砂卵石地层盾构长距离掘进先行刀优化配置研究

张晋勋，殷明伦, ，江 华，周刘刚

（1. 北京城建集团有限责任公司，北京 100088；2. 中国矿业大学(北京)力学与建筑工程学院，北京 100083）

在砂卵石地层中进行盾构高效掘进面临众多难题，其中盾构刀盘选型和刀具布置是影响掘进效率的关键因素之一。

目前，中国在刀盘布置选型研究方向侧重于刀盘的拓扑结构即刀盘开口率与对应地层的适应性研究。王洪新[1]通过分析刀盘开口率对出土率的影响，提出了定量分析刀盘开口率对地层适应性的计算方法；王晓光[2]通过数值模拟研究了盾构刀盘开口率对掘进过程的影响，总结出刀盘开口大小及位置对土体稳定性的影响关系；金大龙等[3]针对刀盘开口率对盾构掘进参数的影响进行研究，讨论了刀盘开口率对刀盘挤土效应和刀盘扭矩的影响关系。

对刀具的研究主要集中于刮刀切削软土和滚刀破岩的切削机理，进而推算切削扭矩。其中比较有代表性的有Mckyes等[4]建立了刀具切削土体三维受力模型；Godwin等[5]建立了土体破坏模型；科罗拉多矿业大学提出的CSM模型[6]多年来在盾构实际工程中得到了验证和应用。国内由于大规模盾构应用较晚，相关研究也相对滞后，其中于颖等[7]、崔国华等[8]基于朗肯理论提出了切刀受力计算模型；夏毅敏等[9]分析了盾构刀盘上切刀的破岩过程，建立了刀具的运动学模型，还对盾构刀具切削岩土受力状态进行了试验研究[10]，得出了不同刀具型式、岩土性质等因素对切刀切削力的影响规律；徐前卫等[11]对刀具切削扭矩进行详细计算，并对两把切刀同时切削的受力状态进行了分析。

国内外对先行刀切削机理、刀具高低布置研究较少，目前仅黄清飞[12]对砂卵石地层盾构刀土相互作用进行了深入研究，提出了先行刀的“犁松”原理；陈英盈等[13]指出在富水砂卵石地层中采用先行刀与刮刀组合布置时，先行刀对砂卵石地层的松动作用非常明显；欧阳涛[14]基于有限元模拟对先行刀与刮刀组合切削特点及切削类刀具的破岩机理进行分析，定义组合切削能效并最终得到先行刀与刮刀组合的最优高差组合；聂瑞[15]、蒲毅等[16]依据砂卵石地层刀具磨损的等寿命原则和阿基米德螺旋线布置方法确定了主切削刀和先行刀的布置曲线与刀具数量。

现以北京新机场线磁各庄站—1#区间风井区间工程为背景，研究砂卵石地层盾构长距离掘进刀盘刀具选型，以期为刀具优化配置奠定基础。

1 刀具优化配置原则

砂卵石地层是一种咬合不稳定地层，粒径不均、卵石强度高、磨蚀性强、密实的砂卵石地层内摩擦角大、咬合力强、不易普通切削。但由于其离散体的性质，受一定强度的扰动后极易自行崩塌。因此在砂卵石地层中掘进，是以鱼尾刀与先行刀犁松原状地层为主，刮刀剥落搅拌为辅。在该种模式中，先行刀的 “破土切削”意义远大于刮刀，因此先行刀的寿命决定了盾构一次最长掘进距离，本次研究主要针对先行刀优化配置进行分析。

1.1 先行刀布置原理

1)刀具数量。在进行刀具布置设计时，首先应确定不同轨迹半径上刀具的数量，不同轨迹刀具布置数量取决于刀具的磨损速率。Stack[17]给出如下计算公式：

式中：δ为刀具磨损量，mm；r为刀具切削轨迹半径，m；kn为同轨迹布置n把刀时刀具的单位距离磨损系数，mm/km；L为掘进距离，km；n为刀盘转速，r/min；v为推进速度，mm/min。

日本隧道协会(Japanese Tunneling Society，JTS)统计了同一轨迹单把刀具在不同地层条件下的实际磨损系数k，提出同一轨迹布置n把刀时磨损系数kn与k的关系：

该公式已被证明可应用于砂卵石地层中[18]。刀具磨损公式显示，盾构刀盘上不同位置的刀具磨损由切削半径及同轨迹刀具数量决定。为提高盾构掘进工效，刀具布置通常需要遵循刀具磨损的等寿命原则，即通过调整不同半径上的刀具数量，达到整个刀盘上刀具寿命相等的目的。

2)刀具布置方法。从几何学角度，刀具在刀盘上的布置方法主要有阿基米德螺旋线布置法和同心圆布置法。目前采用的主流布置方法为阿基米德螺旋线布置方法。为满足盾构机正、反两个方向回转，同时平衡刀盘荷载，每个轨迹半径需要配置多把刀具时，可采取多螺旋线布置。

1.2 先行刀多维度梯次化布置

为了实现大直径土压平衡盾构在密集砂卵砾石地层中的长距离高效掘进，本次研究提出了先行刀多维度梯次布置的设计理念，并需要提高刀具的耐碰撞性能。

1)梯次化。考虑到先行刀在犁松原状土时受到极大的荷载，需要保证合金块的焊接强度，通常将合金块焊接长度控制在40～60 cm，设计过长的合金块长度会造成焊接强度降低，掉齿等问题，影响刀具使用寿命，因此单把先行刀的高度受到较大的限制。

为解决长距离不换刀掘进的需求与刀具高度限制条件的矛盾，采用先行刀梯次化布置的方法。通过先行刀分层布置，达到不同刀高的先行刀合金块之间搭接，实现合金块磨损“接力”，达到长距离不换刀掘进的目的。先行刀梯次化设计原理如图1所示。

图1 先行刀梯次化设计原理示意图 Figure 1 Multi-layer advanced cutter design principle

2)多维度。现有工程经验中，不同规格的先行刀及刮刀通常按辐条规律布置，但此种布置方法易导致不同辐条受力差异大、长距离掘进后部分区域整体切削工效降低等问题。

本工程为解决以上问题，提出先行刀多维度梯次化布置的设计理念：沿刀盘轴向方向(掘进方向)，周边保径刀、多层先行刀接力配合，梯次化布置；沿刀盘径向方向(辐臂方向)，同辐臂先行刀高低交错梯次化布置；沿刀盘环向方向(轨迹方向)，同轨迹先行刀高低交错梯次化布置。在这种刀具布置条件下，可以保证长距离掘进中刀盘受力稳定，增加刀盘刀具使用寿命。多维度梯次化设计示意图如图2所示。

图2 多维度梯次化设计示意图 Figure 2 Schematic diagram of multi-dimensional gradient layout of advanced cutters

1.3 先行刀结构优化

为满足砂卵石地层长距离高效掘进的需要，笔者深入研究了地层磨蚀特性和卵石强度物理力学性质特征。

①采用RoqSCAN矿物成分测试仪进行矿物成分分析可知，砂卵石矿物成分分布为斜长石(约占35.92%)、石英(约占26.15%)、混合黏土(约占25.82%)以及铁白云石(约占11.85%)。②综合砂卵石试样的CAI磨蚀试验结果，可以认为该区域卵石整体硬度大，钢针划痕较浅。磨蚀指数分布范围：3.02～3.79，均值3.33。③单轴抗压强度为114.70～153.40 MPa，均值134.75 MPa；弹性模量为22.58～36.50 GPa，均值28.38 GPa；泊松比为0.15～0.38，均值0.26；抗拉强度为3.78～5.820 MPa，均值4.56 MPa。④筛分试验(图3(a))得到的原位土样颗粒级配如图3(b)所示。

图3 筛分析试验结果 Figure 3 Sieve analysis test results

室内试验结果表明，砂卵石地层中的卵石矿物含量以斜长石和石英等硬质矿物为主，砂卵石整体强度较高，大于10 mm粒径的卵石占比接近60%，总体磨蚀指数CAI值偏大，会对盾构刀盘及刀具产生严重磨损。

通过前期勘察、室内试验得出，本区间盾构需穿越长距离强磨蚀性细砂和卵石地层。现有研究结果及工程实例均表明，盾构在卵石粒径较大或密实的砂卵砾石地层中掘进时，刀具的磨损往往先是局部被冲击出现缺口或损伤，然后快速磨耗，在长距离掘进中还存在刀具的冲击疲劳失效。为了实现砂卵石地层盾构长距离掘进，应尽量避免刀具由于碰撞导致的冲击失效或冲击疲劳失效，不仅要从掘进参数上加以控制，还应该对盾构刀具形式进行优化，使其在具备足够耐磨性的同时，也具备优秀的耐撞击性能，从而延长刀具的使用寿命。

2 刀具优化配置方案

2.1 工程背景

本次研究依托于北京新机场线磁各庄站—1#区间(简称“磁1”区间)，风井盾构工程，全长约2814 m，底板埋深23.65～30.96 m，覆土厚度为14.85～22.16 m。本工程为北京第一次采用9.04 m盾构机，管片外径8.8 m，内径7.9 m，宽1.5 m，且盾构大部分穿越卵石⑤、粉细砂砂⑥3、卵石⑦地层，此3类地层对于盾构刀盘磨损极大，地层物理力学参数如表1所示。

表1 地层物理力学参数Table 1 Physical and mechanical parameters of stratum

“磁1”区间南起磁各庄站北端盾构始发井，沿规划广平大街向北敷设，依次穿过现状团河路、清源路，农田、团河农场界沟、少量平房、国家新媒体产业基地、现状广平大街、科苑路、金苑路、金星路到达1#区间风井(兼盾构接收井)。盾构区间穿越主要地层详见图4。

图4 磁1区间地质断面图 Figure 4 Geological section from Cigezhuang Station to No. 1 Air Shaft

本项目选用中铁装备生产的8.8 m市域快轨土压平衡盾构。盾构刀盘直径9040 mm，主机长度12.05 m。主要技术参数如表2所示。

表2 盾构设备参数Table 2 Parameter of EPB shield

2.2 刀盘及刀具布置方案

根据工程特点，结合刀盘及刀具布置设计理念，本次研究采取文献调研、工程类比等手段，提出4个刀盘及刀具布置设计方案作为比选对象，4个备选方案刀盘设计图如图5所示。

图5 刀盘及刀具布置设计备选方案 Figure 5 Cutter head and cutter layout design alternatives

针对本工程重难点通过结构形式、刀盘开口率、先行刀数量、先行刀刀高、刮刀数量、刮刀刀高、主副辐臂先行刀先行量、膨润土及泡沫口数量9个项目对上节的4个备选方案进行比选、优化，得到适合本工程的刀盘及刀具布置方案。刀盘及刀具布置方案比选内容及过程如表3所示。

表3 刀盘及刀具布置方案比选Table 3 Comparison of cutter head and cutter layout schemes

最终刀盘及刀具配置方案设计如图6所示。考虑到盾构外径9.04 m，大于常规地铁线路所用6 m级盾构，故内圈先行刀(轨迹半径0～1450 mm)采用双阿基米德螺线布置法，外圈先行刀(轨迹半径1450～4150 mm)采用三阿基米德螺线布置法，螺线间距150 mm。刀盘副辐臂刀具轨迹半径与其相邻一条主辐臂相同，但刀高不同。

图6 最终方案刀盘设计总图 Figure 6 Final design of cutter head

2.3 刀具优化设计

在确定了刀盘形式及刀具配置方案后，对各类刀具进行了初步设计。刀具所选用材料为42CrMo，调质处理35-40HRC。合金采用春保KE13，采用银焊方式，焊接强度大于245 MPa。刀体堆焊耐磨层，堆焊耐磨层厚度3～5 mm，距合金槽3～5 mm，耐磨焊丝为郑州机械研究所生产，型号为MD501，焊后硬度为HRC58-62。由于先行刀寿命决定了单次掘进距离，本研究主要针对先行刀的设计进行优化分析。先行刀初步设计中，刀体宽度250 mm，厚度70 mm，刀头弧度半径415 mm，共设置5块合金块，合金块长65 mm，中间合金块宽24 mm，两侧合金块宽37 mm，设计图如图7所示。

图7 先行刀初步设计图 Figure 7 Preliminary design of advanced cutters

刀具两侧部分相比中间部分实际工作中受力复杂，更容易受到碰撞，两侧合金厚度由37 mm增加到45 mm，并采用R15大圆角过渡，增加合金的耐磨及耐撞击性能，避免卵石不停冲击合金产生疲劳裂纹，出现崩碎现象。当遇到较大粒径的卵漂石时，也可以实现对卵石的“锤击”破碎作用。刀刃两端为小倒角设置，刀体两端焊接超大硬质合金，可以得到更小的分配扭矩。

由于刀具母体材料相对合金材料耐磨性能差，很容易发生侧面磨损，故将合金块之间的间距由26 mm缩短至22 mm，刀具端头合金高度高出刀具母材3 mm，保护母材磨损，同时母材表面堆焊耐磨层，增强刀具母体的耐磨性。

190 mm、155 mm两层先行刀之间搭接，以及 155 mm先行刀与刮刀之间的合金高度形成搭接，中部合金块搭接高度30 mm，外部合金搭接高度40 mm。通过合金耐磨块搭接可有效降低刀具母体磨损。优化后的先行刀设计图如图8所示。

图8 优化后的先行刀设计图 Figure 8 Optimized design of advanced cutters

3 工程验证

3.1 先行刀磨损分析

为了验证多维度梯次化刀具布置在砂卵石地层中的适用性，在盾构始发后的2.3 km附近设置检修井，对刀具磨损情况进行测量统计，此时盾构已在密集卵砾石地层中单次不换刀掘进1.8 km。

以右线始发井—检修井阶段先行刀磨损测量结果为例，分析正面190 mm先行刀(下称高刀)与155 mm先行刀(下称低刀)磨损规律。分别作出两种刀高的先行刀磨损值与先行刀切削迹长的散点图，并对散点图进行线性拟合(见图9)，得到的直线方程分别为：

图9 先行刀磨损系数拟合 Figure 9 Fitting of advanced cutter wear coefficient

高刀和低刀的磨损系数分别为0.044 mm/km和0.028 mm/km，高刀磨损系数显著高于低刀。这说明在梯次化布置的先行刀中，高刀对低刀起明显的保护作用。可以分析出，低刀磨损并非在高刀磨损到与低刀同高时才发生，而是在高刀的保护下切削非原状土，其磨损速率低于高刀，在高刀合金块完全失效时，低刀剩余合金块继续切削原状土，如图10中所示，270°辐条B24轨迹190 mm先行刀完全失效，其相邻的300°辐条B24轨迹155 mm先行刀中间合金块磨损高度为30 mm，剩余35 mm。

图10 B24轨迹相邻高低先行刀磨损情况对比 Figure 10 Wear comparison of adjacent advanced cutters with different heights on B24 Track

根据刀盘刀具整体磨损情况，可以绘制刀盘磨损图，右线检修井刀盘整体磨损图如图11所示。图中蓝色表示刀具轻度磨损，橙色表示刀具中度磨损，红色表示刀具重度磨损，不同类型、刀高的刀具磨损程度分开统计，以其磨损量区间3等分作为不同磨损程度的划分依据。由图可以看出，刀盘整体磨损基本符合随着刀具安装半径增大磨损加剧的规律，且刀盘整体磨损比较均匀，未有明显的磨损异常区域。这表明刀具的多维度梯次化布置在盾构长距离掘进中可以保证刀盘、刀具受力的稳定性。

图11 右线检修井刀盘整体磨损 Figure 11 Overall wear diagram of cutter head in right line maintenance well

3.2 掘进参数分析

本次研究通过《盾构施工实施管理系统》对盾构掘进参数进行提取，以右线始发井—检修井阶段盾构掘进时的贯入度、刀盘转速、刀盘扭矩为对象(见图12)，分析刀具磨损对盾构掘进的影响。

图12 右线盾构全过程掘进参数 Figure 12 Excavation parameters of right shield tunnel

盾构掘进可分为4个阶段，第1阶段为砂质粉土地层掘进(0～330环)，第2阶段为高刀犁松砂卵石土(330～1070环)，第3阶段为高低刀共同犁松阶段(1070～1370环)，第4阶段为换刀后高刀犁松砂卵石土(1370～1750环)。

砂质粉土地层掘进时由于地层条件好，刀具磨损量小，盾构掘进所受阻碍小，掘进工效高。反应在掘进参数上为刀盘转速快(1.5 rpm)，贯入度较高(45 mm/r)，刀盘扭矩保持在较低水平(50000 kN/m)。

高刀犁松砂卵石土阶段地层逐渐由砂质粉土转为全断面砂卵石地层，由于刀具磨损量较小，盾构可以正常掘进，将刀盘转速由1.5 rpm降低至1.2 rpm，此阶段高刀犁松原状土，低刀对犁松过的非原状土进一步犁松。随着刀具磨损量逐渐增加，在保持贯入度40 mm/r推进速度的前提下，刀盘扭矩平稳地由50000 kN/m增加至90000 kN/m。

高低刀共同作用阶段刀具磨损量大，高刀磨损导致低刀开始发挥作用，此时高刀与低刀共同犁松原状土，随着轨迹半径大的周边先行刀逐渐磨损失去切削工效，外周土体与刀盘直接接触，导致掘进工效显著下降。反应在掘进参数上为刀盘转速保持1.2 rpm不变，扭矩由90000 kN/m增加至1200000 kN/m，贯入度由40 mm/r显著降低至25 mm/r。

换刀后更换外周先行刀后及清理刀盘上附着的黏土后，刀盘切削土体的能力恢复，掘进工效正常，掘进参数均回归正常水平。

通过参数分析可以清晰地看到，多层先行刀在第3阶段中，高刀和低刀共同切削土体，继续维持掘进效率，在一定距离内保持正常掘进，有效延长掘进距离。在此阶段中，掘进参数变化可控，表明刀具的多维度梯次化布置可以很好地适应砂卵石地层盾构长距离掘进。

4 结论

本次研究通过方案比选、室内试验、原位测试等方法对砂卵石地层盾构长距离掘进刀盘刀具选型布置进行了深入研究，得到以下结论：

1)先行刀的多维度梯次化布置适用于砂卵石地层盾构长距离掘进。“多维度”保证了长距离掘进中刀盘受力稳定，“梯次化”使不同刀高的先行刀合金块之间搭接，实现合金块磨损“接力”。

2)结合砂卵石地层盾构掘进特点，充分对比多个刀盘刀具选型及布置方案，最终选取的方案中采用了大开口率(60%)辐条式刀盘、适中的先行刀数量、3层先行刀布置、单层刮刀布置、环向径向多维度分层布置先行刀、增强土体改良等设计。

3)结合地勘报告及室内物理力学试验，通过增大两侧合金厚度、大圆角过渡、缩短合金块间距、提高两侧合金搭接高度等设计增加合金的耐磨及耐撞击性能，避免在长距离掘进中存在的刀具冲击疲劳失效，从而延长刀具的使用寿命。

4)刀具磨损数据表明，“梯次化”布置的190 mm先行刀和155 mm先行刀的磨损系数分别为0.044 mm/km和0.028 mm/km，体现了高刀对低刀的保护作用，这个保护作用体现在降低了低刀的磨损系数，而非缩短其磨损时间。

5)掘进参数分析表明，多层先行刀布置的盾构砂卵石地层长距离掘进可分为高刀犁松和高低刀共同犁松两个阶段，高低刀共同犁松阶段可在一定距离内继续维持掘进效率，有效延长掘进距离。