旋輸送機(jī)的結(jié)構(gòu)圖及其工作原理圖

2.4 馬蹄形盾體設(shè)計及姿態(tài)控制

2.4.1 馬蹄形盾體設(shè)計

馬蹄形盾體的上部為圓拱，掘進(jìn)時能夠形成天然卸荷拱，周向載荷分布與常規(guī)圓形盾構(gòu)類似[17]。但馬蹄形盾構(gòu)機(jī)采用多刀盤開挖形式，軸向載荷分布差異較大。因此，考慮成本和運輸因素，在滿足強(qiáng)度與剛度的要求下，需盡量減小盾體的重量。

設(shè)計的馬蹄形盾體如圖9所示，主要包括前盾、中盾和尾盾3部分，這3部分都是馬蹄狀筒體，前盾和與之焊在一起的前隔板用來支撐刀盤驅(qū)動。前盾和中盾通過法蘭以螺栓連接，中盾和尾盾采用現(xiàn)場焊接，尾盾末端裝有密封用的盾尾刷。

為克服大型盾構(gòu)軟土及軟巖地層卡盾問題，對盾體進(jìn)行了梭式結(jié)構(gòu)針對性設(shè)計，中盾較尾盾、前盾較中盾的外輪廓尺寸依次階梯增大15 mm。

圖9 馬蹄形盾體示意圖

2.4.2 姿態(tài)控制

因白城隧道位于直線段，故盾構(gòu)機(jī)未設(shè)計主動鉸接，盾構(gòu)機(jī)調(diào)向是依靠各個頂推油缸的壓力差實現(xiàn)的。一般而言，無鉸接的盾構(gòu)機(jī)轉(zhuǎn)彎是通過一系列的折線代替曲線實現(xiàn)的[18]。在盾體總體長度L、盾構(gòu)機(jī)允許的水平偏移Δ和每次掘進(jìn)行程S已知的前提下，無鉸接盾構(gòu)機(jī)允許的轉(zhuǎn)彎半徑R為

(7)

根據(jù)馬蹄形盾構(gòu)機(jī)的設(shè)計參數(shù)及式(7)，得到該馬蹄形盾構(gòu)機(jī)的最小轉(zhuǎn)彎半徑約為800 m。此外，根據(jù)盾尾間隙得到最大偏轉(zhuǎn)角為0.72°。

由于推進(jìn)油缸主動調(diào)向能力有限，因此在曲線段施工時，盾構(gòu)機(jī)需設(shè)計鉸接機(jī)構(gòu)，增加轉(zhuǎn)彎能力和姿態(tài)控制能力，同時需配合特制的轉(zhuǎn)彎環(huán)管片，通過管片的楔形量進(jìn)行隧道的轉(zhuǎn)彎。常規(guī)圓形掘進(jìn)機(jī)在發(fā)生滾轉(zhuǎn)時，不會對隧道成型質(zhì)量造成影響，通過刀盤的反轉(zhuǎn)即可進(jìn)行校正。而對于馬蹄形盾構(gòu)機(jī)來說，由于隧道非中心對稱，在其推進(jìn)過程中，土壓的不均勻及地質(zhì)的變化，很容易造成盾構(gòu)機(jī)發(fā)生水平軸線偏轉(zhuǎn)或滾轉(zhuǎn)，導(dǎo)致隧道形狀改變，因此，應(yīng)嚴(yán)格控制盾構(gòu)機(jī)的姿態(tài)。

因此，在盾殼上設(shè)計有水平傾角傳感器，實時監(jiān)測盾體滾轉(zhuǎn)姿態(tài)，并設(shè)有預(yù)報警系統(tǒng)。每個刀盤的旋轉(zhuǎn)速度及方向都可調(diào)，從而實現(xiàn)糾滾。螺旋機(jī)轉(zhuǎn)速可實現(xiàn)無級調(diào)速，控制土倉左、右壓力，實現(xiàn)輔助糾滾。

在盾體發(fā)生微小滾轉(zhuǎn)時，一般通過控制刀盤旋轉(zhuǎn)方向，通過刀盤的反扭矩提供盾體反滾轉(zhuǎn)扭矩；而發(fā)生較大角度滾轉(zhuǎn)時，通過往盾體周向加壓同時配合配重塊進(jìn)行強(qiáng)制糾滾。在實際應(yīng)用過程中，應(yīng)盡量避免盾體滾轉(zhuǎn)角度過大，要求盾構(gòu)的姿態(tài)控制做到實時測量、及時糾正[19]。

3 工程應(yīng)用及優(yōu)化

3.1 應(yīng)用基本情況

研制的馬蹄形盾構(gòu)機(jī)整機(jī)在2016年7月下線，用于蒙華鐵路白城隧道施工，在2016年11月11日始發(fā)掘進(jìn)，2018年1月26日完全貫通。總體上，在整個施工過程中掘進(jìn)整體性能良好，最高日掘進(jìn)19.2 m(12環(huán))，最高月掘進(jìn)308.8 m，滿足安全、快速、環(huán)保施工的要求。

施工過程中，管片拼裝系統(tǒng)能很好地適應(yīng)馬蹄形斷面管片的拼裝，隧道成型質(zhì)量較高，管片錯臺控制在3 mm以內(nèi)。管片拼裝平均用時40 min，實現(xiàn)了拼裝的安全、高效。

3.2 施工中出現(xiàn)的問題及設(shè)備優(yōu)化

3.2.1 積渣問題及解決方案

在施工過程中，出現(xiàn)了排渣不順、螺旋輸送機(jī)空轉(zhuǎn)的問題，平均每天掘進(jìn)1～2環(huán)，土倉內(nèi)壓力變化較大，影響了施工效率及地表沉降。經(jīng)過停機(jī)檢查發(fā)現(xiàn)，由于項目地質(zhì)存在濕陷性黃土，遇水后在刀盤切削力作用下易大塊坍塌，多刀盤前后布置形式為避免干涉存在攪拌盲區(qū)，大塊渣土在土倉底部攪拌盲區(qū)位置容易堆積，如圖10所示，形成較為硬實的土拱，影響渣土流動，導(dǎo)致排渣不暢。

圖10 防積渣措施布置圖

針對該問題，研究提出了以下2個防積渣措施，使出渣較為順利。

措施1：利用高壓水射流技術(shù)對渣土進(jìn)行切割沖刷。

射流是一種孔口為狹縫出流的流動現(xiàn)象，具有很強(qiáng)的脈動性。為了使噴嘴的沖刷面積達(dá)到最大化且保證沖刷流速，采用FLUENT軟件模擬2種開口角度噴嘴的高壓水射流速度，研究噴嘴開口角度與沖刷效果之間的關(guān)系。

建立噴嘴的三維模型，使用Gambit進(jìn)行網(wǎng)格劃分，導(dǎo)入Fluent軟件，計算得到水射流速度云圖，如圖11和圖12所示，可見2種開口角度噴嘴的水射流速度分布規(guī)律相似，即水射流的流速在離開噴嘴處迅速增大，達(dá)到最大值，離開出口后迅速減小，相同水射流壓力下，噴嘴出口越大，流速及動壓衰減越快，噴射面積越大。為了增大沖刷面積，選擇增大噴嘴開口及水泵壓力的方案，確定噴嘴開口角度為170°，此時噴嘴開口寬度為10 mm，水射流起到水刀的效果，通過可伸縮裝置增大沖刷范圍。

在土倉隔板底部設(shè)置可伸縮式高壓水射流沖刷裝置2套，在攪拌盲區(qū)位置設(shè)置多個高壓水射流噴口(安裝位置見圖14)。該裝置的結(jié)構(gòu)如圖13所示，高壓沖洗噴嘴與噴管連接，通過油缸帶動噴管前后伸縮，油缸通過支撐板和后座板固定，油缸與噴管鉸接，密封組件內(nèi)置于密封座內(nèi)，通過壓蓋可調(diào)節(jié)密封效果。可伸縮式高壓水射流沖刷裝置沖刷范圍較大，可有效解決土倉底部積渣的問題，提高渣土流動性。

圖11 噴嘴開口角度90°時水射流速度的分布云圖

圖12 噴嘴開口角度170°時水射流速度的分布云圖

圖13 可伸縮式高壓水射流沖刷裝置

措施2：在螺旋輸送機(jī)上部設(shè)置2個推土器裝置，防止土倉內(nèi)土拱的形成，保證順利排渣。

推土器裝置結(jié)構(gòu)如圖14所示，密封座通過螺栓連接在土倉隔板上，推土桿穿過密封座深入土倉與推土板方形卡槽及螺栓連接；推土器與土倉隔板成一定夾角向后上方傾斜，傾斜角度大于螺旋輸送機(jī)傾斜角度。推土板(如圖15所示)的迎土面焊接有切土條，便于推進(jìn)切土；推土板的背土面做大倒角處理，減小回收分土阻力。在推土器的推動下渣土能夠向下落入螺旋輸送機(jī)出渣區(qū)域或攪拌器攪拌區(qū)域，破壞土拱。

圖14 推土器裝置

圖15 推土板結(jié)構(gòu)

3.2.2 頂推力過大等問題及其解決方案

1)問題分析

在工程試驗過程中，掘進(jìn)第1045環(huán)時，出現(xiàn)下部3個大刀盤扭矩幾乎為零，盾構(gòu)機(jī)頂推力達(dá)到90 000 kN以上的情況，且姿態(tài)出現(xiàn)上浮現(xiàn)象，糾偏困難。分析發(fā)現(xiàn)，出現(xiàn)該現(xiàn)象的主要原因是掘進(jìn)地質(zhì)開始發(fā)生改變，開挖面下部為黏質(zhì)老黃土夾姜石，姜石塊無側(cè)限抗壓強(qiáng)度為2 MPa，中部為黏質(zhì)老黃土，地質(zhì)條件為上軟下硬。經(jīng)現(xiàn)場開倉檢查發(fā)現(xiàn)，軟巖地質(zhì)圍巖對盾體產(chǎn)生強(qiáng)烈的擠壓，尤其是底部圍巖對盾體產(chǎn)生較大的迎面阻力及摩擦阻力。

2)解決方案

劉泉聲[20]等基于Hoek-Brown準(zhǔn)則，研究了軟巖無支護(hù)條件下隧道徑向位移量ur沿掘進(jìn)軸向方向(y方向)變化規(guī)律，給出的計算公式為

(8)

其中，

(9)

(10)

設(shè)超挖產(chǎn)生的圍巖與盾體之間的間隙為ΔR，當(dāng)ur(y)-ur(0)≥ΔR時，圍巖與盾體開始接觸，產(chǎn)生相互作用力，設(shè)距離開挖面距離為y處的盾體變形為us(y)，則

us(y)=ur(y)-ur(0)-ΔR

(11)

盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)時，盾體與圍巖之間的作用力p(y)為

p(y)=Ksus(y)

=Ks[ur(y)-ur(0)-ΔR]

(12)

式中：Ks為盾體剛度。

考慮到前盾、中盾、尾盾成階梯型結(jié)構(gòu)，則盾體受到的摩擦阻力Rf等于圍巖壓力pi(y)對盾體表面的積分加上盾體重量引起的摩擦阻力，即

(13)

式中：R1，R2，R3依次為前、中、尾盾半徑；μ為盾體與圍巖之間的摩擦系數(shù)；ΔR1，ΔR2，ΔR3依次為超挖產(chǎn)生的圍巖與前、中、尾盾之間的間隙；W1，W2，W3依次為前、中、尾盾盾體重量；L1，L2，L3依次為前、中、尾盾長度，L0=0。

由式(13)可知，通過加大底部刀盤開挖直徑，可以增大底部的超挖量ΔR，減小摩擦阻力，此外，可以減小盾體切刀切削土體造成的迎面阻力，減小推力，輔助盾體進(jìn)行向下糾偏，調(diào)整盾構(gòu)機(jī)姿態(tài)。

根據(jù)計算結(jié)果采取的總體改進(jìn)方案是：增大4號、5號、6號刀盤直徑(由原來的Φ4 900 mm增大到Φ5 500 mm)，同時，由于刀盤干涉問題，將中部1號刀盤(Φ2 700 mm)刀盤直徑縮小，開挖區(qū)域變化如圖16所示；為了避免超挖造成的地表沉降，增加同步注漿量，減小土體擾動，加長4號、5號、6號刀盤的刀梁，在刀梁上焊接刀具，此外將5號刀盤中心的斜梁及攪拌棒割除，焊接新斜梁，避免與4號、6號干涉，如圖17所示。

3)改造后刀盤靜力學(xué)分析

為了確認(rèn)刀盤改造完成后其強(qiáng)度剛度滿足要求，利用ANSYS Workbench對改造后的5號刀盤進(jìn)行靜力學(xué)仿真。刀盤主要承受前方土體傳遞來的土壓力(根據(jù)設(shè)計規(guī)范，一般取土壓力為50 T·m-2)[21]，對刀盤前面板施加均布載荷，刀盤結(jié)構(gòu)件承受扭矩根據(jù)設(shè)計最大扭矩計算，取3 044 kN·m，約束刀盤筒體，優(yōu)化前、后刀盤的變形云圖、應(yīng)力云圖分別如圖18和圖19所示。

圖16 刀盤改進(jìn)后開挖區(qū)域變化示意圖

圖17 5號刀盤改造示意圖

圖18 5號刀盤改造前的變形云圖和應(yīng)力云圖

圖19 5號刀盤改造后的變形云圖和應(yīng)力云圖

仿真結(jié)果對比見表2，可以看到，改造后的結(jié)構(gòu)剛度變?nèi)酰冃瘟孔兇螅畲髴?yīng)力小于材料的許用應(yīng)力295 MPa，因此，可以確認(rèn)改造后的刀盤滿足剛度設(shè)計要求。

表2 5號刀盤改造前后剛度比較

4)刀盤改造前后盾構(gòu)機(jī)的頂推力和扭矩

刀盤改造前后盾構(gòu)機(jī)的扭矩變化曲線如圖20所示。由圖可知：刀盤改造后，扭矩由650 kN·m增加到1 250 kN·m，這是由于刀盤直徑增大使得開挖面積增大，加上地質(zhì)條件的變化引起的。5號刀盤設(shè)計額定扭矩為3 044 kN·m，仍能完全滿足刀盤改造后的使用要求。

刀盤改造前后盾構(gòu)機(jī)的頂推力變化曲線如圖21所示。由圖可知：刀盤改造前，在1 045環(huán)之前，平均頂推力為72 000 kN，1 045環(huán)后頂推力增加至85 000 kN左右，最大達(dá)到90 000 kN以上；刀盤改造后，頂推力降低為6 000 kN，相比優(yōu)化前頂推力下降2 500 kN。同時，盾體切刀切土的長度減少10 340 mm，開挖盲區(qū)減小，在控制地表沉降的同時，優(yōu)化效果明顯，且改造后盾體姿態(tài)控制良好。

圖20 5號刀盤改造前后扭矩變化曲線

圖21 刀盤改造前后的頂推力變化曲線

4 結(jié)論與展望

研制了馬蹄形盾構(gòu)機(jī)，關(guān)鍵技術(shù)主要包括低擾動多刀盤多驅(qū)動協(xié)同開挖技術(shù)、多曲率管片拼裝技術(shù)、雙螺旋輸送機(jī)聯(lián)合排渣技術(shù)、馬蹄形盾體設(shè)計及姿態(tài)控制技術(shù)等。并成功應(yīng)用于蒙華鐵路白城隧道施工。

(1)提出了低擾動多刀盤多驅(qū)動協(xié)同開挖技術(shù)。基于回歸分析方法，揭示了小刀盤扭矩系數(shù)隨刀盤直徑的變化規(guī)律，推導(dǎo)了小刀盤扭矩系數(shù)計算公式。

(2)首次研究了馬蹄形管片分塊方式，設(shè)計了1種多自由度變曲率管片拼裝機(jī)，通過拼裝機(jī)的7種動作解決了變曲率、大重量管片的拼裝難題，可實現(xiàn)馬蹄形管片的高效精確拼裝。

(3)針對超大馬蹄形開挖斷面，研究了雙螺旋輸送機(jī)聯(lián)合出渣技術(shù)，基于Fluent仿真分析對開挖面進(jìn)行流場仿真，通過壓力監(jiān)控及反饋實現(xiàn)了雙螺旋輸送機(jī)土倉壓力實時控制。

(4)針對卡盾問題，設(shè)計了梭式盾體結(jié)構(gòu)，給出了無鉸接盾構(gòu)機(jī)最小轉(zhuǎn)彎半徑計算方法，并提出了相應(yīng)的糾滾措施。

(5)在馬蹄形盾構(gòu)機(jī)實際施工過程中，對出現(xiàn)的特殊地質(zhì)條件導(dǎo)致的排渣不暢問題，提出了利用高壓水射流技術(shù)沖刷、在螺旋輸送機(jī)上部設(shè)置推土器裝置的改進(jìn)措施，改造后出渣較為順暢；對頂推力過大等問題進(jìn)行分析，采用增大3個底部刀盤直徑等的改進(jìn)措施。改進(jìn)后設(shè)備各系統(tǒng)運行良好，為后續(xù)馬蹄形盾構(gòu)機(jī)的設(shè)計及應(yīng)用提供借鑒。

(6)馬蹄形盾構(gòu)機(jī)的研制及應(yīng)用，解決了異形盾構(gòu)多項核心技術(shù)難題，為世界上首次應(yīng)用于山嶺鐵路雙線隧道，項目的成功實施為馬蹄形斷面隧道使用盾構(gòu)法施工成為可能，實現(xiàn)了安全、快速、環(huán)保施工，開創(chuàng)了超大馬蹄形隧道盾構(gòu)機(jī)施工一次開挖成型的先河，為大型山嶺鐵路雙線隧道施工起到引領(lǐng)示范作用。