复合地层矩形顶管机关键技术及应用——结合重庆天宫殿下穿快速路项目

范 磊, 薛广记, 舍跃斌, 谌文涛, 冯 猛

(中铁工程装备集团有限公司, 河南 郑州 450016)

0 引言

矩形顶管机发展迅猛,在城市地下通道建设中,正扮演越来越重要的角色[1]。但目前矩形顶管机的适用地层相对单一,主要适用于淤泥、黏土、粉土、砂土等软土地层[2-3],其对于复合地层的适用性,仅在砂卵石地层中得到了应用验证[4-5],究其原因,常规矩形顶管机采用的圆形刀盘组合开挖存在盲区[6-8],尤其在基岩凸起的上软下硬复合地层中,无法实现全断面开挖。郑永光等[9]对异形掘进机摆动刀盘、仿形刀盘等结构形式及驱动进行分析,研究结果表明,上述刀盘能够实现全断面开挖,但只适用于软土地层,无法适应强度较高的硬岩地层开挖。

针对复合地层矩形断面顶管施工,马鹏等[10]对先导式开挖矩形顶管装备进行研发,通过切割面分区、分段和错位开挖解决复合地层矩形顶管难题,但未能实现复合地层矩形断面一次成型开挖。对于复合地层矩形全断面顶管施工,刘佼等[11]结合莆田下穿火车站项目,提出复合地层盲区预处理施工工艺以及集成了滚筒和铣挖头2种盲区处理装置的开挖系统,并对摆动铣挖头盲区开挖装置进行结构仿真分析,但该装置对渣土改良要求较高,不适用于土舱下部积渣工况开挖。

依据上述研究,目前复合地层矩形顶管施工主要考虑预处理及分区开挖等施工工艺,对全断面机械化开挖还处于探索阶段。本文结合当前复合地层矩形顶管全断面开挖与施工难题,针对砂卵石复合地层、软土与岩层复合地层、软硬岩复合地层工程特点,分析了矩形顶管机的适应性;同时,结合工程案例,重点介绍软土与岩层(抗压强度<50 MPa)复合地层矩形顶管机开挖及掘进关键技术及应用情况。

1 复合地层矩形顶管机适应性分析

复合地层指由2种或2种以上地质所组成的地层,其组合方式复杂多样。在隧道施工中,涉及较多的复合地层包括砂卵石复合层、软土与岩层复合层以及软硬岩复合层等。目前,矩形隧道的机械法开挖中,矩形顶管机在上述各地层的设备适应性特征如下。

1.1 砂卵石复合地层

砂卵石复合地层细砂含量较高,结构松散,稳定性差,且孔隙率大、透水性强,开挖面容易涌水、涌砂,如果掌子面水、砂大量流失会造成开挖面失稳、地面沉降甚至坍塌[12]。该地层在矩形顶管施工中,开挖系统除需解决卵石切削外,还需对掌子面提供稳定支撑。针对上述工况,矩形顶管机开挖选用多个小刀盘同平面布置形式,这样可以减少对掌子面的扰动。相比于前后平行轴式多刀盘布置形式,该布置方式能够很好地支撑掌子面,同时结合带式螺旋输送机形成以排为主、以破为辅的开挖方式。另外,盲区位置采用盾体切刀及高压水/空气冲刷进行切削,开挖系统如图1所示。该类型顶管机一般只能适用于卵石地层,且开挖盲区较大,无法适应岩层开挖,应用具有一定局限性。

图1 矩形同平面多刀盘开挖系统

1.2 软土与岩层复合地层

软土与岩层复合地层一般指隧道施工中常见的上软下硬地层,即地层下部基岩凸起(如强风化、中风化岩石),上部通常为软土或伴有砂层,失稳风险大。针对该类地层,常规盾构圆刀盘可达到理想的切削效果,而多刀盘矩形顶管机存在开挖盲区,常规盲区处理装置(如盾体切刀、风钻)无法处理下部基岩,最终导致无法顶进。因此,针对软土与岩层类复合地层需重点解决盲区处理问题,实现全断面开挖。

对此,软土与岩层复合地层矩形顶管机开挖系统可选用多刀盘和盲区开挖装置组合的方式,保证开挖设备的切削范围全断面覆盖。目前,盲区辅助开挖系统主要有铣挖头、破岩滚筒2种,可用于强度<50 MPa的岩石切削,也可根据不同地层的要求,设计选用其他辅助开挖装置如钻头、破碎锤等。全断面组合开挖矩形顶管机开挖系统如图2所示。

1—刀盘; 2—盲区开挖装置。

目前,对于软土与岩层复合地层矩形顶管机的研究尚处于空白阶段,究其原因,复合地层开挖及出渣技术成为制约其发展的重要因素。第2节将以工业试验项目为基础,对该类型矩形顶管机开挖及出渣等关键系统的设计及应用进行论述。

1.3 软岩硬岩复合地层

对于软岩硬岩复合地层,其岩石强度高(部分≥50 MPa),地层稳定且含水量少,开挖掌子面有一定的自稳性,该地层施工可选用敞开式矩形顶管机[13],其整机结构如图3所示。

1—挡板; 2—插刀; 3—挡板油缸; 4—插刀油缸; 5—前盾; 6—中盾; 7—铰接系统; 8—尾盾; 9—开挖装置; 10—管片。

敞开式矩形顶管机主要由开挖装置、盾体系统、铰接系统、顶推系统、操作台、电力系统、控制系统以及导向系统等组成。其开挖装置为独立设备,可根据具体地质情况选用适当的挖掘设备,如根据岩石强度的不同,可选用悬臂掘进机、劈裂一体机以及链锯等。支护系统主要包括前盾前端拱顶的多组插刀挡板,每个插刀挡板组件包括插刀、挡板、插刀油缸、挡板油缸以及销轴等,如图4所示。在插刀油缸的推动下插刀向前方伸出顶至掌子面形成“帽檐”,用于清边并支撑上方土体,以防止隧道拱顶软岩层土体坍落。挡板上端通过销轴铰接在插刀前端,挡板中部通过油缸与插刀尾部铰接。插刀向前伸出时,挡板跟随插刀一起移动,移动到位后,挡板油缸驱动挡板绕插刀前端转动,转动到与掌子面贴合并对开挖面上方土体形成有力支撑。

图4 敞开式矩形顶管机插刀挡板的结构形式

2 软土与岩层复合地层矩形顶管机设计关键技术

2.1 依托工程概况

以重庆天宫殿下穿快速路隧道项目为依托对复合地层矩形顶管机关键技术进行研究。该项目开挖断面尺寸为10.42 m ×7.57 m(宽×高),管节断面尺寸见图5,隧道长度为170 m,覆土为4 m。

图5 管节断面尺寸(单位: cm)

施工地层主要为回填土、中等风化泥岩、中等风化砂岩地层,见图6。其中,隧道接收洞口处地层为回填土,长度约为30 m,由黏性土、砂泥岩碎块石等组成,硬质物粒径为10～500 mm,质量分数为10%～30%。隧道主体穿越地层以第四系松散土层中等风化泥岩和中等风化砂岩为主,岩层较为完整,岩体属层状结构,饱和抗压强度标准值分别为6.16、23 MPa,局部岩石强度可能达到40 MPa左右,设备面临刀盘破岩、土舱改良及排渣困难等难题。

图6 地质情况

2.2 复合地层分层开挖技术

2.2.1 开挖方式及整体布置

针对本项目地层,为了保证对岩层的切削性,刀盘采用复合式设计,同时,参考软土矩形多刀盘布置方式。刀盘采用前后布置的形式,以增大开挖面积切削率;针对岩石复合地层,为解决前后刀盘之间的开挖盲区,增加盲区切削装置;由于本项目覆土较浅,铣挖头容易造成土体扰动沉降,因此选用破岩滚筒装置。综上,本项目开挖系统采用复合刀盘+滚筒切削分层的布置方式,见图7。

图7 矩形顶管机开挖系统布置方式

该布置方式首层开挖采用3个复合刀盘,刀具配置包含滚刀、撕裂刀和刮刀,开口率为40%,满足复合地层的切削;第2层3个复合刀盘与首层采用相同的结构设计,且部分开挖区域重合,形成3前3后布置,拟合矩形断面的开挖;前后刀盘采用小间隙设计,防止刀盘卡住石块,导致结构损伤;第3层开挖装置布置在多刀盘后部盲区位置,采用6个滚筒进行切削。由于地层上软下硬,上部和左右两侧大部分为回填土或极软岩,同时渣土不易堆积,因此刀具采用截齿;下部滚筒切削地层硬度高,且渣土易堆积,因此采用滚刀形式(见图8)。

图8 分层开挖示意图

通过以上开挖布置形式,最终形成前后复合刀盘+滚筒的分层开挖方式,实现开挖断面全覆盖,并能够满足强度<50 MPa岩层的切削。

2.2.2 盲区破岩滚筒设计

2.2.2.1 滚筒结构设计

由于下部土舱压力高,渣土易堆积,对滚筒转矩及破岩能力要求高,因此先对下部滚筒进行针对性分析。根据刘送永[14]对采煤机悬臂截割滚筒装置及其应用情况的分析,配备截齿的滚筒无法适应密闭土舱施工工况。因此,结合隧道掘进专用设备常用截割滚筒和TBM滚刀破岩技术,下部盲区破岩滚筒将TBM盘型滚刀按特定布置方式安装在滚筒外壁,见图9。通过顶管机的顶推力和滚筒转动带动滚刀切削掌子面(见图10),其切削面为矩形,其作为辅助开挖装置布置在刀盘后方盲区位置,用于破除该位置的岩体。同时,为增强排渣能力,在滚刀分布螺旋线平行配置刮渣板。

图9 破岩滚筒

图10 滚筒破岩机制

滚刀螺旋线布置方式能够实现滚刀顺次破岩,即前一把滚刀为相邻后一把滚刀留出破岩凌空面,使碎岩及时排出,避免碎石剥离后二次破碎。同时,螺旋状布置方式可以使滚刀和刮渣板相互配合,即滚刀破碎岩层的同时其相邻刮渣板跟进排渣,避免剥离的渣石因不能及时排渣被滚刀反复破碎。滚筒总体质量周向均匀分布,设计时保证质心位于滚筒轴线附近,以减少旋转时的偏载力;滚刀在滚筒轴线方向对称分布(见图11),滚筒某一角度瞬时受力可以由两侧轴承共同均摊,避免一侧轴承支反力过大,保证轴承使用寿命。

(a) 布刀轴向视图

滚筒主要由滚筒安装座、筒体、液压马达、减速机、回转支承、滚刀、刮渣板等组成。受空间影响,驱动采用功率大、体积小的液压驱动方式集成在滚筒内部两侧,驱动力经过减速机传递给滚筒,其结构如图12所示。

图12 滚筒结构示意图

2.2.2.2 滚筒受力分析

顶管机掘进时,刀盘对掌子面进行先行开挖,滚筒在刀盘后部对盲区位置岩柱进行破除。根据实际工况,滚筒主要受到土舱压力、破岩阻力、旋转力矩的共同作用,其受力情况如图13所示。

图13 滚筒受力示意

滚筒旋转阻力矩T主要包括筒体上参与切削的滚刀切向力产生的阻力矩之和、滚筒与土体摩擦力矩以及刮渣板推动土体产生的阻力矩。此外,滚筒旋转阻力矩还包括密封摩擦阻力矩等,但其数值远小于滚刀受力产生的阻力矩,在此不予考虑。旋转阻力矩由驱动系统转矩平衡。

(1)

式中:T1为滚刀切向力产生的阻力矩,N·mm;T2为滚筒与土体摩擦力产生的阻力矩,N·mm;T3为刮渣板受力产生的阻力矩,N·mm;FRi为第i把滚刀的滚动力[15],N;F摩为滚筒旋转与土体产生的摩擦力,N;F1为刮渣板受到的切向力,N;h1为滚刀及其安装座的总体高度,mm;p为土舱压力,MPa;R为滚动筒壁半径,mm;μ为滚筒与土(岩)体的摩擦因数,取0.55。A1为滚动筒壁外壁圆柱面面积,mm2;A2为拨渣板在滚筒旋转轴线垂直面上的投影面积,mm2;h2为拨渣板的高度,mm。

滚筒推进阻力F推由筒体上参与切削的n把滚刀受力Fi在掘进方向上的分力组成,由顶推力和驱动转矩提供。

(2)

式中:θi为第i把滚刀在滚筒上的分布角度(见图11),(°);φ为滚刀接触角度,(°)。

刮渣板在滚筒表面呈螺旋线布置,在旋转过程中刮渣板有拨渣的作用,将堆积在侧面的土体带向两侧,其会受到土体沿轴向方向的侧向反力作用。迎向同一侧的刮渣板受力为:

F2=ph2lμ/2。

(3)

式中l为刮渣板投影在滚筒轴线上的长度,mm。

2.2.2.3 仿真与分析

为了确保滚筒在带压环境下的工作能力和安全稳定性,使用ANSYS Workbench对滚筒的强度和刚度进行有限元仿真分析并优化设计。根据滚筒的主要受力情况,依据上述计算结果进行加载:在筒体上加载0.3 MPa的压力,模拟滚筒在土舱内受到的土压;考虑到滚筒正面切削,对迎向掌子面侧的滚刀加载滚刀载荷计算结果Fi;此外,在刮渣板面加载刮渣产生的侧向力F2以及转矩T3;同时在滚筒加载摩擦产生的阻力矩T2。依据工况对滚筒两端位移约束处理。加载及约束情况如图14所示。

图14 加载与约束情况

通过有限元计算得出滚筒应力及变形云图,见图15—16。从仿真结果可以看出,滚筒整体应力小于50 MPa,在强度方向满足要求。其中,最大应力(152.31 MPa)在滚筒与安装座焊接部分,即滚刀安装座根部易产生应力集中,在生产过程中可通过把控滚刀安装座的焊接工艺,确保结构的可靠性。滚筒最大变形量为0.31 mm,最大变形位于切削面偏底部位置,这与该处滚刀的受力角度以及滚刀布置较为密集有关,整体变形处于合理区间,满足刚度要求。

图15 滚筒应力云图(单位: MPa)

图16 滚筒变形云图(单位: mm)

2.3 盲区开挖装置渣土流动分析及联合出渣技术

2.3.1 渣土改良技术

刀盘切削后的渣土必须要具有良好的塑性、流动性、止水性,合适的软稠度,小内摩擦角及小渗透率,复合地层渣土不能完全满足上述特性,需要进行针对性改良。改良的方法通常为添加水、膨润土、黏土、聚合物和泡沫等添加剂[16],改良方式需要根据地层特性进行选择。渣土改良的效果直接影响土舱压力平衡控制、螺旋输送机的出渣效率、切削转矩、沉降控制等重要掘进参数。

软土与岩层复合地层的渣土改良需要根据具体的地质情况,选择对应的渣土改良方案,含土量较大的上软下硬地层,可以只加入泡沫剂和水;如果地层软土量少,土舱内的渣土搅拌后没有足够的黏着性,处于离析状态,这种状态的渣土不易形成土塞,但易出现喷涌,造成掌子面局部坍塌。对此改良剂可采用以膨润土为主,黏土、泡沫剂为辅的改良方式,主要提高岩块的包裹性,提升复合地层渣土携带石块的能力。

2.3.2 滚筒渣土流动仿真分析与优化

2.3.2.1 CFD模型的建立

土舱渣土经过充分改良后,呈“塑性流变状态”,即黏塑性流体[17],当屈服应力大于或等于剪切应力时,黏塑性表现出固体特性,当小于剪切应力时,表现出流体特性[18]。H-B模型常被用来描述含颗粒物悬浮液、泥浆等材料,其应力应变关系可表述为:

(4)

为了验证滚筒排渣特性,本项目取改良后的土体模型参数如下: 密度为1 220 kg/m3,屈服黏度为680 Pa·s,静切应力为12 kPa,黏度指数为1,幂律指数为1.095[19],建立滚筒CFD模型(见图17)。将滚刀与刮渣板进行合并简化,取螺旋宽度为120 mm、螺距为800 mm,并将滚筒放置于下部土舱,土舱周边充满改良后的渣土。

(a)

土舱渣土流场分布在滚筒周向范围内,对该区域进行网格划分,采用六面体加四面体网格,在保证网格质量的基础上提高计算效率。

流域边界条件设计主要包括渣土参数及滚筒运转参数。该标段设备覆土为4～5 m,取下部土压为0.1 MPa,滚筒转速为0～15 r/min,流域周向边界采用symmetry,以满足滚筒周向进渣,两侧采用outflow边界。

2.3.2.2 结果分析

对2种不同转速(8、3 r/min)的滚筒进行模拟,渣土流动速度云图如图18所示。当转速为8 r/min时,渣土平均流速为0.6 m/s;当转速为3 r/min时,渣土平均流速为0.3 m/s;随着转速增加,滚筒往两侧排渣速率越快。

(a) 转速8 r/min

2.3.2.3 滚筒结构参数优化分析

为满足滚筒破岩的同时,增加滚筒排渣能力,在滚筒半径及转速确定的前提下,选取滚筒螺距作为研究对象,通过对不同螺距的排渣能力进行仿真分析,确定最优值。

选取7组螺距作为研究对象,依据上述方法,在设定滚筒转速为8 r/min的情况下,对不同螺距的渣土平均流动速度进行分析,结果如图19所示。

图19 不同螺距下渣土平均流动速度

根据分组计算结果可知,当螺距逐渐增大时,排渣流速也逐渐增大,但当螺距超过一定值时,由于螺旋角变大,反而不利于渣土输送,因此当螺距达到900 mm时,滚筒排渣效率最高。

2.3.3 联合出渣技术

螺旋输送机数量和位置关系到土舱内压力的稳定性、地层沉降控制、掘进姿态控制、出渣效率等[20]。螺旋输送机的数量主要与断面的尺寸相关,当选用多螺旋输送机出渣时,为了保证掘进水平姿态,螺旋输送机要对称布置。本项目断面宽度为10 m级以上,一般采用多螺旋输送机出渣。在软土地层,螺旋输送机一般布置在刀盘底部盲区位置,一方面防止渣土堆积,提高出渣效率;另一方面,盲区位置避开了刀盘和刀盘主驱动,为螺旋输送机的安装与检修提供了较为充裕的空间。

在上软下硬复合地层中,螺旋输送机在盲区位置无法破除岩层,因此需对下部滚筒与螺旋输送机安装布置进行针对性设计。本项目中,将螺旋输送机布置在刀盘后侧(见图20),滚筒分布在下部盲区位置,即采用3螺机+双滚筒依次布置形式。根据滚筒流场分析,滚筒周边渣土沿轴向向两侧流动,并由螺旋输送机排出。采用该布置形式能够避免渣土在盲区位置堆积,保证下部渣土的流动性,见图21。

图20 螺旋输送机布置

图21 下部渣流方向

3 复合地层矩形顶管机施工应用技术

重庆天宫殿下穿快速路矩形顶管机于2022年7月完成工厂组装调试(见图22),2022年12月始发(见图23)。工程实践证明,该开挖方式能够满足在中等风化砂岩、中等风化泥岩地层中的掘进,平均日掘进3 m。

图22 重庆天宫殿下穿快速路复合矩形顶管机

图23 项目始发

项目掘进过程中,底部滚筒位置土舱压力实测值为0.12～0.14 MPa,设备运转及出渣状态良好,滚筒能够满足30 MPa岩层的高效切削;掘进35 m时开舱检修,并对滚筒状态进行检查,现场滚筒应用情况见图24。设备筒体无明显变形,未出现积渣现象,满足带压工况下的强度、刚度及排渣要求。

图24 现场滚筒应用情况

另外,对滚筒转矩进行统计分析,结果如图25所示,将第5—24环滚筒转矩值与设计计算值25.7 kN·m进行对比分析,根据监测值可以看出,滚筒实际工作转矩在5～20 kN·m波动。由于掘进地质情况复杂且不单一,在掘进过程中滚筒受力较为复杂,且滚刀破岩具有瞬时性,造成数值波动较大,但总体小于理论转矩,满足设计要求。

图25 左、右侧滚筒转矩监测统计

4 结论与建议

结合复合地层矩形断面隧道的工程需求,对复合地层矩形顶管机进行适应性分析,并以重庆天宫殿下穿快速路隧道项目为依托,对软土与岩层复合地层顶管机设计及应用关键技术进行了探讨,得出如下结论:

1)软土与岩层复合地层矩形顶管机,选用复合多刀盘+滚筒分层开挖形式能够满足强度<50 MPa岩层的掘进。

2)基于渣土流动仿真分析,验证了滚筒在盲区位置的排渣特性,同时当滚筒刮渣板及滚刀布置螺旋线螺距在900 mm时,出渣效率最高。

3)根据复合地层土舱下部开挖及排渣特性,采用3螺旋输送机与双滚筒相邻布置方式能够满足土舱下部出渣需要。

4)通过现场工业性试验分析,验证了分层开挖方式与滚筒盲区开挖装置的可行性,整机的掘进效率及排渣效率满足设计要求。

本文依托工程试验对复合地层矩形顶管机分层式开挖及联合出渣系统进行研究,并对滚筒结构及排渣特性进行了分析与优化,但对于复合地层其他类型盲区开挖装置本文的研究还存在一定局限性,后续需要根据具体工况进一步探究。