关键词： 模型
盾构隧道排水研究（精选九篇）
盾构隧道排水研究 篇1
全断面触变液化砂层具有透水性强、稳定性差的特点,在富水砂层地区采用盾构法进行地铁施工,盾构始发和到达施工时隧道洞门极易发生涌水、涌砂及地层坍塌等严重事故,危及周围建构筑物安全,甚至造成盾构始发或接收失败。
1 工程概况
北京地铁6号线二期16标段东部新城站-东小营站区间工程位于北京市通州区。盾构隧道衬砌管片厚度0.3m,环内径5.4m,外径6.0m,环宽1.2m。管片衬砌每环由6块管片组成,采用错缝拼装方式,隧道转弯时采用左、右转弯楔形衬砌环[1]。区间穿越的地层为全断面粉细砂层、中粗砂层,局部夹杂粉质黏土薄层。属于触变液化砂层。线路赋存潜水一种地下水。
2 盾构机端头加固方案确定
针对现场实际地质情况和进行端头加固所要达到的目的以及国内其他地区相同地层盾构洞门土体加固的成功经验进行分析,拟采取以下方案:
(1)采用双重管回抽式注浆方法加固隧道始发端地层,以使开挖断面及上覆地层具有较好的自稳性[2]。因隧道埋深较大,且含水量大,注浆施工质量不能得到完全保证,盾构始发时涌砂的风险仍然较大,还需采取进一步保证措施[3]。
(2)充分利用车站端头11口降水井保证其正常工作,并定时观察始发端头的水位。
(3)在东部新城站结构围护桩外侧1米外垂直线路方向打设一排C10素混凝土桩,防止洞门围护结构破除后发生地层坍塌及涌水、涌砂事故。
(4)将止水橡胶帘布安装在隧道洞门,待盾构机刀盘顶在洞门后收紧钢丝绳压紧止水橡胶帘布[4],并盾体通过加固区后从管片注浆孔进行补充注浆,及时将管片与洞门间的空虚压注密实。
根据以上确定东部新城站始发端头加固方案为以双重管回抽式注浆方式为主,素桩及端头降水配合的方式进行。
3 加固方法
3.1 端头注浆加固
车站始发端头土体加固范围:高12m宽24m纵深6m。加固采用双重管回抽式注浆,压注双液浆,加固后的地基应具有良好的均匀性和自立性,其无侧限抗压强度为0.5~0.8MPa,渗透系数≤1.0×10-8cm/s[5]。如图1所示。
施工工艺:
(1)布孔:由测量人员按要求放出加固区域的孔位线,孔间距为1m,梅花形布置。由于南北向有D300天然气管线,具体孔位布置需由测量技术人员经测量标注管线位置,在确保安全的外放线外再进行布孔,当孔间距大于1m时,可通过角度斜孔补偿孔距。
(2)成孔:孔径42mm,垂直度偏差≤1%。
(3)配浆:浆液必须严格按配比调配,搅拌必须有足够的时间以保证浆液的A液和C液浓度均匀。
(4)注浆:一般喷射量为15L/min~20L/min[6],将喷入材料施加压力,可以实现水平渗透效果。在压力达到1.2MPa或该深度的注浆量≥0.5m3时,在提升双重管高度30cm~40cm后再开始新一轮注浆。如出现压力骤变及冒浆等异常现象,应及时查明原因并采取措施。当所有阶梯喷射注浆完毕后,对喷浆后地面实行封密,恢复原状。
3.2 抽水试验
3.2.1 布设降水井
降水井共有11口,布设在加固区外围,其内径350mm,井深30m,间距7m,每口井安装潜水泵1台,其功率为6k W,水泵流量70m3/h。
3.2.2 抽水试验
检查降水井是否可用,完成后进行抽水试验,具体操作为:将降水井启动,当降水井水位达到一定程度且能够保持稳定持续24h时,即水量达到了平衡,此时的水位与盾构接收时的地水位相同。通过试验,第10d时,水位达到稳定,水位最深为18.6m,最浅为17m,根据抽水试验结果,降水结果满足设计要求。
3.3 素混凝土桩加固
为确保洞门围护结构破除时施工安全,防止洞门破除后因注浆加固效果不好导致拱顶及拱侧土体喷涌出来而对洞门端进行加固,洞门采用Φ800C10素混凝土桩18根,素混凝土桩设置在距结构围护桩边缘外侧1m,间距1400mm,素混凝土桩加固深度为隧道拱顶以上4000mm,隧道底板以下2000mm,加固宽度为盾构隧道两侧各3000mm。
3.4 洞门土体加固效果检验
在加固完成后要进行加固效果的检查。检查分两个部分,一为强度检查,二为防水检查。强度检查采用钻孔取芯的方法,取芯强度到达0.5MPa~0.8MPa以上时可认为强度达到设计要求。防水检查为从端头洞门墙钻水平孔,孔要深入加固体内2m以上,然后观察,如孔内没有明显的水流出,可认为达到加固效果,否则要补充加固。钻孔布置图如2所示。
在富水砂层中进行盾构机始发施工技术难度要求高,作业风险大[7]。本车站盾构机始发工程采用双重管回抽式注浆、降水、素混凝土桩加固盾构机始发端头地层、安装洞门止水橡胶帘布等多重风险预防和治理措施,停止降水作业是在盾构机安全顺利始发后进行的。洞门没有出现渗漏水及涌水涌砂的情况,效果良好,加固达到了预期目标。
4 结论
盾构隧道端头加固施工须考虑地质、环境、经济、社会等因素,通过经济技术比较选择合理的加固方法,保证施工的安全。加固深度的确定,需要考虑到上部地基承载力是否满足要求。端头加固的长度对于砂层特别重要,施工过程应注意监测渗水量。
摘要：针对触变液化砂层的条件,对盾构隧道端头加固技术与施工方法及工艺进行研究。通过施工从而达到了预期目的。
关键词：盾构,触变液化砂层,端头加固
参考文献
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盾构隧道排水研究 篇2
双线盾构隧道穿越对既有结构变形的影响研究
利用有限元数值模拟和监控量测的对比分析.对双线盾构2次穿越既有车站时车站筏板基础的变形规律进行了分析,得出了一些有益的.结论.
作 者：郑知斌 刘军 李东海 刘继尧 Zheng Zhibin Liu Jun Li Donghai Liu Jiyao 作者单位：北京市市政工程研究院,北京,100037 刊 名：市政技术 英文刊名：MUNICIPAL ENGINEERING TECHNOLOGY 年，卷(期)：2009 27(3) 分类号：U456.3 关键词：隧道 盾构 筏板基础 数值模拟 监控量测盾构隧道排水研究 篇3
摘要：结合某海底盾构隧道施工实例，通过对盾构管片周围水土压力进行现场测试，掌握水土压力的大小及其分布规律，可为类似工程的设计、施工提供借鉴。
关键词：盾构隧道；管片；监测；水土压力
1 工程概况
1.1 工程设计概况
某核电站的冷却水需要从电站南侧的岛屿取得，故设计了1号、2号两条取水隧道，通过取水隧道将洁净的海水引入核电站，解决核电站的循环冷却用水。1号、2号取水隧道为两条平行直线，隧道最大埋深约55.75m。部分岩石段采用钻爆法施工，其余段落采用盾构法施工。盾构隧道内径φ7.3m，外径φ8.7m，采用盾构管片和二次衬砌复合支护结构，其中盾构管片厚度0.4m，作为隧道的主体结构，二次衬砌厚度0.3m。隧道结构的安全等级为1级，设计使用年限100年，结构设计在满足强度和刚度的前提下，还同时满足防水、防腐蚀等要求。
1.2 地形地貌及工程地质情况
该引水隧道主要位于海域，近岸处多为基岩出露（岛屿）及人工堆积块石（陆地侧），离岸较远部位，属于滨海地貌，地形高程一般为-2.0m～-4.5m之间，水深在0.8m～4.8m之间，由西北向东南逐渐变深，在东南靠近岛屿和近岸处变浅。
工程区在大地构造上位于华南褶皱系（I级），粤东北—粤中坳陷带（II级），永梅—惠阳坳陷带（III级）北部。地质构造总体上以北东向构造为主，次为北西向构造，此外还有零星出露的东西向及南北向构造，它们相互切割、复合，构成了本区构造的基本格架。主要的构造形迹包括褶皱及断裂等。
1.3 管片设计及相关参数
1、2号取水隧道管片钢筋混凝土采用C50高性能混凝土，抗渗等级为S12，外径8700mm，内径7900mm，管片厚400mm，宽度1500mm，根据隧道埋深不同，分浅埋、中埋、深埋段等进行管片配筋。
2 盾构管片水土压力的现场监测与分析
盾构隧道衬砌管片设计理论的关键在于模型本身是否能反映工程的实际情况，能否正确地反映盾构管片与周围土体的相互作用。管片外荷载的大小和分布情况与隧道埋深、埋设地层的水文地质情况、施工方法、管片本身的刚度等有密切的关系。对于如此復杂的影响因素，简单的采用某一计算理论很难真实反映工程实际，因此，本项目通过现场监测的方法，利用土压力盒、孔隙水压力计等监测传感器直接监测作用在盾构隧道管片上的水土压力，对管片承受的水土压力的大小及其分布规律进行研究。
2.1监测断面的选择
本隧道监测主要目的是研究盾构管片周围水土压力大小及其分布规律，选择适合于该地层隧道衬砌结构受力计算模型，确保隧道主体结构的可靠度及安全性，因此监测断面应尽可能选择在覆土厚度、土层性质不同的地段。
1、2号取水隧道洞身主要通过粘土地层，局部为Ⅱ、Ⅲ级围岩。IV、V级及部分Ⅲ级围岩稳定性较差，而大部分Ⅲ级及Ⅱ级土层围岩自稳性一般较好，故监测断面拟在IV、V级围岩中选择。同时考虑到水压、埋深等对围岩压力的影响，据此选取2号洞429、845环管片处，1号洞1690环管片处。
2.2 监测断面的地质条件
监测断面Ⅰ位于2号隧洞管片429环，隧道顶板埋深14.8m，底板埋深23.5m，海水位深度约为2.21m。隧道全断面主要位于可塑～硬塑的⑨粘土层中，属IV级围岩。
监测断面Ⅱ位于2号隧洞管片845环，隧道顶板埋深22.2m，底板埋深30.9m，海水位深度约为2.74m。隧道全断面主要位于可塑～硬塑的粘土⑤层中，属IV级围岩。
监测断面Ⅲ位于1号隧洞管片1690环，隧道顶板埋深25.52m，底板埋深34.22m，海水位深度约为3.34m。隧道全断面主要位于可塑～硬塑的粘土⑧层中，属IV级围岩。
所选3个监测断面地层基本相同，从上到下依次为：暗黄色、饱和、流塑的淤泥土层②，灰色、饱和、流塑的淤泥③，灰黄、黄～黄褐色、饱和、松散～稍密的砾砂④-1，灰色，饱和，流塑～软可塑的淤泥质粘土④，灰色、灰黄色、灰白色，稍密～中密的粗砾砂⑥，灰色、灰黄色、可塑～硬塑的粘土⑦～⑨。
各层岩土的力学参数值见表1。
表1 岩土层主要物理参数统计表
层号名称密度
（g/cm3）饱和重度黏聚力
（kPa）摩擦角
（°）标惯试验
锤击数N
湿干
②淤泥1.560.8915.6445.51
③淤泥1.530.8515.274.55.12
④淤泥质粘土1.721.1717.32118.55
④-1砾砂2.051.7921—299
④-2粉砂混粉质粘土2.001.6420.1812207
⑤粘土1.881.4119.6198.513
⑤-1粗砾砂2.071.8021.7—2911
⑥粗砾砂2.071.8221—3018
⑦粘土1.851.37222011.512
⑧粘土1.951.5322.222.57.015.2
⑨粘土1.821.3222.617.05.615.2
2.3监测点的布置及测试方法
2.3.1监测点的布置
为了研究管片外荷载分布情况，应尽可能多地沿管片外侧布置监测传感器。但埋设太多的传感器会削弱管片本体的强度，同时也会增加监测工作量和监测成本，故传感器也不宜太多。本工程盾构隧道管片是由“4个标准块+2个邻接块+1个K块”组成，根据管片组合形式，在隧道埋设了7处土压力盒和孔隙水压力计等监测传感器，其具体的埋设部位见图1。
图1 监测点布置断面图
2.3.2 测试方法
本次使用的传感器均为振弦式，测试数据使用JTM-V10B频率读数仪，数据采用手动采集。将传感器的两根引出线与频率读数仪的两根引出线分别相连，读出传感器钢弦的振动频率，根据预先标定好的频率—应力曲线即可推算出传感器的受力情况。
2.4 测试结果及分析
2.4.1水压力监测结果及分析
从水压力的断面分布图2可以看出，盾构管片水压力随隧道埋深增加而增大，水压力总体上呈现顶部低，下部高的规律，这与隧道区域渗流场的分布规律一致，隧道管片上的外水压力接近或等于静水压力。但由于隧道周边围岩土层渗透性差异，使得水压力的分布又具有一定随机性。
（a）429环水压力分布图；（b）845环水压力分布图；
（c）1690环水压力分布图
盾构隧道管片变形的研究 篇4
关键词：盾构管片,修正惯用法模型,接头简化,围岩变形
盾构法施工是地铁隧道开挖常用方法之一, 它有安全, 高效等特点。这种施工方法采用装配式管片衬砌作为支护结构, 衬砌结构是由圆弧形管片拼装成环, 每环之间逐一连接而成的。管片与管片之间, 环与环之间通过螺栓连接, 如何考虑管片接头的力学行为和周围土体抗力至今没有形成定论[1,2,3]。目前, 在地铁管片设计中, 对于管片衬砌力学模型用的较多的是惯用法模型。惯用法模型是假定接头和管片的刚度相等 (即不考虑接头的存在) 、土层被动抗力按照假设分布。这种模型简化显然与实际工程状况不符。在不考虑整体稳定性时, 惯用法模型计算的内力偏大、变形偏小。本文对目前广泛应用的惯用法模型的接头简化进行了改进, 推导了修正惯用法模型的位移求解公式;并结合哈尔滨地铁一号线工程大学站~太平桥站区间段勘测与设计资料, 用惯用法模型和修正惯用法模型分别计算了围岩的变形, 之后进行了对比分析。结果表明, 本文推导的公式是可靠的, 本文结果对地铁管片的设计和施工具有理论和实践指导意义。
1 本文修正的惯用法模型
1.1 现用的惯用法模型。
管片结构模型主要是考虑接头和土层抗力两种因素对它的影响。这两方面的力学形态有以下几种考虑方式。接头部分的假设有三种: (1) 接头和管片的刚度相等; (2) 铰接, 接头转动刚度为零; (3) 用弹簧模拟接头。土层被动抗力的假设也有三种: (a) 视为零; (b) 按照假设分布; (c) 用弹簧模拟。目前设计中常用的惯用法模型是 (1) 和 (b) 的组合, 见图1。将管片环看作刚度均匀的环来考虑, 不考虑管片接头部分的弯曲刚度的下降。这显然与实际不符。将均质圆环中加上两侧水平方向布置的弹性抗力。将弹性抗力假定为等分布荷载, 水平的地层反力假定为自环顶部向左右450-1350区间的均布荷载 (三角形) 。
1.2 本文修正的惯用法模型。
考虑接头螺栓的刚度折减 (假设其值为kq) , 衬砌结构为不均匀弹性铰接圆形超静定结构, 其计算简图如图2所示。因为是结合实际工程中的数据, 铰不是沿圆周均匀布置的。整个环分为6块, 即3块标准块 (中心角67.5Á) , 2块邻接块 (中心角67.5Á) , 一块封顶块 (中心角22.5Á) 。
2 利用本文修正的惯用法模型推导的位移公式
2.1 力法基本原理。
为了分析不均匀的弹性铰接圆形结构, 采用力法进行此结构的内力的分析。由于结构、荷载均对称于Y轴, 所以可以取左半部分进行分析。在如图2中, 设衬砌上任一点A, 求此处位移dA, 就是当此处作用单位力与实际情况的荷载作用下产生的内力来决定的。运用超静定结构的位移计算方法, 仍取内力计算时所取的静定结构, 由于轴力与剪力对位移影响很小, 在此略去, 故在各种荷载作用下A点的位移为
式中, j-荷载种类, 为1、2、3、4、5、6;i-弹性铰序号, 为1、2、3。
求任意角度d处的A点的位移公式。在A点施加径向单位力则水平方向的分力为ÁP=s ina, 竖向分力为ÁP=cosa, 则它引起的弯矩为MÁ=R (sin acos j-sin jcos a) , 方向为逆时针。
2.2 利用本文修正的惯用法模型推导出的位移公式。
在图2中的六种荷载作用下, 分别利用力法原理对衬砌结构的位移进行推导, 得出下面六个位移解析解公式:
3 工程实例及结论
3.1 实际工程位移计算。
结合哈尔滨地铁工程大学站至太平桥站区间地质资料和管片的相关数据, 由本文推导的位移公式计算得, 从拱顶开始旋转00、450、900、1350和1800处截面的实际位移分别为:360 mm、289 mm、233 mm、152 mm、75 mm, 符合现行规范要求。由此得出, 管片位移最大处在拱顶, 最小处在拱底。衬砌结构竖直方向收敛变形为285mm, 水平方向收敛变形约为466mm。
用惯用法模型计算的衬砌结构位移最大处在衬砌顶部, 其值约为21mm。其值符合规范要求。随着夹角从00~1800变化, 变形值逐渐减小, 在底部位移为5。衬砌结构竖直方向收敛变形为21mm, 水平方向收敛变形约为23mm。
3.2 结论。
由以上计算结果可以得出以下结论: (1) 用两种模型计算的管片变形规律是一致的, 只是数值大小不同。 (2) 管片的位移自拱顶向拱底逐渐减小, 竖向收敛小于水平收敛, 使衬砌变成一个扁鸭蛋形状。 (3) 同一位置处, 两种模型求得的位移相差很大, 说明惯用法模型计算的衬砌位移和围岩变形偏小, 与实际不符。进一步说明修正的惯用法的合理性和必要性, 这对于盾构法设计和施工都有指导意义。
参考文献
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隧道盾构法施工技术研究 篇5
隧道开挖方法有明挖法和暗挖法。明挖法:先将隧道部位的岩 (土) 体全部挖除, 然后修建洞身、洞门, 再进行回填的施工方法。暗挖法:即不挖开地面, 采用在地下挖洞的方式施工。隧道施工的主要技术有钻爆法、新奥法、盾构法。盾构法是暗挖法施工中的一种全机械化施工方法。它是将盾构机械在地中推进, 通过盾构外壳和管片支承四周围岩防止发生往隧道内的坍塌, 同时在开挖面前方用切削装置进行土体开挖, 通过出土机械运出洞外, 靠千斤顶在后部加压顶进, 并拼装预制混凝土管片, 形成隧道结构的一种机械化施工方法。盾构机主要组成部分见图1。
2 盾构技术发展史
最早是在1818年, 由英国工程师布鲁诺尔 (M.I, Brunel) 发明了盾构机, 并于1925年开始用一个矩形盾构, 在英国伦敦的泰晤士河下面修建世界第一条水底隧道。20世纪初, 盾构法施工已在美、英、法、苏等国开始得到推广, 并逐步应用到水底公路隧道、地下铁道等工程的施工。
近30年来, 盾构法施工在日本、欧美等工业发达国家发展很快, 在城市隧道中使用盾构机施工的已经占到90%的市场份额。
1965年在上海地铁区间隧道的施工中, 我国首次采用盾构掘进机施工地铁隧道, 之后在水底公路隧道, 排水及引水隧道得到推广应用。2004年10月, 上海隧道股份研制出中国第一台具有自主知识产权的地铁盾构掘进机, 并成功地投入到上海轨道交通网的建设。
3 盾构法的主要优、缺点
(1) 盾构法的施工优点。 (1) 施工作业均在地下进行, 噪音、振动引起的公害小, 且不影响地面交通。 (2) 施工人员也较少, 劳动强度低, 且生产效率高。 (3) 隧道的施工费用不受覆土量多少影响, 适宜于建造覆土较深的隧道。 (4) 施工不受风雨等气候条件影响。
(2) 盾构法存在的不足。 (1) 当隧道曲线半径过小时, 施工较为困难。 (2) 如隧道覆土太浅, 开挖面不稳定, 甚至不能施工, 要确保一定厚度的覆土。 (3) 盾构机正上方一定范围内的地表沉陷尚难完全防止, 特别在饱和含水松软的土层中, 目前还不能完全防止以盾构机正上方为中心土层的地表沉降。 (4) 在饱和含水地层中, 盾构法施工所用的拼装衬砌, 结构整体防水性的技术要求较高。
4 盾构法施工步骤
4.1 在隧道的起始端和终端各建一个工作井
始发井采用明挖法施工, 施工方法和明挖车站的施作方法基本相同, 围护结构采用钻孔灌注桩+钢支撑的形式。始发井考虑到在盾构施工阶段的降雨及降雪, 需要在工作竖井内设置一个集水井, 将盾构掘进时施工排放的污水及雨水等收集起来, 用水泵排至地面的沉淀池内。为了方便工作人员安全上下竖井, 工作井内布置钢梯一部, 钢梯布置在始发井的一角, 钢梯由槽钢、角钢、花纹钢板、钢管及圆钢焊接而成。
4.2 盾构机在起始端的工作井内安装就位
在始发井结构施工结束后, 开始安装盾构基座, 为盾构初始掘进做准备。盾构基座采用钢结构, 盾构基座水平位置按设计轴线准确进行放样。盾构基座高程安装时使盾构机就位后比设计高程高15mm, 以利于调整盾构机初始掘进的姿态。
4.3 依靠盾构千斤顶推力将盾构从起始工作井的壁墙开孔处推出
(1) 进入洞口盾构机姿态的控制。盾构机放置在盾构机机座上, 机座的中心轴线和隧道的中心轴线的切线一致, 盾构机平行推进;加工钢后背时, 须仔细核算钢后背的承载能力;安装钢后背时必须精确地放出盾构隧道的轴线, 尤其是在工作井位于隧道的曲线段上时, 钢后背必须安装成与隧道在工作井始发处的切线方向相垂直, 否则盾构推进时就会偏离轴线。
(2) 空载推进。盾构在空载向前推进时, 主要控制盾构机的推进千斤顶的行程及限制盾构每一环的推进量。在盾构机向前推进的同时, 检查盾构是否与盾构机座、始发洞发生干扰或是否有其他异常事件或事故, 确保盾构机安全地向前推进。
(3) 进洞时盾构施工参数的计算。掘进前必须计算盾构掘进施工参数, 进洞时尽量早地建立土压平衡, 在掘进过程中必须制定试验段, 注意相关数据的采集、分析, 严加控制。及时总结并制定出适合本合同段地质条件的掘进工艺参数。
(4) 推进速度。为了保证盾构机姿态、土体平衡, 顺利切削洞口加固后的土体, 保护切削刀, 初始阶段速度定为10mm/min。
(5) 管片拼装。在洞内进行管片拼装时, 要注意管片与管片之间的缝隙的变化, 要保持一定的缝隙, 管片拼装一定要保证其拼装的质量, 尤其是圆整度, 拼装时将管片连接螺旋拧紧并及时用紧线器拉紧, 管片外侧与基座间的空隙用木楔子楔紧固定。
(6) 控制出土量。初始掘进阶段严格控制出土量, 在土体加固范围内, 以控制出土量为核心, 各种参数合理配置, 同时严格填写推进出土记录, 才能保证一环的出土量不至于超挖, 地面不会发生沉降。
(7) 注浆量。盾构机尾部进入土体第一环至第三环的时候, 要将注浆量加大, 并且采用早强注浆材料进行注浆, 以保证洞口的地面不发生沉降。
(8) 注浆管路的冲洗。初始掘进阶段的浆液需从地面浆液台车上压送至盾构机内, 注浆管路比较长, 每环注完浆后, 必须及时将注浆管路冲洗干净, 以保证下一环顺利注浆。
(9) 盾构进入终端工作井并被拆除, 如施工需要, 也可穿越工作井再向前推进。这时为防止出洞口土体坍塌需要对出洞土体进行加固, 据洞口土质条件, 一般采用旋喷桩加固, 并加强地表沉降监测。
5 结语
根据以往经验分析, 普通土压力平衡型盾构主要适用于粉土、粉质粘土、细中砂等挖性较好的土层。在穿越自稳性比较差的土层时, 如砂砾层, 由于土质原因空隙率大, 地层漏失较为严重, 使用的盾构机应具备加泥浆功能和加泡沫功能, 以达到稳固土体的目的。目前盾构机缺乏在岩石地质使用的经验和业绩, 这有待于进一步研究应用。
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盾构隧道精密定位导向技术的研究 篇6
一般情况下盾构的施工地点多为中心地带, 受到外界的影响比较明显, 从而对盾构隧道精密定位与精确贯通带来一定难度。为了能够保证实现盾构隧道的顺利贯通, 尽量减少对城市交通、给排水、供电等方面的影响, 盾构隧道精密定位导向技术需要实现进一步的提升, 因此对其进行研究与总结具有重要意义。
1. 盾构隧道贯通误差分析
所谓的贯通误差, 简单一点而言就是施工中心线在贯通面处产生错开的现象。盾构机在掘进的过程中行进的轨迹与设计路线出现偏差, 导致不能顺利进洞, 盾构机中心与预留门洞中心的偏差为盾构隧道贯通误差。导致出现贯通误差的原因主要有施工控制测量因素、盾构机在隧道掘进的过程中出现的误差行为、盾构机自身旋转等。在盾构隧道中, 横向贯通与高程贯通精度指标最重要, 是衡量隧道掘进准确度的标准[1]。贯通误差限值是决定不同阶段测量精度的依据, 在盾构隧道中需要保证贯通误差与高程贯通误差控制在有限范围之内。一般贯通误差需要小于或者等于±50mm的范围, 横向贯通误差小于等于±25mm, 竖向贯通误差小于等于±25mm。
盾构导向系统是盾构隧道进行施工的指挥系统, 有效保证了盾构掘进机按照设计线路进行施工。从原理上分析盾构自动导向系统, 利用自动全站仪发射激光, 照射到盾构机内设计位置安放的激光靶, 通过确认激光靶安放位置与全站仪之间的相对位置关系得到盾构机的空间位置。自动全站仪、激光靶、推进千斤顶以及计算机控制系统构成了整个导向系统[2]。
盾构机在掘进的过程中根据设定的时间间隔, 全站仪自动照准盾构机上安装好的两个激光靶, 通过对激光靶的测量就能够得出盾构机的位置与姿态, 尽量减少误差。
2. 盾构隧道精密定位导向控制
利用盾构机进行地下掘进, 在保持开挖面稳定的基础上保证整个隧洞顺利安全的进行开挖与衬砌。盾构隧道对施工的精度有着严格要求, 考虑从到盾构隧道断面是利用盾构机完成, 一次成洞的特点要求盾构机在行走的过程中其轨迹要求需要达到非常高的要求, 在这种情况下就需要严格控制盾构机的定位导向。整个过程需要严密监控盾构的掘进, 这是因为盾构机在掘进的过程中如果发生较大偏移会影响其使用, 其次发生偏移将直接造成后续的施工操作出现难度。盾构机如果出现姿态的偏移不仅会造成路线偏移, 还会导致后期管片拼装难度加大, 甚至直接导致管片开裂。因此需要有效保证盾构在隧道施工中的姿态控制, 减少对周围环境的影响。
(1) 首先探究盾构轴线出现偏离的原因。第一, 盾构在前进的过程中受到切口贯入土层的阻力、盾构正面阻力、盾构四周土地与盾克之间的摩擦力等等, 这些阻力同时受到地层土体的变化、隧道埋深变化等方面的影响。第二, 盾构机在制作时出现误差。第三, 施工测量出现的误差直接影响到盾构机掘进方向, 直接导致隧道贯通出现误差。第四, 地基沉降导致轴线偏离[3]。
(2) 盾构机在掘进的过程中受到外界因素的影响是不可避免的, 因此研究的重点是将偏移量控制在尽量小的范围内。利用盾构导向系统实现对盾构机所在位置的动态、实时、精确测定, 以及了解盾构机与设计轴线之间存在的误差大小, 在此基础上联合千斤顶将管片拼接到理想位置, 尽量减小偏差。目前比较常用的盾构导向系统有陀螺仪导向系统与激光导向系统两种。
3. 盾构施工技术与精度定位
(1) 盾构施工技术。利用盾构机进行一系列的隧道工程。其施工原理是利用一个圆柱体的钢组件沿隧洞设计轴线向前进掘进。其中的护盾能够对还未衬砌的隧洞段起到一个临时的支撑作用, 不仅需要承受周围土层的压力, 还承受地下水压以及发挥出挡水作用, 保证各项工作的顺利进行。具体的施工过程分为, 将盾构机按照设计方向向前推进, 在推进的过程中需要根据围岩条件适当开动千斤顶, 在保证工作面稳定的情况下将其按照设计路线推进。由于施工过程中会出现开挖面涌水等情况出现, 采用气压或局部气压施工辅助施工, 衬砌工程中在盾构机完成推进后迅速将管片组成环状确保下一步的推进工作顺利进行, 二次衬砌是在一次衬砌的基础上进行。注浆过程中需要保证围岩条件相适合的注浆材料与注浆方法, 在完成推进工作之后需要立即进行注浆, 防止围岩松弛。
(2) 施工测量。目前比较常见的是采用GPS控制网、竖井联系测量、地下导线测量。GPS测量结果比起传统控制测量方式有着明显优势, 精度更高、经济投入更少、缩短工期。由于隧道建设是带状线路工程, 利用GPS测量能够有效解决通视条件差的问题, 其在隧道工程的测控工作中发挥了重要作用。竖井联系测量作为隧道贯通测量中的重要环节, 其原理是利用竖井将地面与地下控制网联系在同一个坐标系中, 将地面控制点的坐标、方位角与高程传输至地下隧道, 有效指导盾构机的正确贯通。竖井联系测量分为平面联系测量与高程联系测量两个部分。由于在盾构机掘进的过程中需要不断对开挖方向进行检验与修正。地下导线是在盾构机掘进的过程中布设的, 一般情况为了保证测量工作正常进行, 关于导线点的布置一般设置在管片顶部的管顶吊篮内的仪器平台上。
4. 结语
从目前我国城市化的建设进程发展来看, 地铁的兴建给盾构法带来了更多的发展与完善的机会, 越来越多的专家学者投入到订购发的研究中。盾构法已经成为了修建地铁隧道的最先进方法, 本文将研究的重点放在盾构精密定位定位的方法在分析导致出现贯通误差的基础上探究施工测量方法, 具有一定意义。
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盾构隧道排水研究 篇7
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。
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盾构法地铁隧道施工关键技术研究 篇8
武汉地铁四号线一期工程包含两站及两个相应区间,工程如下:洪周区间～周家大湾站～周青区间～青鱼嘴站。在两个地铁车站青鱼嘴站及周家大湾站均采用明挖法施工,而相应的两个区间则采用盾构的方法施工。本文以周青区间为例,阐述此工程在盾构施工时要解决的主要问题:要注意的关键技术。
1 工程概述
1.1 工程基本情况
周青区间设计范围为:右DK18+459.269～右DK19+543.609(左DK18+459.269～左DK19+543.609),区间左线线路长度为1 087.783 m(含长链3.443 m),右线线路长度为1 084.41(含长链0.070)m。在右DK18+953.441的里程处设置一联络通道兼排水泵站。盾构机从青鱼嘴站南端始发,过周家大湾站后到达洪山广场站,最后从洪山广场站吊出。具体施工如图1所示。
1.2 工程地质、水文地质条件及地震基本烈度
1.2.1 工程地质
拟建场地地形平坦,地势起伏不大,坡降较缓,地面高程一般在27.15～32.15 m之间,拟建场地地貌单元属长江Ⅲ级阶地,拟建场地属Ⅱ类,部分场地(钻孔FJc2—Ⅲ09—006,右线DK17+700附近)为Ⅲ类。根据详勘地质报告,场地地基土一部分为(7—2)层含角砾粉质黏土,一部分为(16—3)层石灰岩、(19—1)层强风化石英砂岩、(19—2)中风化石英砂岩、(7—2)层含角砾粉质黏土、一部分为(7—1)层黏土。
1.2.2 工程的水文地质分析
本标段场区的地下水按赋存条件,可分为上部滞水、潜水、孔隙承压水和基岩裂隙水。上部滞水水位埋深较浅,平均1.0 m,潜水主要分布于临沙湖一带浅部粉土、粉砂层中,平均深埋水位为1.2 m,上部滞水和潜水主要接受地表水及大气降水补给,在圆砾土及卵石粗砂层为弱承压水,上部的老黏性土为含水层,底板为基岩结构。地下水水量较大,整个工程为弱承压性。
1.2.3 工程的地质构造及其地震烈度
结构按6级抗震设防烈度和六级人防抗力验算,并在结构设计时按7级抗震设防烈度采取相应的构造处理措施,以提高结构的抗震能力。
如上所述,拟建的武汉地铁周青区间,工程地质为软土及沙砾这些复杂地基,地下水含量大,且地面建筑物多,地上环境复杂,因此施工的难度大,安全系数要求高[1],在施工中要特别掌握好盾构推力等相关参数[2],做好管背同步注浆管理,同时还要做好隧道通风、循环水、照明和洞内管线的布置,还有要对工程施工进行有效监测,其中正确设置盾构参数确保始发稳定掘进,还有管背同步注浆及二次注浆管理是此次盾构施工中的关键所在。
2 正确设置盾构参数确保始发稳定掘进
盾构机在始发时要保证平稳掘进,要确保在黏土层中的掘进推力、盾构的荷载都在要求的标准之内,同时根据工程具体地质,确定正确的盾构参数,这样才能够使盾构机在始发时保持良好的状态,平稳掘进。计算时除了盾构相关的参数,还要根据埋深和土质按照水土合算方法计算理论土仓压力,再结合我公司在同类地层施工的经验制订土仓压力,同时施工中还要进行地表变形的监测[3],对土仓压力进行微调,来设定土仓内的平衡土压值。
计算时,一定要将上述的压力及阻力情况考虑周全,将全部压力、阻力都计算在内[4]。这样才能够确保盾构参数的正确性,保证盾构机能够在始发时平稳掘进。
2.1 盾构荷载计算
根据图2所画的荷载计算简图来计算松动圈土压。
将具体的覆土厚度按20 m这个标准值来计算,计算结果如下所示:
①Pe1=(γ-10)H0=(23-10)×20=260 kPa,
②Pe2=Pe1-60=200 kPa,
③qe1=pe1λ=162×0.2=32.4 kPa
④qe2=(γ-10)×(20+6.25)λ=13×26.25×0.2=68.25 kPa
⑤pg=G/(D0L)=320×10/(6.25×8.16)=
62.75 kPa
⑥qfe1=qe1,
⑦qfe2=qe2,
⑧qfw1=180 kPa,
⑨qfw2=242 kPa。
其中:计算中应用的土参数如下:
Γ—软土层的土容重;
K—土层的静侧压力系数。
计算中应用的盾构机参数如下;
D—盾构的外径;
L—盾构长度;
Λ—为水平侧压力系数;
G—为盾构机重量;
Pe1—竖直土压;
Pe2—竖直抗力土压;
Pg—自重反压;
qe1—盾构顶部水平土压;
qe2—盾构底部水平土压。
2.2 盾构机总推力计算
2.2.1 盾构机外壳与土的摩擦力(F1)计算
7 693.7 kN。
μ:为土钢间摩擦系数。
2.2.2 盾构推进阻力的计算(正面阻力F2)
8 013.3 kN。
2.2.3 由滚刀挤压产生的阻力(F3)计算
F3=prn=250×35=8 750 kN。
n—滚刀数量按正面有35把计算。
2.2.4 管片与盾尾的密封阻力(F4)
F4=MCWS=0.3×2×3.141 6/4×(6×6-5.4×5.4)×1.5×2.5×9.8=118.5 kN。
MC—管件与钢板刷之间的摩擦阻力,取0.3;
WS—压在盾尾内部2环管片的自重。
2.2.5 后方台车牵引过程中的阻力(F5)计算
F5μ2G1=0.15×2 000=300 kN。
所需最大推力
Fmax=F1+F2+F3+F4+F5=7 693.7+8 013.3+8 750+118.5+300=24 875.5 kN。
安全系数
αF/Fmax=34 210/24 875.5=1.37。
结论:通过上面的分项计算得出推力安全系数为1.37,能够满足安全掘进的需要。
同时在盾构施工中要根据工程的进展情况,进行纠偏工作,在实际盾构施工中,盾构的总推力往往比计算值要大,通常为计算值的1.5倍。由此计算得出此段工程中,掘进阶段盾构的主要技术参数如表1所示。
只有这样考虑各方面的综合因素,按照盾构的推力等主要参数指标,小心控制挖掘的速度,才能够保证初始挖掘地面的稳定性,才能够为盾构挖掘打下坚实的基础。
3 管背同步注浆及二次注浆管理
3.1 同步注浆管理
在盾构施工中,由于盾构机在掘进过程中会使隧道周围的土层受到震动破坏,发生松软,地下水会趁机渗入,这些是导致盾构隧道出现管线沉降的重要原因[5]。一旦沉陷会给人们的生命财产带来不可估量的后果。因此要避免这种沉降及沉陷的发生,就要及时在盾构的过程中,进行管背的同步注浆及二次注浆,用足量的浆液将盾尾的建筑空隙充填好。
盾构的同步注浆在盾构掘进的同时同步进行,由盾构机上的同步注浆系统采用双泵四管的方法,通过盾尾的注浆管完成注浆过程。同步注浆的材料按照表2配比严格执行。
3.2 浆液性能控制
二次注浆是对同步注浆的进一步补充及加强,能够对管片周围的地层起到很好的充填及加固作用,确保隧道的安全。主要用于管片与周围岩壁空隙充填密实性不足,不能满足施工安全的情况下进行,所以在注浆时对浆液的性能要求严格,一般用水泥-水玻璃双液浆来二次的补强注浆,严格按照科学的配比要求操作,这样才能够使管片与岩壁填充得更加密实,保证不会有渗水及沉降等危险发生。双液浆的初步配比见表3所示,要使所配比的浆液性能达到表4的要求。
注:水泥一般用P52.5#普通的硅酸盐水泥。
3.3 注浆压力及注浆量的计算
3.3.1 注浆压力
盾构施工中是通过向管片背部的建筑空隙填充足够浆液来完成同步注浆过程的。在此过程中注浆压力需要克服相应压力才能顺利将浆液填充到空隙中,完成注浆过程,这些压力主要包括有地下水压力、土压力还有管阻的摩擦力等。注浆填充过程中注浆压力一定要严格控制,不能太大,不然会使周围土层发生劈裂,引起塌陷。所以注浆时只有掌握适合的压力,才能将浆液遍及管片外侧。
我们可以用理论分析的方法来预计算注浆中理想的注浆压力。理论上下临界的注浆压力PJx必须能够确保土块BCEF能足够稳定,没有下榻的危险;上临界的PJs必须要能够确保整个土块ABCDEF的稳定性能,保证其不会发生隆起。因此理想的PJn就在上述的范围之内。所以只要将实际土体A,BCD,EF上下两个临界的PJ值,分别乘以及除以一个安全系数(n=1.5～2.5),就是最佳的土体塌落范围,也就是相对最准确的PJn值。
按照静力学分析:
同时还要考虑沿程管路的阻力损失:
所以我们需要的理想注浆压力就是:Pj=P
根据以上公式分析得,对武汉地铁周青区间,在取Cu=16 kPa, H=11. 0 m, φ=0时,得到:n=2.18,P
从上述分析可知,计算的注浆压力与国外研究成果是吻合的,能够确保安全施工。在上述的施工过程中,根据周青区间的具体情况,在盾构施工中,同步注浆的压力还要确保大于该点的静止水压及土压力之和,我们取1.1～1.2倍的静止土压力作为盾构施工时的注浆压力。在此次施工中我们将同步注浆压力控制在0.1～0.4 MPa,二次注浆压力为0.2～0.6 MPa。这样的注浆压力根据计算及安全试验是符合施工要求的。这样的注浆压力不会产生跑浆也不会发生隆起的问题。
3.3.2 注浆量
除了注浆的压力,对注浆量也有严格的标准,要通过科学的计算,掌握适当的注浆量。在计算的时候要根据工程注浆的材料及管片与岩壁的空隙大小还有盾构的管片及刀盘的直径科学计算注浆量。计算的时候还要考虑到施工过程的地质情况及纠偏等因素。一般实际的注浆量为理论注浆量的1.3～1.8倍,在实际施工中还要根据对地面变形的观测情况及时进行调节。注浆量的计算公式如下所示:
Q=Vλ。
式中:
Q—注入量(m3);
λ—注浆率(取1.3～1.8,根据实际工程的地质情况而定,在曲线地段和沙性地层施工时要取较大值);
V—盾尾建筑空隙(m3);
V=π(D2-d2)L/4。
式中:
D—盾构切削土体直径(即为刀盘直径6.28 m);
d—管片外径(6.0 m)。
本标段盾构区间:
L—管片宽度(1.5 m)。
V=π[(6.282-6.02)×1.5]÷4=4.5 m3。
则: Q=5.85～8.1 m3/环(系数考虑1.3～1.8)。
根据上述的计算,同步注浆的拟定压力为0.26～0.3 MPa(2.6～3 bar),初拟方量为6 m3,在施工中,还要根据试验掘进阶段成果及后续实际施工情况及时修正注浆量。
同时在做好上述工作的同时,还要对隧道内通风、循环水、照明和洞内管线做合理的布置,同时做好安全监测工作[6],这样才能够保证周青区间工程按时按质按量完成,让人们放心使用。
4 总结
武汉地铁站周青区间的盾构施工,正是在综合考虑了地面的建筑及交通状况,还有其本身软弱土掺杂沙砾的具体土文情况,在应用盾构法施工时,注意盾构推力等盾构参数的计算,保证初始掘进中地面的稳定性,同时做好管背注浆及二次注浆的控制,注重注浆的压力及注浆量的把握,同时做好隧道通风、循环水、照明和洞内管线布置的处理,在强有力的监测手段的控制下才使工程能够达到安全要求,满足应用需求。在此将这些经验与大家一同分享,以期对类似工程提供一些可以借鉴的经验。
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[5]冯宝新,王解先.盾构姿态测量方法.公路隧道,2011;(01):66—68
盾构隧道排水研究 篇9
起讫里程为DK11+638.30~DK13+276.000, 左线长链11.918m, 左线长度1649.618m, 右线长度1637.7m, 线间距为13.0~15.0m。盾构区间自开福区政府站以直线形式进入芙蓉北路, 然后以半径R=600m的曲线南偏, 穿越长沙市污水处理运营中心办公楼、金霞污水处理厂、浏阳河, 最后以直线形式到达区间终点北辰三角洲站。
盾构隧道设计采用双线单孔隧道, 圆形预制钢筋砼管片衬砌。隧道内径为5400mm, 外径6000mm, 厚300mm, 设计采用双面楔形通用环管片, 采用三块标准块、两块邻接块和一块封顶块, 错缝拼装, 弯曲螺栓连接 (每环16根M27纵向螺栓, 12根M27环向螺栓) , 管片衬砌之间的防水采用三元乙丙弹性密封垫。管片楔形量45mm。管片采用C50抗渗砼, 抗渗等级为P12, 管片配筋率193.8kg/m3。
2 曲线段盾构隧道施工控制要点
本标段在汽车北站~开福区政府站区间盾构隧道存在R=2000m的平面曲线施工, 开福区政府站~北辰三角洲站区间有一曲线半径为R=600m的平面曲线。在曲线段地层中掘进, 盾构推进及管片与地层的相互作用力都是曲线外侧大于曲线内侧, 且这差值随半径增大而减小。在曲线段盾构掘进时应及时调整各参数, 控制要点如下:
2.1 布设铰接和仿形刀
在小半径曲线施工中合理开启铰接, 可保证管片的拼装质量。在盾构刀盘边安装仿形刀, 当超挖范围为±50mm时可根据依据实际情况对内侧进行适当超挖, 超挖量控制在最小限度内。
2.2 轴线控制
盾构掘进中加强对盾构机推进轴线的控制。由于曲线推进盾构机环环都在纠偏, 须做到勤测勤纠, 每次的纠偏量尽量小, 以保证形管片的环面始终处于曲率半径的竖直面内。同时为控制管片的位移量和环面的平整度, 以减少位移和管片碎裂现象的发生, 从而达到有效控制轴线和地层变形的目的。
2.3 出土量控制
为确保盾构沿设计轴线推进, 必须严格控制盾构出土量, 同时根据地面监测情况合理调整出土量。
2.4 同步注浆与二次注浆
由于曲线段推进增加了曲线推进引起的地层损失及纠偏次数的增加导致土体受扰动的增加, 须控制同步注浆量。每环推进时根据施工中的变形监测情况, 随时调整注浆量及参数, 从而有效的对轴线进行控制。同步注浆过程中须加强曲线外侧的压浆量, 以填充施工空隙, 加固外侧土体, 使盾构较好的沿设计轴线推进。还应及时压注早凝的双液浆, 以便在较短的时间内将建筑空隙填满并达到一定的强度, 与原状土共同作用, 有效减小管片受侧向压力影响在建筑空隙范围内向弧线外侧的偏移量。
2.5 管片拼接排版
对于小半径曲线地段, 根据长沙地铁类似工程的施工经验, 采用宽1.5m管片。
对小半径曲线地段的管片楔形量检算:
以管片外径6.0m, 曲线半径R=600m圆曲线段进行检算
内、外弧长差值为:△L=1.5* (L1-L2) =0.0151515
当管片宽度为1.5m时, L2≈1.5m时, △L=15.15mm
设计楔形量△L’=45mm>△L=15.15mm
本区间所用管片为楔形通用环, 管片宽度为1477.5mm~1522.5mm根据管片数据得以下计算公式
解得χ=1.5075、у=1.4925
管片的旋转角度
根据以上计算可知当在直线段时, 采用两环管片以 (1.4775+1.5225) ~ (1.5225+1.4775) 拼接排版, 在曲线半径R=600m时两环管片以 (1.4775+1.5075) ~ (1.5225+1.4925) 拼接排版, 在拼接排版时找相近宽度的对接拼装 (或以过楔形块中线的直径为基准线旋转约120度找对应的螺栓孔对应拼接) , 曲线过渡段以均分渐变过度拼接, 以拟合R=600m的半径圆曲线。
2.6 控制掘进速度
掘进速度控制在20~30mm/min, 以减小侧向压力及对周围土体的扰动。
3 结论
通过研究分析得知曲线段盾构施工容易产生不利现象, 因此采用布设铰接和仿形刀以及控制轴线、出土量、同步注浆量、管片拼接排版及掘进速度等对曲线段盾构隧道掘进加以控制。
参考文献
[1]李洪明, 李诗诗.盾构法隧道管片背后注浆新工艺[J].江西建材, 2014, (1) :126-127.
[2]张晓莉.盾构法隧道管片拼装施工技术[J].山西水利科技, 2011, (3) :66-67.
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