李 增， 宋法亮， 趙海雷

(1. 盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 河南 鄭州 450001; 2. 中鐵隧道股份有限公司， 河南 鄭州 450001； 3. 中鐵隧道局集團(tuán)有限公司， 廣東 廣州 510000)

0 引言

全斷面隧道掘進(jìn)機(jī)(tunnel boring machine, TBM)作為巖石隧道最先進(jìn)的施工裝備，在我國已廣泛應(yīng)用于鐵路隧道工程、水利隧洞工程、城市軌道工程以及煤礦巷道工程等領(lǐng)域[1-2]。與傳統(tǒng)的鉆爆法相比，TBM法的優(yōu)點(diǎn)是可連續(xù)掘進(jìn)，同時(shí)完成破巖、出渣和支護(hù)等作業(yè)，具有較高的掘進(jìn)效率，其掘進(jìn)速度一般為常規(guī)鉆爆法的3～10倍，具有施工速度快、效率高、隧道成型好、對周邊環(huán)境影響小、作業(yè)安全及節(jié)省勞動(dòng)力等優(yōu)點(diǎn)，特別適合于長隧道的施工[3-5]。然而，TBM設(shè)備通用性差，針對不同的隧道工程，幾乎都需要“量體裁衣”地進(jìn)行設(shè)計(jì)[6-8]。若TBM的選型以及采用的施工技術(shù)不能適應(yīng)所建工程的地質(zhì)特征，往往會(huì)增加施工風(fēng)險(xiǎn)，導(dǎo)致工程進(jìn)度嚴(yán)重滯后，并造成重大經(jīng)濟(jì)損失[9-12]。例如，印度克什米爾、中國云南省和臺(tái)灣省3地所使用的3臺(tái)TBM由于選型和施工措施不當(dāng)，施工中遇險(xiǎn)，最終改為鉆爆法施工[13]。另外，在眾多的TBM施工案例中，發(fā)生了很多TBM被困的事故，針對TBM脫困技術(shù)，有很多專家和學(xué)者進(jìn)行了研究。例如： 尚彥軍等[14]研究了圍巖蠕變發(fā)生條件和護(hù)盾變形破壞機(jī)制，提出人工擴(kuò)挖旁洞、鋼拱架支撐和超前導(dǎo)洞等工程處理措施; 李久平等[15]結(jié)合遼寧省大伙房水庫輸水工程TBM標(biāo)段施工過程中出現(xiàn)的設(shè)備卡機(jī)事故，提出塌腔回填、上導(dǎo)洞開挖、反向超前支護(hù)等措施。以上研究雖然提出了TBM卡機(jī)時(shí)常規(guī)的處理方法，能使TBM脫困，但并不能從根本上解決問題。本文針對高黎貢山平導(dǎo)隧道現(xiàn)場卡機(jī)實(shí)際情況，采用調(diào)研、對比與專家論證的方法，分析刀盤被卡的原因，從TBM本身存在的問題入手，研究并實(shí)施了護(hù)盾延伸方案，從根本上解決了TBM由于設(shè)計(jì)原因?qū)е碌臄鄬悠扑閹У貙覶BM刀盤被卡的問題，可供類似工程參考，并為TBM設(shè)備改造和新機(jī)制造提供實(shí)踐基礎(chǔ)。

1 工程概況

大瑞鐵路全長約330 km，東起大理站，西至中緬口岸瑞麗市，穿越云南省西部的蒼山、怒山、高黎貢山等山脈，跨越怒江、瀾滄江、西洱河，沿線地質(zhì)地貌復(fù)雜。制約大瑞鐵路貫通的關(guān)鍵性工程高黎貢山隧道全長34.5 km，是目前國內(nèi)在建第1特長單線鐵路隧道，是世界第7長大隧道[16]。高黎貢山隧道地質(zhì)縱斷面見圖1。

圖1 高黎貢山隧道地質(zhì)縱斷面

高黎貢山隧道出口施工段主要地層巖性為燕山期花崗巖(8 810 m)、中泥盆系回賢組白云巖(290 m)、斷層角礫(90 m)、物探Ⅴ級異常帶(840 m)、志留系中上統(tǒng)灰?guī)r、白云巖夾石英砂巖(460 m)。TBM掘進(jìn)段Ⅱ級圍巖2 040 m，占比16.9%； Ⅲ級圍巖5 230 m，占比43.3%； Ⅳ級圍巖3 580 m，占比29.7%； Ⅴ級圍巖1 220 m，占比10.1%。花崗巖地段石英含量為35%～60%，巖體單軸飽和抗壓強(qiáng)度為4.6～65.2 MPa。無論從Ⅳ、Ⅴ級圍巖的占比，還是從圍巖的抗壓強(qiáng)度來說，都體現(xiàn)出了高黎貢山隧道地質(zhì)破碎的特點(diǎn)。

高黎貢山隧道施工平面布置見圖2。高黎貢山隧道采用TBM法與鉆爆法相結(jié)合的施工方案，出口段正洞和平導(dǎo)分別采用直徑為9.03 m和6.36 m的敞開式TBM施工。平導(dǎo)TBM是原用于重慶地鐵后經(jīng)過再制造的TBM，計(jì)劃掘進(jìn)長度10.18 km。

2 卡機(jī)事故及護(hù)盾延伸的必要性分析

2.1 護(hù)盾改造前狀況

改造前TBM護(hù)盾與刀盤后部的間隙較大(見圖3(a))，間隙達(dá)到36 cm，導(dǎo)致TBM在破碎坍塌地層掘進(jìn)存在巨大的隱患。破碎坍塌地層刀盤的工作狀況見圖3(b)，當(dāng)?shù)侗P頂部有塌方時(shí)，較大的石頭會(huì)直接卡在刀盤與護(hù)盾之間，稍大的石塊(直徑300 mm左右)會(huì)從刀盤背部的間隙進(jìn)入刀艙。這將導(dǎo)致刀盤轉(zhuǎn)動(dòng)阻力增大，甚至卡死刀盤，壓死皮帶機(jī)。

平導(dǎo)TBM在初始掘進(jìn)2 km范圍內(nèi)發(fā)生了3次較嚴(yán)重的卡機(jī)事故，給施工帶來了巨大的困難和挑戰(zhàn)。

第1次卡機(jī)發(fā)生在樁號PDZK225+287.461處?，F(xiàn)場實(shí)際地質(zhì)揭示掌子面巖性以粗顆?；◢弾r為主，圍巖破碎松散，遇水軟化蝕變，節(jié)理密集切割，層間夾雜黃褐色風(fēng)化銹蝕物，膠結(jié)差，穩(wěn)定性差； 地下水發(fā)育，以淋水狀為主，局部股狀發(fā)育，水質(zhì)澄清，夾雜粉細(xì)砂顆粒流出，現(xiàn)場實(shí)測涌水量約50 m3/h。拱頂10～2點(diǎn)范圍發(fā)生坍塌，塌腔高約4 m，縱深1～3 m，呈三角漏斗狀。刀盤四周及前方以巨塊狀坍塌體為主，大的石塊卡在刀盤和護(hù)盾之間，小的碎石通過護(hù)盾和刀盤之間的寬縫壓死1號皮帶機(jī)，造成TBM卡機(jī)。施工現(xiàn)場通過采取刀盤周邊及隧底清渣、干噴混凝土封閉掌子面以及化學(xué)灌漿等聯(lián)合措施脫困。

第2次卡機(jī)發(fā)生在樁號PDZK225+039.175處。通過現(xiàn)場觀察，TBM刀盤轉(zhuǎn)動(dòng)過程中掌子面圍巖持續(xù)失穩(wěn)坍塌，松散體不斷掉入刀盤，頻繁壓死皮帶機(jī)。最終，由于TBM刀盤和護(hù)盾間隙過大，在大巖塊和散落碎石共同作用下導(dǎo)致TBM再次卡機(jī)。掌子面實(shí)際揭示地質(zhì)條件較差，圍巖松散破碎，地下水較發(fā)育。施工現(xiàn)場采取適當(dāng)封閉刮渣口、加快清渣速度、出露護(hù)盾圍巖加強(qiáng)支護(hù)、撐靴部分注漿加固以及刀盤周邊松散體化學(xué)灌漿加固等措施脫困。

圖2 高黎貢山隧道施工平面布置(單位： m)

(a) 改造前護(hù)盾與刀盤間隙

(b) 改造前破碎帶地層刀盤工作狀況

第3次卡機(jī)發(fā)生在樁號PDZK224+313處?，F(xiàn)場實(shí)際地質(zhì)揭示，掌子面及拱部圍巖破碎，巖體風(fēng)化程度高，主要為粗顆粒狀松散堆積體，夾雜大塊渣體，巖質(zhì)較軟，局部滲滴水，拱部12～3點(diǎn)范圍出現(xiàn)塌腔，塌腔在掌子面方向縱向長度約1.5 m、徑向高度約1.0 m。顆粒狀沙石夾雜大塊狀渣體掉落在刀盤內(nèi)部及卡在刀盤與護(hù)盾之間，導(dǎo)致皮帶機(jī)頻繁壓死和轉(zhuǎn)矩過載，致使TBM卡機(jī)?，F(xiàn)場首先通過刀盤前方及拱頂部位化學(xué)灌漿加固，刀盤前方及周邊清渣，盾尾后方松散破碎部位安裝鋼筋排、預(yù)埋注漿管、拱部范圍拱架采用槽鋼縱向連接，破碎圍巖出露護(hù)盾應(yīng)急噴混凝土等措施進(jìn)行處理，但并未起到明顯效果，刀盤仍然難以轉(zhuǎn)動(dòng)。針對這一狀況，決定在護(hù)盾頂部采取人工小導(dǎo)洞的方法進(jìn)入刀盤前方，人工處理不良地質(zhì)段后TBM通過。

2.2 護(hù)盾延伸的必要性分析

第1次卡機(jī)經(jīng)過20 d處治TBM才完全脫困，造成人工費(fèi)、電費(fèi)、機(jī)車使用費(fèi)、TBM維保費(fèi)用等間接損失146萬，因停機(jī)影響掘進(jìn)產(chǎn)值約510萬，嚴(yán)重滯后了工期。

第2次脫困歷時(shí)20 d，造成人工費(fèi)、電費(fèi)、機(jī)車使用費(fèi)、TBM維保費(fèi)用等間接損失153萬，因停機(jī)影響掘進(jìn)產(chǎn)值約510萬，施工工期進(jìn)一步滯后。

從第3次TBM被卡至TBM完全脫困耗時(shí)32 d，造成人工費(fèi)、電費(fèi)、機(jī)車使用費(fèi)、TBM維保費(fèi)用等間接損失225萬，因停機(jī)影響掘進(jìn)產(chǎn)值約816萬。

對3次卡機(jī)事故進(jìn)行研究可知，卡機(jī)處均為斷層破碎坍塌段，且3次卡機(jī)事故均是由大量坍塌巖塊卡在刀盤和護(hù)盾的縫隙之間以及散落的碎石從縫隙掉落到刀艙內(nèi)壓死皮帶機(jī)所致?；谝陨显颍C明TBM護(hù)盾與刀盤間隙過大是導(dǎo)致3次事故的主要原因。因此，進(jìn)行洞內(nèi)TBM護(hù)盾延伸改造，減小護(hù)盾與刀盤之間的距離，對降低坍塌破碎段刀盤被卡的風(fēng)險(xiǎn)尤為重要。

3 護(hù)盾延伸方案及可行性分析

3.1 護(hù)盾延伸方案說明

由于卡機(jī)過程中巖塊被卡的范圍主要為頂護(hù)盾與緊鄰的2個(gè)頂護(hù)盾的位置，本次改造方案計(jì)劃將圖4中143°角范圍內(nèi)的3段頂護(hù)盾A、B、C向刀盤方向延伸465 mm。圖5為頂護(hù)盾延伸改造前后的對比圖，延伸后的護(hù)盾與刀盤的耐磨環(huán)距離為50 mm，焊接以前，在頂護(hù)盾母板不動(dòng)的情況下，需要將頂護(hù)盾前端的MACALELY角鋼割去200 mm，與頂護(hù)盾搭接100 mm，為保證延伸結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定，在延伸鋼板下面采用筋板與頂護(hù)盾相連接。

圖4 頂護(hù)盾延伸角度示意圖

(a) 改造前

(b) 改造后

Fig. 5 Comparison of top shield extension before and after rehabilitation (unit: mm)

3.2 護(hù)盾延伸方案的可行性分析

護(hù)盾延伸改造方案是否可行，主要從以下3個(gè)方面進(jìn)行分析： 護(hù)盾延伸改造之后的有效行程分析； 拱頂收斂和塌方工況下頂護(hù)盾均勻受力分析； 拱頂收斂和塌方工況下頂護(hù)盾受力偏載分析。若以上3個(gè)條件均滿足要求，則護(hù)盾延伸方案可行。具體分析過程如下。

3.2.1 護(hù)盾延伸改造后有效行程分析

經(jīng)改造加長護(hù)盾后，為保證護(hù)盾與刀盤尾部錐形部位之間不會(huì)發(fā)生干涉，計(jì)劃在護(hù)盾與刀盤之間預(yù)留85 mm間隙。鑒于此,需要將護(hù)盾導(dǎo)向柱增加100 mm限位，這將導(dǎo)致護(hù)盾的有效行程縮小100 mm。原油缸的行程是225 mm，改造后有效行程變?yōu)?25 mm，頂護(hù)盾距離開挖巖面距離為75 mm，改造之后的擴(kuò)挖能力仍為50 mm，不影響刀盤擴(kuò)挖。

3.2.2 拱頂收斂和塌方工況下頂護(hù)盾均勻受力分析

在拱頂收斂和塌方工況下，圍巖均勻擠壓頂護(hù)盾，導(dǎo)致頂護(hù)盾油缸溢流縮回，頂護(hù)盾完全作用在機(jī)頭架限位塊上。由頂護(hù)盾油缸與下部限位共同承擔(dān)外載荷。假設(shè)外載荷集中作用在中間頂護(hù)盾，受力狀況通過三維建模進(jìn)行分析。

1)對頂護(hù)盾進(jìn)行三維建模，并對其進(jìn)行自由網(wǎng)格劃分，如圖6所示。

(a) 三維模型

(b) 自由網(wǎng)格劃分

2)添加盾體材料屬性。盾體材料為ASTM A-36(對應(yīng)國內(nèi)材料為Q235)，厚度為60 mm的Q235鋼板屈服強(qiáng)度約為215 MPa。

3)添加約束和外載荷。根據(jù)護(hù)盾工作的實(shí)際情況，在中間頂護(hù)盾導(dǎo)向套添加X方向約束，在導(dǎo)向柱與限位塊接觸處添加Y向約束。在中間頂護(hù)盾添加外部載荷為4 500 kN(為頂護(hù)盾油缸總作用力的1.5倍)，均勻的作用在頂護(hù)盾上面，頂護(hù)盾油缸溢流設(shè)置為24 MPa(4根頂護(hù)盾油缸共承受3 010 kN的豎直壓力)，如圖7所示。

圖7 均勻受力條件下中間頂護(hù)盾添加的約束和外載荷示意圖

Fig. 7 Sketch of constraint condition and load adding on intermediate top shield under uniform bearing stress

4)建模結(jié)果受力分析。基于圖8中間頂護(hù)盾應(yīng)力云圖的分析結(jié)果，得知頂護(hù)盾所受最大應(yīng)力為151 MPa。該結(jié)果小于盾體材料的屈服強(qiáng)度(215 MPa)，且出現(xiàn)在盾體筋板處，因此該工況下延伸護(hù)盾長度對整個(gè)盾體受力影響并不明顯，完全不影響TBM的正常工作。

圖8 均勻受力條件下中間頂護(hù)盾應(yīng)力云圖(單位： Pa)

Fig. 8 Stress nephogram of intermediate top shield under uniform bearing stress (unit: Pa)

3.2.3 拱頂收斂和塌方工況下頂護(hù)盾受力偏載分析

基于3.2.2節(jié)的前2步，先對三維模型頂護(hù)盾添加約束和外載荷，之后對其受力情況進(jìn)行分析，以確定其能否滿足掘進(jìn)要求。

3.2.3.1 添加約束和外載荷

根據(jù)護(hù)盾工作時(shí)的實(shí)際情況，在中間頂護(hù)盾導(dǎo)向套添加X方向約束，在頂護(hù)盾與油缸連接處添加Y向約束。在中間頂護(hù)盾前端3.2 m范圍內(nèi)作用偏載荷，大小為3 010 kN(4根頂護(hù)盾油缸最大作用力)，如圖9所示。

圖9偏載條件下中間頂護(hù)盾添加的約束和外載荷示意圖

Fig. 9 Sketch of constraint condition and load adding on intermediate top shield under unbalanced loading

3.2.3.2 建模結(jié)果受力分析

基于圖10中間頂護(hù)盾應(yīng)力云圖的分析結(jié)果，得知頂護(hù)盾所受最大應(yīng)力為169 MPa。該應(yīng)力小于盾體材料的屈服強(qiáng)度(215 MPa)，且出現(xiàn)在盾體筋板處，所以該工況下延伸護(hù)盾長度對整個(gè)盾體受力影響并不明顯，完全不影響TBM的正常工作。因此，增加前部頂護(hù)盾盾體長度后，盾體仍有較高的安全系數(shù)。

圖10 偏載條件下中間頂護(hù)盾應(yīng)力分析云圖(單位： Pa)

Fig. 10 Stress nephogram of intermediate top shield under unbalanced loading (unit: Pa)

基于以上護(hù)盾改造后有效行程的分析和2種工況下護(hù)盾受力分析可知，護(hù)盾延伸后可以滿足TBM正常掘進(jìn)及安全施工的要求，護(hù)盾延伸方案可行。

4 改造技術(shù)

4.1 延伸護(hù)盾順序

護(hù)盾改造焊接工作為頂護(hù)盾143°范圍位置。因此，可以將延伸護(hù)盾A、B、C一次性定位完成后按順序焊接。做好防水、衛(wèi)生清理、打磨、材料準(zhǔn)備等工作后開始施工。本次焊接總體任務(wù)量為： 筋板29 m，延伸鋼板11 m，伸縮套3 m，焊縫合計(jì)長度約為43 m。延伸護(hù)盾定位的工序如下。

1)將圖4所示的頂護(hù)盾A、B、C 3部分的鋼筋排支護(hù)系統(tǒng)切除200 mm(其中100 mm為護(hù)盾外，100 mm為護(hù)盾內(nèi)搭接部分)，打磨平整。

2)將焊接材料通過護(hù)盾頂部開挖的進(jìn)風(fēng)口(1.0 m×1.0 m)送至作業(yè)區(qū)內(nèi)。

3)定位頂護(hù)盾A部分的筋板。該護(hù)盾的筋板一共7塊。每塊間距約680 mm，根據(jù)圖11所示的位置，平均分布，依次定位，采用直角板修正角度，保證筋板外露面與頂護(hù)盾平行。確認(rèn)無誤后每一塊筋板兩側(cè)需要段焊100 mm固定，防止定位延伸鋼板碰撞變形或者脫落。

圖11 頂護(hù)盾A筋板焊接示意圖

4)對于定位頂護(hù)盾A的延伸鋼板，利用土建期間定位好的吊點(diǎn)，使用2個(gè)1 t手拉葫蘆輔助定位，將延伸鋼板放于筋板與頂護(hù)盾上，將延伸鋼板與鋼筋排支護(hù)系統(tǒng)靠齊(延伸鋼板放于頂護(hù)盾后高度與鋼筋排一致)，然后測平定位，定位完成后點(diǎn)焊固定。然后頂部、兩側(cè)各段焊100 mm，確保牢固，焊接不變型。

5)頂護(hù)盾B、C筋板的定位與鋼板的延伸，筋板每側(cè)定位5塊，間隔400 mm，定位按第3步進(jìn)行，鋼板延伸按第4步進(jìn)行。

6)定位頂護(hù)盾限位套。將頂護(hù)盾油缸伸出，使頂護(hù)盾最外側(cè)低于刀盤耐磨環(huán)25 mm，然后將圖12所示a位置用30 mm厚鋼板延長至b位置，一共4個(gè)面。

7)所有定位工作完成后，對頂護(hù)盾A、B、C及伸縮套同時(shí)進(jìn)行焊接工作。

(a) 定位前

(b) 定位后

Fig. 12 Comparison of top shield stop collar before and after location

4.2 延伸護(hù)盾焊接關(guān)鍵技術(shù)

1)用角磨機(jī)將所有焊接坡口打磨干凈，用烤槍將需焊接的部位加熱到80 ℃，預(yù)熱范圍從焊縫向兩側(cè)預(yù)熱≥100 mm。定位焊時(shí)，調(diào)節(jié)定位焊電流比正式焊接時(shí)大20%～25%，焊接速度控制在10～15 cm/min。定位焊縫長度為70～100 mm。定位焊縫作為正式焊縫的一部分不得存在未焊透、裂紋等缺陷。定位焊縫上若出現(xiàn)氣孔或裂紋時(shí)，必須及時(shí)清除后重焊。

2)為防止焊接時(shí)應(yīng)力變形，需對稱焊接。即在鋼板左側(cè)焊接完成100 mm后，也需在右側(cè)焊接100 mm，兩側(cè)分別焊接完成200 mm后就可以進(jìn)行正常堆焊，焊接完成后自然冷卻12 h以上才可與水接觸。

3)所有要求全熔透焊接的焊縫必須在焊接完成自然冷卻至室溫后探傷，若焊縫表面缺陷超標(biāo)時(shí),即存在氣孔、夾渣、焊瘤、余高過大等缺陷,需用砂輪打磨、鏟鑿、鉆、銑、碳刨等方法去除，必要時(shí)需對焊縫母材、咬邊、弧坑未填滿等進(jìn)行補(bǔ)焊。

4)焊接時(shí)，厚板采用多層、多道焊，一次焊接厚度應(yīng)不大于5 mm，不得一次擺動(dòng)超過20 mm，以減少熱輸入量。焊接過程中及焊接完成后，不得采用鼓風(fēng)機(jī)或電風(fēng)扇對構(gòu)件吹風(fēng)或者水澆等方式加快焊縫冷卻速度。

5)在洞內(nèi)環(huán)境下為防止延長護(hù)盾與原護(hù)盾焊接時(shí)不翹起、不變形，需采取以下2種措施： 將延伸端頭與刀盤選用10 cm長度角鋼進(jìn)行焊接固定，防止焊接時(shí)翹起； 選用80 cm長角鋼放置在延伸部分與原護(hù)盾上，一端與延伸端頭對齊，另一端延伸至母版，并輔以點(diǎn)焊，如延伸部分焊接時(shí)發(fā)生變形，則通過角鋼與母版間隙就可以進(jìn)行判斷并提前處理。

5 改造效果

圖13為護(hù)盾延伸改造后的實(shí)物圖，顯示了改造后刀盤與護(hù)盾之間的位置關(guān)系。延伸后的護(hù)盾與刀盤的間隙為50 mm。TBM從2018年7月18號改造完成至今，已經(jīng)順利掘進(jìn)1 500 m左右，其中Ⅳ、Ⅴ級圍巖占比實(shí)際達(dá)到67%，并未見大石塊卡在刀盤和護(hù)盾之間。體積較小的石塊和石渣則通過刀盤背部刮渣板進(jìn)入刀盤，進(jìn)而通過皮帶輸出，降低了刀盤卡死的風(fēng)險(xiǎn)，提高了掘進(jìn)效率。護(hù)盾的有效改造，不僅減少了施工過程中的巨大風(fēng)險(xiǎn)，同時(shí)為節(jié)約成本和保證工期做出了巨大的貢獻(xiàn)。

圖13 改造后刀盤與護(hù)盾之間位置關(guān)系

Fig. 13 Position relationship between cutterhead and shield after rehabilitation

6 結(jié)論與建議

高黎貢山平導(dǎo)隧道TBM護(hù)盾延伸改造工作中克服了空間狹小、改造要求精度高等難題，護(hù)盾與刀盤間距由原來的360 mm縮減為50 mm。實(shí)踐表明，護(hù)盾改造效果明顯，不僅減小了施工過程中的卡機(jī)風(fēng)險(xiǎn)，而且節(jié)約了成本，保證了工期，也為今后類似工程中遇到相同的問題提供了寶貴的實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)。

此外，基于護(hù)盾延伸改造過程中遇到的問題和難點(diǎn)，提出以下建議：

1)首先要保證現(xiàn)場管理有序，不能發(fā)生危及人身和財(cái)產(chǎn)安全的事故；

2)如有類似案例再次發(fā)生，建議選擇良好圍巖區(qū)域進(jìn)行改造，并將護(hù)盾收回極限位定位，最大限度減小圍巖擠壓護(hù)盾而導(dǎo)致的延伸結(jié)構(gòu)與原結(jié)構(gòu)變形；

3)焊接時(shí)需要保持對稱，并需要輔助限位裝置，防止延伸部分應(yīng)力變形；

4)在今后的刀盤和護(hù)盾設(shè)計(jì)中，需要考慮地質(zhì)情況。