海底復雜地層超大直徑盾構刀盤設計與優化

孔少波

(汕頭市蘇埃通道建設投資發展有限公司, 廣東 汕頭 515000)

0 引言

近年來，隧道及地下空間的建設迅猛發展，盾構作為隧道機械化施工裝備以其施工效率高、安全性好的優勢而被廣泛應用。據統計，現階段約70%的水下隧道采用盾構法修建[1]。水下盾構隧道呈現向超大直徑(D≥14 m)、高水壓、長距離及單一地層向復合地層的趨勢發展，對勘察設計、裝備及施工技術等方面均提出更高的要求。文獻[2]指出2種及以上地層構成復合地層且地層間力學性質、地質、水文特征相差懸殊，以上軟下硬地層最為典型。在復合地層盾構刀盤設計上，文獻[3]認為機型和設計布置合理的刀盤刀具形式是影響復合地層盾構適應性風險的2個主要因素。文獻[4]以廣州地區典型地層為例建立起復合地層刀盤受力模型，為刀盤設計、掘進參數優化提供一定依據。文獻[5]以南京地鐵某復合地層盾構設計為例，系統闡述刀具設計與布置、刀盤設計流程和方法。文獻[6]針對武漢地鐵越江隧道復合地層刀盤刀具配置和磨損刀具的安全更換問題，提出了一種常壓下滾刀、齒刀互換的配置方案。文獻[7-8]對刀盤力學性能進行分析與評價，有助于對設計提出改進。以上學者的研究成果對復合地層刀盤的設計、刀具布置及應用具有很好的指導作用，但缺少對海域復雜地層刀盤設計詳細的闡述，包括沖刷系統設計、磨損監測及防護措施。本文在某海灣通道工程復雜的地層環境下，通過分析盾構的主要工況，提出常壓刀盤設計方案，并針對刀間距確定、沖刷系統設計、磨損防護及監測等方面開展研究，形成刀盤設計方案并對刀盤結構進行校核，提高了盾構裝備的地質適應性。

1 工程概況

1.1 工程簡介

某海灣通道工程按一級公路設計兼具城市道路功能，通道全長6 680 m，隧道長5 300 m，分東、西2線，其中盾構段長度為3 047.5 m。隧道設計外徑為14.5 m，管片內徑為13.3 m，采用C60高性能耐腐蝕混凝土，抗滲等級為P12。地質縱斷面如圖1所示。盾構下穿海灣，地層條件復雜，施工段穿越的地層主要有淤泥質土、淤泥混砂、粉質黏土、礫砂、淤泥、砂質黏性土、花崗巖等。海底基巖面呈起伏狀，3段侵入隧道長度達182 m，并伴有孤石散布。隧道底部位于海平面平均潮水位以下23.2～35.8 m，最大水壓力可達0.36 MPa。地層滲透性方面，中粗砂、礫砂地層為中密—密實，滲透性較強，滲透系數為7.85～21.5 m/d；粉細砂呈松散—稍密狀，滲透系數為2.03～4.46 m/d，其他地層滲透系數相對較小，為0.06 m/d以下。經前期研究并結合國內專家咨詢意見，采用2臺15 m級超大直徑泥水盾構，分別在東、西線掘進。

圖1某海灣通道工程地質縱斷面圖

Fig. 1 Geological profile of a bay tunnel

1.2 工況分析

盾構穿越地層以淤泥、砂層、淤泥混砂等軟弱地層為主，海域段存在較長距離的基巖突起軟硬不均地層。不同地層占比見圖2。按照隧道地層環境可分為全斷面軟土地層、存在孤石的軟土地層、基巖侵入的軟硬不均地層及海域基巖突起段4種工況。

圖2 不同地層占比統計圖

盾構掘進工況分類見表1。可以看出： 1)全斷面軟土地層在線路中占比大，刀盤切削阻力小，稱為典型工況，但存在結泥餅的風險； 2)在存在孤石的軟土地層，刮刀容易出現損壞； 3)盾構在始發初期和主航道下方均存在基巖突起段，基巖侵入隧道可達1/3，屬于典型的上軟下硬地層，稱為惡劣工況； 4)海域基巖突起段，不但刀具受沖擊載荷且刀具磨損較快，而且海底水壓高滾刀更換困難，稱為最惡劣工況。

表1 盾構掘進工況分類

2 刀盤總體設計

位于盾構前端的刀盤在盾構掘進過程中與土體直接接觸，主要有開挖地層、穩定掌子面、攪拌排渣3種功能，是盾構的核心部件，其結構的地質適應性是決定掘進效率的關鍵因素之一[9]。刀盤的型式根據地層特點選取，分為輻條式、面板式、輻條面板式，一般認為輻條式刀盤適用于淤泥質地層和砂層，砂卵石地層和巖石地層宜采用面板式刀盤[10]。該工程為水下隧道，一次掘進距離可達3 km，隧道底部水壓最高近0.4 MPa。隧道埋深小(51%區域覆土厚度不足1倍洞徑)，線路穿越區多為軟弱地層(淤泥、淤泥質土、淤泥混砂等)，掌子面的穩定性差，可能伴有CH4、CO等有害氣體。在盾構始發段、主航道下方均存在基巖突起段，巖石強度高且CAI值高達3.5，因刀具磨損量與CAI值的平方正相關[11]，刀盤刀具磨損會很強烈。此外，中粗砂、粉細砂、礫砂地層因石英含量高，刀具磨損速度加快。結合盾構的工況特點，需要在高水壓環境下進行換刀作業，帶壓進艙作業進行刀具更換存在效率低、風險高的缺點，使用帶常壓換刀裝置的刀盤(常壓刀盤)能較好解決換刀難題。

穿越的地層有全斷面軟土，亦有基巖起伏段，刀具采用滾刀+切刀+刮刀的配置較為合理。進一步考慮滾刀與撕裂刀的互換性，在常壓換刀裝置刀筒內設計滾刀、撕裂刀通用的刀座，根據地層變化實現兩者的互換，提高盾構的地質適應性。在刀具布置上，常壓換刀裝置占據較大的空間，導致刀間距過大從而影響破巖效果，需要采用室內實驗的方法確認破巖效果進而完成刀具的布置。對于刀盤刀具的磨損，一方面通過對關鍵部位增加耐磨保護措施，另一方面設計運行狀態監測裝置，加強對刀具磨損的監測。針對刀盤潛在的泥餅風險，結合盾構刀盤的特點，通過集中控制分布式沖刷設計優化沖刷系統的設計來強化對刀盤中心區域的沖刷。刀盤總體的設計見圖3。

圖3帶常壓換刀功能的盾構刀盤

Fig. 3 Cutterhead with cutter replacing function under atmospheric condition

3 考慮基巖突起的刀間距布置

采用常壓刀盤設計解決了高水壓下刀具更換難題，但常壓換刀裝置尺寸大對滾刀布置產生影響，越靠近刀盤中心影響越大。在中心區安裝常壓換刀裝置要求刀間距≥120 mm，影響稍弱的次中心區刀間距≥100 mm，對大刀間距下滾刀破巖效果的驗證是設計環節的首要問題。在現場取巖石樣本，測得單軸抗壓強度為128 MPa，抗拉強度為5.6 MPa，利用該巖樣開展室內破巖實驗。實驗發現： 刀間距為100～130 mm時，均能有效破巖；刀間距為100 mm及110 mm時，破巖中巖樣表面無巖脊；刀間距為120 mm及130 mm時，巖面上有不超過30 mm高度的巖脊(見圖4)，巖脊隨掘進的進行會脫落。

圖4 滾壓后的巖面圖

結合上述實驗結論及常壓換刀裝置對布刀空間的影響，中心區受空間限制采用120 mm刀間距，次中心區受空間限制減弱，可適當提高布刀密度，采用100 mm刀間距，沿刀盤徑向受常壓換刀裝置掣肘作用減弱，可使用80～90 mm的小刀間距穿插其中，最后刀盤一共設計有77個滾刀刀具軌跡(見圖5)。

圖5 盾構滾刀間距布置圖(單位： mm)

為布置常壓換刀裝置，采用面板輻條箱體式刀盤結構，開口率為28%，刀盤采用6根主梁和6根副梁的結構。6根主梁為箱體式，便于在主梁上安裝滾刀、刮刀常壓換刀裝置，并給作業人員留出常壓換刀作業的空間；6根副梁為條狀鋼結構，上面安裝固定式切刀和邊刮刀。針對滾刀、刮刀在孤石地層極端情況下刀筒退出問題，增加連接螺栓強度，在常壓換刀裝置后部增加擋板。為提高渣土流動性，滾刀高出面板225 mm，刮刀高出面板185 mm。盾構刀具配置見表2。

表2 盾構刀具配置

4 刀盤結構分析

設計的刀盤方案見圖3。通過刪除刀盤中所有圓角、倒角、螺栓孔等微特征形成三維模型，局部結構雖改變，但對于總體應力的分布影響不大[12]。刀盤采用Q345R結構鋼，材料的彈性模量為206 GPa,泊松比為0.3,密度為7.85×103kg/m3。采用殼單元離散，全局尺寸控制為50 mm,單元數為246 714，節點數為233 276。

4.1 刀盤靜力學分析

選取基巖突起段掘進作為典型工況分析，盾構中心位置位于水下30 m，對應水壓按0.3 MPa、壓力梯度按照0.011 MPa/m近似施加。基巖按侵入至隧道下方1/3處計算，對盾構刀盤位于硬巖處滾刀按單把滾刀250 kN上限施加,上部軟土中單把滾刀按50 kN施加，同時施加刀盤自身重力，總回轉轉矩按照7 000 kN·m對刀盤法蘭面施加固定端約束。

刀盤結構的應力云圖見圖6。最大應力為190 MPa,位于刀盤面板過渡位置處因應力集中產生，但小于板材的屈服強度(345 MPa)，絕大部分結構的應力處在40 MPa以下,刀盤安全系數為1.81，大于推薦的安全系數(1.4～1.7)[13]，刀盤強度滿足要求。刀盤最大變形量為6.2 mm,位于刀盤中心區域(見圖7)。主要是該區域滾刀布置較密集，支撐剛度稍顯不足。通過焊接耐磨護板及背面增加加強筋措施后，該區域變形量減小，其他區域變形量為1～2.6 mm，刀盤整體變形較小。

圖6 刀盤結構應力云圖(單位: MPa)

Fig. 7 Structural displacement nephogram of cutterhead (unit: mm)

4.2 刀盤模態分析

刀盤作為盾構裝備的關鍵部件，在掘進時受到交變載荷作用而產生振動，必須對結構進行模態分析獲取結構的固有屬性，判斷結構設計的優劣并為結構優化提供方向，模態分析是研究結構振動特性的基礎[14]。通過模態分析可得前6階模態頻率(見表3)和前6階模態振型(見圖8)。

表3 刀盤前6階固有頻率

(a) 1階振型

(b) 2階振型

(c) 3階振型

(d) 4階振型

(e) 5階振型

(f) 6階振型

圖8前6階模態振型圖(單位: Hz)

Fig. 8 Modal modes of first six orders (unit: Hz)

刀盤結構前6階頻率為26.65～42.93 Hz，1階、2階為彎曲振型，最大變形在刀盤邊緣位置；3階為扭轉振型，最大變形在刀盤邊緣位置；4階為刀盤中心局部彎曲振型，最大位移在刀盤中心；5階、6階仍為彎曲振型。刀盤轉速為0～2.25 r/min，刀盤轉動頻率最高為0.037 5 Hz，對應齒輪箱頻率為0.61 Hz，總體上刀盤的激勵頻率較低，刀盤結構的固有頻率避開了工作頻率，不會發生共振現象，刀盤的結構設計比較合理。

5 刀盤功能優化

5.1 集中控制分布式沖刷設計

盾構穿越淤泥、粉質黏土地層且常壓刀盤開口率不足30%、中心區域無開口，容易出現渣土滯留及泥餅問題，需設計集中控制分布式沖刷系統來應對。該系統主要由泥漿泵、液動球閥、流量計、單向閥、手動球閥、分流塊及相關管路組成。沖刷系統管路見圖9。配置355 kW大功率增壓泵，沖刷泥漿從進漿管經增壓泵供漿，最大沖刷流量為1 500 m3/h。泥漿管路經中心錐回轉接頭分別引至中心面板、周邊面板、刀梁、開口處進行分布式沖刷，通過管路上的液動球閥開關實現中心面板、左側和右側共3個區域的切換和組合沖刷，增加沖刷針對性，降低刀盤中心結泥餅的概率。

圖9 刀盤沖刷管路示意圖

1)刀盤中心沖刷噴口。中心面板區域設置7路沖刷噴口，噴口的方向按刀盤徑向設計，既能實現對刀盤面板的有效沖刷，又不會破壞掌子面泥膜的形態。圖10所示沖刷方向上6路沖刷口朝面板中心方向，能夠對刀盤中心區域較好地進行沖刷。

2)刀盤開口沖刷。刀盤開口位置設計相應的刀盤開口沖刷，6路刀梁開口沖刷、6路周邊面板沖刷和7路刀梁沖刷。

5.2 刀具運行狀態監測

為提高對磨蝕性地層下刀具的正常磨損及突變載荷下刀具的異常磨損監測能力，提升常壓刀具的可靠性，設計對應的運行狀態監測裝置來解決。在磨損監測設計上，除在刀盤正面板6處、背面板3處及常壓換刀裝置上布置油壓式磨損檢測裝置外，特別在常壓換刀裝置內設計了滾刀磨損狀態監測(34套)及旋轉狀態監測裝置(78處)(見圖11)。滾刀磨損狀態監測裝置利用電渦流傳感器將滾刀刀圈與傳感器之間距離轉化為電信號，經計算后轉化為磨損量[15]。旋轉狀態監測裝置用滾刀輪轂中集成脈沖發生器的方法，當滾刀處于滾動狀態，每一次轉動傳感器系統就會發生幾個信號，記錄滾動過程，同時傳感器緊鄰滾刀測量溫度。實現了直接磨損監測與旋轉狀態、溫度間接性磨損定性相結合的優化設計，通過對刀具運行狀態監測可提示及時更換刀具，借助旋轉狀態可反推地層信息，利于調整刀具配置。

5.3 耐磨保護措施

砂層、基巖突起段及孤石等加劇了刀盤面板和刀具的磨損，海域段開展面板維修工作困難。為了提高刀盤耐磨性，采取的耐磨措施如下： 在刀盤正面板焊接Hardox耐磨板，刀盤周邊使用鑲嵌合金耐磨板焊接，在刀座左右焊接保護塊進行保護。由于孤石對刮刀的沖擊作用產生刀具脫落的現象，采取提高刮刀保護塊高度的措施，必要時直接將刀具與刀座焊接，提高刀具的抗沖擊能力。耐磨保護措施見圖12。

圖10 盾構刀盤面板沖刷布置圖

(a) 裝置安裝圖

(b) 裝置信號傳輸路線圖

Fig. 11 Wear condition monitoring device and rotating condition monitoring device

(a) 刀盤正面板

(b) 刀盤側面板

6 結論與討論

1)在復雜海底地層環境下選用常壓刀盤并搭載刀具運行狀態監測裝置是必要的。通過對刀具的磨損量、溫度、旋轉狀態量采集來判斷其磨損程度，借助常壓換刀裝置實現對刀具的快速更換。實際應用中，針對監測裝置的磁鐵部件磨損影響監測效果，采取增加磁鐵布置數目，使用強磁性材料措施解決。

2)提高刮刀保護塊高度的措施有一定效果，但遭遇孤石下刮刀仍有損壞發生，在孤石地層掘進中一旦掘進參數異常(如轉矩瞬間增大)要停機排查，防止盲目掘進對刀盤刀具造成損壞。今后可加強刮刀狀態監測裝置的研制，大力提高盾構智能化水平，實現孤石地層掘進參數超過閾值及時報警、自動停機。

3)盾構階段性應用表明，盾構在全斷面軟土地層、基巖侵入的軟硬不均地層具有較好的適應性，證明了刀盤設計及優化技術是可行的，可為類似海底復雜地層盾構選型及設計提供一定的參考。

4)針對孤石地層掘進困難的問題，要借鑒機器人、新材料、人工智能、新型破巖方式等領域的科技成果，以學科交叉融合來實現盾構刀盤設計技術的突破，進而解決該類地層的施工問題。