莊欠偉，張福兵，張 弛，朱龍海

(1. 上海大學力學與工程科學學院，上海 200444； 2. 上海隧道工程有限公司，上海 200238)

0 引言

隨著我國地下工程建設規(guī)模的不斷擴大，在采用盾構進行施工時不可避免會遭遇地下障礙物，尤其當遭遇混凝土類障礙物時，多采用“避讓”的方案[1-2]進行施工，但這無疑會造成工期和成本的上升。近年來，國內開始嘗試采用盾構直接破除鋼筋混凝土樁基障礙物，并在深圳地鐵9號線[3]、上海地鐵7號線和10號線[4]的區(qū)段施工中得到了成功應用，但在直接切削混凝土整墻領域的工程技術和經驗仍不成熟。

采用盾構直接切削混凝土類障礙物的核心在于刀具和混凝土的相互作用，因此國內外學者從刀具和可切削混凝土2個方面對此類工法進行了探索。在刀具改進方面，日本相繼創(chuàng)立了T-Boss工法(設備外圈安裝一圈加強刃與中心刀協同工作)和DO-Jet工法(高壓水射流與切削刀協同工作[5])； 王飛等[6-7]結合蘇州地鐵2號線，研發(fā)了一種新型貝殼刀并提出了超前貝殼刀的理論，對鋼筋混凝土進行試驗并且成功運用到實際工程中；許華國等[8]采用組合配置撕裂刀和滾刀，利用不同刀具的切削原理有效切削了鋼筋混凝土，控制了鋼筋長度。在可切削混凝土方面，朱龍海等[9]設計了一種偏心多軸頂管并采用了十字刀刀盤對2種材料的混凝土進行切削，通過數據和現象分析，得出了復合陶粒骨料混凝土的切削性優(yōu)于復合纖維骨料混凝土； 蔣華欽等[10]采用模擬盾構對混凝土進行切削試驗，發(fā)現混凝土中粗骨料是影響切削性能的關鍵因素。

目前，在盾構直接破除混凝土領域仍未有針對性切削刀具，盡管在破除混凝土連續(xù)墻的施工中多采用玻璃纖維筋替代鋼筋建立可切削區(qū)域[11]，但常規(guī)盾構刀具受盾構機型、施工環(huán)境、混凝土障礙物性能構造等因素的影響，在切削過程中刀盤和刀具磨損嚴重、卡死現象頻繁，不得已的情況下還需開艙進行人工處理?；诖祟愲[患，探尋一種適合混凝土連續(xù)墻切削的刀具是保證施工順利進行的重要因素。

本文從刀具改進的方向入手，基于上海蘇州河深隧工程，借鑒煤炭切割領域的技術理論基礎[12-13]和試驗研究[14-15]，設計新型截齒刀具，對不同幾何特征的刀具進行對比試驗，選出最優(yōu)切削刀具并基于此刀具進行模擬盾構試驗，驗證直接切削混凝土連續(xù)墻的效果，以期為實際工程提供借鑒。

1 工程概況

本次研究依據上海蘇州河深層排水調蓄管道系統主隧工程為基礎展開。該工程主要包括主隧工程(特深豎井、主線隧道)、綜合設施、二三級管網，綜合設施外側混凝土連續(xù)墻深度為103 m，計劃在進行豎井基坑開發(fā)時利用其作為二次隔水帷幕以降低圓豎井開挖風險，因此需采用盾構直接破除處于盾構推進范圍內的混凝土連續(xù)墻。切削區(qū)域內部采用玻璃纖維筋替代鋼筋，纖維筋為直徑28 mm和16 mm，間距為300 mm。在破除混凝土連續(xù)墻后仍需持續(xù)進行2～3 km的掘進，為保證經濟成本和工期，對切削刀具的耐磨性能和切削性能提出了更高的要求。

2 刀具設計

混凝土本質屬于脆性材料，切削破碎過程同煤礦具有較大的相似性。本次研究借鑒煤炭開采領域的切削刀設計理念，采用截齒刀具(包括鎬型和刀型)，其中鎬型截齒適用于切削脆性及裂隙較多的材料[16]，且相比刀型截齒而言，鎬形截齒切削效率更高、切割力更大[17]，因此切削刀選用鎬型截齒。

刀尖的設計直接影響到刀具的切削效率和使用壽命，因此在基于鎬形截齒的基礎上從刀頭錐度和刀尖弧長兩方面進行設計，其中刀頭錐度分別有40°、50°和60° 3種，刀尖弧長有2 mm和5 mm 2種。為保證刀具能夠通過螺栓穩(wěn)固地安裝于線性切削試驗平臺中，對原始刀具進行刀座的增補。先在刀座上銑削開孔，隨后利用熱脹冷縮的原理，加熱孔洞使其膨脹，再將原始刀具裝入固定，待冷卻后可使兩者實現過盈配合。截齒刀具如圖1所示。

圖1 截齒刀具

3 混凝土線性切削試驗

3.1 試驗準備

刀具試驗平臺由牛頭刨床改進研發(fā)(如圖2所示)，可完成對混凝土試塊的線性切割。該試驗平臺主要由床身、滑枕、工作臺、刀架等核心部件組成。工作臺用于放置試驗樣品，可進行上下調整(精度為mm)，并且可沿橫梁導軌進行橫向運動或橫向間接進給(精度為mm)，實際試驗時采用游標卡尺測量刀身與試塊的位置來控制切削深度和刀間距；速度調節(jié)裝置共有2個，其中1個調節(jié)器控制檔位，檔位共有3個，分別為3～12.5 m/min、12.5～25 m/min、25～44 m/min，另1個調節(jié)器控制實際速度，兩者一起協同工作，完成對切削速度的控制。

圖2 線性切削試驗平臺

傳感器選用FC3D三軸壓力傳感器(見圖3)，置于刀架與刨床頂板之間，可實現對于切削力的實時采集，量程為10 kN。其余相關參數如表1所示。

圖3 三軸壓力傳感器

表1 三軸力傳感器相關技術參數

混凝土試塊強度為C35，試樣的尺寸為500 mm×500 mm×300 mm(見圖4)。在配筋方面，參考實際工程中混凝土連續(xù)墻切削區(qū)域的配筋，選用直徑為28 mm和16 mm的玻璃纖維筋作為試樣的主筋。所用刀具依據圖1中設計的截齒刀具。

(a)

(b)

3.2 切削軌跡間距的選擇

由于在試驗中采用的是線性多次切削，后期切削易受到前期切削所產生溝槽的影響，因此需通過仿真試驗來確定切削軌跡間距。

仿真研究依托ABAQUS有限元軟件，混凝土采用拓展D-P塑性本構模型，截齒刀具采用剛體，相應的力學參數如表2和表3所示。設定刀具刀尖弧長5 mm，刀頭錐度50°，切削角度90°，切削速度140 mm/s，切削深度4 mm。將切削比能耗作為衡量指標，對刀間距分別為8、10、12、14、16、18 mm工況進行仿真分析。

切削比能耗

(1)

表2 材料力學參數

表3 混凝土關鍵參數

刀間距不同時混凝土的切削效果如圖5所示，混凝土的等效塑性應變隨著刀間距變化。當刀間距為8 mm時，2把刀作用波及區(qū)域有較大的重疊，導致無法形成“混凝土脊”；隨著刀間距的增大，“混凝土脊”的寬度逐漸增大。統計不同刀間距下的數據參數(見表4)可以發(fā)現，當刀間距較小時，2把刀具形成的破碎區(qū)域有較大的重疊(見圖5(a))，消耗了更多的能量，導致比能耗較高。隨著刀間距的增大，2把刀具形成的破碎區(qū)重疊區(qū)域減少，減小了不必要的能量消耗，此時比能耗降低。隨著刀間距的進一步增大，2把刀具形成的破碎重疊區(qū)域逐漸減少，2個破碎區(qū)域不能有效貫通，進一步增加了能量的消耗，因此比能耗又繼續(xù)增大。當刀間距大于18 mm時，2把刀具形成的破碎區(qū)域更少，破碎區(qū)域已無法重疊。因此，在進行線性切割試驗時，為了盡可能減小前一條切削溝槽的影響，相鄰切削軌跡間距需大于18 mm。

(a) 刀間距8 mm

(b)刀間距10 mm

(c)刀間距12 mm

(d)刀間距14 mm

(e)刀間距16 mm

(f)刀間距18 mm

圖中數值代表等效塑性應變。

表4 比能耗統計

3.3 試驗工況和結果分析

考慮到后續(xù)模擬盾構試驗中試驗機外徑為1 860 mm、轉速為2 r/min，刀具最大線速度約為190 mm/s，為保證參數的有效性和短距離切削試驗的安全性，設定切削速度為140 mm/s，同時設定切削深度為3 mm，切削角度為90°。采用圖1所示的4把刀具進行線性切削試驗(見圖6)，將刀具所受三向合力作為衡量指標，對三向力作以下設定： 垂直于刀具側面為側向力；垂直于混凝土表面為正壓力；沿著切削前進方向為切向力。由于切削側向力較小，因此僅將正壓力和切向力作為分析對象。

圖6 線性切削試驗

由于切削受力曲線規(guī)律存在相似性，因此僅選取刀具錐度為60°、刀具弧長為5 mm的受力曲線進行分析(見圖7)，切削合力表現出了明顯的波動性，這種波動性是脆性材料切削破壞的典型特征，在整個切削過程中，混凝土會經歷從裂縫產生到密實核形成，最后混凝土塊體崩落這一過程。同時，由于試樣屬于非均質材料，當刀具切削至內部相對較為堅硬的粗骨料和玻璃纖維筋時，在數據圖中出現了明顯的切削力峰值。

表5統計了4把刀具的不同受力情況，對比2號刀具和4號刀具，當刀具弧長減小時，平均合力出現了下降，由于試驗切削角采用的是90°，弧長的減小會使得相同進刀深度下刀具半角減小，依據伊萬斯的最大拉應力模型[18](模型切削角為90°)，刀具半角的減小會使得切削合力減小，試驗結果與之相符。同時，由于弧長變化使得刀具的切削寬度也出現了變化，根據切削領域的研究發(fā)現，刀具切削寬度的改變可使得切削力呈線性變化[18]，因此合力出現了較大的變化。對比正壓力和切向力的變化，可以發(fā)現弧長對正壓力的影響較小，這表明當刀具采用90°進刀角切削混凝土這類抗壓材料時，通過改變弧長來降低正壓力的效果并不理想。相比之下，對切向力影響較大，因此可以依靠調整刀具的弧長來減小切向力以降低轉矩，但當刀具弧長減小時，刀具破碎區(qū)域面積會隨之減小，這會導致切削效率的下降。

表5 切削力統計

對比1號、2號和3號刀具，錐度的增加使得切削合力出現了上升，但影響程度低于刀具弧長。綜合刀具弧長和刀具錐度，當切削角為90°時，這2種刀具的幾何參數對正壓力的影響程度均較低。

對比1號和4號刀具可以發(fā)現，兩者在正壓力數值上相差并不大，這表明在切削過程中，2把刀具壓入C35混凝土能力并無顯著性差異，而切向力由于接觸面積的差異導致4號刀具數值較小，但考慮到切削受力存在波動性，在與內部較硬的骨料高頻率接觸下，4號刀具易發(fā)生應力集中從而出現較快的刀具磨損，且4號刀具的切削效率也并不高，不適用于該混凝土連續(xù)墻及后續(xù)工程的切削，因此最終選用刀頭錐度為40°、刀尖弧長為5 mm的刀具作為模擬盾構試驗刀具。

4 模擬混凝土連續(xù)墻切削試驗

4.1 試驗裝置和材料

模擬混凝土連續(xù)墻切削試驗采用大型盾構模擬試驗平臺(見圖8)，平臺主要由大型土箱、試驗盾構和加載系統等部分組成，可以進行在不同地層條件下的掘進試驗。其中，試驗盾構主要由刀盤、殼體、螺旋輸送機、刀盤驅動裝置、主頂裝置等組成，殼體長度為1 595 mm、外徑為1 860 mm。試驗試塊尺寸(見圖9)采用2.4 m×2.4 m×0.6 m的C35玻璃纖維筋混凝土試塊，切削面為直徑1.86 m的圓面。配筋設計與實際工程一致，玻璃纖維筋采用直徑為28 mm和16 mm作為主筋尺寸，將間距設定為300 mm。

圖8 大型盾構模擬試驗平臺

圖9 模擬試驗試塊

4.2 混凝土連續(xù)墻切削試驗

4.2.1 初期試驗

在對混凝土直接切削領域，袁大軍等[19]采用貝殼刀對刀盤進行立體化改進并最終成功完成對鋼筋混凝土樁基的成功切削。因此在早期試驗中采用先行刀的理念進行立體化布置，如圖10(a)所示，但切削效果不佳，在刀盤轉速為2 r/min和推進速度為2 mm/min下僅推進50 mm就已出現刀盤卡死的現象，試驗過程中轉矩峰值達到142 kN·m，切削效果如圖10(b)所示。觀測刀具情況，大量混凝土渣囤積于齒間位置(見圖11)，這種現象會導致渣土被壓入并被二次切削，這一過程增大了切削轉矩，加劇了切削難度。因此，該方案無法滿足混凝土連續(xù)墻的切削，需借鑒前文研究布置新型刀具。

(a) 刀盤布置 (b) 切削效果

(a) 正面 (b) 側面

4.2.2 改進試驗

由于新設計的截齒刀具在體積上與前期試驗中的貝殼刀相差較大，自身強度也較貝殼刀出現了下降，若參照前期試驗進行立體化布置，易造成先接觸的刀具因強度不夠而較早損壞，這樣將無法滿足實際工程中對刀具耐磨性能和切削性能的要求。因此，在原刀盤輻條上覆蓋了平面的長條形刀座，同樣采用過盈配合技術，在長條形刀座面板上通過銑削技術加工孔洞，安裝時加熱孔洞使其膨脹，再將各原始刀具壓入孔洞之中。這樣可使得所有刀具刀頭幾乎位于同一平面內(見圖12)，從而避免單把刀具的過早損壞，提高了刀具整體的耐久性。

(a) 截齒正面布置 (b) 刀盤定位

試驗設定刀盤轉速為2.5 r/min，推進速度為5 mm/min，但由于采用千斤頂頂推，實際推進速度存在較大的波動性，如圖13所示。在推進0～20 min時，推進速度波動性較大，波動范圍為1～9 mm/min，這是由于左右頂推精度不足存在一定的位移差，致使在切削初期，同一刀盤面上的各個刀具切削量存在差異性；同時，觀測切削現象，在刀具尚未完全接觸混凝土連續(xù)墻的切削初期，試驗盾構存在抖動現象，該現象對推進速度也造成了一定的影響。在推進20～30 min后，切削過程趨于穩(wěn)定，推進速度波動性逐步減小(在5～9 mm/min波動)，且多集中于5～7.5 mm/min。

圖13 推進速度變化曲線

當轉矩達到60 kN·m時進入相對穩(wěn)定區(qū)，此時推力為300 kN，后推力逐步增至450 kN。而觀測推進速度可以發(fā)現，其波動區(qū)域并未有明顯的變化(見圖14)，這表明后期切削難度增大，這與內部存在玻璃纖維筋有關，同時由于推力的增加使得切削摩擦力上升，這些因素導致了切削轉矩的持續(xù)上升，但整體上升趨勢相對較為平緩，上升過程中轉矩跳動幅度小于10 kN·m。整個切削過程未見明顯的刀盤卡頓現象，轉矩峰值未超過90 kN·m。與前期試驗相比，新型刀具使得切削更加順利，有效地控制了切削轉矩。

圖14 刀盤轉矩變化曲線

觀察玻璃纖維筋切口的狀態(tài)(見圖15)可知，玻璃纖維筋切口形態(tài)主要分為2類。1)切斷型： 切口較為平滑，完全由刀具切斷后所產生，這種切口在形成的過程中，轉矩一般較為平穩(wěn)。 2)切拉型： 切口存在凸起的殘余，這是由于玻璃纖維筋在前期刀具切削作用下抗拉強度減弱，后在盾構旋轉所產生的拉力下被拉斷，形成切口的過程中存在轉矩的突變。整個試驗中以切斷型平滑切口占主要比例。

(a) 切斷型 (b) 切拉型

試驗結束后對刀具損傷進行了統計，整個刀盤面上共有45把刀具，其中6把刀具出現了嚴重損壞，損壞率13.3%，主要分布在刀盤中間及刀盤兩頭。從外部原因來看，由于試驗中采用人工清渣，并不能實時對渣土進行清理，渣土囤積于槽坑底部(見圖16)并阻礙刀具的有效切削，這是刀盤兩頭刀具損傷嚴重的一個主要原因。從刀具內部原因來看，刀具破壞均為刀身整體剪斷脫落(見圖17)，而刀頭部分未見嚴重的磨損，表明刀具可以滿足切削工程中耐磨性能的要求，但其刀身強度較低。在實際工程使用中，應注意建立有效的排渣通道并進一步減小刀具與刀座的高差，擴大刀具的尺寸，減小刀具整體斷裂的風險。

圖16 混凝土連續(xù)墻切削效果

(a) 邊緣截齒 (b) 中間截齒

5 結論與建議

1)截齒刀具可順利完成對C35混凝土的直接切削。刀具弧長和刀具錐度的減小可使切削合力出現下降，但刀具錐度的影響性小于刀具弧長。

2)切向力分力受刀具弧長影響較大，可以通過減小刀具弧長達到降低轉矩的目的，但易造成切削效率的下降。正壓力分力受到刀具弧長和刀具錐度的影響均較小。

3)新設計的截齒刀具對C35玻璃纖維筋混凝土的切削能力優(yōu)于立體化布置后的貝殼刀，有效降低了轉矩峰值，但截齒刀具刀身因體積原因易遭受剪切斷裂。

4)新設計的截齒刀具仍存在刀身強度不足的問題，下一步需對刀身材質和尺寸進行改進設計，同時對掘進參數和刀盤布置進行試驗研究，豐富和完善新型截齒刀具的研究成果。