許有俊，馮　　超，王雅建，白雪光，張　　棟，冀承蕾（.內(nèi)蒙古科技大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院，內(nèi)蒙古 包頭　　0400；.包頭城建集團(tuán)股份有限公司，內(nèi)蒙古 包 頭　　04030）

矩形頂管機(jī)刀盤轉(zhuǎn)動方向引起土艙壓力變化規(guī)律的實(shí)測分析

許有俊1，馮超1，王雅建1，白雪光2，張棟1，冀承蕾1
（1.內(nèi)蒙古科技大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院，內(nèi)蒙古 包頭014010；2.包頭城建集團(tuán)股份有限公司，內(nèi)蒙古 包 頭014030）

土壓平衡矩形頂管施工時(shí)，有效控制土艙中土壓力的分布與變化十分重要。本文結(jié)合一大斷面多刀盤矩形頂管工程，對各刀盤轉(zhuǎn)動方向不同時(shí)的土艙壓力分布進(jìn)行分析，并對頂管機(jī)前方工作面理論土壓力進(jìn)行計(jì)算。發(fā)現(xiàn)刀盤旋轉(zhuǎn)方向?qū)ν僚搲毫Ψ植加绊懨黠@，頂進(jìn)排土狀態(tài)與頂進(jìn)不排土狀態(tài)時(shí)相同的刀盤轉(zhuǎn)向?qū)ν僚搲毫Ψ植加绊懸?guī)律基本一致，并通過比較得出合適的刀盤旋轉(zhuǎn)方向。研究成果對矩形頂管施工控制土艙壓力時(shí)選擇刀盤轉(zhuǎn)動方向具有指導(dǎo)作用。

土壓平衡；矩形頂管機(jī)；多刀盤；轉(zhuǎn)動方向；土艙壓力

隨著城市地下空間開發(fā)的快速發(fā)展，矩形頂管法以其能充分利用結(jié)構(gòu)斷面，提高斷面利用率，減少地下掘進(jìn)面積，降低工程總體造價(jià)等優(yōu)勢已廣泛應(yīng)用于城市地下人行通道工程中。土壓平衡式矩形頂管法是以土壓平衡為工作原理，通過頂管機(jī)刀盤對正面土體的全斷面切削，改變螺旋機(jī)的旋轉(zhuǎn)速度及頂進(jìn)速度來控制排土量，使土壓倉內(nèi)的土壓力值穩(wěn)定并控制在所設(shè)定的壓力值范圍內(nèi)，從而達(dá)到切削面的土體穩(wěn)定。土艙壓力的控制是頂管施工的重點(diǎn)。

目前頂管施工時(shí)，土艙壓力控制主要是頂進(jìn)前設(shè)定及頂進(jìn)過程中根據(jù)地表變形規(guī)律調(diào)整。方臻等［1］通過對頂管掘進(jìn)機(jī)施工時(shí)土壓平衡的原理分析，提出頂管掘進(jìn)平衡土壓的自動化控制設(shè)想和路徑。魏建華等［2］結(jié)合現(xiàn)場觀測數(shù)據(jù)闡述了土壓平衡盾構(gòu)開挖面穩(wěn)定機(jī)制，提出土艙壓力的設(shè)定與控制方法。王洪新等［3-4］建立土壓平衡盾構(gòu)掘進(jìn)的數(shù)學(xué)物理模型，得出土壓平衡盾構(gòu)掘進(jìn)平衡控制理論。武力等［5］利用離散元對土艙內(nèi)土體壓力分布模式進(jìn)行研究，得出土艙內(nèi)壓力分布模式及開挖面壓力與土艙壓力的關(guān)系。侯永茂等［6］結(jié)合現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果分析了土壓平衡盾構(gòu)掘進(jìn)過程中土艙壓力和開挖面土壓力的發(fā)展特性。付龍龍等［7］通過分析施工因素對土艙壓力設(shè)定的影響，建立既能體現(xiàn)土層性質(zhì)又能反映隧道線形的土艙壓力設(shè)定方法。目前雖然對頂管施工過程中土艙壓力的控制研究較多，但是對多刀盤矩形頂管刀盤轉(zhuǎn)動方向不同時(shí)土艙壓力變化研究仍較少。本文結(jié)合南寧一大斷面矩形頂管工程對多刀盤土壓平衡式矩形頂管施工過程中刀盤轉(zhuǎn)動方向不同時(shí)土艙壓力控制進(jìn)行了分析研究。

1　工程背景

1.1工程概況

南湖站Ⅰ號地下過街通道，為南寧市軌道交通1號線南湖站出入口工程，位于南寧市民族大道和雙擁路、金浦路附近。為減少對民族大道交通的影響，南湖站Ⅰ號地下過街通道采用頂管法施工，下穿民族大道。該頂管通道長67.98 m，尺寸為6.9 m×4.9 m（外徑），埋深5.31～5.44 m。頂管從出入口始發(fā)，車站端接收，沿頂進(jìn)方向?yàn)?.24%下坡。頂管管節(jié)為鋼筋混凝土管節(jié)，斷面尺寸與通道尺寸一致，壁厚 500 mm，1.5 m一環(huán)，通道共需43環(huán)管節(jié)。

場地處于邕江Ⅱ級階地，上覆第四系土層自上而下分別為雜填土層、素填土層、硬塑狀黏土、硬塑狀粉質(zhì)黏土、可塑狀粉質(zhì)黏土、軟塑狀粉質(zhì)黏土、粉土層、粉砂、中砂及圓礫。地下水位埋藏相對較淺，穩(wěn)定水位位于通道底下50 cm處。頂管通道穿越地層上部為黏土，中部為粉細(xì)砂，下部為粉土。地質(zhì)情況如圖1所示。

為實(shí)現(xiàn)全斷面土體切削，該工程采用土壓平衡矩形頂管機(jī)，頂管機(jī)長 5.8 m，斷面尺寸為 6.92 m× 4.92 m。配置8個(gè)輻條式刀盤，分為大中小3種刀盤：φ 2 450大刀盤4只、φ 2 000中刀盤2只、φ 1 300小刀盤2只。頂管機(jī)刀盤切削率為 82.2%，開口率為60%。刀盤軸對稱布置，4個(gè)大刀盤分別布置于頂管機(jī)的4個(gè)角，2個(gè)中刀盤布置于頂管機(jī)豎向中線的上下，小刀盤布置于豎向中線的兩側(cè)。

圖1　　頂管隧道所處的地層情況

頂管機(jī)土艙板上布置5個(gè)土艙壓力測點(diǎn)，各測點(diǎn)分布于土艙的上部、中部及下部的不同位置（圖2）。其中測點(diǎn)1與測點(diǎn)4距頂管機(jī)頂1 m，測點(diǎn)2與測點(diǎn)3距頂管機(jī)頂2.8 m，測點(diǎn)5距頂管機(jī)頂2.26 m，距出土口1.07 m。各測點(diǎn)測得的壓力值可以代表各自區(qū)域的土艙壓力情況，根據(jù)各區(qū)域土艙壓力情況可以分析頂管機(jī)正面土壓力分布狀態(tài)。

1.2頂管機(jī)刀盤轉(zhuǎn)動方向統(tǒng)計(jì)

矩形頂管頂進(jìn)過程中，為控制機(jī)頭的姿態(tài)，特別是在工作面與土艙中渣土的改良效果不理想，渣土的流塑性不夠的情況下，防止機(jī)頭發(fā)生滾轉(zhuǎn)或土艙中持續(xù)出現(xiàn)左、右側(cè)土艙壓力不平衡，往往對矩形頂管機(jī)各刀盤采用有規(guī)律的轉(zhuǎn)動方向操作［8］，使土艙中渣土移動具有方向性，這種操作一般稱為“趕土”。其機(jī)理是通過操作各刀盤正轉(zhuǎn)或反轉(zhuǎn)，利用刀盤背后的攪拌棒及刀盤的幅臂轉(zhuǎn)動帶動渣土的移動，以使土艙中渣土分布更合理。

本工程頂管機(jī)頂進(jìn)過程中，“趕土”操作共對刀盤轉(zhuǎn)動方向采用了3種旋轉(zhuǎn)方向組合，每種旋轉(zhuǎn)方向組合中除兩個(gè)小刀盤外其余各刀盤旋轉(zhuǎn)方向都不一致，對大刀盤及中刀盤旋轉(zhuǎn)方向進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，得3種旋轉(zhuǎn)組合方式見表1。各刀盤旋轉(zhuǎn)方向示意如圖3。

圖2　頂管機(jī)正面土艙壓力測點(diǎn)布置（單位：mm）

表1　　各刀盤旋轉(zhuǎn)方向組合種類

圖3　3種刀盤旋轉(zhuǎn)方向組合（刀盤正面）

2　刀盤旋轉(zhuǎn)方向?qū)ν僚搲毫Φ挠绊?/h2>

本工程頂進(jìn)過程中發(fā)現(xiàn)，不同刀盤旋轉(zhuǎn)方向組合情況下土艙壓力的分布不同。選取相同地質(zhì)條件頂進(jìn)時(shí)（頂進(jìn)距離為45～50 m），3種刀盤旋轉(zhuǎn)方向組合情況的多次頂進(jìn)數(shù)據(jù)，并根據(jù)頂進(jìn)作業(yè)的同時(shí)螺旋排土機(jī)是否排土，把頂進(jìn)過程分為頂進(jìn)排土狀態(tài)與頂進(jìn)不排土狀態(tài)。對頂進(jìn)排土狀態(tài)與頂進(jìn)不排土狀態(tài)下，3種刀盤旋轉(zhuǎn)方向組合的土艙壓力分布情況進(jìn)行分析。

2.1頂進(jìn)排土狀態(tài)下土艙壓力

頂進(jìn)排土狀態(tài)下，3種刀盤旋轉(zhuǎn)方式對應(yīng)的各測點(diǎn)土艙壓力見圖4。

圖4　頂進(jìn)排土狀態(tài)下各點(diǎn)土艙壓力

1）第1種刀盤旋轉(zhuǎn)方式時(shí)，土艙壓力1（測點(diǎn)1處的土艙壓力，以此類推）比土艙壓力4小0.01 MPa，土艙壓力2比土艙壓力3小0.02 MPa，這是由測點(diǎn)附近的刀盤旋轉(zhuǎn)方向引起的。土艙壓力1比土艙壓力4小，是由于測點(diǎn)4兩側(cè)的刀盤3與刀盤5轉(zhuǎn)動都帶動周圍渣土向上運(yùn)動，不利于周圍渣土的向下運(yùn)動，造成渣土相對堆積。而測點(diǎn)1兩側(cè)的刀盤1與刀盤5轉(zhuǎn)動分別帶動周圍渣土向上運(yùn)動或向下運(yùn)動，造成渣土堆積較少，因而測點(diǎn)1處土艙壓力小于測點(diǎn)4處土艙壓力。

分析測點(diǎn)2與測點(diǎn)3處土艙壓力，這兩處測點(diǎn)分別受到刀盤1與刀盤2、刀盤3與刀盤4的影響。不考慮刀盤6影響時(shí)，刀盤1轉(zhuǎn)動帶動渣土向測點(diǎn)2運(yùn)動，刀盤2轉(zhuǎn)動帶動渣土遠(yuǎn)離測點(diǎn)2，而刀盤3轉(zhuǎn)動帶動渣土向測點(diǎn)3移動，刀盤4轉(zhuǎn)動帶動渣土遠(yuǎn)離測點(diǎn)3，兩處測點(diǎn)土艙壓力應(yīng)該大致相等。實(shí)際上由于刀盤6轉(zhuǎn)動的影響造成了測點(diǎn)2與測點(diǎn)3處土艙壓力相差較大。這是由于測點(diǎn)3處渣土受刀盤4轉(zhuǎn)動向下帶動，刀盤6轉(zhuǎn)動向上帶動的影響造成部分渣土不能及時(shí)向下運(yùn)動。而測點(diǎn)2處渣土受刀盤2轉(zhuǎn)動向下帶動，刀盤6轉(zhuǎn)動向下帶動，從而測點(diǎn)2處土艙壓力小于測點(diǎn)3處土艙壓力。

土艙壓力1所代表的土艙右上角區(qū)域土艙壓力與土艙壓力2所代表的土艙右下角的土艙壓力，分別小于土艙壓力4所代表的土艙左上角土艙壓力與代表土艙壓力3所代表的土艙左下角土艙壓力。此時(shí)，土艙中右側(cè)土艙壓力小于左側(cè)土艙壓力。

2）第2種刀盤旋轉(zhuǎn)方式時(shí)，土艙壓力分布與第1種刀盤旋轉(zhuǎn)方式時(shí)的土艙壓力分布恰好相反。此時(shí)，土艙壓力4比土艙壓力1小0.01 MPa，土艙壓力3比土艙壓力2小0.02 MPa，這是由于此時(shí)刀盤5與刀盤6的轉(zhuǎn)動方向與第1種相反引起的。與第1種刀盤旋轉(zhuǎn)方式引起土艙壓力不同的機(jī)理一樣，刀盤1與刀盤5轉(zhuǎn)動都向上帶動測點(diǎn)1周圍渣土，刀盤3與刀盤5分別向上或向下帶動測點(diǎn)4周圍渣土，因此測點(diǎn)4處渣土更容易向下運(yùn)動，造成土艙壓力4小于土艙壓力1。刀盤4與刀盤6轉(zhuǎn)動都向下帶動測點(diǎn)3周圍土體，刀盤2與刀盤6分別向上或向下帶動測點(diǎn)2周圍土體，造成土艙壓力3小于土艙壓力2。此時(shí)，土艙中右側(cè)土艙壓力大于左側(cè)土艙壓力。

3）第3種刀盤旋轉(zhuǎn)方式時(shí)，土艙壓力1比土艙壓力4小0.04 MPa，土艙壓力2比土艙壓力3小0.02 MPa。土艙壓力1比土艙壓力4小，是由于測點(diǎn)4兩側(cè)的刀盤3與刀盤5轉(zhuǎn)動帶動渣土向測點(diǎn)4運(yùn)動，而測點(diǎn)1兩側(cè)的刀盤1與刀盤5轉(zhuǎn)動分別帶動土體朝向測點(diǎn)1或遠(yuǎn)離測點(diǎn)1，因而測點(diǎn)1處土艙壓力小于測點(diǎn)4處土艙壓力。由于下部刀盤2、刀盤4的轉(zhuǎn)動方向與第1種刀盤旋轉(zhuǎn)方式不同，造成此時(shí)的土艙壓力1與土艙壓力4差值較第1種刀盤旋轉(zhuǎn)方式時(shí)的差值更大（0.04 MPa＞0.01 MPa）。土艙壓力2比土艙壓力3要小，與前2種情況類似，是由于刀盤2與刀盤6都帶動測點(diǎn)2周圍渣土遠(yuǎn)離，而刀盤4與刀盤6分別帶動渣土朝向或遠(yuǎn)離測點(diǎn)3造成的。此時(shí)，土艙中左側(cè)土艙壓力大于右側(cè)土艙壓力。

第3種刀盤旋轉(zhuǎn)方式時(shí)，土艙壓力1，4與土艙壓力2，3的差值與第1種和第2種刀盤旋轉(zhuǎn)方式時(shí)對應(yīng)的差值相比并不明顯，此時(shí)各點(diǎn)的土艙壓力更為接近，表明此時(shí)土艙內(nèi)各處壓力都較大。

2.2頂進(jìn)不排土狀態(tài)下土艙壓力

頂進(jìn)不排土狀態(tài)，是在頂進(jìn)過程中螺旋出土機(jī)不持續(xù)排土，以保證土艙壓力不低于設(shè)定值，頂力仍提供、刀盤仍切削時(shí)的狀態(tài)。分析頂進(jìn)不排土與頂進(jìn)排土兩種狀態(tài)時(shí)土艙壓力的分布情況，以消除排土對土艙壓力分布的影響。此時(shí)3種刀盤旋轉(zhuǎn)方式對應(yīng)的土艙壓力見圖5。

圖5　頂進(jìn)不排土狀態(tài)下各點(diǎn)土艙壓力

如圖5所示，頂進(jìn)不排土狀態(tài)3種刀盤旋轉(zhuǎn)方式時(shí)土艙壓力的分布規(guī)律與頂進(jìn)排土狀態(tài)的3種刀盤旋轉(zhuǎn)方式對應(yīng)的土艙壓力分布規(guī)律一致。

1）第1種刀盤旋轉(zhuǎn)方式時(shí)，與頂進(jìn)排土狀態(tài)的第1種刀盤旋轉(zhuǎn)方式比較，仍是土艙壓力1比土艙壓力4 小0.01 MPa，土艙壓力2比土艙壓力3小0.02 MPa，土艙壓力5比土艙壓力1，4大，比土艙壓力2，3小。此時(shí)，土艙中右側(cè)土艙壓力小于左側(cè)土艙壓力。

2）第2種刀盤旋轉(zhuǎn)方式時(shí)，與頂進(jìn)排土狀態(tài)的第2種刀盤旋轉(zhuǎn)方式比較，仍是土艙壓力4比土艙壓力1 小0.01 MPa，土艙壓力3比土艙壓力2小0.02 MPa，土艙壓力5比土艙壓力1，4大，比土艙壓力2，3小。此時(shí)，土艙中右側(cè)土艙壓力大于左側(cè)土艙壓力。

3）第3種刀盤旋轉(zhuǎn)方式時(shí)，與頂進(jìn)排土狀態(tài)的第3種刀盤旋轉(zhuǎn)方式比較，仍是土艙壓力1比土艙壓力4 小0.04 MPa，土艙壓力2比土艙壓力3小0.02 MPa，土艙壓力5與其他各土艙壓力較為接近。此時(shí)，土艙中左側(cè)土艙壓力大于右側(cè)土艙壓力，并且土艙內(nèi)各處壓力都較大。

同時(shí)，從圖5中還可以看出，與頂進(jìn)排土狀態(tài)相比，頂進(jìn)不排土狀態(tài)時(shí)3種刀盤旋轉(zhuǎn)方式的土艙壓力1與土艙壓力4增大明顯。這是由于頂進(jìn)不排土狀態(tài)主要提高土艙上方渣土的含量，土艙中部渣土量與頂進(jìn)出土狀態(tài)時(shí)基本一致，從而造成土艙中上方土艙壓力增加。而土艙壓力5只在第3種刀盤旋轉(zhuǎn)方式時(shí)明顯增大，這是由于第3種刀盤旋轉(zhuǎn)方式在土艙下方堆積更多的渣土引起的。

通過頂進(jìn)排土狀態(tài)與頂進(jìn)不排土狀態(tài)時(shí)的各種刀盤旋轉(zhuǎn)方式下的土艙壓力分布對比可知，2種狀態(tài)時(shí)的各刀盤旋轉(zhuǎn)方向引起的土艙壓力分布規(guī)律是一致的。

3　土艙壓力理論值與實(shí)測值對比

對于開口率較大的大斷面輻條式刀盤頂管機(jī)，其頂進(jìn)時(shí)土艙壓力與工作面土壓力相差較?。?］，工作面理論土壓力值可以代表理論土艙壓力值。由于土壓平衡式頂管機(jī)頂進(jìn)施工時(shí)，是邊擠壓邊切削土體，對工作面前方土體往往產(chǎn)生擠壓效應(yīng)［10］，工作面土壓力為被動土壓力。因此，土艙壓力理論值與實(shí)測值的對比，可以采用工作面被動土壓力值與土艙壓力實(shí)測值來對比分析。被動土壓力根據(jù)朗肯土壓力理論［11］計(jì)算。

式中：ph為水平土壓力；γ為土的重度；h為土的厚度；i為土層編號；c為土的黏聚力；Kp為朗肯被動土壓力系數(shù)，且Kp=tan2（45°+φ/2）；φ為土的內(nèi)摩擦角。

刀盤旋轉(zhuǎn)方向?qū)ν僚搲毫Ψ植加绊懙囟蔚牡貙游锢硇再|(zhì)見表2。

表2　地層物理性質(zhì)參數(shù)

根據(jù)公式（1），（2）及地層物理性質(zhì)參數(shù)，分別計(jì)算土艙壓力測點(diǎn)1至測點(diǎn)5對應(yīng)高度的切削面前方土體被動土壓力，見圖6。

通過工作面理論土壓力與頂進(jìn)排土狀態(tài)時(shí)土艙壓力的比較（見圖7）可以看出，工作面理論土壓力的分布形式與刀盤第1種和第2種旋轉(zhuǎn)方式時(shí)的土艙壓力分布形式接近，測點(diǎn)2與測點(diǎn)3處的壓力值要大于測點(diǎn)1與測點(diǎn)4的壓力值。由于是頂進(jìn)排土狀態(tài)時(shí)的土艙壓力，故各點(diǎn)土艙壓力都比理論土壓力低，測點(diǎn)5的土艙壓力比理論土壓力低得多是由于排土影響更迅速引起的。而第3種刀盤旋轉(zhuǎn)方式引起的土艙壓力分布與工作面理論土壓力分布完全不符。由于頂進(jìn)不排土狀態(tài)時(shí)土艙壓力分布與頂進(jìn)排土狀態(tài)時(shí)的土艙壓力分布規(guī)律相同，因此比較頂進(jìn)不排土?xí)r土艙壓力與工作面理論土壓力可以得出相同的結(jié)論。

圖6　工作面理論土壓力

圖7　頂進(jìn)排土狀態(tài)時(shí)土艙壓力與理論土壓力對比

第1種和第2種刀盤旋轉(zhuǎn)方式時(shí)的土艙壓力接近理論土艙壓力，刀盤旋轉(zhuǎn)方向引起的土艙壓力改變較小，采用第1種和第2種刀盤旋轉(zhuǎn)方式對平衡工作面的土壓力更為合適。而第3種刀盤旋轉(zhuǎn)方式會引起土艙上部產(chǎn)生過大的壓力，可能破壞土壓平衡。

4　結(jié)論

通過對多刀盤矩形頂管施工過程中，各刀盤轉(zhuǎn)動方向引起土艙壓力分布變化的實(shí)測分析及土艙壓力分布與工作面土壓力的對比分析，可以得出以下結(jié)論：

1）多刀盤土壓平衡矩形頂管機(jī)頂進(jìn)時(shí)，各刀盤轉(zhuǎn)動方向不同會顯著引起土艙壓力分布的不同，刀盤旋轉(zhuǎn)方向?qū)ν僚搲毫Ψ植加绊懨黠@，因此選擇合適的刀盤旋轉(zhuǎn)方向?qū)敼苁┕し浅Ｖ匾?/p>

2）對同種地質(zhì)情況下，多刀盤土壓平衡矩形頂管施工，無論是頂進(jìn)排土狀態(tài)還是頂進(jìn)不排土狀態(tài)，相同刀盤旋轉(zhuǎn)方式時(shí)的土艙壓力分布規(guī)律基本一致。

3）頂進(jìn)不排土狀態(tài)會提高土艙上方渣土的含量，中下部渣土含量與頂進(jìn)排土狀態(tài)時(shí)相當(dāng)，從而增大了土艙上方的土艙壓力。

4）“趕土”操作對土艙壓力分布影響明顯。采用第1種與第2種刀盤旋轉(zhuǎn)方式對頂管施工更為合適，并且為避免持續(xù)出現(xiàn)左、右側(cè)土艙壓力不平衡，這2種刀盤旋轉(zhuǎn)方式應(yīng)交替使用。

［1］方臻，陳根林，趙治軍.頂管掘進(jìn)機(jī)土壓平衡的自動化控制［J］.煤炭科技技術(shù)，2001，29（9）：40-41，45.

［2］魏建華，丁書福.土壓平衡式盾構(gòu)開挖面穩(wěn)定機(jī)制與壓力艙土壓的控制［J］.工程機(jī)械，2005（1）：18-19，59.

［3］王洪新，傅德明.土壓平衡盾構(gòu)掘進(jìn)的數(shù)學(xué)物理模型及各參數(shù)間關(guān)系研究［J］.土木工程學(xué)報(bào)，2006，39（9）：86-90.

［4］王洪新，傅德明.土壓平衡盾構(gòu)平衡控制理論及試驗(yàn)研究［J］.土木工程學(xué)報(bào)，2007，40（5）：61-68.

［5］武力，屈福政，李守巨.土壓平衡盾構(gòu)改性砂土離散元模型參數(shù)反演方法研究［J］.大連理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2010，50（6）：860-866.

［6］侯永茂，楊國祥，葛修潤，等.超大直徑土壓平衡盾構(gòu)土艙壓力和開挖面土水壓力分布特性研究［J］.巖土力學(xué)，2012，33（9）：2713-2718.

［7］付龍龍，李曉龍，周順華，等.土壓平衡盾構(gòu)機(jī)土艙壓力的設(shè)定方法及原位實(shí)測反分析［J］.中國鐵道科學(xué)，2015，36 （5）：68-74.

［8］榮亮，楊紅軍.鄭州市下穿中州大道超大斷面矩形隧道頂管姿態(tài)控制技術(shù)［J］.隧道建設(shè)，2015，35（10）：1097-1102.

［9］王洪新.土壓平衡盾構(gòu)刀盤開口率對土艙壓力的影響［J］.地下空間與工程學(xué)報(bào)，2012，8（1）：89-93，104.

［10］魏綱，魏新江，徐日慶.頂管施工引起的擠土效應(yīng)研究［J］.巖土力學(xué)，2006，27（5）：717-722.

［11］趙成剛，白冰.土力學(xué)原理：修訂本［M］.北京：清華大學(xué)出版社，北京交通大學(xué)出版社，2012.

（責(zé)任審編趙其文）

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

XU Youjun1，F(xiàn)ENG 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

許有?。?979— ），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

內(nèi)蒙古自治區(qū)高等學(xué)?？茖W(xué)技術(shù)研究項(xiàng)目（NJZY14167）