CN112160760B - 应对大直径泥水盾构仓内积渣的施工方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种应对大直径泥水盾构仓内积渣的施工方法。本发明基于刀盘理论扭矩与刀盘实际扭矩的差值，以及刀盘挤压力的大小判断仓内积渣的依据，并通过对盾构掘进过程中渣土流动方式及易造成积渣的部位进行研究，以及对泥水循环方式进行反复尝试和试验验证，总结出了“三进三出”循环洗仓方法：泥浆管路↔后泥水仓↔前泥水仓。本发明解决了盾构机掘进过程中仓内积渣滞排的问题，提高了盾构机掘进效率，降低了刀盘结泥饼的风险，并能保证掘进过程中参数的稳定性及泥水仓内压力的平衡，同时进一步减少了盾构刀具磨损，保证了施工质量及安全。

Description

应对大直径泥水盾构仓内积渣的施工方法

技术领域

本发明新型涉及盾构施工技术领域，具体涉及一种应对大直径泥水盾构仓内积渣的施工方法。

背景技术

泥水式盾构机是通过加压泥水或泥浆（通常为膨润土悬浮液）来稳定开挖面，其刀盘后面有一个密封隔板，与开挖面之间形成泥水仓，里面充满了泥浆，开挖土料与泥浆混合由泥浆泵输送到洞外分离厂，经分离后泥浆重复使用。

泥水盾构机在砂卵石地层、易结泥饼地层、断层破碎带地层、节理裂隙发育地层、软硬不均地层和孤石等复合地层中经常面临着仓内积渣的问题。此类问题谓之“滞排”,即盾构掘进下来的渣土，因为颗粒特性(比重、大小和形状)、盾构机排渣性能及其施工控制等原因造成渣土不能及时排出或滞后排出。如果处理不当,可能导致仓内积渣、刀盘结泥饼、刀盘扭矩升高、掘进速度降低、刀具温度升高加剧刀具磨损等后果。

发明内容

本发明旨在提供一种应对大直径泥水盾构仓内积渣的施工方法，以及时有效的应对当仓内积渣后导致掘进效率降低的问题，进一步避免因仓内积渣导致刀盘结泥饼、刀具温度升高加剧刀具磨损等后果。

为解决上述技术问题，本发明主要采用以下技术方案：

设计一种应对大直径泥水盾构仓内积渣的施工方法，包括如下步骤：

（1）监测盾构机刀盘实际扭矩，当（刀盘实际扭矩-刀盘理论扭矩）/刀盘理论扭矩*100%超出18%时，判定盾构机发生滞排，停止掘进或低速掘进；

根据刀盘扭矩组成，当刀盘挤压力一定时，实际扭矩与理论扭矩的差值主要体现在刀盘面板摩擦扭矩与刀盘圆环摩擦扭矩，这两个扭矩均与渣土松散系数有关，当仓内发生积渣现象时，渣土堆积，松散系数较小，导致其扭矩增大，对渣土做体积密度试验，当渣土堆积密实时，松散系数比渣土正常松散状态下小20%左右，并结合实际掘进过程中的情况验证总结出，当刀盘实际扭矩大于刀盘理论扭矩20%左右时，判断仓内发生积渣现象。

（2）基于刀盘实际挤压力判断积渣情况

结合正常情况下掘进地层时的刀盘挤压力情况以及波动范围，以刀盘刀具极限承载力（F_max=N*f，其中N为滚刀刃数，f为滚刀承载力）的80%～90%为刀盘实际挤压力安全值，超出时停止掘进或低速掘进。

刀盘挤压力主要是判断刀盘刀具与前方土体之间所受挤压力情况，刀盘面板与前方土体接触时，刀盘切削下来的渣土通过刀盘开口进入泥水仓内，当刀盘开口堵塞，渣土无法通过刀盘开口顺利进入泥水仓内，在刀盘与掌子面堆积，当发生此现象时，在盾构机推力不变的情况下，刀盘扭矩升高，刀盘挤压力增大，推进速度下降。

（3）进行三进三出循环洗仓

基于刀盘理论扭矩与刀盘实际扭矩的差值或/和刀盘挤压力的大小判断仓内积渣后，按如下方法实施泥水循环洗仓：

第一步：进入气垫仓循环出渣

开机前将泥浆由泥浆管路送入气垫仓循环洗仓，其中，控制进排浆流量≥其设计最大流量的70%，不转刀盘，泥水仓底部冲刷流量≥泵设计最大流量的70%；当泥浆循环至少一周后的进排浆密度差≤0.1t/m³时，结束该步骤。

第二步：进入“后泥水仓”循环出渣

第一步洗仓完成后，开机循环启动，将泥浆由气垫仓送入后泥水仓进行循环洗仓，其中进排浆流量≥其设计最大流量的70%，不转刀盘，刀盘中心背部冲刷流量≥设计最大流量的70%，泥水仓底部冲刷流量≥设计最大流量的70%；当泥浆循环至少一周后的进排浆密度差≤0.1t/m³时，结束该步骤。

第三步：进入“前泥水仓”循环出渣

第二步洗仓完成后，经管路切换将泥浆由后泥水仓送入前泥水仓进行循环洗仓，且控制进排浆流量≥设计最大流量的70%，刀盘回退50～80mm，刀盘转速≤0.5 r/min，刀盘前方面板冲刷流量以达到其设计流量的70%以上为准，刀盘中心背部冲刷流量≥其设计流量的70%，同时不启动泥水仓底部冲刷。

更换刀盘转向后，刀盘实际扭矩与该刀盘的额定扭矩基本相一致，且泥浆循环一周后进排浆密度差≤0.1 t/m³时，结束该步骤；

第四步：由“前泥水仓”切入“后泥水仓”循环出渣

掘进过程中判断仓内积渣后或掘进完成停机时，进行第四步洗仓方法，通过管路切换将前泥水仓所积渣土通过泥浆循环至后泥水仓。

当双向转刀盘实际扭矩与该刀盘的额定扭矩基本一致，且泥浆循环至少一周后的进排浆密度差≤0.1t/m³时，完成该步骤。

第五步：由“后泥水仓”切入“气垫仓”循环出渣

完成第四步出渣后，将泥浆由后泥水仓循环至气垫仓；当泥浆循环至少一周后的进排浆密度差≤0.1 t/m³时，完成该步循环出渣。

第六步：由“气垫仓”切入“旁通”循环出渣

再将泥浆由气垫仓循环至对于的泥浆管路，其进排浆流量≥其设计最大流量的80%，当泥浆循环至少一周后的进排浆密度差≤0.1t/m³时，切换至旁通循环模式。

所述盾构机刀盘理论扭矩通过以下公式获取：

T总=T1+T2+T3+T4+T5+T6 ，

式中，T1为滚刀切削扭矩，T2为刀盘自重产生的主轴承周向滚子摩擦扭矩，T3为主轴承轴向滚子摩擦扭矩，T4为驱动密封摩擦扭矩，T5为刀盘面板摩擦扭矩，T6为刀盘圆环的摩擦扭矩；其中，

滚刀切削扭矩T₁=0.59*R₁*F5*0.8*μ₄，该式中，R₁为开挖半径，F5为刀盘挤压力，μ₄为滚动力系数；

刀盘自重产生的主轴承周向滚子摩擦扭矩T₂=G₁*R₂*μ₁，该式中，G₁为刀盘重力，R₂为圆周滚子分布半径，μ₁为滚子摩擦系数；

主轴承轴向滚子摩擦扭矩T₃=｛F5+πR₇ ²（P_d+P_w）｝*R₃*μ₁，该式中，F5为刀盘挤压力，R₇为主轴承半径，P_d为隧道中心土压，P_w为隧道中心水压，R₃为轴向滚子分布半径，μ₁为滚子摩擦系数；

驱动密封摩擦扭矩T₄=2π*R₄*F_s*n₁*μ₂*R₄+2π*R₅*F_s*n₂*μ₂*R₅，该式中，R4为外密封半径，Fs为密封单位长度压紧力，n1为外密封数量，μ2为密封与金属摩擦系数，R5为内密封半径，n2为内密封数量；

刀盘面板摩擦扭矩T₅=

*π*α*μ₃*R₁ ³*P_d，该式中，k为渣土松散系数，α为刀盘不开口率，μ₃为土体与金属摩擦系数，R₁为开挖半径，P_d为隧道中心土压；

刀盘圆环的摩擦扭矩T₆=2π*R₆ ²*B*（P1+P2+P3+P4）/（4k）*μ₃，该式中，R₆为大圆环半径，B为大圆环宽度，P1为顶部土压，P2为顶部侧向土压，P3为底部侧向土压，P4为底部土压，k为渣土松散系数，μ₃为土体与金属摩擦系数。

所述刀盘实际挤压力由下列公式计算得出：F5=F_Z-Fn，

式中，Fz为刀盘总接触力，Fn为泥水仓反力。

本发明的主要有益技术效果在于：

1.本发明在长期的生产实践经验的基础上，提出基于刀盘理论扭矩与刀盘实际扭矩的差值或/和刀盘挤压力的大小判断仓内积渣的依据，并通过对盾构掘进过程中渣土流动方式及易造成积渣的部位进行研究，以及对泥水循环方式进行反复尝试和试验验证，总结出了针对仓内积渣时通过泥水循环系统的 “三进三出”循环洗仓方法，能够快速、彻底的解决仓内积渣问题，使掘进刀盘扭矩和挤压力降至正常掘进时的范围内，进而能够使盾构机维持稳定的掘进速度、推力、进排浆流量。

2.本发明运用“三进三出”循环洗仓，有效解决了盾构机仓内积渣滞排的问题，提高了盾构机掘进效率，降低了刀盘结泥饼的风险，并能保证掘进过程中参数的稳定性及泥水仓内压力的平衡，同时进一步减少了盾构刀具磨损损失，保证了施工质量安全。

附图说明

图1为本发明实施例一中盾构机刀盘实际扭矩与理论扭矩显示界面图。

图2为本发明实施例一中盾构机刀盘挤压力控制参数设置界面图。

图3为本发明实施例一中盾构机实际刀盘挤压力显示界面图。

图4为本发明实施例一中盾构机的泥水系统控制界面图。

图5为本发明实施例一中盾构机进入气垫仓循环出渣时的的控制界面图。

图6为本发明实施例一中盾构机进入后泥水仓循环出渣时的的控制界面图

图7为本发明实施例一中盾构机进入前泥水仓循环出渣时的的控制界面图。

图8为本发明实施例一中盾构机进入出前泥水仓（即切入后泥水仓）循环出渣时的的控制界面图。

图9为本发明实施例一中盾构机进入后泥水仓（即切入气垫仓）循环出渣时的的控制界面图。

图10为本发明实施例一中盾构机进入气垫仓（即切入旁通）循环出渣时的的控制界面图。

图11为本发明实施例一中盾构机的功率扭矩曲线图。

具体实施方式

下面结合附图和实施例来说明本发明的具体实施方式，但以下实施例只是用来详细说明本发明，并不以任何方式限制本发明的范围。

以下实施例中盾构机刀盘理论扭矩通过以下公式获取：

T总=T1+T2+T3+T4+T5+T6 ，

式中，T1为滚刀切削扭矩，T2为刀盘自重产生的主轴承周向滚子摩擦扭矩，T3为主轴承轴向滚子摩擦扭矩，T4为驱动密封摩擦扭矩，T5为刀盘面板摩擦扭矩，T6为刀盘圆环的摩擦扭矩。

以下实施例中盾构机刀盘实际扭矩的测量方法：

盾构机PLC通过扭矩曲线图，根据刀盘运行转速确定刀盘实际扭矩。而盾构机在掘进过程中，实际扭矩通过驱动刀盘旋转的电机功率，根据恒功率扭矩曲线得出的，春风号盾构机主驱动采用18 组变频电机驱动，驱动功率6300kW，额定扭矩 40989kNm，最大扭矩53285kNm，脱困扭矩 55334kNm，最高转速 2.8rpm。功率扭矩曲线如图11所示。

实施例一：春风隧道工程项目中的“三进三出”洗仓应用实践

春风隧道工程项目，采用一台泥水平衡中铁588号盾构机，盾构机最大开挖直径为15.80m，管片全环采用7+2+1衬砌形式，管片外径φ15.2米，内径φ13.9米，管片宽度2米。

春风隧道工程线路先后穿越红岭立交、地铁九号线A出入口通道、宝安南路立交、布吉河、船步桥、春风路高架；绕行深港共管区域、港逸豪庭、渔景大厦，穿越深圳海关宿舍区及大滩大厦、广珅大酒店、广深铁路股道及深圳站、地铁一号线罗湖站；下穿边检宿舍区、文锦渡口岸。为了保证隧道的实际轴线和设计轴线相吻合,并确保管片拼装质量,使隧道不漏水,地表沉降在规定范围内。在上位机上增加刀盘理论扭矩参数（参见图1），与刀盘实际扭矩实时对比，指导盾构机掘进作业，同时增加刀盘挤压力控制条件（参见图2、图3），设置报警，与盾构掘进关联，当刀盘实际挤压力大于设置值时，盾构机自动停止掘进；并通研究出了针对仓内积渣时通过泥水循环系统的“三进三出”洗仓方法（参见图4）：

1.泥水循环洗仓之三进

第一步：进入气垫仓循环出渣（参见图5）

开机前泥浆通过泥浆管路进入气垫仓循环洗仓，即管路旁通→ 气垫仓

控制要领：进排浆流量达到2000m³/h以上，不转刀盘，P0.3（泥水仓底部冲刷）流量达到400m³/h以上；

结束指标：进排浆密度差5分钟（深圳春风隧道项目泥浆循环一周的时间）内低于0.1t/m³（若密度差过大，说明仓内积渣情况未得到改善，若时间较短，洗仓不彻底）。

第二步：进入“后泥水仓”循环出渣（参见图6）

开机循环启动第一步洗仓完成后，通过管路上的阀门切换将泥浆送入后泥水仓进行循环洗仓，即气垫仓→后泥水仓。

适用时机：开机循环启动时

控制要领：进排浆流量达到2000m³/h以上，不转刀盘，P0.2（刀盘中心背部冲刷）流量达到700m³/小时以上，P0.3（泥水仓底部冲刷）流量达到400m³/h以上，

结束指标：进排浆密度差5分钟内低于0.1t/m³。

第三步：进入“前泥水仓”循环出渣（参见图7）

正式掘进前完成第二步洗仓后，通过管路上的阀门切换将泥浆送入前泥水仓（即刀盘面板前方）进行循环洗仓，即后泥水仓 →前泥水仓。

控制要领：进排浆流量达到2000m³/h以上，刀盘回退50mm，转速≤0.5 r/min，P0.1（刀盘前方面板冲刷）流量达到1500m³/h以上，P0.2（刀盘中心背部冲刷）流量达到400m³/h以上，P0.3不启动；

结束指标：双向转刀盘扭矩≤2000 KN·m（与刀盘转速额定扭矩基本一致），进排浆密度差5分钟内低于0.1 t/m³。

在刀盘后退50mm后，若仓内无积渣情况刀盘旋转扭矩基本与额定扭矩基本一致。

2. 泥水循环洗仓之三出

第四步：出“前泥水仓”（切入“后泥水仓”）循环出渣（参见图8）

掘进过程中判断仓内积渣后或掘进完成停机时，进行第四步洗仓方法，通过管路切换将前泥水仓所积渣土通过泥浆循环至后泥水仓，即前泥水仓→后泥水仓。

指标：双向转刀盘扭矩≤2000KN·m（与刀盘转速额定扭矩基本一致），进排浆密度差5分钟内低于0.1t/m³

第五步：出“后泥水仓”（切入“气垫仓”）循环出渣（参见图9）

完成第四步洗仓后通过管路切换将后泥水仓循环洗仓切换至气垫仓循环洗仓，即后泥水仓→气垫仓。

结束指标：进、排浆密度差5分钟内低于0.1 t/m³。

第六步：出“气垫仓”（切入“旁通”）循环出渣（参见图10）

完成第五步洗仓后通过管路切换将气垫仓循环出渣切换至旁通循环模式，即气垫仓→旁通。

流量达到2400m³/h以上，当进、排浆密度差5分钟内低于0.1 t/m³时切换至“旁通”模式循环，循环约8min后停机。

具体循环时间可根据管路长度及泥水分离设备出渣情况（初筛无大量渣土时）确定停止旁通循环。

总结：三进三出循环洗仓方法流程如下：

泥浆管路↔气垫仓↔前隔板与刀盘背面（称“后泥水仓”）↔刀盘面板与掌子面（称“前泥水仓”）。

表1本发明方法与常规洗仓放的特点对比

。

与传统施工工艺相比，本项目通过以上方法彻底解决了仓内积渣滞排的问题（参见表1），提高了盾构机掘进效率，降低了刀盘结泥饼的风险，并能保证掘进过程中参数的稳定性及泥水仓内压力的平衡，同时进一步减少了盾构继续磨损损失，保证了施工质量安全。避免了因仓内积渣引起的不必要的经济损失，进一步为工程项目降低了成本。

上面结合附图和实施例对本发明作了详细的说明；但是，所属技术领域的技术人员能够理解，在不脱离本发明构思的前提下，还可以对上述实施例中的各个具体参数进行变更，或者是对相关方法、步骤进行等同替代，从而形成多个具体的实施例，均为本发明的常见变化范围，在此不再一一详述。

Claims (3)

1.一种应对大直径泥水盾构仓内积渣的施工方法，其特征在于，包括如下步骤：

（1）监测盾构机的刀盘实际扭矩，当（刀盘实际扭矩-刀盘理论扭矩）/刀盘理论扭矩*100%超出18%时，判定盾构机发生滞排，停止掘进或低速掘进；

（2）设定刀盘刀具极限承载力的80%～90%为刀盘实际挤压力安全值，当刀盘实际挤压力超出安全值时判定发生滞排，停止掘进或低速掘进；

（3）进行三进三出循环洗仓

基于步骤（1）或/和（2）判断盾构机发生滞排或/和仓内积渣后，按如下步骤实施泥水循环洗仓：

第一步：进入气垫仓循环出渣

开机前将泥浆由泥浆管路送入气垫仓循环洗仓，该过程中，控制其进排浆流量≥设计最大流量的70%，且刀盘停转，使泥水仓底部冲刷流量≥泵设计最大流量的70%；当泥浆循环至少一周后的进、排浆密度差≤0.1t/m³时，结束该步骤；

第二步：进入后泥水仓循环出渣

开机循环启动，将泥浆由气垫仓送入后泥水仓进行循环洗仓，该过程中，控制进、排浆流量≥设计最大流量的70%，刀盘停转，且使刀盘中心背部冲刷流量≥设计最大流量的70%，泥水仓底部冲刷流量≥设计最大流量的70%；当泥浆循环至少一周后的进、排浆密度差≤0.1t/m³时，结束该步骤；

第三步：进入前泥水仓循环出渣

经管路切换将泥浆由后泥水仓送入前泥水仓进行循环洗仓，该过程中，控制进排浆流量≥设计最大流量的70%，刀盘回退50～80mm，刀盘转速≤0.5 r/min，且使刀盘前方面板冲刷流量≥其设计流量的70%，刀盘中心背部冲刷流量≥其设计流量的70%，同时不启动泥水仓底部冲刷；

更换刀盘转向后，刀盘实际扭矩与该刀盘的额定扭矩相一致，且泥浆循环一周后进、排浆密度差≤0.1 t/m³时，结束该步骤；

第四步：由前泥水仓切入后泥水仓循环出渣

掘进过程中判断仓内积渣后或掘进完成停机时，通过管路切换将前泥水仓所积渣土通过泥浆循环至后泥水仓；

当更换刀盘转向后刀盘实际扭矩与该刀盘的额定扭矩相一致，且泥浆循环至少一周后的进、排浆密度差≤0.1t/m³时，完成该步骤；

第五步：由后泥水仓切入气垫仓循环出渣

完成第四步出渣后，将泥浆由后泥水仓循环至气垫仓，当泥浆循环至少一周后的进、排浆密度差≤0.1 t/m³时，完成该步循环出渣；

第六步：由气垫仓切入旁通循环出渣

再将泥浆由气垫仓循环至对应的泥浆管路中，该过程中，控制进、排浆流量≥其设计最大流量的80%，当泥浆循环至少一周后的进、排浆密度差≤0.1t/m³时，切换至泥浆管路旁通循环模式。

2.根据权利要求1所述的应对大直径泥水盾构仓内积渣的施工方法，其特征在于，所述刀盘理论扭矩通过以下公式获取：

T总=T1+T2+T3+T4+T5+T6 ，

式中，T1为滚刀切削扭矩，T2为刀盘自重产生的主轴承周向滚子摩擦扭矩，T3为主轴承轴向滚子摩擦扭矩，T4为驱动密封摩擦扭矩，T5为刀盘面板摩擦扭矩，T6为刀盘圆环的摩擦扭矩；其中，

滚刀切削扭矩T₁=0.59*R₁*F5*0.8*μ₄，该式中，R₁为开挖半径，F5为刀盘挤压力，μ₄为滚动力系数；

刀盘自重产生的主轴承周向滚子摩擦扭矩T₂=G₁*R₂*μ₁，该式中，G₁为刀盘重力，R₂为圆周滚子分布半径，μ₁为滚子摩擦系数；

主轴承轴向滚子摩擦扭矩T₃=｛F5+πR₇ ²（P_d+P_w）｝*R₃*μ₁，该式中，F5为刀盘挤压力，R₇为主轴承半径，P_d为隧道中心土压，P_w为隧道中心水压，R₃为轴向滚子分布半径，μ₁为滚子摩擦系数；

驱动密封摩擦扭矩T₄=2π*R₄*F_s*n₁*μ₂*R₄+2π*R₅*F_s*n₂*μ₂*R₅，该式中，R4为外密封半径，Fs为密封单位长度压紧力，n1为外密封数量，μ2为密封与金属摩擦系数，R5为内密封半径，n2为内密封数量；

刀盘面板摩擦扭矩T₅=

* π*α*μ₃*R₁ ³*P_d，该式中，k为渣土松散系数，α为刀盘不开口率，μ₃为土体与金属摩擦系数，R₁为开挖半径，P_d为隧道中心土压；

刀盘圆环的摩擦扭矩T₆=2π*R₆ ²*B*（P1+P2+P3+P4）/（4k）*μ₃，该式中，R₆为大圆环半径，B为大圆环宽度，P1为顶部土压，P2为顶部侧向土压，P3为底部侧向土压，P4为底部土压，k为渣土松散系数，μ₃为土体与金属摩擦系数。

3.根据权利要求1所述的应对大直径泥水盾构仓内积渣的施工方法，其特征在于，所述刀盘实际挤压力由下列公式计算得出：

F5=F_Z-Fn ，

式中，Fz为刀盘总接触力，Fn为泥水仓反力。

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