土壓平衡盾構楔犁刀松動砂卵石地層力學行為研究

張晉勛， 殷明倫， *， 江玉生， 江 華， 周劉剛， 孫正陽,

(1. 北京城建集團有限責任公司， 北京 100088； 2. 中國礦業大學(北京)力學與建筑工程學院， 北京 100083)

0 引言

在城市地鐵建設過程中，盾構因具有開挖速度快、安全性高、對地面交通影響小等優勢被普遍應用。砂卵石地層在北京、沈陽、蘭州、成都等地區分布較廣，盾構在砂卵石地層中掘進，刀具磨損十分嚴重，而刀具的壽命直接決定著施工工期和工程造價。因此，研究盾構刀具與砂卵石地層的相互作用尤為重要。

對于刀具與土體相互作用的研究最早集中在農業中耕具與土體相互作用的受力計算方面，國外學者通過理論分析建立了較多刀具受力計算的理論模型[1-6]。Rowe等[7]針對斜刃耕具切削土壤時刀具的受力進行了分析，建立了二維刀具受力模型，并分析了不同切削速度、不同土體性質對刀具受力的影響。Mckyes等[8]、Godwin等[9]分別建立了刀具切削土體三維受力模型及土體破壞模型。由于盾構刀具切削土體與耕具的作用模式有一定的相似性，國內外學者在對盾構切刀進行受力分析時借鑒了耕具的相關描述，建立了切刀切削地層力學模型，并進行了試驗、仿真驗證[10-17]。也有部分學者在盾構總扭矩計算過程中，分析了每把刀具在切削過程中的受力狀態，但計算過程較為簡單，未考慮刀具類型、配置等因素的影響[18]。

地層條件不同時，刀土相互作用機制存在較大差異，例如： 盾構在軟土地層或砂層中掘進時，刮刀作為主切削刀切削地層，先行刀起保護、導流等作用，輔助刮刀切削地層； 而盾構在砂卵石地層中掘進時，在刀盤轉動力矩的作用下，刀具刃部楔入砂卵石地層并沿環向運動軌跡對開挖面進行楔犁作用，在環向與軸向壓應力作用下，原狀砂卵石顆粒咬合結構被破壞，卵石本身不破碎，但顆粒骨架作用消失、內摩擦力減小，密實顆粒體被松動成為散體顆粒，并在自身重力和刮刀輔助作用下從開挖面剝落，經刀盤開口進入土艙，完成楔犁松動的過程。由于砂卵石地層與軟土地層刀土相互作用機制截然不同，因此，將松動砂卵石地層的刀具命名為“楔犁刀”，與應用于軟土地層起切削作用的刀具相比，此類型刀具刀體超高(可達220 mm)，合金塊高強耐磨耐沖擊。

現有針對刀具與砂卵石地層相互作用的研究較少，例如： 張晉勛等[19]研究了富含大粒徑漂石的砂卵石地層重型刀具破巖問題，研究對象是大粒徑漂石，刀石相互作用機制與中小粒徑砂卵石地層不同； 黃清飛[20]以多個砂卵石地層盾構工程為例，提出了砂卵石地層中先行刀切削地層與刮刀剝落渣土的刀具切削機制； 彭均等[21-22]針對先行刀切削地層進行了離散元數值計算分析，但未給出計算模型，且未對刀具梯次布置等進行深入研究。

為了解砂卵石地層中土壓平衡盾構楔犁刀與刮刀組合作用于巖土體的力學行為，本文分析了楔犁刀楔犁松動砂卵石地層時刀具的受力狀態、楔犁刀楔犁松動及刮刀剝落組合受力狀態，揭示楔犁刀與砂卵石地層的相互作用，以期為砂卵石地層盾構設計提供理論基礎。

1 楔犁刀楔犁松動砂卵石地層單刀受力分析

1.1 楔犁刀運動分析及坐標系建立

楔犁刀是土壓平衡盾構在砂卵石地層中掘進的專用刀具，具有高耐磨、耐沖擊的特征，刀具初裝圖如圖1所示。

圖1 楔犁刀初裝圖

刀盤前方原狀砂卵石及渣土均受土壓作用，力可以連續傳遞，地層可以等效為連續體進行計算分析。為研究楔犁刀的受力狀態，首先對其運動軌跡進行分析。在盾構掘進過程中，楔犁刀的運動由沿著盾構掘進方向的直線運動、垂直于隧道軸線方向的轉動2部分組成。為方便分析，將楔犁刀簡化為一個點，并建立圓柱坐標系。其三維螺線形運動軌跡如圖2所示，運動方程如式(1)所示。坐標系中，Z方向為盾構掘進方向，W方向為刀盤半徑方向，Θ方向為轉動方向。

圖2 楔犁刀螺線形運動軌跡

(1)

式中：v為盾構掘進速度；t為時間；Ri為楔犁刀軌跡半徑；ω為刀盤轉速。

為了便于進行受力分析，以單把楔犁刀為對象，建立局部直角坐標系，如圖3所示。圖中，x方向為刀具轉動方向，即刀盤的環向方向；y方向為刀具的頂進方向，即盾構掘進方向。下文楔犁刀的受力分析均采用該局部直角坐標系。

圖3 楔犁刀局部直角坐標系

1.2 楔犁松動作用下砂卵石土破壞強度計算

楔犁刀在楔犁松動地層時受刀刃楔犁原狀地層反力F1、刀身楔犁原狀地層反力F2、刀身楔犁松動土反力F3、刀側側向土壓力F4共同作用。其中，F1可分解為作用在刀刃的法向力F11及切向摩阻力F12； 楔犁刀正反兩側均受F4作用，故僅需考慮抵抗F4產生的側摩阻力F41。楔犁刀楔犁松動地層時的受力示意如圖4所示。

H為楔犁刀楔犁地層深度； Δh1為原狀地層切深； h1為刀刃貫入原狀地層深度； h2為刀身貫入原狀地層深度； h3為松散渣土切深； b1為楔犁刀有效厚度； L為楔犁刀寬度； R為楔犁刀弧形刀刃半徑； θ為楔犁刀迎土面一點與y方向的夾角。

在研究楔犁刀對地層的楔犁松動作用時，應分別研究楔犁刀刀刃與楔犁刀刀身的楔犁作用。

1.2.1 楔犁刀刀刃楔犁作用下原狀地層破壞強度計算

楔犁刀刀刃劃過區域砂卵石土的破壞機制與地基土整體剪切破壞相近，其力學行為表現為： 楔犁刀在荷載作用下沿規定方向楔犁砂卵石地層時，刀刃迎土面形成一個剛性核，剛性核擠壓兩側土體，使得被開挖土體的應力超過土體強度，密實原狀地層中砂卵石顆粒間的咬合作用被破壞，成為松散結構，沿滑移面向刀身兩側運動，示意如圖5所示。由于掌子面與重力方向平行，計算地層破壞強度時不考慮土體自重，計算時可采用Terzaghi地基承載力計算公式進行計算。

p為土壓力。

根據Terzaghi解，楔犁作用下砂卵石土破壞強度

pu1=pN1+cN2。

(2)

式中：c為原狀地層黏聚力；N1與N2可依據prandtl解取值，2參數取值僅取決于砂卵石土的內摩擦角φ，計算公式為

(3)

N2=cotφ·(N1-1)。

(4)

土壓力p由盾構中心深度H0、刀具在刀盤上的位置所決定。設λ為側壓力系數，γ為地層重度，盾構中心處靜止土壓力p0=λγH0，故土壓力p可按式(5)計算。

p=p0+λγRi(α+π)=λγ[H0+Ricos(α+π)]。

(5)

式中α為刀具旋轉角度。

楔犁刀所處位置土壓力計算模型如圖6所示。

R0為盾構開挖半徑。

1.2.2 楔犁刀刀身楔犁作用下原狀地層破壞強度計算

眾多學者研究了刀具及土體的相互作用機制，基于楔犁刀的作用機制，刀身楔犁作用下地層破壞強度可采用Mckyes-Ali模型[8]進行計算，楔犁刀作用時地層的失效區分為中心失效區與側面2個半月形失效區，其潛在破壞面如圖7所示。

圖7 楔犁刀刀身楔犁砂卵石地層潛在破壞面示意圖

刀身在楔犁地層過程中的受力狀態分析，以楔犁刀刀身楔犁密實原狀地層部分為例，計算模型如圖8所示。刀身楔犁原狀地層部分所受合力F2計算公式見式(6)。

p為刀具所在位置的土壓力； δ1為刀具楔犁角度，楔犁刀刀身楔犁角度δ1=90°； β1為失效面破壞角，依據朗肯被動土壓理論，為半月形失效區角度，根據幾何關系，ρ1=90°； r1為半月形失效區半徑，r1=h2cot β1。

(6)

式中：F21為刀身對中心失效區土體的作用力；F22為刀身對兩側半月形失效區土體的作用力；Nγ1，Nc1，Np1計算公式分別為

式中ψ為刀具與地層間的摩擦角。

為了便于分析，假設松動原狀地層(或松散渣土)刀身不同位置的力均勻分布。

因此，刀身楔犁作用下地層破壞強度可由式(7)計算。

(7)

1.2.3 楔犁指數及松散渣土破壞強度計算

楔犁刀松動土層并不是一次楔犁完成，而是反復作用，隨著楔犁刀劃過土層次數的增加，原狀地層中砂卵石間的咬合作用逐漸被破壞，最終結構被徹底松動而成為一種強度不變的摩擦流體，其強度為砂卵石土的殘余強度。通過直剪試驗獲取殘余強度破壞包線，得到其殘余黏聚力cr，殘余內摩擦角φr，進而求得松散地層的殘余強度pr。

(8)

楔犁刀松動土層的效果取決于土層的力學特性、渣土改良效果及土壓力，與楔犁次數正相關。因此，定義楔犁指數

(9)

式中η為楔犁常數，當地層中黏土礦物含量高、渣土改良效果差、土壓力大時，松動效果差，楔犁常數小。

n次楔犁后刀刃楔犁作用下松散渣土的破壞強度

(10)

n次楔犁后刀身楔犁作用下松散渣土的破壞強度

(11)

式(10)—(11)中pr1、pr2分別為刀刃、刀身楔犁作用下地層的殘余強度。

依據式(10)及式(11)可在已知原狀地層破壞強度、殘余強度、楔犁指數的情況下計算松散渣土的破壞強度。

1.3 楔犁刀楔犁砂卵石地層刀具受力分析

將楔犁刀楔犁砂卵石地層時所受的各部分力沿x(環向)、y(軸向)方向分解，可得： 1)楔犁刀刀刃擠壓原狀地層荷載p11、p12產生的土抗力在x方向上的分量Fx1； 2)楔犁刀刀刃擠壓原狀地層荷載p11、p12產生的土抗力在y方向上的分量Fy1； 3)楔犁刀刀身楔犁原狀地層荷載p2產生的土抗力Fx2； 4)楔犁刀刀身楔犁松散渣土荷載p3產生的土抗力Fx3； 5)楔犁刀的側面摩擦阻力Fx4。

以單層楔犁刀楔犁松動原狀地層為例計算刀具受力，計算模型及受力分解分別如圖9和圖10所示。

圖9 楔犁刀楔犁松動砂卵石地層受力計算模型

(a) 楔犁刀楔犁地層整體受力分解

單層楔犁刀楔犁松動原狀地層的環向阻力Fx由4部分組成： 楔犁刀刀刃擠壓原狀地層荷載p11、p12產生的土抗力在x方向上的分量Fx1，楔犁刀刀身楔犁原狀地層荷載p2產生的土抗力Fx2，楔犁刀刀身楔犁松散渣土荷載p3產生的土抗力Fx3以及楔犁刀的側面摩擦阻力Fx4。楔犁刀松動原狀地層軸向阻力Fy主要為刀刃擠壓原狀地層荷載p11、p12產生的土抗力在y方向上的分量Fy1。

(12)

各部分力計算方法如式(13)—(19)所示。式中：μ為刀土摩擦因數，μ=tanψ；p11=pu1cosψ。

1)刀刃擠壓原狀地層環向阻力

(13)

2)刀刃擠壓原狀地層軸向阻力

(14)

3)刀身楔犁原狀地層環向阻力

Fx2=p2h2b1=pu2h2b1。

(15)

4)刀身楔犁松散渣土環向阻力

(16)

5)刀側環向摩擦阻力

Fx4=μp4LH=λpL(h1+h2+h3)tanψ。

(17)

6)刀刃擠壓松散渣土環向阻力

(18)

7)刀刃擠壓松散渣土軸向阻力

(19)

基于式(13)—(19)計算得到楔犁地層時楔犁刀不同部位所受的阻力，可根據刀具的不同工作狀態計算得到單刀楔犁地層所需的環向松動力Fx和軸向頂進力Fy，進而可計算盾構掘進時整盤刀具楔犁松動地層所需的貫入推力F及扭矩T。

1.4 楔犁刀楔犁砂卵石地層受力計算實例

采用該計算方法對北京新機場線磁各莊—1#風井區間工程楔犁刀楔犁松動砂卵石地層進行計算分析。砂卵石地層物理力學參數如表1所示。

表1 砂卵石地層物理力學參數

楔犁刀設計圖如圖11所示，刀具結構尺寸及掘進參數如表2所示。

圖11 楔犁刀設計圖(單位： mm)

表2 楔犁刀尺寸及掘進參數

采用本文所述計算方法，可將表1和表2的數據代入式(13)—(19)中，計算得到當該把楔犁刀與盾構中心高度一致時，刀刃擠壓原狀地層環向阻力Fx1=6.16 kN，刀身楔犁原狀地層環向阻力Fx2=1.19 kN，刀身楔犁松散渣土環向阻力Fx3=0.06 kN，刀側環向摩擦阻力Fx4=0.26 kN，則環向阻力Fx=7.67 kN； 刀刃擠壓原狀地層軸向阻力Fy1=18.14 kN。

依據式(5)可求出盾構刀盤上任意一點的土壓力，進而求得刀盤任意位置處楔犁刀楔犁地層所需的軸向頂進力及環向松動力。計算得刀具所處位置土壓力為60～180 kPa，刀具環向松動力為4.11～11.24 kN，軸向頂進力為9.76～26.51 kN。

2 楔犁刀楔犁松動地層與刮刀剝落渣土的刀具組合受力分析

砂卵石地層盾構刀盤正面通常配備楔犁刀及刮刀2種刀具，其中，楔犁刀起主要的楔犁松動作用，刮刀剝落松動的渣土。本節主要研究楔犁刀楔犁松動地層與刮刀剝落渣土時刀具組合的整體受力情況。

2.1 刮刀剝落松散渣土受力分析

部分學者已對刮刀切削軟土受力計算模型進行了較為深入的研究，并得到了系統性成果。本文采用暨智勇[13]研究得到的模型(見圖12)及公式，計算刮刀剝落松散渣土時前刃面的受力P。

(a) 地層失效示意圖

(20)

式中：P1為刮刀對兩側半月形楔塊的作用力；P2為刮刀對中心楔塊的作用力；Nγ2,Nc2,Np2計算公式分別為

由于掌子面與重力方向平行，計算刮刀剝落渣土刀具受力時不考慮土體自重，故γ=0； 砂卵石土為無黏性土，與刮刀之間無黏結力，故ca=0； 當砂卵石土被完全松動后，土的抗剪強度為其殘余強度，黏聚力為0，故cr=0。因此，刮刀剝落松散渣土時前刃面的力

P=P1+2P2=pΔh3Np2b2。

(21)

(22)

2.2 單梯次楔犁刀楔犁松動地層及刮刀剝落渣土刀具受力分析

根據楔犁刀楔犁松動原狀地層、刮刀剝落松散渣土的工作原理，可建立如圖13所示的單梯次楔犁刀楔犁松動地層與刮刀剝落渣土組合受力計算模型。

圖13 單梯次楔犁刀楔犁松動地層與刮刀剝落渣土組合受力計算模型

單梯次楔犁刀楔犁松動地層與刮刀剝落渣土組合的環向松動力Fx與軸向頂進力Fy計算公式為

(23)

2.3 兩梯次楔犁刀楔犁松動地層及刮刀剝落渣土刀具受力分析

根據楔犁刀楔犁松動原狀地層、刮刀剝落松散渣土的工作原理可以看出，盾構在砂卵石地層中掘進，楔犁刀承擔主要作用，單次不換刀掘進距離主要取決于楔犁刀刀具壽命，而楔犁刀的刀具壽命就是合金塊的工作壽命。在選取最適合砂卵石地層掘進的合金材料的前提下，合金塊長度成為刀具壽命的決定性因素。為了延長盾構單次不換刀掘進距離，克服合金塊焊接長度受限的難題，可采用楔犁刀兩梯次布置的方法，實現第1梯次楔犁刀先磨損、第2梯次楔犁刀后磨損的“接力”磨損方式，延長單次掘進距離。

兩梯次楔犁刀與刮刀組合的環向松動力Fx與軸向頂進力Fy可由式(24)計算。

(24)

隨著盾構連續掘進，起主要楔犁作用的第1層楔犁刀磨損逐漸累積，為了更準確地計算整盤刀具與地層作用所需的扭矩及推力，可根據第1層楔犁刀磨損情況的不同，將刀具受力劃分為2個階段。

1)階段1為掘進初始階段。此階段第1層楔犁刀A尚未發生嚴重磨損，其切深Δh1小于2層楔犁刀的高差H1，此時第1層楔犁刀A楔犁原狀地層，而第2層楔犁刀B楔犁松散渣土，計算模型如圖14所示。

圖14 兩梯次楔犁刀楔犁松動地層第1階段受力模型

(25)

(26)

式(25)—(26)中n為楔犁次數，由于該階段僅有楔犁刀A楔犁原狀地層，因此

(27)

根據該階段楔犁刀A與楔犁刀B的相對位置H1>Δh1，可知該階段n>1。

2)階段2為長距離掘進階段。此階段第1層楔犁刀A已發生嚴重磨損，第1層楔犁刀切深Δh1大于2層楔犁刀的高差H′1，此時第1層楔犁刀A與第2層楔犁刀B均楔犁松動原狀地層，計算模型如圖15所示。

圖15 兩梯次楔犁刀楔犁松動地層第2階段受力模型

在階段2時，兩梯次楔犁刀和刮刀組合模型的環向松動力Fx計算公式中，楔犁刀A與楔犁刀B的環向松動力計算公式為

(28)

軸向頂進力Fy計算公式中的分量計算方法為

(29)

2.4 整盤刀具楔犁地層所需扭矩與貫入推力實例計算

盾構刀具與巖土體相互作用的受力分析是盾構設備選型及掘進參數設計的關鍵依據之一。本節根據實際工程地質概況及常規施工參數，基于2.3節所述計算方法對扭矩和貫入推力進行計算，計算參數如表3所示。

表3 計算參數

將表3中的計算參數代入計算模型中，可以計算得到： 當刀具所處位置土壓力與盾構中心處土壓力相同時，單把楔犁刀A楔犁砂卵石地層所需環向松動力為5.69 kN，所需軸向頂進力為18.44 kN； 單把楔犁刀B松動砂卵石地層所需環向松動力為3.68 kN，所需軸向頂進力為11.69 kN； 單把刮刀所需環向松動力為1.57 kN，所需軸向頂進力為1.03 kN。

根據單把刀具所需環向松動力及軸向頂進力，可推算得到整盤刀具松動砂卵石地層時所需的扭矩及貫入推力。以雙層楔犁刀、單層刮刀布置的直徑9.04 m刀盤為例，全刀盤共布置楔犁刀132把，其中，第1層楔犁刀(圖14中楔犁刀A)79把，第2層楔犁刀(圖14中楔犁刀B)53把，刀具布置方式如表4所示。刀盤共布置刮刀78對，刀具布置方式如表5所示。刀具梯次布置示意圖如圖16所示，整個刀盤刀具布置如圖17所示。

表4 楔犁刀布置方式

圖16 刀具梯次布置示意圖(單位： mm)

圖17 刀盤刀具布置圖

根據刀具布置方式可以看出，刀具基本呈對稱布置，在計算刀具受力時，對稱的刀具所處位置的土壓力的平均值即為盾構中心處的土壓力p0。故可簡化計算，認為每把刀具所處位置的土壓力均為p0，簡化后計算結果與簡化前計算結果相同。則可根據式(30)和式(31)計算得到整盤刀具楔犁地層所需的扭矩T及貫入推力F。

(30)

(31)

式(30)—(31)中：i為刀具軌跡編號；Ai、Bi分別為軌跡半徑為Ri的第1層、第2層楔犁刀數量；Ci為軌跡半徑為ri的刮刀數量。

經計算，本工程在所述計算工況下整盤刀具楔犁地層所需扭矩及貫入推力分別為2 526.52 kN·m、2 156.18 kN。

將本文提出的刀具梯次布置松動剝落地層所需的貫入推力和扭矩計算模型代入徐前衛[23]提出的推力和扭矩計算模型中進行計算，并與實際工程中的扭矩和推力進行對比驗證。推力和扭矩計算相關參數見表1、表3與表6。

表6 盾構掘進總推力及總扭矩計算參數表

盾構總推力F總主要包括盾殼與地層間的摩阻力、盾構輻條土艙隔板和面板輻條抵抗土壓力而產生的正面阻力。根據表6中的參數，依據文獻[23]中式(5.86)計算得到盾構總推力為42 568 kN，與實際掘進推力基本吻合。其中，盾構外殼與地層之間的摩阻力為29 786 kN，盾構推進的正面阻力為12 782 kN。由本文提出的方法計算得到刀具松動地層所需的貫入推力為2 156 kN，是盾構推進正面阻力的一部分，僅占總推力的4.8%。

盾構總扭矩T總主要包括4部分： 刀具松動土體所需的力矩T(由于中心刀半徑很小，對扭矩影響不大[24]，故僅考慮楔犁刀、刮刀的扭矩)、刀盤正面的摩擦力矩T2、刀盤周邊的摩擦力矩T3和刀盤開口處切削渣土所需的力矩T4。將文獻[23]中刀具松動土體所需力矩T1的計算方法修正為本文提出的計算方法(式(30))后，依據文獻[23]中式(5.91)—(5.95)計算得到總扭矩T總為6 934 kN·m，其中，刀具松動土體所需的力矩T為2 527 kN·m(依據本文提出的方法計算得到)，占總扭矩的36.4%，其余部分扭矩依據表6中參數計算得T2為1 109 kN·m，T3為2 579 kN·m，T4為719 kN·m，總扭矩約為6 934 kN·m。

選取北京新機場線磁各莊—1#風井區間工程左右雙線400～1 000環實際掘進扭矩，與本文計算結果、文獻[23]計算結果進行對比，如圖18所示。

圖18 實際掘進扭矩與計算結果對比

分析結果顯示，與文獻[23]提出的計算方法相比，采用本文提出的計算方法計算得到的總扭矩與實際掘進扭矩更為吻合，證明了模型的準確性。因此，可以采用本文提出的刀具梯次布置受力計算方法估算楔犁刀松動地層時所受的阻力。

2.5 整盤刀具楔犁地層所需扭矩及貫入推力影響因素分析

為研究參數變化對貫入推力和扭矩的影響，以表3中的計算參數作為基本工況，將不同梯次楔犁刀的高差、刮刀與楔犁刀的高差和貫入度3個參數作為變量，研究不同刀具布置方式對推力和扭矩的影響。

2.5.1 楔犁刀高差

在表3計算參數的基礎上，設置0、10、20、30、35、40、50、60、70 mm共9種楔犁刀高差，研究不同梯次楔犁刀高差對刀盤松動地層所需扭矩及貫入推力的影響，計算結果如圖19所示。

圖19 不同楔犁刀高差下刀具楔犁地層所需的扭矩及貫入推力的變化曲線

隨著楔犁刀高差的逐漸增大，整盤刀具楔犁地層所需的扭矩及貫入推力均呈現出減小的趨勢，貫入推力顯著減小，扭矩減小趨勢較為緩慢，說明楔犁刀的分層布置可以有效減小扭矩及貫入推力。

2.5.2 楔犁刀與刮刀高差

在表3計算參數的基礎上，設置30、40、50、60、70、80、90、100、110 mm共9種楔犁刀與刮刀的高差，研究楔犁刀與刮刀的高差對刀盤楔犁地層所需扭矩及貫入推力的影響，計算結果如圖20所示。

圖20 不同楔犁刀與刮刀高差下刀具楔犁地層所需的扭矩及貫入推力的變化曲線

隨著楔犁刀與刮刀高差的逐漸增大，刀盤扭矩先減小后略微增大，當楔犁刀與刮刀高差為0.09 m時扭矩最小； 貫入推力緩慢減小。計算結果表明： 楔犁刀與刮刀高差變化對扭矩及貫入推力總體影響較小； 楔犁刀超前刮刀布置可以減小刀具的扭矩和貫入推力，此種刀具布置方式對刀具起到一定的保護作用，當高差大于0.07 m后，增加高差對貫入推力和扭矩無明顯影響。

2.5.3 貫入度

切深為貫入度除以同一軌跡上的刀具數量，由于盾構刀盤靠近中心部分刀具數量較少，而外周刀具數量較多，因此在相同貫入度條件下，不同位置刀具的切深不同。

在表3計算參數的基礎上，設置30、36、42、48、54、60、66、72、78、84、90 mm共11種貫入度，研究貫入度對刀盤松動地層所需扭矩及貫入推力的影響，計算結果如圖21所示。

圖21 不同貫入度下刀具楔犁地層所需的扭矩及貫入推力的變化曲線

隨著刀具貫入度的逐漸增大，刀盤扭矩顯著增大，所需貫入推力也明顯增大，但增加趨勢有所減緩。

推進速度為貫入度與刀盤轉速的乘積，工程中要保證較高的掘進速度，需綜合考慮這2個因素。由于砂卵石地層中刀盤轉速過大會導致刀具斷齒等沖擊破壞現象發生，因此，應采用高的貫入度實現快速高效掘進。應在設備選型時增加貫入推力及扭矩儲備，避免出現盾構卡死等情況。

3 結論與討論

為了分析砂卵石地層土壓平衡盾構楔犁刀與刮刀組合松動剝落巖土體時刀具的受力情況，求解了楔犁刀楔犁作用下砂卵石土的破壞強度，闡明了楔犁刀楔犁松動的開挖機制，提出了楔犁指數的概念及其計算公式，分析了楔犁刀楔犁松動砂卵石地層時刀具的受力，進而提出了砂卵石地層盾構楔犁刀梯次楔犁松動地層與刮刀剝落渣土的受力計算方法，得到整盤刀具松動地層所需的扭矩及貫入推力。研究結果表明：

1)刀盤前方原狀砂卵石及渣土均受土壓作用，土壓力可以連續傳遞，地層可以等效為連續體進行計算分析，采用Terzaghi地基承載力模型與Mckyes-Ali模型可以計算刀具楔犁作用下砂卵石地層的破壞強度。

2)區別于以往刀具切削地層的受力分析，本文引入楔犁指數k表征了楔犁刀反復松動地層、地層顆粒間咬合作用被逐漸破壞、地層強度逐漸降低的楔犁松動機制，可計算復雜刀具配置條件下整盤刀具楔犁地層時的受力情況。

3)依據楔犁刀楔犁松動砂卵石地層的刀具受力分析結果，可計算單把楔犁刀楔犁地層所需的環向松動力及軸向頂進力，進而依據楔犁刀梯次楔犁松動地層與刮刀剝落渣土的受力計算方法，計算得到整盤刀具楔犁地層所需的扭矩及貫入推力，計算結果與實際工程中盾構掘進參數相近，驗證了計算模型的準確性。

4)本文提出的刀具梯次楔犁松動剝落地層受力分析方法可為刀具布置設計提供理論依據。由不同刀具布置方式下整盤刀具楔犁地層所需貫入推力和扭矩的計算分析可知，楔犁刀分層、超前于刮刀布置可以有效降低刀具松動地層所需的貫入推力和扭矩，進而達到降低盾構掘進所需的總推力及總扭矩。

楔犁刀與貝殼刀和先行刀在作用機制、尺寸、適用性等方面明顯不同。楔犁刀楔犁松動原狀砂卵石地層，破壞顆粒咬合結構，而不破碎卵石顆粒本身，這種對砂卵石地層的松動作用與傳統的貝殼刀或先行刀切削細顆粒土層是不同的，“楔犁”一詞可以更準確地反映整個作用過程，因此將這種刀具定義為楔犁刀。楔犁刀具設計也應按楔犁刀松動地層的作用機制進行，與常規貝殼刀或先行刀不同。另外，將砂卵石地層等效為連續介質，提出了復雜刀具配置條件下刀具楔犁松動開挖地層所需貫入推力和扭矩的計算方法，解決了盾構總推力和總扭矩計算模型在復雜刀具配置條件下的適用性問題。