上海交通大学学报, 2022, 56(7): 897-907 doi: 10.16183/j.cnki.jsjtu.2021.241

交通运输工程

盾构推拼同步技术模型试验平台的研发及应用

朱叶艇,, 闵锐, 秦元, 吴文斐, 袁鹏, 翟一欣, 朱雁飞

上海隧道工程有限公司, 上海 200232

Development and Application of a Model Test Platform of Synchronous Technology Combining Shield Tunneling with Segment Assembling

ZHU Yeting,, MIN Rui, QIN Yuan, WU Wenfei, YUAN Peng, ZHAI Yixin, ZHU Yanfei

Shanghai Tunnel Engineering Co., Ltd., Shanghai 200232, China

责任编辑: 石易文

收稿日期: 2021-07-6  

基金资助: 上海市青年科技启明星计划资助项目(20QB1405000)

Received: 2021-07-6  

作者简介 About authors

朱叶艇(1987-),男,浙江省绍兴市人,高级工程师,现主要从事盾构施工新技术与智能装备研发工作.电话(Tel.):021-65419590;E-mail:zhuyeting@stecmc.com.

摘要

为解决长距离盾构隧道项目单台盾构掘进工期过长的问题,以上海市域铁路机场联络线某区间隧道为示范应用工程,开发了基于推进系统油压主动控制理念的盾构推拼同步施工技术.其原理为通过充分利用轴向插入封顶块产生的推进油缸行程富余量进行管片拼装作业,单环管片的作业时间理论上可缩短31.6%.为验证推拼同步技术的可行性与可靠性,构建超大直径盾构推拼同步技术模型试验平台,给出了推拼同步过程中缺失顶力的再分配计算方法,并对该技术进行了模型试验验证.试验结果表明:模型盾构机执行机构响应迅速,推进系统油缸压力和总顶推力误差均控制在±2%以内;盾构姿态偏差控制在±6 mm范围内,盾构推进速度误差范围为 -2~4 mm/min;管片结构受力安全,设计覆土33 m条件下管片抗压安全系数可达1.68.

关键词: 盾构机; 盾构推进; 管片拼装; 同步; 试验平台

Abstract

Taking a running tunnel of Shanghai Railway Airport connecting line as a demonstration application project, the synchronous technology combining shield tunneling with segment assembling is proposed based on the active control on the oil pressure of the shield thrust system, which can solve the problem of the long construction period produced by a single shield machine employed in a long-distance shield tunnel project. The principle is to make full use of the extra stroke of propulsion cylinders generated by the axial insertion of the key block to assemble segments, and the theoretical operation time of a single ring can be reduced by 31.6%. Then, a large model test platform for this synchronization technology is established to verify its feasibility and reliability, and the redistribution method of the missing thrust force is introduced during the synchronous process, which is verified by the model test. The test results show that the actuators of the shield machine respond quickly, and the errors of the cylinder pressures and total thrust force of the propulsion system are controlled within ±2%. The attitude deviation of the shield machine is controlled within ±6 mm, and the error range of the driving speed is -2 to 4 mm/min. The segments are safe with the designed overburden thickness of 33 m, and the compressive safety coefficient reaches 1.68.

Keywords: shield machine; shield tunneling; segment assembling; synchronization; test platform

PDF (19372KB) 元数据 多维度评价 相关文章 导出 EndNote| Ris| Bibtex  收藏本文

本文引用格式

朱叶艇, 闵锐, 秦元, 吴文斐, 袁鹏, 翟一欣, 朱雁飞. 盾构推拼同步技术模型试验平台的研发及应用[J]. 上海交通大学学报, 2022, 56(7): 897-907 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2021.241

ZHU Yeting, MIN Rui, QIN Yuan, WU Wenfei, YUAN Peng, ZHAI Yixin, ZHU Yanfei. Development and Application of a Model Test Platform of Synchronous Technology Combining Shield Tunneling with Segment Assembling[J]. Journal of Shanghai Jiaotong University, 2022, 56(7): 897-907 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2021.241

在盾构法隧道200年的发展历程中,盾构机作为“工程机械之王”,已成为集多学科为一体的地下高端装备[1-2].目前,国内外盾构隧道不断往大深度、大断面、长距离的方向发展[3-4],并涌现出一批成功的江、海底隧道和城市快速道路隧道施工案例,单线盾构掘进长度甚至超过10 km[5-6].如何提高长距离或超长距离盾构法施工工效,实现盾构的连续推进已然成为当下盾构施工技术和装备研发界亟待突破的关键问题[7].常规盾构法施工流程是在盾构机掘进一环管片宽度的距离后,停机状态下完成整环管片的拼装、掘进和拼装交替进行,最终完成整条隧道的构筑[8-10].因此,盾构工期主要由掘进和拼装两部分时间组成,且两者用时接近.然而,将常规盾构作业方法运用到长(超长)距离盾构施工项目上将产生过长的项目建设周期,与当下快速的物流和经济发展速度并不匹配.因此,极有必要研发盾构推拼同步施工技术,将部分甚至全部管片拼装时间融入盾构推进当中,从而实现盾构施工工效的显著提升.

日本在盾构推拼同步技术领域发展较早,自20世纪90年代起至今诞生了包含F-NAVI盾构工法[11]、Lattice格构式油缸盾构工法[12]、双油缸同步推拼工法[13]、蜂窝型管片同步推拼工法[14]和LoseZero推拼同步工法[15]等在内的多种推拼同步技术,并进行工程试验应用,然而研发和应用成果文献发布极少.国内已有多家盾构装备制造企业正在进行盾构推拼同步技术的研究,尚未有工程应用实例.

本文以上海市域铁路机场联络线工程2号盾构机为原型,基于几何相似比1/2构建了大型盾构推拼同步技术模型试验平台,给出了推拼同步模式下缺失顶力的再分配计算方法,并对该成套技术进行试验验证,着重聚焦盾构姿态、推进速度、油压响应、管片结构受力安全等关键因素.所得研究成果将对盾构推拼同步技术的工程应用提供最为直接的技术指导.

1 工程背景

上海轨道交通市域线机场联络(西)3标工程梅富路工作井,即2号风井(长度为 5658 m,最小转弯半径为520 m)区间隧道采用“骥跃号”超大直径泥水气平衡盾构机进行施工,拟将搭载推拼同步系统.盾构机整体设计如图1(a)和1(b)所示.设计覆土为33 m,采用开口率为28%的常压刀盘进行土体开挖,开挖直径为14.07 m,壳体长度为13.33 m.推进系统包含34组(共68个)油缸(缸径为0.36 m,行程为3.3 m), 沿圆周均匀分布,除封顶块范围内含2组油缸,其余管片范围内均含4组.常规推进可采用固定6分区模式,如图1(c)所示,其中:R为推进系统计算半径.顶部1区和底部4区分别含6组和8组油缸,其他4个区各含5组油缸.隧道管片外径为13.6 m,厚度为0.55 m,环宽为2.0 m,共9分块(1块封顶块、2块邻接块、6块标准块),采用C60混凝土浇筑.除封顶块以外,其余8块对应圆心角几乎相同,整体上形成了“1+8”的模式.

图1

图1   “骥跃号”号盾构机设计图

Fig.1   Design map of ‘Jiyue’ shield machine


盾构常规推进与推拼同步工效对比如图2所示.其中:K为封顶块管片编号;B1~B6为标准块管片编号;L1和L2为邻接块管片编号.当盾构机油缸行程由初始行程1.20 m伸长至2.10 m,即满足第1块管片拼装空间需求时,随即进行管片拼装作业.理论上,假设盾构机推进速度为3 cm/min,单环管片拼装时间为50 min,当油缸行程伸至3.20 m时,已完成将近7块管片拼装作业,盾构机只需停机13 min完成剩余两块管片的拼装.依此,将单环管片的整体作业时间从117 min缩短至80 min,推拼一环管片作业时间缩短31.6%.

图2

图2   常规推进与推拼同步工效对比

Fig.2   Effeciency comparision of conventional and synchronization methods


2 盾构推拼同步模型试验平台

2.1 模型试验平台设计说明

盾构推拼同步模型试验平台主要由负载系统、盾构试验机、滑动支撑、钢管片和外框架组成.

2.1.1 负载系统

负载系统结构和计算模型如图3所示,其中:F0、F1、F2为负载力分量;m2为第2组油缸中心至x轴的距离;r0为顶块中心对应的分布半径;n3为第3组油缸中心至y轴的距离.负载系统主要由6组双联油缸(缸径为0.36 m,行程为3 m)组成,2个油缸一组,沿圆周均匀分布,顶块中心对应的分布半径为 1.800 m.同一组两油缸平面夹角为16°,因由同一阀块进行压力控制,压力相同.油缸底部固定在负载端后靠墙上,前端通过支撑架落地,最大可提供在盾构推进方向上13.8 MN的负载阻力.

图3

图3   负载系统结构及其计算模型

Fig.3   Structure and calculation model of loading system


试验可通过相似计算,设定盾构机在特定地质条件以及对应覆土厚度下的负载力(总负载力FF、水平合力矩MFh和垂直合力矩MFv),图3(b)给定了各组负载油缸对应的负载力分配值,F0、F1、F2的计算须满足以下3个方程:

6F0+4.5(F1+F2)=FF
(1)
(F2-F1)(n2+2n3)=MFh
(2)
F0 m1+(2F0+F1+F2)m2-(F0+1.5F1+1.5F2)m4-(2F0+2F1+2F2)m3=MFv
(3)

式中:n2为第2组油缸中心至y轴的距离;m1、m3和m4分别为第1组、第3组和第4组油缸中心至x轴的距离.

通过对F0、F1和F2的求解可获得每组油缸的目标顶力值,进而可换算出各组油缸的无杆腔目标压力.

2.1.2 盾构试验机

盾构试验机模型如图4所示.本次试验创造性地将壳体直径约为6.8 m的地铁盾构机进行改造,去除刀盘、前盾和盾尾等部分,保留中盾、推进系统和管片拼装机,并在试验机正面设置承力环结构,以支承负载系统千斤顶.试验机总长约为5.7 m,总重约为160 t.由于原型盾构机壳体直径约为14 m,所以本次试验几何相似比CL约为 1/2.由于强度相似比CR为1,经相似第一定理换算,本次试验弹性模量相似比CE、应变相似比Cε、应力相似比Cσ、位移相似比Cd、速度相似比Cv、推力相似比CF分别为1、1、1、1/2、1/2和1/4.

图4

图4   盾构试验机模型

Fig.4   Model of shield testing machine


推进系统共含17组油缸(缸径为0.24 m,行程为2.2 m),故可较好地模拟原型盾构机各种推进工况.17组油缸均由独立的比例减压阀进行压力控制,且都配备行程和压力传感器.

需重点说明的是,盾构机在实际地层中受周围土体约束,姿态反应较不灵敏.为模拟盾构机极不利工作状态,本次试验在试验机重心位置底部安装了球面凸点.试验过程中该球面凸点与滑动支撑的支承梁接触形成单点支撑,除竖向位移被约束以外,最大程度地释放了盾构试验机的自由度.

再者,在试验机底部安装了升降油缸支撑端,方便在试验准备阶段通过调整升降油缸的行程使盾构机处于预设高度.另外,在试验机前进方向底部安装挡板,该挡板可以与滑动支撑的限位板接触,带动滑动支撑共同运动.

2.1.3 滑动支撑

滑动支撑如图5所示.滑动支撑由4排滚轮、承台、4个升降油缸、前后限位板、2个支承油缸和支承梁组成.

图5

图5   滑动支撑

Fig.5   Sliding support


关于两类油缸的功能说明如下:① 滑动支撑的升降油缸伸出,顶起盾构试验机并调整其至设定高度;② 滑动支撑的支承油缸伸出,待支承梁与试验机底部球面凸点基本接触后切换成被动保压状态,作为试验过程中试验机的支承装置;③ 4个升降油缸活塞杆回缩1 cm,作为试验机防坠的另一道保险.

2.1.4 模型钢管片和应变测点布置

为确定管片结构受压承载能力以及为推拼同步现场操作提供训练基础,本次试验专门设计了模型钢管片.钢管片结构设计和测点布置如图6所示.模型管片外径为6.5 m,内径为6.0 m,环宽为0.95 m,采用Q235钢板制作.各管片端板厚度为22 mm,弧形板和背板厚度为0.02 m.为加强千斤顶作用位置结构刚度,在封顶块中间以及其余管片三等分处安装“L形”支撑板.管片块之间和环之间采用常规的短直螺栓连接.在管片迎各千斤顶顶块中心位置刻5 mm深方槽和直线槽,并在直线槽尾部钻孔.安装完应变花(共17个)后将数据线经过钻孔引入管片内侧,最终连入应变采集系统.

图6

图6   钢管片结构设计和测点布置

Fig.6   Structural design and layout of measuring points of steel segments


2.1.5 外框架

试验平台外框架如图7所示.主要由负载端后靠墙、推进端后靠墙、4根主拉杆和8根斜拉杆组成,形成一个封闭围合的内承力结构,尺寸为13 m×8 m×8 m.所有构件均采用Q345焊接式H型钢进行制作.主拉杆、斜拉杆、负载端后靠墙立柱与部分横梁、推进端后靠墙横梁等主受构件采用双拼形式,推进端后靠墙立柱采用三拼形式,框架总重约为150 t.本次试验设计的最大负载力为 12 MN,框架前后主要承受盾构推进方向的内顶力.

图7

图7   外框架

Fig.7   Outer frame


最终,盾构推拼同步技术模型试验平台如图8所示.

图8

图8   推拼同步技术模型试验平台

Fig.8   Model testing platform of synchronization technology


2.2 模型试验方法

推拼同步模型试验流程如下.

(1) 设定负载系统负载力矢量,确认后负载系统油缸活塞杆并推动试验机后退,使之与推进端后靠接触,过程中试验机推进系统油缸处于被压回状态并锁死,预设4 MPa压力.

(2) 待负载油缸压力稳定至目标值,开启试验机常规推进状态,操作人员设定初始各分区油压开度后,推进系统油缸伸出,试验机开始推进.

(3) 操作人员结合盾构姿态偏差和推进速度,不断调整各分区油压开度,直至试验机姿态和推进速度稳定,并位于设定偏差范围内.

(4) 切换进入推拼同步状态,该状态下分为全油缸推进模式和推拼同步模式,所有推进油缸无杆腔目标压力均由系统自动推送,首先进入全油缸推进模式以维持之前的推进状态.

(5) 待试验机推进参数稳定后进入推拼同步模式,点击待拼装管片,对应范围内油缸缩回,剩余工作油缸进行无杆腔压力调整,本次试验用等待管片应变稳定的时间模拟管片拼装时间.

(6) 待管片应变稳定,缩回的油缸重新伸出后进入全油缸推进模式,各油缸无杆腔压力重新调整回之前的目标压力,待管片应变稳定进入下一块管片拼装.

(7) 循环往复,完成一整环管片拼装模拟后,本试验工况结束.

需要说明的是,推拼同步过程中未成环管片结构整体受力与已成环结构有所不同,而本次试验研究重点仅为管片迎千斤顶环面顶块作用点处的抗压能力,且若在试验过程中同步拼装管片则应变采集无法与待拼装管片随动,故本次试验将整环管片预先安装于试验平台上.本次试验数据采集内容涵盖推进系统全油缸压力、油缸行程、盾构姿态、推进速度、管片应变等.

3 盾构推进力分配方法解析

3.1 全油缸推进模式

盾构机进入推拼同步的初始阶段以及一块管片拼装完成、下一块管片拼装前都会进入全油缸推进模式作为过渡阶段以维持盾构机稳定的推进姿态.本文借鉴盾构常规推进时的6分区方法,将推进系统总顶推力分配成如图9所示的逐级递增的模式.其中:F3F4F5为各区顶力计算分量;D2为第2区顶力作用点至x轴的距离;L3为第3区顶力作用点至y轴的水平距离;d1~d6分别为各分区顶力作用点至坐标原点O的距离;R0为试验机推进系统计算半径;1~17为油缸编号.

图9

图9   6分区计算模型

Fig.9   Calcultiaon model of 6 divisions


需要特别说明的是,推拼同步技术是对油缸的无杆腔压力进行控制,有杆腔压力很小且不可控.因此,本文对于总顶推力矢量的计算基于的是各油缸的无杆腔压力,有杆腔压力不纳入.当常规推进状态切换进入推拼同步状态瞬间,推进系统17组油缸的无杆腔压力随即被储存并换算成总顶推力参数(总顶推力FT、负载水平合力矩MTh和负载垂直合力矩MTv).最终,6分区顶力初分配模式需满足以下3个方程:

6F3+4.5(F4+F5)=FT
(4)
(F5-F4)(L2+2L3)=MTh
(5)
F3D1+(2F3+F4+F5)D2-(2F3+2F4+2F5)D3-(F3+1.5F4+1.5F5)D4=MTv
(6)

式中:D1D3D4分别为第1、第3和第4区顶力作用点至x轴的距离;L2为第2区顶力作用点至y轴的水平距离.

将计算得到的F3F4F5值代入各区分配的顶力公式,根据油缸组数取平均值后可换算成各油缸初始的无杆腔目标压力.

3.2 推拼同步模式

盾构机进入推拼同步模式以后,待拼装管片范围内的油缸回缩退出工作,缺失的顶推力需要分配至剩余工作油缸,作为增量顶力与剩余工作油缸的初始顶力进行叠加,以维持总顶推力矢量不变,确保盾构机的稳定推进.由于除封顶块以外,其余管片拼装时的缺失顶力再分配方法一致,所以本文以B3块为例进行阐述.缺失顶力的再分配计算模型如图10所示.其中:ΔF1ΔF2ΔF3为各区增量顶力的分量;f1和f2为待拼装管片范围内缺失的油缸顶力;WG1、WG2和W1分别为减压区增量顶力、第1增压区增量顶力和缺位油缸顶力作用点至x轴的距离;将待拼装管片中间位置旋转至y轴正半轴,将剩余工作油缸分成3个区,千斤顶回缩区对应直径另一端为减压区(G1),左右两侧分别为第1(G2)和第2增压区(G3),lG1、lG2和lG3分别为减压区、第1和第2增压区增量顶力作用点至原点O的距离;NG2为第2增压区增量顶力作用点至y轴的距离;N1为缺位油缸顶力作用点至y轴的距离F1ΔF2ΔF3的计算须满足以下3个方程:

-3ΔF1+ΔF2+ΔF3=f1+f2
(7)
(ΔF1-ΔF3)NG2=(f1-f2)N1
(8)
-ΔF1WG1+(-2ΔF1+ΔF2+ΔF3)WG2=(f1+f2)W1
(9)

图10

图10   缺失顶力的再分配计算模型(B3)

Fig.10   Redistribution calculation model of missing thrust force (B3)


将计算得到的ΔF1ΔF2ΔF3值代入各区分配的增量顶力公式,根据油缸组数取平均值后换算成各油缸的平均无杆腔目标压力增量,并叠加到初始油压后,形成最终的油缸无杆腔目标压力.

4 盾构推拼同步模型试验实例应用

4.1 试验工况说明

本工况模拟市域2号盾构机在覆土6 m条件下的推拼同步操作,设定推进速度为15 mm/min.选用的管片拼装工况如图11所示,理论上该管片拼装工况条件下对管片结构的承压能力要求最高.

图11

图11   管片拼装工况

Fig.11   Assembling condition of segments


负载系统需提供负载力FF为7.979 MN、水平合力矩MFh为0,以及垂直合力矩MFv为 -4.328 MN·m.经换算,第1组油缸无杆腔目标压力为2.13 MPa,第2和第6组为5.07 MPa,第3和第5组为8.0 MPa,第4组为10.93 MPa.

4.2 试验数据分析

4.2.1 油压响应与推进力矢量

盾构试验机推进过程中受轨道滚动摩擦的影响,因此常规推进状态下当推进系统总顶推力FT、水平合力矩MTh和垂直合力矩MTv分别为 10.094 MN、-106 kN·m和 -6.653 MN·m时,试验机推进速度和姿态数据稳定,试验切换进入推拼同步状态.

为展现推进系统全油缸在推拼同步过程中的油压响应能力,本文在每块管片范围选取1个油缸(共9个)进行全过程油压呈现,如图12所示.从图12中可以较为直观地看出,由于油缸无杆腔压力受比例积分微分(PID)闭环控制,故实际油压均在目标值附近振荡.另外,受负载系统压力的影响,推进系统油压偶有突变跳跃的现象.整体上,各油缸在不同目标压力条件下响应迅速且执行效果良好,油压误差控制在2%以内.

图12

图12   全过程中各油缸无杆腔压力响应

Fig.12   Oil pressure response of each cylinder in the whole process


图13给出了推进系统总顶推力及其垂直合力矩随时间增长的变化情况.进入推拼同步状态后,总顶推力表现稳定,排除偶有突变的情况,整体误差控制在±2%以内(见图13(a)).垂直合力矩的波动幅度相较于总顶推力略大,整体误差控制在±4%以内(见图13(b)).

图13

图13   推进系统总顶推力与垂直合力矩

Fig.13   Total thrust force and veritical moment of thrust system


综上,在推拼同步状态下,执行机构油压响应迅速,油压闭环控制效果良好,推进系统总顶推力矢量稳定可控.

4.2.2 盾构姿态与推进速度

图14给出了推进全过程盾构姿态偏差变化情况.其中:水平偏差正、负为水平方向偏离原推进方向向右与向左;垂直偏差正、负为竖直方向偏离原推进方向向上与向下.

图14

图14   盾构姿态偏差

Fig.14   Shield attitude deviation


图14中可以看出,拼装一块管片过程中,盾构姿态水平和垂直偏差在±6 mm范围内波动,每拼装完一块管片推进系统恢复全油缸推进模式后,盾构机都将恢复到原始姿态,证明了全油缸推进模式在推拼同步过程中作为过渡时段在维持盾构姿态稳定方面的重要性.

本次试验采集前1 min内推进系统全油缸行程数据(剔除回缩油缸)进行盾构平均推进速度计算,结果如图15所示.从整体趋势上看,当试验处于推拼同步模式时,由于泵源流量输出并不改变,部分油缸回缩后推进系统供油过量,推进速度略有上升.当恢复至全油缸推进模式后推进速度回落至设定速度,速度波动范围为-2~+4 mm/min.

图15

图15   推进速度

Fig.15   Shield speed


4.2.3 管片结构应变

图16给出了全断面17个应变测点在试验过程中的变化情况.与推进系统油压变化规律类似:在进入推拼同步模式前,管片全断面受压,各应变测点建立初始应变值;进入推拼同步后,减压区的应变测点压应变量值减小,个别应变测点进入受拉状态,而增压区的压应变值继续增大;进入全油缸推进模式后,各测点回到初始值状态.

图16

图16   管片应变

Fig.16   Strain of segments


量值上,最大压应变(3.78×10-4)出现在B1块拼装时的10号测点.市域2号机实际工程中最大覆土厚度为33 m,以荷载等比例换算,工程应用中最大压应变将达到 1.075×10-3,换算成混凝土压应力为38.7 MPa,安全系数为1.68,具有较充分的抗压富余量.

4.2.4 原型盾构掘进参数分析

结合第2.2.2节中罗列的相似比,将试验结果换算成原型盾构掘进参数,如表1所示.

表1   原型盾构掘进参数

Tab.1  Tunneling parameters of prototype shield machine

序号施工参数控制范围
1推进系统油压±2%
2盾构总顶推力±2%
3盾构总顶推力合力矩±4%
4盾构姿态偏差/mm±12
5盾构推进速度偏差/(mm·min-1)-4~+8
6管片结构抗压安全系数1.68

新窗口打开| 下载CSV


表1可以看出,“骥跃号”盾构机采用推拼同步技术后在系统推进力控制方面具备充分的可靠性,推进系统力的闭环控制在实际工程应用中具有较高的可行性;盾构姿态偏差以及推进速度偏差均在合理控制范围内,后续可通过对泵源流量输出的动态控制,实现两者的进一步稳定;管片结构受力具有足够的安全余量,在承受局部较大荷载条件下具备一定的承载能力,实际工程应用时可结合混凝土的浇筑质量以及油缸顶力分布等情况对管片安全进一步管控.

5 结论

基于工程背景与原型盾构机对超大直径盾构推拼同步模型试验平台的构建进行了详细的说明,给出了全油缸推进模式和推拼同步模式下推进系统总顶推力的控制方法,并结合试验工况对全系统进行了技术验证,得出以下结论.

(1) 推拼同步过程推进系统油压响应效果良好,推进力矢量较为稳定,验证了对油压进行闭环控制的推拼同步技术的可行性和可靠性.

(2) 通过对推进系统油压的主动控制,盾构在推进过程中的姿态和速度保持良好,两者在进入全油缸推进模式时,均能恢复到初始状态.

(3) 试验全过程中,管片应变变化规律受千斤顶顶力变化影响明显,从最大压应变角度推算,推拼同步技术应用于实际工程后管片抗压能力充分,受力安全.

后续将继续开展在非恒定负载条件下的推拼同步技术纠偏试验验证,并将结合数值模拟手段继续探讨管片结构的抗压抗裂能力.

参考文献

张康, 黄亦翔, 赵帅, .

基于t-SNE数据驱动模型的盾构装备刀盘健康评估

[J]. 机械工程学报, 2019, 55(7): 19-26.

[本文引用: 1]

ZHANG Kang, HUANG Yixiang, ZHAO Shuai, et al.

Health assessment of shield equipment cutterhead based on t-SNE data-driven model

[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2019, 55(7): 19-26.

DOI:10.3901/JME.2019.07.019      [本文引用: 1]

With the rapid development of underground projects such as subway construction in the major cities, much attention has been paid to the health maintenance of the shield equipment. As one of the key components of the shield machine, the cutterhead is easy to wear out, but difficult to be measured directly, and may significantly affect the efficiency and delay the project of shield tunneling. The traditional analysis methods based on the cutter mechanism models usually have poor performance due to various practical engineering conditions and complicated structures of the shield machine system, which makes it difficult to accurately evaluate its health status. In this paper, a data-driven method for evaluating the health of the shield machine cutterhead is proposed, which tries to model the relationships between the sensor data of the shield machine and the health state of the cutterhead, and to quantify the degradation of the cutterheader's performance by using the t-SNE (t-distribution stochastic neighbor embedding) model. The main steps of the proposed method include:① the sensor data pre-processing and initial feature extraction; ② the analysis of the intrinsic manifold distribution in the feature space, and the optimization of the low dimensional feature space obtained by the t-SNE model; ③ a Mahalanobis distance-based metric is designed to quantify the performance degradation of the cutterhead in the optimized feature space. The results have shown that the proposed method can accurately evaluate the performance of the cutterhead based on the actual operation data of the shield equipment.

LIU Q S, LIU J P, PAN Y C, et al.

A wear rule and cutter life prediction model of a 20-in. TBM cutter for granite: A case study of a water conveyance tunnel in China

[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering, 2017, 50(5): 1303-1320.

DOI:10.1007/s00603-017-1176-4      URL     [本文引用: 1]

王吉云.

近十年来中国超大直径盾构施工经验

[J]. 隧道建设, 2017, 37(3): 330-335.

[本文引用: 1]

WANG Jiyun.

Super-large diameter shield tunneling technologies in China in recent decade

[J]. Tunnel Construction, 2017, 37(3): 330-335.

[本文引用: 1]

洪开荣.

我国隧道及地下工程近两年的发展与展望

[J]. 隧道建设, 2017, 37(2): 123-134.

[本文引用: 1]

HONG Kairong.

Development and prospects of tunnels and underground works in China in recent two years

[J]. Tunnel Construction, 2017, 37(2): 123-134.

[本文引用: 1]

LIU T J, HUANG H H, YAN Z R, et al.

A case study on key techniques for long-distance sea-crossing shield tunneling

[J]. Marine Georesources & Geotechnology, 2020, 38(7): 786-803.

[本文引用: 1]

XU C J, LIU Y K, CAO Z G.

Numerical analysis and comparison of soil freezing schemes for replacement of shield tail brush in long-distance tunnel engineering

[J]. European Journal of Environmental and Civil Engineering, 2018, 22(Sup. 1): 316-332.

[本文引用: 1]

张昭.

郑州地铁砂性地层盾构长距离掘进技术研究

[J]. 隧道建设, 2017, 37(7): 851-856.

[本文引用: 1]

ZHANG Zhao.

Technology for long-distance boring of shield in sandy strata: A case study of Zhengzhou metro

[J]. Tunnel Construction, 2017, 37(7): 851-856.

[本文引用: 1]

王卫东, 丁文其, 杨秀仁, .

基坑工程与地下工程: 高效节能、环境低影响及可持续发展新技术

[J]. 土木工程学报, 2020, 53(7): 78-98.

[本文引用: 1]

WANG Weidong, DING Wenqi, YANG Xiuren, et al.

Deep excavation engineering and underground engineering—New techniques of high-efficiency and energy-saving, low environmental impact, and sustainable development

[J]. China Civil Engineering Journal, 2020, 53(7): 78-98.

[本文引用: 1]

周双禧, 李志华, 陈非龙, .

城市轨道交通盾构法隧道施工新技术及应用

[J]. 施工技术, 2020, 49(19): 87-92.

[本文引用: 1]

ZHOU Shuangxi, LI Zhihua, CHEN Feilong, et al.

New technology and application of shield tunnelling method in urban rail transit tunnels excavation

[J]. Construction Technology, 2020, 49(19): 87-92.

[本文引用: 1]

ZHANG Y Q, ZHANG J M, GUO H L, et al.

A risk assessment method for metro shield tunnel construction based on interval number

[J]. Geotechnical and Geological Engineering, 2020, 38(5): 4793-4809.

DOI:10.1007/s10706-020-01328-z      URL     [本文引用: 1]

林裕悟, 鹿島竜之介, 島厚夫.

F-NAVIシールド工法による高速施工の事例紹介--掘削·セグメント組立同時施工での施工実績 (特集 シールド機械と施工)

[J]. Construction Machinery and Equipment, 2008, 44(8): 20-26.

[本文引用: 1]

HAYASHI Yugo, RYUNOSUKE Kajima, TOSHIO Shima.

Case introduction of F-NAVI high-speed shield construction method: Construction examples of synchronous operation combining the shield tunnelling and segment assembling

[J]. Construction Machinery and Equipment, 2008, 44(8): 20-26.

[本文引用: 1]

齋藤進, 室木紀彦, 山本邦男.

ラチス式同時施工シールド工法による長距離施工--大阪府寝屋川流域恩智川東幹線下水道工事

[J]. Tunnels and Underground, 1999, 30: 717-724.

[本文引用: 1]

SUZUMI Saito, NORIHIKO Muroki, KUNIO Yamamoto.

Long distance shield tunnel construction by lattice tunneling method: Project of Eizugawa River main line in Neyagawa River, Osaka Prefecture

[J]. Tunnels and Underground, 1999, 30: 717-724.

[本文引用: 1]

須田悦弘.

ダブルジャッキ式同時掘進工法の開発 (その3)-東西連係ガス導管新設工事 (富津工区) への適用-

[J]. 土木学会第60回年次講演会, 2005, 9: 193-194.

[本文引用: 1]

HIROSHI Suda.

Development of double hydro-cylinder type shield method—Part 3: Application to gas conduit project connecting East and West (Futsu works)

[J]. The 60th Annual Lecture of Civil Engineering Society, 2005, 9: 193-194.

[本文引用: 1]

奥村組.

新技術活用シリーズ 「国土技術開発賞」最優秀賞受賞 ハニカムセグメントを用いた同時施工法

[J]. 建設オピニオン, 2006, 13: 1-4.

[本文引用: 1]

OKUMURA Kumi.

“New technology flexible use system” won the best award, using the synchronous construction method of honeycomb segments

[J]. Construction Insights, 2006, 13: 1-4.

[本文引用: 1]

西明良.

ロスゼロ工法-シールド部分同時施工法

[J]. 土地改良, 2007, 45: 1-3.

[本文引用: 1]

FUKUAKYOSI.

LoseZero method:Partial synchronization shield construction method

[J]. Land Improvement, 2007, 45: 1-3.

[本文引用: 1]

/