0 引言
近年来，我国地铁建设高速发展，采用盾构开挖的城市地铁隧道逐渐增多［1 － 4］。通常，对于某一特定地质条件，在施工前都需要对盾构进行选型和地层适应性设计，但盾构在一个工地施工完成后转移到另一个工地时，往往由于刀盘自身结构原因表现出一定的地质不适应性，为此要针对具体工程地质进行刀盘结构改造，以提升刀盘的地质适应性［5 － 6］。
刀盘改造后，由于其结构发生改变，刀盘的强度和刚度均会受到影响，为此需要对刀盘进行力学分析。刀盘力学分析主要采用有限元法，如: 夏毅敏等［7 － 8］采用有限元法建立了盾构刀盘有限元力学模型，分析了刀盘静态力学及其模态特性;周奇才等［9］对改造的刀盘进行了有限元模拟仿真，得到了刀盘在施工状态下的应力云图;赵振威等［10］采用有限元法分析了不同结构形式的刀盘力学特性，获得了不同结构形式刀盘的强度和刚度情况;关天民等［11］通过建立刀盘有限元计算模型，获得了刀盘刀具受力及其应力、应变分布规律;刘义等［12］采用有限元法获得了刀盘结构的位移、应力和应变云图，确定了刀盘结构的强度薄弱环节。
上述研究对于指导刀盘力学分析具有很好的参考作用，但其研究对象均只针对单一地层，且未对改造前后的刀盘掘进力学性能进行有效对比。为此，本文以某富水中砂地层盾构掘进为研究对象，对改造前后的刀盘在土压平衡和土压不平衡2 种工况下进行力学分析，对比改造前后刀盘的力学性能，为富水中砂地层刀盘的实际改造加工提供技术参考。
1 水文地质与刀盘主要参数
该盾构施工区域主要为富水中砂层，部分为细砂和中砂夹杂。富水中砂层含泥量低，碴土黏稠度低、透水性强，导致地层的和易性、流塑性很差。该地层的稳定性差，在施工掘进过程中易出现喷涌、水砂分离、砂土结板、开挖面和地面沉降等状况。
该土压平衡盾构为某公司针对广州地铁复合地层( 硬岩、粉质黏土等) 设计，重新运用于哈尔滨地铁施工，其开挖直径为6． 28 m，主机全长9． 5 m，前、中、尾盾的直径分别为6． 26、6． 25、6． 24 m。盾构采用液压驱动，额定推力可达10 000 kN;配备8 套液压驱动马达，额定驱动转矩为4 850 kN•m;驱动电机总功率为945 kW。
2 刀盘有限元分析建模
2． 1 刀盘改造前后结构
为增大刀盘开口率，对刀盘上6 块面板进行割除，切割位置主要集中于面板中间。为避免由于切割而降低刀盘面板的力学强度以及刚度，将刀盘的切割位置采用加筋板的方式间隔性地对刀盘外圈进行加固，筋板选用厚度为50 mm 的钢板。改造完成后刀盘开口率由原来的30%增大为40%，建立改造前后刀盘三维模型如图1 所示。
2． 2 刀盘边界条件确定
2． 2． 1 边界初始条件及边界载荷计算
刀盘掘进地层为中砂地层，中砂密度为2 070 kg /m3。盾构刀盘直径为6 260 mm，刀盘材料采用Q345，刀盘推进速度和转速分别为30 mm/min 和1． 2 r /min。以土舱内是否充满碴土，刀盘工况分为土压平衡和土压不平衡2 种，工况不同其外载也存在差异。
2． 2． 1． 1 土压平衡工况外载计算
在盾构掘进过程中，若土舱内充满碴土达到土压平衡状态，此时刀盘面板同时承受掌子面的阻力和土舱压力。刀盘承受的推进阻力主要包括刀盘开挖面阻力F1、盾构外壳与地层的摩擦阻力F2、刀盘侧面与地层摩擦阻力F3、刀盘开口处轴向摩擦阻力F4以及刀盘上刀具在切削过程中受到的阻力F5。刀盘承受的转矩较大，除了刀盘开挖面压力作用转矩T1、刀盘侧面与土体摩擦阻力作用转矩T3、刀具切削阻力作用转矩T4，还包括刀盘背面土舱压力作用转矩T2。
图1 改造前后刀盘结构
刀盘面板承受的掌子面的阻力与土舱压力抵消，刀盘开挖面阻力
计算得到原刀盘开口处轴向摩擦阻力为3 255kN，改造后刀盘开口处轴向摩擦阻力为2 790 kN。
刀盘面板的改造对刀盘转矩的影响主要为刀盘开挖面压力作用转矩T1和背面土舱压力作用转矩T2。刀盘改造后，割除部分刀盘面板的开口率增大，刀盘转矩T1和T2均会减小，刀盘总转矩相应减小。
2． 2． 1． 2 土压不平衡工况外载计算
在盾构掘进过程中，若土舱内没有充满碴土，则处于土压不平衡工况，刀盘承受较大的推力。此时，刀盘背面承受的土压减小，刀盘开挖面阻力F1大大增大，其他部分的推进阻力基本不变。刀盘承受的土舱压力作用转矩T2减小，刀盘总推进转矩相应减小。
综合计算得到土压不平衡工况下改造前和改造后刀盘的总推力和转矩:
2． 2． 2 刀盘边界条件在有限元中施加方法
刀盘承受的阻力主要为推进阻力和推进转矩，将其施加在刀盘面板上，并在法兰盘上施加约束。
1)推力施加方法: 刀盘侧面与岩壁的摩擦阻力施加在刀盘侧面的节点上，刀盘开口处摩擦阻力施加在刀盘开口侧面的节点上，刀盘开挖面阻力和刀具阻力直接施加在刀盘面板的节点上。
2)转矩施加方法: 采用柱坐标系，刀盘开挖面压力作用转矩施加在刀盘面板节点上，刀盘背面土舱压力作用转矩施加在刀盘背面节点上，刀盘侧面与土体摩擦阻力作用转矩施加在刀盘侧面节点上。
盾构刀盘采用Solid187 四面体10 节点网格单元，刀盘由一系列不相重叠的四面体组成。考虑到计算结果的精度和计算时间等因素，划分网格时密度要适当，同时对刀盘支撑筋结构以及焊接处进行局部细化，以便计算更加准确，划分后单元总数为568 688 个。
3 盾构刀盘改造前后力学分析结果
3． 1 土压平衡工况下盾构刀盘力学分析
3． 1． 1 原始刀盘
在土压平衡工况下，盾构改造前刀盘力学分析结果如图2 所示。刀盘面板上应力主要在81． 3 MPa 以下，较大应力主要分布在副梁与面板连接处。刀盘上最大应力达到183 MPa，出现在刀盘背板与牛腿的连接处，如图2(b) 所示，但其依然在材料许可强度范围以内，满足强度要求。
图2 土压平衡工况下原始刀盘应力云图(单位: MPa)
刀盘变形结果如图3 所示，从刀盘中心沿径向往刀盘边缘的方向，刀盘变形量逐渐增大，最大变形量为2． 78 mm，出现在刀盘左下侧及右上侧的边缘位置。
刀盘呈现中间变形小、边缘变形大的分布形式，这是由于刀盘中心位置的背面有法兰牛腿支撑，而刀盘边缘位置的背面只有土压支撑。
图3 土压平衡工况下原始刀盘变形云图(单位: mm)
3． 1． 2 改造刀盘
在土压平衡工况下，对改造后刀盘进行力学分析，结果如图4 所示。刀盘面板上整体应力分布与原刀盘相似，主要在83 MPa 以下，较大应力主要分布在副梁与面板连接处。刀盘上最大应力达到188 MPa，出现在刀盘背板与牛腿的连接处，该处出现较大的应力集中现象，而刀盘强度同样满足使用要求。
图4 土压平衡工况下改造刀盘的应力和变形云图
刀盘变形整体变化趋势与原刀盘相似，刀盘呈现中间变形小、边缘变形大的分布形式。从刀盘中心沿径向往刀盘边缘的方向，刀盘变形量逐渐增大，最大变形量为3． 02 mm，比原刀盘增大8． 6%，出现在刀盘左下侧及右上侧的边缘位置。由于软土地层中刀盘变形要求较硬岩地层低，因此刀盘刚度仍能满足施工要求。
3． 2 土压不平衡工况下盾构刀盘力学分析
3． 2． 1 原始刀盘
在土压不平衡工况下，盾构刀盘改造前的力学分析结果如图5 所示。刀盘面板的整体应力分布与土压平衡工况相似，整体应力比土压平衡工况增大20% 左右，主刀盘面板上应力主要在100 MPa 以下，较大应力主要分布在副梁与面板连接处。刀盘上最大应力达到222 MPa，出现在刀盘背板与牛腿的连接处。
图5 土压不平衡工况下原始刀盘应力云图(单位: MPa)
刀盘变形结果如图6 所示。刀盘呈现中间变形小、边缘变形大的分布形式，从中心沿径向往刀盘边缘的方向，刀盘变形量逐渐增大，最大变形量为3． 78mm，出现在刀盘右上侧的边缘位置。
3． 2． 2 改造刀盘
在土压不平衡工况下，改造后刀盘的力学分析结果如图7 所示。刀盘面板上整体应力分布与原刀盘相似，主要在120 MPa 以下，较大应力主要分布在副梁与面板连接处。刀盘上最大应力达到233 MPa，出现在刀盘背板与牛腿的连接处。
图6 土压不平衡工况下原始刀盘变形云图(单位: mm)
图7 土压不平衡工况下改造刀盘应力及变形云图
刀盘变形整体变化趋势与原刀盘相似，刀盘呈现中间变形小、边缘变形大的分布形式。从刀盘中心沿径向往刀盘边缘的方向，刀盘变形量逐渐增大，最大变形量为4． 19 mm，比刀盘改造前增大约11%，出现在刀盘左下侧及右上侧的边缘位置。
综合以上力学分析得到刀盘的最大应力和变形数据，见表1。由于刀盘的强度极限为345 MPa，在2 种土压工况下，刀盘改造前后均满足强度要求。改造后刀盘的最大变形量虽然有所提升，但也满足刀盘整体刚度要求。
表1 刀盘力学分析结果
4 工程应用
由力学分析结果可知，改造后刀盘在刚度和强度上均符合设计要求。按照改造刀盘结构，对原有刀盘进行加工，最终得到改造后刀盘的实际结构如图8 所示。该刀盘在地铁施工过程中表现良好，有效地提升了掘进速度，降低了刀盘转矩，并成功避免了刀盘前端的结饼现象。
图8 改造后刀盘实物
5 结论与讨论
1)盾构在土压不平衡工况下相比土压平衡工况下的最大等效应力和最大变形均更大，两者分别提高20%和35%左右。
2)改造前后刀盘的最大等效应力均位于刀盘背板与牛腿的连接处，最大变形发生在刀盘左下侧及右上侧的边缘位置。对于同一种工况，刀盘改造前后对应的最大等效应力变化不大，最大变形量增加了10%左右，改造后的刀盘可满足强度和刚度要求。
3)一种刀盘改造方法可能只适用于某一特殊地层，但盾构掘进地层复杂多变，刀盘不可能进行大幅度多次改动，因此，如何确保刀盘改造后的宽泛地层适用性是后续亟待探讨的工程难题。
摘自：隧道建设