基于楔形體理論的市政管網(wǎng)超大直徑鋼頂管施工開挖面極限支護(hù)壓力研究

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 471023;2.中交二公局第四工程有限公司,河南 洛陽 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)用于工程實踐。近年來,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)力作用下會加深土體擾動程度,引起開挖面土體異常移動,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)分析方法研究其開挖面穩(wěn)定性,結(jié)果的準(zhǔn)確性難以保證,這無疑為超大直徑鋼頂管的安全施工帶來了極大挑戰(zhàn)。

近年來,關(guān)于隧道開挖面穩(wěn)定性問題,諸多學(xué)者通過數(shù)值模擬、模型試驗和理論解等方法對其進(jìn)行研究。數(shù)值模擬的優(yōu)勢在于可以通過改變影響參數(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)雜的工程問題[6-11]。在模型試驗方面,文獻(xiàn)[12]通過模型試驗研究了不同控制參數(shù)對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,探討了大直徑頂管穿越沙漠深部漿液流變性、失水造壁性、潤滑性的變化規(guī)律,但由于其受試驗時間、費(fèi)用等因素限制,難以應(yīng)用于工程實踐。文獻(xiàn)[14]通過離心機(jī)試驗?zāi)Ｐ蛯λ淼篱_挖面支護(hù)壓力進(jìn)行研究,但沒有對其失穩(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)破壞理論計算模型主要有：三維楔形體模型、對數(shù)螺旋模型和倉筒模型[15-20]。這些理論模型由于沒有考慮土拱效應(yīng)對開挖面穩(wěn)定性的影響,計算出的理論解往往比實際工程偏大,部分學(xué)者通過改進(jìn)計算模型,對考慮土拱效應(yīng)展開了研究。文獻(xiàn)[19]通過修正楔形體計算模型,推導(dǎo)出矩形頂管施工的主動極限支護(hù)壓力的計算方法。文獻(xiàn)[20]基于Terzaghi松動土壓力理論,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挖面極限支護(hù)壓力,但是求解過程繁瑣復(fù)雜,不便于實際工程應(yīng)用。因此,面對日益復(fù)雜的鋼頂管施工,有必要提出一種簡單可行的開挖面極限支護(hù)壓力計算方法,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)對管網(wǎng)施工開挖面穩(wěn)定性研究主要集中在開挖面的破壞模式和對極限支護(hù)壓力值的確定,但對極限破裂角和最大梯形底角的研究卻鮮有報道,且缺乏合理的理論計算模型。本文采用有限元軟件研究超大直徑鋼頂管施工開挖面破壞模式和機(jī)理,將傳統(tǒng)的楔形體-棱柱體計算模型修正為楔形體-梯形體計算模型,推導(dǎo)出極限支護(hù)壓力的計算公式。結(jié)合工程實例進(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)壓力計算方法,可為超大直徑鋼頂管的設(shè)計與施工提供一定的理論基礎(chǔ)。

1 泥水平衡鋼頂管施工開挖面穩(wěn)定性分析

1.1 工程概況

本項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,容易導(dǎo)致開挖面失穩(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 開挖面穩(wěn)定性數(shù)值模型的建立

由于本文主要研究內(nèi)容為頂管施工開挖面穩(wěn)定性及極限支護(hù)壓力的計算,故采取一次性開挖15 m模擬頂管施工過程。對于泥水平衡鋼頂管,由良好“泥膜”形成的支護(hù)壓力可以平衡開挖面水土壓力,因此開挖完成后,在開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]。由于漿液的潤滑作用,忽略摩擦力對土體的影響,同時采用等代層法[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、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。在計算過程中土體材料的破壞屈服采用莫爾-庫侖剪切破壞準(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,實現(xiàn)兩者之間的相對位移。除管土設(shè)置界面之外,其余接觸均為節(jié)點耦合,保證各節(jié)點變形一致。

1.3 鋼頂管施工開挖面有限元模型驗證

為驗證泥水平衡超大直徑鋼頂管施工計算模型的準(zhǔn)確性,頂管頂進(jìn)15 m時,在開挖面前后選取2個監(jiān)測斷面,每個監(jiān)測斷面沿橫向均勻布置11個監(jiān)測點。對現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行處理分析,數(shù)值模擬計算結(jié)果與地表沉降監(jiān)測結(jié)果的對比如圖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程中擾動土體,在施工應(yīng)力作用下位移場發(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：開挖面前方監(jiān)測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。而對于同一監(jiān)測斷面沉降槽寬度基本接近,同時地表沉降特性基本符合Peck沉降槽曲線(見圖3),均呈現(xiàn)出以頂管軸線為中心的正態(tài)分布,從而驗證了數(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挖面穩(wěn)定性和破壞形態(tài)計算提供計算模型。

1.4 頂管施工開挖面穩(wěn)定性分析

1.4.1 破壞模式界定

超大直徑鋼頂管施工,其開挖面力學(xué)特性非常復(fù)雜,為對開挖面破壞模式進(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為主動極限支護(hù)壓力;σp為被動極限支護(hù)壓力。

圖4 開挖面破壞模式界定

由圖4可知：當(dāng)支護(hù)壓力等于開挖面初始靜止土壓力(σ=σ0)時,開挖面周圍土體受力平衡,處于相對穩(wěn)定狀態(tài)。隨著超大直徑鋼頂管施工開挖面支護(hù)壓力的減小,在開挖面前方,土體顆粒逐漸向左移動,上方土體發(fā)生朝向開挖面的位移,形成地層空洞。當(dāng)支護(hù)壓力等于主動極限支護(hù)壓力(σ=σa)時,開挖面發(fā)生主動失穩(wěn)破壞,地表產(chǎn)生沉降。當(dāng)支護(hù)壓力等于被動極限支護(hù)壓力(σ=σp)時,支護(hù)壓力向右擠壓土體,發(fā)生相對錯動,土體發(fā)生屈服變形,導(dǎo)致地表隆起。因此,可以采用開挖面支護(hù)壓力是否大于地層靜止土壓力的方法來判定開挖面的破壞模式,并將其分為主動和被動兩個破壞區(qū)。為了方便研究開挖面破壞模式,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 頂管施工開挖面失穩(wěn)破壞動態(tài)分析

超大直徑鋼頂管在施工過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,開挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞。本文通過逐漸減小支護(hù)壓力比,分析超大直徑鋼頂管施工開挖面不同監(jiān)測點水平位移,得出開挖面破壞模式。支護(hù)壓力比與超大直徑鋼頂管施工開挖面水平位移關(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挖面失穩(wěn)發(fā)展過程分為土體穩(wěn)定、局部失穩(wěn)和整體失穩(wěn)3個階段。當(dāng)開挖面支護(hù)壓力等于初始靜止土壓力時,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,開挖面處于失穩(wěn)臨界狀態(tài),此時開挖面前方區(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,開挖面測點水平位移逐漸增加,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,開挖面處于失穩(wěn)極限狀態(tài)。若支護(hù)應(yīng)力比進(jìn)一步減小,則開挖面測點水平位移急速增加,發(fā)生整體失穩(wěn)破壞。

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

由開挖面破壞模式(見圖6)可知：超大直徑鋼頂管施工,開挖面前方土體受到擾動,初始地層應(yīng)力狀態(tài)被打破,在其前方出現(xiàn)滑動破壞區(qū)。隨著該區(qū)域不斷向上發(fā)展,開挖面頂部土顆粒產(chǎn)生松動,出現(xiàn)松動破壞區(qū),此時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)移動至地表時,土拱區(qū)發(fā)生破壞,地表出現(xiàn)整體失穩(wěn)塌陷面,此時開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 楔形體計算模型的修正

對于開挖面穩(wěn)定性分析,目前多采用三維楔形體計算模型進(jìn)行極限支護(hù)壓力的計算,開挖面破壞機(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：開挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞時,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)面摩擦力對開挖面極限支護(hù)壓力的影響,修正前后計算模型分別如圖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為楔形體滑動面;AKI和BJH均為楔形體側(cè)面。

圖7 楔形體計算模型(修正前) 圖8 梯形楔形體計算模型(修正后)

2.2 開挖面極限支護(hù)壓力計算方法

本文基于梯形楔形體模型,利用極限平衡理論對該計算模型進(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挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞時的極限支護(hù)壓力表達(dá)式,梯形楔形體滑動塊極限破壞計算模型[21]如圖9所示,其中,D′為梯形楔形體上底長度;L為梯形楔形體的高;L′為梯形楔形體的腰長;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為鋼頂管施工開挖面支護(hù)力,kPa;N為楔形體滑動面支護(hù)力,kPa;T為滑動面剪力,kN;Ts為楔形體側(cè)面剪力,kN;α為楔形體滑動面與豎直面的夾角,(°);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,σv=q,代入式(8)得：

(a) 3D開挖面土壓力計算模型 (b) 二維開挖面受力分析圖

楔形體滑動面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挖面支護(hù)力S,鋼頂管施工開挖面極限支護(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),從而簡化了繁瑣的計算過程。在此理論分析基礎(chǔ)上,本文結(jié)合上述深圳市鋼頂管項目工程,將施工參數(shù)代入極限破壞計算模型,從而得到泥水平衡超大直徑鋼頂管施工開挖面的極限支護(hù)壓力,此時對應(yīng)的滑動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 工程實例計算分析

3.1 開挖面滑動塊破裂角分析

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

圖12 滑動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,將開挖面發(fā)生整體失穩(wěn)破壞時極限支護(hù)壓力所對應(yīng)的滑動塊傾角代入式(16),得出梯形底角與開挖面支護(hù)壓力的擬合曲線,如圖13所示。計算結(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,開挖面極限支護(hù)壓力前期呈線性快速增長趨勢;當(dāng)梯形底角大于75.0°時,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)值解對比

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

表2 超大直徑鋼頂管隧道開挖面極限支護(hù)壓力對比分析

由表2可知：開挖面極限支護(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,原因在于該計算模型考慮了側(cè)摩阻力對開挖面穩(wěn)定性的影響,且傳統(tǒng)計算結(jié)果偏于保守。同時,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)值模擬計算結(jié)果基本吻合,兩者理論偏差均在可接受范圍內(nèi),說明超大直徑鋼頂管施工開挖面的失穩(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,開挖面周圍土體因應(yīng)力松弛造成地層損失,出現(xiàn)由開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,需對內(nèi)摩擦角與開挖面極限支護(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

由計算結(jié)果可知：頂管施工開挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞時,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,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,土體顆粒與顆粒之間發(fā)生相對位移需要克服的滑動摩擦力較大,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)摩擦角無限增大時,開挖面可以在無支護(hù)壓力作用下保持穩(wěn)定,但是在實際工程中開挖面受力狀態(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,維持開挖面穩(wěn)定的支護(hù)壓力設(shè)計值應(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,開挖面土體與管周土體易發(fā)生相對錯動,出現(xiàn)剪切屈服帶,開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),探究不同黏聚力對開挖面極限支護(hù)壓力的影響,具有非常重要的實踐意義,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。對于黏聚力相同的土體,隨著埋深直徑比的減少,開挖面極限支護(hù)壓力不斷降低,且下降幅度呈增加趨勢,其原因在于淺埋頂管在開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,在實際工程中應(yīng)特別重視土體黏聚力對超大直徑鋼頂管施工開挖面極限支護(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程中,開挖面受到施工應(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)致開挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞。對于不同頂管埋深,由于受到土拱效應(yīng)的影響,開挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞時所對應(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挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞時,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,頂管在頂進(jìn)過程中,土體產(chǎn)生彈塑性變形,形成地層空洞,開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,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,埋深直徑比對超大直徑鋼頂管施工開挖面極限支護(hù)壓力的影響在工程中不能被忽略,尤其對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挖面失穩(wěn)發(fā)展過程分為土體穩(wěn)定、局部失穩(wěn)和整體失穩(wěn)3個階段,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,開挖面處于失穩(wěn)臨界狀態(tài);當(dāng)支護(hù)壓力比為0.15時,開挖面處于失穩(wěn)極限狀態(tài)。

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

(3)開挖面極限支護(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,土體趨于穩(wěn)定。隨著埋深直徑比的增加,開挖面支護(hù)壓力逐漸增加,當(dāng)埋深比大于2.2時,變化趨勢趨于平緩。