范 磊， 蔣鵬鵬， 薛廣記

(中鐵工程裝備集團有限公司， 河南 鄭州 450016)

0 引言

隨著人民生活水平的不斷提高，現(xiàn)代城市對地下停車場的需求日趨增多，而城市空間狹窄、環(huán)保要求高，對修建提出了少圍擋、少塵土、少擾民的要求，而矩形頂管機正是因上述優(yōu)點在地鐵出入口、城市過街人行通道等項目[1-2]建設中得到廣泛應用，也為地下停車場的非明挖機械化施工提供了新的解決思路。

常規(guī)矩形頂管機均為固定設備截面，只能施工單一斷面隧道，但地下停車場的空間結構布置受制于地面建筑物布局、施工工法的影響，頂管設計往往面臨差異較大的多個截面的約束條件[3-4]，為提高矩形頂管設備的斷面適應性、降低設備成本、方便運輸，研究開發(fā)分體組合式矩形頂管機迫在眉睫。

在組合式矩形頂管機方面，除日本的R-SWING三聯(lián)式掘進機、滾筒式矩形掘進機[5-7]外，國內(nèi)外相關研究較少，上述2種設備分體組合采用大量螺栓或焊接的形式連接，存在成本高或拆裝工作量大的缺點；同時，現(xiàn)有分體設備也僅能適應直線施工，通過主推油缸的上下、左右壓力差進行簡單的糾偏，糾偏響應速度慢，糾偏效果差，施工精度低[8]。此外，分體組合式掘進機開挖形式為非旋轉(zhuǎn)切削形式、油缸驅(qū)動擺動刀盤形式或滾筒截割頭形式，均對地層擾動較大[9]。另一方面，分體組合式掘進機由于設備拆分的需求，無法像常規(guī)矩形頂管機一樣，采用低擾動、多刀盤、多驅(qū)動結構[10]進行布置，刀盤、驅(qū)動只能設計得更小(刀盤直徑<3 m)，而且小刀盤驅(qū)動扭矩設計只能通過以往施工經(jīng)驗預估，尚無理論依據(jù)。對此，本文對矩形頂管機分體組合式結構的適應性、位姿控制、組合式小刀盤開挖系統(tǒng)設計等關鍵技術展開研究。

1 依托工程概況

本研究依托中鐵裝備廠區(qū)地下停車場項目(平面布置如圖1所示)，該停車場共設置2個停車單元，每個停車單元包括兩側的停車區(qū)與中間的行車道。工程共分7條隧道，每條隧道頂進長度為62 m，頂板埋深為3 m，底板埋深為8 m。停車場主體結構頂管段主要穿越粉土層和粉砂層，地下水類型為淺水，富存于下部細砂層，水位年變幅為2 m，主體結構位于地下水位以上。

圖1 地下停車場平面布置圖

圖2和圖3示出施工過程及成型停車場。7條隧道采用2種開挖斷面，中部由1#—5#隧洞采用裝配組合后的矩形頂管機進行頂進施工，施工管節(jié)為A型；兩側6#和7#隧洞采用分體矩形頂管機進行掘進，施工管節(jié)為B型。各隧洞內(nèi)相鄰管節(jié)貼合部位采用可拆卸鋼支撐結構，待相鄰管節(jié)頂進施工完成后，在A型管節(jié)中部設置鋼梁及立柱結構，再拆除兩側臨時鋼支撐結構，并澆筑搭接點，最終形成大斷面的地下停車場。

圖2 管節(jié)及施工示意圖

圖3 地下停車場縱斷面示意圖

2 分體組合式矩形頂管機關鍵技術

為滿足裝配式地下停車場施工工藝及尺寸需求，分體組合式矩形頂管機將分體單元設計為2.87 m×5.02 m的正矩形結構，2臺相同的單元體左右貼合組成合體頂管機(5.74 m×5.02 m)，如圖4所示。分體組合式矩形頂管既需要滿足組合后的整體設備施工要求，又要滿足拆分后的分體設備單獨施工要求，這給設備設計帶來諸多挑戰(zhàn)，如：組合限位、管線聯(lián)通、連接密封等結構設計；淺覆土、零間距掘進正矩形頂管機位姿控制；組合式小刀盤驅(qū)動能力合理化配置等。

圖4 分體組合式矩形頂管機示意圖

2.1 分體組合結構適應性設計

可拆卸結構一般采用螺栓連接，而左右連接式盾體在吊裝和推進過程中連接螺栓的主要受力形式為橫向工作剪力。若采用鉸制孔螺栓連接，螺栓桿需承受剪切，且由于設備重量達到數(shù)百t，為滿足連接強度需求，需增加螺栓數(shù)量或結構尺寸，而且鉸制孔螺栓連接螺栓桿與孔壁之間無間隙，勢必會對加工定位精度提出更高的要求；而采用普通螺栓連接時，是依靠螺栓預緊力產(chǎn)生的摩擦力來抵抗橫向工作剪力，因此，用該種連接方式抵抗單位橫向工作載荷時需要保持較大的預緊力，這也會造成螺栓數(shù)量或結構尺寸的增加[11]。為避免上述螺栓連接缺陷，提高分體設備連接可靠性，本項目創(chuàng)新設計了盾體連接減載卡板，如圖5所示。這樣可直接將橫向工作載荷剪力、擠壓力直接轉(zhuǎn)換到卡板上，而螺紋只是保證連接，不再承受工作載荷，減少了連接螺栓的數(shù)量和大小，同時提高了工作穩(wěn)定性。

(a) 主視圖

1—減載卡板; 2—密封O圈; 3—定位銷組件; 4—連接螺栓組件; 5—1#盾體; 6—2#盾體； 7—卡板固定螺釘。

(b) 剖視圖

圖5盾體連接結構

Fig. 5 Shield connection structure

組合式頂管機的兩分體單元盾體通過螺栓+卡板連接，基于功能需求的盾體連接用孔設計如圖6所示。為保證安裝精度，在連接面上設計有定位銷孔；為避免結合面及連接螺栓在施工過程中受到泥水腐蝕，在連接螺栓的外側、卡板與兩側盾體間均設置橡膠O圈進行密封，以保證組合式頂管機的整體性及密封性要求。此外，在兩分體單元前盾和尾盾上均布置有電氣、液壓、流體管線，以保證兩設備組合后成為一體，并在連接面上開設特殊通道孔。頂管機分體工作時，則將減載卡板替換為封板，通過卡板螺釘固定，達到封堵系列連接用孔的目的。

1—定位銷孔; 2—特殊通道孔; 3—密封槽; 4—螺栓孔; 5—卡板凹槽。

圖6盾體連接用孔

Fig. 6 Shield connection hole

2.2 分體組合式矩形頂管機位姿控制設計

針對3 m淺覆土、零間距工況下的分體組合式正矩形頂管機施工，本文提出多重手段協(xié)同糾偏策略，如圖7所示。針對姿態(tài)軸線偏移問題，提出以糾偏油缸為主，雙螺旋輸送機互饋出渣為輔的協(xié)同糾偏策略；針對姿態(tài)滾轉(zhuǎn)問題，提出多刀盤轉(zhuǎn)向轉(zhuǎn)速控制與主機周向多點加壓控制相結合的自動糾滾策略。

Ii為電流輸入；Io為電流輸出;p為渣土壓力；pi為壓力輸入；po為壓力輸出。

圖7控制原理圖

Fig. 7 Principle of control method

2.2.1 軸線偏移控制

2.2.1.1 糾偏油缸糾偏

為適應地下停車場的正矩形管片，保證設備糾偏密封效果，將前盾尾部設計為外方內(nèi)圓角矩形結構，外方內(nèi)圓殼體所圍合的箱型體通過小筋板連接；尾盾前段伸入前盾鉸接的部分設計為圓角矩形形狀，如圖8(a)所示。不同于常規(guī)矩形頂管機，分體組合式矩形頂管機鉸接設計不僅需要滿足單體工作的糾偏，還需滿足合體后的糾偏需求，設備貼合面鉸接處采用“咬合”結構設計(如圖8(b)中序號4所示)，保證組合后的前盾在糾偏油缸的帶動下相對尾盾左右擺動調(diào)向。

(b) 俯視圖

1—1#前盾; 2—盾體連接單元; 3—2#前盾; 4—鉸接密封; 5—2#尾盾; 6—1#尾盾; 7—糾偏油缸; 8—螺旋輸送機座。

圖8盾體糾偏設計

Fig. 8 Shield deviation rectifying design

為實現(xiàn)上下、左右機頭調(diào)向，采用糾偏油缸分組布置，在分體單元單獨工作時糾偏油缸四側布置，兩單元組合后取消貼合部位糾偏油缸，如圖8(b)所示。糾偏時，結合導向系統(tǒng)實時提供的各組糾偏油缸位移，將采用閉環(huán)控制方法得到的每組糾偏油缸位移值與實際測量值比較，根據(jù)上下偏差與左右偏差大小，遵循先大后小的原則進行糾偏。左右糾偏時，上下2組油缸浮動；上下糾偏時，左右2組油缸浮動；在油缸位移達到糾偏設定值時，所有油缸鎖止保壓。以此實現(xiàn)糾偏油缸各組位移始終滿足糾偏路徑的要求，如圖9所示。

2.2.1.2 雙螺旋輸送機協(xié)同控制糾偏

組合后設備跨度大，加之盾體土艙中貼合側板的存在(如圖8序號2所示)，正矩形斷面左右土艙間渣土流動性差，且雙艙的土壓分布不均衡易對矩形頂管機形成偏移負載，引起軸線偏差。對此，提出了雙螺旋輸送機聯(lián)合出渣方法(如圖10所示)。通過土艙兩側螺旋輸送機伸入土艙位置進行的實時土壓檢測，并基于RBF神經(jīng)網(wǎng)絡控制算法，對雙螺旋輸送機的轉(zhuǎn)速進行協(xié)調(diào)控制，再通過調(diào)節(jié)渣土排出量達到土艙左右壓力調(diào)節(jié)糾偏的目的，其控制示意圖見圖10。

圖9 糾偏控制框

圖10 雙螺機出渣控制示意圖

2.2.2 滾轉(zhuǎn)控制

組合式矩形頂管機在掘進過程中，由于斷面是矩形，發(fā)生滾轉(zhuǎn)時對管節(jié)成型質(zhì)量及最終成型隧道的使用有很大影響，所以針對預防設備滾轉(zhuǎn)偏差的設計研究是十分必要的。

2.2.2.1 多刀盤反扭矩糾滾

根據(jù)頂管機滾轉(zhuǎn)現(xiàn)象，利用刀盤旋轉(zhuǎn)切削的反扭矩效應，通過調(diào)整刀盤轉(zhuǎn)向反向扭矩糾滾盾體姿態(tài)，如圖11所示。通過順時針旋轉(zhuǎn)2大刀盤，使盾體逆時針滾轉(zhuǎn)(見圖11(a))；通過逆時針旋轉(zhuǎn)2大刀盤，使盾體順時針滾轉(zhuǎn)(見圖11(b))。

2.2.2.2 盾體周邊多點加壓糾滾

在盾體周邊均勻布置黏土注入口(見圖12(a))，控制局部注漿量，依靠擠壓反作用力進行糾滾，逆時針糾滾示意圖如圖12(b)所示。此外，盾體周邊多點加壓除具有上述糾滾功能外，亦可通過單邊注漿控制模式輔助進行上下、左右糾偏。

(a) 逆時針糾滾

(b) 順時針糾滾

(a) 黏土注入縱斷面圖

(b) 黏土注入橫斷面圖

2.3 組合式小刀盤開挖系統(tǒng)設計

由于頂管機盾體分體結構設計導致開挖系統(tǒng)無法布置大刀盤，為適應長方形斷面開挖需求，只能采用小刀盤層疊布置，以開挖率最大、刀盤攪拌最充分為優(yōu)化目標[12]。分體單元刀盤布置采用一大(φ2 850 mm)四小(φ1 420 mm)2種刀盤結構形式。

在驅(qū)動能力配置上，因本項目刀盤直徑均在3 m以下，傳統(tǒng)盾構隧道標準規(guī)范建議的刀盤扭矩系數(shù)計算公式針對小刀盤已不再適應[13]，所以本次驅(qū)動能力設計參考了大量以往異形掘進機小刀盤(直徑3 m以下)經(jīng)驗設計數(shù)據(jù)，且針對刀盤直徑對扭矩系數(shù)的影響系數(shù)，用OriginPro軟件進行離散點回歸分析，如圖13所示。

圖13 刀盤直徑對應扭矩系數(shù)離散點回歸分析

Fig. 13 Discrete point regression analysis of cutterhead diameter corresponding to torque coefficient

通過回歸分析得到直徑3 m以下小刀盤驅(qū)動扭矩系數(shù)計算公式

α=α0+α傳統(tǒng)=-14×D+42+α1α2α3。

(1)

式中:α0為新引入刀盤直徑對扭矩系數(shù)的影響系數(shù);D為刀盤直徑; α傳統(tǒng)為傳統(tǒng)扭矩系數(shù);α1、α2、α3分別是與刀盤支承方式、土質(zhì)條件、平衡形式相關的扭矩系數(shù)[14]。

該公式在世界首臺馬蹄形盾構機小刀盤驅(qū)動設計中得到了驗證，扭矩能力能夠滿足刀盤工作需求[15]，但在實際施工中我們發(fā)現(xiàn)，刀盤實際扭矩與設計扭矩相比，下部刀盤驅(qū)動扭矩配置在合理的安全系數(shù)范圍內(nèi)，而上部刀盤驅(qū)動扭矩系數(shù)明顯存在能力配置浪費的情況。這是因為，土艙環(huán)板使在土艙內(nèi)的渣土形成了微土壓環(huán)境，下部刀盤位置渣土堆積密實，較高的渣土壓力對刀盤攪拌旋轉(zhuǎn)形成較大阻力，導致下部刀盤扭矩明顯大于上部刀盤扭矩。對此，為達到節(jié)能增效的目的，給刀盤扭矩系數(shù)引入刀盤在土艙布置位置的影響因子。

依據(jù)以往多臺異形掘進機的實際施工數(shù)據(jù)，我們對多刀盤滿艙施工條件下的驅(qū)動扭矩平均值進行統(tǒng)計分析。為保證各扭矩參數(shù)的可比性，分析的前提條件如下： 1)每一數(shù)據(jù)點所分析的上部刀盤與下部刀盤均屬于同一設備，且刀盤直徑一致(保證工況一致)；2)刀盤實際扭矩系數(shù)為消除刀盤大小扭矩系數(shù)α0影響后的數(shù)值,即依據(jù)式(1)，用刀盤實際扭矩系數(shù)α乘以傳統(tǒng)扭矩系數(shù)α傳統(tǒng)所占比例。針對刀盤布置位置對扭矩系數(shù)的影響，用OriginPro軟件進行離散點回歸分析，如圖14所示。

圖14 刀盤布置位置對應扭矩系數(shù)離散點回歸分析

Fig. 14 Discrete point regression analysis of torque coefficient corresponding to position of cutterhead

通過回歸分析可知刀盤布置位置對扭矩系數(shù)的影響滿足方程：

α上/α下=1-(l-R)/h。

(2)

式中：α上為上部刀盤扭矩系數(shù);α下為下部刀盤扭矩系數(shù);l為上部刀盤圓心至開挖輪廓最低端的距離;R為刀盤半徑；h為開挖斷面高度。

因為下部刀盤扭矩系數(shù)配置較為適當，可直接取傳統(tǒng)值α傳統(tǒng)，故上部刀盤設計扭矩系數(shù)引入布置位置的影響因子后可修正為：

α修正=α傳統(tǒng)×[1-(l-R)/h]。

(3)

綜合考慮刀盤大小對扭矩系數(shù)的影響后，將式(3)代入式(1)得到刀盤直徑小于3 m的上部刀盤設計扭矩系數(shù)修正計算模型

α=α0+α修正=α0+α傳統(tǒng)×[1-(l-R)/h]=

-14×D+42+α傳統(tǒng)×[1-(l-R)/h]。

(4)

本項目針對鄭州粉土、粉砂地質(zhì)，α傳統(tǒng)取值18，依據(jù)α系數(shù)回歸方程(式1)，初定中部φ2 850 mm刀盤及下部φ1 420 mm刀盤驅(qū)動扭矩系數(shù)分別為20、40，依據(jù)上部刀盤α系數(shù)修正模型(見式4)初定上部φ1 420 mm刀盤驅(qū)動扭矩系數(shù)為27。進而由扭矩T=αD3[14]確定所需驅(qū)動扭矩大小，因此，φ2 850 mm刀盤采用3臺30 kW電機驅(qū)動，而φ1 420 mm刀盤分上下2種，上部φ1 420 mm刀盤采用2臺7.5 kW電機驅(qū)動，下部φ1 420 mm刀盤采用3臺7.5 kW電機驅(qū)動。同時，綜合考慮盾體前隔板需要布置觀察窗、螺旋輸送機，將5組單體驅(qū)動均優(yōu)化布置為三角形驅(qū)動形式，如圖15所示。

圖15 驅(qū)動布局示意圖

3 工程應用情況

該分體組合式矩形頂管機已較好地完成了中鐵裝備廠區(qū)地下停車場項目7條隧洞的施工，并開創(chuàng)了矩形頂管機修建地下停車場的先河。分體組合式矩形頂管機始發(fā)及成型停車場如圖16所示。

(a) 頂管機始發(fā)

(b) 成型停車場

Fig. 16 Launching of split-unit rectangular pipe jacking machine and completed parking lot

整個施工過程中，分體組合式結構設計在分體、組合掘進轉(zhuǎn)換及轉(zhuǎn)場過程中實現(xiàn)快速拆裝，并具有良好的密封效果，整個工程應用中均未出現(xiàn)滲水、漏漿現(xiàn)象，較好地滿足了施工要求。以1#隧洞為例，隧洞掘進施工精度較好，矩形頂管機水平、軸線偏差波動平緩且均小于±5 mm，滾轉(zhuǎn)偏差控制在±0.1°，復合位姿控制結構設計及協(xié)同控制方法也較好地滿足了掘進精度要求。

刀盤扭矩方面，7條隧洞正常掘進施工過程中，中部φ2 850 mm及上下φ1 420 mm刀盤平均扭矩均維持在設計能力的40%～60%，其扭矩波動主要是由土艙壓力波動引起。整體來說刀盤扭矩設計較為合理，沒有出現(xiàn)因局部工況負載過大帶來驅(qū)動能力不足，也未出現(xiàn)安全系數(shù)太大和扭矩配置浪費的情況，驗證了刀盤扭矩系數(shù)計算模型的正確性。

4 結論與討論

本文以中鐵裝備地下停車場項目為依托，對分體組合式矩形頂管機關鍵技術進行了研究，得出如下結論。

1)探索了分體組合式矩形頂管適應性問題，提出了螺栓連接+卡板限位的組合連接形式，解決了設備組合帶來的密封、管線聯(lián)通問題。

2)設計了新型盾體糾偏鉸接結構，提出了分體組合式頂管機復合位姿控制方法： 以糾偏油缸為主與雙螺旋輸送機互饋出渣為輔的協(xié)同糾偏策略；以及多刀盤轉(zhuǎn)向轉(zhuǎn)速控制與主機周向多點加壓控制相結合的糾滾策略。

3)基于回歸分析方法，探討了小刀盤扭矩系數(shù)隨刀盤直徑、刀盤布置位置的變化規(guī)律。建立了基于分布位置因素的直徑3 m以下小刀盤扭矩系數(shù)的計算模型。

本文取得了一定的成果，但刀盤扭矩系數(shù)計算模型是采用經(jīng)驗數(shù)據(jù)回歸分析所得，數(shù)據(jù)量還不太充足，扭矩計算公式尚需進一步修正。此外，本文扭矩系數(shù)修正模型的適應范圍也僅限于1～3 m的小刀盤，仍屬于經(jīng)驗設計，針對能適應各種刀盤類型的扭矩設計理論，尚需進一步研究。組合式頂管機的研發(fā)提供了一種新型的地下停車場建設思路，也是新裝備引領新工法地下空間開發(fā)的一次重要嘗試，設備的成功研制使得地下停車場非開挖機械化施工成為可能，對解決城市老城區(qū)停車難具有重要意義。