土壓平衡盾構機多級環形刀盤設計

廖兆錦馬懷祥朱齊平

土壓平衡盾構機多級環形刀盤設計

廖兆錦1，2馬懷祥1★朱齊平1

（1.石家莊鐵道大學機械工程學院，050043，石家莊；2.中鐵工程裝備集團有限公司，450016，鄭州//第一作者，碩士研究生）

針對盾構機施工過程中容易出現卡盤與結泥現象，設計了具有雙刀盤的多級環形刀盤結構，改變了一般盾構機刀盤一體化結構，其中外環刀盤為平頂形，內環刀盤為外錐形。通過對比在錐形刀盤上安裝的盤形滾刀和在平頂形刀盤上安裝的盤形滾刀與巖石相互作用的力學模型，計算內環刀盤合適的外徑范圍和錐角區間，為今后多級環形刀盤盾構機的研發設計提供理論依據。

盾構機；多級刀盤；環形刀盤；力學模型

Author′s addressCollege of Mechanical Engineering，Shijiazhuang Tiedao University，050043，Shijiazhuang，China

土壓平衡盾構機刀盤通常為一整體，與掌子面接觸的土體隨刀盤作同方向旋轉運動。在刀盤徑向，隨半徑的增大，刀具切削的線速度逐漸增大，在含有孤石地層容易出現刀盤中心區域卡刀盤現象，在黏土地層容易出現刀盤中心區域結泥餅現象。這兩種問題是盾構施工中經常出現并難以克服的難題。

為了解決孤石卡刀盤和刀盤結泥餅的問題，需對盾構機刀盤結構進行重新設計，改變單一刀盤形式，可采用多級環形刀盤結構來解決該系列問題。多級刀盤即通過增加刀盤個數來改變原有刀盤結構，并設置內環刀盤為外錐形，增大中心區域刀盤線速度，降低盤形滾刀破巖比能，提高刀盤破碎孤石能力。本文提出一種多級刀盤設計，使得盾構機既能克服孤石地層卡刀盤，又能克服各級刀盤結泥餅現象。

1 多級環型刀盤結構

盾構機多級環形刀盤的刀盤結構由兩個雙環形刀盤組成，分為內環刀盤和外環刀盤。外環刀盤直徑6 280 mm，內環刀盤直徑2 700 mm。雙環刀盤的外環與內環相分離，并且獨立控制，工作時以同方向不同角速度旋轉，或不同方向不同角速度旋轉。在刀盤中心部分，中心刀的破碎能力提高，同時能夠防止刀盤中心結泥餅、孤石卡刀盤的現象。

多級環形刀盤外環和內環機械結構如圖1所示。外環刀盤和內環刀盤均由3根扭腿與刀盤主梁聯接，不能安裝滾刀，外環刀盤的其余3根主梁（寬度為720 mm）和副梁上可以安裝滾刀和刮刀；內環刀盤完全套在外環刀盤內，后端連接法蘭與外環刀盤連接法蘭平齊，將通過螺栓與主軸承聯接。

圖1 多級環形刀盤結構

多級環形刀盤中的內環刀盤有多種類型，如平頂形刀盤和外錐形刀盤。平頂形雙環形刀盤外環和內環刀盤均為平頂形；外錐形雙環形刀盤外環為平頂形，內環為錐形。兩者其余設計均相同（如圖2所示）。

圖2兩種雙環刀盤結構形式

圖3 所示為雙環形刀盤盤形滾刀安裝示意圖。外環刀盤為平頂形，則在外環平頂形刀盤上安裝的盤形滾刀徑向方向與盾構機軸線平行；內環刀盤設置為外錐形，則在刀盤上安裝的盤形滾刀徑向方向與盾構機軸線存在一定夾角。無論刀盤是平頂形還是外錐形，刀盤上的盤形滾刀與刀盤均是正安裝，只因刀盤存在錐角而導致盤形滾刀與盾構機軸線方向存在一定的角度，該角度等于內環刀盤的錐度。

圖3 雙環形刀盤盤形滾刀安裝簡圖

2 外錐形刀盤上安裝盤形滾刀破巖模型

如圖4所示的外錐形刀盤上，在盤形滾刀作用下巖石發生破壞而產生α滑移線和β滑移線。當巖石平面發生塑性變形時，在塑性區域內的各點其應力狀態都滿足屈服條件。作用區域任意一點處的兩個最大剪應力方向相互垂直，且大小相等。將塑性變形區域內各點處最大剪應力的方向連接起來，繪制成的連續曲線即是二族正交曲線。一族稱為α族，另一族稱為β族。此正交曲線便稱為滑移線網絡曲線。

在圖4上方的應力q是假設的盤形滾刀作用于巖石表面上的力，由于對稱且是均布力，可只考慮XOY坐標系第一象限區域。

根據塑性理論，在邊界OB上，當盤形滾刀作用下的巖體進入塑性狀態時，可表示為：

式中：

σ——作用點處的平均應力；

σn——作用點處邊界上的法向應力；

k——屈服條件；

φ——邊界OB的乘線與OX軸正面之間的夾角；

θ——邊界OB上作用點處α滑移線切線正向與X軸正向的夾角；

τn——邊界OB上作用點處的剪應力。

首先分析X軸正向OB邊的受力狀態。因OB邊在均布應力q的作用下，有σn=-q；τn=0；對于Mises理論，k=，對于Tresca理論，k=；σS為材料的屈服強度，φ=。將上述參數代入式（1）中得：

B點既是邊界上的點，B又是β滑移線上的點，根據Hencky H方程可得

式中：

Cβ，B——B點的Cβ，沿任一條β線Cβ為常數；

σB——B點的平均應力；

θB——B點的θ。

在邊界OA上，σn=τn=0，在△OCB區域，α滑移線為正向，則在邊界OA上存在

式（4）中δ為A點既在邊界OA上，又在β滑移線上，根據Hencky H方程可得

由于Cβ，A=Cβ，B，可得

此即為盤形滾刀外傾安裝破巖時的極限載荷計算公式。

3 平頂形刀盤上安裝盤形滾刀破巖模型

4 兩種刀盤的盤形滾刀破巖效能分析

盤形滾刀的破巖效能一般用比能Sen來衡量，即盤形滾刀破碎單位體積巖石所消耗的能量。

式中：

W——破碎V體積巖石所消耗的能量；

V——破碎巖石的體積。

對于在盤形滾刀破巖的一維模型中，破碎巖石的體積與所消耗的能量可以按式（7）計算：

式中：

h——盤形滾刀切入巖石的深度；

P（h）——盤形滾刀切深為h時，作用在滾刀上的力；

hζ、hξ——（0，h）區間的中點；

S（h）——滾刀作用下深度為h的平面所截巖石的面積。

將式（7）代入式（6）中，得Sen=，可知比能亦可表示為單位面積下滾刀對巖石平面的作用力，即單位極限載荷。假設巖石材質相同，盤形滾刀切深深度也相同，則盤形滾刀的破巖效能可近似用盤形滾刀破巖的極限載荷來衡量，即

因此，針對盤形滾刀破碎單位面積巖石消耗比能而言，外錐形刀盤上安裝的盤形滾刀比平頂形刀盤安裝盤形滾刀消耗比能的減少量S△Sen為：

由式（8）可以看出，比能減少量為線性減函數。從理論上說，δ越小則比能減少量越少，節省能量越多。根據盤形滾刀切削巖石的實際情況，δ最小值為：

式中：

Ri——外錐形刀盤上盤形滾刀的破巖軌跡圓半徑；

h——盤形滾刀切深；

r——盤形滾刀半徑。

在盤形滾刀半徑一定的情況下，δ存在最小值，隨著盤形滾刀半徑的增大，δmin增大，即盤形滾刀傾斜角度減小，如圖5所示。隨著切深的增加，δmin圖形重合，大小基本不變，所以在其他條件不變情況下盤形滾刀切深對其破巖比能減少量沒有影響。

將圖5數據代入式（8），得到不同軌跡圓半徑下比能曲線（見圖6）。

圖5 盤形滾刀不同軌跡圓下最小δ

圖6 盤形滾刀不同軌跡圓半徑下比能曲線

從圖6中可以得出，軌跡圓半徑越小，比能減小量越大，因此，將內環刀盤設置為外錐形，半徑小且易于制造，破碎巖石能力強且耗能低。

從圖5和圖6可知，半徑R≤0.9 m時，δmin隨R的增加急劇增加，比能減小量則急劇減??；0.9 m≤R≤2.1 m時，δmin和比能減小量變化趨于平緩，δmin范圍為1.34 rad≤δmin≤1.46 rad，即76.78°≤δmin≤83.65°；隨著半徑的繼續增加，δmin達到最大值90°。因內環刀盤外錐形的錐度為一固定值，所以δmin應在平緩區域選取，即6.35°≤γman≤13.22°。取γman= 10°，則δmin=1.39 rad（=80°），比能減少量為5.838%。

5 結語

本文提出土壓平衡盾構機的多級環形刀盤結構設計，其外環刀盤為平頂形，內環刀盤為外錐形，兩環形刀盤的法蘭盤平行，與雙環驅動主軸承聯接。

在一定切深條件下，錐形刀盤半徑小的滾刀破巖效率高，因此，設計內環刀盤為外錐形，外環刀盤為平頂形。通過對比平頂形刀盤上安裝的滾刀和錐形刀盤上安裝的滾刀破巖效能，確定錐形刀盤半徑為0.9 m≤R≤2.1 m、錐度為6.35°≤γman≤13.22°是最為適宜的。最終設計多級環形刀盤內環半徑為1.7 m，內環刀盤錐角為10°。

［1］張照煌，戶秀妹，孟亮.盤形滾刀破巖效能理論分析［J］.應用基礎與工程科學學報，2012，20（增刊1）：199-205.

［2］ROXBOROUGH F F，PHILLIPS H R.Rock excavation by disc cutter［J］.International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences，1975，12（12）：361-366.

［3］紀昌明，張照煌，葉定海.盤形滾刀刀間距對巖石躍進破碎參數的影響［J］.應用基礎與工程科學學報，2008，16（2）：255-263.

［4］尹超旅.日本隧道盾構新技術［M］.武漢:華中理工大學出版社，1999.

Design of Earth Pressure Balance Shield with Multi-stage Ring Cutter-head

LIAO Zhaojin，MA Huaixiang，ZHU Qiping

Aiming at shield lining mud phenomenon in tunnel construction，a multi-stage ring cutter-head is designed，which has the outer flat cutter-head and the inner cone cutter-head. By comparing the mechanical model of the respective interactions between cutter and rock，the suitable diameter of the inner cutter-head and the angle range of cone cutter-head are calculated to provide a theoreticalbasis for future shield design.

shield；multi-stage cutter-head；ring cutterhead；mechanical model.

U455.3+1

10.16037/j.1007-869x.2017.08.027

2015-11-15）

*馬懷祥為本文通訊作者