楊新安，張業(yè)煒，邱 龑，龔振宇

（1.同濟大學 道路與交通工程教育部重點實驗室，上海201804；2.江蘇省交通規(guī)劃設計院，江蘇 南京210004；3.中鐵五局集團有限責任公司，貴州 貴陽550003）

盾構法由于機械化程度高、洞身成型好、環(huán)境擾動小等優(yōu)點被廣泛用于城市地鐵隧道、鐵路公路隧道、水利水電隧道和煤礦巷道等地下工程施工.刀盤作為盾構機唯一的切削部件，刀盤上刀具的布置不僅是盾構設計、制造的依據(jù)，更會直接影響到盾構機的施工工況與施工效率，對盾構機的壽命、工作中的振動、噪音等都有較大影響.合理布置刀具在刀盤上的位置，對確保施工安全、保障施工質(zhì)量和進度以及減少工程造價至關重要.

刀具布置可概括為三方面主要問題：①刀具在刀盤上的布局與布置形式（或稱布置模式）；②刀盤上不同類型刀具的數(shù)量及其合理配置；③刀具布置與磨損之間關系.對后兩方面問題，已開展了多年研究，特別是我國近一、二十年在地鐵盾構隧道施工中，根據(jù)各地區(qū)的地層地質(zhì)特點，總結出一些行之有效的刀具配置的經(jīng)驗，如，Balci［1］給出了嚴重破裂巖層中的刀具磨損的預測方法，張照煌等［2］通過對盤形滾刀的運動與受力分析，提出了盤形滾刀在刀盤上布置的原則，張國京［3］根據(jù)北京地區(qū)地層復雜多變的特點，探討了土壓式盾構刀具的選擇與布置.但是，對于第一方面的問題，即刀具在刀盤上的布局與布置形式的研究，由于盾構作業(yè)對象的離散性、多樣性和復雜性，還由于盾構制造商的保密，這方面的研究相對較少，王家騄［4］通過分析國外巖石隧道掘進機的特點，提出刀盤上的刀具有單螺旋線和雙螺旋線兩種布置方式，但沒有給出定量描述.張照煌等［5－6］對刀盤上滾刀受力及其對刀盤的影響進行了較為詳細系統(tǒng)地分析，建立了按螺旋線布置且滿足刀盤受力平衡要求的滾刀布置數(shù)學模型；Ronnkvist等［7］制作了一臺直徑32英寸的微型硬巖掘進機，并按雙螺旋線布置方式對在刀盤上布置了12把直徑5英寸的微型滾刀，平均刀間距為2英寸，通過切削試驗表明該螺旋線布置方式破巖效果較好；喬永立［8］認為增加螺旋線數(shù)目在一定范圍內(nèi)可以優(yōu)化刀盤受力平衡，螺旋線的螺旋角度對刀盤受力平衡狀況沒有決定性影響，但可以通過改變螺旋線的起始位置來調(diào)節(jié)刀盤受力；陳國盛［9］給出了刮刀的兩種常見的螺線布置方式的數(shù)學表達式，同時指出為確保施工安全，應按兩條或兩條以上的螺線布置刀具.

總之，盾構刀具布置還沒有統(tǒng)一的設計準則和方法體系，主要依賴在施工過程中逐漸積累的經(jīng)驗.而針對螺旋線形的布置形式，也沒有形成統(tǒng)一的理論體系.對不同線形的螺線布置形式與破巖效率及其刀具磨損的關系則少有研究，對反交錯雙螺線這種新的刀具布置模式的特點及其對地層的適應性的研究還沒有見到.

本文總結了盾構刀具布置原則和一般方案，根據(jù)廣深港獅子洋隧道盾構施工中刀具布置形式與破巖效率及其刀具磨損的關系，深入分析了刀具布置反交錯雙螺線模式的優(yōu)缺點及其對地層的適應性，也解釋了獅子洋隧道刀具磨損快、刀具更換次數(shù)多的原因.本文的研究結果和思路均有助于深化對盾構刀具布置形式的認識.

1 盾構機刀具布置原則及一般方案

1.1 刀具布置基本原則

文獻［10］指出，刀盤上刀具所承受的荷載對刀盤中心坐標軸產(chǎn)生的力矩應滿足平衡條件；Roxborough等［11］也提出了類似觀點；史晶［12］對羅賓斯反井鉆機（83RM－HE）上擴孔鉆頭的滾刀布局進行研究，提出了常規(guī)布置、等破碎功布置及受力平衡布置三種方案原則；張國京［3］指出刀具應成對并且在刀盤上任意回轉半徑上布置，位于刀盤外邊緣區(qū)域的同一回轉半徑上可布置多把刀具；裴瑞英［13］在進行刀具布置與磨損的相關性研究中，提出了等磨損量的布置原則.

綜上，刀具布置應滿足以下基本原則：①刀盤穩(wěn)定要求，為了使盾構機在掘進過程中保持良好姿態(tài)和穩(wěn)定性，刀盤受力必須盡量滿足空間力系平衡條件，即刀具傳遞給刀盤的側向荷載和所造成的傾覆力矩應最??；②等量破巖要求，在同一地層條件下，破巖量與刀具磨損量成正比，為了增加換刀效率與減少進倉次數(shù)，應盡量使每把刀具的破巖量相同，從而在一次進倉中更換更多的刀具，可以通過增加刀盤外邊緣區(qū)域刀具分布數(shù)量或減少刀間距以實現(xiàn)等量破巖；③順次破巖要求，先破巖的刀具安裝直徑應小于后破巖的刀具以提供破巖臨空面利于排碴.

1.2 刀具布置一般形式

刀具布置的一般形式有同心圓和螺旋線兩種，由于螺旋線布置形式可以滿足全斷面和順次破巖的要求，并且布置方式靈活，因此得到了廣泛地應用.

如上所述，針對螺旋線形的布置形式研究集中于定量的數(shù)學描述和刀盤受力影響，沒有形成統(tǒng)一的理論體系.對不同線形的螺線布置形式的受力情況和刀具破巖效果的影響少有研究.

2 反交錯雙螺旋線刀具布置形式實例

2.1 一般雙螺旋線布置形式

一般單螺旋線刀具布置示意圖如圖1 所示.圖中，ρ為極徑，ρ0 為極徑初始值（即初始動點到極點的距離），α為常系數(shù).

單螺旋線的定量描述為：

式中：θ為極角，θ0為初始極角.相鄰兩螺線間距離滿足：

設m為任一回轉半徑上所布置刀具的數(shù)目；n為螺線繞行一周上所布置的刀具數(shù)目，s為刀間距；Δφ為相鄰兩把刀具布置的相位差.

則有：

聯(lián)立式（2）—（4）可得：

由此，根據(jù)巖石特性確定出最優(yōu)刀間距s，根據(jù)刀盤結構形式算出相鄰滾刀布置相位差Δφ（通常滾刀順時或逆時針依次布置在刀盤輻條上），再通過試選定螺線數(shù)量，即可得到確定螺線形狀的常系數(shù)α值.

2.2 反交錯雙螺旋線布置形式

目前所有的文獻基本針對于一般螺旋線布置形式，對于特殊的螺旋線布置形式并無涉及，但螺旋線的布置形式是多樣的，并不是只有一種形式.國外的公司針對螺線的布置形式有著較為深入的研究，但成果通常嚴格保密.在研究基礎上發(fā)現(xiàn)，法國NFM公司生產(chǎn)的Φ10.8m 復合式盾構機使用了一種較為特殊的雙螺旋線布置方式（圖3），它與一般的雙螺旋線布置方式的不同在于：兩條螺線繞行方向相反且相互交叉，因此稱之為“反交錯雙螺線”.

反交錯雙螺線布置的基本特征如下：螺線1 和螺線2螺間距相同，螺線1逆時針繞行，初始極角＝0；螺線2順時針繞行，初始極角，并且初始極徑長度并不相同

圖4所示兩條反交錯螺線的表達式分別為

2.3 工程實例應用

獅子洋隧道盾構機的刀盤分為內(nèi)外兩個區(qū)域，每個區(qū)域由兩條螺旋線構成，兩個區(qū)域由一條過渡螺線連系，如圖5所示.正面滾刀刀間距為100mm，任一回轉半徑上均只有一把滾刀；內(nèi)區(qū)域螺距為400 mm，螺線繞行一周上滾刀布置4把，分別位于四根主輻條上；外區(qū)域螺距為800mm，每繞行一周布置滾刀8把，除4條主輻條外另增加4條輔助輻條.4條螺旋線的表達式及線上所布置滾刀號分別如下.

M14號滾刀未處于任何螺線中，它與M15號滾刀單獨構成一條過渡螺旋線，表達式為：ρ′＝2 188＋

3 刀盤正反轉滾刀破巖特征分析

圖7 獅子洋盾構機外區(qū)域滾刀位置Fig.7 Position of disc cutters in the outer region of shield for Shiziyang Tunnel

按照一般雙螺線形式布置的滾刀是嚴格關于刀盤中心對稱的，因此刀盤正反轉之下滾刀的破巖情形是相同的；而按反交錯雙螺旋線形式布置的滾刀并不關于中心對稱，因此正反轉情況下，滾刀的破巖次序是不同的。

以M01～M05五把滾刀為例，由于M01和M05安裝在同一輻條上，因此總是在巖面同一徑向上進行切割.設刀盤轉動一周需要時間為T，刀盤旋轉一周的滾刀貫入度為P，在切割過程中滾刀的實際破巖深度為h.

若刀盤按圖6所示位置順時針旋轉，則滾刀的切削順序為圖8所示，其中黑色實體部分代表螺線1上分布滾刀，斜線陰影部分代表螺線2上分布滾刀.設在t0時刻，巖面上某徑向位置剛好接觸M01 和M05（此時還未進行切割）；在t0＋T／4時刻，該位置在M01 和M05 處的切深已達到P／4，同時接觸M03；再經(jīng)歷T／4時間后，到t0＋T／2時刻，M01和M05位置的切深達到P／2，M03處的切深為P／4，此時M02開始接觸該部分巖面；以下依次分析.

圖8 刀盤順時針旋轉破巖次序Fig.8 Rock broken sequentially clockwise rotation by cutter head

若刀盤逆時針旋轉，同理分析，滾刀切削順序為如圖9所示.

圖9 刀盤逆時針旋轉破巖次序Fig.9 Rock broken sequentially anticlockwise rotation by cutter head

按照滾刀破巖理論，位于相鄰回轉半徑上兩把滾刀間產(chǎn)生的放射狀裂紋擴散至互相貫通時，滾刀間的巖體便會迅速脫落形成巖石碎片.科羅拉多礦業(yè)學院的研究結果表明，當滾刀以最優(yōu)刀間距破巖時，裂紋將沿直線以最短距離向相鄰滾刀方向擴展，裂紋擴展距離約為刀間距的一半，由此可知當切痕間距小于或等于最優(yōu)刀間距時，該區(qū)域內(nèi)的巖體才會破碎.據(jù)此，該螺線型刀具布置下的刀盤，順時針旋轉一周內(nèi)單位長度上切割巖體的體積約為1.5sP，如圖10所示；而逆時針旋轉一周內(nèi)單位長度上切割巖體的體積約為1.75sP，如圖11所示，因此逆時針情況下的破巖效率更高.

同時還可以發(fā)現(xiàn)順時針旋轉情況下，巖體破碎形態(tài)較為均勻，以兩把滾刀中心位置切痕對稱，如M01 和M03 的 破 巖 形 態(tài) 關 于M02 對 稱，M03 和M05的破巖形態(tài)關于M04對稱，；而逆時針旋轉情況下，靠近M05滾刀一側的破巖量明顯比靠近M01一側更多，不均勻破巖是造成逆時針旋轉破巖效率更高的根本原因，據(jù)此猜測提高破巖效率也是NFM公司在傳統(tǒng)對稱雙螺線刀具布置形態(tài)基礎上開發(fā)反交錯雙螺線布置形態(tài)的出發(fā)點之一.

4 刀具磨損特性分析

刀具磨損量受刀盤布局影響、地層特性和人為操作等諸多因素的影響.一般地，若只考慮布局因素，則越位于刀盤外側的刀具切削軌跡越長，刀具磨損量應隨著安裝半徑的增大而增大.統(tǒng)計盾構機長距離掘進過程中的換刀結果，可以消除地質(zhì)變化、人為操作等偶然影響因素.獅子洋盾構隧道SDII標段左線隧道在全斷面弱風化巖中掘進約3.3km，弱風化巖的飽和單軸抗壓強度為3.10～78.70 MPa，巖性軟硬差異較大.圖12所示的滾刀更換統(tǒng)計結果基本可以反映滾刀磨損與布局之間的相互關系.

圖12 刀具更換次數(shù)統(tǒng)計Fig.12 Statistical data of the replacements of cutter head

通過圖12 可以發(fā)現(xiàn)，滾刀磨損量并不表現(xiàn)出“隨安裝半徑的增大而增大”的一般規(guī)律，而是呈現(xiàn)出明顯的“波浪上升”形態(tài).

若不限定θ的取值范圍，聯(lián)立求解ρ3 和ρ4 的解析式，可以發(fā)現(xiàn)：θ＝kπ，k∈Z（Z為正整數(shù)），是兩者的公共解集.在此解集的位置恰好有滾刀布置，分別是M16、M20、M24、M28、M32、M36、M40 和M44.通過分析比較發(fā)現(xiàn)，除了M44 號滾刀外，位于波峰位置處的刀具均是螺線3和螺線4交叉位置處的滾刀.由于M44和M45號滾刀處于刀盤邊緣位置，做了特殊硬化處理，所以磨損量有了很大程度的減少，故M44號滾刀未處于波峰位置.螺線1和螺線2也有交叉，但在交叉位置未安裝滾刀，因此沒有上述現(xiàn)象.由此可見反交錯雙螺線在螺線交叉處的滾刀處于不利的磨損環(huán)境中，應著重保護該位置的滾刀，可以有效減少各滾刀間的差異磨損.

5 主要結論

（1）總結歸納了盾構機刀盤上刀具布置應滿足刀盤穩(wěn)定、等量破巖和順次破巖三項基本原則，并對刀盤螺旋線布置形式的研究現(xiàn)狀進行了評述分析，認為目前對雙螺線布置形式的研究集中于同向且無交叉形式的螺線形式.

（2）通過單螺線和一般雙螺線布置形式的定量描述，給出了一般情況下多條螺線布置形式的主要參數(shù)的求解方式.

（3）結合反交錯雙螺線布置形式的特點，給出其定量描述，并以獅子洋盾構隧道中的應用做了詳細的實例分析.

（4）分析了按反交錯雙螺線布置形式安裝刀具的刀盤，在正反轉兩種不同情形下，刀具破巖的次序和破巖效率，認為獅子洋盾構機刀盤順時針旋轉的破巖形態(tài)更加均勻，但破巖效率比逆時針旋轉情況下低14.3%.

（5）通過獅子洋隧道工程SDII標段刀具實際更換次數(shù)的統(tǒng)計結果，認為刀具整體磨損量大，并不適合軟硬巖性不均的地質(zhì)條件使用，且在雙螺線交叉處的刀具存在局部磨損量增大的情況.

最后，本文認為反交錯雙螺線刀具布置方式是刀具布置理論上一次探索性的嘗試，其主要目的是為了通過非對稱的螺線型布置使得刀盤在逆時針旋轉條件下破巖效率相對提高.但實際應用的效果表明，該布置形式下刀具的地層適應性較差，刀具磨損差異性大且磨損速率很快，對該刀具布置理念的優(yōu)缺點和應用領域還有待深入挖掘.

致謝：本文研究得到中鐵五局集團有限責任公司科研項目“深圳地鐵11號線寶碧區(qū)間復雜條件下盾構施工關鍵技術與風險控制研究”的支持.

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