某地鐵工程盾構刀盤改造力學分析

吳 遁， 黎 虎， 劉玉江， 陳 陣

(中鐵十四局集團隧道分公司， 山東 濟南 050061)

某地鐵工程盾構刀盤改造力學分析

吳 遁， 黎 虎， 劉玉江， 陳 陣

(中鐵十四局集團隧道分公司， 山東 濟南 050061)

為了適應富水中砂地層盾構掘進，需要對原有刀盤結構進行改造，并研究改造前后的刀盤力學特性。采用理論計算土壓平衡和土壓不平衡2種工況下的刀盤外載，并利用有限元法分析改造前后盾構刀盤的應力及變形情況。研究結果表明： 1)土壓不平衡工況下的最大等效應力和最大變形高于土壓平衡工況。2)對于同一種工況，改造前后刀盤的最大等效應力變化不大，但最大變形量增加了10%左右； 最大等效應力位于刀盤背板與牛腿的連接處，最大變形發生在刀盤左下側及右上側的邊緣位置。改造后刀盤的強度和剛度均滿足施工要求，實際掘進效果良好，掘進效率明顯提升。

富水中砂地層； 盾構； 刀盤改造； 靜力分析； 應力； 變形

0 引言

近年來，我國地鐵建設高速發展，采用盾構開挖的城市地鐵隧道逐漸增多[1-4]。通常，對于某一特定地質條件，在施工前都需要對盾構進行選型和地層適應性設計，但盾構在一個工地施工完成后轉移到另一個工地時，往往由于刀盤自身結構原因表現出一定的地質不適應性，為此要針對具體工程地質進行刀盤結構改造，以提升刀盤的地質適應性[5-6]。

刀盤改造后，由于其結構發生改變，刀盤的強度和剛度均會受到影響，為此需要對刀盤進行力學分析。刀盤力學分析主要采用有限元法，如： 夏毅敏等[7-8]采用有限元法建立了盾構刀盤有限元力學模型，分析了刀盤靜態力學及其模態特性；周奇才等[9]對改造的刀盤進行了有限元模擬仿真，得到了刀盤在施工狀態下的應力云圖；趙振威等[10]采用有限元法分析了不同結構形式的刀盤力學特性，獲得了不同結構形式刀盤的強度和剛度情況；關天民等[11]通過建立刀盤有限元計算模型，獲得了刀盤刀具受力及其應力、應變分布規律；劉義等[12]采用有限元法獲得了刀盤結構的位移、應力和應變云圖，確定了刀盤結構的強度薄弱環節。

上述研究對于指導刀盤力學分析具有很好的參考作用，但其研究對象均只針對單一地層，且未對改造前后的刀盤掘進力學性能進行有效對比。為此，本文以某富水中砂地層盾構掘進為研究對象，對改造前后的刀盤在土壓平衡和土壓不平衡2種工況下進行力學分析，對比改造前后刀盤的力學性能，為富水中砂地層刀盤的實際改造加工提供技術參考。

1 水文地質與刀盤主要參數

該盾構施工區域主要為富水中砂層，部分為細砂和中砂夾雜。富水中砂層含泥量低，碴土黏稠度低、透水性強，導致地層的和易性、流塑性很差。該地層的穩定性差，在施工掘進過程中易出現噴涌、水砂分離、砂土結板、開挖面和地面沉降等狀況。

該土壓平衡盾構為某公司針對廣州地鐵復合地層(硬巖、粉質黏土等)設計，重新運用于哈爾濱地鐵施工，其開挖直徑為6.28 m，主機全長9.5 m，前、中、尾盾的直徑分別為6.26、6.25、6.24 m。盾構采用液壓驅動，額定推力可達10 000 kN；配備8套液壓驅動馬達，額定驅動轉矩為4 850 kN·m；驅動電機總功率為945 kW。

2 刀盤有限元分析建模

2.1刀盤改造前后結構

為增大刀盤開口率，對刀盤上6塊面板進行割除，切割位置主要集中于面板中間。為避免由于切割而降低刀盤面板的力學強度以及剛度，將刀盤的切割位置采用加筋板的方式間隔性地對刀盤外圈進行加固，筋板選用厚度為50 mm的鋼板。改造完成后刀盤開口率由原來的30%增大為40%，建立改造前后刀盤三維模型如圖1所示。

2.2刀盤邊界條件確定

2.2.1 邊界初始條件及邊界載荷計算

刀盤掘進地層為中砂地層，中砂密度為2 070 kg/m3。盾構刀盤直徑為6 260 mm，刀盤材料采用Q345，刀盤推進速度和轉速分別為30 mm/min和1.2 r/min。以土艙內是否充滿碴土，刀盤工況分為土壓平衡和土壓不平衡2種，工況不同其外載也存在差異。

2.2.1.1 土壓平衡工況外載計算

在盾構掘進過程中，若土艙內充滿碴土達到土壓平衡狀態，此時刀盤面板同時承受掌子面的阻力和土艙壓力。刀盤承受的推進阻力主要包括刀盤開挖面阻力F1、盾構外殼與地層的摩擦阻力F2、刀盤側面與地層摩擦阻力F3、刀盤開口處軸向摩擦阻力F4以及刀盤上刀具在切削過程中受到的阻力F5。刀盤承受的轉矩較大，除了刀盤開挖面壓力作用轉矩T1、刀盤側面與土體摩擦阻力作用轉矩T3、刀具切削阻力作用轉矩T4，還包括刀盤背面土艙壓力作用轉矩T2。

(a) 原刀盤正面

(b) 改造刀盤正面

圖1改造前后刀盤結構
Fig. 1 Cutterhead structures before and after modification

刀盤面板承受的掌子面的阻力與土艙壓力抵消，刀盤開挖面阻力

式中：D為刀盤直徑；k為側向土壓力系數；p0為總土壓；p為土艙壓力；ξ為刀盤開口率。

計算得到原刀盤開挖面阻力為2 430 kN，改造后刀盤開挖面阻力為2 080 kN。

盾構外殼與地層的摩擦阻力

式中：p1為垂直土壓；p2為水平土壓；w為刀盤的寬度；k1為盾構殼體與土層摩擦因數。

刀盤自重導致刀盤側面與地層摩擦阻力

F3=k1·mg=254.8 kN。

刀盤開口處軸向摩擦阻力

計算得到原刀盤開口處軸向摩擦阻力為3 255 kN，改造后刀盤開口處軸向摩擦阻力為2 790 kN。

刀盤面板的改造對刀盤轉矩的影響主要為刀盤開挖面壓力作用轉矩T1和背面土艙壓力作用轉矩T2。刀盤改造后，割除部分刀盤面板的開口率增大，刀盤轉矩T1和T2均會減小，刀盤總轉矩相應減小。

盾構刀盤開挖面壓力作用轉矩

計算得到改造前刀盤開挖面壓力作用轉矩為1 301 kN·m，改造后刀盤開挖面壓力作用轉矩為1 114 kN·m。

刀盤背面土艙壓力作用轉矩

式中：H為盾構中心軸覆土深度；β為土體容重。

計算得到改造前刀盤背面土艙壓力作用轉矩為935 kN·m，改造后刀盤背面土艙壓力作用轉矩為800 kN·m。

刀盤側面與土體摩擦阻力作用轉矩

綜合計算得到土壓平衡工況下改造前和改造后刀盤的總推力和轉矩：

F前=F1+F2+F3+F4+F5=7 200 kN；

T前=T1+T2+T3+T4=3 550 kN·m。

F后=F1+F2+F3+F4+F5=6 140 kN；

T后=T1+T2+T3+T4=3 050 kN·m。

2.2.1.2 土壓不平衡工況外載計算

在盾構掘進過程中，若土艙內沒有充滿碴土，則處于土壓不平衡工況，刀盤承受較大的推力。此時，刀盤背面承受的土壓減小，刀盤開挖面阻力F1大大增大，其他部分的推進阻力基本不變。刀盤承受的土艙壓力作用轉矩T2減小，刀盤總推進轉矩相應減小。

綜合計算得到土壓不平衡工況下改造前和改造后刀盤的總推力和轉矩：

F前=F1+F2+F3+F4+F5=10 450 kN；

T前=T1+T2+T3+T4=2 610 kN·m。

F后=F1+F2+F3+F4+F5=9 015 kN；

T后=T1+T2+T3+T4=2 250 kN·m。

2.2.2 刀盤邊界條件在有限元中施加方法

刀盤承受的阻力主要為推進阻力和推進轉矩，將其施加在刀盤面板上，并在法蘭盤上施加約束。

1)推力施加方法： 刀盤側面與巖壁的摩擦阻力施加在刀盤側面的節點上，刀盤開口處摩擦阻力施加在刀盤開口側面的節點上，刀盤開挖面阻力和刀具阻力直接施加在刀盤面板的節點上。

2)轉矩施加方法： 采用柱坐標系，刀盤開挖面壓力作用轉矩施加在刀盤面板節點上，刀盤背面土艙壓力作用轉矩施加在刀盤背面節點上，刀盤側面與土體摩擦阻力作用轉矩施加在刀盤側面節點上。

盾構刀盤采用Solid187四面體10節點網格單元，刀盤由一系列不相重疊的四面體組成?？紤]到計算結果的精度和計算時間等因素，劃分網格時密度要適當，同時對刀盤支撐筋結構以及焊接處進行局部細化，以便計算更加準確，劃分后單元總數為568 688個。

3 盾構刀盤改造前后力學分析結果

3.1土壓平衡工況下盾構刀盤力學分析

3.1.1 原始刀盤

在土壓平衡工況下，盾構改造前刀盤力學分析結果如圖2所示。刀盤面板上應力主要在81.3 MPa以下，較大應力主要分布在副梁與面板連接處。刀盤上最大應力達到183 MPa，出現在刀盤背板與牛腿的連接處，如圖2(b)所示，但其依然在材料許可強度范圍以內，滿足強度要求。

(a) 刀盤正面

(b) 刀盤背面

圖2土壓平衡工況下原始刀盤應力云圖(單位： MPa)
Fig. 2 Stress nephogram of original cutterhead under earth pressure balanced condition (unit: MPa)

刀盤變形結果如圖3所示，從刀盤中心沿徑向往刀盤邊緣的方向，刀盤變形量逐漸增大，最大變形量為2.78 mm，出現在刀盤左下側及右上側的邊緣位置。刀盤呈現中間變形小、邊緣變形大的分布形式，這是由于刀盤中心位置的背面有法蘭牛腿支撐，而刀盤邊緣位置的背面只有土壓支撐。

圖3土壓平衡工況下原始刀盤變形云圖(單位： mm)
Fig. 3 Deformation nephogram of original cutterhead under earth pressure balanced condition (unit: mm)

3.1.2 改造刀盤

在土壓平衡工況下，對改造后刀盤進行力學分析，結果如圖4所示。刀盤面板上整體應力分布與原刀盤相似，主要在83 MPa以下，較大應力主要分布在副梁與面板連接處。刀盤上最大應力達到188 MPa，出現在刀盤背板與牛腿的連接處，該處出現較大的應力集中現象，而刀盤強度同樣滿足使用要求。

(a) 刀盤應力(單位： MPa)

(b) 刀盤變形(單位： mm)

圖4土壓平衡工況下改造刀盤的應力和變形云圖
Fig. 4 Stress and deformation nephograms of modified cutterhead under earth pressure balanced condition

刀盤變形整體變化趨勢與原刀盤相似，刀盤呈現中間變形小、邊緣變形大的分布形式。從刀盤中心沿徑向往刀盤邊緣的方向，刀盤變形量逐漸增大，最大變形量為3.02 mm，比原刀盤增大8.6%，出現在刀盤左下側及右上側的邊緣位置。由于軟土地層中刀盤變形要求較硬巖地層低，因此刀盤剛度仍能滿足施工要求。

3.2土壓不平衡工況下盾構刀盤力學分析

3.2.1 原始刀盤

在土壓不平衡工況下，盾構刀盤改造前的力學分析結果如圖5所示。刀盤面板的整體應力分布與土壓平衡工況相似，整體應力比土壓平衡工況增大20%左右，主刀盤面板上應力主要在100 MPa以下，較大應力主要分布在副梁與面板連接處。刀盤上最大應力達到222 MPa，出現在刀盤背板與牛腿的連接處。

(a) 刀盤正面

(b) 刀盤背面

刀盤變形結果如圖6所示。刀盤呈現中間變形小、邊緣變形大的分布形式，從中心沿徑向往刀盤邊緣的方向，刀盤變形量逐漸增大，最大變形量為3.78 mm，出現在刀盤右上側的邊緣位置。

3.2.2 改造刀盤

在土壓不平衡工況下，改造后刀盤的力學分析結果如圖7所示。刀盤面板上整體應力分布與原刀盤相似，主要在120 MPa以下，較大應力主要分布在副梁與面板連接處。刀盤上最大應力達到233 MPa，出現在刀盤背板與牛腿的連接處。

圖6 土壓不平衡工況下原始刀盤變形云圖(單位： mm)Fig. 6 Deformation nephogram of original cutterhead under earth pressure unbalanced condition (unit: mm)

(a) 刀盤應力(單位： MPa)

(b) 刀盤變形(單位： mm)

圖7土壓不平衡工況下改造刀盤應力及變形云圖
Fig. 7 Stress and deformation nephograms of modified cutterhead under earth pressure unbalanced condition

刀盤變形整體變化趨勢與原刀盤相似，刀盤呈現中間變形小、邊緣變形大的分布形式。從刀盤中心沿徑向往刀盤邊緣的方向，刀盤變形量逐漸增大，最大變形量為4.19 mm，比刀盤改造前增大約11%，出現在刀盤左下側及右上側的邊緣位置。

綜合以上力學分析得到刀盤的最大應力和變形數據，見表1。由于刀盤的強度極限為345 MPa，在2種土壓工況下，刀盤改造前后均滿足強度要求。改造后刀盤的最大變形量雖然有所提升，但也滿足刀盤整體剛度要求。

表1 刀盤力學分析結果

4 工程應用

由力學分析結果可知，改造后刀盤在剛度和強度上均符合設計要求。按照改造刀盤結構，對原有刀盤進行加工，最終得到改造后刀盤的實際結構如圖8所示。該刀盤在地鐵施工過程中表現良好，有效地提升了掘進速度，降低了刀盤轉矩，并成功避免了刀盤前端的結餅現象。

圖8改造后刀盤實物
Fig. 8 Cutterhead after modification

5 結論與討論

1)盾構在土壓不平衡工況下相比土壓平衡工況下的最大等效應力和最大變形均更大，兩者分別提高20%和35%左右。

2)改造前后刀盤的最大等效應力均位于刀盤背板與牛腿的連接處，最大變形發生在刀盤左下側及右上側的邊緣位置。對于同一種工況，刀盤改造前后對應的最大等效應力變化不大，最大變形量增加了10%左右，改造后的刀盤可滿足強度和剛度要求。

3)一種刀盤改造方法可能只適用于某一特殊地層，但盾構掘進地層復雜多變，刀盤不可能進行大幅度多次改動，因此，如何確保刀盤改造后的寬泛地層適用性是后續亟待探討的工程難題。

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MechanicalAnalysisofShieldCutterheadModificationforaMetroProject

WU Dun, LI Hu, LIU Yujiang, CHEN Zhen

(TunnelBranchofChinaRailway14thBureauGroupCo.,Ltd.,Jinan050061,Shandong,China)

The original structure of the cutterhead needs to be improved; and the mechanical properties of the cutterhead need to be analyzed before and after modification so as to realize shield tunneling in medium sand stratum with rich water. The theoretical calculation of the cutterhead load under conditions of earth pressure balance and unbalance is implemented; and then the finite element method is used to study the stress and deformation of shield cutterhead before and after modification. The study results show that: 1)The maximum equivalent stress and the maximum deformation of the cutterhead under condition of earth pressure unbalance are higher than that under condition of earth pressure balance. 2)For the same condition, the maximum equivalent stress of cutterhead varies little before and after modification; while the maximum deformation increased by about 10%; the maximum equivalent stress is located in the cutter plate and the bracket; and the maximum deformation is located in the bottom-left edge and the above-right edge of the cutterhead. After modification, the strength and rigidity of the cutterhead can meet the construction requirements; and it has good tunneling effect and efficiency.

medium sand stratum with rich water; shield; cutterhead modification; static analysis; stress; deformation

2017-03-16;

2017-07-31

吳遁(1980—)，男，湖南衡陽人，2003年畢業于石河子大學，機電一體化專業，本科，高級工程師，主要從事地鐵盾構等大型隧道施工裝備的研發與工程施工。E-mail： 460891643@qq.com。

10.3973/j.issn.1672-741X.2017.10.018

U 455.3

A

1672-741X(2017)10-1328-06