软土盾构隧道（精选十篇）
软土盾构隧道 篇1
引起隧道纵向变形的因素众多,既有隧道施工期的,又有运营期的,有系统本身的,也有周边环境变化引起的。隧道施工期的纵向变形,在联结螺栓二次预紧前已基本完成,对隧道长期结构性能影响不大;对于隧道运营期的纵向变形,除了施工期扰动土体的次固结变形外,尚有多种因素会引起隧道的纵向不均匀变形,会直接影响隧道结构的安全。上海打浦路隧道纵断面图(圆形段1 322 m)见图1。
2 影响运营圆形隧道长期沉降的因素
2.1 土体的不均匀沉降
当隧道沿线的下卧层土体特性及分层不均匀时,将导致隧道的不均匀沉降。压缩模量较低,灵敏度较高的饱和黏土下卧层,经过盾构施工扰动后的沉降量较大,而且沉降延续时间较长,对隧道长期沉降的影响较大。压缩模量较高、灵敏度较低的砂性土下卧层,经过盾构施工扰动后的沉降量较小,且沉降稳定快。当隧道下卧层为密实的砂性土时,次固结量很小,次固结时间短,即使在空隙比较大的砂性土中,次固结沉降在施工期也基本结束[1]。
2.2 隧道渗漏影响
在隧道管片或接头部位,泥水通过缝隙渗漏进入隧道内部,从而导致隧道段沉降,而隧道差异沉降的发展会导致隧道环纵缝张开度的增大以及结构性裂缝的产生,引起隧道渗漏加剧,使隧道周围的水土不断流失,从而又加剧了隧道的纵向不均匀变形形成恶性循环,严重的会导致隧道产生破坏性变形[2]。
2.3 隧道周围环境荷载改变
地表加卸载是导致隧道纵向不均匀沉降的重要因素之一,在附加应力的作用下,隧道沉降和不均匀沉降继续增加。饱和软弱黏土中的隧道,由于隧道底部土体反力总是小于未修建隧道前该处土层自重应力,隧道下土层压缩模量比修建隧道前有所降低,加之隧道下受扰动土层的长期次固结在地表加载时仍在缓慢继续,因此,加载时的土层有效压缩厚度比一般基础沉降的范围大,沉降稳定的时间长,较小的地面荷载增量可引起隧道下卧土层敏感的沉降。对于隧道附近大量进行的基坑开挖等工程施工,基坑开挖引起围护的侧向位移和坑内隆起使坑外地层沉降,导致隧道也随之沉降,甚至隧道发生挠曲变形。如果对隧道上方进行卸载会引起隧道结构上浮,如不采取有效措施会导致隧道结构开裂发生渗漏,甚至造成结构破坏。
2.4 车辆的震动荷载
隧道投入运营后,将承受车辆周期性震动荷载的作用,除隧道结构固有振动频率应远离荷载振动频率以免引起隧道共振之外,尚需考虑车辆振动引起的隧道不均匀沉降,对上海轨道交通L1的长期观测表明,列车振动引起的隧道沉降是不容忽视的,量值上可以达到相当大的程度。L1隧道在全程范围内有多处出现渗漏水情况,其中有相当一部分是地铁列车振动引起隧道不均匀沉降的缘故[3]。
2.5 地震作用
盾构法隧道是通过纵向和横向螺栓将衬砌环和管片连接装配而成的,这样的柔性连接构造有减少地震反映内力的有利一面,但也存在缝隙多、接头处易损、整体性差及地震反应复杂等抗震上的弱点。除了地震波作用造成隧道破坏外,由于土层震陷,砂土液化等引起地层的不均匀沉降也会导致隧道开裂漏水,如1985年的南黄海地震使上海打浦路越江隧道与竖井交界处出现5处裂缝,泥水从其中流入。
3 运营圆形隧道纵向变形的长期监测
为了解隧道纵向的长期稳定性,从隧道安全服役性能分析,隧道的维护提供基础。
3.1 竣工及运营初期的隧道结构纵向变形
隧道的纵向变形,尤其是差异变形是隧道地质条件、施工条件、使用条件以及其他各种因素长期影响的结果,因此隧道沉降与隧道的历史变形是密切相关的。一般在隧道竣工时,往往会产生不同程度永久性的不均匀沉降,特别是软弱复杂地层中施工的隧道沉降值较大。图2为上海打浦路隧道竣工时的沉降曲线[4]。隧道竣工时2号井和3号井之间江中段产生的沉降量>300 mm。
越江隧道江中段和浦东段,其下卧层为黏质粉土或粉砂与淤泥质黏土互层(接近砂性土)的土层。投入运行后的13 a中,沉降增量为40～50 mm;而浦西段隧道下卧层为松软的淤泥质粉质黏土,在隧道1号井以东120 m的范围内,该区段竣工时就产生了较大程度纵向不均匀沉降,最大沉降增量近200 mm,造成隧道的挠曲并发生环向裂缝,而且使竖井与隧道的接头发生错动开裂[见图2 b)]。另外,4号井西侧100 m范围内,也出现了一个较为明显的沉降漏斗。
3.2 隧道结构纵向变形观测
图3、图4为近10 a圆形隧道左右两侧沿隧道纵向的累积变形曲线。总体上近10 a隧道的纵向变形曲线形态基本一致,且接近平行,年均变形一般≤5 mm。这意味着目前在隧道纵向变形表现出较好的整体性,表现为整体上浮或下沉的,隧道各段之间差异变形较小,因此对隧道结构内力的影响不是很大。隧道纵向的累积变形基本上在-30～30 mm之间。从目前的情况来看,隧道的纵向变形已经基本趋于稳定。
从圆形隧道的各部分来看,4号～3号井段由于其下卧层为黏质粉土或粉砂与淤泥质黏土互层(接近砂性土)的土层,因此隧道的纵向变形比较稳定,且累积变形量不大,曲线形态较为平缓,隧道有轻微的上浮现象,上浮10 mm左右。但左侧曲线在200环左右(图4中A点)产生了15 mm左右的沉降,且该位置的曲率半径也相对较小,为4 000 m左右,因此该处隧道衬砌环向接头可能会产生较大张开度,从而产生渗漏情况。
3号～2号井为圆形隧道的江中段,此段隧道纵向表现为较为明显的整体上浮,上浮量达30～40 mm,这可能是由于江水的冲刷导致隧道覆土厚度减少,以及黄浦江水位变化导致浮力增大等原因引起的。同样在580 m左右(图3中B点)隧道的沉降较大,曲率半径较小,约为3 500 m左右。从850 m左右至2号井隧道下卧层为松软的淤泥质粉质黏土,土性变化剧烈,地质条件复杂。而且经调查,2号井以东第70环隧道上方覆土原15 m,地表曾经为一约30 m×50 m的洼地,自1970年隧道通车后,在1973年至1987年间对该洼地进行了平整处理,期间进行了4次土方填筑和混凝土层铺筑,每次地表单位面积的荷载增量约为10～20 kPa,4次总共约为70 kPa,当时的实测显示每次加荷后沉降约增加20～40 mm,4次加载后总沉降增量为110 mm。因此该段隧道的纵向变形较为剧烈,在200 m的长度上隧道纵向发生了近60 mm的差异变形,造成隧道管片的错动和接头张开,这由初步调查情况中2号井东侧部分管片出现较为严重的错动,最大达到6～7 cm和1 13环变形缝牛腿至管片发生撕裂得到了充分印证。同时该处(图4中C点)的曲率半径也为2 500 m左右。
2号～1号井为隧道浦西岸边段,在隧道1号井以东80 m的范围内,最大沉降增量达60 mm,出现严重的纵向不均匀沉降。这主要是由于采用沉井法施工隧道1号井下卧土层松软且地层复杂,而且与邻近圆形隧道段不同,因而导致1号井沉降远大于隧道的沉降。不仅造成隧道的挠曲发生环向裂缝,而且使竖井与隧道的接头发生错动开裂。
3.3 隧道结构纵向变形时程观测
选择隧道结构纵向变形形态曲线上,左侧2号测点绘制隧道纵向变形时程曲线,4号～2号两点虽然在隧道纵向整体变形曲线上存一定波动,但其近10 a的沉降发展已经基本趋于稳定,由2号～1号井的纵向变形时程曲线可以看出,隧道1号井位置沉降仍处于发展阶段,10 a间产生40 mm左右的沉降。虽然沉降量与隧道建成初期相比已相对较小,但隧道结构在经过近40a变形发展后已不堪重负,环锋等部位继续承受变形的能力已十分微弱,因此1号井以东位置为隧道最为薄弱的环节,且目前仍处于发展中,必须引起维护管理部门的重视。
4 结语
1)隧道的长期纵向变形在隧道运营初期变化较剧烈,且受隧道周围土体本身固结沉降影响较大,一般要持续较长时间隧道才能趋于稳定。
2)在隧道运营过程中,外部荷载对隧道纵向变形易造成突发性影响,对隧道的纵向稳定性不利。
3)沿隧道纵向隧道结构本身存在较为明显的结构差异或隧道外部地质条件存在明显差异的位置,隧道结构的纵向差异变形较为明显。
参考文献
[1]林永国,廖少明,刘国彬.地铁隧道纵向变形影响因素的探讨[J],地下空间,2000,20(4):264-267,289.
[2]张冬梅,黄宏伟,杨峻.衬砌局部渗流对软土隧道地表长期沉降的影响研究[J],岩土工程学报,2005,27(12):1430-1436.
[3]姜启元,叶蓉.软土盾构隧道纵向变形分析[J].地下工程与隧道,1999(2):125-132.
软土盾构隧道 篇2
大直径软土盾构隧道工程地层沉降规律分析
以上海长江隧桥中的`隧道为背景,研究地层沉降规律.首先建立二维有限元计算模型来模拟盾构推进阶段对地层沉降的影响,得出该阶段地层沉降的规律.然后对同步构件浇注、设备安装及车辆运行荷载引起的地层沉降进行了计算和分析.最后将计算结果与实测数据进行比较,得出规律:要注意盾尾注浆阶段注浆液的体积必须大于盾尾空隙的体积;盾尾开脱阶段极易发生沉降,必须做好同步注浆;运营阶段车辆荷载对地层沉降影响不大.
作 者：蒋睿 JIANG Rui 作者单位：上海黄浦江大桥建设有限公司,上海,90刊 名：中国市政工程英文刊名：CHINA MUNICIPAL ENGINEERING年，卷(期)：“”(1)分类号：U456关键词：盾构隧道 地层沉降 盾构推进 运营阶段
软土盾构隧道 篇3
2.身份证号码：120113198910012416 天津市地下铁道集团有限公司 天津 30000
摘要：施工监测是地铁施工中必不可少的一项工作内容，尤其是在不良地质条件下的地铁隧道施工中，通过监测手段能够掌握实时施工信息，优化施工方案，确保工程施工质量及安全。基于此，文章结合工程实例，重点探讨了软土地质条件下盾构施工监控量测技术。
关键词：软土地层；地铁盾构；监控量测
引言
随着城市发展，城市中的高层建筑日趋增多，密集度越来越大，能够被利用的城市地面空间已经越来越少，城市地下空间的开发利用迫在眉睫，为缓解日益拥挤的交通，充分利用城市地下空间，城市地下轨道交通工程方兴未艾。盾构法隧道施工是地铁隧道施工常见施工方法，监控量测作为盾构施工的眼睛，是施工成败的关键。
1 研究背景
某城区地铁隧道采取盾构法施工，在施工前期勘察中，发现施工场地上方有天然气管道一条，盾构隧道和管道相交的位置位于A站以西238m的位置，管道位于区间隧道上行线第210，211环，下行线第206，207环上方。因盾构下穿段管道埋深无相关资料记载，施工之前采用管线仪对其位置进行大致测定，之后采用钻探勘测得其深度，为确保天然气管道安全，钻探使用钻头为塑料钻头。鉴于该区间软土地质特征，在盾构隧道施工过程中，易发生区域性地面沉降；盾构在软土地层中穿越天然气管道，地面沉降不易控制，直接导致管道变形不易控制，极易造成管道破裂等事故。该区间隧道埋深为12m，管道的埋深为1.0m。
2盾构施工原理及监控量测必要性
盾构法工作原理是：盾构机刀片在前面切削岩体时，盾构外壳在隧道开挖前端进行预先支护，形成外部支撑；盾构机在盾构外壳的支护下继续向前开挖岩体和拼装隧道管片衬砌；盾构外壳由内部结构支承，而盾尾部分则无内部结构进行支承，故盾尾需及时拼装隧道管片衬砌；盾构机掘进或调整方向是通过顶在己经拼装完成的隧道管片衬砌上的液压千斤顶操作的。在地质环境较恶劣时，通常还需要利用其它相应措施对盾构掘进前方工作面进行土体改良。
盾构隧道施工监控量测是盾构施工过程的一部分，是指导施工、发现问题解决问题的唯一途径。隧道设计和施工过程是处理好土力学、岩体力学等各种力学问题的过程，施工现场监控量测直接记录和反映着各种力学作用现象，为施工提供第一手资料。一方面通过对监测信息进行分析、处理直接指导隧道施工；另一方面根据监控量测数据，做到动态设计，随时对不合理的设计方案进行优化，提高施工质量，不断提升隧道工程建设的水平，不断优化盾构隧道施工技术。
3地铁盾构监控量测施工措施
盾构监控量测是盾构施工成败的关键，监测内容及方法在不同施工条件下有所不同。
（一）一般条件下的沉降及水平位移监测
一般条件下的地铁盾构监测施工，应根据地铁施工现场的实际条件，按照一定的施工等级分别对基准点、施工基点及沉降监测点进行控制。当基准点和监测点两者之间形成闭合或者是与水准路线附合后，应取两次监测数值的平均值，并将该平均值当作初始高程值，与此同时，在对水准线路进行观测时应与基准点或者是施工基点保持同步，监测得出的各项数值结果的偏差应控制在相关要求范围内。另外，对于地铁普通部位的水平位移监测，应采取小角度观测法对地铁盾构普通部位的各个基点进行监测，监测达到相关施工要求合格后，应利用高精度电子全站仪对已经监测过的各基点之间的小角度及距离进行准确测量，并精确计算各基点与实际基准线之间存在的偏差，计算得到的偏差就是地铁盾构垂直线路方向的位移量。
（二）地铁盾构关键部位沉降监测
地铁盾构关键部位沉降监测一般采用电水平尺法，电水平尺具有较全面的功能及良好的效果。电水平尺在安装时紧贴被测对象的，不会对行车带来影响，同时能自动读取监测数据，适合于行车封闭路段时进行全方位连续的沉降监测。电水平尺具有较高的精度，利用该工具对地铁盾构关键部位进行监测，能够捕捉小到1”的倾角变化，使用电水平测量出来的数据具有较高可靠性。在地铁盾构关键部位沉降监测过程中将多个电水平尺首尾相连进行测量，能够准确计算出地铁盾构的绝对位移，并且根据这些测量数据可推断出地铁盾构的沉降断面。此外，在盾构监测中运用电水平尺与数据采集器进行相互配合，能够实现盾构实际状况的连续监测，实时掌握盾构施工中的沉降变化，如果遇过大或者影响盾构施工安全的沉降量，即启动自动报警功能。综上，电水平尺在盾构各个部位沉降测量中的应用给盾构施工提供了安全保障。
4监测控制具体研究方法
（一）监测点布置
地面监测点埋设，沿线路方向每5环布设一个监测断面，横断面监测点布置3排，第一排位于200环，断面监测点7个，第二排位于205环，断面监测点3个，第三排位于210环，监测点3个，监测点间距2.4 m，在194环、202环分别埋设深层沉降监测点，埋设深度8m。
（二）深层分层监测技术
盾构机通过天然气管道后，对200环、205环、210环监测结果进行比较分析。掘进过程中地面下沉，通过后变化速率趋于0，并略有回升，最后保持稳定，地面最大变化量下沉5 mm。盾构机掘进推力800t左右、土压0.12、出土量38方、注浆量都是3 m3，在埋深12 m的地層中此为合理掘进参数，地面沉降能控制在规定范围之内。第200环断面监测数据显示，盾构机通过断面过程中，地面隆起单次变化在1mm内，下沉在3mm内，沉降变化速率小。第205环断面监测据显示，盾构机通过断面过程中，地面降起单次变化在2mm内，下沉在4mm内，沉降变化较小。第215环断面监测数据显示，盾构机通过断面过程中，地面隆起单次变化在2mm内，下沉在5mm内，沉降比较稳定。在200环、205环、210环的累计沉降变量中，隆起最大值为4 mm，下沉最大值为5 mm，控制地面沉降在规定范围之内。盾构机刀盘到达194环深层沉降管处，监测数据显示，30号监测点隆起6 mm，通过后下沉6 mm，监测数据变化小，变化在2 mm左右，盾构机下穿时，对隧道上部2 m左右地层的扰动变化在6mm左右。盾构机刀盘到达深层沉降管处，上部2.3 m处上升4 mm，下部上升4mm，穿过管道后，上部变化在3 mm左右，下部变化2mm左右。
上述数据显示，盾构机在穿越管道过程中，地下7 m处，沉降变化小。在盾构机掘进过程中，刀盘对上部两米左右部分土体扰动较小，变化值最大为5 mm左右。盾构通过后注浆对土体的扰动很小，变化在2 mm左右。在盾构机下穿天然气管道的过程中，即196-203环推进过程中，对每一环进行了4次取样，经过检测，取土样品不含油脂，土质无污染。天然气管道没有发生渗漏等现象。通过深层分层监测，最终保证了盾构顺利穿越天然气管道。
5 小结
盾构法是当前城市地铁隧道施工中的常用方法，本工程运用深层监测技术对软土地层中的盾构地铁隧道施工进行了监测，将施工现场地下管线的地层实际变形情况实时反馈至操作面，直接用于调整施工参数和判定管线的安全情况。最终保证了工程的顺利实施，并确保了管线的安全性，为以后类似工程提供参考和借鉴。
参考文献：
[1]赵纪平.盾构法隧道施工的监测[J].建筑与工程，2008（11）
[2]郑淑芬.盾构隧道施工地表沉降规律及控制措施研究[J].湖南：中南大学，2010
软土盾构隧道 篇4
关键词：软土地层,盾构隧道,渗漏,施工技术
0 引言
在越江隧道投入使用过程中,隧道结构反弯点处和隧道衬砌接缝处材料易发生老化,隧道会出现渗漏问题。隧道渗漏会影响隧道结构本身的强度,直接影响了隧道的使用寿命和隧道的质量安全。隧道发生渗漏的位置不易确定,渗漏量也难以预估,补漏工艺复杂,这给越江隧道保护技术提出了难题。
本文介绍一种隧道防渗漏保护技术。首先确定土层渗透系数,通过土层渗透系数和衬砌渗透系数获得理论最大渗水量;然后确定隧道结构纵向反弯点的位置;在隧道理论最大渗水量位置、隧道结构纵向反弯点位置和隧道衬砌接缝处布设检测点,当在检测点处渗漏超过预警值时,及时采取堵漏措施。经验证,采取本施工技术时,隧道防水防漏效果明显,该方法简单,运行成本低。
1 隧道防渗漏技术
1.1 获取土层划分信息和土层渗透系数
利用孔压式静力触探确定土体的贯入阻力、孔隙水压力与深度的关系曲线。画出以孔隙水压力与贯入阻力之比为横轴,以贯入阻力与初始地层应力之比为纵轴的关系图,并将该图划分若干不同土性特征区以此代表不同土的类型;将实测的静力触探曲线的数据标于该图以判断场地土层的类型;再根据土的类型对照贯入阻力曲线与孔隙水压力分布曲线,确定现场土层划分信息。
土层的渗透系数满足以下公式:
式中:k——土体的渗透系数;
KD——无量纲渗透系数指标;
a——孔压静力触探探头横截圆面的半径;
γ——水的容重;
U——锥入速率;
σ′——初始竖向有效应力。
1.2 确定衬砌渗透系数
1)确定衬砌的平均渗水高度。
取3个隧道衬砌试件安装在混凝土抗渗仪上,将水压力加压至1.2 MPa并记录时间,8 h后取出试件。用压力机将试件切开,将切开面的底边按长度10等分,查看出线水痕的位置,在各等分点处量出渗水高度。取单个试件各等分点处的渗水高度平均值作为单个隧道衬砌试件的渗水高度。取3个单个隧道衬砌试件的渗水高度的平均值作为衬砌的平均渗水高度。
2)确定衬砌渗透系数。
衬砌的渗透系数满足以下公式:
KL=lD
式中:Dm——平均渗水高度;
T——恒压时间;
HL——以水柱高度表示的水压力;
l——混凝土的吸水率。
1.3 确定隧道结构理论最大渗水量的位置
1)根据隧道设计图及第一步获得的土层划分确定隧道所穿越的土层。
2)确定隧道结构的理论渗水量。
隧道结构的理论渗水量满足以下公式:
式中:H——地表压力水头;
h——隧洞中心埋深;
hr——内壁水压力;
R——隧道外径;
r——隧道内径;
α——半无限介质映射在平面内圆形孔口的内径。
3)确定2)所确定的隧道结构的理论渗水量的最大值,所对应的位置即为隧道结构理论最大渗水量的位置。
1.4 确定隧道结构纵向反弯点的位置
1)确定隧道纵向弯矩和隧道环向弯矩与曲线参数坐标的关系。
隧道纵向弯矩和隧道环向弯矩分别满足以下公式:
其中,M1为隧道纵向弯矩;M12为隧道环向弯矩;ρ,φ为曲线参数坐标;μ为泊松比;b为隧道计算半径;λ为参数。
2)确定反弯点坐标。
所述的反弯点坐标按以下步骤确定:令纵向弯矩M1=0,令隧道环向弯矩M12=0,获得ρ,φ的值,(ρ,φ)即为反弯点的坐标。
1.5 确定隧道渗漏检测点并布设渗漏检测仪
1)在隧道结构理论最大渗水量的位置,沿隧道内侧环向每隔60°设置一个渗漏检测仪。2)在隧道纵向结构反弯点的位置,设置渗漏检测仪。3)在隧道衬砌接缝处,沿隧道内侧环向每隔120°设置一个渗漏检测仪。
渗漏检测仪限值设定为0.05 L/(m2·d),当隧道衬砌接缝处渗水量超过0.05 L/(m2·d)时,渗漏检测仪进入报警状态。
1.6 隧道渗漏处的堵漏措施
1)在隧道外侧采用二管旋喷法加固地基。2)当隧道渗漏位置发生在衬砌接缝处时,需在隧道衬砌接缝处内侧采用钢板处理。图1为隧道衬砌接缝内侧钢板处理示意图。3)当隧道渗漏位置发生在隧道衬砌内表面缺陷处时,在缺陷处采用速凝修补砂浆进行修补,砂浆初凝后,在修补处涂布防水涂层。
2 工程实施案例
某软土地层越江隧道,隧道长约1 462 m,隧道管片外径11.22 m,采用钢筋混凝土管片错缝拼装成环。隧道中心线埋深为29.8 m。
2.1 获取土层划分信息和土层渗透系数
利用1.1所述方法获取含隧道在内的浅层土的土层划分信息。具体的检测深度为44.7 m,沿隧道纵向每75 m布置一个检测孔,共20个。根据该图划分土体类型,由上至下依次为:人工填土、全新世Q4沉积层土、上更新世Q3沉积层土、硬质土。
根据式(1)确定20个检测孔的土层的渗透系数,渗透系数依次为:1.12 m/d,0.89 m/d,2.16 m/d,1.86 m/d,2.45 m/d,2.11 m/d,1.56 m/d,0.98 m/d,0.86 m/d,1.15 m/d,1.03 m/d,0.76 m/d,0.56 m/d,0.76 m/d,0.99 m/d,1.68 m/d,1.99 m/d,2.43 m/d,1.87 m/d,1.51 m/d。
2.2 确定衬砌渗透系数
1)按1.2所述方法得到各等分点处量出的渗水高度,具体为:0.5 cm,2.3 cm,4.2 cm,2.2 cm,2.5 cm,3.7 cm,2.0 cm,0.9 cm,1.1 cm,1.8 cm。取该试件各等分点处的渗水高度平均值2.1 cm作为第一个试件的单个隧道衬砌试件的渗水高度。用相同的方法得到第二个试件和第三个试件的单个隧道衬砌试件的渗水高度,分别为2.0 cm,2.8 cm。取3个单个隧道衬砌试件的渗水高度的平均值2.3 cm作为衬砌的平均渗水高度。
2)由式(2)确定衬砌的渗透系数,其值为0.05m/d。
2.3 确定隧道结构理论最大渗水量的位置
由式(3)确定隧道结构理论渗水量。得到20个检测孔处隧道结构理论渗水量分别为:0.012 L/(m2·d),0.009 L/(m2·d),0.026 L/(m2·d),0.019 L/(m2·d),0.030 L/(m2·d),0.024 L/(m2·d),0.017 L/(m2·d),0.011 L/(m2·d),0.010 L/(m2·d),0.012 L/(m2·d),0.011 L/(m2·d),0.008 L/(m2·d),0.006 L/(m2·d),0.008 L/(m2·d),0.010 L/(m2·d),0.018 L/(m2·d),0.023 L/(m2·d),0.030 L/(m2·d),0.021 L/(m2·d),0.015 L/(m2·d)。其中隧道结构理论渗水量为0.030 L/(m2·d)的两个位置即为隧道结构理论最大渗水量位置。
2.4 确定隧道结构纵向反弯点的位置
由1.4所述方法得到的隧道结构纵向反弯点的位置为(427 m,0°)和(836.6 m,180°)。
2.5 确定隧道渗漏检测点并布设渗漏检测仪
隧道结构上的渗漏检测点分别为2.3中确定的隧道结构理论渗水量为0.030 L/(m2·d)的两个隧道结构理论最大渗水量位置和2.4中确定的隧道结构纵向反弯点的位置:(427 m,0°)和(836.6 m,180°),以及隧道衬砌接缝处。
当隧道渗漏检测点渗漏量值超过0.05 L/(m2·d)时,渗漏检测仪进入报警状态。
2.6 隧道渗漏处的堵漏措施
该越江隧道在渗漏检测过程中,共有3处渗漏检测仪进入报警状态。分别是隧道结构纵向反弯点(427 m,0°)、第146号衬砌与第147号衬砌接缝处、第323号衬砌与第324号衬砌接缝处。
1)在进入警报状态的渗漏点的隧道外侧进行二管旋喷法加固地基。
从发生渗漏位置垂直向上直至地表处开始旋喷加固,加固方向由上至下,加固深度为44.7 m,浆液注浆压力设置为25 MPa,射流外围的压缩空气压力设置为0.7 MPa。
2)在衬砌接缝处内侧采用钢板处理。
在沿隧道纵向方向的相邻衬砌接缝处设置宽度为50 mm,厚度为4 mm的圆环形钢板,钢板与衬砌之间压注亲水性速凝型浆液,浆液均布在钢板与衬砌之间,注浆压力控制在0.25 MPa。
3 实施效果
该方法简单,运行成本低。越江隧道渗漏发生点与之前的预测完全吻合;越江隧道的渗漏问题得到根本改善;按照本技术提出的渗漏保护技术可以有效防治软土地层既有越江隧道的渗漏问题。
4 结语
与现有技术相比,采用上述技术方案,具有以下有益效果:本方法设备工艺简单,对施工人员操作水平要求不高,可以普及使用,运行成本低,同时对渗漏发生位置和渗流量进行预测,可以很好的改善越江隧道的渗漏问题,本发明提出的渗漏保护技术可以有效防治软土地层既有越江隧道的渗漏问题。
参考文献
[1]刘建航,候学渊.盾构法隧道[M].北京:中国铁道出版社,1991.
[2]J.C.Chai.Estimating hydraulic conductivity from piezocone sound-ings[J].Geotechnique,2001,61(8):699-708.
[3]廖少明.隧道纵向剪切效应的简化弹性地基柱壳理论解析[J].岩石力学与工程学报,2006,25(7):1486-1493.
塌陷盾构隧道抢险修复 篇5
塌陷盾构隧道抢险修复
介绍某地铁盾构区间塌陷事故概况及采取的抢险措施,并对破损隧道范围探测方法、完好隧道与破损隧道修复段接头处理方案、明挖修复段的设计施工难点及措施进行了分析.
作 者：张存 Zhang Cun 作者单位：中铁隧道勘测设计院有限公司,天津,300133刊 名：现代城市轨道交通英文刊名：MODERN URBAN TRANSIT年，卷(期)：“”(3)分类号：U2关键词：盾构隧道 塌陷 冻结法 修复
软土盾构机的刀盘设计与选型 篇6
近年来, 随着我国经济的发展和人口的增长, 各大城市的地铁轨道交通建设进入了高潮, 城际铁路、过江隧道等项目的规模也在不断加大, 盾构机作为掘进隧道的大型专用工程机械, 与传统开式开挖施工方式相比, 由于不受气候、河流影响, 可在不影响地面的条件下作业, 大大提高了施工的效率和安全性, 降低了成本, 因此越来越多的工程建设单位首选盾构机进行隧道施工, 其市场需求在不断加大。
本盾构机机组设计主要针对太原地铁2号线。根据太原2号线地质初勘报告可知:2号线主要由第四系全新统冲洪积粉质黏土、粉土、砂类土及上更新统冲洪积粉质黏土、粉土及砂类土等组成。
盾构机刀盘是盾构机直接切削土体的部件, 因此刀盘的设计是盾构机设计的关键, 刀盘刀具的选型和布置是盾构机设计中非常重要的内容, 其主要由施工的地质状况来决定, 刀盘选择是否适合将会直接影响盾构机刀盘的切削效果、使用寿命以及盾构机的掘进速度和施工效率。
1 刀盘结构设计
刀盘主要有两种结构形式:轮辐式 (或辐条式) 刀盘结构和面板形刀盘结构[1]。本设计中采用辐条式的刀盘, 其开口度较大, 切削下来的砂土可以直接进入土仓, 没有压力损失, 同时在刀盘背面设有主动搅拌棒, 与前盾上的被动搅拌棒一起对土仓内渣土进行搅拌, 砂、土流动顺畅, 容易控制土压平衡, 因此对砂、土等单一软地层的适应性较强。
刀盘上设计有4个大尺寸中心进碴口及多个大尺寸正面进碴口。由于刀盘中心部位的线速度较低, 黏土、粉土、膨润土等黏稠土体在中心部位的流动性较差, 容易沉积形成泥饼, 因此应适度加大中心开口率。本设计中, 刀盘开口率约为52%, 中心开口率为42%, 中心进碴口可有效降低刀盘中心结“泥饼”的可能性。进碴口采用锥形设计, 进碴口部位的支撑筋板采用Z字形设计, 特殊的设计有利于碴土顺畅地流入土舱, 避免碴土口堵塞。
刀盘上渣土改良口的位置和数量将直接影响土体改良效果和刀具润滑效果。刀盘上设有6道泡沫管路 (刀盘中心1路, 刀盘外周5路) 和4道膨润土管路, 可对掌子面注入碴土改良剂, 碴土改良剂通过安装在刀盘隔板后部的回转接头注入到前部管路。刀盘隔板上预还留有4个高压冲水接口, 可用于停机时向刀盘背部注入高压水进行冲洗。
刀盘面板、外周、边缘过渡区、进碴口、背部以及支腿边角过渡区加焊致密耐磨网格, 以提高刀盘整体的耐磨性能。
2 刀具选型及特点
对于不同地质的掘进, 盾构通常采用不同型式的刀具:掘进地层为硬岩时, 通常采用盘形滚刀;地层为较软岩石时, 通常采用齿刀;地层为软土或破碎软岩时, 通常采用切刀 (或刮刀) 。
本刀盘主要用于冲洪积粉质黏土、粉土、砂类土地层, 刀盘采用了辐条式刀盘, 支撑方式为中心支撑。在刀盘上安装有鱼尾刀、铲刀 (边缘刮刀) 、保径刀、先行刀、切刀、保护刀和超挖刀, 可对隧道进行全断面开挖, 开挖直径为Φ6 410 mm, 并可实现正反双向旋转出碴。除超挖刀外, 所有可拆式刀具均可从刀盘背部进行更换, 刀盘主体结构的正常使用寿命大于10km。
刀盘结构及刀具布置见图1。
刀盘中心安装有1把鱼尾刀, 刀刃采用大尺寸的耐磨硬质合金, 以延长刀具使用寿命;大的超前量可改善土体切削和搅拌效果。鱼尾刀设计有两大特点: (1) 比其他切削刀具超前布置, 保证鱼尾刀能最先接触和切削土体; (2) 将鱼尾刀设计成锥形, 使刀盘旋转时切削下来的土体在径向、切向运动的基础上, 又增加了一项翻转运动, 这样既可解决中心部分土体的切削问题和改善切削土体的流动性, 又可大大提高盾构机整体的掘进效率。
在刀盘的正面布置有先行刀, 先行刀可对掌子面碴土进行剥离破碎, 改善刀盘前方碴土的流动性。在切刀切削土体之前, 先行刀先接触和切削土体, 并将土体切割分块, 这样可大大降低切刀的扭矩, 提高切刀的切削效率, 减少切刀的磨损。先行刀与切刀协同切削土体示意图见图2。
刀盘上安装有切刀, 切刀是软土刀盘切削土体的主要刀具, 切刀侧面堆焊耐磨网格, 有利于保护刀具边角以及减少磨损。切刀的设计特点为: (1) 刀刃采用4排耐磨硬质合金设计, 以延长刀具的使用寿命; (2) 刀头设计为带10°尖角的结构形式, 以提高切刀切削剥离碴土的能力; (3) 为防止刀体受到碴土的冲刷磨损, 刀体上堆焊耐磨层; (4) 切刀的开挖强度高达25 MPa, 可开挖始发竖井和中间竖井的素混凝土; (5) 为提高周边切刀的使用寿命, 在靠近刀盘边缘区域增加了刀具布置的数量。
刀盘上安装有边缘刮刀, 边缘刮刀的主要作用是清理外围开挖的碴土, 防止刀盘外缘的直接磨损, 保证开挖直径的精度。边缘刮刀设计特点为: (1) 采用双排螺栓紧固使刀具受力更加均匀; (2) 刀体后部和前部的堆焊耐磨层可以防止刀体受到碴土的冲刷磨损。
在刀盘外围部分焊有保径刀, 保径刀的作用是保护刀盘的外缘, 降低对刀盘外缘的直接磨损。
在刀盘的泡沫口和膨润土口焊有保护刀, 保护刀采用双排耐磨合金设计, 其作用是保护泡沫口和膨润土口。
刀盘外缘装有2把超挖刀, 用于增加开挖直径, 超挖齿刀的超挖量为50mm。
3 刀具的布置
对于辐条式软土刀盘, 刀具主要有两种布置形式: (1) 刀具连续整齐排列方式, 该方式切削阻力较大, 土体流动性差, 现已很少采用; (2) 刀具连续交错排列方式[2], 这种方式切削阻力小、切削效率高, 土体流动性好和易搅拌, 目前得到广泛应用。
另外, 刀具的布置还应考虑以下因素: (1) 为使刀盘受力均匀, 刀具布置应具有对称性; (2) 由于刀盘需要正反转, 因此切刀应在正反方向对称布置; (3) 为提高切刀的可靠性, 在每个轨迹上至少应布置2把切刀[3]。
4 刀盘的有限元分析
盾构刀盘是盾构掘进的主要部件, 在工作过程中承受很大的扭矩和推力, 因此要求盾构刀盘必须具有足够的强度和刚度。本文对刀盘在正常工况和脱困工况下的受力特征用ANSYS软件进行有限元分析。
正常工况是盾构机一边推进一边掘进的过程。正常工况下刀盘的有限分析结果见图3和图4。
正常工况下刀盘最大等效应力为140.48MPa, 出现在牛腿与面板的交界处;最大综合位移为2.9mm, 出现在刀盘外圈。
脱困工况是盾构机被困住时, 只启动刀盘旋转不推进的工况, 这时的扭矩是最大的脱困扭矩。脱困工况下刀盘的有限元分析结果见图5和图6。
脱困工况下刀盘最大等效应力为91.68 MPa, 出现在牛腿与法兰盘的交界处, 同时辐条与圈梁的连接处也有较大的应力;最大综合位移为1.7mm, 出现在刀盘外圈。
刀盘的材料采用Q345-B, 其屈服极限为345MPa, 最大应力远小于材料的屈服极限, 综合位移最大为2.9mm, 满足盾构刀盘刚度的要求。
5 结语
盾构机刀盘的结构及刀具配置主要根据地质状况选型和设计, 但地质资料不是连续的, 无法完全准确地反映实际地质状况, 在实际施工中会遇到各种复杂多变的地层, 因此在刀盘设计和刀具配置时应考虑一定的能力储备。
目前还没有一套完全成熟的盾构机刀盘设计理论, 还需要根据盾构施工的实践和参数记录进行经验总结和理论分析, 不断地改进刀盘设计, 以逐步提高盾构刀盘的效能和其与地层的适应性。
摘要：介绍了软土盾构机刀盘的结构设计、刀具的选型及特点、刀具的布置方式及影响因素;并采用ANSYS软件对刀盘进行了有限元分析, 以提高盾构机刀盘设计的可靠性。
关键词：软土,盾构机,刀盘,设计
参考文献
[1]陈韶章, 洪开荣.复合地层盾构设计概论[M].北京:人民交通出版社, 2010.
[2]李建斌.浅谈盾构刀盘的设计与应用[J].建筑机械化, 2006 (8) :31-35.
软土盾构隧道 篇7
盾构法施工是地铁施工的一种常用方法,特别是在软土地区的盾构施工中,土体加固的成功与否直接关系到盾构机能否安全始发、到达。合理的端头土体加固施工工法,是保证盾构顺利施工的非常重要的环节。因此要求加固后的土体在端头井围护结构凿除后能有良好的自稳性、防水性、匀质性。本文分析了软土地区端头土体加固的方法、加固范围及加固后的稳定要求,最后结合工程实例对端头土体加固的质量进行数值模拟分析。
1 软土地层端头加固方案
在软土地层,加固方案主要考虑地层的工程地质条件和水文条件进行选取,对于加固范围内地层主要为砂性地层的,一般采取旋喷桩或冻结法进行加固,对于黏性土及其他非砂性地层,一般采取搅拌桩进行加固,砂性地层端头地层加固建议采用三重管旋喷法,黏性土等软土地层建议采用三轴搅拌桩进行加固。本工程采用高压旋喷桩和三轴搅拌桩联合加固的方式进行加固。
2 盾构端头井加固范围
2.1 纵向加固长度的确定
根据软土地区长期的施工经验,纵向加固长度小于盾构长度时在盾构掘进中当盾尾尚未进入洞门圈时,盾构刀盘已经脱离加固区,加固区前方隧道洞周的水土(特别是砂性或粉土地层)可能沿着盾壳与岩土之间的空隙而进入端头井(始发井),造成地层损失和地表沉降,严重时,可能造成盾构始发失败。所以应大于盾构长度,一般为盾构主机长度+1.5 m～2.0 m止水厚度。
2.2 横向加固长度的确定
对于软土地区地层的特殊情况提出了以上端头加固的形式,同时根据加固土体的防水目的和目前现场施工实际所使用的方法,建议在端头井加固时纵向长度取主机长度+1.5 m～2.0 m止水厚度,横向加固长度为盾构直径+两侧各3 m。
3 软土地区加固后的质量要求
在我国的软土盾构工程中,在软土地区土体加固强度要求0.8 MPa～1.5 MPa;加固的强度也不能太高,太高会加大盾构机掘进的难度,严重的会引起地面隆起。加固土体的抗渗要求偏高,加固后土体的渗透系数一般应满足10-8 cm/s。实际施工中用渗透系数来要求难以检验且难以反映加固土体的整体抗渗效果。端头土体加固的范围为盾构隧道轮廓外3 m左右。
4 工程实例验证
4.1 工程概况
某地铁根据施工方案设计,采用工作井盾构进出洞法施工,根据地质勘察资料,盾构出洞时将穿越的土层为(4)层灰色淤泥质黏土与(5)1-1层灰色黏土。出洞阶段隧道全断面为(4)层灰色淤泥质黏土,顶部以上3 m为(2)3-1灰色砂质粉土与粉质黏土互层,底板以下为(5)1-2灰色砂质粉土层。在隧道某站进口段,由于软土地层的变化较为复杂,各处土质条件不一样,周围市政设施的分布不同,管线和房屋建筑环境保护的要求也不一样。某地铁10号线隧道工程盾构始发深基坑地基加固采用850三轴搅拌桩施工,搅拌桩与地下连续墙之间接缝采用800的高压旋喷桩加固。三轴搅拌桩采用套打施工,共布置三轴搅拌桩304幅,搅拌桩均为实际体搅拌,有效桩长26.594 m,水泥掺量20%,水灰比1.6。搅拌桩与北端连续墙之间布置800的高压旋喷桩74根,有效桩长为26.594 m,旋喷桩搭接长度为200 mm,水泥掺量为450 kg/m3,水灰比1.0。
在这种高压旋喷桩和三轴搅拌桩联合加固的方式中,应尽量使搅拌桩加固区贴近地下连续墙,减少压密注浆的宽度;同时在搅拌桩与地下连续墙之间采用高压旋喷桩来替代压密注浆起到止水和挡砂的作用,以避免出洞时发生坍塌,而危及人身安全和造成对周边环境的不良影响。如果地下连续墙施工时发生过槽壁坍塌,要慎重考虑该法的可行性。加固图如图1所示。
4.2 加固后的数值模拟研究
采用FLAC进行数值模拟研究,选取加固后的素混凝土体为模拟的力学几何模型,以现场原型工程为研究对象。考虑对称性和条件统一性,选取一个加固后的端头井的一部分建立模型。力学模型尺寸为9 m×6 m×10 m,模型底面采用固定X,Y,Z方向的位移约束。模拟计算中的参数均为加固28 d后混凝土达到完全养护后的实测值。在模拟计算中假定加固后受到地面的均布荷载q、自重应力和水土压力的作用。模拟洞门打开时在这些力的作用下加固体是否发生大的位移和大的应力变化。
经过数值模拟后的结果如图2,图3所示,通过基于原型工程的数值模拟可以得到端头井加固后在地面均布荷载和水土压力作用下洞门打开时的应力场和位移场分布情况。模拟结果表明加固后的块体应力集中主要发生在洞门的顶部、底部和两地角,但应力的变化均不大,对加固后的块体均不产生大的影响;从位移场边图可以看出在均布荷载和水土压力作用下盾构面都能完全的保证稳定性,加固后的土体在打开洞门后Y方向的位移量很小,对基坑的安全基本不造成危害。
模拟结果与施工经验基本相一致,模拟计算对施工有较好的指导意义。
4.3 加固后的渗透系数测定
目前普遍采用的加固土体防水性能指标要求渗透系数小于10-8 cm/s。实际上,要求加固土体的防水性能必须达到一定的指标其目的是保证在端头井围护结构凿除以后,未加固土体中的地下水不致透过加固体渗出造成水土流失或造成后部土体稳定性的破坏。所以在现场施工时通过打探孔观察渗水流量的形式来检测。具体如下:1)土体加固后,在端头井围护结构的上、中、下和左、中、右共钻100 mm的探孔9个,探孔进入加固土体大于20 cm。2)观察各个探孔的渗水情况,要求不能有明显线流,不得有浑水或夹泥砂流出。3)9个探孔的渗水量在下部收集后,24 h渗出量小于0.03 m3。通过以上探孔手法发现该端头井无明显的渗流水,而且在24 h后总的渗流量小于0.02 m3,实测结果完全符合要求。
5 结语
经计算可以得到:1)在软土地区采用旋喷桩和搅拌桩联合加固的优点为施工速度较快,加固后的加固体比较均匀,同时加固的成本相对较低,加固后的土体强度适中。2)通过模拟计算可见加固后的土体应变大小适中,不至于抗压强度小而引起打开洞门发生流砂现象,也不至于加固强度过高而引起盾构机出洞困难,或是掘进时引起地表隆起等现象。3)通过现场加固后土体的测试发现基本不出现渗流现象。
通过以上的计算和结论可以看出高压旋喷桩和三轴搅拌桩联合加固的方式是一种经济合理、安全可靠的加固方法,结果表明在软土地基盾构的施工中可用这种方法来解决问题。
摘要：主要介绍了软土地区盾构端头井基坑加固方法,重点阐述了高压旋喷桩和三轴搅拌桩联合加固的方法,并用FLAC软件对加固后土体进行数值分析,结果表明此种方法可用于软土盾构端头井的设计和施工。
关键词：软土地区,盾构,基坑加固,高压旋喷桩,三轴搅拌桩
参考文献
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[6]张庆贺.上海软土盾构法隧道的理论和实践[J].同济大学学报,1998,26(4):387-392.
盾构隧道防水设计要点 篇8
1 盾构隧道防水防腐设计原则与设计标准
1.1 一般原则
1)盾构隧道结构要满足使用寿命100年的要求。
2)盾构工程防水设计应在工程地质、水文地质、环境条件、结构型式等资料具备完整性、可靠性的基础上进行设计,以保证设计的针对性、正确性。
3)加强盾构隧道结构细部防水设计。
4)结构自防水混凝土在设计和施工过程中,要求采取切实有效的防裂、抗渗措施,并保证混凝土的密实性、整体性、抗裂性,减少结构裂缝的产生,提高混凝土的自防水能力。
5)严格控制盾构管片、止水构件的设计和制作精度,同时采取有效措施保证管片拼装精度,以有效控制接缝变形量。
1.2 盾构防水防腐设计原则
根据盾构隧道的结构特点及使用环境,盾构防水防腐设计原则为“以混凝土结构自身防水防腐为根本,以接缝防水为重点,多道设防、综合治理,确保在设计水压下接缝张开及在允许的错缝时的长久防水防腐性能;对于隧道处于侵蚀性介质的地层时,管片结构应有相应的防腐蚀措施,同时在管片外侧涂刷耐侵蚀的防腐涂料”。所谓“综合治理”,是指不但要从防水的设计、注浆止水措施,还要从衬砌的结构设计、管片拼装质量和控制隧道后期不均匀沉降等多方面进行综合治理。
1.3 盾构防水防腐设计标准
1)盾构隧道防水等级标准,可参照《地下工程防水技术规范》(GB 50108—2001)第3.2.1条和3.2.2条。
2)管片接缝防水应满足在设计的接缝最大张开量和估算的错位量下,埋深2~3倍水压下不渗漏的技术要求。
3)盾构管片处于侵蚀性介质环境时,根据腐蚀情况,其设计应满足《铁路混凝土结构耐久性设计暂行规定》(铁建设[2005]157号)及《地下工程防水技术规范》(GB 50108—2001)的相关要求。
2 管片自防水
管片自防水不单是强调管片单体的抗渗能力,而应从管片设计、管片制作及拼装工艺三方面综合考虑,才能真正做好管片自防水。
2.1 混凝土管片自防水
1)盾构管片裂缝要求:迎水面不大于0.15 mm,背水面不大于0.2 mm。
2)盾构法隧道防水主要是在一定的水压作用下,除了管片必须具有抗渗能力外,更应满足管片纵横缝在规定的张开量及允许的错位量下的防水能力。
3)在有侵蚀介质的区段,管片钢筋混凝土中钢筋的保护层厚度不小于50 mm+10 mm。
4)管片采用≥C45高强度混凝土制作的高精度管片,抗渗等级大于S10,混凝土渗透系数不宜大于5×10-13m/s,氯离子扩散系数不宜大于5×10-9 m2/s。
5)当隧道处于侵蚀性介质中,应采用耐蚀混凝土或外涂刷耐侵蚀的防腐涂料,其混凝土渗透系数不宜大于8×10-14 m/s,氯离子扩散系数不宜大于2×10-9m2/s。氯离子在混凝土中的扩散指标可选用RCM、NEL、ASTM C1202方法结合自然扩散法检测。
6)处于侵蚀性介质中的混凝土管片,还应检测其电通量数据,其电通量需满足《铁路混凝土结构耐久性设计暂行规定》(铁建设[2005]157号)的要求。
7)在腐蚀性介质环境中,需在管片外增涂环氧、有机硅或水泥基渗透结晶涂料等耐磨刷的防腐防水涂料。
8)盾构管片在制作时可掺入适量优质粉煤灰及低收缩量的外加剂。
9)按有关规定严格控制混凝土中Cl-、碱、C3A的含量。
10)管片应采用蒸养或浸水养护。
2.2 管片的制作精度要求
1)如果衬砌管片制作精度差,加上衬砌拼装的累积误差,将会导致衬砌接缝不密贴而出现较大的初始缝隙,此时如果接缝防水材料的弹性变形量不能适应缝隙要求就会出现漏水。另外衬砌制作精度不够时,衬砌容易在盾构推进时被顶碎和崩落,从而导致漏水。根据国内外隧道施工实践,采用高精度钢模来提高管片精度是很重要的环节。
2)要严格控制管片的制作误差,钢筋混凝土管片制作尺度的允许偏差应符合下列规定:
(1)管片宽度误差为:±1 mm;
(2)管片弧、弦长误差为:±1 mm;
(3)管片厚度误差为:+3,-1 mm。
3)试验表明:密封垫在错位时其压缩能力要远远小于不错位情况下的压缩能力,因而在管片拼装过程中要做到位置准确,保证将错缝宽度降到设计允许值内。
2.3 对材料的要求
1)水泥
(1)水泥品种:不得使用立窑水泥厂生产的水泥,应选用低水化热的普通硅酸盐水泥。
(2)水泥用量及水胶比要求:混凝土的水泥用量控制在260~280 kg/m3,最小胶凝材料不小于400 kg/m3,水胶比不大于0.4。
(3)严格控制水泥细度、胶凝时间和化学成分,保证水泥的体积安定性、和易性、流动性等指标。
2)砂、石要求:执行JGJ 52—2006标准。
3)粉煤灰:应用于防水工程的粉煤灰级别要求达到Ⅰ类或Ⅱ类。干湿法获得的粉煤灰,其含水量不宜大于1%;湿排法获得的粉煤灰,其质量应均匀。
4)混凝土外加剂:应满足混凝土防水剂国家建材行业标准的要求。
5)混凝土用水:应严格执行JGJ 63—2006《混凝土用水标准》的相关规定。
6)强腐蚀性环境作用下的结构,可根据需要采取特殊的防腐措施,如在混凝土组成中加入阻锈剂、防腐剂、水溶性聚合树脂,混凝土表面涂敷或覆盖保护材料,选用环氧涂膜钢筋,以及必要时采用阴极保护等措施。
3 接缝防水
管片接缝防水包括管片间的密封垫防水、隧道内侧相邻管片间的嵌缝防水以及必要时向接缝内注浆等。其中密封垫防水最重要也最可靠,是接缝防水的重点。
3.1 密封垫
3.1.1 密封垫设计基本要求
密封垫设置位置一般是在管片外缘,如图1所示。
1)密封垫的功能要求:要求密封垫能承受实际最大水压的3倍。衬砌环缝的密封垫还应在衬砌产生纵向变形及估计的错位量时,保持在规定水压力作用下不渗水。
2)密封垫材料要求:实践证明,密封垫的材料性能很大程度上决定着接缝防水的短期或长期效果,尤其是在防水功能的耐久性上,即要求密封垫能长时间保持接触面应力不松弛。其耐久性包括耐水性、耐疲劳性、耐干湿反复作用、耐化学腐蚀性等。对于遇水膨胀橡胶还要求长期保持膨胀压力。
3.1.2 密封垫设计考虑因素
1)管片密封垫及沟槽的设计原则为:
(1)根据管片拼装误差、接缝容许变形量和密封垫的特性参数,作出理论计算,再选择一定的安全系数。安全系数K一般应大于1.5。
(2)隧道管片拼缝间隙为0时,千斤顶的工作推力大于密封垫的压缩反力,作用在密封垫上的螺栓紧固力也应大于密封垫的压缩反力。
(3)密封垫沟槽截面积大于密封垫的截面积。防水密封垫断面型式主要考虑设计防水压力和管片接缝间隙因素。
(4)密封垫材料配方硬度设计主要考虑管片螺栓紧固力。
2)密封垫材料的设计:
接缝防水主要根据密封垫的弹性受力原理,以预制成型密封垫实现防水目的。密封垫断面面积设置要求根据不同工程条件、使用条件进行试验。理论变形量可按下式进行计算:
式中:δ——密封垫在设计水压力作用下,允许的环缝张开值,mm;ρmin——隧道纵向变形曲线最小曲线半径,mm;D——隧道外径,mm;B——管片环宽,mm;δ0——生产及施工误差可能造成的环向间隙,mm;δa——隧道临近建筑物及桩基沉降等引起的隧道挠曲和接缝张开量,mm。
密封垫选型的关键是材质与配合比必须恰当,构造形式必须合理。密封垫沟槽深度与密封垫高度应按式(2)、式(3)计算:
式中:α——密封垫最大压缩率,即压至0 mm时的压缩量,由设计设定,%;α′——密封垫最小压缩率,由设计设定,%;δ———设计中接缝允许张开量,mm;D——要求的密封垫沟槽深度,mm;H——要求的密封垫高度,mm。
密封垫沟槽截面积与密封垫截面积的关系:为能使密封垫安全压密(环缝张开量为0 mm),密封垫沟槽截面积应大于等于密封垫的截面积,其关系应按下式计算:
式中:A——密封垫沟槽截面积,mm2;A0——密封垫截面积,mm2。
密封垫应有足够的宽度,其大小视埋深和管片环纵面的凹凸榫而定。
3)遇水膨胀材料的作用:遇水膨胀橡胶与弹性橡胶复合密封垫在弹性橡胶弹性止水的基础上增加了遇水膨胀止水功能。该材料在管片之间产生较大张开量,依靠弹性橡胶回弹无法完全止水的情况下,膨胀橡胶遇水会产生体积膨胀,从而达到止水的目的。
3.1.3 常见密封垫的形状
在试件材质确定的情况下,密封垫的断面构造形式对止水起了决定性的作用。常用的密封垫有3种基本断面构造:梯形(弹性橡胶与遇水膨胀橡胶复合、全遇水膨胀橡胶)、中孔型(弹性橡胶与遇水膨胀橡胶复合、全遇水膨胀橡胶、全弹性橡胶)、梳型(弹性橡胶与遇水膨胀橡胶复合、全弹性橡胶)。见图2。
3.1.4 密封垫相关材质要求
1)对密封垫的材质要求,包括下列技术指标:硬度、拉伸强度、扯断强度、伸长率、恒定压缩永久变形、老化系数、防霉等级;对于遇水膨胀橡胶,还应该增加吸水膨胀率等。
2)密封垫还应符合下列规定:
(1)要求密封垫在盾构千斤顶顶力作用下能够保持弹性变形能力。
(2)密封垫在长期压应力的作用下,应限制其塑性变形量(永久压缩变形≤25%)。
(3)密封垫在长期水压作用下,当环缝纵缝达到预定的张开量(3~10 mm)时仍能满足止水要求。
(4)压应力与压缩变形的关系应是环缝张开0mm对密封材料的压缩力小于千斤顶最大顶力。
(5)密封垫材料的技术性能指标应符合相关规定。
(6)封顶块两侧的橡胶垫在拼装前需在表面涂抹润滑剂,封顶块/临接块纵缝密封垫内需设置尼龙绳以限制插入时橡胶条的延伸。尼龙绳在生产封顶块时已嵌入密封垫中部。
3.1.5 承压传力衬垫
考虑到管片的制作误差和拼装误差会造成混凝土管片接触面产生应力集中,造成管片碎裂致使渗漏水,为此须在管片接触面之间粘贴衬垫薄板以分散荷载,避免局部应力集中。
3.2 相邻管片间的嵌缝防水
3.2.1 嵌缝的作用及要求
1)嵌缝防水是衬砌接缝防水的又一道防线。
2)嵌缝作业区的范围,应根据隧道使用功能和防水要求进行设计。根据设计经验,嵌缝范围一般为拱底90°,拱顶45°(这被称作“标准环嵌缝”);在盾构进洞和出洞口,即每条区间隧道与车站连接的两端各25环,以及联络旁通道两侧各5环则需要整环嵌缝,即全断面实施嵌缝。
3)当环缝处于变形缝位置时,则采用柔性防水材料如聚氨酯密封胶嵌填整条环缝。
3.2.2 嵌缝材料及嵌缝形式
1)嵌缝材料应有良好的不透水性、潮湿基面粘结性、耐久性、弹性和抗下坠性。
2)嵌缝槽的形状要考虑拱顶嵌缝时不致使填料坠落、流淌,因而通常设计为口窄肚宽。嵌缝材料有两大类:一是未定型类;二是预制成型类,宜采用膨胀橡胶、特殊外形橡胶及控制膨胀材料、扩张芯材等。
3)嵌缝槽应符合下列要求:槽深度与宽度之比>2.5(槽深度20~55 mm,单面槽宽宜为3~10 mm)。
3.3 接缝内注浆
1)重要盾构法隧道宜设置一道在管片拼装结束后可以通过预留注浆孔灌注注浆的防水线。
2)注浆材料主要有两类,水溶性聚氨酯一般用来处理变形缝,丙烯酰胺处理一般接缝。
3.4 其它
1)竖井与隧道结合处,可采用刚性接头,但接缝宜采用柔性材料作密封处理,并宜加固竖井洞圈周围土体。在软弱地层距竖井结合处一定范围内的衬砌段,宜增设变形缝。变形缝环面应贴设垫片,同时采用适量可适应大变形量的密封垫。
2)盾构出洞防水处理:为防止泥沙及水的涌入,需要设置帘布橡胶圈。帘布橡胶由模具分块压制然后连成一整环。
3)隧道接口防水:在盾构隧道与其它结构接口处模筑后浇洞口环梁,并在后浇洞口环梁与管片、与各结构内衬之间预埋一道注浆管,收口环突出墙端5~10 cm,并设置引水槽引水;管片与现浇洞口处应设置不锈钢接口槽,接口外侧围岩应做注浆处理。
4 管片螺栓孔防水(包括注浆孔和手孔)
4.1螺栓与螺栓孔或压浆孔之间的装配间隙也是渗漏多发处,采用的堵漏措施一般是用塑性和弹性密封圈,在拧紧螺栓时,密封圈受挤压变形充填在螺栓和孔壁之间,达到止水效果。另一种方法是采用一种塑料螺栓孔套管,浇筑混凝土预埋在管片内,与密封圈结合起来使用,防水效果更佳。
4.2设置防渗漏的螺栓孔密封圈应符合下列规定:
1)螺孔密封圈应设置在肋腔螺孔口(通常制成锥形倒角),特殊需要时,也可设置在环缝面螺孔口。
2)螺孔密封圈与衬砌螺孔密封圈沟槽匹配,它在螺帽与垫圈的作用下挤入螺孔内起到压密或膨胀止水。
3)螺孔密封圈材料应是氯丁橡胶、遇水膨胀橡胶,也可采用橡胶制品或塑料制品,其技术指标与密封垫相同。
4)手孔及吊装孔(兼注浆孔)采用遇水膨胀橡胶圈止水,并用微膨胀水泥封孔。见图3。
5 管片外防水
管片外防水实际上包括管片外防水防腐层设置及管片外注浆两方面内容。
5.1 防水防腐层
1)防水防腐涂层设计的必要性和要求
影响钢筋混凝土结构寿命的主要原因是钢筋的锈蚀及混凝土的腐蚀。由于地下水中富含硫酸根离子、氯离子、活性二氧化碳、碳酸氢钙等,混凝土自身微小裂缝的存在及混凝土本身具有的渗透系数,会使混凝土钢筋及混凝土受到破坏。在设计阶段就需要考虑防护措施,如采用耐腐蚀水泥、外涂防护材料等。以前曾认为地下水中这些有害物质含量较低,不必采用防护措施,但随着对腐蚀问题认识的深化,也遭受了不少工程被腐蚀破坏的教训,逐步认识到即使在有害物质含量很低的情况下,钢筋腐蚀仍十分严重。这是因为地下水中有害物质会随地下水逐步渗入隧道内部,水分不断蒸发而有害物质不会蒸发,于是有害物质不断积聚而达到产生危害的浓度。所以管片的外防水涂层在很大程度上是必要的。对管片外防水涂层的要求如下:
(1)涂层应能在盾尾密封钢丝刷与钢板的挤压摩擦下不损伤;
(2)当管片弧面的裂缝宽度达到0.3 mm时,仍能抵抗0.6 MPa的水压,保持长期不渗漏;
(3)涂层应具有良好的抗化学腐蚀功能、抗微生物侵蚀功能和耐久性;
(4)涂层应具有防迷流的功能,其体积电阻率、表面电阻率要高;
(5)管片外防水涂料宜采用环氧或改性环氧涂料等封闭型材料;也可采用水泥基渗透结晶型或硅氧烷类等渗透型材料。
2)外防水范围
管片外防水是用防水涂料涂抹在管片迎水面,及管片环向和纵向橡胶密封条外侧的混凝土面上。
5.2 管片外注浆
利用吊装孔再对管片外进行回填注浆,对管片间环向空隙进行注浆,进一步提高防水效果。
1)盾构施工中实施背后注入浆液(管片外注浆)的目的有:
(1)防止地层变形;
(2)提高隧道的抗渗性;
(3)确保管片衬砌的早期稳定(外力作用均匀)。
2)对背后注浆材质要求如下:
(1)充填性好,不流窜到尾隙以外的其他地域(不漏失到掘削面及围岩土体中去);
(2)浆液流动性好、离析少;
(3)浆液具备不受地下水稀释的特性;
(4)材料分离少,以便能长距离压送;
(5)背后注浆填充后,要求早期强度均匀,其数值与原状土的强度相当;
(6)浆液硬化后的体积收缩率和渗透系数要小;
(7)无公害、价格便宜。
软土盾构隧道 篇9
1 工程地质概况
根据地勘资料可知:既有铁路隧道穿越土层以(3)1层粘土和(3)2层粉质粘土,局部略夹薄层粉土为主;既有铁路隧道与新建盾构隧道之间土层以(3)3层粉土夹粉质粘土为主,为弱透水层;新建盾构隧道以(3)3层粉土夹粉质粘土和(6)1层粉质粘土为主,(3)3粉土夹粉质粘土为弱透水层,(6)1层粉质粘土为微透水层。
2 计算模型尺寸及参数
2.1 计算模型尺寸
基于Ansys数值软件建立3维模型模拟盾构穿越既有铁路隧道(见图1),对其变位和受力进行分析。模型尺寸:横向×纵向×深度=60 m×60 m×51.5 m,隧道内径6 m,外径6.7 m,管片厚0.35 m,灌浆层厚0.15 m,管片宽度1.2 m,弹性模量34.5 GPa;盾构外径7 m,上下两隧道正交通过,下隧道覆土厚18 m,上隧道覆土厚度7.5 m,既有隧道和在建隧道净距3.5 m。
2.2 计算模型参数
本文中所有地层参数均采用Ansys软件中提供的D-P模型,地层的基本参数如表1所示:
3 数值模拟研究
3.1 推力影响分析
盾构机开挖面距既有隧道水平距离12 m,灌浆压力为0.30 MPa,掌子面推力分别为0.30MPa,0.35 MPa,0.40 MPa,对已有隧道的变形影响见图2。可以看出,在建隧道盾构施工会引起前方既有隧道的沉隆变形和纵向与水平位移,并随着推力的增大变形明显增大。
3.2 注浆压力影响分析
掌子面推力采用0.30 MPa,探讨灌浆压力分别为0.15 MPa,0.25 MPa,0.30 MPa,对已有隧道的变形影响见图3、图4。
计算结果表明,在建隧道的注浆压力对已建隧道的沉隆变形影响非常大,注浆压力越大,在建隧道隆起变形越大。施工时应加强现场监测,根据已建隧道及周边变形,通过调整注浆压力大小来控制既有隧道的挠度变形。
从计算结果看,在建隧道的注浆压力对已建隧道的纵向水平变形的影响比较小,引起已建隧道的纵向水平偏移的主要因素是掌子面推力。
3.3 工况影响分析
对盾构到达既有隧道前、到达时、通过后对既有隧道变形的影响进行比较,所采用灌浆压力0.30MPa,掌子面推力为0.30 MPa。结果见图5、图6。
可以看出,盾构到达前会造成前方隧道的隆起,随着盾构的前移又逐渐下沉。
结果显示,盾构施工会引起既有隧道向盾构前进方向偏移,并且在盾构到达时其变位达到最大值,这主要受盾构机前行推力的影响,实际施工时当盾构机接近既有隧道时应适当减小推力、减缓推进速度,同时加强对既有隧道、地表变形和受力状态的监控检测,确保施工顺利进行。
3.4 隧道间距影响分析
地质条件情况同上,两隧道正交,既有隧道与新建隧道的间距分别为2 m,3.5 m,5 m和6.5 m,两隧道空间位置图见图7。
比较工况:开挖面在既有隧道正下方,灌浆压力0.30 MPa,掌子面推力为0.30 MPa。
图8至图11为既有隧道竖向位移云图,图12为不同间距时既有隧道最大竖向位移比较图。在图中可以看出随着隧道间距的不断增大,既有隧道的最大竖向变形值不断减小,隧道间距与既有隧道竖向变形之间的关系可以用式(1)表示:
式中:s为既有隧道最大竖向变形值,d为两正交隧道间距。
图13为不同间距时既有隧道的弯矩分布图。实线所示为既有隧道下无新建隧道时的弯矩分布形式。从图中可知,新建隧道的修建使得既有隧道的弯矩有较大程度的增加,随着间距的不断增大,弯矩的增加量也逐渐减小,当间距达到6.5 m时,最大弯矩的增加量仅为20%(50 k N·m增加60 k N·m)左右,而当间距为2 m时,弯矩增加近3倍(50 k N·m增加148 k N·m)。
以上计算结果表明,当两隧道正交分布时,一定要设置合理的间距,否则会造成既有隧道因变形或内力超过其初始设计值而发生工程安全事故,如遇城市地下空间狭小等问题,不能设置安全间距时,则应考虑适当加固两隧道间的土体,增加其刚度,减少隧道间的应力传递。
4 结论
(1)隧道施工中会造成既有隧道向盾构前进方向偏移,在建隧道与既有隧道间距越小,引起的纵向变形越大。在横向,随着距离的增加,既有管道的竖向变位迅速减小,至在建隧道轴线30 m以外,不同间距的隧道施工引起的变形逐渐趋于一致。
(2)新建隧道和既有隧道间距与既有隧道的竖向变形之间存在线性关系;当间距为6.5 m时,既有隧道弯矩增加20%,而间距为2 m时弯矩增加3倍。
(3)注浆压力越大,既有隧道上方地面的隆起可能就越大。
摘要：以无锡地铁某盾构隧道区间穿越既有铁路隧道为工程实例,基于Ansys数值软件建立3维力学模型,从盾构隧道施工过程中的盾构推力、注浆压力、施工工况、相邻隧道间距4个方面对盾构隧道施工引起的既有铁路隧道的结构变形和受力规律进行了数值模拟,并分析了既有隧道变形的机理和影响因素。
关键词：地铁,盾构隧道,既有隧道,数值模拟,结构变形
参考文献
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盾构隧道底部注浆加固技术 篇10
关键词：盾构,隧底,注浆加固
地铁盾构隧道难免有时要通过稳定性差的淤泥层和细砂层等软弱地层,而隧道底部的淤泥层和细砂层在动载荷作用下易产生蠕变或液化,从而导致隧道沉降变形而影响隧道的正常使用。为减少风险,须对淤泥层和砂层进行加固处理。
对于盾构隧道底软弱地层加固,以往通常做法是从地面采用搅拌桩或旋喷桩进行加固。但从地面加固往往会有以下问题:(1)征地困难,在地铁隧道施工时,场地往往处于闹市区,征地比较困难,而且征地费用高昂;(2)加固范围内下方有可能分布大量的电讯、供电、供水、供气等管线,迁改困难、耗时;(3)如果加固范围内地面有重要建筑物,则可能不具备施工条件;(4)搅拌桩的施工深度有限,质量很难保证,而旋喷桩施工费用很高;(5)从地面预先加固人为地改变了隧道断面地层,可能会给掘进造成困难。
本文通过工程实例介绍一种在隧道内采用特制复合袖阀钢管隧底注浆加固方法。该方法有效避免了从地面加固存在的问题,可作为盾构施工中的辅助施工工艺。此工艺的完善及推广具有很高的经济效益和社会效益。
广州市轨道交通二、八号线延长线盾构3标主体工程由2个盾构区间组成,即南浦站-会南区间中井区间和南浦站-洛溪站区间。隧道内径∅5 400mm,外径∅6 000mm,管片厚度300mm,管片宽1.5m。工程采用德国海瑞克公司生产的∅6250型泥水平衡盾构机进行隧道掘进施工。
广州地区地质条件复杂多变,根据地质详勘报告:南浦站南侧(南浦站-会南区间)隧道右线长度26.585m、左线122.16m,隧道底板绝大部分处于淤泥中,厚度约为1.9~3.9m,其中部分淤泥天然含水量73.50%,孔隙比为2.005;其余淤泥质土天然含水量63.40%,孔隙比为1.7。南浦站北侧南浦站-洛溪站区间隧道始发段,右线长度73.687m、左线94.202m的隧道底板绝大部分处于冲积-洪积粉细砂层、冲积-洪积粉中粗砂层中,厚度约为0.5~2.0m。两处隧道底距地面约18m。
由于南浦站南北两侧盾构始发段部分隧道底处于淤泥或细砂层中,存在地震蠕变或液化的可能。为保证隧道在使用过程中的安全,拟对隧道底部的淤泥层与易液化砂层进行加固处理。但由于南浦站南北两侧隧道上部均为交通要道,而道路下方分布有大量的电讯、供电、供水、供气等管线,如果从地面搅拌桩或旋喷桩加固,需要征地和管线迁改,因此采取了在隧道内使用复合袖阀钢管注浆加固的方法。
1 隧道内复合袖阀钢管注浆加固原理
复合袖阀钢管注浆加固地基土的机理是将水泥浆液通过劈裂、渗透、挤压密实等作用,与土体充分结合形成较高强度的水泥土固结体和树枝状水泥网脉体。注浆花管中有上下两处设有两个栓塞,使注浆材料从栓塞中间向管外渗出,阻塞器在光滑的袖阀钢管中可以自由移动,可以根据工程需要在注浆区域内某一段反复注浆。施工中,它能够定深、定量,进行分序、分段、间隙和重复注浆,该工艺适合软弱土体加固处理。而且袖阀钢管可留在土体中作为加固体的一部分,有效提高土体的承载能力。
2 加固关键技术
2.1 防喷涌问题
由于隧道埋深大,而加固地层主要以液化砂层及淤泥层为主,因此在隧道内成孔和注浆时(特别是砂层),须防止管内或管与管片预留孔间产生喷涌。针对该风险对普通袖阀钢管进行了改进,确保成孔和注浆过程中的安全。
1)采用特制的复合袖阀钢管,钢管底部为圆锥型封闭,确保砂层或地下水不能从管底进入注浆管内。
2)复合袖阀钢管上的注浆孔用橡胶皮套箍住,确保注浆的单向性。即在压力作用下注浆液通过注浆孔撑开橡皮套,将浆液注入加固区,而外边的砂或地下水则不能通过注浆孔进入注浆管内。隧底复合袖阀钢管构造见图1。
3)袖阀钢管每节长2m,顶部安装带观察管的钢帽,钢帽可承受锤击。观察管上设可开闭的阀,用作观察注浆管内是否有地下水侵入,如果有地下水,可关闭观察管上的阀,也可通过观察管注浆封堵。
4)在盾构管片上按要求预埋孔径49mm(内径净空),长度285mm的管片注浆套管作为注浆预留孔。在打入袖阀钢管前,套管内安装一个防止地下水通过管隙进入隧道的逆止阀;为加强保障,除了逆止阀,在注浆套管上方安装一个带多重止水橡胶的钢套管。袖阀钢管插入钢套管内,通过止水橡胶有效防止管壁间涌水。钢套管与管片注浆套管的构造见图2。
5)套管与袖阀钢管的缝隙还可在注浆时注入封闭浆液,确保缝隙的封堵。
2.2 注浆孔布置
土层液化对盾构隧道的危害主是隧道下部的土层液化造成隧道的沉陷变形,因此隧道抗蠕变或防振动液化加固可以只加固隧道底部9 0°范围,加固深度视隧道底砂层和淤泥层厚度而定,如图3所示。
为了满足注浆的需要,在隧道底部范围内A1、A2、A3管片的注浆孔进行加密,每环增设三个加固注浆孔位,因此包括两个吊装孔在内用于隧底加固注浆的孔位共有5个,注浆孔在管片预制时即预埋好,管片加固注浆孔布置如图4所示,注浆加固半径约0.8~1.0m,最外缘两注浆孔夹角为72°,由于注浆浆液的扩散作用,加固范围可超过90°。
3 加固工艺流程及工艺要点
隧底注浆加固工艺流程如图5所示。
当隧底是淤泥层时,以采用纯水泥浆单液注浆为主;当隧底是液化砂层时,采用水泥浆+水玻璃双液注浆为主。两种地层均可根据情况采用单液和双液交替注浆。
3.1 主要材料
1)水泥 采用普通硅酸盐42.5R水泥。
2)水玻璃 采用40%的硅酸钠溶液。
3)水 自来水。
3.2 施工参数
1)注浆压力 隧道底需加固处理的软弱地层为淤泥层和中、细砂,注浆工艺应采用渗入性注浆,即在注浆压力作用下,浆液克服各种阻力而渗入孔隙和裂隙,压力越大,吸浆量及浆液扩散范围就越大,而注浆过程中为了使隧道管片结构不受破坏,所用的注浆压力又要相对较小。因此,依据该工程土体情况及加固要求,注浆压力设定为外界水压+0.5~1MPa,具体由现场注浆情况确定。在该注浆压力条件下,在渗入地层的注浆时间内浆液粘度能基本保持不变,且能达到足够的扩散半径,扩散有效半径800~1 000mm。
2)浆液配比 水泥浆的水灰比(0.6~1.0)∶1,水泥浆∶水玻璃=1∶(0.5~1.0)。
3)浆液耗量 按加固深度每米注浆段水泥耗量250~300kg估算,具体根据施工情况进行调整。
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