泥水平衡盾构机施工

关键词： 泥水 盾构

泥水平衡盾构机施工（共8篇）

篇1：泥水平衡盾构机施工

泥水平衡盾构机施工总结

本工程是我单位常规直径地铁盾构第一次采用泥水盾构机施工。在施工、操作方面可借鉴经验不多，造成在施工中走过了不少弯路，出现了许多问题。泥水盾构机操作的基本原则是：控制切口压力在技术交底范围内稳定和盾构机姿态在设计要求范围内的前提下，实现盾构机正常掘进。切口压力的稳定是保证地面沉降、安全掘进的前提条件，而盾构机姿态决定隧道走向是否与设计路线符合，成型隧道符合设计要求的先决条件。如果在掘进期间，切口压力不稳定，波动较大的话，轻则沉降较大，重则引起地面塌方。所以在操作泥水盾构机的时候，每一个操作手必须清楚的明白，保证切口压力稳定的重要性。而盾构机姿态是决定我们的施工是否按设计路线施工，如果出现姿态超限，轻则隧道管片出现错台、开裂、漏水等质量问题，重则需要联系设计单位和业主，进行调线。通过一年多的泥水盾构机施工经验，结合自己以前土压平衡盾构机的操作经验，对泥水盾构机的施工和质量控制方面的一些想法做如下总结。

一．工程概况：

东莞市城市快速轨道交通R2线工程（东莞火车站～东莞虎门站段）[2303A标：榴花公园站、茶山站～榴花公园站区间]土建工程施工项目，位于方中路上的茶山站后，正线隧道与出入段线隧道并行约100m由东向西穿越宽约200米的寒溪河，进入东岸大片农田（此时出入段线进入寒溪河东岸的东城车辆段）、通过中间风井及河西岸的数幢别墅后进入莞龙路。线路继续沿莞龙路前行，绕避了数架人行天桥后到达榴花公园前的榴花公园站结束。

本标段起讫里程YDK2+298.728~ YDK5+502.598，包含1个明挖车站（【榴花公园站】）和1个区间（【茶山站～榴花公园站区间】），1条出段线盾构隧道（【中间风井~出段线盾构井】），1条入段线盾构隧道（【茶山站~入段线盾构井】）。其中正线段茶山站~榴花公园站区间左线起讫里程为：ZDK2+301.000~ZDK3+497.720、ZDK3+653.485~ZDK4+118.812，左线长1662.041m;右线起讫里程为：YDK2+298.728~YDK3+434.162、YDK3+601.659~ YDK4+110.000，右线长1643、775m；区间正线总长3406.628m。其中ZDK3+653.485~ZDK3+746.000、YDK3+601.659~ YDK3+690.000采用矿山法开挖，盾构管片衬砌。

二.操作注意事项：

（一）泥浆粘度控制

在泥水盾构中，泥浆的作用有两种：维持开挖面稳定和运送弃土。泥水盾构机施工时稳定开挖面的原理为：以泥水压力来抵抗开挖面的土压力和水压力以保持开挖面的稳定，同时，控制掌子面变形和地面沉降；在掌子面形成弱透水性泥膜，保持泥水压力有效作用于掌子面。泥浆作为一种运输介质将开挖下来的渣土以流体形式输送，经地面泥水处离处理设备分离，将处理过的渣土运至弃土场。

泥浆的比重和粘度等性能决定它稳定开挖面和携带渣土的能力。（1）泥浆比重

为保持开挖面的稳定，即把开挖面的变形控制到最小限度，泥浆比重应比较高。从理论上讲，泥水比重最好能达到开挖土体的密度。但是，泥浆比重大会引起泥浆泵超负荷运转以及地面泥水分离设备处理困难；泥浆比重小虽可减轻泥浆泵的负荷，但因泥粒渗走量增加，泥膜形成慢，对掌子面稳定不利，容易造成地面沉降。因此，在选定泥浆比重时，必须充分考虑土体的地层结构，在保证开挖面的稳定的同时也要考虑泥水分离设备的处理能力。一般情况下，在砂层中，泥浆比重要求偏大一些，在1.20~1.25g/cm3,在粘土层中应当偏小一点，一般在1.10~1.15g/cm3。

（2）泥水粘度

泥水必须具有适当的粘性，以收到以下效果：

①防止泥水中的粘土、砂粒在土仓内的沉积，保持开挖面稳定； ②提高粘性；

③使开挖下来的弃土以流体输送，经泥水分离设备处理后滤除废渣，将泥水分离。泥浆粘度太低，达不到携带弃土能力和稳定开挖面的要求，粘度太高会影响它的运输能力，并造成刀盘及土仓结泥饼。在实际掘进中，我们应当结合地层分布情况、泥水分离系统的出渣情况、进出口泥浆粘度和比重的差值、环流系统是否顺畅、地表沉降等原因综合考虑。

（二）环流系统控制

环流系统控制受外界影响较大，有的可控，有的无法控制。

1、地层因素

地层的影响对切口的压力最为关键，而我们环流操作的目的就是稳定切口压力。不同的地层、埋深需要的切口压力值不一样，所以每一个操作手必须了解和熟悉在掘进状态下盾构机所处在的地层、埋深。当地层发生改变时，操作手提前做好掘进数据记录，方便在相应的地层中寻求最佳的掘进参数。

2、环流液位的控制

环流液位的上升与下降直观的反映出切口环压力的波动，客观的反映出土仓里面泥渣的堆积情况。

A、当液位上升快时，如果进出管流量差不大时，应留意切口环压力和你的推进速度，当切口环压力也随液位上升而上升时，适当的降低掘进速度，通过阀的切换和泵的转速来重新保持环流平衡。

B、当液位上升快时，如果进出管流量差大时，应当减少进出管流量差（加大出浆量或者减少进浆量，一般采用加大排浆量），或者少开阀来慢慢稳定环流平衡（对于易结泥饼的6、7、8号地层，在 开阀的时候必要保证一定的进浆压力，否则容易刀盘结泥饼）。

C、液位下降快时，应减少进出管流量差，对于6、7、8号易结泥饼地层，进浆流量应该保持在800~900立方每小时的高流量（海瑞克盾构机），进浆压力不小于2.2bar。全断面砂层中流量保持在500~650立方每小时，进浆压力保持在1.5~2.0bar。

3、环流系统控制

泥水盾构机操作最重要的就是环流控制，环流控制是否适当直接影响切口压力的稳定。环流的控制主要靠泵和阀来控制，一般来说，在环流不怎么堵管的时候，尽量不要调动泵的转速，多切换阀，顺利的将土仓中的泥渣带出，来保证切口环压力的稳定进行正常掘进。对于不同的地层，环流的控制手法应该是有所不同的，掘进速度有快慢之分。

一般在全断面的砂层中，速度控制在28~35mm/mim,进浆流量控制在550~650立方每小时，进出管流量差宜在60~80立方每小时。泥浆粘度宜控制在32~38秒。

中部底部以7#，8#为主，上部存在3-1#，4-1#，在隧道上部依然是3-1#，属于典型的上软下硬地层，这种复合地层中盾构机土仓内和刀盘最容易结泥饼，在进行环流操作时，尽量控制流量高点，一般来说，流量控制到800~900m3/ h时，土仓内不会有泥渣积累造成堵管现象。泥浆粘度情况需根据出渣比例进行调节。为防止刀盘结泥饼，尽可能的将通向土仓的阀全开，或者频繁切换土仓进浆阀，适当选用高转速（刀盘转速必须结合当前的地质实际情况，需防止由于转速高引起超挖造成地表沉降过大）。

对于全断面的7#、8#地层，掘进速度不宜过快，15~20mm/min为宜，泥浆粘度控制在20~25s。环流重点要注意的部位是在土仓与气泡仓的出口处，所以通向土仓底部的阀门可以全开启，或者开一个，频繁切换。进出浆的流量要大，一般控制在850~950 m3/h，而冲洗碎石机和出口格栅两旁的浆管至少各开一个，以保持出口处通畅。

在掘进期间要注意土仓压力，土仓压力慢慢上升，适当的加大进浆压力，多冲洗土仓，同时加大排浆量，通过液位升降来维持切口环压力（加大排浆量的同时防止液位抽空）稳定。等土仓压力慢慢回落到原来设定值时再重新调节环流平衡。

若土仓压力瞬间上升，马上打开旁路，等到土仓压力回落到原来掘进数值时再切换到掘进模式，并清洗格栅处。等到压力稳定后恢复掘进，先以慢速推进（实现一边推进一边清洗土仓和气压仓），在环流比较稳定的条件下再适当加快推进速度。

（4）液位计联锁控制

液位连锁原理是当液位上升或者下降到某一液位指示等亮时，循环系统自动切换到旁路，停止掘进。其原理时防止液位在人为操作情况下继续上升或下降，引起切口环压力大的波动，从而关闭或者开启进浆阀。液位连锁还有一个优点是，可以更好的协调交接班，防止上一个班组由于操作不当引起气压仓或者土仓堵塞问题。

（5）刀具配置

应尽量避免滚刀的偏磨，顺利通过软弱地层及上软下硬地层地段，进入到全断面岩层。因此如何防止滚刀偏磨是一个重要问题。根据经验，在软土地层中，滚刀磨损量很少，几乎没有。因此，重点控制在上软下硬地层中的掘进。根据本项目掘进情况，滚刀偏磨可能主要由泥饼引起，由于形成泥饼后使滚刀无法滚动，从而造成偏磨，特别是中心滚刀，由于开口率小，刀具布置密集，容易形成泥饼，因此在推进时应注意控制环流，采取各项措施防止泥饼形成。另外，在上软下硬地层中，滚刀容易产生破坏，应合理控制刀盘转速和推进速度，若发现异常及时上报。

（三）盾构机姿态控制

1、影响盾构机姿态的主要原因：（1）地层变化，（2）掘进参数不合理，（3）设备存在缺陷（如刀具配置不合理）。

2、在正常掘进过程中应当保持盾构机水平和垂直姿态在±30mm，垂直姿态控制在0~-30mm更理想，这样的姿态无论对于超限和隧道上浮都有一定纠偏余地。在上软下硬的复合地层中，盾构机保证一定的俯角（-2~-5）推进，在沙层中保持+2~+4的仰俯角推进，这样更有利于姿态的控制。

3、滚动角应当控制在±5，根据滚动角的变化随时更换刀盘转向，一环中有需要的话可以多次转变刀盘转向，这样可以防止由于滚动角大造成隧道管片扭转。

4、在曲线掘进时，在盾构机进入暖和曲线前，做好盾构机姿态调节，常规下一般姿态向曲线内侧偏移-10~-25mm比较合适。

5、推进油缸行程原则上控制在至1730mm至1760mm的时候应停止掘进，除非特殊情况下推进油缸行程可以适当多走一点（如需接大管）但行程不宜过长，如果行程到1850后不能接大管要求，等管片拼装后再往前推进到满足要求。推进油缸行程差不宜超过50mm，行程差过大，则盾尾刷容易露出，管片脱离盾尾较多，变形较大，易导致管片姿态变差；行程差过大，易使盾体与盾尾之间的夹角增大，如果推进油缸行程差比较大时，应当合理的进行管片选型，通过管片楔形量来调整推进油缸的行程差。

6、铰接油缸伸出的长度，直接影响到掘进时盾构机的姿态，应减少铰接油缸的长度差，尽量将长度差控制在20mm以内，将铰接油缸的行程控制在40~60mm之间为宜。铰接油缸行程差加大，盾构机推力增大，同时造成管片选型困难。

7、管片选型要合理，在管片选型上，不能仅凭盾尾间隙草率选定管片，应当以盾尾间隙为原则，结合铰接油缸行程和盾构机走向趋势来进行综合选型。

（三）质量控制

质量控制主要体现在三个方面：

1、管片选型控制

管片选型的两个原则：第一，管片选型要适合隧道设计线路；第二，管片选型要适应盾构机姿态。这两者是相辅相成的，前者影响整个隧道管片的需求计划，后都影响隧道掘进和隧道轴线与设计轴线的偏差。所以在管片选型上，我们要结合盾尾间隙、推进油缸行程差、铰接油缸行程、设计轴线等方面原因进行正确选型。

2、管片拼装控制

管片拼装时，必须将盾尾清理干净，将管片冲洗干净，避免管片间夹有杂物，使相邻管片环面不平整，使管片局部受力过大产生开裂、破损。检查管片止水条是否有脱落现象，管片拼装时先就位底部管片，然后自下而上左右交叉安装，每环相邻管片均布摆匀并控制环面平整度和封口尺寸，最后插入封顶管片成环。管片拼装成环时，其连接螺栓应先逐片初步拧紧，脱出盾尾后再次复紧。拼装完后及时调整千斤顶撑靴，防止千斤顶撑靴压坏止水条，造成管片拼缝位置渗漏。在曲线段管片拼装时，人为意识的将管片向曲线内侧水平偏移2mm-3mm，这样有利于减少管片在转弯处出现错台。

3、注浆控制

注浆按其注浆方式为同步注浆和二次补浆，按浆液性能分单夜浆和双液浆。

（1）同步注浆

同步注浆是指在盾构掘进过程中，盾构机向前行进，管片脱出盾尾与围岩形成建空隙的同时，从位于盾尾的注浆管路注入浆液填充形成的建筑空隙。管片之间的连接相对管片的刚度而言表现为柔性，因此在同步注浆时必须控制好注浆压力和注浆量，使之既能达到有效的填充建筑空隙，又不会对管片的成环质量产生影响。由于在盾构掘进中，对周围土体产生一定的扰动，因此，在注浆时，不仅考虑到浆液要充满管片背后的空隙，同时还要渗透至周边的土层中，所以要求注浆量比计算的空隙要大些，一般取为理论空隙体积的130％～180％为系数，甚至更大。注浆的速度要结合掘进速度，而注浆量需结合地表沉降。

同步注浆施工时应注意以下事项：

①在推进油缸行程达到1600-1650mm之间时，停止注入浆液，改打膨润土液清洗注浆管并将管内浆液压入开挖空隙，以免浆液在管路中停滞过久堵塞注浆管路；

②每掘进完成一环应检查清洗注浆管路一次； ③注浆压力不能大于盾尾油脂腔的压力，一般在5bar以内；（2）二次注浆

盾构施工过程中，因同步注浆效果不理想，浆液未能有效填充管片衬背后建筑空隙,造成地面沉降大，管片上浮，漏水等缺陷。为改善这种现象，利用管片吊装孔二次补充注入浆液。二次注浆一般以双液浆为主，也有部分采用二次补充注单液浆。在控制管片上浮、控制地表沉降时多采用注双液浆。

二次注浆量和压力要视情况而定。一般以注浆压力来控制。二次注浆时应注意一下事项：

①在注浆前应查看管片情况并在注浆过程中进行跟踪观察，如有异常情况应立即停止注浆。

②在注入过程中应严格控制注浆压力。

③在注入过程中出现压力过高但注入效果不明显的情况时应检查注浆泵及注浆管路是否有堵管现象，并立即进行清理。

④在进行二次双液注浆前应将同步注浆管路的所有球阀全部关闭。

⑤注浆前应查看盾尾油脂腔的压力，如果压力偏低，应适当手动注入盾尾油脂，以保证在注浆过程中有足够的压力避免盾尾漏浆

⑥在注浆前应查看管片情况及土仓压力情况并在注浆过程中进行跟踪观察，如有异常情况应立即停止注浆。

⑦注浆位置一般选定在盾尾内数倒数第五环管片以后，避免浆液流向盾构机，造成盾尾固死。除了注浆方式不一样以外，在不同地层中掘进其浆液类型也有所区别，在砂层中用双液浆效果更为理想。

(四)掘进中常见事故处理

1、盾尾漏浆处理

盾尾漏浆是盾构施工最常见的，也是最麻烦的问题。特别是在富水层中掘进，如果盾尾刷受损，盾尾间隙差，浆液凝固时间长，注浆压力大等原因，漏浆的频率高很多。

盾尾漏浆有两种形式：漏泥浆和漏砂浆（实际掘进中盾尾还会漏水）。

造成盾尾漏浆的主要原因：

（1）盾尾刷在掘进过程中由于盾尾间隙差，盾尾刷受管片挤压导致失去弹性或者脱落造成盾尾漏泥浆和砂浆及清水。

（2）浆液凝固时间过短,造成浆液不能充分填充管片后空隙,而是堆积在注浆口附近,造成注浆通道受限制,后续浆液压力必然剧增,当浆液压力高于盾尾刷和油脂的抗压力时,就会击穿盾尾刷和油脂衬背而造成盾尾漏砂浆，长期下去就会导致盾尾漏泥浆和砂浆及清水。

所以在防止盾尾漏浆最有效的措施是保护好盾尾刷和控制好注浆压力与浆液的凝固时间。在掘进过程中盾尾漏浆，首先应当了解漏 浆情况，具体位置在哪个部位，漏浆量有多大，盾尾间隙如何，注浆压力有多大，根据情况进行处理。

（1）如果漏浆量不大，而盾尾间隙比较合理的情况下，对漏浆位置进行手动补盾尾密封油脂（对漏泥浆或者砂浆都可行），漏浆部位崭停注浆。

（2）如果漏浆量大，而盾尾间隙比较合理的情况下，在对漏浆位置进行手动补盾尾油脂的同时往盾尾晒海绵条，漏浆部位崭停注浆。

（3）如果漏浆量大，而盾构间隙差的情况下，在手动补盾尾油脂的同时往盾尾塞海绵条，漏浆部位崭停注浆。管片选型往间隙大的部位走，在掘进下一环过程中注意盾构机姿态尽量不要摆动来进行纠偏。

（4）控制好盾尾密封油脂的注入，盾尾油脂的损耗与掘进速度成正比，速度过快则注入盾尾的密封油脂在单位时间内不能满足其消耗量,若不及时调整油脂泵注脂率,则盾尾刷内的油脂量和注入油脂的压力不能及时密封盾尾,势必造成尾刷的密封效果减弱,形成盾尾漏浆。

在掘进中多注意保护盾尾刷，控制好注浆压力，使用配比合理的浆液，从根源上解决漏浆问题。在判断盾尾刷受损严重时，有条件更换盾尾刷的应马上更换尾刷。

2、地表沉降处理

地面沉降一般发生在软弱地层中，沉降分为两种，一是推进过程 中刀盘位置发生沉降，二是后期管片脱出盾尾后沉降。推进过程中发生沉降的主要原因可能是切口压力波动大，造成超挖使地层发生变形沉降；还有可能是切口环压小造成局部塌方或超挖，从而使地表地层沉降，一般这种情况发生在隧道上覆地层为软弱地层的时候，由于软弱地层稳定性差，对变形敏感，变化很快传递到地面产生地表沉降。后期沉降的产生与推进和注浆有关。即使地层稳定，若推进过程中发生超挖现象，而注浆没有相应增加，则有可能造成部分施工空隙没有填充，导致地层缓慢变形，最终产生地面沉降。在地下水丰富的地层中，若注浆没有及时凝固，浆液被地下水稀释带走也造成注浆的不足，从而引发地面沉降。对只有单液注浆系统的盾构机，后期沉降也可能受切口水压影响。由于单液注浆凝固时间长，注浆完成后其压力可能迅速消散，直至其值与切口水压相同，若所设定的切口水压过低，则有可能使地层缓慢变形后形成地面沉降。

由以上分析，切口压力和注浆控制是地面沉降的主要因素，因此在推进过程中控制好这两个方面可减少地面沉降的发生。这就要求设定较合理的切口压力及在推进时避免超挖现象，并严格按照指定的注浆方式进行注浆。对于前期刀盘位置处沉降，在掘进中可以适当调节切口水压和泥浆比重和粘度来减少沉降，对于盾尾后期沉降，加大同步注浆量或者进行二次补浆来减少沉降。

篇2：泥水平衡盾构机施工

泥水盾构施工技术

通过对泥水盾构工作原理及泥水盾构施工技术的介绍,结合北京铁路北京站至北京西站地下直径线2标工程采用的.Ф11.97m泥水平衡盾构的始发施工的工程实例,对泥水盾构始发施工技术进行了总结.对类似工程有借鉴作用.

作 者：翟志国 ZHAI Zhui-guo 作者单位：中铁隧道集团二处有限公司,河北,燕郊,065201刊 名：水科学与工程技术英文刊名：WATER SCIENCES AND ENGINEERING TECHNOLOGY年，卷(期)：2009“”(2)分类号：U455.43关键词：泥水盾构 施工 技术

篇3：大型泥水平衡盾构机主机装配

盾构法始于英国, 发展于德国、是本;已有180余年历史。在180多年中, 世界各国制造了数以千计的各种类型、各种直径的盾构, 盾构掘进机从低级发展到高级, 从手工操作到计算机监控机械化施工, 使盾构掘进机及其施工技术得到了不断发展和完善。

随着地下空间的开发, 盾构技术已广泛地应用于铁路、公路、地铁、隧道、水利工程、过江 (过海) 隧道、城区有轨交通、城区水网、气网、电网、市政管道等工程领域。是国家现代化建设不可或缺的重大机械装备。

20世纪90年代, 我国开始引进国外先进的盾构机和管理方法用于国内工程施工, 据不完全统计, 用盾构机开挖的隧道累计达到了176km, 在今后可用盾构机开挖的隧道约5 800km, 约需150台盾构机。盾构机及其配套设备、备品备件价值总计达几百亿, 盾构机的使用和发展具有广阔的市场。

由于盾构机是在地下施工的一种机械设备, 受其施工环境的限制, 如果工作过程中出现故障, 维修起来十分困难, 甚至会造成灾难。因此, 盾构机的制造质量十分关键, 而在工厂内的装配过程就是保证其使用性能和加工质量的检验过程, 因此盾构机的装配是十分重要的过程。

1 盾构机结构特点及主机装配难点

1.1 泥水平衡盾构机的结构

泥水平衡式盾构机按其结构主要分为主机和后配套两部分;按其功能可分为掘进系统、排渣系统、支护系统和辅助系统。而主机部分又包括刀盘、盾体、推进系统、驱动系统、管片安装机等部分组成。图1是泥水平衡盾构机的结构简图。

大型泥水平衡式盾构机通常指的是开挖直径在10m以上。其结构复杂, 零部件数量较多, 且尺寸和重量较大。主机的总长度约为15m, 而总重量约为900t, 主要部件刀盘一般重约150t以上, 前盾、中盾一瓣的重量也在130t以上。

大型泥水平衡式盾构机的主机部分的简图如图2所示 (去除刀盘) 。

1.2 泥水平衡盾构的工作原理

泥水平衡盾构的工作原理就是:通过加压泥水或泥浆 (通常为膨润土悬浮液) 来稳定开挖面, 其刀盘后面有一个密封隔板, 与开挖面之间形成泥水室, 里面充满了泥浆, 开挖土料与泥浆混合由泥浆泵输送到洞外。具体过程是通过主驱动装置旋转带动安装有滚刀或刮刀的刀盘转动, 连续不断的切削土体, 破碎的土体被泥水利用泥浆泵抽出并利用管道运输至地面;安装在盾体中的推进油缸推动盾体和刀盘前进, 达到一定距离后, 刀盘和推进油缸停止运行, 管片安装机开始衬砌管片, 衬砌完一环后, 刀盘和推进油缸再进行下一环的切削和推进。

由于主机部分的重量较重, 且为圆形结构, 稳定性较差;而且某些关键部件重量较大, 精度较高。因此在主机装配前要做好相应的准备工作, 以保证装配质量和安全性。

首先, 为了保证主机装配的稳定性, 制作了用于支撑盾体的“V”型支座, 并且在支座与盾体外圆接触处使用一对楔铁用来调整盾体的高度及接触位置。另外, 因为盾体共分为3段 (前盾、中盾和尾盾) , 并考虑到各盾体的结构形式, 确定好各盾体支座的支撑位置, 决定装配时使用5个“V”型支座。

其次, 为了保证装配精度或使部件吊运方便, 减小劳动强度还准备了多套专用工具。

例如, 主驱动装置在装配时使用了专用的吊运翻转工具, 因为主驱动装置是盾构机重要部件之了, 其精度较高, 直径5m以上, 重量达130t以上, 且其外圆柱面是与前盾相配合的加工面。在吊装时需对其进行翻个操作, 如果不采取措施, 按常规的操作进行主驱动的翻个工作, 极易对其表面或内部的零部件造成损伤, 这样一来, 不但会影响驱动装置的使用性能, 而且会影响整台设备的使用性能, 甚至会造成整个部件损坏。

因此, 为了保证主驱动装置在吊运及翻转过程中的安全, 使用了专用的吊运翻转工具。该工具主要由吊耳、托架和支架组成, 使用方法和翻转过程如简图3所示, 首先将吊耳和托架安装到驱动装置上, 然后将其竖起, 竖起时托架外圆弧板与地面接触, 不但保护了驱动装置外表面, 而且使起吊过程更加容易;最后将托架放到支架上并固定好, 重新安装起吊用具, 最后将托架拆下, 吊起驱动装置。

2 主机装配方案[2]

2.1 方案一

2.1.1 预装配

主机在总装配前, 部分部件及部件之间要先进行预装配, 确保装配尺寸正确后才能进行总装配。

1) 刀盘:刀盘先与联接法兰装配好, 并配制定位销孔, 然后刀盘翻个, 联接法兰朝下平放找好水平。安装各种刀具, 因为刀盘平放时, 刀具的安装较为方便快捷, 而且刀具安装后的检测工作也较方便容易;

2) 前盾:先将前盾的上、下部组装后, 初步检测各部尺寸后与中盾进行试装配, 检查盾体之间的把合孔对正性和外圆的圆度及大小情况。合格后将前盾的上、下部拆开平放。开始安装前盾内部梯子、走台和管路等零部件。待其安装完成后, 安装前盾下部内的破碎机和泥浆门。首先将破碎机装入到前盾下部内, 在装配前要预先根据破碎机与盾体之间的尺寸距离制作好两块垫块, 以保证破碎机装配时的稳定性。然后装配破碎机前方的泥浆门各件。此时装配破碎机和泥浆门操作方便, 难度小。因为此时破碎机可以使用天车直接将其从上至下的装入到盾体内, 而泥浆门的装配也是水平位置操作, 方便工人操作和行走;

3) 中盾:中盾上、下部组装后, 分别与前盾、尾盾试装, 检查合格后除去前盾和尾盾, 中盾水平放置, 将所有的推进油缸竖直装入中盾内。推进油缸竖直吊装不但省时省力, 而且易于调整;

4) 尾盾:将安装好各种管路的尾盾与中盾试装, 检测外圆直径尺寸;

5) 驱动装置:主轴承平放, 然后依次安装减速机和电机。

2.1.2 总装配

1) 根据各盾体的尺寸及结构, 确定主机总装配时用来支撑固定盾体的“V”型支座的数量并安装好;

2) 依次将前盾下部、中盾下部、尾部下部放到“V”型盾体支座上, 并调整好水平及同心;

3) 利用驱动装置的翻转吊运工具将主驱动装置与前盾下部装配, 并调整好, 然后吊装前盾上部, 完成前盾部分装配;

4) 管片安装机支撑架与中盾下部装配, 调整好水平及垂直;

5) 安装中盾内部的走台、排浆管路、液压和润滑管路等, 并且为了方便安装工作和人员上下的行走, 各种管路的安装工作随着走台的安装一起进行。待中盾内部的所有部件装配完成后, 装配中盾上部;

6) 管片安装机推进框架与支撑架装配, 然后完成推进框架上的走台的装配;

7) 管片安装机装配到推进框架上;

8) 再完成尾盾其它三部分的安装;

9) 将预装配好的刀盘与驱动装置装配。

2.2 方案二

2.2.1 预装配

各零部件只进行必要的试装配, 且其全部工作均在总装配时进行。例如:各盾体试装合格后拆开, 其内部的其它零部件均在总装配时再安装。

2.2.2 总装配

1) 根据各盾体的尺寸及结构, 确定主机总装配时用来支撑固定盾体的“V”型支座的数量并安装好;

2) 依次将前盾下部、中盾下部、尾部下部放到“V”型盾体支座上, 并调整好水平及同心;

3) 安装前盾下部内部的梯子、走台和管路, 然后安装破碎机, 此时安装破碎机可以在不需制作其它垫块的基础上保证其装配时的稳定性, 但时此时无法使用天车直接一步装配到位, 且天车只能起到辅助作用, 主要是使用手拉葫芦来完成破碎机的装配。此方法虽然能够保证装配质量, 不但费时费力, 而且泥浆门也只能在破碎机装配完以后才能进行装配;

4) 安装泥浆门各件, 此时安装泥浆门, 不但泥浆门下方要使用支撑来保证安全, 而且在装配泥浆门油缸时, 工作人员需要在盾体内部工作, 因为已安装了破碎机, 空间狭小, 难度较大;

5) 利用驱动装置的翻转吊运工具将主驱动装置与前盾下部装配, 并调整好;

6) 装配前盾上部, 然后安装前盾上部的梯子、走台和管路。此时安装前盾上部内的各零部件, 由于盾体较高, 不但零部件向盾体内部的运送困难, 而且工人需长时间高空作业;

7) 管片安装机支撑架与中盾下部装配, 调整好水平及垂直;

8) 安装中盾内部的走台、排浆管路、液压和润滑管路等, 并且为了方便安装工作和人员上下的行走, 各种管路的安装工作随着走台的安装一起进行。同时还要完成驱动装置电机和减速机的安装, 此时由于空间狭小和高空作业, 安装工作难度较大。待中盾内部的所有部件装配完成后, 装配中盾上部;

9) 安装中盾内的推进油缸。此时安装推进油缸时, 不但需要在盾体内部焊接临时支撑, 而且油缸在起吊时, 一端还要加配重;同时安装时还要借助手拉葫芦和千斤顶。装配难度和工作强度都较大;

10) 管片安装机推进框架与支撑架装配, 然后完成推进框架上的走台的装配;

11) 管片安装机装配到推进框架上;

12) 再完成尾盾其它三部分的安装;

13) 将预装配好的刀盘与驱动装置装配。

3 结论

通过对大型泥水平衡盾构机主机装配方案一、方案二在装配工艺方法、装配难易程度和工人工作强度上的分析、对比。方案一的工序简单、工作强度小, 因而主机装配方案一较为合理。

参考文献

[1]汪建业.重型机械标准.昆明:云南科技出版社, 2008:466-479.

篇4：泥水平衡盾构机施工

摘 要：该文对穿越软弱底层的泥水平衡盾构掘进速度的因素进行了分析，通过对泥浆性能和黏土段掘进参数的调整，泥浆携渣能力改善了，黏土段的掘进速度得到提高，提出了技术措施来改善压力波动和出渣。通过对掘进速度、扭矩及推力等运行参数的调整，顺利通过沙砾层。调整泥水循环和泥浆比重，避免发生堵泵、堵仓、管路堵塞情况，形成了关键成套技术用于泥水平衡盾构穿越软地层施工，实现快速掘进的长距离软岩条件下泥水平衡盾构。

关键词：盾构掘进 泥水平衡 盾构姿态 软弱地层 刀具配置 管片错台

中图分类号：U455 文献标识码：A 文章编号：1674-098X（2016）06（c）-0024-02

某市核电站取水隧洞单隧建筑长度4 321.4 m，开挖直径8.93 m。而引水隧洞所穿越的主要底层是砂黏土地层，因此引水隧洞的施工采用泥水平衡盾构技术。

1 影响盾构掘进速度的因素分析

很多因素会影响盾构掘进速度。诸如盾构各生产系统的生产能力、互相配合、协调程度、驾驭生产系统的管理队伍的管理水平等，都是制约掘进速度的因素。高水平的管理不仅追求速度，更要追求速度与系统能力的协调。较慢的盾构掘进速度会使生产能力受到制约，降低生产效率，抬高成本，因此，掘进快慢应该合理。

生产能力应该合理配置，各生产工艺流程应该科学设计，管理方法应科学合理。所以在黏土地层段和砂岩地层通过盾构时，应在遵照原则，协调各个环节，互相促进的基础上，达到快速推进软岩地层段盾构的目的。

2 列车编组及轨道布置

列车编组会影响盾构掘进的速度，所以必须科学合理。列车编组在空间、时间上可以对生产环节合理安排，达到高产高效、有条不紊、系统协调，各环节间可以避免相互干扰，达到安全生产的目的。

列车编组分3个阶段，满足盾构掘进的施工需求。

（1）掘进隧洞。在这个过程里，因为纵坡太长，不宜倒换编组，所以编组为两列：材料车、管片车、电瓶车；砂浆车、管片车、电瓶车。每列车都是一趟一个循环。列车长度20 600 mm。

（2）在隧道掘进到1 500～3 000 m的过程中，列车分成两列，编组均为砂浆车、电瓶车、管片车和管片车。跑1趟为1个循环，1列车长度是26 400 mm。

（3）掘进3 000 m后，3列车编组为：砂浆车、电瓶车、管片车、管片车。列车编组从出来到井口是：管片车、管片车、砂浆车、电瓶车。每列车1个循环是1趟。每列车长度是26 400 mm。

3 刀具的配置

掘进软弱地层段的时候，盾构刀具主要以切削为主要功能，把硬岩段的中心双刃滚刀和单刃滚刀替换成双联齿刀和单联齿刀。其配置见表1。

改进刀具，可使刀具使用寿命延长，刀具对地质条件的适应性增强，使盾构掘进速度加快。

4 掘进参数和泥浆性能调整

4.1 黏土段的掘进参数和泥浆性能团

出渣过程中盾构掘进黏度和比重增加较快，黏土粒径太小，较大比重的泥浆循环出渣效果不好，没有携带细颗黏性土的良好特性，导致堵仓、堵泵和堵管的现象，形成出渣不畅的泥水管路。经过多次实验，控制在比重1.0～1.1 g/cm3左右的泥浆性能、23～27 mm/min的掘进速度、2～3 rpm的刀盘转速、19～21 s的泥浆黏度的泥浆有较好的携渣能力，可以使掘进正常进行。

因为黏度较大、容易结块，进行快速掘进时附着在刀盘和刀箱上结成泥饼，在舱内堆积，刀盘会因泥饼面积增大而变成一个平面，放慢掘进速度，降低开挖切削能力，黏土沉积硬结会导致泥水仓底部出现堵塞仓门的现象，出渣变难，仓内有较大压力波动，使掘进变得不稳定。作者尝试了很多办法在施工过程中改善压力和出渣波动的情况，下面是主要措施。

（1）加大刀盘转速且使刀盘旋转方向在每环掘进改变，减小掘进速度。

（2）气仓和刀盘泥浆循环冲刷方式改变，如进浆流量增大、进排浆流量差增大，气仓次数提高、泥水仓冲洗和管路冲刷都要加强。

（3）为了保证输送能力和送浆压力的增加，需要增加中继泵的负载。中继泵发热量增加的原因往往是高负荷运转，温度很快上升，泵体的密闭性被破坏，可能造成盘根损坏漏浆或跳停，因此不宜在过长时间提高中继泵负荷。

（4）使泥浆的黏度和比重降低，及时对浆池浆液更换或调稀。

调整黏土地层泥浆比重到1.2左右可以提高携渣能力，而且换浆不应该太急，快速改变泥浆参数，应对参数缓慢调整，防止渣土在掘进中拥堵。

4.2 粗砂砾层段掘进技术

在两段掘进里程中，少部分是粉砂混粉质黏土、黏土。在这个区域里进行掘进任务，要逐渐把注浆量加大。反复统计分析和实验了两条隧洞，不停对盾构机运行参数进行调整，稳定盾构机，稳步推进掘进工作。掘进速度，推力2 400～2 600 t，刀盘转速2.3～2.6 rpm，扭矩0.6～1.0 MN.m，这时泥水有相对稳定压力，安全通过沙砾层。

为了让管片姿态和掘金姿态在设计区间内，首先，加大推进油缸下半部分的3组推力到最值，上半部分的3组减小到最值，令刀盘抬头。此外，管片安装从底部开始，安装后再对其余管片进行安装，最终盾构姿态恢复到周线的附近。

5 关键技术控制

（1）监控监测应加强，按需要使泥浆的黏度和比重在水循环系统中有所降低，更换浆池浆液或及时加水调稀，渣土浆液的分离需利用浓缩池进行加强。

（2）控制管片旋转。刀盘转速下降，掘进扭矩加大，依靠改变刀盘旋转方向，顺时针利用摩擦力回转环管片；对管片拼装顺序进行调整，依次逆时针拼装，每装一块就对齐平整、能够连接相邻环螺栓后，管片顺时针微调，之后使用扳手拧紧螺栓；调整盾尾间隙、管片安装质量和盾构姿态，对应盾构姿态和管片状态，开挖底层断面、管片和盾尾间隙均应均匀。

（3）防止上浮的管片。在掘进砂层段和黏土段时，倘若砂浆性能和盾构姿态不能确定参数，管片上浮和管片错台会很容易造成，为了对这种现象进行控制，必须在盾构中做好以下工作。

改变注浆方式，根据要求的姿态，调整注浆量和注浆次数；根据变化的姿态，调整推进压力，使得盾构机开挖走向和姿态调整相吻合；调整盾构姿态应依据监测数据得到的上浮量，以满足隧道轴线要求。增大同步注浆量的同时降低掘进速度，缩短初凝时间。

6 结语

该工程实现了泥水平衡盾构在软岩条件下快速长距离推进，平均每月推进500 m，最高可达到823.4 m，同时穿越软弱地层施工的泥水平衡盾构关键成套技术也实现了。

参考文献

[1]彭正勇，梁奎生.泥水复合盾构过软硬不均地层关键技术研究及应用[J].盾构施工，2012，（S2）：45-50.

[2]杨太华.越江隧道工程大型泥水盾构进出洞施工关键技术[J].现代隧道技术，2005（4）：45-48.

篇5：泥水平衡盾构机施工

，

对策：采用抬高盾构机的始发姿态、合理安排始发导轨以及快速通过的办法尽量避免“磕头”或减小“磕头”的影响。

篇6：什么是泥水加压式盾构？

，

在泥水加压式盾构的密封舱内充满特殊配制的压力泥浆，刀盘(花板型)浸没在泥浆中工作。对开挖面支护，通常是由泥浆压力和刀盘面板共同承担，前者主要是在掘进中起支护作用，后者主要是在停止掘进时起支护作用。

篇7：泥水平衡盾构机施工

关键词：泥水平衡盾构,低温天气,液压系统,水循环系统,泥浆处理

北京地铁7号线8标百子湾-化工站区间西起广渠路南侧、化工二厂旧址北侧的百子湾站, 线路出站后以350m半径曲线斜穿广华新城建设地块后转向南, 沿规划化工二厂东侧路向南, 止于广华新城东侧的化工站。右线区间设计起止里程:右K16+085.837~右K16+807.600, 区间长度721.763m;左线区间起止里程:左K16+149.998~左K16+807.600, 区间长度687.566m (长链29.964m) 。区间覆土8.4~10.0m, 区间为两端底中间高的“人”字坡, 采用盾构法施工。

根据施工策划采用1台三菱泥水盾构从百子湾站右线始发往化工站方向掘进, 到达化工站后盾构解体吊运回百子湾站, 在左线进行二次始发往化工站方向掘进, 工程概况如图1所示。

按照工期安排盾构进场时间在2012年11月份, 盾构及施工配套设备组装及调试时间在2012年12月份, 盾构始发时间在2013年1月份, 刚好处于北京最为寒冷的冬季。北京地区属暖温带大陆性季风气候, 冬季寒冷干燥, 年平均气温为12℃, 最低月 (1月份) 平均气温为-4.6℃, 极端最低气温为-18℃。

根据泥水盾构施工工艺, 冬季低温对施工中的盾构及地面设备组装调试、盾构始发及洞门密封、泥浆循环及外运处理、材料采购及现场保管、沉降测量及监控等方面均存在一定的影响, 若冬季施工中采取的措施不当将会严重影响盾构施工作业。

2 低温对泥水盾构施工设备与材料的影响及措施

2.1 盾构液压系统

液压系统能否正常工作, 取决于其工作的介质——液压油的各项性能指标是否正常。温度太低带来的主要问题是液压油粘度增大, 影响液压系统的正常动作及工作效率, 严重时出现的空蚀现象可造成液压系统故障或是液压元件 (特别是液压泵) 的损坏, 因此需特别注意低温对液压系统的影响。

北京地铁7号线8标百-化区间所使用的盾构为三菱泥水平衡盾构 (编号为1606#) , 该盾构之前一直在广东地区施工, 盾构本身并无针对低温的专门设计, 且短时间内无法调整所使用液压油的粘度指数, 因此唯一解决的方法只能采取提高环境温度来确保液压系统的正常运行。1606#三菱泥水盾构采用道达尔46#液压油, 该液压油适宜工作温度为10~60℃。

1) 低温严重影响盾构组装过程中液压管路的连接效率。长期的低温天气造成液压油管橡胶硬化, 柔软度不足, 组装过程中管路的连接需要消耗较常温情况下的2.4倍左右, 且连接质量不理想。处理措施: (1) 想方设法提高环境温度。先后通过用帆布盖住始发井口及出土口、用棉被包裹盾构等方式阻挡穿堂寒风吹入盾构内;另外通过在接管位置周围增设30k W暖风机以提高局部温度。然而由于环境温度过低, 只能将作业环境温度提高几度, 整体温度还是在0℃以下, 无法从根本上解决问题。 (2) 增加有经验、有责任心的管路连接作业人员。为了尽量降低恶劣的作业环境对管路连接工作的影响, 安排有经验、有责任心的技术工人可提高接管效率, 另外, 在液压系统空载运行后多次对油管连接处进行复紧, 确保接头位置的连接效果。

2) 液压油注入油箱。低温情况下 (0℃以下) 液压油粘度过大, 加入油箱过程的效率极低。根据以往的经验, 常温情况下每桶209L的46#或68#液压油通过220V-0.88k W的电动抽油泵在15min内可全部抽完;而低温情况下220V的电动抽油泵效率极低, 在更换为380V-2.2k W的输油泵后也需60min左右才能将一桶油全部抽完。粘度与温度关系参考图2所示。总之, 要减弱低温对盾构液压系统运行不利影响的主要方法就是提高液压油本身的温度, 增加空载运行时间将液压油进行充分的循环可逐步提高液压油温度。

2.2 水循环及水冷却系统

盾构正常工作离不开水, 如管路用水冲洗、设备用水冷却等, 因此温度太低必定对盾构水循环系统存在一定影响, 严重时造成盾构无法正常工作。

2012年12月底盾构通水调试后, 由于地面高压电房故障断电, 盾构调试非正常停止, 进而造成盾构台车内水路系统所有管路内的水全部冰冻, 如刀盘泵冷却水路冻结、主驱动行星轮齿轮箱冷却水路冻结、P2泵轴封水冻结等。处理措施:水管全部冰冻住后在低温情况下短时间内难以再次疏通, 因此冰冻住后需根据盾构水循环及冷却系统的特点, 立即采取逐段清理或局部加绕电热丝加温融化等相应的措施, 否则将严重影响盾构施工及设备使用安全。如P2泵轴封水以前只有一个压力传感器用于监测管理内的压力, 并作为P2泵启动的一个前提条件, 然而在结冰状态下, 管路内压力同样存在而压力传感器无法做出有效判别, 故而在此种状态下长期运行往往可能由于缺少水的清洗、降温作用而造成P2泵机械密封的损坏;因此在管路上加装流量传感器用于监测管路内的水流流量可有效避免水在低温结冰状态下压力监测的误判, 进一步保证设备的使用安全。

2.3 泥浆处理系统

泥水盾构施工工艺决定了在地面有一套用于泥水筛分的泥浆处理系统。一套泥浆处理系统包含4个沉淀池、2个调整池、1套预筛器、2个一级处理机、2个二级处理机, 另外还包含P1泵、Pm泵及其相应的控制柜和地面铺设的管路等。由于整套泥浆处理系统露天安装, 极寒天气对上述设备正常运行影响最大, 在考虑合理的经济性原则下需采取足够的保温措施, 否则严重影响泥水盾构施工工效。

1) 沉淀池及调整池在施做完后, 进行底板及墙面渗漏试验, 由于正值寒冬腊月, 灌水后水面逐层结冻达30cm厚, 严重影响后续浆液调制及环流调试作业。处理措施:在通过重物凿碎沉淀池及调整池上面冰层后, 逐一打捞清理, 以防止冰块被吸入P1泵打坏叶轮或泵体;另外在几个沉淀池及调整池间加设2~3台泥浆泵, 确保在环流停机时泥浆可在几个池之间实现局部小循环, 形成“活水”。

2) 泥浆处理系统上所配备的渣浆泵在极寒温度下轴承组件箱及填料密封箱轴套由于润滑黄油固结, 以致抱死传动轴, 造成渣浆泵无法正常运行作业。处理措施:对于渣浆泵传动轴因润滑脂固结抱死, 可用两个2k W的小太阳灯分别对两处进行照射加热, 逐步融化固结的润滑脂, 待设备可以正常运转后, 停机拆开轴承组件箱及填料箱将里面的润滑黄油脂全部更换为可耐低温的同品牌润滑油脂 (适用温度范围:-50℃~150℃) ;另外, 用彩钢瓦瓦搭设一间长约13m、宽6m、高约7m的棚子将整套泥浆处理系统罩着, 既可挡住寒风又起到一定的保温作用, 可有效地改善泥浆处理系统的作业环境, 有利于设备的正常运行。

另外, 低温对地面泥浆处理系统的影响还有P1泵及地面至隧道口的送排泥管、水管等管路。通过搭设保温棚将P1泵环境温度提高, 可有效地防止P1泵及其轴封水泵因停机或故障出现冻结的风险;地面的泥浆管路及水管对于有条件的要做埋设处理, 且埋设深度尽量超过1m, 对于没有条件埋设的管路则需缠绕由电热丝-保温海绵组成的保温层, 通过控制箱调整电热丝发热量可确保管路周围温度不低于5℃。

2.4 其他设备

由于龙门式起重机、搅拌站、叉车、装载车等设备均在地面配合施工, 因此低温对上述设备的影响也需十分注意。

龙门式起重机主电源电缆需反复缠绕在电缆卷盘上, 而低温对电缆护套橡胶的影响十分巨大。电缆橡胶为高分子聚合物, 在常温下橡胶具有良好的弹性, 其硬度随着温度降低而增加, 弹性和柔韧性逐渐减少, 当温度降至脆化温度后, 高聚物就不能发展强迫高强形变, 而发生脆性断裂。选用抗拉型电缆及在龙门式起重机大车行走前进行其他动作让主电缆发热可有效减少电缆因低温造成的损耗。搅拌站通过搭设工作棚既可防尘降噪又可抵御寒风, 起到很好的保温作用。叉车、装载车通过使用低温润滑油可有效减少低温启动问题, 燃料则可根据气温变化将常用的0#柴油更换为-10#柴油, 甚至-20#柴油。

2.5 施工中的各类材料

盾构施工所需的各类材料均需存放于地面, 根据材料性质不同或存放于仓库, 或堆放于露天地面, 但无论如何温度过低对施工中所使用的各类材料均有一定影响。油脂类材料, 如液压油、盾尾油脂、润滑油脂等均需储存在仓库且还要采取一定的保温措施, 否则将影响相应的性能, 并最终影响盾构施工;液压油在低温下运动粘度变低, 影响液压系统运转;盾尾油脂若长期存放于低温环境中, 其粘性严重降低, 影响盾尾密封效果。其他材料, 如露天堆放的管片, 在下雪前需盖好吊装孔位置, 防止雪水流入吊装孔内结冰, 造成管片下井后无法拼装, 影响隧道施工。

3 结语

篇8：泥水平衡盾构机施工

关键词：过江隧道；泥水盾构；地面沉降；分析及预测；施工控制

中图分类号：TU433 文献标志码：A 文章编号：16744764（2012）05002508

近年来，泥水盾构越来越广泛地应用于城市水底隧道施工，如上海上中路隧道、上海长江隧道、武汉长江隧道、南京长江隧道、杭州庆春路过江隧道、杭州运河隧道、海宁钱江隧道等[12]。对于盾构施工引起的地面沉降，许多学者进行了研究，研究方法主要为经验公式法、解析法和数值模拟法[36]，然而这些研究大都针对土压平衡盾构，而对于泥水盾构的研究相对较少。泥水盾构与土压平衡盾构相比，泥水压力传递快速而均匀，开挖面平衡土压力的控制精度更高，地面沉降量的控制精度更高[7]。而泥水盾构用于水底隧道施工，穿越堤防和水底浅覆土区域，对地面沉降的控制要求更为严格。在上海若干水底隧道工程施工中，曾发生了大堤防汛墙底板渗水、防汛闸门变形、防汛墙倒塌等威胁提防安全的事故[8]。因此，深入研究泥水盾构施工引起的地面沉降，具有十分重要的意义。〖=D（〗 林存刚，等：泥水盾构隧道施工引起的地面沉降分析及预测〖=〗

结合杭州庆春路过江隧道泥水盾构施工地面沉降实测数据，分析了泥水盾构施工引起的地面沉降的特征及规律，总结了影响地面沉降的因素，并给出了地面沉降的预测公式。1 工程概况及地质条件

1.1 工程概况

杭州庆春路过江隧道南北方向垂直穿越钱塘江，盾构段总长3 532.442 m，其中东线长1 765.478 m，西线长1 766.924 m。管片外径11.3 m，内径10.3 m，厚50 cm，环宽2 m。管片采用通用契型环，采用6标准块+2邻接块+1封顶块的分块形式，错缝拼装，纵环向采用高强螺栓连接。

盾构隧道采用两台泥水平衡盾构机从江南盾构工作井开始掘进，始发段纵向坡度为-4.25%。盾构主机长11.4 m，后配3节拖车，上载砂浆泵、电器液压设备、主控室等，长约20 m。盾构主机总重1 100 t，外径11.65 m。

1.2 工程及水文地质条件

盾构施工主要穿越③层粉砂夹粉土、④层淤泥质粉质粘土、⑤层粉质粘土、⑥层粉质粘土、⑦层粉细砂和⑧层圆砾。各土层物理力学指标见表1。隧道穿越土层剖面见图1。

孔隙潜水赋存于场区浅部人工填土及其下部粉、砂性土层内，水位高，渗透性好。⑦层砂土、⑧层圆砾为承压水层，承压水位高，透水性强。

2 地面沉降监测布置

地面沉降监测从江南工作井至钱塘江南岸大堤一共布置19个断面，编号D1～D18、XB。其中西线隧道监测断面标记为WD，东线为ED，XB仅布置于西线。监测断面布置情况如图2所示。其中D1～D6因处于加固区，数据失真，数据未采用；D7～D12、D17、D18、XB所处地面隧道施工前为农田；D13～D16位于錢塘江南岸大堤之上。笔者仅对西线盾构施工引起的地面沉降进行分析，即WD7～WD12、WD17、WD18、XB断面。

式中：S（x）为地层损失引起的地面沉降； x为距隧道轴线的距离；Smax为隧道轴线处地层损失引起的地面沉降；i为地表沉降槽宽度系数；Vs为隧道单位长度地层损失；η为地层损失率，为地表沉降槽的面积与隧道开挖面积之比；R为隧道开挖半径。

使用Peck公式预测横向地面沉降时，最为关键的是确定地层损失率V1以及沉降槽宽度系数i的取值。其中地层损失率V1取值受土质、隧道工法及施工参数控制等影响，具有很大的离散性和地区及施工经验性[1011]。对于沉降槽宽度系数i的取值，国内外许多学者进行了实测及试验研究[1215]，其中应用最为广泛的是O’Reilly&New（1982）[15]根据伦敦地区经验提出的：

式中K为沉降槽宽度参数，定义为横断面地面沉降曲线拐点至隧道轴线水平距离与隧道轴线埋深之比；z0为隧道轴线埋深。

对WD7～WD12、XB、WD17、WD18，9个监测断面横向地面沉降进行分析。

分析表明：西线隧道各监测断面横向地面沉降特征及规律基本一致，均可用Peck公式较好地拟合。

图3、4、5分别为WD8、WD12、WD17断面横向地面沉降，图中地面隆起记为正值。图中沉降曲线标记，如图3中第1条沉降曲线标记“0 d，11.329 m”表示盾构盾尾离开WD8断面0 d，盾构切口离开WD8断面11.329 m。

图3～5可见：

1）盾构切口到达监测断面之前，地面随切口泥水压力的设定，时有隆起，时有沉降。

2）在盾构盾尾离开监测断面之前，地面沉降较小，且沉降曲线较无规则。

3）盾尾离开监测断面时，沉降量和沉降速度陡增，此后横向地面沉降曲线开始呈现隧道轴线位置沉降最大，向两侧递减的规律。

4）盾尾脱离监测断面初期，由于同步注浆作用，隧道轴线两侧或一侧约10 m之外地面出现隆起。

Peck公式假定隧道施工引起的地面沉降是在不排水情况下发生的，沉降槽的体积等于地层损失的体积[9]。分析发现，西线隧道地面沉降，在盾构脱离监测断面0～5 d或6 d之内，沉降速度和沉降量最大，而之后沉降速度出现转折，开始明显变慢。一般认为，在盾尾脱离监测断面之后，由于建筑空隙的产生，会引起比较大的地层损失沉降；之后的沉降主要由扰动土体固结引起；地层损失沉降的速度大于固结沉降速度。故认为盾尾脱离5 d或6 d之前的地面沉降主要由地层损失引起，选取该天的地面沉降值用Peck公式加以拟合。

nlc202309032321

图6～8分别为WD8、WD12、WD17，盾尾脱离监测断面5d或6d时，横断面地面沉降用Peck公示拟合的情况。t为盾尾离开监测断面的时间。各断面地面沉降Peck公示拟合结果统计于表2。

图6～8可见，所选取的3个断面，WD17断面地面沉降Peck公示拟合最好，其次为WD8，最差为WD12。结合图3～5，WD12在切口到达前以及盾尾离开初期地面产生较大隆起；WD8在盾尾脱离时轴线一侧约10 m外产生较小隆起；而WD17断面只在盾构通过期间，地面出现微量隆起。

盾构切口靠近监测断面时，泥水压力设定大于开挖面初始水土压力时，在附加应力作用下，开挖面上前方土体上抬，进而引起地面隆起；盾尾脱离监测断面初期，同步注浆压力较大时，同样会引起地面上抬。各监测断面地面沉降Peck公式拟合时发现，当切口压力及同步注浆压力作用下地面出现较大隆起时，拟合情况较之于地面隆起小或者无隆起的断面要差。地层损失沉降比较有规则，一般呈现正态分布曲线形式；而由于切口泥水压力及同步注浆压力引起的地面隆起较无规则，会使总沉降曲线偏离高斯曲线分布。

图7可见，适当提高切口泥水压力及同步注浆压力使地面出现微量隆起，可以抵消部分地层损失，降低地面总沉降量，并减少地面沉降范围。但切口泥水和同步注浆压力也不能设置过大，以避免较大的地面隆起危及地表及地下建（构）筑物的正常使用和安全。

表2可见，西线隧道各个监测断面地面沉降槽宽度参数K取值比较集中，在0.25～0.32之间；而地层损失率V1的取值受施工参数控制影响离散性较大，取值在0.04%～0.33%之间。

3.2 西线隧道纵向地面沉降

对于隧道施工引起轴线上方地面沉降随时间变化的预测，很多学者进行了研究[1619]。Fang等[16]通过对Taipei MRT CH18 B1隧道沉降观测分析，提出采用双曲线模型估算隧道轴线上方地面沉降随时间的变化：

式中，S（t）为t时刻隧道轴线上方地面最大沉降量；t为盾尾离开监测断面的时间（以盾尾离开监测断面前1天算起）；a、b为双曲线常数。

魏纲等[16]通过对11个隧道工程实例分析发现，上述双曲线模型用于预测隧道工后沉降时，精度较高。刘松樵[19]采用双曲线模型对上海地铁一号线及延安东路隧道盾构盾尾离开后地面沉降曲线进行拟合，效果较好。

然而双曲线模型仅用于隧道施工引起的地面固结沉降的预测，忽略了盾构切口靠近时以及盾构通过期间产生的地层损失沉降。

笔者在Fang提出的传统双曲线模型的基础上，添加参数c，以考虑盾构切口靠近时以及盾构通过期间产生的地面位移，用修正后的双曲线模型拟合该工程隧道轴线上方地面沉降随时间变化曲线。修正后的双曲线模型为：

式中：S（t）为t时刻隧道轴线上方地面最大沉降量，沉降记为负值，mm；t为盾尾离开监测断面的时间，d；t=0时，盾尾到达监测断面；a为双曲线常数，表征盾尾脱离初期（t≤10 d）地面沉降速度，a越大，盾尾脱离初期沉降速度越小；b为双曲线常数，决定地面最终沉降量大小，b越小，最终沉降量越大；c为双曲线常数，盾构切口到达前以及盾构通过期间产生的地面位移。

图9～10分别为WD7、WD10实测轴线地面沉降随时间变化曲线用修正双曲线模型拟合的情况。

各监测断面拟合公式，a取值范围0.15～0.5 mm-1·d， b取值0.014～0.035 mm-1，c取值-14～3.3 mm。

3.3 西线隧道盾构通过各个阶段地面沉降

盾构隧道施工引起的地面位移，根据盾构与监测断面的相对位置以及形成机理，可分为4个阶段：

1）切口到达前地面位移：当切口压力设置小于开挖面初始水土压力时，开挖面应力松弛，引起切口上前方地面沉降；当切口压力设置大于开挖面初始水土压力时，附加应力作用下会引起切口上前方地面隆起。合理的切口泥水压力设置是控制该阶段地面位移的关键。

2）盾构通过时地面位移：良好的盾构掘进姿态，以减少盾构机的俯仰、偏转以及横向偏移，减少超挖和减轻盾构与周围地层的摩擦、挤压，可降低该阶段地面沉降。

3）盾尾沉降：盾尾脱离监测断面时，由于建筑空隙的产生，会引起较大的地层损失沉降。同步注浆及时充分地填充建筑空隙，可有效地降低盾尾沉降。本文取盾尾离开监测断面0～5 d或6 d内的沉降为盾尾沉降。

4）固结沉降：主要为盾构施工擾动土体固结沉降，除受到土层影响之外，施工扰动的大小也是其重要的影响因素。本文取盾尾脱离5 d或6 d后的沉降为固结沉降。

以上4个阶段沉降值分别记为S1、S2、S3、S4，对应沉降速度记为V1、V2、V3、V4，地面总沉降量S=S1+S2+S3+S4，监测周期内总沉降速度记为V。各监测断面各阶段轴线地面沉降值及占总沉降的比例统计于表4。

表4可见：

1）S1取值范围-3.41～3.16 mm，V1取值范围-1.14～0.10 mm/d，占总沉降的比例-12.01%～10.35%。该阶段沉降主要受到切口泥水压力设定的影响，由于各断面切口泥水压力设定的不同而表现出较大波动。

2）S2取值范围-1.87～5.66 mm，V2取值范围-0.79～2.83 mm/d，占总沉降的比例-9.41%～1872%。

3）WD11断面同步注浆作用下地面出现较大隆起，WD12断面受到盾构长时间停机的影响，使得该两个断面地面沉降规律与其他断面差别较大。在分析S3及S4取值时该两个断面不予考虑。S3取值范围11.49～23.58 mm，V3取值范围2.18～5.90 mm/d，占总沉降的比例38.01%～64%，平均为5727%。该阶段沉降主要受到盾尾同步注浆影响。

4）S4取值范围9.86～14.58 mm，V4取值范围0.31～0.86 mm/d，占总沉降的比例36%～5067%，平均为41.08%。

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以上分析可见，对于该工程泥水盾构施工引起的地面沉降，盾尾脱离初期（0～5/6 d）盾尾沉降量和沉降速度最大，约为总沉降量的57.27%；盾构切口到达前以及盾构通过时的地面沉降，受切口压力设定以及盾构姿态控制波动较大，位移值控制在±5 mm之内；后期固结沉降占总沉降的比例较大，约为41.08%。由于各断面监测时间有限，固结沉降在监测结束时仍继续进行，因此，其所占比例还会加大。由此可见，该工程泥水盾构施工引起的地面沉降，大部分为盾尾沉降及扰动土体长期固结沉降，而盾构穿越之前的位移相对较小，甚至起到抵消后续沉降的作用。

1）西线隧道盾构施工引起的地面沉降可用Peck公式较好地拟合，各监测断面地面沉降槽宽度参数K取值比较集中，在0.25～0.32之间；而地层损失率V1的取值受施工参数控制影响离散性较大，取值在0.04%～0.33%之间。

2）泥水盾构在软土地层中施工，大部分地面沉降为盾构脱离0～5 d或6 d内的盾尾沉降以及扰动土体长期固结沉降，分别约占总沉降量的57.27%和41.08%；盾尾脱离监测断面0～5 d或6 d期间，地面沉降速度最大。

3）适当提高切口泥水压力以及同步注漿压力使地面出现微量隆起，可以抵消部分地层损失，降低地层损失率及地面沉降范围，有利于沉降控制。

4）地层损失沉降比较有规则，符合高斯曲线分布形式；而由于切口泥水压力及同步注浆作用引起的地面隆起较无规则，会使总沉降曲线偏离正态分布曲线。

5）引入新的参数c，以考虑盾构切口靠近时以及盾构通过期间产生的地面沉降的修正双曲线模型，可以较精确地拟合轴线地面沉降随盾尾离开时间的变化曲线，可用于泥水盾构软土地区施工引起的长期地面沉降的预测。

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（编辑 胡 玲）doi：10.3969/j.issn.16744764.2012.05.006