管道更新掘進機關鍵技術研究與應用

薛廣記， 蘇明浩， 李 治， 馮戰勇

(中鐵工程裝備集團有限公司， 河南 鄭州 450016)

0 引言

伴隨著城市的快速發展，城市市政老舊管網管齡不斷增加，舊管道面臨著破損泄露、坍塌、堵塞等風險； 同時，存在管道直徑太小、管道內介質流量超限、輸送能力不足等問題，地下管道大多已無法滿足城市生態化發展要求[1-2]。因此，城市市政老舊管道更新、擴容面臨迫切需求。

傳統的城市管道更新技術主要分為明挖法和非開挖技術2大類。其中，明挖法由于需要大范圍的地面占道施工，對現代城市生態、環境造成破壞，影響交通出行，已較難滿足復雜城區施工要求[3]。

非開挖技術作為管道更新的創新技術，代表了未來管道更新的發展方向，對此，國內外學者開展了大量的研究工作[4]。20世紀80年代，歐洲率先對非開挖技術進行了研究。近些年，我國逐步開展了該領域的相關研究。謝含華[5]、余雪兵等[6]介紹了氣動錘、水平螺旋鉆、碎管機等國外非開挖設備的工作原理及性能特點，并論述了非開挖技術的發展趨勢； 董維奇[7]、胡曉衛[8]、臧翀等[9]研究了目前管道常用的開挖及非開挖更新技術和實際應用狀況，并分析了當前我國管道更新發展中存在的問題及未來發展前景； 槐慶林等[10]介紹了幾種常用的管道非開挖修復及更新技術及其特點； 辛雅婷[11]研究了市政給排水工程頂管施工技術； 李驥韜[12]結合工程實例，論述了碎裂管法施工工藝選擇方法，提出碎裂管法可滿足50～800 mm直徑管道的更新修復，一次更換長度可達到300 m。

隨著管道更新非開挖技術的不斷研究和發展，其技術應用越來越廣泛，但是，目前該技術仍局限于小直徑管道的更新修復，且易對管道正常運營造成中斷截流。此外，管道內介質的沉積使得清理非常困難，管道內的沉積雜物在施工中極易污染周邊地層。因此，如何保證舊管道內淤渣清理完全，同時在管道施工中保通不斷流，是目前非開挖管道更新技術面臨的重大挑戰。

基于上述問題，本文針對原位非開挖管道更新施工需求，通過理論計算、仿真分析、整機工業試驗等手段對管道更新掘進機關鍵技術展開研究，以期為老舊城區機械化非開挖管道更新掘進機的設計及其施工應用提供參考和依據。

1 總體方案設計

為了解決鋼筋混凝土舊管道破挖更新難題，研制出一種管道更新掘進機，如圖1所示。該掘進機包括推進裝置、保通環流系統、出渣系統、開挖刀盤、封管器、雙球鉸傳力桿等結構，是集舊管破碎、排渣、保通過流、新管頂推鋪設功能于一體的機械化管道暗挖更新裝備。其中，開挖刀盤通過設置特殊刀具，實現鋼筋混凝土管節縱、環筋和混凝土的破碎，如圖2所示； 封管器設置在開挖裝置的前端，實現清理管內淤渣、保通管道介質不斷流的功能；雙球鉸傳力桿結構可以滿足舊管道不同軸開挖掘進。管道更新掘進機通過開挖艙的土壓或泥水平衡保壓設計，實現了鋼筋混凝土舊管道原位破挖和新管道同步敷設一次施工成型，能夠滿足城市老舊管道更新、擴容需求。

圖1 管道更新掘進機示意圖

圖2 開挖破管輪廓示意圖

2 關鍵技術研究

2.1 基于壓力平衡模式的開挖系統研究

傳統非開挖管道破除更新過程中，為避免施工中管道上方土體坍塌，需對廢棄管道進行回填，然后采用壓力平衡掘進機進行開挖，如圖3所示。這種設備及工法會增加施工工序，提高施工的復雜程度，同時對管道內原有流通介質造成斷流。

圖3 回填后壓力平衡模式掘進

為避免原管道施工斷流，并在刀盤前方構建壓力艙微環境，實現壓力平衡模式下開挖掘進，設計一種封管器結構，其能夠隔絕舊管道內原介質進入開挖艙； 同時，封管器后側與土艙隔板之間形成封閉的開挖艙，可采用泥水或土壓平衡模式使開挖艙和土體達成壓力平衡狀態，避免破管刀盤超挖導致土體塌陷，如圖4所示。

圖4 封管器輔助平衡模式掘進

2.1.1 雙球鉸傳力桿結構設計

雙球鉸傳力桿連接封管器與刀盤中心驅動軸，使兩者之間的開挖艙形成密閉保壓空間。此外，利用雙球鉸關節的自由轉動特性，不僅可實現刀盤、封管器的軸向相對靜止和周向相對旋轉，還能夠使封管器適應管道彎曲引起的一定角度偏轉位置變化，減弱由此引起的偏轉力矩，同時具有一定的牽引導向作用，使開挖裝置始終沿著管道前進，滿足糾偏調向及一定量的管道不同軸錯臺工況需求。糾偏調向角度β不應大于雙球鉸傳力桿擺動極限角度θ(受球鉸結構干涉影響)，新舊管道錯臺b取決于傳力桿長度l與擺動角度θ。雙球鉸傳力桿結構示意圖見圖5。

(a) 糾偏狀態

(b) 不同軸錯臺掘進狀態

2.1.2 開挖艙受力分析

結合設備掘進和停機時開挖艙的受力狀態，對開挖艙(包括封管器、雙球鉸傳力桿、刀盤)進行受力分析，如圖6所示。

(a) 停機狀態 (b) 推進時狀態

1)設備停機時，開挖艙受力如圖6(a)所示。傳力桿受力為：

F=F1-Ff1=F2-Ff2=p×S1-Ff1=p×S2-Ff2。

(1)

式中：F為傳力桿受力，kN；F1為主機承受的泥水壓力，kN；Ff1為主機及管節周邊土體的靜摩阻力，kN；F2為封管器承受的泥水壓力，kN；Ff2為封管器與管節的靜摩阻力，kN；p為開挖艙泥水壓力，kPa；S1為舊管內截面面積，m2；S2為開挖面積，m2。

封管器、傳力桿、主機盾體軸向相對靜止，但受開挖艙壓力作用，Ff1隨掘進距離增加逐漸增大，Ff2受封管器與舊管節過盈量影響，Ff1、Ff2的最大值一般大于開挖艙壓力，故在掘進機停機工況下，傳力桿基本不受軸向力。

2)設備推進時，開挖艙受力如圖6(b)所示。傳力桿受力為：

(2)

2.1.3 雙球鉸傳力桿靜力學特性仿真分析

雙球鉸傳力桿主要由球鉸和推力桿構成，且前端球鉸連接封管器，后端球鉸連接主機。設備啟動推進時，其作為關鍵承力結構，要克服封管器的啟動力、管道不同軸和轉彎過程中的偏轉力，而由于球鉸的轉動作用，偏轉力對其影響較小。因此，本文主要研究掘進機啟動力對其力學性能的影響。

由于封管器與管節內壁緊密配合，為保證開挖艙的密封效果，其設計的啟動壓力p1為0.4 MPa，因此，推力桿受力為：

(3)

利用Workbench仿真軟件，構建雙球鉸傳力桿有限元模型，并進行四邊形單元自由網格劃分[13]，包含14 282個節點、5 364個單元。有限元模型中前球頭法蘭平面施加固定約束，后球頭法蘭平面施加502.4 kN推力。

通過對仿真模型進行求解，得到結構應力和應變云圖(見圖7)。結果表明，雙球鉸結構應力、應變均在合適范圍內，強度滿足工況要求。

(a) 結構應力云圖(單位： MPa)

(b) 結構應變云圖(單位： mm)

2.2 保通環流系統設計

2.2.1 保通環流方案研究

廖：我是從1997年任所長助理開始參與行政管理工作的.2000年開始任副所長，2005～2009年任所長.長達12年的行政管理工作，對我的性格有所改造：從一絲不茍、循規蹈矩辦事開始，在逐漸“領悟”到學術研究與行政管理所遵循的乃是兩套不同的“游戲規則”后，便將影視劇《鐵齒銅牙紀曉嵐》中皇上所言“不聾不瞎，不能當家”銘之座右——抓大放小，不求水之“至清”.因而雖然每日繁雜的事務性工作纏身，但也是另一種難得的人生經歷與體驗.

由于雙球鉸傳力桿連接設備主機并推動封管器向前掘進，為保證推進中舊管道內介質流通不中斷，提出封管器、傳力桿、中心驅動軸中空設計方案，如圖8所示。其中，封管器外圍設置有鋼絲刷、橡膠皮碗，避免管道內流體介質進入設備開挖艙，實現開挖艙封閉保壓；封管器前端設置錐形格柵板，管道中污水由此過濾后進入內部中空管道，最終通過保通環流系統將污水排出到后部管道中，在管道正常流通狀態下完成管道鋪設及新舊管道的轉換更新。

圖8 保通環流方案示意圖

2.2.2 保通環流設計

保通環流系統設計有保通和反沖洗2種模式，如圖9所示。在保通模式下，設備將舊管道前端污水通過保通泵排入后側管道中，實現施工中污水保通不斷流。當保通管路內發生堵塞時，通過切換閥門轉換為反沖洗模式，蓄水池里的水通過保通泵被送到前側管道，實現對管路的反沖洗[14]。

(a) 保通模式

(b) 反沖洗模式

根據舊管節的內徑和過流比例，可計算舊管節過流面積

(4)

式中：d1為舊管節內徑，取1 000 mm；k為舊管節過流比例，取0.3。

根據舊管節污水流速，可計算污水流量

Q=S×v1×3 600=508.94 m3/h。

(5)

式中v1為舊管節污水流速，由管道坡度取0.6 m/s。

根據保通管設計流速值，可計算保通管內徑

(6)

因此，保通管內徑可取200 mm，保通泵需滿足508.94 m3/h的流量要求。

2.3 整機集約化設計

2.3.1 集成式始發臺架設計

始發臺架采用油缸倒裝形式，實現換步反推頂進，滿足城區施工的小空間始發、快速推進需求。

始發臺架主要由洞門密封總成、底架總成和后靠墻構成，推進臺架布置在底架總成上可實現前后滑動，推進臺架后端與后靠墻相連接，同時將洞門密封裝置集成在推進臺架前端，形成了管片連續頂進、管片運輸于一體的集成式始發裝置(見圖10)，從而減小始發井構筑面積，達到降本增效的目的。

1—洞門密封總成； 2—底架總成； 3—管節運輸總成； 4—推進臺架總成； 5—后靠墻總成。

頂推力

(7)

2.3.2 外連接式盾體設計

為了解決狹小空間內設備盾體組裝難題，針對性設計了外連接式盾體(見圖11)。盾體包括前盾和尾盾，通過鉸接油缸連接。前盾由前盾前部和前盾后部組成，通過外螺栓法蘭連接，可實現盾體的外側拼裝，方便工人操作，提高工作效率。同時，通過設置限扭機構，可以有效防止盾體工作時的扭轉，提高整個盾體的穩定性，進而提高施工安全系數。此外，盾體外側設置了隱藏式吊耳，可以節省材料與工序，且便于后期吊裝。

1—前盾前部； 2—前盾后部； 3—隱藏式吊耳； 4—尾盾； 5—限扭塊。

3 試驗驗證分析

3.1 試驗工況模擬設計

為驗證管道更新掘進機各部件性能和技術可行性，進行了設備的樣機制作，并進一步開展了工業試驗[15]。試驗段項目通過明挖法預先鋪設DN1 000 mm鋼筋混凝土承插式管道，模擬舊污水管道，鋪設新管道為DN1 200 mm柔性B類鋼承口預制鋼筋混凝土管，掘進更新里程為60 m。

試驗工況為： 前20 m管道底部鋪設砂土墊層，采用封管器配合掘進； 中間20 m管道底部鋪設混凝土墊層； 后20 m管片錯縫布置，并將末尾管道口進行封堵，更新施工時將刀盤前端封管器換成中心魚尾刀。同時，覆土厚度為3 m左右，并在管道內部預埋部分淤泥和水，驗證管道更新設備的開挖、清淤及保通性能，獲得設備各項性能參數。

試驗段設備始發掘進如圖12所示。

圖12 試驗段設備始發掘進現場

試驗結果表明： 設備月進尺可達150～450 m，保通流量在500 m3/h左右，掘進試驗效果良好。

3.2 試驗數據統計分析

3.2.1 實際頂推力數值模型

由于前20 m試驗段應用了封管器裝置和保通設計，更能說明設備的性能特點，故本文對試驗段前20 m掘進數據進行統計分析。繪制頂推力與掘進距離關系曲線，結果如圖13所示。在正常掘進階段，頂推力隨著掘進距離增加整體呈線性遞增趨勢，其上下浮動變化是由盾體、管節周邊膨潤土注入不均所引起的[16]。

圖13 頂推力與掘進距離關系曲線(前20 m試驗段)

同時，利用MATLAB對其數值進行分析，采用矩陣除法進行最小二乘法直線擬合，得到擬合曲線為：

y=7.14x+1 248.71。

(8)

式中：y為頂推力，kN；x為掘進距離，m。

聯合頂推力理論計算公式(7)可知，該地層管道外壁與土的平均摩阻力f=1.62 kN/m2，為該地層頂管頂推力設計提供了理論參考。

3.2.2 刀盤轉速和推進速度數據分析

設備正常掘進時，在10～15 m刀盤轉速穩定在2 r/min左右，推進速度穩定在22 mm/min左右，設備運行上位機顯示土艙壓力變化平穩，管片破碎的混凝土粒徑及鋼筋長度合適，泥水環流出渣及保通系統順暢，因此，將該數據推薦為施工過程中較優配置參數。刀盤轉速和推進速度統計數據如圖14所示。

圖14 刀盤轉速和推進速度統計數據

3.2.3 開挖艙壓力與地表沉降控制分析

設備正常掘進時，開挖艙壓力、地表沉降監測數據分別如圖15和圖16所示。由圖可知，管道更新掘進機泥水艙左上、右下壓力差值小于5 kPa，且開挖艙壓力大部分時間浮動在50～80 kPa，在正常波動范圍內，且變化較為平穩，表明封管器、盾體隔板對泥水艙密封保壓較好； 同時，正常掘進過程中地表沉降控制在4 mm 以內，對地層擾動較小。

圖15 開挖艙壓力監測數據

圖16 地表沉降監測數據

4 結論與討論

本文結合城市管道更新、擴容面臨的迫切需求，以試驗段項目為依托，對整機關鍵技術進行了研究，得出如下結論。

1)針對雙球鉸傳力桿和封管器構建的壓力平衡開挖艙進行受力計算分析，并對傳力桿進行仿真研究。后期工業試驗結果表明，雙球鉸傳力桿和封管器的配合，使開挖艙上下壓差控制在5 kPa以內，地層擾動可控，保證了開挖艙的密封保壓平衡性能，驗證了結構的可靠性和可行性。

2)結合理論計算和掘進數據統計分析，在設備應用封管器和雙球鉸結構的區間，得到刀盤轉速2 r/min、推進速度22 mm/min左右為該區間的較優配置參數；并利用最小二乘法擬合得到其頂推力計算模型，得到該地層管道外壁與土的平均摩阻力f=1.62 kN/m2，為后續的設備設計與類似項目施工提供了數據支撐和理論參考。

3)整機工業應用試驗結果表明： 設備月進尺可達150～450 m，保通流量為500 m3/h左右，開挖艙壓力大部分時間在50～80 kPa浮動，在正常波動范圍內，且變化較為平穩，混凝土管節破除和排渣效果較好，保通環流系統和壓力平衡系統結構穩定可靠。

該管道更新掘進機的成功研制和試驗應用，實現了鋼筋混凝土舊管道原位破挖和新管道同步敷設一次施工成型，完成了管道更新領域新設備與新工法的協同創新突破，但由于試驗條件限制，未模擬管道的曲率半徑變化對封管器和雙球鉸傳力桿的影響，后續需進一步對設備的轉彎調向性能進行驗證。