φ12 m級(jí)泥水盾構(gòu)刀盤的載荷轉(zhuǎn)矩計(jì)算及力學(xué)性能分析

黃志高， 陳 鵬， 何源福， 劉 綱， 朱曉天

(1. 國(guó)網(wǎng)江蘇省電力有限公司， 江蘇 南京 211000； 2. 中鐵十四局集團(tuán)大盾構(gòu)工程有限公司， 江蘇 南京 211800； 3. 中南大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院， 湖南 長(zhǎng)沙 410083)

0 引言

大直徑泥水盾構(gòu)在施工過(guò)程中，掘進(jìn)距離與掘進(jìn)深度較大，穿越的地層相比于普通盾構(gòu)也更為復(fù)雜[1-2]，甚至承受很高的水土壓力。盾構(gòu)在掘進(jìn)過(guò)程中會(huì)遇到各種不同的地質(zhì)條件，由于開(kāi)挖掌子面較大，使得刀盤承受載荷更加復(fù)雜，容易出現(xiàn)偏心負(fù)載的情況，從而加劇刀盤在掘進(jìn)過(guò)程中因結(jié)構(gòu)強(qiáng)度不足而發(fā)生損壞的問(wèn)題[3-5]。針對(duì)某穿越長(zhǎng)江隧道工程富含地下水的高石英含量密實(shí)砂土地層的實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)可知，大直徑泥水盾構(gòu)刀盤除了承受刀具切削土體產(chǎn)生的載荷以及刀盤與土體之間摩擦剪切產(chǎn)生的力矩外[6-8]，還要考慮刀盤面板所承受的梯形水土壓力，這對(duì)大直徑刀盤的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提出了更高的要求。因此，對(duì)大直徑泥水盾構(gòu)刀盤的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度及剛度進(jìn)行分析具有重要的工程意義。

針對(duì)盾構(gòu)刀盤，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量的研究。文獻(xiàn)[9-10]基于力學(xué)分析，提出了可有效描述地質(zhì)參數(shù)、操作參數(shù)及結(jié)構(gòu)參數(shù)影響規(guī)律的盾構(gòu)載荷計(jì)算方法；文獻(xiàn)[11-12]對(duì)盾構(gòu)刀盤的轉(zhuǎn)矩計(jì)算方法及其影響因素進(jìn)行了研究，并推導(dǎo)了計(jì)算公式； 文獻(xiàn)[13-15]基于數(shù)學(xué)算法理論，對(duì)盾構(gòu)刀盤的各結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，提高了刀盤性能。然而，這些計(jì)算模型都不是針對(duì)砂層地質(zhì)下大直徑泥水盾構(gòu)刀盤的，在對(duì)刀盤載荷與轉(zhuǎn)矩進(jìn)行計(jì)算時(shí)，忽略了泥水艙中泥水對(duì)刀盤產(chǎn)生的壓力和摩擦阻力，不能很好地應(yīng)用于該類型的刀盤上。須對(duì)盾構(gòu)刀盤上的載荷及轉(zhuǎn)矩進(jìn)行重新求解，進(jìn)而分析大直徑刀盤的力學(xué)性能。

本文針對(duì)某隧道工程的地質(zhì)情況以及大直徑盾構(gòu)刀盤的特點(diǎn)，在前人研究的基礎(chǔ)上，考慮了刀盤前方土壓力與刀具貫入阻力對(duì)刀具切削土體的影響，忽略砂土間的黏聚力，修正了刀具載荷計(jì)算模型；綜合考慮刀盤背部泥水艙中的泥水壓力與部分刀具在刀盤正轉(zhuǎn)(或反轉(zhuǎn))時(shí)不受載的實(shí)際情況，獲得刀盤的載荷及轉(zhuǎn)矩。根據(jù)計(jì)算模型求解結(jié)果，在刀盤、刀具上施加相應(yīng)載荷與轉(zhuǎn)矩，對(duì)正常掘進(jìn)工況、偏心負(fù)載工況和脫困工況的大直徑泥水盾構(gòu)刀盤分別進(jìn)行力學(xué)性能分析。

1 工程概況

1.1 工程地質(zhì)分析

某工程盾構(gòu)隧道穿越地層以粉土、粉細(xì)砂、細(xì)砂及中粗砂等地層為主，皆為富含地下水的土層，地下水水頭壓力極高，達(dá)到0.8 MPa，為國(guó)內(nèi)之最。隧道全長(zhǎng)5 468.545 m，超過(guò)4 926 m位于長(zhǎng)江航道范圍內(nèi)，隧道穿越標(biāo)準(zhǔn)貫入擊數(shù)大于50的密實(shí)砂層長(zhǎng)度約3 300 m，砂層中石英含量超過(guò)70%。盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)最低點(diǎn)標(biāo)高為-74.83 m，水土壓力極大。

1.2 盾構(gòu)刀盤刀具結(jié)構(gòu)

針對(duì)如此復(fù)雜的施工環(huán)境，設(shè)計(jì)了具備5個(gè)主幅臂及5個(gè)輔幅臂的φ12.07 m大直徑泥水盾構(gòu)刀盤，開(kāi)口率為36%，其上配置5種不同類型的刀具共212把，分別是常壓更換先行刀42把、焊接式先行刀40把、常壓更換刮刀42把、帶壓更換刮刀86把、軟土式超挖刀2把。刀盤上各刀具的分布位置及數(shù)量如圖1所示。

圖1 大直徑泥水盾構(gòu)刀盤

常壓可更換先行刀和焊接式先行刀統(tǒng)稱為先行刀，如圖2所示。先行刀在密實(shí)砂層中，在刮刀接觸土體之前以“犁松原理”先松動(dòng)地層，防止刮刀大量磨損。

(a) 常壓可更換先行刀

(b) 焊接式先行刀

常壓可更換刮刀和帶壓更換刮刀統(tǒng)稱為刮刀，如圖3所示。先行刀進(jìn)行松動(dòng)后，由刮刀剝離已松動(dòng)的土體。刮刀的寬度滿足每把刀的切削軌跡之間有一定的重疊，以使開(kāi)挖軌跡覆蓋刀盤全部區(qū)域。

(a) 常壓更換刮刀

(b) 帶壓更換刮刀

軟土式超挖刀如圖4所示。軟土式超挖刀在必要時(shí)伸出，用以短時(shí)擴(kuò)大刀盤的開(kāi)挖半徑。這種刀具對(duì)盾構(gòu)刀盤的施工載荷影響較小，本文不做考慮。

圖4 軟土式超挖刀

1.3 盾構(gòu)施工工況

由于大直徑泥水盾構(gòu)刀盤在工程上進(jìn)行長(zhǎng)距離掘進(jìn)，會(huì)穿越許多不同地層，遇到多種不同工況，選其中的3種典型工況進(jìn)行分析。

1)正常掘進(jìn)工況： 泥水盾構(gòu)在穿越密實(shí)砂層時(shí)，刀盤承受最大推力，主驅(qū)動(dòng)以額定轉(zhuǎn)矩帶動(dòng)刀盤旋轉(zhuǎn)。

2)偏心負(fù)載工況： 泥水盾構(gòu)穿越上軟下硬地層時(shí)，會(huì)出現(xiàn)偏心負(fù)載情況，使得刀盤上部刀具承受載荷較小，甚至不受載荷作用。根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)，在對(duì)刀盤上軟下硬地層的偏載工況進(jìn)行分析時(shí)，考慮極限情況，假設(shè)刀盤下方部分承受最大推力，其他部分不受載。由于該刀盤為5幅臂結(jié)構(gòu)，以刀盤水平中心線為界，受載位置設(shè)置為下面2個(gè)幅臂部分，主驅(qū)動(dòng)以額定轉(zhuǎn)矩帶動(dòng)刀盤旋轉(zhuǎn)。

3)脫困工況： 當(dāng)由于某種原因?qū)е露軜?gòu)無(wú)法前進(jìn)，或者推力大大增加，而盾構(gòu)只以很小的推進(jìn)速度前進(jìn)時(shí)，此時(shí)盾構(gòu)被困，刀盤被卡住。這時(shí)候一般采用的脫困方法是，將盾構(gòu)退回一定距離，以很低的轉(zhuǎn)速驅(qū)動(dòng)刀盤正反轉(zhuǎn)，此時(shí)，盾構(gòu)主驅(qū)動(dòng)采用脫困轉(zhuǎn)矩帶動(dòng)刀盤進(jìn)行脫困作業(yè)。

2 刀盤載荷模型

刀盤在掘進(jìn)過(guò)程中主要是自身的回轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)和軸向的推進(jìn)運(yùn)動(dòng)。在工作過(guò)程中，泥水盾構(gòu)刀盤主要受到來(lái)自前方水土壓力帶來(lái)的推進(jìn)阻力、刀盤旋轉(zhuǎn)時(shí)與周圍土體產(chǎn)生的摩擦轉(zhuǎn)矩以及各刀具切削土體產(chǎn)生的阻力。

2.1 刀具載荷修正模型

工程穿越地層主要為砂層，土體的剪切破壞屬于流水型切削。盾構(gòu)在推進(jìn)過(guò)程中，刀具會(huì)受到貫入阻力。盾構(gòu)施工隧道的埋深較大，上覆水土壓力也是不可忽視的。在趙峻[16]所研究的盾構(gòu)刀具載荷計(jì)算模型的基礎(chǔ)上，增加刀盤前方土壓力與刀具貫入阻力對(duì)刀具切削的影響，由于施工地層為密實(shí)砂層，忽略土體之間的黏聚力，刮刀切削土體時(shí)的受力情況如圖5所示。土壓力p大小按靜止土壓力的1.1倍設(shè)定，即p=1.1K0γsH0(K0為側(cè)壓力系數(shù)，γs為土的容重，H0為埋深)。

圖5 刀具切削土體示意圖

對(duì)刀具切削砂土過(guò)程的切斷土體沿X、Y方向分別進(jìn)行受力分析，建立其載荷計(jì)算模型：

μ0N0cosα+N0sinα-N1sinθ-μ1N1cosθ-plb·sinδ=0 ；

(1)

μ0N0sinα-N0cosα+μ1N1sinθ-N1cosθ+plb·cosδ=0 。

(2)

式(1)—(2)中：N0為刀具前刃面、土體接觸面上的法向力；N1為剪切破裂面上的法向力；μ0為刀具與土體間的摩擦因數(shù)，取0.3；μ1為土體間的摩擦因數(shù)，取0.4；α為切削角；θ為剪切破裂面與切削面的夾角，取29°；p為刀盤前方設(shè)定的土壓力；l為土壓力作用線長(zhǎng)度，取90 mm；b為刀具刃寬；δ為切斷土體表面與切割面的夾角。

聯(lián)立式(1)和式(2)，可解得：

(3)

A=-sinθ-μ1cosθ；

(4)

B=cosθ-μ1sinθ。

(5)

刀具所受的貫入阻力

N2=bhσt。

(6)

式中：h為刀具貫入深度，取30 mm；σt為密實(shí)砂層的抗壓強(qiáng)度。

根據(jù)作用力與反作用力的關(guān)系，得到盾構(gòu)刀具的載荷計(jì)算模型，最大水平切削力Ft和最大垂直推進(jìn)力Fn為：

Ft=μ0N0cosα+N0sinα+μ0N2；

(7)

Fn=μ0N0sinα-N0cosα+N2。

(8)

2.2 刀盤推力計(jì)算模型

泥水盾構(gòu)推進(jìn)過(guò)程中刀盤所受載荷，除了包括通過(guò)各刀具傳遞的載荷，還包括由刀盤前端水土壓力引起的面板阻力F1與刀盤泥水艙壓力引起的背部壓力F2，如圖6所示。

圖6 刀盤所受壓力示意圖

1)在高水壓地層中，直徑超過(guò)12 m的刀盤面板處的水土壓力呈梯形分布。參考耿哲等[17]的研究，得到作用在盾構(gòu)刀盤前方的水土壓力所帶來(lái)的面板阻力

(9)

式中：Dc為刀盤直徑，為12 070 mm；q為盾構(gòu)上方土體的壓力集度；Gs為土體的相對(duì)體積質(zhì)量，取2.68；φ為土體的內(nèi)摩擦角，取32°；H為地下水的水頭高度，取極限值為75 m；As為刀盤開(kāi)口率，為36%。

2)泥水艙內(nèi)的泥水壓力引起刀盤背部受載，刀盤背部壓力F2屬于內(nèi)力，在一般的盾構(gòu)推力計(jì)算時(shí)是忽略不計(jì)的。本文研究的是刀盤結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能，須對(duì)此進(jìn)行求解。刀盤背面壓力

(10)

式中：d為主驅(qū)動(dòng)連接法蘭外徑，為5 350 mm；p0為泥水艙中的泥水壓力，取0.8 MPa。

2.3 刀盤轉(zhuǎn)矩計(jì)算模型

泥水盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程刀盤所受轉(zhuǎn)矩，除了包含各刀具切削力對(duì)其產(chǎn)生的切削阻力轉(zhuǎn)矩外，還包含刀盤正面摩擦力矩T1、刀盤側(cè)面摩擦力矩T2以及刀盤背面摩擦力矩T3。根據(jù)林存剛等[11]的研究，對(duì)轉(zhuǎn)矩計(jì)算模型進(jìn)行修正，T1、T2的計(jì)算示意圖如圖7所示。刀盤中心至頂部土層取土體容重γs上=19.2 kN/m3、靜止側(cè)向土壓力系數(shù)K0上=0.47； 刀盤中心至底部土層取土體容重γs下=19.5 kN/m3、靜止側(cè)向土壓力系數(shù)K0下=0.36。

圖7 T1、T2計(jì)算示意圖

盾構(gòu)掘進(jìn)時(shí)，在開(kāi)挖面形成動(dòng)態(tài)滲透泥膜，且充滿壓力泥漿，刀盤并不與原狀土層直接接觸，刀盤前端泥漿壓力可視為與泥水艙泥水壓力等同。刀盤正面摩擦力矩T1即為刀盤與刀盤滲透泥膜之間的摩阻力矩。

(11)

式中：μ2為刀盤與泥漿間摩擦因數(shù)，取0.03；K為側(cè)向土壓力系數(shù)，取1.2K0；σz為刀盤中心位置豎向土壓力。

刀盤轉(zhuǎn)動(dòng)過(guò)程中，其外周與土體發(fā)生摩擦產(chǎn)生的側(cè)面摩擦力矩T2為：

(12)

(13)

式(12)—(13)中：μ3為刀盤側(cè)面與土層的摩擦因數(shù)，取0.1[18]；σβ為刀盤側(cè)面β角度位置上土層沿刀盤徑向的正應(yīng)力；B為刀盤邊緣寬度，取280 mm。

刀盤的背面摩擦力矩T3是由泥水艙內(nèi)的壓力產(chǎn)生的，作用于刀盤背面環(huán)形區(qū)域，參考楊志勇等[18]的研究計(jì)算，

(14)

式中μ4為泥漿與刀盤背面的摩擦因數(shù)，取0.02。

根據(jù)工程得到的數(shù)據(jù)，刀盤脫困轉(zhuǎn)矩為其額定轉(zhuǎn)矩的1.38倍。所以，在對(duì)刀盤脫困工況下進(jìn)行分析時(shí)，將計(jì)算得到的刀盤各部分轉(zhuǎn)矩增大1.4倍。

3 刀盤載荷及轉(zhuǎn)矩的獲取

盾構(gòu)隧道穿越地層以粉土、粉細(xì)砂、細(xì)砂及中粗砂等地層為主。各土層參數(shù)如表1所示。

表1 各土層參數(shù)

盾構(gòu)施工至852環(huán)時(shí)，水土壓力達(dá)到最大，為0.8 MPa。此時(shí)施工地層為粉土、粉細(xì)砂，盾構(gòu)最大推進(jìn)速度為31.5 mm/min、轉(zhuǎn)速為0.87 r/min、貫入度為36.2 mm/r。

由于盾構(gòu)各刀具的結(jié)構(gòu)不同，其對(duì)土體進(jìn)行切削時(shí)的受載也各不相同。參考刀具載荷修正模型，可以得到各刀具所受載荷。

常壓更換刮刀與帶壓更換刮刀的刃寬均為220 mm，但結(jié)構(gòu)不同，且二者在刀盤上的布置方式也不一樣。常壓更換刮刀的切削角為85°，帶壓更換刮刀的切削角為90°，具體結(jié)構(gòu)如圖8和圖9所示。

(a) (b)

圖8常壓更換刮刀結(jié)構(gòu)

Fig. 8 Structure of scraping cutter replacing under atmospheric pressure

(a) (b)

先行刀的切削角為90°，焊接式先行刀用其側(cè)面進(jìn)行切削，常壓更換先行刀有側(cè)面切和正面切2種切削形式。2種刀具尺寸有些許不同，但載荷計(jì)算模型基本相同，具體結(jié)構(gòu)如圖10所示。

結(jié)合刀具載荷修正模型、工程地質(zhì)參數(shù)、各刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)以及盾構(gòu)刀具在刀盤上的具體分布，得到各刀具的水平切削力與垂直推進(jìn)力，如表2所示。在3種工況下，各種刀具對(duì)砂土的切削載荷大小不變，但在偏載工況下，刀盤上方3/5的刀具不受力。

3種工況下刀盤所受到的推力相同，脫困工況下刀盤所受到的轉(zhuǎn)矩要大于其他2種工況，具體如表3所示。各工況下的刀盤受載部位也是不同的，在正常掘進(jìn)與脫困工況下，最大推力的受載范圍是整個(gè)刀盤面板，偏載工況下只由刀盤下方2/5的面板部分受載。

(a) 側(cè)切先行刀

(b) 正切先行刀

(c) 焊接式先行刀

刀具類型水平切削力垂直推進(jìn)力常壓刮刀7.421.53帶壓刮刀8.752.63側(cè)切先行刀2.780.84正切先行刀9.552.86焊接式先行刀3.180.95

表3 刀盤所受推力及轉(zhuǎn)矩

在掘進(jìn)過(guò)程中，不是所有刀具都同時(shí)承受垂直推進(jìn)力與切削阻力。由于刀具布置位置重疊，后刀沿前刀切削軌跡前進(jìn)時(shí)不受力。如圖11所示，1號(hào)區(qū)域的刀具在刀盤順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)不受載，2號(hào)區(qū)域的刀具在刀盤逆時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)不受載。計(jì)算刀具總推力與切削轉(zhuǎn)矩時(shí)考慮刀具具體工作情況。

圖11 刀具分布的局部示意圖

針對(duì)正常掘進(jìn)工況，將計(jì)算模型所得的刀盤推力、轉(zhuǎn)矩與工程實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，如表4所示。刀盤背部壓力屬于刀盤系統(tǒng)內(nèi)力，實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)中并不包含，不進(jìn)行對(duì)比分析。實(shí)測(cè)盾構(gòu)總推力除了包含刀具垂直推力與刀盤面板推力，還包括盾體與土體摩阻力、管片與盾尾摩阻力以及對(duì)附屬設(shè)備的拉力等，根據(jù)耿哲等[17]的研究，刀盤正面推力大約占總推力的65%，求得總推力的計(jì)算結(jié)果。

表4 刀盤推力及轉(zhuǎn)矩結(jié)果對(duì)比

由表4可知： 正常掘進(jìn)工況下，由計(jì)算模型得到的計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的吻合程度較高，刀盤推力計(jì)算結(jié)果略小于實(shí)測(cè)推力均值，轉(zhuǎn)矩計(jì)算結(jié)果略大于實(shí)測(cè)轉(zhuǎn)矩均值，結(jié)果較為吻合。說(shuō)明該刀盤計(jì)算模型對(duì)于研究砂層地質(zhì)下大直徑泥水盾構(gòu)刀盤具有較好的適用性。

4 刀盤力學(xué)分析

根據(jù)刀盤模型的計(jì)算結(jié)果，在盾構(gòu)刀盤三維模型的對(duì)應(yīng)位置分別施加各載荷與力矩，對(duì)各種不同刀具分別施加相應(yīng)切削力與推進(jìn)力，進(jìn)行有限元仿真，得到應(yīng)力應(yīng)變分布規(guī)律，具體研究結(jié)果如下。

4.1 刀盤強(qiáng)度分析

為了檢驗(yàn)刀盤的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度能否滿足隧道掘進(jìn)的要求，分別對(duì)3種工況下刀盤的強(qiáng)度進(jìn)行靜力學(xué)仿真，得到應(yīng)力等值線圖，如圖12所示。

(a) 正常掘進(jìn)工況

(b) 偏心負(fù)載工況

(c) 脫困模式工況

從圖12可以看出： 3種工況下，刀盤上應(yīng)力集中的區(qū)域相似，都出現(xiàn)在刀盤主臂與法蘭位置處，且刀盤最大應(yīng)力都出現(xiàn)在法蘭和刀盤主臂支撐筋板連接處。該處主臂支撐筋板厚度為80 mm，屈服強(qiáng)度許用應(yīng)力值[δs]≥254 MPa。支撐筋板是刀盤內(nèi)相對(duì)較為薄弱的部分，這是由于主臂承受推力時(shí)會(huì)形成一個(gè)很大的彎矩，支撐筋板連接刀盤面板與法蘭，承受了主臂的彎矩，傳遞刀盤面板承受的載荷與沖擊。

3種工況應(yīng)力仿真得到的最大應(yīng)力以及安全系數(shù)如表5所示。由表5可以看出，相比于其他2種工況，偏心負(fù)載工況下的刀盤應(yīng)力最大。由于該工況下的刀盤下半部受力大，應(yīng)力明顯大于上半部的應(yīng)力，最大應(yīng)力出現(xiàn)在刀盤下半部的主臂支撐筋板與法蘭連接處，達(dá)到128.46 MPa，安全系數(shù)為1.98，滿足強(qiáng)度要求。正常掘進(jìn)工況下，刀盤的最大應(yīng)力為88.6 MPa，安全系數(shù)為2.87；脫困模式工況下，刀盤最大應(yīng)力達(dá)到124.62 MPa，安全系數(shù)為2.04，均滿足設(shè)計(jì)要求。

表5各工況最大應(yīng)力及安全系數(shù)

Table 5 Maximum stresses and safety factors of every working condition

工況最大應(yīng)力/MPa許用應(yīng)力/MPa安全系數(shù)正常掘進(jìn)88.62542.87偏心負(fù)載128.462541.98脫困模式124.622542.04

4.2 刀盤剛度分析

在掘進(jìn)時(shí)，由于較大的外部載荷與載荷沖擊的作用，容易使得刀盤出現(xiàn)大變形，從而導(dǎo)致失效。為了探究該刀盤的剛度能否滿足施工要求，對(duì)其剛度進(jìn)行靜力學(xué)仿真，仿真結(jié)果如圖13所示。

(a) 正常掘進(jìn)工況

(b) 偏心負(fù)載工況

(c) 脫困模式工況

由圖13可以看出： 在3種工況下，刀盤在靜力作用下變形的最大位置均出現(xiàn)在刀盤邊緣處。其中，偏心負(fù)載工況下刀盤的變形最大，最大變形量達(dá)到2.85 mm；正常掘進(jìn)工況下，刀盤的最大變形量為1.86 mm；脫困模式工況下，刀盤最大變形量為2.65 mm?？芍?，3種工況下，刀盤的剛度裕量充足，滿足設(shè)計(jì)要求。

5 結(jié)論與討論

1)本文對(duì)現(xiàn)有泥水平衡盾構(gòu)掘進(jìn)的刀具切削載荷計(jì)算模型進(jìn)行了分析，綜合前人研究成果與盾構(gòu)施工實(shí)際情況，對(duì)掘進(jìn)載荷的計(jì)算公式予以修正。綜合考慮不同工況條件、刀盤及各刀具結(jié)構(gòu)，計(jì)算得到刀具載荷、刀盤推力與轉(zhuǎn)矩，將計(jì)算結(jié)果與工程實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析，分析結(jié)果表明，盾構(gòu)總推力、刀盤正面推力與刀盤轉(zhuǎn)矩的計(jì)算值均與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)值接近，證明了修正公式對(duì)砂層地質(zhì)下大直徑盾構(gòu)刀盤的適應(yīng)性。

2)將得到的盾構(gòu)各刀具載荷、刀盤推力以及刀盤轉(zhuǎn)矩的數(shù)據(jù)，根據(jù)實(shí)際工況下的不同受載位置，分別施加到泥水盾構(gòu)刀盤模型上。對(duì)泥水盾構(gòu)正常掘進(jìn)、偏心負(fù)載以及脫困模式3種工況進(jìn)行有限元分析，得到以下結(jié)果： 3種工況中，偏心負(fù)載工況下的刀盤應(yīng)力及變形最大。最大應(yīng)力出現(xiàn)在刀盤下半部的主臂支撐筋板與法蘭連接處，達(dá)到128.46 MPa；刀盤最大變形為2.85 mm，發(fā)生在刀盤受載部分邊緣處，滿足設(shè)計(jì)要求。

3)密實(shí)砂層下大直徑盾構(gòu)刀盤的載荷轉(zhuǎn)矩修正模型是通過(guò)結(jié)合現(xiàn)有模型和實(shí)際工況得到的，具有一定的擬合精度，但并未達(dá)到完全精準(zhǔn)預(yù)測(cè)，得到的刀盤推力計(jì)算結(jié)果略小于實(shí)測(cè)推力均值，轉(zhuǎn)矩計(jì)算結(jié)果略大于實(shí)測(cè)轉(zhuǎn)矩均值，仍有改進(jìn)和提高的空間。計(jì)算模型的修正主要針對(duì)刀具載荷模型，對(duì)刀盤推力與轉(zhuǎn)矩的模型修正力度不大。在之后的研究中，可根據(jù)實(shí)際情況，進(jìn)一步細(xì)化刀盤結(jié)構(gòu)，使結(jié)果更加準(zhǔn)確。