多刀盤矩形頂管土倉渣土流動數值模擬分析*

劉常利，王發(fā)民，張 浩，張占勝，楊振興

(1.中鐵隧道集團一處有限公司，重慶 401123； 2.中鐵隧道局集團有限公司，廣東 廣州 511458； 3.盾構及掘進技術國家重點實驗室，河南 鄭州 450001)

0 引言

隨著城市地下空間開發(fā)需求的加大，土壓平衡矩形頂管被廣泛應用于地下人行通道、地鐵車站出入口通道、下穿城市道路的城市主干道隧道、地下管廊、城市地下商業(yè)空間開發(fā)等工程中，矩形頂管隧道具有斷面利用率高、埋深淺、不中斷地面道路交通、避免各類地下管線拆遷等優(yōu)點，是城市基礎建設中短距離隧道施工技術的發(fā)展方向[1-2]。近年來，矩形頂管隧道斷面越來越大，國內典型的超大斷面矩形頂管工程有鄭州市紅專路下穿中州大道隧道(10.12m×7.27m)，鄭州緯四路、商鼎路下穿中州大道隧道(10.45m×7.55m)，天津新八大里黑牛城地下通道(10.4m×7.5m)[3-5]。本文依托工程嘉興市市區(qū)快速路環(huán)線工程下穿南湖大道頂管隧道開挖斷面達14.82m×9.446m，為世界上最大的三車道矩形頂管隧道。

隨著隧道斷面的增大，單個刀盤已無法滿足頂管開挖需求，10m級以上的矩形頂管普遍采用多個刀盤組合的設計方案。任亞軍[6]設計了10.8m×6.2m土壓平衡矩形頂管的5刀盤開挖系統，并研究刀盤在一定荷載下的應力、應變特點。賈連輝[7]提出超大斷面矩形頂管的6刀盤設計方案，并采用Fluent軟件模擬多刀盤轉動時對周圍土體的擾動和土倉內渣土的攪拌效果。儲健等[8]設計一種矩形頂管異形多刀盤結構，并研究其性能。趙衛(wèi)星等[9]采用離散元軟件EDEM模擬砂卵石地層盾構掘進過程，研究盾構掘進過程中土體運動規(guī)律和受力特征。馬騰[10-11]通過數值模擬研究了砂卵石地層不同工況下的盾構機刀具磨損特性；采用離散單元法研究不同推進工況下刀盤切削過程中土體的流動特性及異形盾構刀盤切削速度和推進速度對土體流動特性的影響。Faramarzi等[12]與Lee等[13]采用離散單元法研究了土壓盾構刀盤扭矩變化規(guī)律。

綜上所述，目前對多刀盤作用下土倉內渣土流動特性研究欠缺，研究多刀盤作用下的渣土攪拌效果和排渣效率十分必要。本文采用離散元軟件EDEM建立多刀盤開挖模型，研究多刀盤組合下刀盤扭矩參數規(guī)律及倉內渣土的流動特性，并驗證14刀盤布置方案的合理性，可為今后超大斷面矩形頂管開挖系統設計及隧道施工提供一定依據。

1 工程概況

嘉興市市區(qū)快速路環(huán)線工程下穿南湖大道區(qū)段采用類矩形頂管法施工，隧道左、右線平行布置，凈距僅1.2m，單洞長100.5m。頂管先從南湖大道西側始發(fā)井始發(fā)掘進左線，下穿南湖大道后拆運至始發(fā)井再掘進右線。頂管隧道埋深5.68～6.54m，隧道上覆土主要為雜填土和淤泥質粉質黏土，開挖范圍內主要為粉質黏土和砂質粉土。隧道所處場地穩(wěn)定水位埋深為0.50～2.90m。

2 頂管多刀盤及出渣系統設計

2.1 多刀盤系統

本工程頂管機主機尺寸14 820mm×9 446mm，最大推力142 890kN，最大掘進速度40mm/min。參考類似工程頂管多刀盤設計方案及應用效果，選擇了組合旋轉刀盤設計方案。頂管多刀盤布置如圖1a所示，其中前部設置6個大刀盤(1～4，11，12號)，起高效出渣和支承穩(wěn)定掌子面作用；后部設置8個小刀盤(5～10，13，14號)，在切削土體的同時具備較好的渣土導流功能。各刀盤均設置3～5個攪拌棒(見圖1b)，掘進時可對倉內渣土起到較好的攪拌作用。刀盤具體參數如表1所示。通過對14個刀盤的合理布置，本機開挖面刀盤切削率達90%，土倉渣土攪拌率≥70%。

圖1 多刀盤開挖系統

表1 多刀盤開挖系統參數

2.2 三螺旋輸送機出渣系統

為實現超大斷面矩形頂管掘進過程中高效、均勻出渣，結合開挖系統多刀盤布置形式，設計三螺機出渣系統(見圖2)。在土倉底部布置3個進渣口，掘進過程中通過協調控制三螺旋輸送機出土量，確保土倉各區(qū)域高效、均勻出渣，并能有效控制倉內土壓力，減小壓力波動以穩(wěn)定支承開挖面土體。

圖2 三螺旋輸送機出渣系統

3 模型建立及參數選取

3.1 參數標定方法

采用離散元軟件EDEM進行頂管土倉渣土流動性模擬，需對顆粒材料參數進行標定，主要是靜摩擦因數、滾動摩擦系數和恢復系數。常用的接觸參數標定試驗有滑板試驗、坍塌試驗、三軸壓縮試驗及堆積角試驗。本文主要模擬頂管土倉內改良渣土的流動情況，施工現場常采用坍落度試驗對改良渣土性能進行評價，為盡可能與現場保持一致，采用坍落度模擬試驗進行土體接觸參數的標定。

3.2 參數標定模擬試驗

已有工程實踐表明，改良渣土坍落度為10～20cm，且坍落后土體形狀規(guī)則，無明顯傾斜，則視為改良效果較好。結合本工程地質和頂管裝備情況，改良渣土坍落度為14～20cm。本文主要對顆粒表面能進行標定。坍落度模擬試驗共選取5，10，15，20J 4個值進行模擬，模型如圖3所示。靜摩擦系數和滾動摩擦系數參考文獻[14]研究結果選取(見表2)，顆粒直徑為10mm，堆積密度為1 526kg/m3(土體開挖后考慮一定松散系數下的密度范圍內)。

圖3 坍落度試驗模型

表2 坍落度模擬模型參數

不同顆粒表面能參數下坍落度模擬試驗結果如圖4所示。A，B，C，D 4組模型對應表面能依次為5，10，15，20J。由圖4可知，表面能為5J時，顆粒間黏結力較小，渣土坍落度為21.1cm，隨著表面能的增加，B，C，D 3組的坍落度越來越小，均在施工現場采用的坍落度范圍內。當表面能取15，20J時，C，D 2組模型由于顆粒間黏結力較大，試驗過程中渣土出現傾倒現象，顆粒并非均勻向下塌落，與施工現場坍落度測試要求無明顯傾斜不符。綜上所述，表面能為10J時模擬結果更符合實際情況，選取該值進行頂管倉內渣土流動模擬。

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圖4 不同顆粒表面能參數下坍落度模擬試驗結果

3.3 多刀盤模型建立

根據表1中各刀盤參數及相關設計圖建立1～14號刀盤及頂管土倉模型，如圖5所示。本文主要研究倉內渣土流動性，前部6個刀盤魚尾刀超出頂管土倉范圍，掘進過程中深入開挖面土體中，對倉內渣土流動影響較小，因此模型中未考慮。根據螺旋輸送機實際布置情況，在模型中土倉壁下方對應位置按排渣口實際尺寸設置3個出口進行出渣。按上覆土6，2m水位計算開挖面中心點處水土側壓力為137.92kPa(含地表車輛荷載20kPa)，在模型中設置與開挖面尺寸相同的壓力面板，模擬過程中該面板以16 964kN的恒定推力向土倉方向移動，代替開挖面土體的側壓力。

刀盤轉動方向為1，2，5，6，9，11，12，13號順時針，3，4，7，8，10，14號逆時針(見圖5)，掘進過程中刀盤將土倉兩側渣土向土倉中部輸送。設置1～4號刀盤轉速1r/min，按表1中刀盤直徑大小比例，以直徑越小轉速越大為原則確定其他刀盤轉速：5～8號轉速為1.33r/min，9，10號轉速為1.12r/min，11，12號轉速為0.77r/min，13，14號轉速為2.67r/min，各刀盤最外側線速度相等，均為0.188m/s。

圖5 刀盤及土倉三維模型

4 模擬結果分析

4.1 渣土流動狀態(tài)模擬結果

以前部6個刀盤切削面為基準面(x=0m，向土倉內部方向為正)，分析不同土倉內不同剖面處渣土流動情況，如圖6所示。

圖6 土倉不同剖面處渣土流動趨勢

由圖6a可知，在開挖面附近，前部6個刀盤攪拌范圍內渣土流動較快，刀盤最外側區(qū)域流速最大，越靠近刀盤中心流速越小。刀盤中線兩側區(qū)域渣土流動存在一定差別，11，12號刀盤右側部分渣土流速明顯大于左側，原因是11，12號刀盤順時針旋轉，其左側渣土流動方向與重力方向相反，渣土流速有所減小，同理1～4號刀盤兩側渣土流速分布規(guī)律相同。

由圖6b可知，在x=0.3m處，后部8個刀盤的攪拌作用有所體現，土倉內絕大部分渣土處于流動狀態(tài)，總體流動規(guī)律與x=0m處一致。在距開挖面0.6m處(見圖6c)，前部6個刀盤的攪拌作用有所減弱，主要由刀盤背部的攪拌棒起攪拌作用，1～4號刀盤外側與盾殼間區(qū)域內的渣土流速顯著降低，而在中部刀盤重疊區(qū)域內的渣土流速仍然較大。

由圖6d可知，在x=0.9m處，即土倉后部，土倉左、右兩側1.5m范圍內的渣土流速較低，11，12號刀盤左側部分區(qū)域也是如此，原因有2方面：①距前部6個刀盤較遠，攪拌棒攪拌作用有限；②刀盤攪動方向與渣土重力方向相反，攪拌效果被抵消。該剖面處后部8個刀盤的攪拌效果較好，刀盤覆蓋范圍內的渣土流速較大。在土倉下部3個出渣口區(qū)域，渣土流速較大。綜合4個剖面處的渣土流動趨勢可知，土倉中部區(qū)域渣土流動性好于土倉兩側區(qū)域，2號與6號刀盤、12號與7號刀盤、3號與7號刀盤間均形成了一定寬度并連通出渣口的高速排渣通道，前、后2排刀盤的設計方案較合理。

4.2 刀盤扭矩模擬結果

圖7 刀盤扭矩變化曲線

各刀盤在5～30s扭矩穩(wěn)定階段平均值如表3所示。由圖7和表3可知，土倉左側13，9號刀盤安裝高度相同，9號刀盤直徑是13號的2.4倍，而9，13號刀盤扭矩均值分別為293.15，41.77kN·m，前者約為后者的6.7倍；安裝高度相近的11，1號刀盤，前者直徑是后者的1.3倍，扭矩是后者的1.6倍。由此可見，刀盤直徑對扭矩影響較大，且直徑增加倍數越大，扭矩增大倍數也越大。

表3 在5～30s 1～14號刀盤扭矩平均值

對于相同直徑的刀盤，安裝在土倉下部的12號刀盤扭矩均值為719.62kN·m，上部的11號刀盤扭矩均值則為358.26kN·m，前者約是后者的2倍。同樣，1～4號刀盤安裝在土倉下部的扭矩是土倉上部的1.6倍左右，5～8號刀盤安裝在土倉下部的扭矩是土倉上部的2倍左右。因此，安裝位置對刀盤扭矩的影響也較大，原因是土倉下部渣土壓力較大，對刀盤旋轉產生了更大阻力。

4.3 排渣速率模擬結果

本文未建立螺旋輸送機模型，因此在模擬過程中各出渣口排渣處于無限制狀態(tài)，排渣速率大小反映該出渣口所在區(qū)域刀盤對渣土的攪拌和輸送效果。30s內各出渣口排渣速率變化曲線如圖8所示。

圖8 各出渣口排渣速率變化曲線

由圖8可知，各出渣口排渣速率在0～4s逐漸增加，之后隨著刀盤的攪拌在一定范圍內波動。1～3 號出渣口在4～30s的平均排渣速率依次為269.65，169.71，274.94kg/s，3個出渣口的總排渣速率為42.86t/min。土倉兩側的1，3號排渣速率約為中部2號出渣口的1.6倍，即土倉兩側區(qū)域渣土排渣效率高于土倉中部。

根據出渣口及刀盤布置形式，判斷影響排渣速率的因素為出渣口周邊刀盤布置形式。由圖5和圖6d可知，1號出渣口兩側布置的2，6號刀盤輻條均對2個出渣口有一定覆蓋，且6號刀盤所在平面距出渣口較近，2個刀盤均可將渣土直接輸送至出渣口，土倉右側的3號出渣口同樣如此。由圖6d可知，僅有12號刀盤可直接將渣土輸送至2號出渣口，因此排渣速率相對較低。

5 現場施工參數分析

5.1 土倉內渣土黏結情況

頂管土倉內渣土黏附情況如圖9所示。由圖9可知，土倉左、右兩側黏附較多渣土，黏附位置與模擬結果一致，說明頂管實際掘進過程中土倉兩側區(qū)域渣土流動性較差，上述區(qū)域渣土改良效果也會受到一定影響。在土倉底部6號與12號刀盤間、7號與12號刀盤間的2處區(qū)域也黏附有少量渣土，也與模擬結果一致。這2處區(qū)域為刀盤開挖盲區(qū)，且又在土倉底部，因此掘進過程中渣土難以有效與泡沫改良劑混合，渣土受到擠壓并黏結在土倉壁上。土倉上部的開挖盲區(qū)未出現渣土黏結現象，主要是渣土黏附力小于自重，掘進過程中渣土在自重作用下具有一定流動性。

圖9 頂管土倉內渣土黏附情況

5.2 刀盤扭矩

選取頂管在北線18環(huán)掘進時的刀盤扭矩監(jiān)測結果與模擬結果進行對比分析(見圖10)，刀盤實際轉動方向與本文模擬工況相同。由圖10可知，在頂管掘進前各刀盤均已開始轉動，該階段刀盤未切削開挖面且土倉內均為改良后的渣土，因此扭矩相對較??；頂管掘進恢復后，刀盤開始切削開挖面土體，土倉中持續(xù)混入未改良的渣土，所以各刀盤扭矩均有所增大。在掘進恢復3～4min后刀盤扭矩緩慢減小，原因是在刀盤攪拌一定時間后倉內渣土整體處于流動狀態(tài)，渣土改良效果達到最佳，降低了對刀盤轉動的阻力。

圖10 刀盤實際扭矩變化情況

頂管掘進階段刀盤轉速和扭矩平均值統計結果如表4所示，刀盤扭矩模擬值與實際值對比如圖11所示。由表4可知，本段掘進過程中刀盤轉速小于模擬值，除9，10號刀盤轉速偏小外，其他刀盤轉速大小分布基本與模擬工況一致，即直徑越大轉速越小。由圖11可知，部分刀盤扭矩實際值與模擬值基本相同，由于刀盤實際轉速小于模擬值，且轉速越大扭矩越大，因此扭矩模擬值偏大。但從1～14號刀盤扭矩分布規(guī)律來看，2，3號刀盤扭矩約為1，4號的2倍，12號為11號的1.5倍，9號為13號的4.1倍，與模擬結果得到的不同刀盤扭矩比例相吻合，說明本文模擬結果可較好地反映實際施工規(guī)律。

表4 實際掘進階段刀盤扭矩平均值

圖11 刀盤扭矩模擬值與實際值對比

5.3 排渣速率

根據該環(huán)實際掘進過程中的頂推油缸行程計算得到頂管掘進21.25min內前進了397mm，頂管開挖面積為123m2，計算隧道范圍內2種土層的平均重度為19.11kN/m3，該段掘進共產生渣土93.32t，排渣速率4.39t/min(忽略泡沫改良劑質量)。本文模擬工況3個出渣口在無約束狀態(tài)下排渣速率為42.86t/min，約為實際值的10倍，是頂管最大設計掘進速率(40mm/min)下排渣需求9.43t/min的4.5倍。因此，在頂管14個刀盤的組合攪拌下，土倉內渣土將被高效輸送至出渣口排出，完全滿足掘進過程中的排渣需求，確保頂管高效掘進。

6 結語

1)本工程頂管刀盤采用前6后8的布置形式，掘進過程中，相鄰前、后排刀盤對渣土的攪拌作用起到疊加效果，在土倉內形成多個高速排渣通道，可有效提高渣土輸送效率。土倉后部存在多處渣土流速較慢部位，主要集中在土倉兩側和中部靠左區(qū)域內，上述部位渣土改良效果將難以保障，且易出現渣土擠壓成塊、黏附土倉壁問題，這一點從頂管接收后土倉內渣土實際黏附情況得到證實。

2)刀盤直徑和安裝位置對刀盤扭矩影響較大，安裝高度相同時，刀盤扭矩隨刀盤直徑的增大而增大，而相同直徑的刀盤，安裝在土倉下部的刀盤扭矩是土倉上部的1.5倍以上。通過統計對比實際掘進過程中的刀盤扭矩發(fā)現，模擬結果與實際刀盤扭矩分布規(guī)律基本一致。

3)在本文模擬中，土倉下部3個出渣口無約束狀態(tài)下，頂管兩側出渣口得益于周邊2個刀盤的覆蓋，排渣速率較大，約為中部排渣口的1.6倍。在14個刀盤組合攪拌下，3個出渣口在無約束條件下的總排速率達42.86t/min，本工程頂管的14刀盤開挖系統和3出渣口設計完全滿足頂管最大設計掘進速率下的排渣需求。