陳宏明

（重慶市鐵路（集團(tuán)）有限公司，重慶 410700）

20 世紀(jì)90 年代，國外開發(fā)應(yīng)用了矩形頂管隧道施工新技術(shù)，其工作原理是：通過矩形頂管機前部的開挖系統(tǒng)，將矩形開挖面土體切削下來，導(dǎo)入土倉，通過排渣系統(tǒng)運出隧道[1-3]。矩形頂管機需要預(yù)先設(shè)置工作井，設(shè)備下井后通過千斤頂推動設(shè)備和管節(jié)前進(jìn)，將預(yù)制管節(jié)頂入土中，實現(xiàn)隧道開挖與鋪設(shè)成型。矩形頂管機開挖而成的矩形斷面相較圓形頂管機開挖的圓形斷面大大提高了空間利用率。在市政隧道工程如：綜合管廊、過街通道等的建設(shè)中，優(yōu)勢尤為明顯。

目前國內(nèi)外矩形頂管機的應(yīng)用工程多使用于單一的軟土地層，究其原因，主要存在以下幾個問題[4-8]：①在埋深較淺的城市交通過街隧道等工程中對地層穩(wěn)定性要求很高，這就要求刀盤掘進(jìn)過程中對土體擾動小，盡可能限制地表沉降；②在漂卵石類軟土地層掘進(jìn)，可能存在刀盤卡卵石現(xiàn)象，對刀盤及其驅(qū)動造成沖擊損傷，刀盤掘進(jìn)過程由于卵石的積累聚集在開挖倉底部，造成布置在底部的刀盤驅(qū)動扭矩大幅增加而跳停；③矩形斷面的圓形刀盤組合方式無法實現(xiàn)全斷面開挖，如何實現(xiàn)矩形頂管機刀盤的開挖率和攪拌率最為充分，是其優(yōu)化目標(biāo)。而當(dāng)前工程實際應(yīng)用過程往往出現(xiàn)刀盤渣土改良不充分，渣土在土倉內(nèi)出現(xiàn)“結(jié)餅”、“閉塞”等現(xiàn)象，增加刀盤載荷的同時也導(dǎo)致土倉閉塞等排土系統(tǒng)故障問題。

當(dāng)前，矩形頂管機刀盤的研究主要集中在刀盤的載荷計算和靜力學(xué)分析，如王旭東[9]等對已有矩形刀盤的結(jié)構(gòu)形式進(jìn)行了對比，初步提出了矩形刀盤設(shè)計方案，并對刀盤載荷進(jìn)行了計算；劉嬌[10]對組合刀盤進(jìn)行了靜力學(xué)仿真分析、盲區(qū)處理等關(guān)鍵技術(shù)的研究。而針對矩形頂管機刀盤的地質(zhì)適應(yīng)性研究卻相對較少。本文依托深圳某地下通道工程，采用工程試驗分析及數(shù)值模擬分析等方法，對上述問題進(jìn)行深入分析研究，以期對軟土地層矩形頂管刀盤的設(shè)計與施工提供參考。

1 工程概況

深圳市雪崗科技城片區(qū)華為坂田基地與城市軌道交通10 號線華為站的連接通道而設(shè)計，頂管斷面為10.2m×6.6m，頂進(jìn)長度429m。通道頂管上方分布的地下管線眾多，管線與頂管豎向凈距最小僅約0.7m，通道頂管工程穿越地質(zhì)主要為素填土，局部為礫質(zhì)粘性土。

2 軟土地層矩形開挖系統(tǒng)適應(yīng)性研究

2.1 單一軟土地層矩形頂管開挖形式分析

對于易造成地面下沉且埋深淺的單一軟土地層，偏心多軸與中心偏心軸組合式刀盤開挖形式顯然不適應(yīng)。平行中心軸式多刀盤組合開挖形式可分為同平面和前后刀盤布置形式，針對軟土地層，兩種刀盤開挖形式的適應(yīng)性能優(yōu)劣尚缺乏對比案例，本文將從經(jīng)濟(jì)效益與開挖面穩(wěn)定性兩方面對兩種開挖形式進(jìn)行對比分析。

2.1.1 經(jīng)濟(jì)效益對比分析

同平面多刀盤開挖形式往往需要多種規(guī)格（多于2 種）刀盤組合布置，與之相應(yīng)配合的驅(qū)動配置也不一，往往導(dǎo)致頂管機整機造價大幅上漲，也會增加驅(qū)動模塊化工作的難度。前后刀盤布置開挖形式一般組合規(guī)格較少，在能保證較大開挖率（大于90%）的前提下，能實現(xiàn)多刀盤配置同一驅(qū)動。

2.1.2 掌子面穩(wěn)定性對比分析

為了開展兩種刀盤布置形式對掌子面穩(wěn)定性的對比分析，引入Horn 提出的三維楔形體計算模型[11]，假定開挖面為矩形的擋土墻，開挖面失穩(wěn)破壞模型由上部棱柱體與前方楔形體組成（圖1）。

圖1 楔形體破壞及其受力模型

掌子面前方楔形體受到的作用力由以下幾個組成。

1）隧道頂部豎向作用力PV=σVBL，其中，σV為隧道頂部土壓力；B為等效盾構(gòu)直徑，假定正方形與圓形面積相等，得到，D為等效圓形開挖面直徑；L楔形體頂部長度。

2）掌子面所受水平支護(hù)作用力P。

4）楔形體在滑動面上的摩擦阻力T及法向作用力N，，其中c為土體粘聚力。

5）滑動塊側(cè)向滑動面的摩擦阻力T′及法向作用力N′，，其中：K0為隧道土體的側(cè)壓力系數(shù)，K0=1-sinφ；σ′z為楔形體所受垂直應(yīng)力，σ′z=（2σv+Bφ)/3。

通過對楔形體的受力分析可確定最小支護(hù)壓力的大小。

由水平方向受力平衡可得

由豎直方向受力平衡可得

由式（1）、式（2）可求得掌子面支護(hù)力

當(dāng)隧道開挖支護(hù)壓力為矩形分布時，掌子面中心支護(hù)應(yīng)力為

可以看出，當(dāng)矩形斷面采用前后刀盤組合布置時，相鄰刀盤之間的開挖切削區(qū)域相互交叉，相對同平面刀盤布置，隧道開挖面等效直徑減小，開挖面支護(hù)力相對較大，掌子面穩(wěn)定性更好。因此，軟土地層通過多刀盤前后組合布置，對地層擾動小，可降低地表沉降的風(fēng)險。

2.2 漂卵石類軟土地層矩形頂管開挖形式分析

在漂卵石類軟土地層中使用矩形頂管施工，采用平行中心軸式多刀盤組合開挖形式，刀盤結(jié)構(gòu)均采用常規(guī)輻條式，其優(yōu)化目標(biāo)為刀盤開挖率、攪拌率最為充分。針對本工程斷面，對刀盤組合布置進(jìn)行布置模擬，矩形斷面采用3 個大刀盤、3 個小刀盤前后布置，前刀盤背面至后刀盤輻條正面距離為160mm，其中切刀刀高為90mm，大小刀盤組合布置形式如圖2 所示。

圖2 刀盤組合布置形式

漂卵石類地層開挖時，由于有漂石的存在，掘進(jìn)過程可能存在卡刀盤的現(xiàn)象，對刀盤與驅(qū)動系統(tǒng)均存在一定沖擊，為此，考慮前后刀盤布置并建立沖擊破碎模型，如圖3 所示。

圖3 漂石沖擊作業(yè)下的單元體應(yīng)力狀態(tài)

以后置刀盤與漂石沖擊時的作用點為坐標(biāo)軸中心，以前置刀盤與漂石的作用點為目標(biāo)單元體，根據(jù)巖石沖擊破碎理論，對其進(jìn)行受力分析，得出所受應(yīng)力分別在其3 個方向的分量。

其中，μ為泊松比；R、z、r分別為圓柱坐標(biāo)，為刀盤所受沖擊載荷。

當(dāng)漂石所受載荷達(dá)到臨界載荷時，即σz＞σs（σs為漂石的抗壓強度極限），漂石被刀盤切削、擠壓破碎。當(dāng)σz=σs時，代入上式即可求出漂石整體破碎時的沖擊載荷。

將組合刀盤與漂石沖擊模型導(dǎo)入ABAQUS中，以上述臨界載荷作為邊界條件，并為沖擊模型添加材料屬性，刀盤體結(jié)構(gòu)均采用Q345C 材料，漂石與后置刀盤作用點添加70MPa 的沖擊載荷，對刀盤中心圓筒進(jìn)行對應(yīng)約束，對組合刀盤進(jìn)行有限元仿真分析，根據(jù)分析結(jié)果，采用前后刀盤布置，在開挖過程與漂石發(fā)生沖擊時，刀盤最大應(yīng)力接近270MPa，超過刀盤的極限載荷。因此，前后刀盤組合開挖形式在漂卵石類軟土地層施工存在較大的風(fēng)險，此類地層施工建議采用沖擊較小的同平面組合刀盤布置開挖形式。

3 刀盤與掌子面及土倉土體流固耦合分析

創(chuàng)建刀盤與掌子面及土倉土體模型，通過流固耦合邊界條件將它們連接在一起。假設(shè)土倉土體為高粘度流體，土倉土體與刀盤接觸面無相對滑動，假設(shè)掌子面被刀盤切削下來的土體均勻通過刀盤開口流入土倉，土體流入速度與刀盤推進(jìn)速度一致，螺旋輸送機控制流出速度。具體分析中輸入?yún)?shù)設(shè)置如下表1 所示。

表1 流固耦合分析輸入?yún)?shù)表

通過流固耦合數(shù)值分析，得出刀盤的分析結(jié)果，矩形刀盤整體切削掌子面土體時，整體結(jié)構(gòu)受力較為均勻，刀盤傳動法蘭與主驅(qū)動連接處，由于傳遞主軸推力與扭矩，局部出現(xiàn)應(yīng)力集中，最大應(yīng)力值為210.6MPa，刀盤傳動法蘭材料選用Q345C，屈服強度許用應(yīng)力值[δs]≥263MPa，大于分析結(jié)果210.6MPa；最大變形量約為2.69mm，整體變形較小。因此刀盤整體強度滿足設(shè)計要求。

4 結(jié)語

1）針對單一軟土地層，從經(jīng)濟(jì)效益和掌子面穩(wěn)定性兩方面進(jìn)行對比分析得出，采用前后刀盤布置更具適應(yīng)性。

2）針對漂卵石類軟土地層，采用同平面刀盤布置形式可避免卵石對刀盤的沖擊，同時很大程度上減少刀盤卡卵石的可能。

3）通過對矩形刀盤與土倉土體進(jìn)行流固耦合分析，驗證了矩形頂管刀盤結(jié)構(gòu)的地質(zhì)適應(yīng)性，為矩形頂管刀盤在軟土地層中的布置形式提供了設(shè)計參考。O