0 引言
盾构是一种用于隧道掘进构筑的大型专用工程机械,主要由切削排渣、推进拼装、物流运输3 个重要系统组成。传统盾构掘进施工采用步进式的方法,即盾构掘进至油缸最大行程后需停机进行管片拼装成环。随着长距离盾构隧道建设需求的不断增长,向装备要效率已成为当下亟待关注与突破的问题。从施工角度来看,在城市核心区进行长距离盾构施工时采用低速连续掘进为较优,减少停机时间将显著降低盾构故障率与地表过度沉降风险,而在地势开阔区域可采用高速掘进结合同步拼装的方式提高施工工效,缩短施工工期。因此,盾构推拼同步技术应运而生,其特征就是将管片拼装作业时间融入盾构推进当中。
日本自20 世纪70 年代起就开始进行相关方面的技术研发,主要的技术方案分为前后盾双油缸、前盾独立转向、推力矢量控制和异型管片等4类。其中: 前后盾双油缸方案源于硬岩双护盾TBM掘进机同步理念,日本鹿岛建设公司目前仅在2 台直径为3 m 左右的小直径盾构直线区间段施工中进行应用,在曲线段则需另外配置铰接机构,但控制难度同步上升;前盾独立转向方案目前主要有日本鸿池组研发的格构式油缸盾构工法和日本清水建设研发的F-Navi 工法2 种,其理念为将盾构头部的姿态控制和盾尾管片拼装作业独立分开,但是需大改盾构结构设计,在设备控制、结构密封、制造成本、环境扰动等方面均存在较大困难,故在20 世纪90 年代的个别工程中应用后无后续发展跟进;推力矢量控制方面,日本飞鸟建设开发的LoseZero 工法和日本大林组研制的ASC-OM 系统理念相似,在不改变盾构结构的前提下通过充分利用油缸行程,结合各推进油缸压力的自动计算与控制,即可实现推拼同步功能,但对已有的工程案例分析后发现,该方案存在盾构姿态波动较大的问题,在推力分配算法和系统控制手法上存在进一步优化升级的必要性;日本奥村组研发的蜂窝型管片工法作为异型管片方案的典型代表,需改变传统管片结构和拼装机既有方案,由于管片结构整体刚度较大,目前仅在特殊工况条件下才会被采用。国内同样也有装备厂商或施工企业正在进行相关的技术攻关,但尚无公开的应用数据分析。
目前,国内常规盾构市场存量已基本趋于饱和,如何盘活存量资源,让“老”盾构焕发“新春”,以及新制盾构如何提升智能化水平使之更具市场竞争力,是各大装备制造企业共同面临的课题。本文研究团队在充分调研日本技术方案的基础上,认为推力矢量控制在基本不改变盾构原结构设计方案的前提下,仅通过增加控制阀件、提升传感器精度以及升级控制系统,即可利用推进油缸富余行程进行同步拼装管片作业,其技术路径短,实现方法简单,可满足工效提升要求,故以此提出一种推力自适应主动控制型盾构推拼同步技术(ACTT)。ACTT 技术不仅可以实现盾构推拼同步功能,而且后续可耦合盾构自主掘进轴线控制技术,相较于日本技术方案更智能、更可靠、更安全。
本文基于推力矢量控制进行推拼同步技术的研发与验证,在推力矢量控制算法、系统目标执行、工程应用与验证等方面进行自主创新,提出一种推力矢量优化控制方法,并将该技术搭载于14 m 级超大直径泥水平衡盾构进行长距离示范应用,通过系统响应数据以及同步施工效能分析,验证本项技术的可行性、可靠性和稳定性,为下一步基于盾构轴线自主控制下的推拼同步技术拓展打下坚实的基础。
1 工程概况
上海市轨道交通市域线机场联络线3 标工程梅富路工作井2 号风井区间隧道全长5658 m,由1 台开挖直径为14. 07 m 的超大直径盾构“骥跃号”进行独头掘进。
“骥跃号”盾构与管片分块如图 1 所示。推进系统由沿圆周均匀分布的34 组双联油缸组成,缸径360 mm,最大行程3 300 mm,根据每组推进单元独立成区的方式配置对应的比例减压阀进行压力控制。隧道外径13. 6 m,环宽2 m,厚为0. 55 m,单环衬砌由1块封顶块(K)、2 块邻接块(L1 和L2)和6 块标准块(B1—B6)组成。除封顶块范围内对应2 组推进油缸外,其余管片均对应4 组。实际推拼同步作业时,除对应管片范围内4 组油缸回缩外,左右各需回缩1 组,以提供足够的拼装空间。
图1 “骥跃号”盾构与管片分块
2 推力矢量优化控制方法
在给定目标总推力矢量(总顶推力FT、水平合力矩MTh 和垂直合力矩MTv )的前提下进行全油缸推进模式以及推拼同步模式的推力分配。实际掘进过程中,盾构司机可通过6 分区虚拟操作界面进行纠偏,其本质为修改目标总推力矢量。修改后的目标总推力矢量存在经分配后目标值超限的问题,故本文结合实例(FT = 68 781 kN、MTh = 43 180 kN · m、MTv =-115 695 kN·m),针对这一问题进行方案优化,具体流程如下。
1)第1 步: 设定目标推力有效范围。根据实际施工需求,设定推进油缸单元目标推力有效范围(fmin,fmax),fmin 和fmax 分别为目标推力下限值和上限值,本计算案例中分别设定为916 kN 和6 000 kN(对应油缸后腔压力为4. 58 MPa 和30. 0 MPa)。
2)第2 步: 锁定上或下超限区。对推进系统全部推进油缸单元当前的目标推力初始值进行第1 次筛选,将序号连续且为同一超限类型的推进油缸单元绑定成一组,定义为上或下超限区。回缩推进单元定义为真空区。若同时存在上和下超限区,则优先解决上超问题。真空区和超限区示意如图2 所示,当B3 同步拼装时,24#—29#油缸回缩,定义为真空区;3#—7#推进单元目标推力为-257 kN,锁定为下超限区。
图2 真空区和超限区示意图(单位: kN)
3)第3 步: 重新设定超限区目标推力。将下超限区或上超限区的推进油缸单元(f1—fi )目标推力分别设定为fmin 或fmax。因此,超限区每个推进油缸单元将产生目标推力增量Δfi =fmin -fi 或Δfi =fmax -fi ,进而对推进系统产生额外的目标总推力增量Δftotal = Σij=1 Δfj 。为确保盾构推进系统目标总推力矢量不变,需将多余的目标总推力增量Δftotal 基于一定的规则分配至剩余推进油缸单元。本案例中3#—7#推进单元目标推力提至916 kN 后产生的Δftotal =5865 kN。
4)第4 步: 对推进系统进行分区。建立坐标系XOY,令Y 轴负半轴穿过超限区中间位置,在Y 轴正半轴附近区域建立第1 增量区,在第1 增量区和超限区所夹区域两侧分别建立第2 和第3 增量区。第1 增量区的设定方法为: 以Y 轴正半轴为对称,一左一右逐步征集工作油缸,建立第1 增量区;若遇真空区油缸,则自动跳过,不纳入第1 增量区油缸征集对象;当Δftotal 与当前第1 增量区工作油缸组数的比值Δfaverage以增量的形式叠加至第1 增量区工作油缸既有目标推力初值后进行判断,若结果不超限,则锁定工作油缸组数,若超限,则继续扩大第1 增量区范围,直至满足判断条件。推进系统分区如图3 所示。当第1 增量区选定推进油缸单元为20#—24# 时,Δfaverage = 5856/4 =1466 kN,将其加至第1 增量区后20#—23# 推进单元计算推力为4375+1466=5841 kN<6000 kN,故第1增量区锁定,第2 和第3 增量区随之锁定。
图3 推进系统分区(单位: kN)
5)第5 步: 对Δftotal 进行分配计算。将第1、2、3增量区分配获得的增量推力分别设定为Δft1、Δft2、Δft3,各分区增量推力作用点至推进系统圆心的距离为Rt1、Rt2、Rt3,各分区增量推力作用点至推进系统圆心连线与Y 轴的夹角分别为αt1、αt2、αt3,目标总推力增量作用点至推进系统圆心的距离为Rtotal。增量推力分配示意如图4 所示。αt2 为0,Δft1、Δft2、Δft3 的求解方程如下。
将Δft1、Δft2、Δft3 根据各增量区油缸组数进行平均,将平均值叠加至对应增量区工作油缸目标推力初始值后形成终值。
图4 增量推力分配示意图
6)第6 步: 判断。重新对终值进行辨识,查找是否存在超限区,若不存在,则计算结束;若存在,重新对前述步骤进行迭代计算,直至满足要求,或达到迭代允许次数后仍不满足则判断计算失败并退出。计算结果如图5 所示。
图5 计算结果(单位: kN)
3 盾构推拼同步系统响应数据分析
3. 1 工况选取
地质纵坡图中第1022 环位置示意如图6 所示。管片覆土厚度约15 m,推拼同步模式下盾构目标总顶推力矢量FT、MTh、MTv 分别为60869 kN、-20 901 kN·m、-93 795 kN·m。盾构掘进速度为40 mm/ min,油缸行程从2302 mm 伸至 2955 mm 过程中同步拼装3 块管片,耗时约16 min。第1022 环同步拼装管片示意如图7 所示。
图6 地质纵坡图中第1 022 环位置示意图
图7 第1 022 环同步拼装管片示意图
3. 2 数据分析
3. 2. 1 油缸压力
全过程各油缸无杆腔压力响应如图8 所示。本文基于第1 022 环拼装工况,从每块管片对应范围内选取1 个油缸推进单元(共9 个)对目标压力执行情况进行呈现。由图8 可以看出:与模型试验结果一致[11-12] ,实际压力紧跟目标压力随动自稳,在闭环控制下以较小的幅度波动于目标压力值附近( 误差±5%);当目标压力改变瞬间,因比例减压阀开度调整的时间需求,实际油压出现短时响应延迟的情况。在实际盾构掘进过程中由于受地层前方负载波动、控制阀块响应性能、分区纠偏操作等影响,目标压力的执行情况还表现出以下较为典型的2 种情况: 1)存在部分油缸目标压力略偏高,实际压力以目标值为平衡位置超调显著,波动范围为目标值的±10%; 2)存在部分目标压力超出油缸响应能力,实际压力虽未能达到目标值,但与目标值整体保持固定偏差并稳定波动。总体上,推进油缸压力响应未出现明显无规律波动的情况。上述情况表明,盾构司机在操作界面上修改分区油压设定值以进行纠偏操作时,需要尽量确保目标总推力大小变化为最小。模型试验和工程应用均证明,当总推力大小不变或变化较小时,总推力作用点的移动虽然将造成总推力矢量的变化以及进一步的各推进油缸单元分配获得的目标压力变化,但实际压力执行效果良好且可控。过高的总推力设定值将不利于目标压力的执行,过低的总推力设定值又无法满足盾构的起推能力。
3. 2. 2 总推力矢量
盾构推进系统总推力矢量如图9 所示。由图9 可以看出,与模型试验结果一致,由于推进油缸目标压力整体响应情况良好,总推力整体控制在设定目标值的±3%。目标压力切换瞬间,各推进油缸控制阀块开度未能瞬间到位,但表现出在闭环控制下能及时跟进的能力。总推力出现当油缸回缩瞬间陡降后又快速回升,以及油缸伸回后与管片接触瞬间骤升后快速回落的现象。与模型试验不同,在实际地层中,盾构受土体包裹,盾构姿态变化幅度较小,因此,总推力力矩的波动变化受各油缸压力响应的影响更为直接,但在油缸回缩或伸回后其波动相对稳定。
图8 全过程各油缸无杆腔压力响应
图9 盾构推进系统总顶推力矢量
3. 2. 3 推进速度与盾构姿态
盾构推进速度和盾构姿态如图10 所示。由图10可以看出: 总推力在油缸回缩和顶回时的表现体现在盾构推进速度的同规律变化中,速度瞬间的小幅回落和小幅抬升均在实际施工允许范围之内,整体上控制在设定速度的±5 mm/ min;而与模型试验明显不同的是,由于盾构受周围土体包裹,总推力矢量的波动并没有导致盾构姿态的震荡,推拼同步过程中盾构姿态整体稳定,相较于目标值偏差控制在±10 mm,同样处于工程可接受的范围内。
后续的工程应用将重点聚焦于工作油缸和回缩油缸增量压力的控制手法,以确保每个推进油缸的压力执行质量,进而确保目标总推力矢量的执行质量。
图10 盾构推进速度和盾构姿态
4 盾构推拼同步施工效能分析
4. 1 整体情况
2022 年12 月4 日至2023 年1 月4 日(共31 d)施工环数如图 11 所示。盾构推拼同步技术在上海市域铁路机场联络线三标工程进行集中示范应用,共掘进完成351 环(702 m),创下超大直径盾构单月掘进全国记录;平均单日完成11. 3 环,最高单日完成15环。其中,推拼同步施工289 环,常规施工62 环,推拼同步施工占比82. 3%。部分段落未采用推拼同步施工的主要原因是泥水接管的同时进行盾尾油脂清理工作耗时较长,施工人员采用先掘进等待后续管片到位的策略,部分原因是场内外管片运输延误。
图11 施工环数(2022—2023 年)
可用于同步拼装管片的油缸行程是影响本技术应用效能的主要因素,推拼同步开始和结束时的理论油缸行程分别为2200 mm 和3100 mm。推拼同步油缸行程使用情况如图12 所示。结束行程稳定控制在3300 mm 左右,但开始行程相较于结束行程波动稍大,整体上稳定在2250 mm 左右。其中,有28 环管片在油缸行程超过2500 mm 后开始推拼同步,其主要原因是交接班过程中未做到管片拼装的无缝衔接。开始行程和结束行程的平均值分别约为2280 mm 与3006 mm,两者均与理论值接近,平均可用于推拼同步的油缸行程约为726 mm。在去除外部因素影响的情况下后续可在施工班组作业流程和时间管理方面做出优化调整。例如鉴于油缸回缩需要消耗一定的时间以及第1 块(落地块)管片相对较长的拼装耗时,可在行程超过约1900 mm 后回缩对应油缸,提前做好落地块管片抓取和定位准备。
图12 推拼同步油缸行程使用情况
4. 2 效能分析
盾构推进速度和同步时间如图13 所示。可以看出,除第321—324 环掘进速度接近60 mm/ min外,其余环推进速度整体上分布在40 ~ 50 mm/ min,平均约为45. 4 mm / min。由于相对离散的同步作业油缸行程,经计算平均每环可用于同步作业的时间约为18. 11 min。推拼同步效率分析表明,提高盾构掘进速度虽然减少了同步作业时间,但可直接缩短单环作业总耗时。本次工程应用综合考虑盾构性能安全、地层扰动等因素后决定维持盾构常规掘进速度,仅从系统管理上挖掘施工潜能。
图13 盾构推进速度和同步时间
单环内盾构掘进和管片拼装用时如图14 所示。由于稳定的盾构掘进速度,平均每环管片掘进耗时约为45. 0 min。拼装用时是影响盾构推拼同步技术应用效能的另一个重要因素。本技术研发的前提是基本不改变盾构施工人员的操作习惯,以升级管片拼装控制模式、优化作业流程为抓手,因此,本次工程示范应用并未对3 个施工班组人员进行刻意调整,故每环管片拼装耗时相对离散,平均约为57. 0 min。
图14 单环内盾构掘进和管片拼装用时
同步拼装管片块数与作业效率如图15 所示。由于落地块定位安装难度高于其余管片,导致用时上相对较长。数据上反映出拼装工人熟练程度显著影响同步拼装块数,平均每环管片同步拼装约2. 4 块,最高同步拼装5 块。经计算,推拼同步每环实际作业时间约为83. 9 min,相较于传统单环作业时间(平均约为115 min)缩短27. 0%。
现场应用情况表明,提升管片拼装人员作业能力亦或是结合即将上线的管片自动拼装技术将进一步提升推拼同步施工工效。
图15 同步拼装管片块数与作业效率
5 结论与讨论
本文针对盾构推拼同步技术工程实践进行成果整理与分析,得出以下结论。
1)盾构推拼同步模式下推进油缸压力响应特征整体分为3 类,推进油缸压力整体波动稳定,并未出现无规律跳跃现象。
2)同步作业过程中存在当油缸回缩瞬间总推力出现陡降后快速回升,以及拼装完成后在油缸顶回至管片瞬间总推力骤升后快速回落的现象,整体上可以控制在设定目标值的±3%。
3)受总推力突变影响,盾构推进速度存在协同变化情况,但整体上控制在设定速度的±5 mm/ min,盾构受周围土体包裹,盾构姿态对总推力矢量的微小变化反应不敏感,处于完全可控范围。
4)在保持常规盾构掘进速度前提下,推拼同步油缸开始行程和施工班组拼装熟练程度为影响单环作业时间的主要因素。
后续将从管片物料运输、泥水接管、人员操作规程等方面系统性地优化组织管理,以期进一步提升施工工效。同时,将尽快耦合盾构自主掘进轴线控制技术,以进一步提升盾构推拼同步技术的智能化水平。