水刀輔助破巖技術的搭載及應用

齊志沖, 呂 旦, 賀 飛, 徐光億

(中鐵工程裝備集團有限公司, 河南 鄭州 450016)

0 引言

硬巖隧道掘進機是鐵路隧道、引水隧洞、抽水蓄能等工程不可缺少的施工設備,其破巖原理為依靠滾刀產生沖擊壓碎和剪切碾碎的作用達到破碎巖石的目的[1-3]。該機械破巖方式受巖石強度和完整性的影響,在巖石強度大于200 MPa且相對完整的情況下破巖效果很差,成為制約硬巖隧道掘進機掘進效率的瓶頸[4-5]。很多業內專家學者探索通過輔助破巖手段提高掘進機破巖效率,并取得了很多的理論成果。例如: 朱團輝等[6]通過正交試驗方法研究水射流壓力、噴嘴直徑、噴嘴移動速度對破巖溝槽深度與溝槽寬度的影響,探索高壓水射流與巖石耦合破巖規律; 文勇亮等[7]使用比較研究法,利用高壓水、加砂破巖試驗裝置開展固定狀態下噴頭定時間、移動狀態下噴頭定速對比試驗,研究不同靜水壓、射距、噴嘴的運動狀態對破巖坑槽深度和寬度的影響; 韓偉鋒等[8-9]、雷光宇等[10]采用滾刀巖機作用綜合試驗臺搭載高壓水射流裝置,采用不同的水射流參數及掘進參數對花崗巖試樣開展破巖試驗,研究不同條件下水射流輔助機械滾刀破巖對掘進參數及效率的影響。

目前,關于掘進機搭載輔助破巖技術的研究還處于理論和試驗等起步階段[11-13],且以上文獻很少從實際工程應用的角度闡述技術搭載過程以及應用效果分析。因此,本文以實際項目為依托,以輔助破巖技術搭載的硬巖掘進機設計應用為研究對象,解析輔助破巖技術搭載過程要點及施工中的應用效果和改進措施,保證輔助破巖技術在掘進機上成功搭載,以期為今后類似工程建設提供借鑒。

1 工程概況

萬安溪引水隧洞段總長27.94 km ,其中,TBM開挖段總長14.94 km,開挖洞徑3.83 m。TBM采用洞外組裝、步進和始發,洞內拆機,埋深100～800 m,逆坡掘進,縱坡坡度為0.233 7%。絕大部分巖石為燕山期黑云母花崗巖和花崗閃長巖,少部分為泥盆系石英礫巖、石英砂巖、粉砂巖、泥質粉砂巖和砂礫巖等。其中: 黑云母花崗巖飽和抗壓強度為54～226 MPa,平均為114 MPa,石英質量分數為20%～35%;花崗閃長巖飽和抗壓強度為84～90 MPa,平均為85.7 MPa,石英質量分數為20%～35%;砂巖飽和抗壓強度為61～129 MPa,平均為90 MPa,石英質量分數為25%～36%,最大為68%;石英礫巖飽和抗壓強度為98～137 MPa,平均為116 MPa,石英質量分數為20%～40%,最大為81%。

TBM施工段圍巖以Ⅱ類和Ⅲ類為主,局部洞段為Ⅳ類和Ⅴ類。其中: Ⅱ類和Ⅲ類圍巖洞段長約11.55 km,占隧洞總長的82.3%;Ⅳ類圍巖長約2.2 km,占隧洞總長的15.7%;Ⅴ類圍巖主要為斷層帶、強風化帶等地層,長約0.27 km,約占隧洞總長的2%。

2 水刀輔助破巖系統原理

水刀輔助破巖系統由供水單元、電機動力系統、高壓水泵、高壓水輸送單元和高壓噴嘴構成,如圖1所示。供水單元為高壓水系統提供可靠的水源。電機動力系統為高壓水泵的運行提供動力,是整個高壓水系統的動力源。高壓水泵將電機輸入的動力轉化成高壓水壓力能。高壓水輸送單元包含高壓管路、蓄能器、高壓旋轉接頭等,是保證高壓水正常輸送的附件。高壓噴嘴將高壓水按照要求的水柱直徑噴出。

輔助破巖系統搭載在掘進機上,在刀盤結構集成設計高壓水噴嘴,噴嘴凸出刀盤面板直接噴射到掌子面,刀盤背面安裝高壓旋轉接頭,用于向旋轉的刀盤傳輸高壓水,旋轉接頭與高壓噴嘴之間用高壓水管連接,并通過管夾及管路保護結構固定在刀盤結構上。

高壓水泵、電機動力系統、供水單元設置在主機尾部的后配套臺車上。輔助破巖系統搭載原理如圖2所示。后配套臺車上的高壓水系統與刀盤背部的回轉接頭通過高壓水輸送單元連接,高壓水輸送單元的高壓管路盡量短,以減少高壓水輸送時的壓力損失。高壓水泵輸出高壓水后進入蓄能器,蓄能器將波動的高壓水進行穩定后再通過高壓管路長距離輸送到刀盤背部的回轉接頭。

1—高壓水噴嘴; 2—高壓回轉接頭; 3—高壓水輸送單元; 4—水泵、電機、供水單元。

輔助破巖系統在掘進機上搭載后,與掘進機系統形成一個融合的整體。2套系統之間的總體布置和控制綜合考慮,輔助破巖系統及掘進機系統各關鍵參數如表1所示。

表1 輔助破巖系統及掘進機系統各關鍵參數

3 水刀輔助破巖技術的搭載

3.1 水射流切割破巖試驗

針對萬安溪引水隧洞項目,在現場取巖石試樣,如圖3所示。

圖3 切割巖石試樣

采用不同的高壓水參數對巖石試樣進行切割,并對高壓水切割巖石試驗結果進行量化,采集試驗結果指標參數,分析切割巖石效果指標參數與高壓水射流參數之間的關系,為選取適合該工程地質條件的高壓水參數提供數據支持。

3.1.1 試驗參數

試驗變量分別為壓力、噴嘴直徑、移動速度、噴嘴角度,基于刀具磨損量方面的考慮,為保證噴嘴不被磨損,確定靶距為40 mm。試驗參數如表2所示。試驗目的是得到不同高壓水參數條件下切割巖石的效果,確定最優切割參數,切割指標包括切槽深度和切槽寬度。在試驗過程中需測量不同水壓、噴嘴直徑下單個噴嘴的流量和功率。

表2 試驗參數

3.1.2 試驗過程

試驗中共采用2種高壓水發生設備,分別為大流量高壓柱塞泵和小流量增壓器。高壓柱塞泵的最大壓力為280 MPa,流量為40 L/min;增壓器的最大壓力為380 MPa,最大流量為20 L/min。水射流試驗臺如圖4所示。

圖4 水射流試驗臺

試驗過程中,采用高壓柱塞泵為高壓水源進行140 MPa和280 MPa壓力切割試驗,380 MPa增壓器高壓水發生裝置進行380 MPa高壓水切割試驗。水壓為280 MPa、噴嘴直徑為0.53 mm巖石切割效果和水壓為280 MPa、噴嘴直徑為0.74 mm巖石切割效果分別如圖5和圖6所示。

3.1.3 試驗結果

高壓水輔助破巖試驗可以完成不同高壓水參數條件下大部分巖石試樣的切割工作。在試樣切割過程中發現: 高壓水系統對水質要求較高,試驗用水需經過軟化處理;切割廢熱較多,切割后的廢水溫度較高;功率高,在切割效果較理想的情況下,單個噴嘴最大功率可達90 kW。

圖5 水壓為280 MPa、噴嘴直徑為0.53 mm巖石切割效果

圖6 水壓為280 MPa、噴嘴直徑為0.74 mm巖石切割效果

水壓在380 MPa時,受高壓水泵流量能力限制,只進行了噴嘴直徑為0.33 mm的試驗,在不同切割速度下,均只對巖石表面產生影響,切割效果不顯著。水壓在140 MPa時,切縫整體呈剝落狀,隨著噴嘴直徑的增大,切割寬度逐漸增大,切割深度變化不明顯。水壓在280 MPa時,切縫整體呈線性,切縫深度大于切縫寬度,隨著噴嘴直徑的增大,切縫寬度變化不明顯,但切縫深度明顯增加。

結合試驗數據分析和現有高壓水系統的技術水平,考慮水射流技術在掘進機上搭載的可實現性,最終選擇搭載壓力為280 MPa。

3.2 噴嘴與滾刀空間布置試驗

為了驗證水射流輔助破巖切縫與滾刀軌跡之間的相對位置對破巖效果的影響,開展切縫與滾刀相對位置破巖試驗。試驗破巖滾刀采用43.18 cm(17英寸)、刃寬為17 mm的常截面盤形滾刀,貫入度設定為4 mm,切割速度設定為20 mm/s(受試驗臺限制)。試驗過程中以100 Hz頻率對滾刀三向力(法向力、滾動力和側向力)進行采集,每個試驗完成后對巖面進行拍照,并收集破巖巖屑。試驗主要分為3個部分: 1)無切縫滾刀破巖試驗。以貫入度為4 mm對完整巖面進行切割試驗。2)單切縫滾刀破巖試驗。切縫寬度均為2 mm,切縫深度分別為2、4、6 mm,滾刀破巖位置如圖7所示。3)雙切縫滾刀破巖試驗。切縫寬度均為2 mm,切縫深度分別為2、4、6 mm,2條切縫間距為81 mm,滾刀破巖位置位于2條切縫中間,如圖8所示。

圖7 單切縫滾刀破巖試驗

圖8 雙切縫滾刀破巖試驗

3.2.1 試驗過程

滾刀破巖試驗過程如圖9所示,共分為3步。

1)將巖石試樣裝入試驗箱后對其施加0.5 MPa圍壓,以保證破巖過程中試樣不發生抖動和滑移。

2)按試驗要求對巖面進行切縫,以小于0.5 mm的貫入度對巖面進行切割,使巖面產生均一平面的切割軌跡,而后沿著軌跡中線對巖面進行切縫,切縫深度誤差控制在±0.2 mm。

3)以貫入度為4 mm進行單切縫、雙切縫、無切縫的滾刀破巖試驗。為消除邊緣效應及滾刀間相互影響,滾刀切割位置距離巖石邊緣及相鄰滾刀不少于200 mm。試驗過程中記錄滾刀三向力,試驗完成后收集巖面巖屑。

然而，時刻保持對世界的善意，對每一個人的理解與包容，幾乎每一天，我都在內心進行自我教育。也相信，每一個，尤其是身邊人，也都會如此。事實上我錯了，我們周邊人心的繁復與幽深，溫良與狂躁，古老而新鮮的惡，尤其是不自覺的惡意，就像是隱藏的匕首和投槍，時不時锃亮出鞘，狠狠地將我們教育一次。由此我也再一次認為，其實善惡原本都是天性中攜帶的，只不過，有些人因為后天文化修養，特別是在世事洞明之后覺醒了，進而內心和精神當中，飽含誠摯與善意；而另一些人，則在現實生活中，由于自己的不夠強大，而生怕失去了眼前既有的利益，遭遇對自己不利的情況，雷光電火，頃刻爆發。

(a) 切縫定線 (b) 切縫深度測量(雙切縫深6 mm)

(c) 雙切縫間距 (d) 滾刀破巖

3.2.2 試驗分析

試驗數據匯總如表3所示。通過對采集的數據進行處理,獲得滾刀受力的平均值(平均法向力、平均滾動力)和破巖比能。其中,平均法向力和平均滾動力由力-時間曲線和X軸所圍面積與底邊長度的比值計算得出。

表3 試驗數據匯總

3.2.2.1 平均法向力分析

平均法向力的計算可對TBM掘進過程中的刀盤推力進行預測。平均法向力與切縫深度的關系如圖10所示。分析圖10可知,貫入度為4 mm時,無切縫條件下滾刀破巖時的平均法向力最大。無論是單切縫還是雙切縫,滾刀破巖時的平均法向力均隨著切縫深度的增加迅速降低,但兩者的降低趨勢有所不同。單切縫滾刀破巖的平均法向力隨切縫深度增加呈線性降低,而雙切縫滾刀破巖的平均法向力呈現先快速降低后緩慢降低的趨勢,且在切縫深度為2 mm時,雙切縫破巖的平均法向力最大。其主要原因為滾刀切割單切縫(切縫寬度為2 mm)時,切縫位于滾刀的正下方,使得滾刀下的巖體可向單切縫的間隙變形,滾刀更加容易侵入巖石,且隨著切縫深度的增加,滾刀侵入巖石的難度逐漸降低,破巖的平均法向力下降;滾刀切割雙切縫時,切縫深度較小(切縫深度為2 mm),雙切縫無法產生邊界面效應,滾刀侵入巖石極其困難,無法產生巖屑,此時滾刀破巖與無切縫破巖類似,破巖的平均法向力極大。切縫深度增加時,雙切縫產生了邊界面效應,滾刀很容易侵入巖石,滾刀破巖產生的裂紋可有效地擴展至切縫,造成巖石沿著切縫邊緣破碎,切縫對破巖促進效果明顯,此時滾刀破巖的平均法向力較小。

圖10 平均法向力與切縫深度的關系

3.2.2.2 平均滾動力分析

采用平均滾動力可對TBM掘進時的刀盤轉矩進行預測。平均滾動力與切縫深度的關系如圖11所示。分析圖11可知,平均滾動力的變化趨勢與平均法向力不同,無切縫破巖的平均滾動力最小,單切縫破巖的平均滾動力隨著切縫深度的增加而逐漸增加,雙切縫破巖的平均滾動力先快速增加后降低。以上現象的主要原因為無切縫滾刀破巖時不產生巖屑,巖面平整度較好,滾刀滾動時所需克服的阻力極低,故滾動力小;單切縫滾刀破巖時,隨著切縫深度的增加,破巖過程逐漸有巖屑產生,巖面不平整,滾刀滾動所受的阻力增加,平均滾動力增加;雙切縫滾刀破巖在切縫深度為2 mm時,破巖過程與無切縫破巖相似,巖面平整,滾動力較低,切縫深度增加后,巖面產生大量巖屑,巖面平整度相對單切縫的破巖巖面更差,故平均滾動力較大。

圖11 平均滾動力與切縫深度的關系

3.2.2.3 破巖比能分析

圖12 破巖量與切縫深度的關系

3.2.2.4 試驗結論

以滾刀貫入度均為4 mm的條件下對無切縫、單切縫和雙切縫巖面進行滾刀破巖試驗,從破巖現象、破巖滾刀受力、破巖比能等方面分析滾刀的破巖效率,主要結論如下。

1)對于貫入度均為4 mm的雙切縫滾刀破巖試驗,切縫深度為2 mm的雙切縫滾刀破巖與無切縫破巖相似,滾刀均未能產生有效破巖,說明切縫深度為2 mm的雙切縫對滾刀破巖影響極小,對破巖幾乎沒有促進作用;隨著切縫深度的增加,巖面破碎程度增加,破碎巖屑量增大,且隨著切縫深度增加至4 mm和6 mm,破巖法向力降低,破巖過程更加劇烈,但破碎僅發生在2條切縫之間的區域,2條切縫各自外側巖石均無破碎現象。

2)對于貫入度均為4 mm的單切縫滾刀破巖試驗,隨著切縫深度的增加,破巖過程中滾刀受力變化頻率提高,但波動的幅值范圍較小;在切縫深度為4 mm時,巖面破碎程度及破巖量最大,且破巖比能最小。

3)切縫深度的增加對滾刀破巖具有促進作用,切縫深度越大,滾刀越容易侵入巖石,破巖的平均法向力越低。

4)切縫深度大于2 mm時,雙切縫試驗的破巖量大于單切縫試驗的破巖量,雙切縫對破巖的促進效果遠大于單切縫。在本切縫破巖試驗中,切縫深度為6 mm的雙切縫工況下,取得的破巖比能最小,即滾刀在切縫深度為6 mm的雙切縫破巖試驗中的破巖效率最高。

結合高壓水切割巖石效果和噴嘴與滾刀相對位置對破巖效果的影響,綜合考慮高壓水系統的功率等影響搭載的因素,最終選定直徑為0.53 mm和0.74 mm的噴嘴作為輔助破巖系統的關鍵搭載參數。

4 水刀輔助破巖技術應用及分析

高壓水耦合破巖生產性試驗總體試驗流程為:TBM刀盤推進至掌子面—開啟高壓水(150 MPa)掘進400 mm—開啟高壓水(200 MPa)掘進400 mm—開啟高壓水(240 MPa)掘進400 mm—開啟高壓水(270 MPa)掘進700 mm—刀盤空載、高壓水(270 MPa)運行—停止高壓水和主機—人員進入人孔觀察掌子面切割效果。試驗過程中TBM刀盤推力保持在6 000～6 500 kN,刀盤轉速為6 r/min。

試驗樁號范圍內地層巖性為石英礫巖,巖體完整,高強回彈儀推測巖石單軸抗壓強度約為170 MPa(巖芯試驗完成后予以更新),圍巖類別為Ⅱ類,如圖13所示。試驗中高壓水270 MPa穩定運行,未發生異常現象。試驗過程中對TBM掘進參數、高壓水開啟參數、1號和2號皮帶機接口區域環境溫度、高壓泵組區域環境溫度及巖渣溫度等進行采集。

(a) 隧道頂部圍巖

(b) 隧道側部圍巖

4.1 現場試驗數據分析

根據采集的試驗數據,選取相鄰時間段純滾刀掘進和耦合破巖掘進時的TBM推力、貫入度、轉矩等參數,并進行對比分析。不同水壓力下,場切深指數與轉矩切深指數的關系如圖14所示。可以看出,高壓水耦合破巖時,TBM貫入度增加較為明顯,刀盤轉矩略有增加,場切深指數和轉矩切深指數均出現下降。以270 MPa高壓水耦合破巖為例進行分析,相對于純滾刀破巖,TBM推力基本保持不變(均值增加7.9%),貫入度均值由2.57 mm增加為4.56 mm,增加幅度為77.4%。

圖14 場切深指數與轉矩切深指數的關系

場切深指數代表單滾刀貫入巖石1 mm所需的推力[14-15],純滾刀掘進時場切深指數均值為84.6 kN/mm,270 MPa水壓耦合掘進時場切深指數均值為52.4 kN/mm,說明貫入巖石1 mm的單刀推力下降約38.1%。轉矩切深指數代表單滾刀貫入巖石1 mm所需的滾動力[14-15],270 MPa水壓耦合掘進時,轉矩切深指數由純滾刀的6.33 (kN·m)/mm減小為5.26 (kN·m)/mm,下降約16.9%,進一步證明了高壓水耦合破巖的效果。

4.2 輔助破巖應用環境溫度分析

在高壓水試驗過程中,對TBM隧洞環境溫度、巖渣溫度、噴嘴處高壓水溫度等進行統計,得到不同水壓力條件下隧洞內溫度場變化規律,如表4所示。從溫度變化可知,隨著高壓水壓力的升高,隧洞內環境溫度、巖渣溫度及噴嘴處高壓水溫度均有明顯的增加。

表4 高壓水耦合破巖TBM溫度統計

1號和2號皮帶機接口處(距離刀盤約25 m,距離高壓泵組最近約10 m)環境溫度在未開啟高壓水時為28.6 ℃,在270 MPa高壓水運行約20 min后,最高溫度上升至33.3 ℃。隧洞內施工環境最高溫度出現在高壓泵組區域,高壓水系統在270 MPa壓力運行時,泵組區域最高溫度達46 ℃。另外,隨著高壓水的運行,隧洞內濕度顯著增加,1號和2號皮帶機接口區域濕度達80%以上,泵組區域濕度達95%以上。

隨著高壓水系統壓力的上升,刀盤噴嘴處出水溫度顯著增加,正常掘進(高壓系統采用30～40 MPa運行)噴嘴出水溫度約45 ℃,但當壓力上升至270 MPa后,泵組出水溫度達到90 ℃。高壓水系統出水溫度的提升同時帶來了巖渣溫度的增加,根據測試結果,1號和2號皮帶機接口處巖渣溫度最高達57.3 ℃。

4.3 輔助破巖應用高壓水系統功率分析

石英礫巖地層圍巖類別為Ⅱ類時,TBM正常掘進,轉速為6 r/min,刀盤功率一般在300～500 kW。高壓水系統正常運行需要6臺柱塞泵同時工作,不同壓力條件下各泵組功率統計如表5所示。由測試數據可知,高壓水系統采用270 MPa壓力運行時,總功率約745 kW,高于刀盤正常掘進功率。

表5 高壓水耦合破巖泵組功率統計

4.4 輔助破巖技術應用中存在的問題及優化

4.4.1 高壓軟管及噴水桿防松問題

TBM掘進過程中刀盤振動較大,導致高壓軟管及噴水桿連接件松動、漏水,壓力無法達到設計值。針對此問題,具體改進措施如下。

1)噴水桿法蘭螺栓防松。將現有的普通六角頭螺栓更換為帶防松功能的螺絲,依靠螺絲面附著的高分子材料,增加螺牙間的摩擦力,提供對振動的絕對阻力,可有效解決螺絲螺帽松動問題。將現有的普通彈簧墊圈、平墊圈更換為帶防松功能的不銹鋼雙面疊型墊圈,確保在振動條件下仍然保持連接件的夾緊力。

2)噴水桿螺墊螺套防松。在法蘭側的螺墊螺套之間增加帶開槽的錐面壓緊套,在高壓管上被螺墊螺套壓緊后抱緊高壓管。噴水桿頭部的螺套使用螺紋膠,能有效防止螺套松動。

3)旋轉接頭出水口防松。把螺墊改為帶開槽的錐面壓緊套,與高壓管螺紋旋合,同時螺套內孔也帶錐,頂緊螺墊錐面,使螺墊開槽的錐面抱緊高壓管。

4.4.2 高壓噴嘴堵塞問題

自現場試驗開展以來,共出現2次高壓噴嘴堵塞故障,堵塞原因不易查明。經初步分析,主要由于管路維修、更換過程中接頭泥沙沖洗不徹底,造成泥沙進入管路堵塞噴嘴。

高壓水噴嘴拆卸清洗將導致TBM掘進暫停,且需要占用3～5 d時間。因此,后續將進一步分析噴嘴堵塞原因,并制定詳細的預防措施,避免高壓水噴嘴堵塞對TBM正常掘進造成影響。

5 結論與建議

1)本文基于硬巖隧道掘進機在硬巖地層掘進時遇到的掘不動、掘進慢的難題,研發出一種掘進機搭載輔助破巖系統,將其搭載在硬巖掘進機開挖系統上,并完成工業性試驗和現場施工應用。基于輔助破巖技術的現場工業性試驗,提出輔助破巖技術的優化改進方向。

2)試驗段對應的地層條件為泥盆系石英礫巖夾石英砂巖,石英質量分數較高。200 MPa壓力以下,高壓水射流耦合效果不明顯;240～270 MPa水壓力耦合作用下,貫入度指標有顯著改善,相同推力情況下,最高增加幅度達77.4%。

3)在高壓水耦合破巖試驗過程中,相同的地層條件下,高壓水耦合破巖相對于純滾刀掘進,場切深指數和轉矩切深指數均出現降低,這表明高壓水射流對巖體具有一定的劣化作用,使巖石可掘性增強。

4)高壓水在運行過程中,隧洞內環境溫度、刀盤噴水溫度均有明顯升高,導致刀盤降溫效果減弱,在一定程度上影響了TBM的施工效率。因此,高壓水長期運行的溫度控制需要進一步研究,并制定相應的降溫措施。