被動鉸接盾構(gòu)推力夾角的研究

馬鋼建，高亞飛，鄭亮奎，張鵬豪，葉超

(中鐵工程裝備集團有限公司，河南 鄭州 450016)

盾構(gòu)法施工因具有高效、安全、對周圍環(huán)境影響小等優(yōu)點，在各國得到了廣泛的應(yīng)用[1]。盾構(gòu)施工中管片的安裝是在尾盾殼體的保護下在主機內(nèi)部進(jìn)行的，每環(huán)管片安裝完成后被推進(jìn)油缸推出盾尾（實際上是主機在已安裝的管片提供的反力作用下向前推進(jìn)）[2]。推進(jìn)油缸與管片直接相互作用，通過不同分區(qū)油缸之間的推力實現(xiàn)盾構(gòu)掘進(jìn)姿態(tài)的控制，從而使盾構(gòu)沿著設(shè)計曲線掘進(jìn)。

被動鉸接盾構(gòu)的鉸接油缸是隨動的，所有的油缸只有收回、鎖定、放松3 個控制鍵，無法精確控制單個油缸的伸出量，不能主動進(jìn)行姿態(tài)調(diào)節(jié)。當(dāng)需要進(jìn)行曲線掘進(jìn)時，主要靠推進(jìn)系統(tǒng)進(jìn)行調(diào)向。

目前針對盾構(gòu)姿態(tài)控制、主機方案設(shè)計及管片拼裝相關(guān)研究較多，主要從土壓設(shè)定值、地質(zhì)、注漿等方面進(jìn)行分析研究[3-5]。本文以被動鉸接盾構(gòu)（圖1）為例，從推進(jìn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)出發(fā)，提出推進(jìn)油缸與管片軸線之間存在夾角θ，從而對推進(jìn)系統(tǒng)與盾構(gòu)主機設(shè)計、管片受力之間關(guān)系進(jìn)行研究。該研究有助于優(yōu)化盾構(gòu)主機設(shè)計計算、盾構(gòu)姿態(tài)控制、管片拼裝質(zhì)量等方面理論分析及模擬計算。

圖1 被動鉸接盾構(gòu)簡圖

推進(jìn)油缸前端部位通過焊接在中盾法蘭上的固定環(huán)，油缸的推力通過固定環(huán)中的墊板向盾構(gòu)掘進(jìn)方向傳遞；推進(jìn)缸的后端通過限位環(huán)與中盾隔板相連且限位環(huán)與推進(jìn)油缸間設(shè)計有橡膠圈。其固定形式如圖2所示。

圖2 推進(jìn)油缸安裝簡圖

1 推力夾角

以中鐵657 號南寧地鐵項目，盾構(gòu)型號為CTE6250H-0945 的土壓平衡盾構(gòu)為例進(jìn)行分析。該項目主要地質(zhì)為粉砂巖、粉砂質(zhì)泥巖、粉砂；管片規(guī)格為：?6 000/5 400～1500/36°；推進(jìn)系統(tǒng)由30 根單雙缸組成，油缸型號為：?220/180-2150，單根油缸推力F推=1330kN，重量為G=18kN。油缸布置如圖3 所示。

圖3 推進(jìn)油缸布置圖

整個推進(jìn)缸類似一根簡支梁，由于橡膠圈為彈性件，推進(jìn)缸的后端必然有下垂的趨勢，推進(jìn)缸與盾構(gòu)軸線將會產(chǎn)生一定的夾角θ。推進(jìn)油缸后端的限位環(huán)內(nèi)徑值及限位環(huán)內(nèi)橡膠圈的彈性性能及厚度值是影響θ角大小的關(guān)鍵因素。

橡膠圈的收縮量與其受到的壓力值有關(guān)，同時與油缸軸是否伸出有關(guān)：將推進(jìn)缸簡化為簡支梁，分別對油缸收回和伸出兩種狀態(tài)對橡膠圈的壓力值進(jìn)行分析計算。

油缸收回狀態(tài)時受力情況如圖4 所示，在A、B兩點間支，承受集度為q1的均布載荷作用。

圖4 推進(jìn)缸收回狀態(tài)簡圖

由平衡條件可得到方程

式中Fa——為油缸在A點的支反力；

Fb——為油缸在B點的支反力；

q1——為均布載荷的集度；

MA——為油缸在A點的彎矩值；

a——A、B兩點距離，值為2.106m；

b——為B點到油缸后端面的距離，值為1.125m；

G——為油缸的重力，值為18kN。

解方程可得

因此，在推進(jìn)油缸收回狀態(tài)時，橡膠圈收到的壓力F1=Fb=13.8kN。

油缸伸出狀態(tài)時受力情況如圖5所示，在A、B 兩點間支，承受集度為q2的均布載荷作用。

圖5 推進(jìn)缸收回狀態(tài)簡圖

由平衡條件可得到方程

式中F′a——為油缸在A點的支反力；

F′b——為油缸在B點的支反力；

q2——為均布載荷的集度；

MA——為油缸在A點的彎矩值；

a——A、B兩點距離，值為2.106m；

c——為B點到油缸后端面的距離，值為3.275m；

G——為油缸的重力，值為18kN。

解方程可得

因此，在推進(jìn)油缸伸出狀態(tài)時，橡膠圈收到的壓力F2=F′b=23kN。

通過對油缸收回狀態(tài)、伸出狀態(tài)的受力計算可得到，油缸在B點對橡膠圈的作用力Fb的范圍為：13.8～23kN。

2 橡膠圈壓力試驗

安裝在推進(jìn)缸B點的橡膠圈在受到壓力作用時產(chǎn)生壓縮變形。其變形量的大小是影響推進(jìn)缸與盾構(gòu)軸線夾角θ值的關(guān)鍵因素，其關(guān)系如圖6所示。

圖6 簡化模型圖

為研究橡膠圈受壓變形量δ、壓力值F、夾角θ間的關(guān)系，進(jìn)行了橡膠圈受壓試驗，試件材料為聚氨酯，厚20mm，80A 邵爾硬度，實驗數(shù)據(jù)如表1 所示。

表1 試驗數(shù)據(jù)

對數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合處理如圖7 所示。

圖7 壓力與壓縮量關(guān)系

通過數(shù)據(jù)分析，可看出在進(jìn)行的試驗數(shù)據(jù)組中，密封圈的收縮量隨著壓力值得變大而增加。通過數(shù)據(jù)的模擬可得到不同壓力值下壓縮量的值，可直觀地看出：在壓力值在55kN 左右時，橡膠圈仍處于彈性范圍之內(nèi)。由此可以看出，即使單根油缸重達(dá)5t 時，仍可根據(jù)該實驗數(shù)據(jù)分析得到的θ值。

3 夾角θ的影響

由于推進(jìn)缸軸線與盾構(gòu)軸線夾角θ的存在，將對管片產(chǎn)生偏載，油缸的推力不能全部用于克服阻力和壓力使得盾構(gòu)前進(jìn)，造成部分推進(jìn)力損失；作用于管片端面，除對管片進(jìn)行正壓的同時也將對管片形成剪切力，使得管片受力情況更加復(fù)雜，影響管片拼裝質(zhì)量；盾構(gòu)整體將受到一個斜向上的作用力，對盾構(gòu)掘進(jìn)姿態(tài)控制產(chǎn)生影響[6-7]。

3.1 推力損失率

以單根推進(jìn)油缸推力進(jìn)行分析，管片受推進(jìn)油缸作用力情況如圖8 所示，真正為盾構(gòu)提供掘進(jìn)動力的是推進(jìn)缸推力F推的水平分量Fx。

圖8 管片受力簡圖

由受力情況可得

推進(jìn)缸推力損失率為

盾構(gòu)的總推力F總推根據(jù)各種推進(jìn)阻力的總和及所需的富余量決定，對于土壓平衡盾構(gòu)通?？紤]的推進(jìn)阻力有：盾體的摩擦力、開挖面的支撐壓力、盾尾與管片及密封刷間的摩擦力、后配套的拖拉力、刀具的推力等[5]。由于推力損失率的存在。因此，在計算盾構(gòu)所具備的總推進(jìn)力時應(yīng)考慮推力的損失率，需增加修正系數(shù)：（1+α）。

式中F1——盾體摩擦力；

F2——尾盾與管片間摩擦力；

F3——開挖面的支撐壓力；

F4——后配套的拖拉力；

F5——刀具上的推力。

3.2 偏載對管片的影響

基于CREO軟件建立?6 000/5 400～1 500/36°管片模型，基于ANSYS 仿真軟件對管片在受偏載情況進(jìn)行分析，不受偏載情況進(jìn)行分析對比。管片的力學(xué)性能如表2 所示[9]。

表2 管片的主要物理力學(xué)參數(shù)

推進(jìn)缸推力作用的管片為第一節(jié)管片，該管片仍在尾盾中，所以不考慮地層對管片的作用[9]。主要邊界條件為：管片后端面固定，將單雙缸作用力分別作用與前端面，單缸推力為133kN，雙缸推力為266kN。

分別對正推于管片和存在夾角θ（取壓力值為23.8kN 對應(yīng)的值）兩種作用情況進(jìn)行分析計算可以看出，由于夾角θ的存在，管片受推進(jìn)缸推力產(chǎn)生的應(yīng)力和變形略有不同。推力的分量導(dǎo)致管片內(nèi)部存在剪切應(yīng)力τ的存在。

式中τ——管片切應(yīng)力；

A——管片橫截面。

3.3 對盾構(gòu)姿態(tài)的影響

推進(jìn)油缸頂推管片時，管片仍在尾盾殼體內(nèi)，所以此時盾構(gòu)姿態(tài)不可避免地受到推進(jìn)系統(tǒng)與管片作用關(guān)系的制約（圖9）。推進(jìn)油缸推力的作用線應(yīng)盡量平行于盾構(gòu)軸線，也就是盾構(gòu)的推進(jìn)油缸能垂直地推在管片上，這樣可以使管片受力均勻，便于控制盾構(gòu)姿態(tài)。

圖9 盾構(gòu)姿態(tài)

管片為盾構(gòu)施工推進(jìn)提供反力，盾構(gòu)推進(jìn)油缸軸線和拼裝好的管片軸線有一定的夾角θ時，盾構(gòu)給管片的反力產(chǎn)生了一定的側(cè)向分力，盾構(gòu)姿態(tài)不好控制，拼裝好的管片也容易破裂。因此，在進(jìn)行盾構(gòu)操作時，特別是在進(jìn)行轉(zhuǎn)彎或者糾偏時要考慮夾角的因素。如果盾構(gòu)偏離設(shè)計線路，需對盾構(gòu)姿態(tài)進(jìn)行調(diào)整時也不要操之過急，否則轉(zhuǎn)彎環(huán)管片的偏移量跟不上盾構(gòu)的糾偏幅度，尾盾仍然存在擠壞管片的風(fēng)險[10]。

4 結(jié)論

本文以中鐵657 號南寧地鐵項目（被動鉸接）土壓平衡盾構(gòu)為例，結(jié)合被動鉸接盾構(gòu)推進(jìn)系統(tǒng)機構(gòu)形式，對該類盾構(gòu)推進(jìn)油缸軸線與盾構(gòu)軸線間夾角θ的存在進(jìn)行了論證分析，并對夾角θ的存在與盾構(gòu)主機設(shè)計、管片受力及盾構(gòu)施工過程中姿態(tài)控制間的關(guān)系進(jìn)行了研究。主要結(jié)論如下。

1）被動鉸接盾構(gòu)推進(jìn)油缸軸線與盾構(gòu)軸線存在夾角θ。通過對推進(jìn)系統(tǒng)限位環(huán)內(nèi)橡膠圈進(jìn)行壓力試驗，得出了在推進(jìn)缸收回狀態(tài)和伸出狀態(tài)下均有θ角的存在。并通過簡支梁模型進(jìn)行力學(xué)分析與試驗數(shù)據(jù)相結(jié)合得出了夾角θ的值與油缸重量的關(guān)系。

2）對主機設(shè)計初始階段盾構(gòu)總推力的計算公式中的系數(shù)進(jìn)行了修正。由于側(cè)向力的存在，油缸的總推力將有一部分損失，通過理論計算得到了推進(jìn)系統(tǒng)推力的損失率，得出了總推力計算公式中的修正系數(shù)。

3）對管片受正壓和偏載情況下應(yīng)力及變形情況進(jìn)行了對比，得出在偏載情況下管片內(nèi)存在切應(yīng)力的結(jié)論。為以后對管片受力及破損研究提供了理論參考。

4）分析得出側(cè)向分析的存在對盾構(gòu)主機掘進(jìn)時姿態(tài)的影響。