砂卵石地層盾構長距離掘進先行刀優(yōu)化配置研究

張晉勛，殷明倫, ，江 華，周劉剛

（1. 北京城建集團有限責任公司，北京 100088；2. 中國礦業(yè)大學(北京)力學與建筑工程學院，北京 100083）

在砂卵石地層中進行盾構高效掘進面臨眾多難題，其中盾構刀盤選型和刀具布置是影響掘進效率的關鍵因素之一。

目前，中國在刀盤布置選型研究方向側重于刀盤的拓撲結構即刀盤開口率與對應地層的適應性研究。王洪新[1]通過分析刀盤開口率對出土率的影響，提出了定量分析刀盤開口率對地層適應性的計算方法；王曉光[2]通過數值模擬研究了盾構刀盤開口率對掘進過程的影響，總結出刀盤開口大小及位置對土體穩(wěn)定性的影響關系；金大龍等[3]針對刀盤開口率對盾構掘進參數的影響進行研究，討論了刀盤開口率對刀盤擠土效應和刀盤扭矩的影響關系。

對刀具的研究主要集中于刮刀切削軟土和滾刀破巖的切削機理，進而推算切削扭矩。其中比較有代表性的有Mckyes等[4]建立了刀具切削土體三維受力模型；Godwin等[5]建立了土體破壞模型；科羅拉多礦業(yè)大學提出的CSM模型[6]多年來在盾構實際工程中得到了驗證和應用。國內由于大規(guī)模盾構應用較晚，相關研究也相對滯后，其中于穎等[7]、崔國華等[8]基于朗肯理論提出了切刀受力計算模型；夏毅敏等[9]分析了盾構刀盤上切刀的破巖過程，建立了刀具的運動學模型，還對盾構刀具切削巖土受力狀態(tài)進行了試驗研究[10]，得出了不同刀具型式、巖土性質等因素對切刀切削力的影響規(guī)律；徐前衛(wèi)等[11]對刀具切削扭矩進行詳細計算，并對兩把切刀同時切削的受力狀態(tài)進行了分析。

國內外對先行刀切削機理、刀具高低布置研究較少，目前僅黃清飛[12]對砂卵石地層盾構刀土相互作用進行了深入研究，提出了先行刀的“犁松”原理；陳英盈等[13]指出在富水砂卵石地層中采用先行刀與刮刀組合布置時，先行刀對砂卵石地層的松動作用非常明顯；歐陽濤[14]基于有限元模擬對先行刀與刮刀組合切削特點及切削類刀具的破巖機理進行分析，定義組合切削能效并最終得到先行刀與刮刀組合的最優(yōu)高差組合；聶瑞[15]、蒲毅等[16]依據砂卵石地層刀具磨損的等壽命原則和阿基米德螺旋線布置方法確定了主切削刀和先行刀的布置曲線與刀具數量。

現(xiàn)以北京新機場線磁各莊站—1#區(qū)間風井區(qū)間工程為背景，研究砂卵石地層盾構長距離掘進刀盤刀具選型，以期為刀具優(yōu)化配置奠定基礎。

1 刀具優(yōu)化配置原則

砂卵石地層是一種咬合不穩(wěn)定地層，粒徑不均、卵石強度高、磨蝕性強、密實的砂卵石地層內摩擦角大、咬合力強、不易普通切削。但由于其離散體的性質，受一定強度的擾動后極易自行崩塌。因此在砂卵石地層中掘進，是以魚尾刀與先行刀犁松原狀地層為主，刮刀剝落攪拌為輔。在該種模式中，先行刀的 “破土切削”意義遠大于刮刀，因此先行刀的壽命決定了盾構一次最長掘進距離，本次研究主要針對先行刀優(yōu)化配置進行分析。

1.1 先行刀布置原理

1)刀具數量。在進行刀具布置設計時，首先應確定不同軌跡半徑上刀具的數量，不同軌跡刀具布置數量取決于刀具的磨損速率。Stack[17]給出如下計算公式：

式中：δ為刀具磨損量，mm；r為刀具切削軌跡半徑，m；kn為同軌跡布置n把刀時刀具的單位距離磨損系數，mm/km；L為掘進距離，km；n為刀盤轉速，r/min；v為推進速度，mm/min。

日本隧道協(xié)會(Japanese Tunneling Society，JTS)統(tǒng)計了同一軌跡單把刀具在不同地層條件下的實際磨損系數k，提出同一軌跡布置n把刀時磨損系數kn與k的關系：

該公式已被證明可應用于砂卵石地層中[18]。刀具磨損公式顯示，盾構刀盤上不同位置的刀具磨損由切削半徑及同軌跡刀具數量決定。為提高盾構掘進工效，刀具布置通常需要遵循刀具磨損的等壽命原則，即通過調整不同半徑上的刀具數量，達到整個刀盤上刀具壽命相等的目的。

2)刀具布置方法。從幾何學角度，刀具在刀盤上的布置方法主要有阿基米德螺旋線布置法和同心圓布置法。目前采用的主流布置方法為阿基米德螺旋線布置方法。為滿足盾構機正、反兩個方向回轉，同時平衡刀盤荷載，每個軌跡半徑需要配置多把刀具時，可采取多螺旋線布置。

1.2 先行刀多維度梯次化布置

為了實現(xiàn)大直徑土壓平衡盾構在密集砂卵礫石地層中的長距離高效掘進，本次研究提出了先行刀多維度梯次布置的設計理念，并需要提高刀具的耐碰撞性能。

1)梯次化。考慮到先行刀在犁松原狀土時受到極大的荷載，需要保證合金塊的焊接強度，通常將合金塊焊接長度控制在40～60 cm，設計過長的合金塊長度會造成焊接強度降低，掉齒等問題，影響刀具使用壽命，因此單把先行刀的高度受到較大的限制。

為解決長距離不換刀掘進的需求與刀具高度限制條件的矛盾，采用先行刀梯次化布置的方法。通過先行刀分層布置，達到不同刀高的先行刀合金塊之間搭接，實現(xiàn)合金塊磨損“接力”，達到長距離不換刀掘進的目的。先行刀梯次化設計原理如圖1所示。

圖1 先行刀梯次化設計原理示意圖 Figure 1 Multi-layer advanced cutter design principle

2)多維度。現(xiàn)有工程經驗中，不同規(guī)格的先行刀及刮刀通常按輻條規(guī)律布置，但此種布置方法易導致不同輻條受力差異大、長距離掘進后部分區(qū)域整體切削工效降低等問題。

本工程為解決以上問題，提出先行刀多維度梯次化布置的設計理念：沿刀盤軸向方向(掘進方向)，周邊保徑刀、多層先行刀接力配合，梯次化布置；沿刀盤徑向方向(輻臂方向)，同輻臂先行刀高低交錯梯次化布置；沿刀盤環(huán)向方向(軌跡方向)，同軌跡先行刀高低交錯梯次化布置。在這種刀具布置條件下，可以保證長距離掘進中刀盤受力穩(wěn)定，增加刀盤刀具使用壽命。多維度梯次化設計示意圖如圖2所示。

圖2 多維度梯次化設計示意圖 Figure 2 Schematic diagram of multi-dimensional gradient layout of advanced cutters

1.3 先行刀結構優(yōu)化

為滿足砂卵石地層長距離高效掘進的需要，筆者深入研究了地層磨蝕特性和卵石強度物理力學性質特征。

①采用RoqSCAN礦物成分測試儀進行礦物成分分析可知，砂卵石礦物成分分布為斜長石(約占35.92%)、石英(約占26.15%)、混合黏土(約占25.82%)以及鐵白云石(約占11.85%)。②綜合砂卵石試樣的CAI磨蝕試驗結果，可以認為該區(qū)域卵石整體硬度大，鋼針劃痕較淺。磨蝕指數分布范圍：3.02～3.79，均值3.33。③單軸抗壓強度為114.70～153.40 MPa，均值134.75 MPa；彈性模量為22.58～36.50 GPa，均值28.38 GPa；泊松比為0.15～0.38，均值0.26；抗拉強度為3.78～5.820 MPa，均值4.56 MPa。④篩分試驗(圖3(a))得到的原位土樣顆粒級配如圖3(b)所示。

圖3 篩分析試驗結果 Figure 3 Sieve analysis test results

室內試驗結果表明，砂卵石地層中的卵石礦物含量以斜長石和石英等硬質礦物為主，砂卵石整體強度較高，大于10 mm粒徑的卵石占比接近60%，總體磨蝕指數CAI值偏大，會對盾構刀盤及刀具產生嚴重磨損。

通過前期勘察、室內試驗得出，本區(qū)間盾構需穿越長距離強磨蝕性細砂和卵石地層。現(xiàn)有研究結果及工程實例均表明，盾構在卵石粒徑較大或密實的砂卵礫石地層中掘進時，刀具的磨損往往先是局部被沖擊出現(xiàn)缺口或損傷，然后快速磨耗，在長距離掘進中還存在刀具的沖擊疲勞失效。為了實現(xiàn)砂卵石地層盾構長距離掘進，應盡量避免刀具由于碰撞導致的沖擊失效或沖擊疲勞失效，不僅要從掘進參數上加以控制，還應該對盾構刀具形式進行優(yōu)化，使其在具備足夠耐磨性的同時，也具備優(yōu)秀的耐撞擊性能，從而延長刀具的使用壽命。

2 刀具優(yōu)化配置方案

2.1 工程背景

本次研究依托于北京新機場線磁各莊站—1#區(qū)間(簡稱“磁1”區(qū)間)，風井盾構工程，全長約2814 m，底板埋深23.65～30.96 m，覆土厚度為14.85～22.16 m。本工程為北京第一次采用9.04 m盾構機，管片外徑8.8 m，內徑7.9 m，寬1.5 m，且盾構大部分穿越卵石⑤、粉細砂砂⑥3、卵石⑦地層，此3類地層對于盾構刀盤磨損極大，地層物理力學參數如表1所示。

表1 地層物理力學參數Table 1 Physical and mechanical parameters of stratum

“磁1”區(qū)間南起磁各莊站北端盾構始發(fā)井，沿規(guī)劃廣平大街向北敷設，依次穿過現(xiàn)狀團河路、清源路，農田、團河農場界溝、少量平房、國家新媒體產業(yè)基地、現(xiàn)狀廣平大街、科苑路、金苑路、金星路到達1#區(qū)間風井(兼盾構接收井)。盾構區(qū)間穿越主要地層詳見圖4。

圖4 磁1區(qū)間地質斷面圖 Figure 4 Geological section from Cigezhuang Station to No. 1 Air Shaft

本項目選用中鐵裝備生產的8.8 m市域快軌土壓平衡盾構。盾構刀盤直徑9040 mm，主機長度12.05 m。主要技術參數如表2所示。

表2 盾構設備參數Table 2 Parameter of EPB shield

2.2 刀盤及刀具布置方案

根據工程特點，結合刀盤及刀具布置設計理念，本次研究采取文獻調研、工程類比等手段，提出4個刀盤及刀具布置設計方案作為比選對象，4個備選方案刀盤設計圖如圖5所示。

圖5 刀盤及刀具布置設計備選方案 Figure 5 Cutter head and cutter layout design alternatives

針對本工程重難點通過結構形式、刀盤開口率、先行刀數量、先行刀刀高、刮刀數量、刮刀刀高、主副輻臂先行刀先行量、膨潤土及泡沫口數量9個項目對上節(jié)的4個備選方案進行比選、優(yōu)化，得到適合本工程的刀盤及刀具布置方案。刀盤及刀具布置方案比選內容及過程如表3所示。

表3 刀盤及刀具布置方案比選Table 3 Comparison of cutter head and cutter layout schemes

最終刀盤及刀具配置方案設計如圖6所示。考慮到盾構外徑9.04 m，大于常規(guī)地鐵線路所用6 m級盾構，故內圈先行刀(軌跡半徑0～1450 mm)采用雙阿基米德螺線布置法，外圈先行刀(軌跡半徑1450～4150 mm)采用三阿基米德螺線布置法，螺線間距150 mm。刀盤副輻臂刀具軌跡半徑與其相鄰一條主輻臂相同，但刀高不同。

圖6 最終方案刀盤設計總圖 Figure 6 Final design of cutter head

2.3 刀具優(yōu)化設計

在確定了刀盤形式及刀具配置方案后，對各類刀具進行了初步設計。刀具所選用材料為42CrMo，調質處理35-40HRC。合金采用春保KE13，采用銀焊方式，焊接強度大于245 MPa。刀體堆焊耐磨層，堆焊耐磨層厚度3～5 mm，距合金槽3～5 mm，耐磨焊絲為鄭州機械研究所生產，型號為MD501，焊后硬度為HRC58-62。由于先行刀壽命決定了單次掘進距離，本研究主要針對先行刀的設計進行優(yōu)化分析。先行刀初步設計中，刀體寬度250 mm，厚度70 mm，刀頭弧度半徑415 mm，共設置5塊合金塊，合金塊長65 mm，中間合金塊寬24 mm，兩側合金塊寬37 mm，設計圖如圖7所示。

圖7 先行刀初步設計圖 Figure 7 Preliminary design of advanced cutters

刀具兩側部分相比中間部分實際工作中受力復雜，更容易受到碰撞，兩側合金厚度由37 mm增加到45 mm，并采用R15大圓角過渡，增加合金的耐磨及耐撞擊性能，避免卵石不停沖擊合金產生疲勞裂紋，出現(xiàn)崩碎現(xiàn)象。當遇到較大粒徑的卵漂石時，也可以實現(xiàn)對卵石的“錘擊”破碎作用。刀刃兩端為小倒角設置，刀體兩端焊接超大硬質合金，可以得到更小的分配扭矩。

由于刀具母體材料相對合金材料耐磨性能差，很容易發(fā)生側面磨損，故將合金塊之間的間距由26 mm縮短至22 mm，刀具端頭合金高度高出刀具母材3 mm，保護母材磨損，同時母材表面堆焊耐磨層，增強刀具母體的耐磨性。

190 mm、155 mm兩層先行刀之間搭接，以及 155 mm先行刀與刮刀之間的合金高度形成搭接，中部合金塊搭接高度30 mm，外部合金搭接高度40 mm。通過合金耐磨塊搭接可有效降低刀具母體磨損。優(yōu)化后的先行刀設計圖如圖8所示。

圖8 優(yōu)化后的先行刀設計圖 Figure 8 Optimized design of advanced cutters

3 工程驗證

3.1 先行刀磨損分析

為了驗證多維度梯次化刀具布置在砂卵石地層中的適用性，在盾構始發(fā)后的2.3 km附近設置檢修井，對刀具磨損情況進行測量統(tǒng)計，此時盾構已在密集卵礫石地層中單次不換刀掘進1.8 km。

以右線始發(fā)井—檢修井階段先行刀磨損測量結果為例，分析正面190 mm先行刀(下稱高刀)與155 mm先行刀(下稱低刀)磨損規(guī)律。分別作出兩種刀高的先行刀磨損值與先行刀切削跡長的散點圖，并對散點圖進行線性擬合(見圖9)，得到的直線方程分別為：

圖9 先行刀磨損系數擬合 Figure 9 Fitting of advanced cutter wear coefficient

高刀和低刀的磨損系數分別為0.044 mm/km和0.028 mm/km，高刀磨損系數顯著高于低刀。這說明在梯次化布置的先行刀中，高刀對低刀起明顯的保護作用。可以分析出，低刀磨損并非在高刀磨損到與低刀同高時才發(fā)生，而是在高刀的保護下切削非原狀土，其磨損速率低于高刀，在高刀合金塊完全失效時，低刀剩余合金塊繼續(xù)切削原狀土，如圖10中所示，270°輻條B24軌跡190 mm先行刀完全失效，其相鄰的300°輻條B24軌跡155 mm先行刀中間合金塊磨損高度為30 mm，剩余35 mm。

圖10 B24軌跡相鄰高低先行刀磨損情況對比 Figure 10 Wear comparison of adjacent advanced cutters with different heights on B24 Track

根據刀盤刀具整體磨損情況，可以繪制刀盤磨損圖，右線檢修井刀盤整體磨損圖如圖11所示。圖中藍色表示刀具輕度磨損，橙色表示刀具中度磨損，紅色表示刀具重度磨損，不同類型、刀高的刀具磨損程度分開統(tǒng)計，以其磨損量區(qū)間3等分作為不同磨損程度的劃分依據。由圖可以看出，刀盤整體磨損基本符合隨著刀具安裝半徑增大磨損加劇的規(guī)律，且刀盤整體磨損比較均勻，未有明顯的磨損異常區(qū)域。這表明刀具的多維度梯次化布置在盾構長距離掘進中可以保證刀盤、刀具受力的穩(wěn)定性。

圖11 右線檢修井刀盤整體磨損 Figure 11 Overall wear diagram of cutter head in right line maintenance well

3.2 掘進參數分析

本次研究通過《盾構施工實施管理系統(tǒng)》對盾構掘進參數進行提取，以右線始發(fā)井—檢修井階段盾構掘進時的貫入度、刀盤轉速、刀盤扭矩為對象(見圖12)，分析刀具磨損對盾構掘進的影響。

圖12 右線盾構全過程掘進參數 Figure 12 Excavation parameters of right shield tunnel

盾構掘進可分為4個階段，第1階段為砂質粉土地層掘進(0～330環(huán))，第2階段為高刀犁松砂卵石土(330～1070環(huán))，第3階段為高低刀共同犁松階段(1070～1370環(huán))，第4階段為換刀后高刀犁松砂卵石土(1370～1750環(huán))。

砂質粉土地層掘進時由于地層條件好，刀具磨損量小，盾構掘進所受阻礙小，掘進工效高。反應在掘進參數上為刀盤轉速快(1.5 rpm)，貫入度較高(45 mm/r)，刀盤扭矩保持在較低水平(50000 kN/m)。

高刀犁松砂卵石土階段地層逐漸由砂質粉土轉為全斷面砂卵石地層，由于刀具磨損量較小，盾構可以正常掘進，將刀盤轉速由1.5 rpm降低至1.2 rpm，此階段高刀犁松原狀土，低刀對犁松過的非原狀土進一步犁松。隨著刀具磨損量逐漸增加，在保持貫入度40 mm/r推進速度的前提下，刀盤扭矩平穩(wěn)地由50000 kN/m增加至90000 kN/m。

高低刀共同作用階段刀具磨損量大，高刀磨損導致低刀開始發(fā)揮作用，此時高刀與低刀共同犁松原狀土，隨著軌跡半徑大的周邊先行刀逐漸磨損失去切削工效，外周土體與刀盤直接接觸，導致掘進工效顯著下降。反應在掘進參數上為刀盤轉速保持1.2 rpm不變，扭矩由90000 kN/m增加至1200000 kN/m，貫入度由40 mm/r顯著降低至25 mm/r。

換刀后更換外周先行刀后及清理刀盤上附著的黏土后，刀盤切削土體的能力恢復，掘進工效正常，掘進參數均回歸正常水平。

通過參數分析可以清晰地看到，多層先行刀在第3階段中，高刀和低刀共同切削土體，繼續(xù)維持掘進效率，在一定距離內保持正常掘進，有效延長掘進距離。在此階段中，掘進參數變化可控，表明刀具的多維度梯次化布置可以很好地適應砂卵石地層盾構長距離掘進。

4 結論

本次研究通過方案比選、室內試驗、原位測試等方法對砂卵石地層盾構長距離掘進刀盤刀具選型布置進行了深入研究，得到以下結論：

1)先行刀的多維度梯次化布置適用于砂卵石地層盾構長距離掘進。“多維度”保證了長距離掘進中刀盤受力穩(wěn)定，“梯次化”使不同刀高的先行刀合金塊之間搭接，實現(xiàn)合金塊磨損“接力”。

2)結合砂卵石地層盾構掘進特點，充分對比多個刀盤刀具選型及布置方案，最終選取的方案中采用了大開口率(60%)輻條式刀盤、適中的先行刀數量、3層先行刀布置、單層刮刀布置、環(huán)向徑向多維度分層布置先行刀、增強土體改良等設計。

3)結合地勘報告及室內物理力學試驗，通過增大兩側合金厚度、大圓角過渡、縮短合金塊間距、提高兩側合金搭接高度等設計增加合金的耐磨及耐撞擊性能，避免在長距離掘進中存在的刀具沖擊疲勞失效，從而延長刀具的使用壽命。

4)刀具磨損數據表明，“梯次化”布置的190 mm先行刀和155 mm先行刀的磨損系數分別為0.044 mm/km和0.028 mm/km，體現(xiàn)了高刀對低刀的保護作用，這個保護作用體現(xiàn)在降低了低刀的磨損系數，而非縮短其磨損時間。

5)掘進參數分析表明，多層先行刀布置的盾構砂卵石地層長距離掘進可分為高刀犁松和高低刀共同犁松兩個階段，高低刀共同犁松階段可在一定距離內繼續(xù)維持掘進效率，有效延長掘進距離。