管道更新掘进机关键技术研究与应用

薛广记， 苏明浩， 李 治， 冯战勇

(中铁工程装备集团有限公司， 河南 郑州 450016)

0 引言

伴随着城市的快速发展，城市市政老旧管网管龄不断增加，旧管道面临着破损泄露、坍塌、堵塞等风险； 同时，存在管道直径太小、管道内介质流量超限、输送能力不足等问题，地下管道大多已无法满足城市生态化发展要求[1-2]。因此，城市市政老旧管道更新、扩容面临迫切需求。

传统的城市管道更新技术主要分为明挖法和非开挖技术2大类。其中，明挖法由于需要大范围的地面占道施工，对现代城市生态、环境造成破坏，影响交通出行，已较难满足复杂城区施工要求[3]。

非开挖技术作为管道更新的创新技术，代表了未来管道更新的发展方向，对此，国内外学者开展了大量的研究工作[4]。20世纪80年代，欧洲率先对非开挖技术进行了研究。近些年，我国逐步开展了该领域的相关研究。谢含华[5]、余雪兵等[6]介绍了气动锤、水平螺旋钻、碎管机等国外非开挖设备的工作原理及性能特点，并论述了非开挖技术的发展趋势； 董维奇[7]、胡晓卫[8]、臧翀等[9]研究了目前管道常用的开挖及非开挖更新技术和实际应用状况，并分析了当前我国管道更新发展中存在的问题及未来发展前景； 槐庆林等[10]介绍了几种常用的管道非开挖修复及更新技术及其特点； 辛雅婷[11]研究了市政给排水工程顶管施工技术； 李骥韬[12]结合工程实例，论述了碎裂管法施工工艺选择方法，提出碎裂管法可满足50～800 mm直径管道的更新修复，一次更换长度可达到300 m。

随着管道更新非开挖技术的不断研究和发展，其技术应用越来越广泛，但是，目前该技术仍局限于小直径管道的更新修复，且易对管道正常运营造成中断截流。此外，管道内介质的沉积使得清理非常困难，管道内的沉积杂物在施工中极易污染周边地层。因此，如何保证旧管道内淤渣清理完全，同时在管道施工中保通不断流，是目前非开挖管道更新技术面临的重大挑战。

基于上述问题，本文针对原位非开挖管道更新施工需求，通过理论计算、仿真分析、整机工业试验等手段对管道更新掘进机关键技术展开研究，以期为老旧城区机械化非开挖管道更新掘进机的设计及其施工应用提供参考和依据。

1 总体方案设计

为了解决钢筋混凝土旧管道破挖更新难题，研制出一种管道更新掘进机，如图1所示。该掘进机包括推进装置、保通环流系统、出渣系统、开挖刀盘、封管器、双球铰传力杆等结构，是集旧管破碎、排渣、保通过流、新管顶推铺设功能于一体的机械化管道暗挖更新装备。其中，开挖刀盘通过设置特殊刀具，实现钢筋混凝土管节纵、环筋和混凝土的破碎，如图2所示； 封管器设置在开挖装置的前端，实现清理管内淤渣、保通管道介质不断流的功能；双球铰传力杆结构可以满足旧管道不同轴开挖掘进。管道更新掘进机通过开挖舱的土压或泥水平衡保压设计，实现了钢筋混凝土旧管道原位破挖和新管道同步敷设一次施工成型，能够满足城市老旧管道更新、扩容需求。

图1 管道更新掘进机示意图

图2 开挖破管轮廓示意图

2 关键技术研究

2.1 基于压力平衡模式的开挖系统研究

传统非开挖管道破除更新过程中，为避免施工中管道上方土体坍塌，需对废弃管道进行回填，然后采用压力平衡掘进机进行开挖，如图3所示。这种设备及工法会增加施工工序，提高施工的复杂程度，同时对管道内原有流通介质造成断流。

图3 回填后压力平衡模式掘进

为避免原管道施工断流，并在刀盘前方构建压力舱微环境，实现压力平衡模式下开挖掘进，设计一种封管器结构，其能够隔绝旧管道内原介质进入开挖舱； 同时，封管器后侧与土舱隔板之间形成封闭的开挖舱，可采用泥水或土压平衡模式使开挖舱和土体达成压力平衡状态，避免破管刀盘超挖导致土体塌陷，如图4所示。

图4 封管器辅助平衡模式掘进

2.1.1 双球铰传力杆结构设计

双球铰传力杆连接封管器与刀盘中心驱动轴，使两者之间的开挖舱形成密闭保压空间。此外，利用双球铰关节的自由转动特性，不仅可实现刀盘、封管器的轴向相对静止和周向相对旋转，还能够使封管器适应管道弯曲引起的一定角度偏转位置变化，减弱由此引起的偏转力矩，同时具有一定的牵引导向作用，使开挖装置始终沿着管道前进，满足纠偏调向及一定量的管道不同轴错台工况需求。纠偏调向角度β不应大于双球铰传力杆摆动极限角度θ(受球铰结构干涉影响)，新旧管道错台b取决于传力杆长度l与摆动角度θ。双球铰传力杆结构示意图见图5。

(a) 纠偏状态

(b) 不同轴错台掘进状态

2.1.2 开挖舱受力分析

结合设备掘进和停机时开挖舱的受力状态，对开挖舱(包括封管器、双球铰传力杆、刀盘)进行受力分析，如图6所示。

(a) 停机状态 (b) 推进时状态

1)设备停机时，开挖舱受力如图6(a)所示。传力杆受力为：

F=F1-Ff1=F2-Ff2=p×S1-Ff1=p×S2-Ff2。

(1)

式中：F为传力杆受力，kN；F1为主机承受的泥水压力，kN；Ff1为主机及管节周边土体的静摩阻力，kN；F2为封管器承受的泥水压力，kN；Ff2为封管器与管节的静摩阻力，kN；p为开挖舱泥水压力，kPa；S1为旧管内截面面积，m2；S2为开挖面积，m2。

封管器、传力杆、主机盾体轴向相对静止，但受开挖舱压力作用，Ff1随掘进距离增加逐渐增大，Ff2受封管器与旧管节过盈量影响，Ff1、Ff2的最大值一般大于开挖舱压力，故在掘进机停机工况下，传力杆基本不受轴向力。

2)设备推进时，开挖舱受力如图6(b)所示。传力杆受力为：

(2)

2.1.3 双球铰传力杆静力学特性仿真分析

双球铰传力杆主要由球铰和推力杆构成，且前端球铰连接封管器，后端球铰连接主机。设备启动推进时，其作为关键承力结构，要克服封管器的启动力、管道不同轴和转弯过程中的偏转力，而由于球铰的转动作用，偏转力对其影响较小。因此，本文主要研究掘进机启动力对其力学性能的影响。

由于封管器与管节内壁紧密配合，为保证开挖舱的密封效果，其设计的启动压力p1为0.4 MPa，因此，推力杆受力为：

(3)

利用Workbench仿真软件，构建双球铰传力杆有限元模型，并进行四边形单元自由网格划分[13]，包含14 282个节点、5 364个单元。有限元模型中前球头法兰平面施加固定约束，后球头法兰平面施加502.4 kN推力。

通过对仿真模型进行求解，得到结构应力和应变云图(见图7)。结果表明，双球铰结构应力、应变均在合适范围内，强度满足工况要求。

(a) 结构应力云图(单位： MPa)

(b) 结构应变云图(单位： mm)

2.2 保通环流系统设计

2.2.1 保通环流方案研究

廖：我是从1997年任所长助理开始参与行政管理工作的.2000年开始任副所长，2005～2009年任所长.长达12年的行政管理工作，对我的性格有所改造：从一丝不苟、循规蹈矩办事开始，在逐渐“领悟”到学术研究与行政管理所遵循的乃是两套不同的“游戏规则”后，便将影视剧《铁齿铜牙纪晓岚》中皇上所言“不聋不瞎，不能当家”铭之座右——抓大放小，不求水之“至清”.因而虽然每日繁杂的事务性工作缠身，但也是另一种难得的人生经历与体验.

由于双球铰传力杆连接设备主机并推动封管器向前掘进，为保证推进中旧管道内介质流通不中断，提出封管器、传力杆、中心驱动轴中空设计方案，如图8所示。其中，封管器外围设置有钢丝刷、橡胶皮碗，避免管道内流体介质进入设备开挖舱，实现开挖舱封闭保压；封管器前端设置锥形格栅板，管道中污水由此过滤后进入内部中空管道，最终通过保通环流系统将污水排出到后部管道中，在管道正常流通状态下完成管道铺设及新旧管道的转换更新。

图8 保通环流方案示意图

2.2.2 保通环流设计

保通环流系统设计有保通和反冲洗2种模式，如图9所示。在保通模式下，设备将旧管道前端污水通过保通泵排入后侧管道中，实现施工中污水保通不断流。当保通管路内发生堵塞时，通过切换阀门转换为反冲洗模式，蓄水池里的水通过保通泵被送到前侧管道，实现对管路的反冲洗[14]。

(a) 保通模式

(b) 反冲洗模式

根据旧管节的内径和过流比例，可计算旧管节过流面积

(4)

式中：d1为旧管节内径，取1 000 mm；k为旧管节过流比例，取0.3。

根据旧管节污水流速，可计算污水流量

Q=S×v1×3 600=508.94 m3/h。

(5)

式中v1为旧管节污水流速，由管道坡度取0.6 m/s。

根据保通管设计流速值，可计算保通管内径

(6)

因此，保通管内径可取200 mm，保通泵需满足508.94 m3/h的流量要求。

2.3 整机集约化设计

2.3.1 集成式始发台架设计

始发台架采用油缸倒装形式，实现换步反推顶进，满足城区施工的小空间始发、快速推进需求。

始发台架主要由洞门密封总成、底架总成和后靠墙构成，推进台架布置在底架总成上可实现前后滑动，推进台架后端与后靠墙相连接，同时将洞门密封装置集成在推进台架前端，形成了管片连续顶进、管片运输于一体的集成式始发装置(见图10)，从而减小始发井构筑面积，达到降本增效的目的。

1—洞门密封总成； 2—底架总成； 3—管节运输总成； 4—推进台架总成； 5—后靠墙总成。

顶推力

(7)

2.3.2 外连接式盾体设计

为了解决狭小空间内设备盾体组装难题，针对性设计了外连接式盾体(见图11)。盾体包括前盾和尾盾，通过铰接油缸连接。前盾由前盾前部和前盾后部组成，通过外螺栓法兰连接，可实现盾体的外侧拼装，方便工人操作，提高工作效率。同时，通过设置限扭机构，可以有效防止盾体工作时的扭转，提高整个盾体的稳定性，进而提高施工安全系数。此外，盾体外侧设置了隐藏式吊耳，可以节省材料与工序，且便于后期吊装。

1—前盾前部； 2—前盾后部； 3—隐藏式吊耳； 4—尾盾； 5—限扭块。

3 试验验证分析

3.1 试验工况模拟设计

为验证管道更新掘进机各部件性能和技术可行性，进行了设备的样机制作，并进一步开展了工业试验[15]。试验段项目通过明挖法预先铺设DN1 000 mm钢筋混凝土承插式管道，模拟旧污水管道，铺设新管道为DN1 200 mm柔性B类钢承口预制钢筋混凝土管，掘进更新里程为60 m。

试验工况为： 前20 m管道底部铺设砂土垫层，采用封管器配合掘进； 中间20 m管道底部铺设混凝土垫层； 后20 m管片错缝布置，并将末尾管道口进行封堵，更新施工时将刀盘前端封管器换成中心鱼尾刀。同时，覆土厚度为3 m左右，并在管道内部预埋部分淤泥和水，验证管道更新设备的开挖、清淤及保通性能，获得设备各项性能参数。

试验段设备始发掘进如图12所示。

图12 试验段设备始发掘进现场

试验结果表明： 设备月进尺可达150～450 m，保通流量在500 m3/h左右，掘进试验效果良好。

3.2 试验数据统计分析

3.2.1 实际顶推力数值模型

由于前20 m试验段应用了封管器装置和保通设计，更能说明设备的性能特点，故本文对试验段前20 m掘进数据进行统计分析。绘制顶推力与掘进距离关系曲线，结果如图13所示。在正常掘进阶段，顶推力随着掘进距离增加整体呈线性递增趋势，其上下浮动变化是由盾体、管节周边膨润土注入不均所引起的[16]。

图13 顶推力与掘进距离关系曲线(前20 m试验段)

同时，利用MATLAB对其数值进行分析，采用矩阵除法进行最小二乘法直线拟合，得到拟合曲线为：

y=7.14x+1 248.71。

(8)

式中：y为顶推力，kN；x为掘进距离，m。

联合顶推力理论计算公式(7)可知，该地层管道外壁与土的平均摩阻力f=1.62 kN/m2，为该地层顶管顶推力设计提供了理论参考。

3.2.2 刀盘转速和推进速度数据分析

设备正常掘进时，在10～15 m刀盘转速稳定在2 r/min左右，推进速度稳定在22 mm/min左右，设备运行上位机显示土舱压力变化平稳，管片破碎的混凝土粒径及钢筋长度合适，泥水环流出渣及保通系统顺畅，因此，将该数据推荐为施工过程中较优配置参数。刀盘转速和推进速度统计数据如图14所示。

图14 刀盘转速和推进速度统计数据

3.2.3 开挖舱压力与地表沉降控制分析

设备正常掘进时，开挖舱压力、地表沉降监测数据分别如图15和图16所示。由图可知，管道更新掘进机泥水舱左上、右下压力差值小于5 kPa，且开挖舱压力大部分时间浮动在50～80 kPa，在正常波动范围内，且变化较为平稳，表明封管器、盾体隔板对泥水舱密封保压较好； 同时，正常掘进过程中地表沉降控制在4 mm 以内，对地层扰动较小。

图15 开挖舱压力监测数据

图16 地表沉降监测数据

4 结论与讨论

本文结合城市管道更新、扩容面临的迫切需求，以试验段项目为依托，对整机关键技术进行了研究，得出如下结论。

1)针对双球铰传力杆和封管器构建的压力平衡开挖舱进行受力计算分析，并对传力杆进行仿真研究。后期工业试验结果表明，双球铰传力杆和封管器的配合，使开挖舱上下压差控制在5 kPa以内，地层扰动可控，保证了开挖舱的密封保压平衡性能，验证了结构的可靠性和可行性。

2)结合理论计算和掘进数据统计分析，在设备应用封管器和双球铰结构的区间，得到刀盘转速2 r/min、推进速度22 mm/min左右为该区间的较优配置参数；并利用最小二乘法拟合得到其顶推力计算模型，得到该地层管道外壁与土的平均摩阻力f=1.62 kN/m2，为后续的设备设计与类似项目施工提供了数据支撑和理论参考。

3)整机工业应用试验结果表明： 设备月进尺可达150～450 m，保通流量为500 m3/h左右，开挖舱压力大部分时间在50～80 kPa浮动，在正常波动范围内，且变化较为平稳，混凝土管节破除和排渣效果较好，保通环流系统和压力平衡系统结构稳定可靠。

该管道更新掘进机的成功研制和试验应用，实现了钢筋混凝土旧管道原位破挖和新管道同步敷设一次施工成型，完成了管道更新领域新设备与新工法的协同创新突破，但由于试验条件限制，未模拟管道的曲率半径变化对封管器和双球铰传力杆的影响，后续需进一步对设备的转弯调向性能进行验证。