朱葉艇

(上海隧道工程有限公司， 上海 200232)

0 引言

自盾構(gòu)法隧道原理被創(chuàng)造至今的200多年時間里，盾構(gòu)施工一直保持著“先掘進(jìn)一環(huán)、后整環(huán)管片拼裝”的“串聯(lián)”工作方式。隨著盾構(gòu)工作性能的不斷提升以及盾構(gòu)掘進(jìn)與相關(guān)配套技術(shù)的不斷優(yōu)化升級[1-2]，近些年國內(nèi)外逐漸涌現(xiàn)出一大批成功的長距離或超長距離典型盾構(gòu)隧道施工案例。例如： 2001年11月開始掘進(jìn)的荷蘭“綠心隧道”(單次掘進(jìn)7.2 km)[3]； 2004年12月動工興建并于2008年9月完工的上海長江隧道(單次掘進(jìn)7.5 km)[4]； 2019年10月貫通的上海北橫通道(單次掘進(jìn)6.4 km)[5-7]等。規(guī)劃中的上海北沿江高鐵過江隧道工程，直徑為15.2 m，單次掘進(jìn)甚至將超過11.0 km。若采用2臺盾構(gòu)江底對接或者在江中建造端頭井的方式存在較大的施工難度和風(fēng)險；若采用單臺盾構(gòu)一次性掘進(jìn)，籌劃的施工工期將超7年，顯然無法匹配中國快速的經(jīng)濟(jì)發(fā)展速度和高速增長的物流需求。隨著盾構(gòu)隧道不斷向長距離、大直徑的方向發(fā)展，如何提高盾構(gòu)施工工效、縮短施工工期則是盾構(gòu)工程界亟待解決的問題[6-7]。盾構(gòu)施工工期主要由掘進(jìn)和拼裝2部分時間組成，而1環(huán)管片寬度的盾構(gòu)掘進(jìn)時間和單環(huán)管片的拼裝時間接近。隨著施工組織籌劃、注漿注脂等輔助技術(shù)以及盾構(gòu)故障預(yù)警與修復(fù)技術(shù)[8-9]的不斷優(yōu)化，一定程度上可以縮短施工工期，但是無法解決根本性矛盾。若能將掘進(jìn)和拼裝兩者同步進(jìn)行，形成“并聯(lián)”的方式，必將顯著提高盾構(gòu)施工工效，降低施工成本。因此，盾構(gòu)推拼同步技術(shù)應(yīng)運而生。

國外，日本在盾構(gòu)推拼同步技術(shù)上的研究與工程應(yīng)用較早?！癋-Navi”盾構(gòu)工法[10]在不進(jìn)行推進(jìn)油缸分區(qū)壓力操作的前提下，僅利用盾構(gòu)的前盾部分進(jìn)行姿態(tài)和前進(jìn)方向控制，同步進(jìn)行管片拼裝作業(yè)；“Lattice”油缸式盾構(gòu)工法[11]通過盾構(gòu)配備的6個相連的格構(gòu)式油缸自由控制刀盤位置和盾構(gòu)姿態(tài)，前盾和后盾雙層的構(gòu)造可以允許管片拼裝的同時僅讓前盾滑動前行；雙油缸同步推拼工法[12]與雙護(hù)盾TBM工法相似，主要通過盾構(gòu)配置的2種分別用于掘進(jìn)和拼裝的油缸實現(xiàn)2個操作的獨立與同步。國內(nèi)多家大型盾構(gòu)制造廠商正在進(jìn)行推拼同步的技術(shù)研發(fā)，暫無實際施工案例及相關(guān)研究文獻(xiàn)。

以上海市域鐵路機(jī)場聯(lián)絡(luò)線3標(biāo)工程為示范應(yīng)用，開發(fā)一種盾構(gòu)推拼同步技術(shù)，即在不改變盾構(gòu)司機(jī)常規(guī)操作習(xí)慣的前提下，以維持推進(jìn)系統(tǒng)總頂推力矢量不變?yōu)槟繕?biāo)，充分利用軸向插入封頂塊產(chǎn)生的油缸行程富余量，通過對推進(jìn)系統(tǒng)油壓的主動控制，以實現(xiàn)部分油缸回縮后進(jìn)行管片拼裝作業(yè)時的盾構(gòu)穩(wěn)定推進(jìn)，并同時具備盾構(gòu)糾偏功能。該技術(shù)僅對推進(jìn)系統(tǒng)的控制方法進(jìn)行改變，并不對盾構(gòu)主體結(jié)構(gòu)、出渣設(shè)備、管片等進(jìn)行改造。本文以上海市域鐵路“驥躍號”超大直徑泥水氣平衡盾構(gòu)為原型，給出基于同塊同壓管片受力原則的缺失頂力再分配計算方法，以相似比1/2搭建盾構(gòu)推拼同步模型試驗平臺，對成套控制系統(tǒng)和控制技術(shù)進(jìn)行試驗驗證。

1 工程概況

上海市軌道交通市域線機(jī)場聯(lián)絡(luò)線工程主要承擔(dān)2機(jī)場間及城市內(nèi)市域客流，是上海市東西主軸內(nèi)的市域快速通道。機(jī)場聯(lián)絡(luò)(西)3標(biāo)工程項目包含梅富路工作井—華涇站和梅富路工作井—2#風(fēng)井2個區(qū)間。其中，梅富路工作井—華涇站區(qū)間隧道采用“騏躍號”盾構(gòu)進(jìn)行常規(guī)盾構(gòu)工法施工，而梅富路工作井—2#風(fēng)井區(qū)間隧道(長5 658 m)施工采用搭載推拼同步系統(tǒng)的“驥躍號”盾構(gòu)，可實現(xiàn)常規(guī)推進(jìn)和推拼同步無縫切換。工程項目示意如圖1所示。

圖1 工程項目示意圖(單位： m)

2臺超大直徑泥水氣平衡盾構(gòu)主體設(shè)計基本一致，設(shè)計覆土為33 m，刀盤開挖直徑均為14.07 m。“驥躍號”在兼顧轉(zhuǎn)彎能力和盾尾變形2個因素的前提下，僅在盾尾長度和推進(jìn)油缸行程設(shè)計上比“騏躍號”長300 mm。推進(jìn)系統(tǒng)方面，“騏躍號”由34個單油缸組成。為確保同步拼裝管片時推進(jìn)油缸的出力能力，“驥躍號”配置34組推進(jìn)油缸(缸徑360 mm，行程3 300 mm，共68個)。每組油缸都配備獨立的比例減壓閥以及壓力和行程傳感器，可實現(xiàn)全油缸全控的功能。隧道管片外徑為13.6 m，環(huán)寬為2 m，厚度為0.55 m，整環(huán)管片由1塊F塊、2塊鄰接塊、6塊標(biāo)準(zhǔn)塊組成，整體上形成了“1+8”的模式，除封頂塊范圍內(nèi)含2組油缸以外，其余管片范圍內(nèi)均含4組。

假設(shè)“驥躍號”推進(jìn)速度為30 mm/min，單環(huán)管片拼裝時間為50 min。當(dāng)油缸由初始行程1 200 mm伸至2 100 mm時，即可進(jìn)行第1塊管片的拼裝。當(dāng)油缸伸至最大工作行程3 200 mm后，盾構(gòu)停機(jī)13 min完成剩余管片拼裝工作。依此，單環(huán)管片的理論作業(yè)時間將縮短31.6%。常規(guī)推進(jìn)與推拼同步工效對比如圖2所示。

圖2 常規(guī)推進(jìn)與推拼同步工效對比

2 技術(shù)原理與推進(jìn)力分配計算方法

2.1 技術(shù)原理說明

推拼同步盾構(gòu)包含常規(guī)推進(jìn)和推拼同步2種工作狀態(tài)。前者用于常規(guī)盾構(gòu)推進(jìn)操作，手動設(shè)定分區(qū)壓力以獲取相應(yīng)地層條件下盾構(gòu)所需總頂推力目標(biāo)矢量(總頂推力FT、水平合力矩MTh和垂直合力矩MTv)，并傳送給推拼同步狀態(tài)進(jìn)行各油缸目標(biāo)壓力計算； 后者包含全油缸推進(jìn)模式和推拼同步模式，管片拼裝時處于推拼同步模式，當(dāng)前管片拼裝完成至下一塊管片拼裝之前，盾構(gòu)需進(jìn)入到全油缸推進(jìn)模式以等待管片拼裝的準(zhǔn)備工作，2種模式推進(jìn)油缸壓力均由程序自動計算并閉環(huán)控制。由于每組推進(jìn)油缸壓力獨立控制，故可在全油缸模式下根據(jù)需求實現(xiàn)推進(jìn)系統(tǒng)自由分區(qū)。推拼同步模式下，待拼裝管片范圍內(nèi)的油缸回縮，這部分缺失的頂推力將通過增量的形式被分配至剩余工作油缸上，形成新的目標(biāo)壓力以維持目標(biāo)推進(jìn)力矢量不變。

2.2 全油缸推進(jìn)模式

根據(jù)封頂塊所在位置不同，34組推進(jìn)油缸共將產(chǎn)生34種管片拼裝工況。為確保同一管片范圍內(nèi)千斤頂頂力大小一致，需建立當(dāng)封頂塊位于不同角度時統(tǒng)一的頂力分配計算方法。以沿盾構(gòu)軸線的掘進(jìn)方向為Z軸正向，以推進(jìn)系統(tǒng)圓心為原點建立推進(jìn)端三維坐標(biāo)系O-XYZ，并以管片環(huán)圓心為原點、Y′正半軸穿過封頂塊中心建立管片計算端三維坐標(biāo)系O′-X′Y′Z。總頂推力矩的坐標(biāo)轉(zhuǎn)換示意如圖3所示。

M為總頂力合力矩； α為X軸逆時針旋轉(zhuǎn)至合力矩點與坐標(biāo)原點O之間連線的夾角； β為管片計算端坐標(biāo)系相對于推進(jìn)端坐標(biāo)系的旋轉(zhuǎn)角，當(dāng)β逆時針旋轉(zhuǎn)角時取值為正，順時針旋轉(zhuǎn)角時取值為負(fù)。

令總頂推力力矩點A在平面XOY中的坐標(biāo)(Mcosα,Msinα)滿足以下對應(yīng)關(guān)系：

(1)

Mcosα=MTh；

(2)

Msinα=MTv。

(3)

點A在平面X′O′Y′中的投影點A′的坐標(biāo)可表示為(Mcos (α-β),Msin (α-β))。其中：

Mcos (α-β)=Mcosαcosβ+Msinαsinβ=

MThcosβ+MTvsinβ；

(4)

Msin (α-β)=Msinαcosβ-Mcosαsinβ=

MTvcosβ-MThsinβ。

(5)

最終，在進(jìn)行頂力分配計算時用到的水平合力矩MTh′和垂直合力矩MTv′可表示為：

MTh′=MThcosβ+MTvsinβ；

(6)

MTv′=MTvcosβ-MThsinβ。

(7)

根據(jù)管片分塊的9分區(qū)頂力分配依照線性原則，需將平面X′O′Y′旋轉(zhuǎn)至Y′軸位于豎直位置。9分區(qū)計算模型如圖4所示。

t0、t1、t2為人為設(shè)定的頂力分量，各個分區(qū)獲得的頂力由頂力分量組合而成； RF、RB1、RB2、RB3、RB4、RB5、RB6、RL1、RL2為各分區(qū)頂推力合力點至坐標(biāo)原點O′的距離。

總頂推力應(yīng)滿足：

(8)

水平合力矩應(yīng)滿足：

(4t1-4t2)nB3+(3t1-3t2)nB2+(2t1-2t2)nB1+

(t1-t2)nL1=-MTh′=-(MThcosβ+MTvsinβ)；

(9)

垂直合力矩應(yīng)滿足：

(2t0+4t1+4t2)mB3+(2t0+3t1+3t2)mB2-

(2t0+2t1+2t2)mB1-(2t0+t1+t2)mL1-

(t0/2)mF=-MTv′=-(MTvcosβ-MThsinβ)。

(10)

式(8)—(10)中：mB3、mB2、mB1、mL1、mF分別為B3、B2、B1、L1和F塊頂力合力點分別至X′軸的豎向距離；nB3、nB2、nB1、nL1分別為B3、B2、B1和L1塊頂力合力點至Y′軸的水平距離。

2.3 推拼同步模式

本次模型試驗的管片拼裝工況(β=31.76°)以及油缸編號如圖5所示。

以B3塊管片拼裝為例闡述缺失頂力再分配的計算方法。缺失頂力再分配計算模型如圖6所示。建立直角坐標(biāo)系xoy，將整個推進(jìn)系統(tǒng)旋轉(zhuǎn)一定角度至B3塊中間位置位于y軸正半軸方向。為便于計算，將F塊和L2塊設(shè)定為1個增量區(qū)，其余各管片范圍單獨設(shè)立增量區(qū)，各區(qū)的推力增量遵循線性分配原則。Δt、Δ1、Δ2是人為設(shè)定增量頂力的分量，各個分區(qū)獲得的增量頂力由分量組合而成。各區(qū)增量頂力須滿足以下3個方程，如式(11)—(13)所示。

-7Δt+6Δ1+6Δ2=f1+f2；

(11)

(Δ1-Δ2)(NL1+2NB1+3NB2)=(f1-f2)N1；

(12)

-ΔtLFL2+(-2Δt+Δ1+Δ2)·LL1+(-2Δt+2Δ1+

2Δ2)LB1+(-2Δt+3Δ1+3Δ2)LB2=(f1+f2)L1。

(13)

式(11)—(13)中：f1、f2為缺失的頂力；LFL2、LL1、LB1、LB2為各增量區(qū)分配頂力力點至x軸的垂直距離；NB2、NB1、NL1分別為各增量區(qū)分配頂力力點至y軸的水平距離；L1、N1分別為缺失頂力力點至x軸和y軸的距離。

管片拼裝順序為B3—B4—B2—B5—B1—B6—L1—L2—F。

圖6 缺失頂力再分配計算模型

3 模型試驗平臺和試驗方法

3.1 模型試驗平臺設(shè)計

推拼同步技術(shù)模型試驗平臺如圖7所示。盾構(gòu)推拼同步技術(shù)模型試驗平臺整體尺寸為13 m×8 m×8 m，主要由鋼外框架、負(fù)載系統(tǒng)、盾構(gòu)試驗機(jī)、滑動支撐和模型管片組成。其中，鋼框架為封閉圍合的內(nèi)承力結(jié)構(gòu)，總質(zhì)量約150 000 kg，所有構(gòu)件均采用Q345焊接式H型鋼(尺寸700 mm×400 mm×30 mm×40 mm)進(jìn)行制作，主要由負(fù)載端后靠墻、推進(jìn)端后靠墻、4根主拉桿和8根斜拉桿組成。

沿半徑1 800 mm圓周均勻分布的6組雙聯(lián)油缸(編號A—F，缸徑360 mm，行程3 000 mm)構(gòu)成了負(fù)載系統(tǒng)，其前端穿過支撐架并落地，后端固定于負(fù)載端后靠墻。每組油缸都由獨立的比例減壓閥進(jìn)行壓力控制，配備獨立的壓力和行程傳感器。設(shè)計最大可輸出13 800 kN的負(fù)載阻力，最大可模擬覆土25 m條件下盾構(gòu)前進(jìn)方面受到的開挖面水土壓力、殼體圍側(cè)摩阻力、對后方臺車的拉力、盾尾與拼裝管片的摩擦力等。

盾構(gòu)試驗機(jī)由殼體外徑為6.8 m的傳統(tǒng)地鐵盾構(gòu)改造，去除其刀盤、前盾和盾尾，保留中盾、推進(jìn)油缸和拼裝機(jī)3部分，并在刀盤位置安裝圓形承力板。其中，推進(jìn)系統(tǒng)由17組油缸(缸徑240 mm，行程2 200 mm)組成，每組油缸壓力均由獨立的比例減壓閥控制，并配備壓力和行程傳感器，且由于原型盾構(gòu)為34組，故能較好地模擬各種推進(jìn)工況。為給盾構(gòu)試驗機(jī)的推進(jìn)創(chuàng)造最不利工作環(huán)境，在其底部重心同一豎向位置安裝了球面凸點，使之與滑動支撐之間形成單點支撐，僅限制了試驗機(jī)的豎向位移，釋放了其余5個自由度。

滑動支撐的主要功能由4個升降油缸和2個支撐油缸完成，前者在試驗準(zhǔn)備階段用于調(diào)整盾構(gòu)的預(yù)設(shè)高度，后者在試驗階段完成對試驗機(jī)的支撐。試驗機(jī)的擋板和滑動支撐的限位板實現(xiàn)了2個主體間的共同運動。

圖7 推拼同步技術(shù)模型試驗平臺(單位： m)

為初步獲取推拼同步狀態(tài)下管片環(huán)面的抗壓性能，并為管片拼裝工人提供訓(xùn)練器材，本次試驗制造了2環(huán)簡易模型鋼管片，外徑為6.5 m，內(nèi)徑為6.0 m，環(huán)寬為0.95 m，由Q235鋼板焊接而成。其中，管片端面面板厚度為22 mm，背板和弧形側(cè)面板板厚為20 mm。為確保管片抗壓剛度，在封頂塊中間位置以及其余各塊管片的3等分點安裝“L”型支撐板。管片塊和環(huán)之間采用短直螺栓連接。為方便安裝，整環(huán)管片不敷設(shè)內(nèi)弧面鋼板。需要說明的是，鑒于管片拼裝時應(yīng)變測點接線和采集儀器無法與管片隨動，且試驗機(jī)推進(jìn)距離受限而1環(huán)管片拼裝時間過長等原因，本次試驗不進(jìn)行拼裝作業(yè)，而是將一整環(huán)管片事先安裝于推進(jìn)端后靠墻上，并在17個推進(jìn)油缸頂塊中心對應(yīng)的管片環(huán)面位置貼設(shè)應(yīng)變片，利用等待應(yīng)變數(shù)據(jù)穩(wěn)定的時間模擬管片拼裝時間。

3.2 相似關(guān)系的確定

由于盾構(gòu)試驗機(jī)外徑約7 m，而原型“驥躍號”盾構(gòu)外徑約14 m，故本次模型試驗幾何相似比CL取值為1/2，強(qiáng)度相似比CR為1。根據(jù)相似第一定理[13]，將相關(guān)物理量相似比匯總，如表1所示。

表1 模型試驗相似比匯總

3.3 盾構(gòu)推拼同步試驗流程

1)盾構(gòu)試驗機(jī)推進(jìn)油缸回縮并鎖死，預(yù)設(shè)4 MPa壓力，試驗機(jī)與推進(jìn)端后靠墻接觸。

2)根據(jù)設(shè)定條件計算負(fù)載系統(tǒng)負(fù)載力矢量并換算為各負(fù)載油缸目標(biāo)油壓，負(fù)載油缸伸出并頂住試驗機(jī)承力環(huán)至油壓達(dá)到目標(biāo)值。

3)開啟盾構(gòu)試驗機(jī)常規(guī)推進(jìn)狀態(tài)，試驗人員調(diào)整各分區(qū)比例減壓閥開度至盾構(gòu)推進(jìn)速度和姿態(tài)偏差符合試驗要求。

4)切換進(jìn)入推拼同步狀態(tài)的全油缸推進(jìn)模式，待油缸壓力達(dá)到設(shè)定目標(biāo)值且盾構(gòu)姿態(tài)和速度穩(wěn)定后，進(jìn)入推拼同步模式。

5)點擊待拼裝管片，對應(yīng)范圍內(nèi)油缸縮回，剩余工作油缸進(jìn)行無桿腔壓力調(diào)整，用等待管片應(yīng)變穩(wěn)定的時間模擬管片拼裝時間。

6)待應(yīng)變數(shù)據(jù)穩(wěn)定，回縮油缸重新伸出頂住管片后進(jìn)入全油缸推進(jìn)模式，各油缸無桿腔壓力重新調(diào)整回之前的目標(biāo)壓力，待管片應(yīng)變穩(wěn)定進(jìn)入下一塊管片拼裝。

7)循環(huán)往復(fù)，完成一整環(huán)管片拼裝模擬后，本試驗工況結(jié)束。

4 盾構(gòu)推拼同步模型試驗實例應(yīng)用

本次試驗?zāi)M“驥躍號”盾構(gòu)在覆土10 m條件下的直線推拼同步工況，預(yù)設(shè)盾構(gòu)試驗機(jī)推進(jìn)速度為17 mm/min，對應(yīng)原型盾構(gòu)推進(jìn)速度為34 mm/min。負(fù)載系統(tǒng)需提供負(fù)載力FF、水平合力矩MFh和垂直合力矩MFv分別為10 157 kN、0和-4 328 kN·m。經(jīng)換算，A組油缸無桿腔目標(biāo)壓力為4.01 MPa，B組和F組油缸無桿腔目標(biāo)壓力為6.88 MPa，C組和E組油缸無桿腔目標(biāo)壓力為9.75 MPa，D組油缸無桿腔目標(biāo)壓力為12.62 MPa。

4.1 油壓響應(yīng)與推進(jìn)力矢量

受試驗平臺系統(tǒng)摩阻的影響，盾構(gòu)試驗機(jī)推進(jìn)系統(tǒng)在達(dá)到總頂推力FT、水平合力矩MTh和垂直合力矩MTv分別為12 571 kN、-129 kN·m和-6 557 kN·m的情況下實現(xiàn)了常規(guī)推進(jìn)狀態(tài)下的穩(wěn)定推進(jìn)，推拼同步狀態(tài)下以維持上述推進(jìn)力矢量為目標(biāo)。全過程各油缸無桿腔壓力響應(yīng)如圖8所示。本文選取各管片范圍內(nèi)單組油缸壓力(共9組)進(jìn)行全過程呈現(xiàn)。由于受PID閉環(huán)控制，推進(jìn)系統(tǒng)各油缸壓力整體上響應(yīng)迅速且執(zhí)行情況良好，均在目標(biāo)值±3%范圍內(nèi)波動，證明了在進(jìn)入推拼同步狀態(tài)后推進(jìn)油缸壓力的可控性。

圖8 全過程各油缸無桿腔壓力響應(yīng)

推進(jìn)系統(tǒng)總頂推力與垂直合力矩的全過程變化情況如圖9所示。可以看出： 1)總頂推力整體穩(wěn)定情況良好，全程控制為目標(biāo)值的±4%； 2)垂直合力矩的計算受各推進(jìn)油缸力臂的介入、油壓的振蕩以及盾構(gòu)姿態(tài)的影響，其波動較為顯著，整體控制為目標(biāo)值的±10%。

圖9 盾構(gòu)推進(jìn)系統(tǒng)總頂推力與垂直合力矩

4.2 盾構(gòu)推進(jìn)速度和盾構(gòu)姿態(tài)

盾構(gòu)推進(jìn)速度和盾構(gòu)姿態(tài)如圖10所示?？梢钥闯觯?1)當(dāng)待拼裝管片范圍內(nèi)的油缸回縮后，因泵源流量輸出保持不變引起的推進(jìn)系統(tǒng)供油過量，導(dǎo)致拼裝管片時盾構(gòu)推進(jìn)速度抬升； 2)因為過量供油產(chǎn)生的剩余工作油缸流量分配不均，導(dǎo)致盾構(gòu)姿態(tài)的短暫偏位； 3)待當(dāng)前管片拼裝完成，試驗機(jī)恢復(fù)到全油缸推進(jìn)模式時，盾構(gòu)推進(jìn)速度和盾構(gòu)姿態(tài)偏差均回歸到初始值。因此，全油缸推進(jìn)模式對維持盾構(gòu)正常推進(jìn)狀態(tài)起到較為關(guān)鍵的作用。整體上，試驗機(jī)推進(jìn)速度控制為目標(biāo)速度的(-3，+3) mm/min，盾構(gòu)姿態(tài)偏差控制為±6 mm。通過表1的相似換算后，原型盾構(gòu)推進(jìn)速度控制為目標(biāo)速度的(-6，+6) mm/min，全過程盾構(gòu)姿態(tài)偏差控制為±12 mm。

圖10 盾構(gòu)推進(jìn)速度和盾構(gòu)姿態(tài)

4.3 管片結(jié)構(gòu)應(yīng)變

由于鋼管片應(yīng)變測點受各推進(jìn)油缸頂力的影響較為直接，其整體變化趨勢與各油缸壓力變化規(guī)律類似，即推進(jìn)油缸壓力的振蕩同樣引起了管片壓應(yīng)變在某中間值附近波動。由于鋼管片處于線彈性形變范圍，待盾構(gòu)恢復(fù)到全油缸推進(jìn)模式，故各測點壓應(yīng)變均可恢復(fù)到初始值。由于同塊管片2個測點應(yīng)變接近，本文在各管片范圍內(nèi)選取1個測點進(jìn)行應(yīng)力呈現(xiàn)。鋼管片壓應(yīng)變?nèi)鐖D11所示?？梢钥闯?，最大壓應(yīng)變(352 με)出現(xiàn)在B2塊管片拼裝時的8#測點位置處。若以荷載等比例原則可估算出設(shè)計覆土33 m條件下管片端面最大壓應(yīng)變?yōu)?86 με。以C60混凝土彈性模量3.6×104MPa[14]進(jìn)行計算，壓應(yīng)力為28.3 MPa，管片抗壓能力利用率為47%，抗壓安全系數(shù)達(dá)2.13。

圖11 鋼管片壓應(yīng)變

4.4 對施工的適配性評價

從上述關(guān)鍵數(shù)據(jù)分析可知，在恒定負(fù)載條件下，盾構(gòu)總體推進(jìn)穩(wěn)定，且管片結(jié)構(gòu)受力安全余量充足，但鑒于模擬方法存在一定的客觀局限性，故針對該技術(shù)的工程應(yīng)用存在一定的適配性問題，具體討論如下：

1)本次試驗雖無法實現(xiàn)地層土體的模擬，但通過設(shè)置單點支撐的方式以提高盾構(gòu)試驗機(jī)的姿態(tài)敏感度，從而放大了系統(tǒng)控制對試驗機(jī)姿態(tài)穩(wěn)定的影響，間接地考慮了地層負(fù)載的復(fù)雜性，而本次試驗數(shù)據(jù)有力地支撐了包括硬件、液壓、電氣控制等在內(nèi)的整個系統(tǒng)的技術(shù)可靠性。

2)盾構(gòu)在實際地層中雖然受包括水土壓力在內(nèi)的多種外力，但由于其運動速度較慢，已有的軟土地區(qū)施工案例反映總頂推力矢量在整個掘進(jìn)過程中變化趨勢與理論較為一致，具備一定的可預(yù)見性。本技術(shù)的研發(fā)是以不改變盾構(gòu)司機(jī)常規(guī)操作經(jīng)驗為前提，同樣可通過分區(qū)壓力實現(xiàn)前方負(fù)載的響應(yīng)，與常規(guī)盾構(gòu)工法無異。

3)本模型試驗平臺可通過對負(fù)載系統(tǒng)壓力隨機(jī)輸入模擬負(fù)載的非恒定性，相關(guān)試驗工況已經(jīng)完成，盾構(gòu)穩(wěn)定推進(jìn)同樣可控，相關(guān)結(jié)論待數(shù)據(jù)整理完成后再給定。本次試驗雖無法實現(xiàn)地層模擬，但從試驗難度設(shè)置上考慮了該因素影響。

4)推拼同步過程中，待拼裝管片環(huán)以及已拼裝完成的前一環(huán)管片均在盾尾殼體保護(hù)范圍內(nèi)，不受外界水土壓力作用，本次試驗不模擬管片的水土壓力。

5 結(jié)論與討論

本文通過構(gòu)建推拼同步技術(shù)模型試驗平臺，對系統(tǒng)穩(wěn)定性進(jìn)行試驗驗證，得出如下結(jié)論。

1)推拼同步狀態(tài)下，推進(jìn)系統(tǒng)油壓響應(yīng)迅速，執(zhí)行情況良好，盾構(gòu)頂推力和力矩分別控制為目標(biāo)值的±4%和±10%。

2)盾構(gòu)姿態(tài)和盾構(gòu)推進(jìn)速度整體控制效果良好，同步拼裝管片時兩者將產(chǎn)生短暫性變化，待恢復(fù)到全油缸模式，兩者基本回歸到初始值，同時驗證了該模式的重要性。

3)管片結(jié)構(gòu)壓應(yīng)變響應(yīng)頂力同塊同壓原則，設(shè)計覆土條件下管片結(jié)構(gòu)安全冗余度充分，安全系數(shù)高。

4)本文僅對恒定負(fù)載條件下的推拼同步技術(shù)進(jìn)行了驗證，后續(xù)建議進(jìn)行復(fù)雜工程條件下推拼同步試驗，并建議進(jìn)一步結(jié)合數(shù)值計算方法研究非成環(huán)條件下管片細(xì)部結(jié)構(gòu)的受力特征，為推拼同步技術(shù)的工程應(yīng)用提供理論支持。