许有俊，冯　　超，王雅建，白雪光，张　　栋，冀承蕾（.内蒙古科技大学 建筑与土木工程学院，内蒙古 包头　　0400；.包头城建集团股份有限公司，内蒙古 包 头　　04030）

矩形顶管机刀盘转动方向引起土舱压力变化规律的实测分析

许有俊1，冯超1，王雅建1，白雪光2，张栋1，冀承蕾1
（1.内蒙古科技大学 建筑与土木工程学院，内蒙古 包头014010；2.包头城建集团股份有限公司，内蒙古 包 头014030）

土压平衡矩形顶管施工时，有效控制土舱中土压力的分布与变化十分重要。本文结合一大断面多刀盘矩形顶管工程，对各刀盘转动方向不同时的土舱压力分布进行分析，并对顶管机前方工作面理论土压力进行计算。发现刀盘旋转方向对土舱压力分布影响明显，顶进排土状态与顶进不排土状态时相同的刀盘转向对土舱压力分布影响规律基本一致，并通过比较得出合适的刀盘旋转方向。研究成果对矩形顶管施工控制土舱压力时选择刀盘转动方向具有指导作用。

土压平衡；矩形顶管机；多刀盘；转动方向；土舱压力

随着城市地下空间开发的快速发展，矩形顶管法以其能充分利用结构断面，提高断面利用率，减少地下掘进面积，降低工程总体造价等优势已广泛应用于城市地下人行通道工程中。土压平衡式矩形顶管法是以土压平衡为工作原理，通过顶管机刀盘对正面土体的全断面切削，改变螺旋机的旋转速度及顶进速度来控制排土量，使土压仓内的土压力值稳定并控制在所设定的压力值范围内，从而达到切削面的土体稳定。土舱压力的控制是顶管施工的重点。

目前顶管施工时，土舱压力控制主要是顶进前设定及顶进过程中根据地表变形规律调整。方臻等［1］通过对顶管掘进机施工时土压平衡的原理分析，提出顶管掘进平衡土压的自动化控制设想和路径。魏建华等［2］结合现场观测数据阐述了土压平衡盾构开挖面稳定机制，提出土舱压力的设定与控制方法。王洪新等［3-4］建立土压平衡盾构掘进的数学物理模型，得出土压平衡盾构掘进平衡控制理论。武力等［5］利用离散元对土舱内土体压力分布模式进行研究，得出土舱内压力分布模式及开挖面压力与土舱压力的关系。侯永茂等［6］结合现场监测结果分析了土压平衡盾构掘进过程中土舱压力和开挖面土压力的发展特性。付龙龙等［7］通过分析施工因素对土舱压力设定的影响，建立既能体现土层性质又能反映隧道线形的土舱压力设定方法。目前虽然对顶管施工过程中土舱压力的控制研究较多，但是对多刀盘矩形顶管刀盘转动方向不同时土舱压力变化研究仍较少。本文结合南宁一大断面矩形顶管工程对多刀盘土压平衡式矩形顶管施工过程中刀盘转动方向不同时土舱压力控制进行了分析研究。

1　工程背景

1.1工程概况

南湖站Ⅰ号地下过街通道，为南宁市轨道交通1号线南湖站出入口工程，位于南宁市民族大道和双拥路、金浦路附近。为减少对民族大道交通的影响，南湖站Ⅰ号地下过街通道采用顶管法施工，下穿民族大道。该顶管通道长67.98 m，尺寸为6.9 m×4.9 m（外径），埋深5.31～5.44 m。顶管从出入口始发，车站端接收，沿顶进方向为0.24%下坡。顶管管节为钢筋混凝土管节，断面尺寸与通道尺寸一致，壁厚 500 mm，1.5 m一环，通道共需43环管节。

场地处于邕江Ⅱ级阶地，上覆第四系土层自上而下分别为杂填土层、素填土层、硬塑状黏土、硬塑状粉质黏土、可塑状粉质黏土、软塑状粉质黏土、粉土层、粉砂、中砂及圆砾。地下水位埋藏相对较浅，稳定水位位于通道底下50 cm处。顶管通道穿越地层上部为黏土，中部为粉细砂，下部为粉土。地质情况如图1所示。

为实现全断面土体切削，该工程采用土压平衡矩形顶管机，顶管机长 5.8 m，断面尺寸为 6.92 m× 4.92 m。配置8个辐条式刀盘，分为大中小3种刀盘：φ 2 450大刀盘4只、φ 2 000中刀盘2只、φ 1 300小刀盘2只。顶管机刀盘切削率为 82.2%，开口率为60%。刀盘轴对称布置，4个大刀盘分别布置于顶管机的4个角，2个中刀盘布置于顶管机竖向中线的上下，小刀盘布置于竖向中线的两侧。

图1　　顶管隧道所处的地层情况

顶管机土舱板上布置5个土舱压力测点，各测点分布于土舱的上部、中部及下部的不同位置（图2）。其中测点1与测点4距顶管机顶1 m，测点2与测点3距顶管机顶2.8 m，测点5距顶管机顶2.26 m，距出土口1.07 m。各测点测得的压力值可以代表各自区域的土舱压力情况，根据各区域土舱压力情况可以分析顶管机正面土压力分布状态。

1.2顶管机刀盘转动方向统计

矩形顶管顶进过程中，为控制机头的姿态，特别是在工作面与土舱中渣土的改良效果不理想，渣土的流塑性不够的情况下，防止机头发生滚转或土舱中持续出现左、右侧土舱压力不平衡，往往对矩形顶管机各刀盘采用有规律的转动方向操作［8］，使土舱中渣土移动具有方向性，这种操作一般称为“赶土”。其机理是通过操作各刀盘正转或反转，利用刀盘背后的搅拌棒及刀盘的幅臂转动带动渣土的移动，以使土舱中渣土分布更合理。

本工程顶管机顶进过程中，“赶土”操作共对刀盘转动方向采用了3种旋转方向组合，每种旋转方向组合中除两个小刀盘外其余各刀盘旋转方向都不一致，对大刀盘及中刀盘旋转方向进行统计，得3种旋转组合方式见表1。各刀盘旋转方向示意如图3。

图2　顶管机正面土舱压力测点布置（单位：mm）

表1　　各刀盘旋转方向组合种类

图3　3种刀盘旋转方向组合（刀盘正面）

2　刀盘旋转方向对土舱压力的影响

本工程顶进过程中发现，不同刀盘旋转方向组合情况下土舱压力的分布不同。选取相同地质条件顶进时（顶进距离为45～50 m），3种刀盘旋转方向组合情况的多次顶进数据，并根据顶进作业的同时螺旋排土机是否排土，把顶进过程分为顶进排土状态与顶进不排土状态。对顶进排土状态与顶进不排土状态下，3种刀盘旋转方向组合的土舱压力分布情况进行分析。

2.1顶进排土状态下土舱压力

顶进排土状态下，3种刀盘旋转方式对应的各测点土舱压力见图4。

图4　顶进排土状态下各点土舱压力

1）第1种刀盘旋转方式时，土舱压力1（测点1处的土舱压力，以此类推）比土舱压力4小0.01 MPa，土舱压力2比土舱压力3小0.02 MPa，这是由测点附近的刀盘旋转方向引起的。土舱压力1比土舱压力4小，是由于测点4两侧的刀盘3与刀盘5转动都带动周围渣土向上运动，不利于周围渣土的向下运动，造成渣土相对堆积。而测点1两侧的刀盘1与刀盘5转动分别带动周围渣土向上运动或向下运动，造成渣土堆积较少，因而测点1处土舱压力小于测点4处土舱压力。

分析测点2与测点3处土舱压力，这两处测点分别受到刀盘1与刀盘2、刀盘3与刀盘4的影响。不考虑刀盘6影响时，刀盘1转动带动渣土向测点2运动，刀盘2转动带动渣土远离测点2，而刀盘3转动带动渣土向测点3移动，刀盘4转动带动渣土远离测点3，两处测点土舱压力应该大致相等。实际上由于刀盘6转动的影响造成了测点2与测点3处土舱压力相差较大。这是由于测点3处渣土受刀盘4转动向下带动，刀盘6转动向上带动的影响造成部分渣土不能及时向下运动。而测点2处渣土受刀盘2转动向下带动，刀盘6转动向下带动，从而测点2处土舱压力小于测点3处土舱压力。

土舱压力1所代表的土舱右上角区域土舱压力与土舱压力2所代表的土舱右下角的土舱压力，分别小于土舱压力4所代表的土舱左上角土舱压力与代表土舱压力3所代表的土舱左下角土舱压力。此时，土舱中右侧土舱压力小于左侧土舱压力。

2）第2种刀盘旋转方式时，土舱压力分布与第1种刀盘旋转方式时的土舱压力分布恰好相反。此时，土舱压力4比土舱压力1小0.01 MPa，土舱压力3比土舱压力2小0.02 MPa，这是由于此时刀盘5与刀盘6的转动方向与第1种相反引起的。与第1种刀盘旋转方式引起土舱压力不同的机理一样，刀盘1与刀盘5转动都向上带动测点1周围渣土，刀盘3与刀盘5分别向上或向下带动测点4周围渣土，因此测点4处渣土更容易向下运动，造成土舱压力4小于土舱压力1。刀盘4与刀盘6转动都向下带动测点3周围土体，刀盘2与刀盘6分别向上或向下带动测点2周围土体，造成土舱压力3小于土舱压力2。此时，土舱中右侧土舱压力大于左侧土舱压力。

3）第3种刀盘旋转方式时，土舱压力1比土舱压力4小0.04 MPa，土舱压力2比土舱压力3小0.02 MPa。土舱压力1比土舱压力4小，是由于测点4两侧的刀盘3与刀盘5转动带动渣土向测点4运动，而测点1两侧的刀盘1与刀盘5转动分别带动土体朝向测点1或远离测点1，因而测点1处土舱压力小于测点4处土舱压力。由于下部刀盘2、刀盘4的转动方向与第1种刀盘旋转方式不同，造成此时的土舱压力1与土舱压力4差值较第1种刀盘旋转方式时的差值更大（0.04 MPa＞0.01 MPa）。土舱压力2比土舱压力3要小，与前2种情况类似，是由于刀盘2与刀盘6都带动测点2周围渣土远离，而刀盘4与刀盘6分别带动渣土朝向或远离测点3造成的。此时，土舱中左侧土舱压力大于右侧土舱压力。

第3种刀盘旋转方式时，土舱压力1，4与土舱压力2，3的差值与第1种和第2种刀盘旋转方式时对应的差值相比并不明显，此时各点的土舱压力更为接近，表明此时土舱内各处压力都较大。

2.2顶进不排土状态下土舱压力

顶进不排土状态，是在顶进过程中螺旋出土机不持续排土，以保证土舱压力不低于设定值，顶力仍提供、刀盘仍切削时的状态。分析顶进不排土与顶进排土两种状态时土舱压力的分布情况，以消除排土对土舱压力分布的影响。此时3种刀盘旋转方式对应的土舱压力见图5。

图5　顶进不排土状态下各点土舱压力

如图5所示，顶进不排土状态3种刀盘旋转方式时土舱压力的分布规律与顶进排土状态的3种刀盘旋转方式对应的土舱压力分布规律一致。

1）第1种刀盘旋转方式时，与顶进排土状态的第1种刀盘旋转方式比较，仍是土舱压力1比土舱压力4 小0.01 MPa，土舱压力2比土舱压力3小0.02 MPa，土舱压力5比土舱压力1，4大，比土舱压力2，3小。此时，土舱中右侧土舱压力小于左侧土舱压力。

2）第2种刀盘旋转方式时，与顶进排土状态的第2种刀盘旋转方式比较，仍是土舱压力4比土舱压力1 小0.01 MPa，土舱压力3比土舱压力2小0.02 MPa，土舱压力5比土舱压力1，4大，比土舱压力2，3小。此时，土舱中右侧土舱压力大于左侧土舱压力。

3）第3种刀盘旋转方式时，与顶进排土状态的第3种刀盘旋转方式比较，仍是土舱压力1比土舱压力4 小0.04 MPa，土舱压力2比土舱压力3小0.02 MPa，土舱压力5与其他各土舱压力较为接近。此时，土舱中左侧土舱压力大于右侧土舱压力，并且土舱内各处压力都较大。

同时，从图5中还可以看出，与顶进排土状态相比，顶进不排土状态时3种刀盘旋转方式的土舱压力1与土舱压力4增大明显。这是由于顶进不排土状态主要提高土舱上方渣土的含量，土舱中部渣土量与顶进出土状态时基本一致，从而造成土舱中上方土舱压力增加。而土舱压力5只在第3种刀盘旋转方式时明显增大，这是由于第3种刀盘旋转方式在土舱下方堆积更多的渣土引起的。

通过顶进排土状态与顶进不排土状态时的各种刀盘旋转方式下的土舱压力分布对比可知，2种状态时的各刀盘旋转方向引起的土舱压力分布规律是一致的。

3　土舱压力理论值与实测值对比

对于开口率较大的大断面辐条式刀盘顶管机，其顶进时土舱压力与工作面土压力相差较小［9］，工作面理论土压力值可以代表理论土舱压力值。由于土压平衡式顶管机顶进施工时，是边挤压边切削土体，对工作面前方土体往往产生挤压效应［10］，工作面土压力为被动土压力。因此，土舱压力理论值与实测值的对比，可以采用工作面被动土压力值与土舱压力实测值来对比分析。被动土压力根据朗肯土压力理论［11］计算。

式中：ph为水平土压力；γ为土的重度；h为土的厚度；i为土层编号；c为土的黏聚力；Kp为朗肯被动土压力系数，且Kp=tan2（45°+φ/2）；φ为土的内摩擦角。

刀盘旋转方向对土舱压力分布影响地段的地层物理性质见表2。

表2　地层物理性质参数

根据公式（1），（2）及地层物理性质参数，分别计算土舱压力测点1至测点5对应高度的切削面前方土体被动土压力，见图6。

通过工作面理论土压力与顶进排土状态时土舱压力的比较（见图7）可以看出，工作面理论土压力的分布形式与刀盘第1种和第2种旋转方式时的土舱压力分布形式接近，测点2与测点3处的压力值要大于测点1与测点4的压力值。由于是顶进排土状态时的土舱压力，故各点土舱压力都比理论土压力低，测点5的土舱压力比理论土压力低得多是由于排土影响更迅速引起的。而第3种刀盘旋转方式引起的土舱压力分布与工作面理论土压力分布完全不符。由于顶进不排土状态时土舱压力分布与顶进排土状态时的土舱压力分布规律相同，因此比较顶进不排土时土舱压力与工作面理论土压力可以得出相同的结论。

图6　工作面理论土压力

图7　顶进排土状态时土舱压力与理论土压力对比

第1种和第2种刀盘旋转方式时的土舱压力接近理论土舱压力，刀盘旋转方向引起的土舱压力改变较小，采用第1种和第2种刀盘旋转方式对平衡工作面的土压力更为合适。而第3种刀盘旋转方式会引起土舱上部产生过大的压力，可能破坏土压平衡。

4　结论

通过对多刀盘矩形顶管施工过程中，各刀盘转动方向引起土舱压力分布变化的实测分析及土舱压力分布与工作面土压力的对比分析，可以得出以下结论：

1）多刀盘土压平衡矩形顶管机顶进时，各刀盘转动方向不同会显著引起土舱压力分布的不同，刀盘旋转方向对土舱压力分布影响明显，因此选择合适的刀盘旋转方向对顶管施工非常重要。

2）对同种地质情况下，多刀盘土压平衡矩形顶管施工，无论是顶进排土状态还是顶进不排土状态，相同刀盘旋转方式时的土舱压力分布规律基本一致。

3）顶进不排土状态会提高土舱上方渣土的含量，中下部渣土含量与顶进排土状态时相当，从而增大了土舱上方的土舱压力。

4）“赶土”操作对土舱压力分布影响明显。采用第1种与第2种刀盘旋转方式对顶管施工更为合适，并且为避免持续出现左、右侧土舱压力不平衡，这2种刀盘旋转方式应交替使用。

［1］方臻，陈根林，赵治军.顶管掘进机土压平衡的自动化控制［J］.煤炭科技技术，2001，29（9）：40-41，45.

［2］魏建华，丁书福.土压平衡式盾构开挖面稳定机制与压力舱土压的控制［J］.工程机械，2005（1）：18-19，59.

［3］王洪新，傅德明.土压平衡盾构掘进的数学物理模型及各参数间关系研究［J］.土木工程学报，2006，39（9）：86-90.

［4］王洪新，傅德明.土压平衡盾构平衡控制理论及试验研究［J］.土木工程学报，2007，40（5）：61-68.

［5］武力，屈福政，李守巨.土压平衡盾构改性砂土离散元模型参数反演方法研究［J］.大连理工大学学报，2010，50（6）：860-866.

［6］侯永茂，杨国祥，葛修润，等.超大直径土压平衡盾构土舱压力和开挖面土水压力分布特性研究［J］.岩土力学，2012，33（9）：2713-2718.

［7］付龙龙，李晓龙，周顺华，等.土压平衡盾构机土舱压力的设定方法及原位实测反分析［J］.中国铁道科学，2015，36 （5）：68-74.

［8］荣亮，杨红军.郑州市下穿中州大道超大断面矩形隧道顶管姿态控制技术［J］.隧道建设，2015，35（10）：1097-1102.

［9］王洪新.土压平衡盾构刀盘开口率对土舱压力的影响［J］.地下空间与工程学报，2012，8（1）：89-93，104.

［10］魏纲，魏新江，徐日庆.顶管施工引起的挤土效应研究［J］.岩土力学，2006，27（5）：717-722.

［11］赵成刚，白冰.土力学原理：修订本［M］.北京：清华大学出版社，北京交通大学出版社，2012.

（责任审编赵其文）

Analysis of Measured Earth Pressure Varying Law Induced by Cutter-head Rotation Direction of Rectangular Pipe Jacking Machine

XU Youjun1，FENG Chao1，WANG Yajian1，BAI Xueguang2，ZHANG Dong1，JI Chenglei1
（1.The College of Architecture and Civil Engineering，Inner Mongolia University of Science and Technology，Baotou Inner Mongolia 014010，China；2.Baotou Urban Construction Group Co.，Ltd.，Baotou Inner Mongolia 014030，China）

During earth pressure balance rectangular pipe jacking construction，effectively controlling the distribution and change of earth pressure is very important.Combining with the rectangular pipe jacking engineering with a large section of multi-cutter-head，the earth pressure distribution with different cutter-head rotation direction was analyzed and front face theoretical earth pressure of pipe jacking machine was calculated.T he results show that the cutter-head rotation direction has a obvious effect on earth pressure distribution，the same cutter-head rotation direction has the same effect on earth pressure distribution law under both the jacking dumping condition and jacking non-dumping condition，and the appropriate cutter-head rotation direction was determined by comparison，which could have a guiding role for cutter-head rotation direction selection during earth pressure control of rectangular pipe jacking construction.

Earth pressure balance；Rectangular pipe jacking machine；M ulti-cutter-head；Rotation direction；Earth pressure

许有俊（1979— ），男，副教授，博士。

U455.43

A

10.3969/j.issn.1003-1995.2016.07.14

1003-1995（2016）07-0055-05

2016-02-16；

2016-04-08

内蒙古自治区高等学校科学技术研究项目（NJZY14167）