硬岩掘进机推进液压系统设计研究.doc

隧道掘进机推进液压系统设计研究摘要：隧道掘进机是集机械、电气、液压、系统控制和材料等多学科领域于一体，专用于地下大长深隧道开挖的重大工程装备。作为盾构掘进机向前顶进施工的关键部分，推进液压系统不仅要承担直线隧道的掘进任务，而且还要承担曲线隧道掘进，隧道纠偏以及管片拼装时的单独退回等相关动作要求，因此推进液压系统性能的优劣直接影响着盾构掘进机的整体性能。本文以m盾构掘进机为研究对象，通过对其推进液压系统进行设计研究，为盾构的国产化提供有益的借鉴。文章的主要内容和结果如下：首先介绍了课题研究的背景与意义，提出了几种典型的盾构推进液压系统，概述了盾构掘进机推进液压系统国内外研究现状，指出了现阶段研究中存在的难题。其次针对m盾构掘进机，提出了推进系统的设计要求和设计方案，并依据相关工程地质，进行了土压力的计算以及液压缸的分区设计和优化，为后文控制系统的设计奠定了基础。再次对工程施工中盾构掘进姿态进行了分析并提出了姿态控制的策略，通过将模糊自适应PID智能控制策略引入对盾构掘进姿态的控制调整，有效地控制了地表沉降，提高了施工质量。最后通过AMESim与MATLAB/Simulink联合仿真平台上将盾构掘进机的机械系统和控制系统有机地联系起来进行仿真研究，分别验证了该系统对阶跃响应、正弦响应和斜坡响应的控制效果，最终通过某施工现场试验对设计的盾构掘进机液压推进系统进行了验证，证明了该推进液压系统的正确性。关键词：盾构掘进机；推进系统；模糊PID;联合仿真论文类型：应用基础研究目 录第1章 绪论11.1 引言1 1.2 盾构推进系统的原理和特点1.2.1 原理分析 1 1.2.2 推进系统的特点 1.3 盾构推进系统研究现状和存在的问题 1.4 盾构推进液压系统研究现状 1.5 课题研究的意义 1.6 课题研究的主要内容 1.6.1 课题来源及研究内容 1.6.2 论文结构 第2章 盾构推进液压系统机械结构设计52.1 机械结构设计要求52.2 机械结构设计5 2.3 机械结构设计 2.3.1 土压力的确定 2.3.4 设计方案的确定 2.4 推进液压缸的分区设计 2.4.1 分区方案 2.4.2 分区方案的优化 2.5 本章小结第3章 盾构推进液压系统控制系统设计113.1 盾构推进液压系统控制的难点11 3.2 盾构掘进姿态控制 3.2.1 掘进姿态分析 3.2.1 控制策略的选择 3.2.3 模糊自适应PID控制器的设计第4章 联合仿真模型分析研究134.1 AMESim软件简介13 4.2 联合仿真模型的建立 4.2.1 比例调速阀模型13 4.2.2 比例溢流阀模型 4.2.3 负载模型 4.3 联合仿真分析 4.3.1 联合仿真中需要注意的问题 4.3.2 联合仿真参数设置 4.3.3 联合仿真结果分析 4.4 本章小结第5章 人机界面的研制及现场掘进试验155.1 人机界面结构介绍155.1.1 人机交互界面15 5.1.2 人机交互界面的研制 5.2 掘进试验 5.2.1 现场掘进试验 5.2.2 掘进数据分析 5.3 本章小结第6章 结论17 6.1 研究结论 6.2 进一步研究的问题 参考文献19附录A 推进液压系统遗传控制算法程序21致 谢22攻读学位期间的研究成果23 第3章 盾构推进系统控制部分设计 3.1 盾构掘进机控制系统特点 3.2 盾构掘进姿态分析 3.3 推进系统控制策略3.3.1 盾构推进系统控制策略概况3.3.2 推进系统数学模型的建立 3.3.3 推进系统控制策略 3.4 本章小结第4章 基于AMESim与Simulinkde 联合仿真分析 4.1 AMESim软件简介 4.2 推进系统AMESim建模4.2.1 基于AMESim的调速阀建模4.2.2 溢流阀的AMESim建模4.2.3 推进负载模型 4.3 联合仿真分析 4.3.1 对阶跃信号的仿真分析 4.3.2 对正弦信号的仿真分析 4.3.2 对斜坡信号的响应分析 4.4 本章小结第5章 盾构掘进工程分析5.1 辽西北工程施工概况5.2 现场掘进试验及结果分析 5.2.1 现场掘进试验 5.2.2 试验结果分析1 前言盾构掘进机是集土体开挖、渣土输送、管片衬砌以及测量纠偏等多功能于一体专用于地下大长深深隧道开挖的重大基础性工程装备，其从隧道的一端进入再从另一端钻出便可建成一条隧道，因此又被成为“隧道加工厂”。作为盾构掘进机向前顶进施工的关键部分，推进液压系统承担着直线或曲线隧道掘进、姿态纠偏以及各液压缸间的同步协调等相关动作，是保证盾构沿着事先设计好的路线精确掘进的关键。本章主要对盾构掘进机推进液压系统的研究现状进行了综述，同时指出了研究中存在的难点和有待研究的问题，明确了本文的研究方向。硬岩掘进机的关键技术为：推进液压缸分区性能研究，推进液压缸控制方式研究以及液压缸推进速度控制研究。目前对硬岩掘进机推进液压系统的研究主要集中在对推进液压缸分区布置的优化研究、对推进液压系统的改进设计以及对推进速度的控制算法研究三个方面，其中尤对硬岩掘进机推进液压系统的控制研究居多。在硬岩掘进机分区性能研究方面，邓颖聪，郭为忠，高峰等提出了推进系统超冗余并联机构建模方法即将各推进液压缸支链等效为球副-移动副-球副（SPS)支链，然后基于力合成原理和并联机构学理论推导出推进系统分区等效机构的运动学模型；邓孔书，唐晓强，王立平等基于力均方差最小和相对偏差最小的原则对土压平衡式盾构推进液压缸进行了优化布局方法研究，并利用优化模型对6.28m盾构推进系统进行了优化分析和设计；李建军，余海东，赵勇等设计了盾构机变负载下冗余驱动推进系统动力传递特性研究试验台，并建立了其冗余驱动推进机构的力传递模型，最后通过数值分析和实验数据相比较验证了所设计实验台的正确性；邵鑫，余海东，张凯之等以某典型复合式盾构机为对象，分析了复杂地质条件下掘进时冗余驱动推进系统不同分组策略下载荷传递特性，提出了基于地质条件的推进系统分组策略。在硬岩掘进机推进液压系统的控制模式研究方面，胡国良，龚国芳，杨华勇等设计了一种基于压力流量复合控制的盾构机推进液压系统，并通过模型仿真和实验室实验证明了设计模型的正确性；朱雷，黄剑采用比例减压阀与电液比例泵相配合的模式实现了盾构掘进机压力流量的同步精确控制，从而简化了控制系统的结构；施虎，龚国芳，杨华勇针对广泛使用的6.3m土压平衡盾构，提出了采用液压变压器控制其推进液压系统的策略，并通过精确的计算证明该推进系统较传统的阀控系统可使装机功率降低30%；贾连辉对盾构机推进液压系统的比例压力流量复合控制方案和比例减压阀控制方案进行了对比研究，认为两种控制方案各有优劣。在盾构掘进机推进速度控制算法研究方面，文献1对TBM推进液压系统运用AMESim与MATLAB/Simulink联合仿真仿真技术进行了研究，并将普通PID和模糊自整定PID的压力和速度复合比例控制进行了对比，发现采用模糊自适应PID控制可以克服非线时变性的影响，控制效果较普通PID有所改善；文献2运用一种简化的动态土体粘弹性模型来对TBM实际推进施工中的复杂负载工况进行模拟，并引入一种偏差修正参数的非线性PID控制器对推进液压系统进行了仿真研究，结果表明非线性PID对TBM推进液压系统的控制效果优于常规的PID控制器；文献3运用模糊自整定PID控制算法实现了对盾构推进压力和速度的控制并通过试验验证其改进算法能明显改善系统的鲁棒性和适应能力；文献4采用一种偏差修正参数的非线性PID控制器，并在AMESim与Simulink接口界面上实现了液压、控制系统的联合仿真；文献5设计了基于BP神经网络的盾构推进速度自适应PID控制器，并运用MATLAB软件进行了阶跃响应仿真，证明了所设计的控制器具有很高的响应精度和良好的在线整定能力；文献6设计了基于单神经元的盾构推进液压系统速度自适应PID控制器，实现了盾构推进速度的自适应调节；文献7采用基于线性二次型最优控制的单神经元自适应PID控制算法对双护盾掘进机液压推进系统进行了联合仿真分析。文献8采用基于RBF神经网络自整定PID控制算法对双护盾掘进机液压推进系统进行控制分析，并进行了AMESim与MATLAB/Simulink联合仿真，得出该控制系统能够明显改善系统鲁棒性的结论。在盾构姿态控制策略方面，国外有日本学者酒井邦登等9将卡尔曼滤波理论应用于盾构姿态控制中，使用自回归模型建立方程来预测盾构机的位置。仓冈丰第一次将模糊控制策略在在福市新干线一号线延伸段的盾构施工控制中得到成功运用。文献10进行了盾构施工姿态影响因素的分析推导了盾构施工掘进的动力模型，并对外界载荷进行动态模型建模，同时提出了模糊变结构控制的方法。1987年日本学者酒井邦登等将卡尔曼滤波理论用于盾构姿态的预测和控制，通过分析掘进非正常运动和盾构中心位置变化之间的物理关系，根据两个模型参数辨识和地质情况的相关分析，发现盾构机的运动特性和地质硬度、弹性系数有很强的相关性，建立了用于预测盾构机位置自回归模型。1988年桑原洋等首次提出了单向推进度的概念，根据人工经验设计了模糊控制器，尝试将模糊控制理论应用于盾构姿态控制，随后在1991年，仓冈丰将采用模糊控制理论的盾构姿态控制系统应用至福市高速铁道的施工过程中，是文献可查的盾构姿态自动控制系统首次在实际隧道施工工程中进行尝试性应用。1992年清水贺之等在分析了隧道施工中盾构的掘进与运动规律基础上，忽略非线性因素的影响，建立了盾构掘进运动数学解析模型，并设计了采用现代控制理论的姿态控制系统。1997年蒲泽仪等将采用模糊控制理论和人工智能的盾构自动控制系统应用于某隧道施工中，并对比分析了熟练工人和自动控制系统各自单独控制盾构掘进一段隧道时的轨迹控制精度，结果表明自动控制系统的盾构轨迹控制精度更高。国内方面，胡珉等首次将模糊控制方法尝试应用于上海轨道交通2号线隧道盾构轨迹控制；大连理工大学杨霞分析了盾构载荷对盾构姿态的影响规律，推导了盾构推进动力学模型，并提出了盾构姿态模糊变结构控制方法；凌研方提出了盾构掘进机的轨迹规划算法，并分析了最小转弯半径对轨迹规划的影响，并进行了仿真分析；岳明在建立盾构姿态调整过程中的动力学模型基础上，提出了采用滑模鲁棒控制器的盾构姿态和轨迹自动控制系统以及基于载荷观测器的盾构姿态动态协调控制系统，并进行了仿真研究。侯典清提出了以位移控制为基础的双闭环反馈盾构掘进姿态控制系统，分析了单环掘进各分区推进液压缸的行程关系、相邻掘进环之间的液压缸位移与掘进斜度的关系，提出了推进系统各分区液压缸速度与设计轴线的解析关系，对非均匀载荷条件下推进液压缸速度精准控制进行了仿真分析。1 国内外研究现状1） 了一套针对本国隧道地质条件的盾构设计理论、盾构模拟试验方法和系统的经验数据；例如日本早在1969年就编制盾构施工法指南，1986年编制隧道标准规范（盾构篇）及解说；我国目前尚没有十分完善的适合国情的适应性设计理论；国产盾构普遍存在的问题是整机系统功能落后、地质适应性较差、关键部件寿命短等问题；盾构与掘进地段的地质条件的适应性、刀具与土体的适应性、刀具磨损问题及刀盘刀具组合配置与地质条件的适应性应经严重影响到盾构技术的发展；在理论指导方面具体表现在刀具及刀盘设计技术、地质适应性设计方面缺少完整的理论依据，经验数据和可靠的试验数据；我国各个地区的地质条件相差很大，盾构施工普遍存在盾构与其需掘进地段地质条件间适应性较差的问题。因此，目前国内的一些制造企业仍然要依靠国外盾构制造商的技术支持。2） 在总体设计与系统集成技术方面，盾构技术集中体现了机械制造、液压、传感、自动控制、信息、材料等综合技术的集成；盾构是集机、电、液、传感、信息、材料等各类技术于一体，涉及学科广泛，因此对系统设计的能力要求很高，目前我国总体设计能力偏弱。盾构研究的核心是实现关键技术的自主能力。近年来我国研制盾构都是在引进、消化、吸收国外盾构技术的基础上进行的，有许多是在国外公司协助制造安装的，总体设计和系统集成技术落后，制约我国盾构技术的发展；国外盾构研制、生产厂家已在实践中形成了一套较为成熟的盾构安装和调试的系统技术，几乎能针对所有的施工隧道地质条件设计、制造适用的盾构；但是我国目前尚没有完全适合国情的系统的设计经验数据，没有完全掌握系统的安装、调试技术，所以国产盾构存在性能不稳定的现象。到目前为止，如中铁隧道集团和上海隧道股份具有自主设计能力外，国内其他制造企业尚没有形成真正的自主设计能力，并且结构设计形式单一。3） 在关键元配件生产技术方面，盾构许多配套设备技术要求很高，但国内盾构配套设备生产技术相对落后，许多关键设备还需要进口，影响盾构的国产化进程。譬如，国内盾构关键部件刀盘驱动的主轴承、液压泵、驱动马达、液压阀件、检测元件、刀具等质量稳定性差，仍需进口。用于盾构姿态控制、地表沉降控制的土压探测与传感装置基本依赖进口。刀盘刀具设计技术是盾构的核心技术，减少刀具磨损需要考虑很多方面，包括刀具本身的材质、刀具结构形式、刀具切削的外部条件等，我国现有盾构在这方面还缺乏较深入的研究，对刀具磨损过程认识不足，对刀具、刀盘的岩土适应性设计方面缺少完整的理论依据、系统的经验数据和可靠的实验装备，在刀具的可靠性和寿命方面存在一定的差距。虽然总体来看，国内机械制造业近年来与国外企业生产设备水平的差距在缩小，但工艺装备水平不高，相比之下成套设备的经验不足是严重的缺点。因此，国内盾构的研发仍要立足于有效地利用国内外两种资源和市场，实现最佳技术经济性。2. 盾构机机械系统设计2.1 盾构机机械系统的设计要求推进油缸的布置原则：盾构推进时，由于推进油缸直接作用于管片上，因此推进油缸的布置主要考虑管片的结构形式、分布方位、受力点布置、管片组装施工方便性等方面的因素。满足下列要求：1） 径向分布使管片受力均衡：2） 环向布置与管片的分块相匹配；衬砌环设计为由1个封顶块、2个邻接块、3个标准块组成，采用错缝拼装，环间采用10个M24螺栓进行接，螺栓布置间隔。一般情况下，封顶快的位置允许在正上方或偏离正上方，也有可能偏离。为了保证无论管片如何错动，每块管片所受推进力总是相等，并且在整个衬砌环上受力均匀，确保管片贴合均匀密实，要求油缸环向布置的间距角度与管片错对角相对应，保证油缸合力作用在每块管片的中心上。那么每组油缸环向布置的间距应为的倍数，根据这个原则推理，在整圆范围内，油缸总数为10的倍数，与计算的油缸总数30个相适应。3） 考虑管片在整个衬砌环受力均匀，油缸布置应沿铅直轴线、水平轴线均匀对称布置。2.1.2 推进油缸的选型和配置推进油缸的选型和配置应根据盾构的操作性、管片组装施工的方便性等确定。根据盾构各管片分布方位和受力点布置各油缸的最佳位置。推进油缸选型、配置时，必须满足以下要求：推进系统不仅要考虑满足盾构设备在掘进中推力的需要，同时还要根据管片拼装的要求进行布置；推进油缸的推力和数量应根据盾构外径、总推力、管片结构和隧道路线等因素确定。推进油缸应选用重量轻、耐久性好、结构紧凑的油缸，一般选用高压油缸；推进油缸一般情况下等间距配置在盾构壳板内侧附近，位置的确定要兼顾管片的强度。推进油缸配置时，应使推进油缸轴线平行于盾构轴线。2.2盾构推力计算2.2.1 盾构直径的确定由于盾构直径直接关系到推进系统液压缸的数量、布置以及液压参数的确定，因此推进系统的设计必须从确定盾构直径开始。隧道设计中与盾构密切相关的参数是管片的直径。盾构推进系统的设计从最终成形隧道的内径即管片内径这一原始的已知参数出发。根据盾构的结构及工作原理可知，盾构直径必须根据管片外径、管片与盾构壳体内径之间间隙，以及盾构壳体钢板厚度确定，如图一所示。其值可按如下公式计算： （1）式中：D为盾构的外径；为管片外径；x为盾尾间隙，约；t为盾壳厚度；为隧道内径；s为拼装管片厚度。公式（1）中各参数除盾壳厚度t之外均可视为已知，对于盾壳厚度的计算，由于盾构为圆筒形且通常情况下盾构内径与厚度之比，可按照材料力学中关于薄壁圆筒受力情况来设计校核，即式中：盾构外壳表面所承受的等效土压力； 盾构壳体材料的许用应力；至此，与推进系统安装相关的盾构整体尺寸已经确定完毕。图1 盾构与管片的尺寸关系盾构在掘进时，需要克服5种推进阻力：盾体与外部土层的摩擦力；管片与盾尾间的摩擦阻力；刀具切入岩土时的贯入阻力；盾构机正面的土压力；后续设备的牵引阻力。盾构配备的推力除克服以上阻力，还应考虑盾构转向时，只有部分油缸工作的因素，并作足够的推力储备。地质参数及盾构的主要技术参数如下:参数项目数值最大埋深（m)26岩土容重（）19.9岩土内摩擦角土粘结力c()49覆盖层厚度H（m)26地面载荷()20地下水压（）30水平侧压力系数0.7盾构外径D（m)6.25盾构主机长度L（m)7.5盾构主机重量W(t)370越秀公园-三元里区间主要为含水的风化岩和泥土；2.1.2土压计算对于埋深隧道首先按太沙基卸拱理论计算上覆地层压力，当上覆地层压力值小于2D(D为隧道外径）隧道高度的上覆地层自重时，取2D(两倍掘进机直径的全土柱土压）作为上覆地层压力。（1） 松驰土压计算： 太沙基公式其中：一般取值1.0；为盾构顶部松驰宽度，m;代入上式得（2） 计算2D上覆地层压力（两倍盾构机直径的全土柱土压）：根据计算结果：土压取。2.3 盾构载荷计算根据土压，结合盾构的相关技术参数，确定盾构的载荷。设计垂直土压：地面载荷取，则；垂直方向地层反力：盾构顶部侧压力：盾构底部侧压力：2.2.3 阻力计算根据地质参数及以上载荷计算结果，以下进行各部分阻力计算：（1） 盾壳和土层的摩擦力这一阻力是由作用于盾壳外周的土压力引起的与盾壳钢板之间的阻力。在砂性土中，其计算式为：式中：为盾壳与土体间的摩擦系数，一般采用0.20.5，取值0.3；代入数值计算得：.（2）盾尾密封的摩擦力这一阻力就是管片外表面同盾尾刷之间的摩擦阻力，其计算式为：式中：为隧道管片的环数，一般采用23，取为2环；为隧道管片每环的重量，约为26t(管片外径为6m，内径5.4m,环宽1.5m);为盾尾刷和隧道管片之间的摩擦系数，一般采用0.30.5，取值0.35；计算得：。（3） 刀具切入岩土时的贯入阻力刀盘上共安装了64把切刀、16把刮刀、33把滚刀（按刀刃计算）。按照海瑞克公司的经验计算，16把刮刀的推力相当于96把切刀的推力；根据每把切刀在软土中的推进力约为5.6KN，每个滚刀的设计最大推力为250KN，考虑到装在刀盘边上的滚刀的分力作用，按31把滚刀来计算刀盘的推力（经验值）。根据地质条件的不同，土压平衡式盾构分为两种掘进模式：一是土压平衡（EPB)模式:推力按切刀及刮刀的贯入阻力进行计算：二是硬岩敞开掘进（TBM)模式:推力按滚刀的贯入阻力进行计算：(4) 盾构机正面的阻力 在土压平衡模式下，由开挖面土压力和水压力在盾构正面上产生阻力。 其中：P为开挖面土压力和水压力，；A为 盾构正面的投影面积。计算得：(5) 拖拉后配套台车的力 式中：为摩擦系数，一般采用0.05；为后方台车重量，约4450KN。计算得：2.5 总推力计算（1）EPB模式(2) 硬岩敞开模式 取两者之大值，在盾构上坡和转弯时盾构的推力按直线水平段的1.5倍考虑，盾构需要的推力应为：3.1 推进油缸的推力计算 式中：P为液压系统压力，设计为300bar;D为推进油缸内径。首先根据盾构外径、盾尾铰接和超前注浆机等设备的安装要求，计算推进油缸的外径。为了推进油缸的安装不和盾尾铰接部分发生干扰，设计中盾体容许的油缸布置外限界不超过盾尾最小直径处的同时，为了保证管片的受力点，油缸的推力中心应和管片的中心相对应，即分布在的中心圆上。油缸与盾体间安装间隙取为50mm。通过计算，油缸外径为：，取油缸外径260mm；油缸壁厚取20mm;那么油缸内径为220mm。计算得3.2 推进缸个数 式中：F为油缸的总推力，;计算得个。3.3 推进油缸的长度计算确定推进油缸的长度是确定盾构壳体的长度及其他结构设计布置的前提条件。推进油缸的长度为：式中：S为推进油缸行程，mm;为缸底尺寸和导向套尺寸，设计为485mm;,为油缸安装尺寸，固定端安装尺寸，铰接端安装尺寸。推进油缸行程为管片环宽、封顶块搭接悬出长度、预留间隙之和。即，其中，为管片环宽，设计为1500mm;为封顶块搭接悬出长度，为；a为预留间隙，考虑盾构转弯时两侧行程差及安装管片空间需要，取200mm。代入数值计算得：。推进油缸长度在满足行程要求的情况下，应尽量短，以减少盾构的长度，有利于盾构的转向。相应的，油缸的安装尺寸和导向尺寸在满足油缸伸出的强度、刚度、稳定性的条件下，根据液压油缸外形尺寸的设计规范进行设计。计算得推进油缸的长度为：2.1.3 推进油缸的布置原则盾构推进时，由于推进油缸直接作用于管片上，因此推进油缸的布置主要考虑管片的结构形式、分布方位、受力点布置、管片组装施工方便性等方面的因素，满足下列要求：（1） 径向分布使管片受力均衡管片的几何尺寸为：外径，内径，管片厚300mm,管片的中心圆。为使管片在径向受力均衡，设计将油缸沿盾体周向呈圆形均匀布置，油缸的轴线设计分布在管片的中心圆上。（2） 环向布置与管片的分块相匹配衬砌环设计为由1个封顶快、2个邻接块、3个标准块组成，采用错缝拼装，环间采用10个M24螺栓进行联接，螺栓布置间隔。一般情况下，封顶快的位置允许在正上方或偏离正上方，也有可能偏离。为了保证无论管片怎样错动，每块管片所受推进力总是相等的，并且在整个衬砌环上受力均匀，确保管片贴合的均匀密实，要求油缸的环向布置的间距角度与管片错动角相对应，保证油缸合力作用在每块管片的中心上。那么每组油缸环向布置的间隔应为的倍数，根据这个原则推理，在整圆范围内，油缸总数为10的倍数，与计算的油缸总数30个相适应。（3） 考虑管片在整个衬砌环受力均匀，油缸布置应沿垂直轴线、水平轴线均匀对称布置。3.5 推进油缸的布置方案综上所述。30个油缸的布置方式可以有以下几种：（1）30个单油缸均匀分布在绘图中，油缸的调节机构与铰接油缸支座发生干扰，方案不可行。（2） 双油缸布置15对双油缸沿盾体圆周均匀分布，环向布置的间距角度为。与周向转动的管片不能对应，使油缸的推力中心线与管片的中心线不能重合，管片受力不均衡，不易实现管片拼装贴合严密的施工要求。（3） 单双油缸间隔布置单双油缸按每隔间隔布置，在封顶快位于正上方时，油缸的推力中心线与管片中心重合。并且每组油缸间有充分的空间布置铰接油缸和超前注浆管。在错缝拼装时，封顶块偏离正上方、时，推进油缸与管片能够相适应，因此这种油缸布置方案可行。如下图所示：图1 推进油缸的布置（单位：mm)在设计盾构推进装置时，必须考虑的主要阻力有以下6项：盾构推进时的盾壳与周围地层的阻力;刀盘面板的推进阻力；管片与盾尾间的摩擦阻力;切口环贯入地层的贯入阻力;转向阻力（曲线施工和纠偏）;牵引后配套拖车的牵引阻力.推力必须留有足够的余量，总推力一般为总阻力的1.52倍。式中：-盾构装备总推力，; -安全储备系数，一般为1.52； -盾构推进总阻力，2.3 盾构推进系统液压缸分区方式的确定盾构推进系统需要能够适应不同施工地层土质以及水土压力变化，提供合适的推进力和推进速度，与盾构前部密封舱水土压力、刀盘转速及排渣速度等参数相匹配。推进系统由多个平行或近似平行于盾构纵轴线的推进液压缸环向布置而成，每个液压缸前段铰接，后端通过顶靴顶在衬砌上。由于推进液压缸数量众多，人工无法操控每个推进缸实现掘进作业，为降低操作的复杂程度，减轻驾驶人员的劳动强度，盾构推进液压缸一般采用分组分区方式进行单独控制。通常盾构推进液压系统将每两个液压缸编为一组，数量不等的几组液压缸分别编如A、B、C、D四个分区，左右分区液压缸数目相同，上下分区液压缸数目不等，通常下部液压缸数目多余上部，这主要是考虑了盾构盾体的大部分质量集中在下部，在掘进施工中往往出现“叩首”的现象。为了简化分析并不失有效性，可将每一组分区简化为单缸，建立整个推进系统的四分区等效机构模型。盾构单环掘进过程中，水平方向姿态由左右两分区液压缸控制，竖直方向姿态由上下两分区液压缸控制。图1. 盾构推进液压系统的布置图在掘进施工中，盾构机要完成直线行进、上仰、下俯、左转、右转等动作，在盾构进行推进和纠偏作业时，为降低控制复杂度和成本，通常将推进液压缸划分成上、下、左、右四组，即四个分区，一般左右两组推进缸的数目相同，布置方式相同，下分区液压缸数量多于上分区液压缸数量。掘进施工时，四分组液压缸同时工作，盾构向前直线推进；上下两区液压缸正常工作，左右两区液压缸差动，盾构机将完成左转或右转动作；左右两区液压缸正常工作，上下两区液压缸差动，盾构机将完成上仰或下俯动作。 2.1 推进系统力学模型如图1是目前工程中最常用的推进系统液压缸布局方式，其中每小对液压缸（两个液压缸组成一对）沿圆周方向等间距布局，并将这些液压缸分为4个区。在盾构质心上构建坐标系，第1区液压缸有n1对；第2区液压缸有n2对；第3区液压缸有n3对；第4区液压缸有n4对，其中：第1区液压缸中的k1对在第一象限，k2对在第四象限，且在第一象限中的第1对液压缸中心线与x轴夹角为根据图1中推进系统液压缸分区布局，得如图2对应的系统受力分布。图2中的表示盾构在z轴方向上受到的阻力，和分别表示盾构在x轴和y轴方向上受到的阻力矩。表示对应图1推进系统第对液压缸克服外界阻力和阻力矩需要的推力。由于盾构掘进时很缓慢，可以认为任何时刻盾构机是静力平衡的，则根据图2所示的受力情况，可得如下的力平衡矩阵方程：其中表示第i区推进液压缸的单位线矢组成的力传递Jacobi矩阵。根据极坐标和直角坐标的关系得式6其中，为推进系统总的力传递Jacobi矩阵，由于系统各区液压缸内部都是采用并联输入输出的，故令将式（1）化简为式（8）-（10） 式（8）-（10）中，3 盾构负载敏感系统设计盾构推进动力传递和控制系统具有功率大、负载多变、运动复杂等特点。传统的调速阀+溢流阀模式往往存在较大的流量和压力冗余，造成了节流损失和溢流损失，并且随着技术的发展有逐渐被具有节能性的新型液压控制系统取代的趋势。负载敏感控制具有仅提供系统所需流量、压力的能量，实现了系统功率与负载功率的匹配，最大限度地降低了系统的流量和压力冗余，提高了能量利用效率。然而，对于多液压缸协调运动时，当系统所需流量大于变量泵的最大流量时易出现“过饱和”现象，即流量优先流向负载较小的油路，负载较大的油路流量减小，速度降低直至停止运动。本章采用电液比例变量泵对系统压力进行调节，用比例减压阀对各分组液压缸进行压力调节，采用后置补偿的负载敏感控制系统对进入不同分组液压缸的流量进行分配。盾构负载敏感型液压控制系统的原理图如图3所示。目前，盾构液压推进系统控制模式分为压力流量复合控制和比例减压阀配合电液比例泵的控制模式，为了探索不同模式下的节能效果，在两种模式下分别建立负载敏感阀+压力流量复合控制模型和比例减压阀+负载敏感泵模型，仿真模拟一定情况下两者的能量利用效率。盾构推进动力传递和控制具有大功率和变负载等特点，推进液压缸数量较多，为减少控制成本，降低控制复杂程度，通常采用分组控制，即将全部液压缸分为上、下、左、右四组，每组单独控制，这样就能更好地满足盾构的曲线掘进、俯仰等控制任务。3.1 盾构负载敏感节能系统设计 盾构负载敏感系统由负载敏感泵、压力补偿阀、比例换向阀以及推进液压缸等元件组成，由单台负载敏感泵向四组液压缸供油，以满足推进系统对流量的需求。在系统正常工作时，梭阀将最高负载压力反馈给负载敏感阀，通过阀芯的位置移动调节变量泵的输出压力与最高负载压力相匹配。由于压力补偿阀的存在，使得比例换向阀两端的压差保持为恒定值，当其开口面积一定的情况下，可使进入液压缸的流量维持恒定，使掘进速度不受负载变化的影响。3 盾构液压推进系统控制部分设计推进系统作为盾构机的重要组成部分，一般采用液压驱动，其不仅要求实现推进油缸的向前顶进以实现直线隧道的掘进，而且要完成曲线隧道的掘进及纠偏，掘进施工中推进姿态的调整以及管片拼装时的单独退回等动作要求。盾构推进液压系统一般由沿盾构体周向分布的若干组液压缸构成，以利于各分组液压缸的单独控制，降低控制的复杂程度。各组的控制方式是相同的，都是通过比例调速阀控制进入推进液压缸的流量，通过比例溢流阀确保各分组液压缸压力的稳定，提高顺应性。在每一分组内，有安装在某一特定推进液压缸上的压力传感器检测本组压力，位移传感器检测该组位移，所有并联液压缸在旁路溢流阀的文雅作用下都具有相同的工作压力。不同组液压缸间控制的同步误差是造成盾构机超挖或欠挖现象的主要原因，掘进速度的不稳定连连续是造成地表沉降的“元凶”，本文将智能控制策略引入对盾构推进液压系统的控制研究，重点比较了模糊自适应PID控制方式、单神经元自适应模糊PID控制、基于BP神经网络的PID控制方式，以及非线性PID控制方式对盾构机液压推进系统的控制效果，研究结论为盾构机的高效掘进提供参考。3.1 盾构推进液压系统简介1.二位四通电磁换向阀 2.比例调速阀 3.比例溢流阀 4.三位四通电磁换向阀 5.液压锁 6.平衡阀 7.压力传感器8. 液压缸图2. 盾构推进液压系统原理图盾构推进液压系统推进液压缸一般分为四个分区，各分区的控制方式相同，其单个分区液压回路的工作原理如下：正常掘进施工时，二位四通电磁换向阀截止，液压油经调速阀2，三位四通电磁换向阀4右位进入推进液压缸无杆腔，推动刀盘压向岩土掌子面，在刀盘转矩的联合作用下将岩土从掌子面上剥离下来形成岩渣。当装在推进液压缸特定位置上的位移传感器检测到单环推进到位后，向三位四通电磁换向阀4发出换向信号，同时二位四通电磁换向阀1接通，短路比例调速阀2，压力油经过三位四通电磁换向阀4左位向推进液压缸有杆腔大量供油，使推进液压缸快速退回进入管片拼装环节。盾构掘进施工就是在“向前推进-管片拼装”这样的模式下周而复始，完成设计线路的掘进施工的。在整个过程中，比例溢流阀3可以将推进液压缸压力限定在预调值范围内；液压锁8可以在盾构掘进中更换磨损刀具或检修时起到保压作用。平衡阀6可以在掘进或管片拼装时液压回路上形成背压，使推进缸的运动更加平稳。3.2液压缸的数学模型建模前假设管道中没有压力损失，液压缸各个工作腔内各处的压力相等，且油温与体积弹性模量为一个常数，液压缸向外没有泄露，内部泄露均为层流流动。阀与液压缸的连接对称且短而粗，管道中的压力损失和管道动态可以忽略。根据液压缸与负载的动力平衡方程可得：式中：为液压缸无、有杆腔活塞面积，；为液压缸无、有杆腔的压力，；为活塞及负载折算到活塞上的总质量，；为活塞及负载的粘性阻尼系数，；为负载弹性刚度，；为作用在活塞上的任意外负载力，N；液压缸流量连续性方程为：式中：为流入液压缸无杆腔的流量，；为活塞位移，m;为液压缸泄露系数，；有效体积弹性模量，Pa;为液压缸进油腔体积，。对以上两式进行拉式变换可得：通常，与液压缸负载相比，比例阀的响应速度很快，可以认为为比例环节式中：为阀芯输入位移；U为比例阀的输入电压；为放大器增益；为比例阀的增益，对式（1）（6）进行拉普拉斯变换，得到其中：，式中：为活塞位移；为总流量-压力系数；s为复变数。对指令输入U的开环传递函数为：其中：，根据实验各参数，进行选取、计算，可得实际传递函数。1.3 比例调速阀数学模型根据电控比例调速阀的结构特点可知，流经电液比例调速阀节流口的流量为：式中：为调速阀阀口周向开度直径，m;x为调速阀阀芯位移量，m;为定差减压阀的出口压力，Pa。对（5）进行线性化处理可得式中：为流量增益，；为压力增益，.因为定差减压阀存在压力补偿作用，使得几乎保持不变，即=0，因此对式（6）经行拉普拉斯变换可得：1.4 推进系统的传递函数由式（3）、（4）、（7）可得液压缸无杆腔的输出位移为：式中：为液压固有频率，；为液压阻尼比，。则时，以比例调速阀中节流阀阀芯位移量为输入，液压缸活塞位移为输出的传递函数为：系统的开环传递函数为：式中：为开环放大系数，。3.3 盾构控制特性分析3.3.1 盾构掘进姿态分析一个完整的隧道掘进过程由若干单环掘进组成，单环掘进是隧道施工的最基本单元。实际盾构的推进液压缸一般采用分区控制，如图1所示，分为A,B,C,D4个区。为了简化分析并不失有效性，可将每一组分区简化为单缸，建立整个推进系统的四分区等效机构模型。盾构单环掘进过程中，水平方向姿态由左右两分区液压缸控制，竖直方向姿态由上下两分区液压缸控制。鉴于上下分区和左右分区是独立关系，本文仅以水平方向姿态控制为例进行分析。图1 推进液压缸分区布置图定义盾构初始状态轴线与单环掘进前后中心点轴线的夹角为盾构单环掘进斜度角。如图2所示，时盾构直线掘进；时盾构姿态左偏，反之右偏。记盾构单环掘进完成时左分区液压缸位移为，右分区液压缸位移为，推进液压缸行程长度为L，易知：盾构在隧道设计轴线上掘进姿态示意如图3所示，虚曲线为隧道设计轴线，黑色方块为盾构单环掘进位置。记相邻两掘进位置间的线性位移为，掘进位置处设计轴线的曲率直径为，图中圆框内所示为盾构线性掘进位移与掘进斜度角的几何关系，易知，盾构单环掘进的线性位移可表示为：由式（2）可知：设计轴线一旦确定，单环掘进的线性位移和掘进斜度角即唯一相关。故理论上控制掘进斜度角便可实现无偏差的掘进轨迹。以左方向姿态调整为例，盾构在两相邻掘进位置间的姿态如图4所示，虚线表示盾构初始位置，实线表示盾构单次掘进后的位置，点A为左右两球铰中心点所在线段的中点，点B为盾构初始位置的中心点，点C为掘进后的中心点。记线段AB的长度为，前后中心点的线性位移BC为，线段AB与AC的夹角为，盾构左侧液压缸推进位移为，右侧位移为，线段AC的长度为，刀盘直径为，推进液压缸内径为。需说明的是，撑靴是留有间隙的球铰支座，间隙可允许撑靴沿已安装管片有一定的侧向移动，只要不是直线掘进，单环掘进后必然产生侧向位移。由于侧向滑动，单环掘进前后液压缸杆端中心非同一点，为方便求解，作2条过中心点且平行于缸杆的虚线为辅助线，由辅助线求解出的单侧推进位移与实际推进位移略有差别，最后可进行补偿。对左右液压缸，利用图4中的几何关系和余弦定理，有：； （3）； （4） ； （5）。 （6）对式（2），（4），（5），（6）进行联立求解可得： （7）盾构型号和设计轴线确定后，可由式（7）求解掘进斜度,进而确定，和。记盾构沿设计轴线掘进速度为，可知单环掘进过程所需时间，左分区推进液压缸掘进速度，右分区掘进速度。故当盾构掘进速度，盾构型号和设计轴线确定后，便可确定左右液压缸的推进速度和，从而保证实际掘进轨迹是准确的。考虑侧向位移引起的误差，可将左右分区液压缸单环掘进位移更正如下：；3.3.2盾构控制算法研究盾构推进液压缸的布局设计推进液压缸安装在盾体上，通常的安装方式是推进液压缸与盾体平行安装，根据液压缸与盾体间的固定方式不同分为两种，前端铰接固定和伸出端铰接固定。前端铰接固定性液压缸的前端与盾体的前端进行铰接固定，液压缸的伸出端在盾体上的固定为非约束性固定，如图5所示。图5 盾构液压缸的前端固定安装后端铰接固定型-液压缸的伸出端和盾体的后端进行铰接固定，液压缸的前端在盾体上的固定为非约束固定，如图6所示。图6 盾构液压缸的后端固定安装这种推进液压缸的平行安装方式，结构简单，控制方便，容易实现位置控制，但受盾构周围土压力、应力的影响，其盾构推进的姿态控制不方便，误差较大。推进液压缸位移传感器在盾构推进过程中，需对分区的推进液压缸位移进行测量。以往选用的推进液压缸位移传感器一般采用外置式，虽有套管保护，但在实际施工操作过程，往往由于各种因素而造成破坏。可以采用内置式结构的液压缸位移传感器，直接安装在液压缸内部，不占用液压缸以外的空间，不拍外力冲击，对安装环境没有特殊要求，减少了人为因素的损坏，安全可靠。液压缸内置式位移传感器的种类很多，图4所示是威德曼效应传感器。它是利用磁效应和超声效应两者两结合来达到位移检测的目的。永久磁铁和液压缸活塞连接在一起，波导管穿过中空的活塞杆。图4 威德曼效应传感器工作原理简图当发射电路通过穿入波导管中的导线发射一周期稳定的电流脉冲时，在永久磁铁的作用下，在波导管表面将产生扭转脉冲。该脉冲以声速向两边传播，被接受器接收，其余的在端部被阻尼器吸收。接受器通过一系列变换、放大、整形输出TTL电平脉冲信号。信号处理电路最终把脉冲信号变为与液压缸活塞位移一一对应的数字量输出。地层压力计算在我国铁路隧道设计规范中，根据大量施工经验，在太沙基土压力理论的基础上，提出以岩体综合物性指标为基础的岩体综合分类法，根据隧道埋深不同，将隧道分为深埋隧道和浅埋隧道，再根据隧道的具体情况采用不同的计算方式进行土压计算。深、浅埋隧道的判定原则一般以隧道顶部覆盖层能否形成“自然拱”为原则。深埋隧道围岩松动压力值是根据施工塌方平均高度（等效载荷高度）确定的。深、浅埋隧道分界深度通常为施工塌方平均高度的22.5倍。式中：-深、浅埋隧道分界的深度； -施工塌方平均高度，； -围岩类别，如类围岩，则; -宽度影响系数，且; -隧道净宽度，m; -以为基准，每增减1m时的围岩压力增减率，当时，取，取；在深埋隧道中，按照太沙基土压力理论计算公式以及日本村山理论，可以较为准确的计算出盾构前方的松动土压力。在实际施工过程中，可以根据隧道围岩分类和隧道结构参数，按照我国现行的铁路隧道设计规范中推荐的计算围岩竖直分布松动压力q的计算公式：式中：-围岩重度。地层在产生竖向压力的同时，也产生侧向压力，侧向水平松动压力的计算见表7-2。侧向水平松动压力计算围岩分类水平松动压力0 在浅埋隧道中，TBM推进机构数学模型 在开挖曲线隧道和进行轨迹纠偏时，对TBM姿态进行调整，通过摆动主梁调整掘进方向，主梁偏转后，左右侧推进油缸与主梁的夹角不同，造成刀盘所受到的推进合力偏离掘进方向，刀盘受到垂直于掘进方向的干扰力。为了探索推进力随主梁偏角和掘进距离的变化规律，须建立推进机构的数学模型。应用广泛的罗宾斯产品在进行姿态调整时，一般都停止掘进。施工中，为提高效率，多在每一推进行程的初始位置进行姿态调整。本文以该种工作顺序为例，建立水平姿态调整机构与推进机构的数学模型， 本文只探索水平姿态的调整过程，将TBM推进机构简化为平面机构。以撑靴油缸中心为A点，以撑靴缸轴线为x轴，垂直于轴线方向为y轴，作坐标系为系A.以主梁中心线与推进油缸杆端耳环中心连接线的交点为点，作坐标系为系,系在主梁角度调整后可以认为旋转至系的位置，再沿直线推进后平移至系位置。如图3所示为姿态调整和推进示意图，标明了各坐标系的位置，任意点在系A中的坐标可以表示为 (1)式中：为任意点在系A中的坐标，b为某一推进行程初始位置且主梁垂直于撑靴油缸轴线时推进油缸杆端耳环中心到撑靴油缸轴线的距离，为任意点在系中的坐标。任意点在系中的坐标可表示为 (2)式中：s为刀盘中心到左右推进油缸杆端耳环中心连接线的距离；其中为主梁偏角，规定沿掘进方向向右偏转为正；为任意点在系中的坐标。任意点在系中的坐标可以表示为：式中：x为姿态调整后主梁推进的距离，为任意点在系中的坐标。工程中TBM上装有主梁偏转角传感器和油缸位移传感器，因此将主梁推进距离x用主梁偏转角度与推进油缸长度（取左推进油缸）来表示： (4) （5）为了简化公式，在下式中采用x表示。将式（2）、（3）代入式（1），可得 (6)定义系A与系分别为机构分析的参考坐标系和固结在机构上的动坐标系。用向量和在系A中的坐标分别表示沿掘进方向主梁左右侧推进油缸在任意时刻的位置姿态： (7)式中：a为左右推进油缸杆端耳环中心的距离，为左右推进缸缸筒端耳环中心距离的一半，c为推进缸缸筒端耳环中心与撑靴缸轴线的距离。 (8)主梁的一方向向量为： (9)推进缸与主梁的夹角可以表示为： (10)式中：为左侧推进油缸与主梁的夹角。 (11)式中：为右侧推进油缸与主梁的夹角。对主梁水平方向进行受理分析，