梁 斌,房鵬帥,李文杰,耿 弈,唐 剛

(1.河南科技大學(xué) 土木工程學(xué)院,河南 洛陽(yáng) 471023;2.中交二公局第四工程有限公司,河南 洛陽(yáng) 471013)

0 引言

頂管法作為市政地下管道施工的重要工法,因其施工效率高、環(huán)境污染小等優(yōu)點(diǎn)而得到了廣泛應(yīng)用。隨著施工要求的提高,中小型頂管施工已難以應(yīng)用于工程實(shí)踐。近年來(lái),超大直徑鋼頂管施工逐漸成為城市可持續(xù)發(fā)展的重要施工方法之一。但是隨著頂管直徑的增加,在施工應(yīng)力作用下會(huì)加深土體擾動(dòng)程度,引起開(kāi)挖面土體異常移動(dòng),發(fā)生失穩(wěn)破壞,產(chǎn)生地表沉降[1-5]。此外,超大直徑鋼頂管施工可供借鑒的資料非常有限,設(shè)計(jì)理念缺乏,并且由于其斷面高度遠(yuǎn)大于中小型鋼頂管,若采用傳統(tǒng)分析方法研究其開(kāi)挖面穩(wěn)定性,結(jié)果的準(zhǔn)確性難以保證,這無(wú)疑為超大直徑鋼頂管的安全施工帶來(lái)了極大挑戰(zhàn)。

近年來(lái),關(guān)于隧道開(kāi)挖面穩(wěn)定性問(wèn)題,諸多學(xué)者通過(guò)數(shù)值模擬、模型試驗(yàn)和理論解等方法對(duì)其進(jìn)行研究。數(shù)值模擬的優(yōu)勢(shì)在于可以通過(guò)改變影響參數(shù),模擬復(fù)雜地層在不同荷載條件下的各種施工工況,從而解決許多復(fù)雜的工程問(wèn)題[6-11]。在模型試驗(yàn)方面,文獻(xiàn)[12]通過(guò)模型試驗(yàn)研究了不同控制參數(shù)對(duì)豎向頂管施工的影響。文獻(xiàn)[13]基于砂層護(hù)壁漿液室內(nèi)試驗(yàn),探討了大直徑頂管穿越沙漠深部漿液流變性、失水造壁性、潤(rùn)滑性的變化規(guī)律,但由于其受試驗(yàn)時(shí)間、費(fèi)用等因素限制,難以應(yīng)用于工程實(shí)踐。文獻(xiàn)[14]通過(guò)離心機(jī)試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯?duì)隧道開(kāi)挖面支護(hù)壓力進(jìn)行研究,但沒(méi)有對(duì)其失穩(wěn)破壞模式進(jìn)行歸納總結(jié),缺乏相應(yīng)的理論基礎(chǔ)。

理論解因其嚴(yán)密的理論推導(dǎo)在工程界得到了應(yīng)用,根據(jù)現(xiàn)有研究成果可將其分為極限平衡法和極限分析法。失穩(wěn)破壞理論計(jì)算模型主要有：三維楔形體模型、對(duì)數(shù)螺旋模型和倉(cāng)筒模型[15-20]。這些理論模型由于沒(méi)有考慮土拱效應(yīng)對(duì)開(kāi)挖面穩(wěn)定性的影響,計(jì)算出的理論解往往比實(shí)際工程偏大,部分學(xué)者通過(guò)改進(jìn)計(jì)算模型,對(duì)考慮土拱效應(yīng)展開(kāi)了研究。文獻(xiàn)[19]通過(guò)修正楔形體計(jì)算模型,推導(dǎo)出矩形頂管施工的主動(dòng)極限支護(hù)壓力的計(jì)算方法。文獻(xiàn)[20]基于Terzaghi松動(dòng)土壓力理論,考慮頂管施工土拱效應(yīng)的影響,揭示了滑移破裂面形態(tài)特征。理論分析法雖然可以獲得開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力,但是求解過(guò)程繁瑣復(fù)雜,不便于實(shí)際工程應(yīng)用。因此,面對(duì)日益復(fù)雜的鋼頂管施工,有必要提出一種簡(jiǎn)單可行的開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力計(jì)算方法,為超大直徑鋼頂管的安全施工提供必要的分析理論。

上述文獻(xiàn)對(duì)管網(wǎng)施工開(kāi)挖面穩(wěn)定性研究主要集中在開(kāi)挖面的破壞模式和對(duì)極限支護(hù)壓力值的確定,但對(duì)極限破裂角和最大梯形底角的研究卻鮮有報(bào)道,且缺乏合理的理論計(jì)算模型。本文采用有限元軟件研究超大直徑鋼頂管施工開(kāi)挖面破壞模式和機(jī)理,將傳統(tǒng)的楔形體-棱柱體計(jì)算模型修正為楔形體-梯形體計(jì)算模型,推導(dǎo)出極限支護(hù)壓力的計(jì)算公式。結(jié)合工程實(shí)例進(jìn)行極限破裂角、梯形底角、土體內(nèi)摩擦角、黏聚力和埋深直徑比對(duì)極限支護(hù)壓力影響的參數(shù)分析。本文提出的極限支護(hù)壓力計(jì)算方法,可為超大直徑鋼頂管的設(shè)計(jì)與施工提供一定的理論基礎(chǔ)。

1 泥水平衡鋼頂管施工開(kāi)挖面穩(wěn)定性分析

1.1 工程概況

本項(xiàng)目為深圳市石巖北清污分流超大直徑鋼頂管工程,頂管管徑D=4 m,壁厚30 mm,埋深C=10 m,始發(fā)井10座,接收井5座。根據(jù)石巖北工程地質(zhì)勘察報(bào)告,該地區(qū)地質(zhì)條件復(fù)雜多變,基本為第四系沖洪積層,地層主要以淤泥質(zhì)土、礫質(zhì)黏土、中粗砂和砂礫等為主,其中砂土地層穩(wěn)定性能差、結(jié)構(gòu)松散、黏聚力小。在超大直徑鋼頂管施工時(shí),容易導(dǎo)致開(kāi)挖面失穩(wěn),引起地層坍塌。數(shù)值模擬材料參數(shù)取值如表1所示。

表1 數(shù)值模擬材料參數(shù)取值

1.2 開(kāi)挖面穩(wěn)定性數(shù)值模型的建立

由于本文主要研究?jī)?nèi)容為頂管施工開(kāi)挖面穩(wěn)定性及極限支護(hù)壓力的計(jì)算,故采取一次性開(kāi)挖15 m模擬頂管施工過(guò)程。對(duì)于泥水平衡鋼頂管,由良好“泥膜”形成的支護(hù)壓力可以平衡開(kāi)挖面水土壓力,因此開(kāi)挖完成后,在開(kāi)挖面上施加與原始地層靜止水土壓力值(K0∑γihi=62.5 kPa)相等的均布支護(hù)壓力[6,17]。由于漿液的潤(rùn)滑作用,忽略摩擦力對(duì)土體的影響,同時(shí)采用等代層法[21]模擬地層損失。為消除邊界效應(yīng)的影響,可以適當(dāng)增大模型尺寸,建立泥水平衡超大直徑鋼頂管施工模型長(zhǎng)、寬、高為45 m×40 m×25 m,其縱斷面有限元模型如圖1所示。

圖1 超大直徑鋼頂管施工開(kāi)挖面縱斷面有限元模型

該模型中地表面設(shè)為自由邊界,其他側(cè)面的邊界條件均為固定法向位移。在計(jì)算過(guò)程中土體材料的破壞屈服采用莫爾-庫(kù)侖剪切破壞準(zhǔn)則,管片采用板單元進(jìn)行模擬。在生成頂管模型后,需將頂管模型外部板單元進(jìn)行析取處理,并選擇析取后的板單元生成界面單元,從而建立頂管與土體的接觸,實(shí)現(xiàn)兩者之間的相對(duì)位移。除管土設(shè)置界面之外,其余接觸均為節(jié)點(diǎn)耦合,保證各節(jié)點(diǎn)變形一致。

1.3 鋼頂管施工開(kāi)挖面有限元模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證泥水平衡超大直徑鋼頂管施工計(jì)算模型的準(zhǔn)確性,頂管頂進(jìn)15 m時(shí),在開(kāi)挖面前后選取2個(gè)監(jiān)測(cè)斷面,每個(gè)監(jiān)測(cè)斷面沿橫向均勻布置11個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)。對(duì)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理分析,數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果與地表沉降監(jiān)測(cè)結(jié)果的對(duì)比如圖2所示。圖2中,x為距頂管軸線水平距離,m;S(x)為x處地表沉降量,mm;e為自然常數(shù);DG-J01為頂管監(jiān)斷面1;DG-J02為頂管監(jiān)測(cè)斷面2。地表沉降3D顏色映射曲面如圖3所示。

圖2 地表沉降對(duì)比分析

圖3 地表沉降3D顏色映射曲面

泥水平衡鋼頂管在施工過(guò)程中擾動(dòng)土體,在施工應(yīng)力作用下位移場(chǎng)發(fā)生改變,土體產(chǎn)生變形并不斷擴(kuò)展至地表,最終導(dǎo)致地表沉降。由圖2可知：開(kāi)挖面前方監(jiān)測(cè)斷面沉降槽寬度小于其后方沉降槽寬度,兩者連線近似呈梯形分布。而對(duì)于同一監(jiān)測(cè)斷面沉降槽寬度基本接近,同時(shí)地表沉降特性基本符合Peck沉降槽曲線(見(jiàn)圖3),均呈現(xiàn)出以頂管軸線為中心的正態(tài)分布,從而驗(yàn)證了數(shù)值模擬參數(shù)取值的合理性,可為后續(xù)超大直徑鋼頂管施工開(kāi)挖面穩(wěn)定性和破壞形態(tài)計(jì)算提供計(jì)算模型。

1.4 頂管施工開(kāi)挖面穩(wěn)定性分析

1.4.1 破壞模式界定

超大直徑鋼頂管施工,其開(kāi)挖面力學(xué)特性非常復(fù)雜,為對(duì)開(kāi)挖面破壞模式進(jìn)行界定,需考慮不同支護(hù)壓力作用下地表沉降特性,如圖4所示。圖4中,σ為支護(hù)壓力;σ0為初始靜止土壓力;σa為主動(dòng)極限支護(hù)壓力;σp為被動(dòng)極限支護(hù)壓力。

圖4 開(kāi)挖面破壞模式界定

由圖4可知：當(dāng)支護(hù)壓力等于開(kāi)挖面初始靜止土壓力(σ=σ0)時(shí),開(kāi)挖面周圍土體受力平衡,處于相對(duì)穩(wěn)定狀態(tài)。隨著超大直徑鋼頂管施工開(kāi)挖面支護(hù)壓力的減小,在開(kāi)挖面前方,土體顆粒逐漸向左移動(dòng),上方土體發(fā)生朝向開(kāi)挖面的位移,形成地層空洞。當(dāng)支護(hù)壓力等于主動(dòng)極限支護(hù)壓力(σ=σa)時(shí),開(kāi)挖面發(fā)生主動(dòng)失穩(wěn)破壞,地表產(chǎn)生沉降。當(dāng)支護(hù)壓力等于被動(dòng)極限支護(hù)壓力(σ=σp)時(shí),支護(hù)壓力向右擠壓土體,發(fā)生相對(duì)錯(cuò)動(dòng),土體發(fā)生屈服變形,導(dǎo)致地表隆起。因此,可以采用開(kāi)挖面支護(hù)壓力是否大于地層靜止土壓力的方法來(lái)判定開(kāi)挖面的破壞模式,并將其分為主動(dòng)和被動(dòng)兩個(gè)破壞區(qū)。為了方便研究開(kāi)挖面破壞模式,引入支護(hù)應(yīng)力比λ,其表達(dá)式為：

λ=σ/σ0,

其中：σ為鋼頂管施工開(kāi)挖面支護(hù)壓力,kPa;σ0為鋼頂管持力層靜止土壓力,kPa。

1.4.2 頂管施工開(kāi)挖面失穩(wěn)破壞動(dòng)態(tài)分析

超大直徑鋼頂管在施工過(guò)程中由于工作井頂管頂力不足,極易達(dá)到極限支護(hù)壓力值,造成地表塌陷,開(kāi)挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞。本文通過(guò)逐漸減小支護(hù)壓力比,分析超大直徑鋼頂管施工開(kāi)挖面不同監(jiān)測(cè)點(diǎn)水平位移,得出開(kāi)挖面破壞模式。支護(hù)壓力比與超大直徑鋼頂管施工開(kāi)挖面水平位移關(guān)系曲線如圖5所示。圖5中,λcr為失穩(wěn)臨界值;λu為失穩(wěn)極限值。

由圖5可知：超大直徑鋼頂管施工開(kāi)挖面失穩(wěn)發(fā)展過(guò)程分為土體穩(wěn)定、局部失穩(wěn)和整體失穩(wěn)3個(gè)階段。當(dāng)開(kāi)挖面支護(hù)壓力等于初始靜止土壓力時(shí),土體發(fā)生彈性變形;隨著支護(hù)應(yīng)力比的減小,曲線近似呈直線分布,由于土拱效應(yīng)的影響,土體保持穩(wěn)定。當(dāng)支護(hù)壓力比為0.40時(shí),開(kāi)挖面處于失穩(wěn)臨界狀態(tài),此時(shí)開(kāi)挖面前方區(qū)域側(cè)壓力系數(shù)達(dá)到最大值,土拱逐漸發(fā)揮強(qiáng)度。隨著支護(hù)壓力比繼續(xù)減小,土拱區(qū)不斷向地表發(fā)展,開(kāi)挖面測(cè)點(diǎn)水平位移逐漸增加,土體發(fā)生局部失穩(wěn)破壞,地表出現(xiàn)微小沉降。當(dāng)支護(hù)壓力比為0.15時(shí),開(kāi)挖面處于失穩(wěn)極限狀態(tài)。若支護(hù)應(yīng)力比進(jìn)一步減小,則開(kāi)挖面測(cè)點(diǎn)水平位移急速增加,發(fā)生整體失穩(wěn)破壞。

圖5 支護(hù)壓力比與開(kāi)挖面水平位移關(guān)系曲線 圖6 開(kāi)挖面破壞模式

由開(kāi)挖面破壞模式(見(jiàn)圖6)可知：超大直徑鋼頂管施工,開(kāi)挖面前方土體受到擾動(dòng),初始地層應(yīng)力狀態(tài)被打破,在其前方出現(xiàn)滑動(dòng)破壞區(qū)。隨著該區(qū)域不斷向上發(fā)展,開(kāi)挖面頂部土顆粒產(chǎn)生松動(dòng),出現(xiàn)松動(dòng)破壞區(qū),此時(shí)土體豎向土壓力逐漸減小,在水平土壓力作用下,土顆粒間相互楔緊,形成土拱區(qū)。隨著開(kāi)挖面支護(hù)壓力的減小,土拱區(qū)沿豎直方向逐漸向上發(fā)展,原有土拱破壞,新的土拱逐漸形成并發(fā)揮強(qiáng)度,當(dāng)移動(dòng)至地表時(shí),土拱區(qū)發(fā)生破壞,地表出現(xiàn)整體失穩(wěn)塌陷面,此時(shí)開(kāi)挖面已完全失去承載能力,發(fā)生整體失穩(wěn)破壞。

2 楔形體理論極限平衡分析

2.1 楔形體計(jì)算模型的修正

對(duì)于開(kāi)挖面穩(wěn)定性分析,目前多采用三維楔形體計(jì)算模型進(jìn)行極限支護(hù)壓力的計(jì)算,開(kāi)挖面破壞機(jī)制范圍由楔形體和棱柱體兩部分組成。分析數(shù)值模擬結(jié)果可知：開(kāi)挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞時(shí),地層內(nèi)部變形沿豎直方向貫通至地表;地表沉降范圍并非是規(guī)則矩形,而是呈現(xiàn)出前窄后寬,具有一定角度的等腰梯形。因此,改進(jìn)傳統(tǒng)的三維楔形體計(jì)算模型,將其上方的棱柱體修正為梯形體,并考慮側(cè)面摩擦力對(duì)開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力的影響,修正前后計(jì)算模型分別如圖7和圖8所示,其中,α為滑塊破裂角;β為梯形底角;D為鋼頂管的直徑;H1為上覆土層厚度;傾斜面ABJK為楔形體滑動(dòng)面;AKI和BJH均為楔形體側(cè)面。

圖7 楔形體計(jì)算模型(修正前) 圖8 梯形楔形體計(jì)算模型(修正后)

2.2 開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力計(jì)算方法

本文基于梯形楔形體模型,利用極限平衡理論對(duì)該計(jì)算模型進(jìn)行受力分析,列出水平和豎直方向的極限平衡方程,推導(dǎo)適用于超大直徑泥水平衡鋼頂管施工開(kāi)挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞時(shí)的極限支護(hù)壓力表達(dá)式,梯形楔形體滑動(dòng)塊極限破壞計(jì)算模型[21]如圖9所示,其中,D′為梯形楔形體上底長(zhǎng)度;L為梯形楔形體的高;L′為梯形楔形體的腰長(zhǎng);D為鋼頂管的直徑。

S+Tsinα+2Tssinβsinα-Ncosα=0;

(1)

V+G-Tcosα-2Tssinβcosα-Nsinα=0,

(2)

聯(lián)立解得：

(3)

(4)

其中：S為鋼頂管施工開(kāi)挖面支護(hù)力,kPa;N為楔形體滑動(dòng)面支護(hù)力,kPa;T為滑動(dòng)面剪力,kN;Ts為楔形體側(cè)面剪力,kN;α為楔形體滑動(dòng)面與豎直面的夾角,(°);β為梯形底角,(°);V為楔形體上覆土壓力,kN;G為梯形楔形體滑塊重力,kN。

(a) 三維滑動(dòng)塊極限破壞受力模型 (b) 極限破壞平面受力分析圖

梯形楔形體滑塊重力G[21]為：

(5)

梯形楔形體上覆土壓力V[21]為：

(6)

其中：σv為梯形楔形體的豎向應(yīng)力,kPa。根據(jù)考慮土拱效應(yīng)的Terzaghi松動(dòng)土壓力理論進(jìn)行求解,上覆土體受力模型如圖10所示。松動(dòng)土體微元的豎向平衡方程為：

σvS+γSdz=(σv+dσv)S+(D+D′+2L′)τdz;

(7)

τ=c+λlσvtanφ,

(8)

聯(lián)立式(7)和式(8)整理得：

(9)

其中：SHIKJ為梯形面積,m2;τ為地質(zhì)界面剪應(yīng)力,kPa;λl為側(cè)壓力系數(shù),取0.4;γ為土體容重,kN/m3;φ為土體內(nèi)摩擦角,(°);c為土體黏聚力,kPa。解此一階非齊次常系數(shù)微分方程得：

(10)

當(dāng)z=0時(shí),σv=q,代入式(8)得：

(a) 3D開(kāi)挖面土壓力計(jì)算模型 (b) 二維開(kāi)挖面受力分析圖

楔形體滑動(dòng)面ABJK上的剪力T[22]為：

(11)

聯(lián)立式(4)和式(11)解得：

(12)

楔形體側(cè)面AKI和BJH上的剪力Ts[22]為：

楔形體側(cè)面沿豎直方向的應(yīng)力隨埋深的增加呈線性變化,其應(yīng)力分布如圖11所示。豎直面AKI(BJH)上某一深度的豎向應(yīng)力為：

(13)

則作用于楔形體側(cè)面的剪力為：

dTs=[c+λσv(z)tanφ]ds。

(14)

對(duì)式(14)進(jìn)行積分得總剪力為：

(15)

將式(5)、式(6)、式(10)、式(12)和式(15)代入式(3),得到超大直徑鋼頂管施工開(kāi)挖面支護(hù)力S,鋼頂管施工開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力表達(dá)式為：

(16)

由式(14)可知,基于極限平衡理論推導(dǎo)出的開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力表達(dá)式僅與楔形體破裂角α和梯形底角β有關(guān),從而簡(jiǎn)化了繁瑣的計(jì)算過(guò)程。在此理論分析基礎(chǔ)上,本文結(jié)合上述深圳市鋼頂管項(xiàng)目工程,將施工參數(shù)代入極限破壞計(jì)算模型,從而得到泥水平衡超大直徑鋼頂管施工開(kāi)挖面的極限支護(hù)壓力,此時(shí)對(duì)應(yīng)的滑動(dòng)塊破裂角為極限破裂角。在此基礎(chǔ)上,進(jìn)一步將梯形底角與極限支護(hù)壓力值進(jìn)行曲線擬合,得到兩者函數(shù)關(guān)系。

(a) 楔形體側(cè)面豎向應(yīng)力分布 (b) 楔形體側(cè)面不同區(qū)域面積積分

3 工程實(shí)例計(jì)算分析

3.1 開(kāi)挖面滑動(dòng)塊破裂角分析

結(jié)合上述深圳市超大直徑鋼頂管項(xiàng)目工程的土體力學(xué)參數(shù)(見(jiàn)表1),將不同梯形底角代入式(16),計(jì)算得到開(kāi)挖面滑動(dòng)塊破裂角與開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力的關(guān)系曲線,如圖12所示。根據(jù)楔形體計(jì)算模型得到的開(kāi)挖面支護(hù)壓力值隨滑動(dòng)塊傾角的增加呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)。隨著梯形底角不斷增大,頂管施工開(kāi)挖面達(dá)到失穩(wěn)破壞所需的極限支護(hù)壓力不斷增加,對(duì)應(yīng)的滑動(dòng)塊破裂角也有所增加,說(shuō)明梯形底角的增加在一定程度上能夠提高開(kāi)挖面的自穩(wěn)能力。當(dāng)梯形底角β=80°時(shí),開(kāi)挖面達(dá)到極限失穩(wěn)狀態(tài)所對(duì)應(yīng)的滑動(dòng)塊破裂角為43°,該角度與文獻(xiàn)[23]試驗(yàn)研究結(jié)果基本一致。由此可知,采用楔形體計(jì)算模型確定開(kāi)挖面滑動(dòng)塊破裂角的方法具有一定的理論價(jià)值,可以應(yīng)用于超大直徑鋼頂管工程。

圖12 滑動(dòng)塊破裂角與極限支護(hù)壓力的關(guān)系曲線

3.2 梯形楔形體模型梯形底角分析

根據(jù)修正楔形體極限平衡理論研究結(jié)果,將開(kāi)挖面發(fā)生整體失穩(wěn)破壞時(shí)極限支護(hù)壓力所對(duì)應(yīng)的滑動(dòng)塊傾角代入式(16),得出梯形底角與開(kāi)挖面支護(hù)壓力的擬合曲線,如圖13所示。計(jì)算結(jié)果顯示,該理論模型最大梯形底角為79.5°,隨著梯形底角的增大,開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力前期呈線性快速增長(zhǎng)趨勢(shì);當(dāng)梯形底角大于75.0°時(shí),兩者近似呈指數(shù)函數(shù)關(guān)系,其表達(dá)式為：

圖13 極限支護(hù)壓力與梯形底角的關(guān)系

(17)

3.3 楔形體理論解與數(shù)值解對(duì)比

為驗(yàn)證超大直徑泥水平衡鋼頂管施工開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力計(jì)算公式的準(zhǔn)確性,結(jié)合上述深圳市超大直徑鋼頂管工程項(xiàng)目,將相關(guān)參數(shù)代入修正楔形體模型計(jì)算公式中,對(duì)比本文計(jì)算方法得出的極限支護(hù)壓力值與有限元數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果,如表2所示。

表2 超大直徑鋼頂管隧道開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力對(duì)比分析

由表2可知：開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力隨著土體內(nèi)摩擦角的增大而減小,修正后極限支護(hù)壓力的計(jì)算結(jié)果普遍小于傳統(tǒng)楔形體模型理論解,原因在于該計(jì)算模型考慮了側(cè)摩阻力對(duì)開(kāi)挖面穩(wěn)定性的影響,且傳統(tǒng)計(jì)算結(jié)果偏于保守。同時(shí),文獻(xiàn)[6]也揭示了傳統(tǒng)楔形體模型存在一定局限性。修正后的理論解與數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果基本吻合,兩者理論偏差均在可接受范圍內(nèi),說(shuō)明超大直徑鋼頂管施工開(kāi)挖面的失穩(wěn)模式基本符合楔形體-梯形體模型的假設(shè),采用該理論模型得到的極限支護(hù)壓力值能夠較好地應(yīng)用于工程實(shí)踐。

4 極限支護(hù)壓力影響因素分析

4.1 內(nèi)摩擦角的影響

超大直徑泥水平衡鋼頂管在施工中,開(kāi)挖面周圍土體因應(yīng)力松弛造成地層損失,出現(xiàn)由開(kāi)挖面延伸至地表的地層空洞,若土體內(nèi)摩擦角較小,則土顆粒間的咬合力減小,導(dǎo)致地表塌落。因此,需對(duì)內(nèi)摩擦角與開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力的關(guān)系進(jìn)行定量分析以確保超大直徑鋼頂管的安全施工,兩者關(guān)系曲線如圖14所示。

圖14 內(nèi)摩擦角-極限支護(hù)壓力關(guān)系曲線

由計(jì)算結(jié)果可知：頂管施工開(kāi)挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞時(shí),極限支護(hù)壓力隨著土體內(nèi)摩擦角的增大而減小。當(dāng)內(nèi)摩擦角較小時(shí),土體抵抗剪切變形的能力減弱,極限支護(hù)壓力急劇減小。當(dāng)內(nèi)摩擦角大于27.5°時(shí),土體顆粒與顆粒之間發(fā)生相對(duì)位移需要克服的滑動(dòng)摩擦力較大,土體自穩(wěn)能力增強(qiáng),極限支護(hù)壓力變化幅度趨于平緩。理論上,當(dāng)土體內(nèi)摩擦角無(wú)限增大時(shí),開(kāi)挖面可以在無(wú)支護(hù)壓力作用下保持穩(wěn)定,但是在實(shí)際工程中開(kāi)挖面受力狀態(tài)復(fù)雜,超挖造成的地層空洞常被忽略,因此在超大直徑鋼頂管施工中,維持開(kāi)挖面穩(wěn)定的支護(hù)壓力設(shè)計(jì)值應(yīng)適當(dāng)大于理論值,減少地層損失,確保施工安全。

4.2 黏聚力的影響

超大直徑鋼頂管在施工應(yīng)力作用下,開(kāi)挖面土體與管周土體易發(fā)生相對(duì)錯(cuò)動(dòng),出現(xiàn)剪切屈服帶,開(kāi)挖面上方土體在自重應(yīng)力作用下產(chǎn)生向下位移,導(dǎo)致上方土體出現(xiàn)地層空洞或塌落現(xiàn)象,開(kāi)挖面產(chǎn)生失穩(wěn)破壞。黏聚力作為維持土體穩(wěn)定的重要指標(biāo),探究不同黏聚力對(duì)開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力的影響,具有非常重要的實(shí)踐意義,兩者關(guān)系曲線如圖15所示。

由圖15可知：隨著土體黏聚力的增加,相鄰?fù)令w粒間的吸引力增強(qiáng),土體自穩(wěn)能力提高,開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力與土體黏聚力呈線性負(fù)相關(guān)性。對(duì)于黏聚力相同的土體,隨著埋深直徑比的減少,開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力不斷降低,且下降幅度呈增加趨勢(shì),其原因在于淺埋頂管在開(kāi)挖面上方不易形成壓力拱,土體穩(wěn)定性下降,從而導(dǎo)致極限支護(hù)壓力下降幅度逐漸增大。因此,在實(shí)際工程中應(yīng)特別重視土體黏聚力對(duì)超大直徑鋼頂管施工開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力的影響,為確保施工安全應(yīng)盡可能避免在淺埋砂土地層中施工。

圖15 黏聚力-極限支護(hù)壓力關(guān)系曲線

4.3 埋深直徑比的影響

超大直徑泥水平衡鋼頂管在施工過(guò)程中,開(kāi)挖面受到施工應(yīng)力的影響,土體初始應(yīng)力平衡狀態(tài)被打破,開(kāi)挖面土體變形位移不斷積累,并向上部和兩側(cè)擴(kuò)展,最終發(fā)展至地表導(dǎo)致開(kāi)挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞。對(duì)于不同頂管埋深,由于受到土拱效應(yīng)的影響,開(kāi)挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞時(shí)所對(duì)應(yīng)的極限支護(hù)壓力也有所差異,根據(jù)修正的楔形體計(jì)算模型,在其他施工參數(shù)不變的情況下,埋深直徑比-極限支護(hù)壓力的關(guān)系曲線如圖16所示。

圖16 埋深直徑比-極限支護(hù)壓力關(guān)系曲線

由圖16可知：超大直徑鋼頂管施工開(kāi)挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞時(shí),隨著埋深直徑比的增加,極限支護(hù)壓力不斷增加。當(dāng)鋼頂管埋深比較小時(shí),頂管在頂進(jìn)過(guò)程中,土體產(chǎn)生彈塑性變形,形成地層空洞,開(kāi)挖面周圍土體為填補(bǔ)管節(jié)空隙造成地層損失,極限支護(hù)壓力迅速增加。當(dāng)埋深比大于2.2時(shí),土體水平土壓力不斷增加,土體在自重應(yīng)力作用下相互楔緊,形成土拱。隨著埋深的增加,土顆粒間楔緊效果越好,土拱效應(yīng)發(fā)揮強(qiáng)度,開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力增大幅度逐漸趨于平緩。因此,埋深直徑比對(duì)超大直徑鋼頂管施工開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力的影響在工程中不能被忽略,尤其對(duì)于摩擦角較小的土體,更應(yīng)該得到重視。

5 結(jié)論

(1)超大直徑鋼頂管施工開(kāi)挖面失穩(wěn)發(fā)展過(guò)程分為土體穩(wěn)定、局部失穩(wěn)和整體失穩(wěn)3個(gè)階段,并伴隨著土拱的形成、發(fā)展和破壞。當(dāng)支護(hù)壓力比為0.4時(shí),開(kāi)挖面處于失穩(wěn)臨界狀態(tài);當(dāng)支護(hù)壓力比為0.15時(shí),開(kāi)挖面處于失穩(wěn)極限狀態(tài)。

(2)開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力隨著破裂角的增加呈現(xiàn)出先增加后減小的趨勢(shì)。當(dāng)破裂角為43°時(shí),極限支護(hù)壓力達(dá)到最大值;當(dāng)梯形底角60°<β≤75°時(shí),極限支護(hù)壓力比是關(guān)于梯形底角的一次函數(shù);當(dāng)梯形底角75°<β≤85°時(shí),兩者近似呈指數(shù)函數(shù)關(guān)系。

(3)開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力隨著土體內(nèi)摩擦角和黏聚力的增加而逐漸減小。當(dāng)內(nèi)摩擦角大于27.5°時(shí),土體趨于穩(wěn)定。隨著埋深直徑比的增加,開(kāi)挖面支護(hù)壓力逐漸增加,當(dāng)埋深比大于2.2時(shí),變化趨勢(shì)趨于平緩。