0 引言
2022年11月20日我国水下考古发现的体量最大、保存最为完整、船载文物数量巨大的木质帆船“长江口二号”整体打捞出水，标志着我国在水下考古技术领域实现了新的突破和创新。传统的沉船打捞方法包括浮筒打捞法、泡沫塑料打捞法、船舶抬撬打捞法、围堰打捞法、封舱抽水打捞法及充气排水打捞法等[1]。这些方法多为介入式的打捞方法，不可避免地会对沉船船体及船上的载物造成损伤。我国水下考古标志性工程“南海一号”古沉船虽然采用“钢沉箱＋底部托梁”的免触碰式打捞方法[2-3], 但其受天气、风浪和海流等外界因素的影响严重，且需要大量的水下作业，打捞效率低，成本高。
管幕法采用微型顶管机在拟建地下建构筑物四周顶入不同材质的管节，管节间采用锁扣连接并注 入防水材料，形成人造止水帷幕，同时也作为临时支护结构提高开挖后地层的稳定性[4-5]。管幕法由于其良好的水密性和较高的稳定性，近年来已在包括大断面浅埋式下立交通道[6] 、地铁车站[7] 、地下出入口 通道[8] 等地下工程建设中得到了广泛应用。如图1所示，“长江口二号”古沉船打捞借鉴了隧道及地下工程领域管幕法的思想，在沉船底部通过22根依次顶进紧密咬合的矩形小曲率半径弧形管节形成“底部托盘”，将沉船与周围地层隔离并整体起吊，实现了沉船的免触碰和微扰动打捞。
图1 “ 长江口二号”沉船打捞矩形曲线底幕法示意图
Fig.1 Schematic diagram of rectangular curve bottom curtain method for“ Yangtze River Estuary II”
现有隧道及地下工程管幕法多为水平顶管施工且管节间间隙较大，而本次打捞为国内外首次进行密合竖曲线小曲率半径矩形顶管施工，尚无相关工程案例可循。相比地下工程开挖，由于珍贵的文物价值，古沉船打捞对扰动的控制更加严格，更要避免起吊过程中因包裹船体的水土通过管节间的间隙流失造成对沉船及船载文物的二次伤害。因此，除克服竖曲线小曲率顶进顶推力计算[9-10]、土体－管节相互作用[11]、管节姿态控制和受力分析[12]等关键理论难题外，曲线顶管底幕法沉船打捞还面临着微扰动顶管的机械构造设计和管节间强水密性设计等关键技术挑战。
有鉴于此，本文将系统介绍“ 长江口二号”古沉船打捞量身定做的沉船打捞框架系统 、导向架推进装置及其配套的行星三刀盘顶管机和密合型弧形管节的设计方案，为未来类似打捞工程的实施提供参考和借鉴。
1 端板－纵梁外框架系统
如图2所示，打捞系统外框架由端板和纵梁系统组成，主要包括：端板1、端板2、外纵梁和内纵梁两侧的端板为整体底幕的侧部边界，起到定位和侧限的作用；顶部纵梁将22根管节连接成整体，同时也是导向架和起吊耳的附着和支撑机构。端板1和端板2位于纵梁两侧并通过法兰与纵梁连接内、外纵梁间设有间隙，用于机头和弧形梁管节从中间穿过内外纵梁上设置长销孔，长销穿过内外纵梁和弧形梁管节的销孔，将内外纵梁和弧形梁管节连成一个整体。端板内侧设置有母锁扣，用于管节公锁扣在母锁扣内通过和锁定。
2 导向架推进系统
图2 端板－纵梁系统
Fig.2 Side plate-longitudinal beam system
为保证弧形管节严格按照既定曲线进入地层， 设计了如图 3 所示的导向架推进系统，其由发射架 框架壳体、内部齿条、驱动装置和吊耳组成．发射架框架壳体为180°圆弧形，通过端部的外吊耳和内吊耳与端板纵梁连接，内部形成有安装空间的圆弧形壳体；发射架内安装有圆弧形的驱动齿条；壳体内安装齿轮驱动机构，其一端连接于弧形管节上，两侧安装有驱动齿轮，与弧形壳体上的齿条啮合连接。实际施工时，弧形管节在管节后部的齿轮驱动装置的驱动下沿着发射机架内部的弧形齿条向前行走直至到达指定位置。
图3 导向架
Fig.3 Pilot propulsion system
3 行星三刀盘矩形顶管机
前期采用栅格式及锥形刀盘的顶进缩尺模型试验发现，机械刀盘的缺失将会极大地提升管节顶进所需的顶推力，并对地层和沉船产生较大的扰动。为此，设计了一种带行星三刀盘的新型矩形顶管机。
3.1 刀盘设计
矩形掘进机刀盘切削方式主要包括小刀盘式 、 仿形刀刀盘式 、多偏心轴式和行星式三角形刀盘。其中，行星式三角形刀盘利用行星式齿轮的偏心运动，由一组行星式驱动装置驱动刀盘，刀盘主轴做偏心旋转，可实现全断面的高效掘进。
3.1.1 行星齿轮工作原理
行星齿轮（齿轮1) 除了能围绕着自己的转动轴(B-B) 转动之外，它们的转动轴(B-B) 还随着齿轮3（称为行星架）绕轴线(A-A) 转动。绕自己轴线的转动称为“ 自转”，绕其他齿轮轴线的转动称为“公转”，就像太阳系中的行星那样，因此得名。本掘进机机头采用的齿轮传动原理如图4所示，齿轮4为输入齿轮，为定轴齿轮，采用外齿形式，其与内齿轮3啮合。内齿轮3为定轴齿轮，绕轴A-A转动。内齿轮3上偏心设置转轴B-B, 轴B-B与轴A-A不同心，偏心距为R. 轴B-B上安装行星齿轮1, 齿轮1为外齿轮，其与固定的内齿轮2啮合。行星齿轮1不仅绕自己的转轴B-B转动，还随齿轮3一起绕轴A-A转动。行星齿轮1与固定齿轮2的啮合为少差齿啮合形式。顶管机刀盘固定在行星齿轮1, 并随行星齿轮1一起进行行星运动。刀盘的形式为 3 根均布辐条形式，辐条的长度L. 若顶管机切削方形断面边长为D, 为保证辐条端点T运动轨迹为方形，则偏心距R=0.075D,辐条长度L=R/0.014。此时，辐条端点T的运动坐标为
(1)式中：φ为辐条绕刀盘中心的旋转角度。
图4 行星轮系构成
Fig.4 Formation of planetary gear train
3.1.2 刀盘结构设计
三角形刀盘为具有三支辐条的辐条式刀盘，每个辐条间相隔120°放置，刀盘上设置有双刃 、三刃切削刀和十字锥形刀（见图5) 。 三刃切削刀(1#,2#,3#) 卧式放置于刀盘的最外侧，实现周边的切削，保证刀盘切削范围。双刃切(4#,5#,6#,7#) 立式放置于刀盘中部。三刃切削刀和双刃切削刀的切削轨迹均为方形．十字锥形刀(8#,9#,10#) 具有4个切削刃口，可以实现各个方向的切削，形成花形的切削轨迹。通过3类刀具的耦合切削作用，实现矩形的全断面开挖（见图6)。
图5 三支辐条式刀盘结构图模型
Fig.5 Structure diagram model of three spoke cutter head
图6 不同刀型的切削轨迹
Fig.6 Cutting paths of different tool types
3.1.3 行星齿轮驱动结构设计
行星齿轮驱动结构如图7所示，液压马达驱动齿轮4绕自转轴C-C旋转。齿轮4与内齿轮3啮合，齿轮3绕轴A-A旋转。齿轮3上偏心安装转轴B-B, 齿轮1绕B-B旋转，并与固定齿轮2进行啮合．刀盘与齿轮1固定，随齿轮1一起行星运动，切削出方形断面。
图 7 行星齿轮驱动结构
Fig. 7 Driving structure of planetary gear
3.2 驱动壳体
驱动壳体（见图8) 内不仅作为安装驱动装置及刀盘的壳体，还承载着与弧形梁管节连接的作用。该连接为法兰式，通过螺栓连接，方便拆卸．弧形梁管节留在土体内作为将来整体起吊的壳体。驱动壳体与弧形梁连接法兰面上设置的浆孔，实现了弧形梁与机头的进将管的连通。驱动壳体上还设置排浆泵，管道将机头泥水仓内的泥浆排入弧形梁管节的排浆管内。刀盘与壳体第1道胸板间为土仓，壳体第1道胸板和第2道胸板间为泥水仓，中间设置带有缝道的旋转环，土体通过缝道进入泥水仓，从而通过泥浆将土体排出。土仓和泥水仓分别设置压力传感器对压力进行监测。
图8 驱动壳体
Fig.8 Drive housing
4 密合弧形管节设计
4.1 管节本体
设计作为“底部托盘”的组成部分，弧形管节除满足承载和变形要求外，管节间还需要满足严格的密闭防水要求。参考地勘报告，建立如图9所示的单根管节推进数值模型，模型长宽各80m , 高40m , 铁板砂层厚度3.2m , 其余地层为青灰泥。顶管弧形管节为矩形截面，长2m , 高1m , 壁厚．管节初始竖直放置，两端面与地面贴合。土体采用摩尔－库伦本构模型，具体参数如表1所示。土体与管节之间设置硬接触，采用罚函数，管节－铁板砂间摩擦因数为0.4, 管节－青灰泥间摩擦因数为0.3。
图9 单根管节推进数值模型
Fig.9 Numerical model of sing le pipe section propulsion
将弧形管节每旋转推进5°算作一个计算节点工况，180°共36个工况．每个工况分为两个分析步：
(1) 将管节装配至指定角度，并移除已开挖部分土体，令管节与周围土体在该分析步内充分接触，紧密贴合。
(2) 将管节向前线性顶进一定角度，以模拟真实管节顶进的准静态过程。
选取管节推进45° 、90° 和 135° 共3个工况，所获得的管节中轴线挠曲变形如图10所示。
图10 弧形管节挠曲变形随顶进角度变化曲线
Fig.10 Deflection of curved pipe joint with jacking angle
由图10可知，顶进初期由于导向架的约束作用，进入土体的部分呈现向上的挠曲变形，而导向架内部管节因自重作用发生向下的挠曲变形；随着推进角度的增加管节的挠曲变形逐渐转变为全向下挠曲且随着推进角度的增加而增大。管节的最大变形小于1cm, 满足设计的要求。
4.2 锁扣及水密性设计
在两侧端板内侧设置两道母锁扣（见图11), A型管节的一侧设置两道公锁扣，另一侧设置两道母锁扣，B型管节的两侧都设置两道公锁扣。施工时，端板先下放，与端板相邻的A型管节再下放，下放时保证A型管节的公锁扣与母锁扣锁住，从两侧端板向中间方向依次下放A型管节，最后一个位置放置B型管节，下放时需要保证B管节两侧的公锁扣与相邻A管节的母锁扣紧密咬合。
图 11 锁扣示意图
Fig. 11 Diagram of latch
5 实施效果
“ 长江口二号”整体打捞出水后即由“奋力”轮和 4 艘拖轮驳运至上海船厂旧址1号船坞存放。现场打捞时在管节上预埋了光纤传感器监测管节整体的变形情况。监测得到的管节3的整体变形随顶进角度变化如图12所示，管节的竖向和侧向变形均控制在mm级，优于设计计算的结果，这可能是因为设计计算时未考虑刀盘的超挖作用和开挖面泥浆支护对地层的稳定作用。这进一步证明了弧形管节本体设计的有效性。
图12 管节3整体变形随顶推角度的变化
Fig.12 Overall deformation of pipe section 3 versus pushing angle
通过对清除底幕表面淤泥后管节间间隙的测量，发现管节和管节间的连接性较好。除为确保顺利闭合而将单侧锁扣切割的最后一根管节外，其余管节间的最大间隙不超过 2cm。沉船表面也未发现明显的因打捞引起的新的损伤和裂痕。由此可见，此次打捞顶管顶进对沉船的扰动较小，管节锁扣间的水密性可靠未引起沉船周围水土体的大量流失，较为完好地保留了古沉船的原始构造并保护了船载文物（见图13)。
图13 存放于船坞的“长江口二号”底幕及沉船
Fig.13 Bottom curtain of “Yangtze River Estuary II” and the wreck in the dock
6 结 语
本文针对“长江口二号”古沉船打捞免触碰、微扰动的要求，设计了一种沉船打捞框架系统、导向架推进装置，并研发了一种新型行星三刀盘顶管机和密合型弧形矩形管节，有力支撑了“ 长江口二号”古沉船的打捞工程．实际打捞工程中管节的变形小，对沉船和船载文物的扰动低，有效地保障了“长江口二号”古沉船及其船载文物的原生性，证明了所设计打捞框架的牢固性、导向推进装置的合理性、新型行星三刀盘顶管机的有效性及密合型弧形管节的可靠性，可为未来类似打捞工程的开展提供参考和借鉴。