李清憲， 邵小康， 劉招偉， 李康康， 楊志勇

(1. 中鐵電氣化局集團有限公司， 北京 100036； 2. 中國礦業(yè)大學(xué)(北京)力學(xué)與建筑工程學(xué)院， 北京 100083)

盾構(gòu)機的刀盤形式選擇、刀具布置是影響掘進效率的主要因素之一。刀具磨損問題一直是土壓平衡盾構(gòu)施工中的需要應(yīng)對的重大挑戰(zhàn)，影響著盾構(gòu)施工質(zhì)量和進度。尤其是在均一性差、強度高、磨蝕性強的漂石地層中，刀具磨損嚴重影響盾構(gòu)正常施工[1]。

近年來，眾多學(xué)者對盾構(gòu)施工過程中的刀具磨損問題進行了研究。榮雪寧等[2]對成都地鐵20個盾構(gòu)區(qū)間的掘進數(shù)據(jù)進行分析，得到了刀盤扭轉(zhuǎn)能量與換刀數(shù)目之間的關(guān)系，建立了刀具磨損預(yù)測模型；施文俊等[3]使用非連續(xù)變形分析(discontinuous deformation analysis，DDA)模擬掩體在荷載作用下的磨壞形式，以研究滾刀的破巖機理；韓冰宇等[4]對盾構(gòu)在復(fù)合地層中掘進時刀具磨損進行了預(yù)測分析，并研究了掘進參數(shù)之間的相關(guān)性；閔凡路等[5]總結(jié)了南京長江隧道、北京地下直徑線、武漢地鐵8號線越江段等工程的刀具磨損情況，分析了刀具非正常磨損的形態(tài)主要有：偏磨、滾刀刀圈崩裂和軸承斷裂、刮刀合金崩裂。李雪等[6]按刀具磨損特征屬性將刀具磨損類型分為正常磨損和非正常磨損兩大類，并細分為刀頭合金崩齒、偏磨、異性磨損等9小類，認為非正常磨損的原因是刀具切削時碰撞、沖擊導(dǎo)致刀刃塊狀缺失，刀體磨損、刀刃和刀體界面連接強度不足導(dǎo)致刀刃整體脫落；張晉勛等[7]提出盾構(gòu)在大粒徑卵漂石地層掘進過程中刀具與地層的能量傳遞原理；楊新安等[8]提出了根據(jù)最優(yōu)刀間距和相鄰刀具相位差求解一般雙螺旋線系數(shù)的方法和反交錯雙螺旋線布置形式。

目前，針對砂卵石地層盾構(gòu)刀具磨損的問題展開了較多的研究，但對于更具挑戰(zhàn)性的大粒徑漂石地層中盾構(gòu)掘進的刀具磨損特征和案例分析比較欠缺?，F(xiàn)依托富含大粒徑、高強度的漂石地層盾構(gòu)施工實例，對土壓平衡盾構(gòu)在漂石地層掘進的刀具配置、刀具磨損規(guī)律進行分析，以期為類似地層條件盾構(gòu)掘進工程的刀盤型式選擇、刀具布置提供參考。

1 工程概況

1.1 工程背景

北京地鐵16號線26標榆樹莊～宛平城區(qū)間左盾構(gòu)段長度約2 800 m，隧道內(nèi)徑5 800 mm，隧道外徑6 400 mm。區(qū)間覆土厚度約為9.2～20.7 m。從上到下依次為雜填土①層、卵石圓礫②層、卵石③層、卵石④層、黏土巖⑦層，盾構(gòu)區(qū)間主要位于卵石③層及卵石④層，局部穿越黏土巖⑦層。

卵石層中含有大粒徑漂石，其分布無明顯的成層規(guī)律性，在空間分布上具有很大的隨機性。地質(zhì)勘探揭露的大漂石粒徑達到0.7～1.1 m，區(qū)間地質(zhì)剖面圖如圖1所示。

圖1 區(qū)間地質(zhì)剖面圖Fig.1 Geological section of the interval

1.2 刀盤結(jié)構(gòu)

輻條式刀盤裝配6根主梁，開口率為56%，刀盤直徑6 680 mm，材質(zhì)為Q345B，配備了1把三叉式中心刀，55把撕裂刀，66把刮刀，12把邊刮刀，18把保徑刀，1把超挖刀，刀盤總圖如圖2所示。

1.3 刀具布置

1.3.1 撕裂刀布置

55把撕裂刀在空間上分布了三層，分別為145、175、240 mm三種刀高。如圖3所示，撕裂刀安裝軌跡總共17條，最小軌跡上安裝2把重型撕裂刀，軌跡由小至大刀具逐漸加密，至最外層#17軌跡上布置了6把撕裂刀，分層、梯度化布置的刀具能很好的適應(yīng)刀盤轉(zhuǎn)動時不同軌跡半徑上刀具承受的磨損強度差別。

1.3.2 刮刀布置

為了確保渣土更容易進入土艙，刀盤開口周邊布置了刮刀，其刀高為120 mm、刀寬200 mm?？偣才渲?8把刮刀，其中邊刮刀12把。刮刀的布置如圖4所示。#1軌跡刀具安裝半徑為825 mm，#1與#2軌跡間距175 mm，#2-#12軌跡間距均為200 mm，#12與#13軌跡間距340 mm。

圖2 輻條刀盤總圖Fig.2 Plan of spoke-type cutterhead

圖3 撕裂刀布置圖Fig.3 Layout of the leading tool

圖4 刮刀布置圖Fig.4 Layout of the slicer tool

2 漂石地層特性分析

2.1 漂石分布

工程場地內(nèi)富含大粒徑漂石，其中卵石③層中揭露出了最大的漂石，最大漂石粒徑為1 100 mm×800 mm×500 mm。如圖5所示，地層中揭露出的漂石最大長度多為400～800 mm，總量約占體積比55%，其中40～60 cm漂石約占漂石總量70%，60～80 cm漂石約占20%，80～120 cm漂石約占10%。

圖5 地層揭露漂石分布情況Fig.5 Distribution of boulders

2.2 漂石特性

盾構(gòu)主要穿越卵石③層及卵石④層，局部穿越黏土巖⑦層。地層中的漂石單軸抗壓強度高，磨蝕性強，平均單軸抗壓強度達300 MPa，平均磨蝕性指數(shù)(cerchar abrasivity index，CAI)值為2.6。卵石③層、④層及黏土巖⑦層的詳細地質(zhì)特征如表1所示。

表1 地層特征Table 1 Characteristics of the strata

3 盾構(gòu)施工參數(shù)

3.1 盾構(gòu)主要參數(shù)

盾構(gòu)的開挖直徑為6 680 mm，可適用的管片規(guī)格為外徑6 400 mm，內(nèi)徑5 800 mm，環(huán)寬1 200 mm。盾構(gòu)配置10組液壓驅(qū)動，最大推力40 860 kN，最小轉(zhuǎn)彎半徑為250 m，適用的最大坡度為5%，詳細的盾構(gòu)參數(shù)如表2所示。

3.2 渣土改良系統(tǒng)設(shè)計

土壓平衡式盾構(gòu)將渣土作為維持掌子面穩(wěn)定的重要支撐材料，要求渣土具有良好的塑性變形和軟稠度，因此需要對開挖出來的渣土進行改良。由于卵漂石地層的力學(xué)性不穩(wěn)定，以及漂石粒徑分布極度不均勻、黏聚力小、內(nèi)摩擦角大、滲透系數(shù)大、流動性差、穩(wěn)定性等特性，導(dǎo)致盾構(gòu)在卵漂石中掘進的渣土改良效果很難控制。渣土改良效果不佳造成盾構(gòu)推力、扭矩等掘進參數(shù)變化異常，刀盤、刀具及螺旋輸送機磨損嚴重、盾構(gòu)掘進效率低，甚至導(dǎo)致開挖面失穩(wěn)、地表塌陷等事故發(fā)生[9]。

漂石地層盾構(gòu)掘進、渣土改良難度大，因此考慮盾構(gòu)掘進前期設(shè)置實驗掘進段來驗證渣土改良效果，以獲取適用性好的渣土改良方案[10]。本工程采用的輻條式刀盤為了滿足渣土改良的要求，總共設(shè)置了6路泡沫孔，可注入泡沫和膨潤土。改良劑選用泡沫+膨潤土+水，改良劑具體參數(shù)如表3所示。為了確定渣土改良劑的配比，進行了不同配比改良效果的室內(nèi)試驗，結(jié)果如表4所示，先單獨使用膨潤土改良劑進行坍落度試驗，結(jié)果顯示膨潤土與原狀土體積比為10%時，流塑性最好，之后使用10%的膨潤土+不同含量的泡沫進行試驗，結(jié)果表明采用10%的膨潤土+26%泡沫的配比方案8改良后渣土的和易性好，攜渣能力強。

表2 盾構(gòu)主要參數(shù)Table 2 Main parameters of shield machine

表3 改良劑參數(shù)Table 3 Parameters of the conditioning

表4 不同配比渣土改良試驗Table 4 Soil conditioning test of different proportions

3.3 渣土改良效果

為了確保漂石地層盾構(gòu)的正常掘進，對渣土改良配比進行實際掘進測試驗證。渣土改良方案如表5所示，掘進過程的掘進參數(shù)如圖6所示。第一階段的實際掘進情況和出渣狀態(tài)顯示，改良后的渣土和易性較好、流動性不佳，渣土改良效果不佳，螺旋機轉(zhuǎn)速低，大粒徑漂石難以排出，易在土艙內(nèi)積艙，造成刀盤扭矩大，掘進速度低、掘進過程中的盾構(gòu)頂部土壓力不穩(wěn)定，并且出現(xiàn)了由于刀盤扭矩大造成的刀盤跳停和刀盤卡死等現(xiàn)象；第二階段選用了半衰期長、發(fā)泡倍率大的泡沫，增大膨潤土用量和稠度，并且在土艙內(nèi)增加主動攪拌棒。盾構(gòu)正常掘進時平均刀盤扭矩降低了1 300 kN·m，平均推進速度提高至80 mm/min。

表5 漂石地層渣土改良方案Table 5 Soil conditioning plan

4 刀具磨損規(guī)律

4.1 刀具磨損測量方法

進行刀具檢修時測量各個刀具上的合金塊高度，磨損量由合金塊原始高度與測量高度之差求得，如圖7所示。刀具磨損量計算公式[11]為

(1)

式(1)中：Δh1、Δh2、Δh3、Δh4分別為4個合金塊的磨損量；δ為刀具磨損量。

圖7 刀具磨損量測量Fig.7 Schematic diagram of cutter wear measurement

4.2 撕裂刀磨損

撕裂刀由刀體底座和4塊合金塊組成，刀體材料為42CrMo，合金塊材料為春保KE13，合金塊與底座采用銀釬焊焊接，焊縫強度不低于245 MPa。撕裂刀的磨損量取各個合金塊磨損量的平均值，各軌跡撕裂刀的平均磨損量如圖8所示。各軌跡上的撕裂刀最小平均磨損量為4 mm，最大磨損量為16 mm。

由于#1軌跡上的兩把撕裂刀刀高最高為240 mm，#1軌跡平均磨損量比軌跡半徑更大、刀具線線速度更高的2#軌跡磨損量高1倍。隨著刀具所處的軌跡半徑增大，刀具磨損量總體上升，其中#8軌跡的撕裂刀磨損量遠高于周邊的刀具。#8軌跡上的3把撕裂刀位于刀盤大圓環(huán)上方，刀盤大圓環(huán)對漂石進入土艙產(chǎn)生一定的阻礙作用，容易使漂石聚集在#8軌跡路徑上，造成附近的撕裂刀磨損嚴重。

圖8 不同軌跡撕裂刀平均磨損量變化曲線Fig.8 Variation curve of average wear of leading tool with different trajectories

4.3 刮刀磨損

如圖9所示，刮刀合金塊磨損嚴重，甚至出現(xiàn)合金塊磕破?？偣灿?5%的刮刀發(fā)生破損，其中#7、#8、#13軌跡上所有刮刀均出現(xiàn)不同程度的破損，僅#1軌跡上的所有刮刀均為正常磨損，平均刮刀磨損量為4 mm。#7、#8軌跡上的刮刀同樣位于刀盤大圓環(huán)上方，刮刀磕壞比例升高與刀盤開口變小關(guān)系密切。如圖10所示，刮刀的磨損量隨刀具軌跡的變化曲線的趨勢與出現(xiàn)合金塊斷裂的刀具占比變化趨勢基本一致。

圖9 刮刀磨損與破損情況Fig.9 Scraper wear and damage

圖10 不同軌跡刮刀的平均磨損量與破損數(shù)量變化曲線Fig.10 Variation curve of average wear and damage of scraper with different trajectories

4.4 刮刀磨損形式分析

盾構(gòu)掘進時，刮刀的刀刃對地層進行切削，渣土在刮刀的擠推作用下與開挖面土體分離，進入渣土艙。如圖11所示，在切削過程中，刮刀主要受到刀盤的垂直于切削面方向的給進力FN、平行于切削面的切削力FT，切削土體對刀體切削面的壓力N0、摩擦力Ff=N0μ[12]。在摩擦力的Ff作用下刀具產(chǎn)生磨損，刀具出現(xiàn)這種磨損形式后的表面應(yīng)是連續(xù)、均勻的，而刮刀上出現(xiàn)的大塊合金塊崩落，其斷裂面是不連續(xù)、凹凸不平的。顯然刮刀出現(xiàn)大塊合金塊崩落的磨損形式不是由刀具與渣土顆粒之間的正常摩擦造成的，造成刀具合金塊大塊崩落的主要原因是刀刃與地層中的大顆粒漂石發(fā)生碰撞，強烈的碰撞使得合金塊斷裂。刮刀與漂石發(fā)生碰撞時，刀刃受到很大的沖擊。地質(zhì)勘查和漂石試樣的單軸壓縮試驗結(jié)果顯示，地層中超過400 mm的漂石占比超過55%，漂石的平均破裂應(yīng)力高達325 MPa，分布密集、強度高的漂石在盾構(gòu)掘進時與刀具發(fā)生的碰撞的概率高，造成近55%的刮刀出現(xiàn)了合金塊大塊崩落。

γ為刀具與開挖面夾角； μ為刀具與渣土之間的摩擦系數(shù)圖11 刮刀工作原理與受力圖Fig.11 Principle and force diagram of the scraper

5 結(jié)論

依托北京地鐵16號線26標榆樹莊～宛平城站盾構(gòu)掘進工程，對盾構(gòu)在漂石地層中掘進的刀具布置及磨損規(guī)律進行研究，得出以下結(jié)論。

(1)改良劑性能測試和不同改良劑配比的盾構(gòu)現(xiàn)場掘進試驗結(jié)果表明：10%的膨潤土+26%泡沫的配比改良后的渣土流塑性好、攜渣能力強，選用半衰期長、發(fā)泡倍率大的泡沫和高稠度膨潤土，可降低刀盤扭矩、增大盾構(gòu)掘進速度。

(2)撕裂刀的磨損量總體上隨著軌跡半徑的增大而增大，最小磨損量4 mm，位于刀盤大圓環(huán)上方的撕裂刀由于刀盤局部開口的突然減小，其平均磨損量達到16 mm，位于最大軌跡半徑上的撕裂刀平均磨損量同樣為16 mm。

(3)由于大粒徑漂石含量高，刮刀與漂石磕碰而造成的合金塊大塊崩落的概率高，約55%的刮刀出現(xiàn)非正常磨損，位于刀盤大圓環(huán)附近的刮刀合金塊斷裂的概率最高，達到100%，不同軌跡上刮刀的平均磨損量變化趨勢與合金塊破損的刮刀占比高低的變化趨勢一致。