曲线隧道（精选7篇）
曲线隧道 篇1
1 工程简介
广州市轨道交通五号线区庄站～杨箕站盾构区间包括两个区间, 分别为区庄站～动物园站区间, 和动物园站～杨箕站区间。动物园站～杨箕站区间, 线路左线由直线段和2段曲线组成, 曲线半径分别为R206 m和R285 m;区间线路右线包括直线段和2段曲线组成, 曲线半径分别为R200 m和R300 m。动物园站～杨箕站区间的200m小半径圆曲线段平面线路要素表见图1。
2 该区间施工难点
2.1 线路转弯半径小且附带左右线交叉重叠
单一的急曲线隧道施工在地铁施工中并不罕见, 但200 m曲率半径在国内还未出现, 在小半径施工的同时附带左右线交叉重叠广州地铁隧道施工中尚属首次, 在国内甚至国际上都是“新”的掘进技术。该区间隧道施工属盾构隧道施工中的“新工艺、新技术”, 对盾构施工技术与施工工艺提出了严格的要求, 极具挑战性, 施工风险极高。
2.2 线路坡度大
区间线路最大坡度为38‰, 最大坡长为485 m, 线路坡度大, 避免大坡度对施工掘进的影响也是本工程的特点。
2.3 地质条件复杂, 穿越建筑物较多
区间隧道穿越的地层有<6>、<7>、<8>、<9>, 穿越房屋9栋, 穿越桥桩7处其中6处桥桩需做桩基托换, 2处房屋桩基需做地层加固。
区间线路地面特征主要为城市道路和建筑物群, 线路沿线所经道路交通繁忙, 道路及人行道内地下管线杂乱密布。
3 隧道衬砌管片漏水情况
通过对整个成型隧道管片漏水点统计分类, 管片漏水点主要分为以下几种:吊装孔漏水、管片边角及弧面挤碎漏水、管片外弧面挤碎漏水、管片接触面不实漏水及管片贯穿性裂缝漏水。
4 衬砌管片漏水原因分析
(1) 管片的接缝防水采用水膨胀橡胶, 靠其遇水膨胀后的膨胀压力来止水。
实践证实, 密封垫材料性能极大的影响了接缝的防水效果, 尤其是对防水功能的耐久性要使密封垫能长时间保持接触面的压应力不松弛, 另外一点就是止水条的制作安装误差和粘贴密合程度也会影响到防水的效果。由于盾构掘进千斤顶行程不足导致封顶块插入困难时止水条破坏, 由于千斤顶撑靴在顶至管片时管片摆放不正使得止水带损坏而导致漏水。
(2) 管片选型及螺栓为紧导致漏水。
在小半径掘进过程中, 由于盾尾间隙不均匀, 管片选型不当造成间隙过小使得造成管片外壁被损坏导致止水条漏水。连接螺栓没有拧紧在小半径持续纠偏过程中引起接缝的扩张, 使得管片在掘进停止后呈松弛状态, 而导致管片漏水。
(3) 在急曲线段, 由于盾构机本身为直线形刚体, 不能与曲线完全拟和。
曲线半径越小、盾构机身越长, 则拟和困难越大。在急曲线段盾构机掘进形成的线形为一段段连续的折线, 为了使得折线与急曲线接近吻合, 掘进施工时需连续纠偏。曲线半径越小, 则纠偏越大, 纠偏灵敏度越低 (纠偏所需的压力差就越大) , 轴线就比较难于控制, 操作难度较大。急曲线隧道每掘进一环, 管片端面与该处轴线的法线方向在平面上将产生一定的角度, 在千斤顶的推力下产生一个侧向分力。管片出盾尾后, 受到侧向分力的影响, 隧道管片整体向圆弧外侧偏移, 管片出现错台, 两环间膨胀止水条错位, 漏水点增多, 隧道质量受到严重影响。
(4) 壁后注浆实施的好与坏, 直接影响到隧道的施工质量。
壁后注浆是隧道防水的第一道防水防线, 注浆量不足会引起隧道后期产生较大沉降变形而漏水。从盾构机掘进到管片脱出盾尾后的工况分析来看, 隧道管片在一定长度范围内就象两端固定的弹簧梁, 一端受到盾尾的约束不能上浮, 另一端受到已凝固注浆固体的约束也不能上浮。这时, 如果管片脱出盾尾后 (一般情况2环～3环) , 同步注浆的浆液不能达到初凝和一定的早期强度, 隧道管片仍然可视为浸泡在液体之中, 在浮力的作用下必然会产生上浮现象。管片上浮造成错台量增大而导致漏水点增多。
(5) 掘进过程控制不当引起漏水。
在小半径掘进过程中, 由于一味的纠偏导致盾构与管片的姿态不好, 影响到管片的拼装质量, 造成管片间错位, 相邻管片止水带不能正常吻合压紧, 从而引起漏水。在掘进过程中为了持续纠偏, 左右推力严重不均等造成管片左右受力不均匀而产生裂纹、贯穿性断裂等而渗漏水。在纠偏困难的情况下, 外侧掘进推力过大也会造成管片产生裂纹而渗漏水。
5 隧道衬砌管片漏水预防措施
(1) 拼装前对管片进行检查, 发现管片在运输和吊运过程中造成掉角损边及止水条损坏或脱落的要及时更换。拼装过程中管片损坏严重的要拆下来更换后重新拼装。平时管片螺栓为三次打紧, 在特急曲线下由于外力作用管片螺栓反松情况较为严重, 在正常掘进过程中要对一节台车以前的管片进行反复复紧。小半径盾构掘进完成后根据盾尾间隙、千斤顶行程及铰接油缸行程正确的对管片拼装点位进行选择, 拼装过程中拼装手要小心仔细, 避免拼装过程中对管片及止水条的损坏。
(2) 控制掘进参数。盾构机在掘进过程中的运动轨迹实际上是一条蛇形运动轨迹, 始终围绕着隧道轴线作蛇形运动, 要通过不断调整各分区油缸千斤顶的推力来让盾构机运动中不断逐渐靠近隧道设计轴线。施工时要着重加强对推进轴线的控制, 这其中关键是的对盾构姿态的控制, 由于曲线推进盾构环环都在纠偏, 因此必须做到勤纠, 而每次的纠偏量应尽量符合曲线要求值, 确保楔形块的环面始终处于曲率半径的径向面内。在特急曲线中为了保持盾构机持续纠偏, 盾构机纠偏所需压差就持续保持在较大范围内, 在200 m曲线下一般保持在230bar左右。
在小半径掘进过程中应适当控制盾构掘进速度, 一般以缓推为宜, 推进速度不大于30 mm/min.同时在推进过程中通过不间断的收缩千斤顶来释放千斤顶所蕴含的侧向力, 确保管片脱出盾尾时管片受到较小的侧向力而不发生侧向偏移, 避免因隧道管片发生漂移而影响隧道防水质量。
(3) 注浆控制。盾构掘进同步注浆过程中, 注浆量一定要足量饱满, 确保管片脱出盾尾时形成的空隙量与注浆量平衡。浆液初凝时间一定要短尽量避免注入的浆液被水稀释而降低浆液性能, 使浆液能及时有效地固结和稳定管片。在小半径掘进过程中注浆方式上每环管片注浆采用不均匀注浆, 即曲线半径外侧注浆量应大于内侧注浆量, 以加固外侧土体便于盾构进行持续纠偏。
(4) 勤量测。在小半径地段施工时加大人工监测频率, 在盾构机过后对隧道管片姿态随时跟踪监测, 把信息及时反映给盾构操作人员, 以便根据变形程度调整掘进参数。因小曲线段管片侧向偏移严重, 使得测量吊篮不得不安装离激光靶较远的位置;再有曲线段隧道严重影响TCA主机的前后视通视距离, 从而导致VMT移站次数的增加。曲线段管片在脱出盾尾20环的位置才能达到基本稳定, 这也给吊篮的复测工作量加大很多。VMT移站频率每8环～10环1次;吊篮的复测每掘进4环～5环1次;定期人工复核管片姿态每10环1次, 每次叠加5环复测, 可实时了解管片的偏移量;隧道内基准点坐标每50环1次。
6 隧道漏水处理及结果
管片环纵缝及螺栓孔渗漏水处采用注高渗透改性环氧材料注浆堵漏。对管片吊装孔采用快凝水泥进行密封堵水。经过堵漏施工区庄站～杨箕站区间隧道现已无渗漏点, 满足设计及使用要求。
摘要：近年来, 随着轨道交通在国内城市不断发展, 盾构施工技术也在不断发展, 特急曲线盾构施工越来越受到各方关注, 特急曲线施工隧道质量主要是对管片错台和漏水的质量控制。本文主要针对广州地铁五号线区杨盾构区间小半径隧道成型管片漏水的原因及相应处理措施进行阐述。
关键词：特急曲线,漏水,原因,预防
曲线隧道 篇2
1 计算模型及参数
计算采用弹塑性模型, 摩尔—库仑破坏准则。保持隧道的埋深H不变, 改变两条隧道之间的距离。隧道埋深H=25 m, 半径为5 m。模型示意图见图1。考虑给L/H取不同的值, 在不同围岩的情况下分析地表横向沉降曲线的变化规律。固定H, 通过改变L来改变L/H的值。考虑L/H=0.8, L/H=1.0, L/H=1.2, L/H=1.4, L/H=1.6, L/H=1.8, L/H=2.0情况下地表沉降曲线。围岩考虑五种类别, 对应的物理力学性质见表1。
2 计算结果分析
系列1～系列7分别表示L/H=0.8, L/H=1.0, L/H=1.2, L/H=1.4, L/H=1.6, L/H=1.8, L/H=2.0七种不同情况下的沉降曲线 (见图2～图4) 。
分析表明, 在不同围岩级别的情况下, 双线隧道的沉降槽曲线形状影响不明显。但是受L/H影响较为明显, 在L/H>1.2时基本上曲线有“双峰”趋势, L/H<1.0时, 沉降槽曲线呈现“单峰”状态。而当1.0<L/H<1.2时, 曲线形状呈现“单峰”和“双峰”特征均不是很明显, 可以认为是交界距离。同时可以看出, 随着L/H的增大, “双峰”形状显得越明显。
在L/H=0.8的情况下, 不同围岩下的最大沉降值w与摩擦角ϕ绘制成曲线 (见图5) 。X坐标为ln (w) , Y轴坐标为1/ϕ。
分析表明, 曲线经过原点, 即当摩擦角足够大时, 地表沉降几乎不会发生。而当摩擦角足够小时, 土体便失去了自稳性能。摩擦角越大, 沉降越小。
为了对双线地表沉降进行预测, 下面以Ⅰ级围岩为例, 对沉降槽曲线用GAUSS曲线进行拟合。拟合曲线见图6～图9。
根据GAUSS曲线拟合结果分析, 对于双线平行隧道, 地表沉降与单洞隧道一样, 可以用“双峰”GAUSS曲线进行拟合预测。其拟合分析预测结果与数值计算得到的结果吻合程度非常高。无论隧道距离的近远, 沉降曲线的形状为“单峰”还是“双峰”, 均可以有较好的拟合度。每条GAUSS曲线的峰值点都在各自隧道中心位置。
3 结语
双线平行隧道地表沉降槽曲线形状与隧道所处的围岩级别关系不大, 但其最大沉降值受到围岩级别的影响, 其摩擦角的倒数 (1/ϕ) 与最大沉降值的对数 (ln (w) ) 成线形关系, 通过坐标原点。双线地表沉降槽形状受L/H影响较大, 各个级别的围岩中, L/H>1.2时, 地表沉降槽呈“双峰”形状, L/H<1.0时, 地表沉降槽呈“单峰”形状。无论沉降槽是“单峰”还是“双峰”形状, 在进行地表沉降预测时, 均可以用两条GAUSS曲线进行预测, 其沉降量是两条曲线的累加值。
摘要：通过利用土木工程FLAC3D软件, 对浅埋暗挖双线平行隧道在不同的围岩、不同的间距与埋深比值L/H的情况下, 地表沉降曲线的形状及形状预测方式进行了相关的研究, 得出双线地表沉降槽形状受L/H影响较大的结论。
关键词：浅埋暗挖,隧道,沉降曲线,FLAC3D
参考文献
[1]Peck R.B.Deep excavations and tunneling in soft ground, Stateof the ART Report[J].Conf.on soil Mechanics and FoundationEngineering, Mexico City, 1969 (7) :66-67.
[2]阳军生, 刘宝琛.城市隧道施工引起的地表移动及变形[M].北京:中国铁道出版社, 2001.
[3]韩煊.隧道施工引起的地层位移及建筑物变形预测的实用方法研究[D].西安:西安理工大学博士学位论文, 2006.
[4]杨洪义.盾构施工变形的智能预测与控制[J].山西建筑, 2007, 33 (35) :340-341.
曲线隧道 篇3
1 皮尔曲线简介
皮尔曲线又被称作逻辑斯蒂 (logistic) 曲线或生长曲线, 是增长曲线模型中十分常见的一种。由于该曲线可以反映生物的生长过程, 所以皮尔曲线在生物繁殖、人口发展统计和产品生命周期分析等方面都有广泛的应用。皮尔曲线预估模型的函数模型为:
式中:L、a、b为模型的三个待定参数, 其中a>0, b>0。
从图1中可以看出, 皮尔曲线的拐点为
2 非等时距皮尔预估模型的建立
2.1 非等时距沉降时间序列的等时距变换
设非等时距沉降时间序列为:{y (ti) |ti∈R+, i=1, 2, …, n}
各时间段的间隔为:Δti=ti+1-ti, Δtj=tj+1-tj
式中, Δti≠Δtj;i≠j;i, j∈{1, 2, …, n-1}, 这表示各时段间隔不相等。
(1) 计算平均时间间隔
(2) 计算等时间间隔点的变形值:利用Lagrange插值函数分段线形插值, 则有:
从而得到等时距沉降时间序列为:{y (t) |t=1, 2, 3, …, n}
2.2 模型的求解
在实际的沉降观测工作中, 数据项数可能不是等时距的, 为此引入一种新的计算方法。将上面得到的等时距变形时间序列{y (t) |t=1, 2, 3, …, n}代入式 (1) , 有
利用相邻两项的倒数之差与倒数之和建立方程式:
利用系数e-b和
相对于e-b和
将非等时距沉降时间序列中的时间ti代入到等时距皮尔预估模型中, 即可建立非等时距的皮尔预估模型:
3 工程应用
荆竹山隧道位于岳阳市临鸭公路, 为一座双向两车道二级公路单孔隧道, 起止桩号为K5+213至K6+033, 全长820m。隧道位于临湘市白云镇内, 进口位于水井村, 据临湘市约5km, 出口位于熊家冲, 距鸭栏约19km。隧道穿越于低山丘陵中, 隧道区内地形起伏较大, 山坡较陡峭。隧道区基岩主要为粉砂质板岩夹薄层的灰绿色绢云母绿泥石千枚岩。洞身围岩分为四类, 其中Ⅱ级围岩170m;Ⅲ级围岩530m;Ⅳ级围岩95m;Ⅴ级围岩25m。隧道自开工起就一直按照新奥法要求进行现场施工监测, 并对围岩变形资料进行分析, 在取得大量的现场实测资料基础上我们应用皮尔预估模型对隧道围岩的变形进行了预测。
K5+880监控点位于荆竹山隧道Ⅱ级围岩区, 该点的实测收敛观测数据与时间的关系曲线如表1所示, 取该观测点10d的实测值建立皮尔预估模型Ⅰ, 过程如下:
(1) 按照选定的总时间确定
(2) 利用Lagrange插值函数对观测值分段线形插值修正后的收敛值;
(3) 运用式 (6) (7) (8) 计算参数。
从而得到该观测点的等时距皮尔预估模型Ⅰ为:
根据式 (10) 计算预估的收敛值, 实测值与预估值见表1;皮尔模型拟合曲线与实测数据拟合曲线如图2所示, 实测值与预估值误差见图4。
再取24d的实测变形观测数据建立皮尔预估模型Ⅱ, 预估模型Ⅱ为:
根据式 (11) 计算预估的收敛值, 实测值与预估值见表2, 皮尔模型拟合曲线与实测数据拟合曲线如图3所示, 实测值与预估值误差见图5。
通过图2、图3可以发现, 皮尔模型拟合曲线与实测收敛曲线基本吻合, 说明采用皮尔预估模型分析该观测点的收敛值是可行的;通过图3、图4可以看出, 模型拟合值与实际观测值误差较小, 说明采用皮尔预估模型来分析该观测点收敛值也是较准确的。通过对比图2和图3发现观测值越丰富, 预估值更接近实测值, 误差也更小。
4 结语
基于非等时距皮尔预估模型利用现场监测数据对隧道围岩变形趋势进行预测, 实际工程表明预测值与实测值基本吻合;实测数据越充足预测的结果也会越精确。这使我们能够准确判断围岩的变形趋势和支护结构的受力状况, 为现场施工及确定二次衬砌施做时间提供可行的科学依据。
参考文献
[1]陈建勋, 马建秦.隧道工程试验检测技术[M].交通部基本建设质量监督总站组织编写.北京, 2005.
[2]付宏渊.高速公路路基沉降预测及施工控制[M].人民交通出版社.北京.2007
[3]徐晓宇, 王桂尧, 匡希龙, 等.基于皮尔-遗传神经网络的高路堤沉降预测研究[J].公路交通科技, 2006, 23 (1) :40-43.
[4]张振武, 徐晓宇, 王桂尧.基于实测沉降资料的路基沉降预测模型比较研究[J].中外公路, 2005, 25 (4) :26-29.
曲线隧道 篇4
1 工程概况
斗门站~福州火车站站区间为全地下盾构区间, 上行线为1013.393m, 下行线1033.491m。区间共计有三段平面曲线, 上、下行线曲线半径分别为300/300、600/800、300/312m, 线间距从12.0m变化到16.5m;纵断面为V型坡, 最大纵坡16.630‰, 最小纵坡4‰, 区间隧道覆土最大厚度16.1m, 最小厚度9.0m。在SK5+033.407段设一座联络通道, 兼做废水泵站, 位于直线段, 线间距为12.014m, 联络通道上覆土层厚度约16.1m。采用两台土压平衡盾构机, 上行线采用石川岛盾构机, 下行线采用小松盾构机。端头加固长度9m, 采用三轴搅拌桩+1排三管高压旋喷桩加固。本工程采用宽1.2m的通用楔形环, 厚0.35m, 管片混凝土标号C55, 楔形量为37.2mm。
斗门站~福州火车站站区间隧道掘进地层主要为: (3) 1淤泥; (4) 粉质粘土; (5) 1淤泥质粘土; (13) b残积土; (14) 全风化岩。其中: (3) 1淤泥、 (5) 1淤泥质粘土表现为软土、流塑, 易产生蠕动变形; (4) 粉质粘土、 (13) b残积土、 (14) 全风化岩表现为可塑, 为硬土层, 性质较好。地质分布详见图1。
区间自斗门站向福州火车站站掘进, 始发即进入全断面淤泥地层, 后又遇300m小半径曲线, 小半径曲线详见图2。淤泥地层, 后又遇300m小半径边线, 小半径边线见图2。
2 施工难点分析
2.1 盾构始发后进入全断面淤泥地层
由于淤泥地层流塑性强, 抗干扰能力差, 易产生蠕动变形, 且因含水量较大, 盾构机盾尾与管片均易上浮。当盾构机在富水淤泥地层中调整姿态时, 区域压力不均, 盾构机侧面对土体有较明显的作用力, 且直接影响到盾构机姿态和成型管片姿态。所以姿态控制及盾构纠偏难度较大。
2.2 小半径曲线段隧道轴线控制难度大
盾构机在掘进过程中实际的推进轴线无法与理论轴线完全保持一致, 曲线半径越小、纠偏量越大, 拟合困难也就越大。由于拐弯弧度大, 需要左侧油缸和右侧油缸形成一个很大的推力差才能满足盾构机转弯的要求, 致使左右两侧的油缸推力可调范围很小, 从而可用于姿态调整的油缸推力调整量很小, 所以加大了隧道轴线控制和纠偏的难度, 操作难度更大。
2.3 小半径曲线段对土体扰动明显
由于盾构机在曲线段掘进时一直处于纠偏状态, 且纠偏量较大, 盾构壳体与周围土体容易产生单边挤压和剪切, 对土体的扰动增加, 容易发生较大沉降量。盾构机在曲线段掘进时, 仿行刀处于开启状态, 因而其实际掘进面为一椭圆形, 实际开挖量超出理论开挖量, 在软弱地层中急曲线掘进很难控制地层损失。一般情况下, 单纯在软土地区施工时, 地层损失达0.5%~1.0%。故盾构机在全断面淤泥地层中曲线段掘进时, 增大了对土体的扰动。
2.4 管片易发生错台、破损、渗漏水等质量缺陷
在全断面淤泥地层中小半径曲线段的施工中, 随着盾构掘进千斤顶推力会带来一个水平分力, 使得管片在脱出盾尾后向曲线外侧偏移, 形成错台。错台后, 管片之间存在着斜向应力, 使得管片螺栓对前方管片内侧角和后方管片外侧角的混凝土产生了剪切作用而开裂。此外, 在小半径曲线段掘进时, 由于纠偏过大, 导致盾尾间隙减小, 盾构机与管片挤压卡壳而破损。管片错台导致止水胶条衔接不紧密或者止水胶条被破坏, 拼装效果不理想。管片破损使得水绕过止水胶条, 致隧道渗漏水。
3 施工关键技术
3.1 盾构机掘进控制
盾构机在掘进过程中需要不断进行纠偏, 将带来各种不稳定因素。淤泥地层推力普遍偏小, 直线段中推力大小设定为6500~8500k N, 小半径曲线段推力大小设定为5000~6500k N。并可适当降低推进速度, 使得侧向分力减小, 隧道向弧线外侧的偏移量减小。小半径曲线段刀盘转速设定为0.5r/min, 可减少对土体的扰动;正常段刀盘转速设定为0.8r/min, 可保证贯入度。盾构机应坚持匀推缓推, 防止出现轴线偏离过大、盾尾间隙不均匀等情况。
在小半径曲线隧道掘进过程中可根据地层情况及实践经验, 使轴线向曲线内侧偏移25~40mm, 来抵消隧道向曲线外的偏移量。曲线段的半径越小, 预偏量相对越大。为防止脱出盾尾后, 管片在全断面淤泥地层中产生较大上浮, 可将盾构机按设计轴线向下偏移30~50mm, 以保证成型隧道轴线与设计轴线基本一致。
在实际土压设定时, 在主动土压力理论值的基础上加0.02MPa作为土仓压力初始设定值。斗门站~福州火车站站盾构区间土压控制在0.10~0.12MPa之间, 并在施工过程中根据覆土厚度不同及地表监测情况进行调整。
需姿态调整时, 比如往左纠偏, 可通过增大右侧区压, 将上、下、左区压力同时调小的方法来调整。也可采用减少左侧区域千斤顶使用数量, 增大区域间的压力差达到纠偏目的。
3.2 管片拼装技术
在小半径曲线段隧道拼装管片时, 应结合姿态及盾尾间隙现状合理利用管片楔形量, 以减小盾构机和管片轴线之间的夹角, 使管片端面尽量垂直于盾构轴线, 保证盾尾间隙均匀可控, 顺利完成拼装。
此外也可采用贴片纠偏, 即先确定下一环管片拼装点位, 然后在曲线外侧相对应的管片块上, 以过渡方式多贴1~3层传力衬垫, 曲线最外侧部位贴得最多, 来帮助纠偏并减少破损。
管片拼装时利用楔形量, 为下部留适当的超前量, 使盾构机推进油缸与管片之间有向下的分力, 可克服部分浮力。
3.3 注浆控制技术
经过多次配比试验, 再考虑经济性, 得出此段同步注浆浆液配比如表1。
同步注浆浆液胶凝时间一般控制在3~8h, 因全断面淤泥地层中, 含水量较大且管片较难稳定, 可通过现场试验调整配合比, 或适当加入早强剂, 来稳定管环。浆液稠度控制在8~11cm;浆液结石率大于95%, 即固结收缩率小于5%。固结体强度需满足1d强度>0.2MPa, 28d强度>2.5MPa, 倾析率小于5%。调整同步浆液初凝时间, 可缩短管片上浮的时间, 增加上部注浆量, 可减少管片上浮空间, 减小上浮量, 有利于调整姿态。
4 施工注意事项
(1) 小半径曲线段推进时, 选派经验丰富的盾构机操作手, 提前制定应对措施, 合理选取管片拼装点位, 及时进行管片复紧提高管片拼装质量;
(2) 小半径曲线段施工过程中, 安排专人负责巡查, 防止出现台车掉道、皮带跑偏等现象, 电瓶车应缓慢行进, 做好气体检测工作;
(3) 应根据出土量和地层变形监测数据及时调整施工参数, 勤测勤纠, 加强对推进轴线的控制;
(4) 施工时要注重对注浆量及注浆压力控制, 确保浆液饱满、压力适中, 尤其需要适当增加曲线外侧的注浆量, 必要时可采用壁后二次注浆;
(5) 施工过程中重视测量, 对盾构机载测量系统与人工测量数据相互对照, 且在全断面淤泥地层中常会出现前期沉降及盾构通过后沉降长期不收敛的情况, 应及时掌握隧道动态便于分析总结。
5结束语
现斗门站~福州火车站站区间上、下行线全断面淤泥地层段小半径曲线掘进施工已顺利完成。通过采取合理的掘进参数, 有效的拼装方式及针对性的注浆模式, 有效控制了该段成型隧道管片上浮量, 地表及周边建 (构) 筑物沉降均在, 管片破损、错台及渗漏水情况得到改善, 提高了盾构施工质量。同时, 为福州地铁1号线其他标段遇复杂地层的掘进施工和小半径曲线段的施工总结了宝贵经验, 提供了实践性参考, 也为其他类似工程在施工技术准备、制定应对措施等方面具有一定的借鉴意义。
参考文献
[1]樊姝芳.同步注浆技术在盾构隧道掘进中的应用[J].建筑机械, 2011 (07) :119-120.
[2]黄涛.盾构过小半径曲线段施工质量2011 (07) 119-120.隧道建设, 2010, 30 (1) :383~386.
[3]张颖, 李铭军, 何肖健.小半径曲线盾构隧道设计及施工新技术[J].都市快轨交通, 2010, 23 (5) :75~79.
[4]GB50157-2003.地铁设计规范[S].
[5]GB50446-2008.盾构法隧道施工与验收规范[S].
[6]周文波.盾构法隧道施工技术及应用[M].北京:中国建筑工程出版社, 2004.
曲线隧道 篇5
我国正处于地下空间工程大开发时期[1,2],然而近年来地震频发,地下结构极易发生震害,由于建设造价高并且修复困难,往往造成严重的经济损失[3]。但现行各种抗震设计规范关于地下结构的条文十分简略,难以适应当前地铁的高速发展。针对隧道的动力响应,学者进行了大量的研究,取得了一些有意义的成果:李鹏[4]利用数值分析的方法研究了饱和地基中隧道纵向地震反应。范鹏贤等[5]采用矩阵力法计算圆形隧道在地震波作用下的整体响应。徐华等[6]利用振动台研究隧道动力响应规律及围岩与隧道的相互动力作用。但当前研究成果大多是针对直线隧道,而许多工程项目中不可避免地修建了曲线隧道,对于曲线隧道在地震作用下的动力响应尚不清楚。因此,本文采用ANSYS/LS-DYNA重点分析研究曲线隧道在动荷载作用下的变形破坏机制。
1 隧道的数值模拟
1.1 模型尺寸与材料
根据工程实际,本文的模型外径为6.0 m的圆形断面隧道,隧道埋深30 m,衬砌厚0.6 m。曲线隧道的转弯半径按照《地铁设计规范》(GB 50157—2013)的规定取最小转弯半径300 m,转弯角度为90°。隧道模型周边围岩覆盖厚度为5倍洞径。三维模型如图1所示。围岩及衬砌的物理力学参数如表1所示。
1.2 边界条件
为了有效模拟地震波穿过模型边界使地震能量向远处传播,保证波动从计算模型内部穿过人工边界时尽可能少的产生反射,本例在进行动力分析时采用无反射边界。选取2008年观测到的汶川波,为了节约计算时间,截取其中含有峰值加速度的5 s输入。
2 隧道动力响应分析
2.1 位移分析
曲线隧道总位移云图如图2所示,直线隧道总位移云图如图3所示。
由隧道的总位移云图(图2—3)可以看出,曲线隧道结构位移值沿隧道轴线分布大致相同,出现在如图2所示位置处总位移明显增大,对该部位截面进行重点分析。直线隧道位移沿隧道轴线基本保持不变。重点分析出现最大位移的截面。
由表2可以看出,曲线隧道结构各部位在震后的位移值大约是直线隧道相对应位置的4倍;与直线隧道相比,曲线隧道各处位移差异较大,拱顶及拱底处的位移值高出左右边墙约30%。
(单位:cm)
2.2 应力分析
曲线与直线隧道的主应力云图如图4—5所示。
由隧道的第一主应力云图可以看出,曲线隧道的第一主应力在隧道曲线段与围岩的接触部位较其他部位大。因此,需重点分析该部位。从曲线与直线隧道的第一主应力云图中也可看出,曲线隧道各部分应力明显大于直线隧道。表3列出了曲线与直线隧道重点分析断面处各部位第一主应力。
(单位:MPa)
由表3数据对比分析可知,曲线隧道在震后的应力值明显大于直线隧道,曲线隧道拱顶处的应力值最大,同时右边墙(外凸侧)的应力高出左边墙(内凹侧)应力11.2%,可见曲线隧道震后横截面两侧受力不均。
3 结语
本文利用ANSYS/LS-DYNA对比分析曲线隧道和直线隧道的动力响应,主要得出了以下结论:
(1)曲线隧道结构整体上在震后的位移值与应力值高于直线隧道,其中在隧道曲线段端点与围岩接触处应力明显增大,第一主应力约为直线隧道的5~10倍。且曲线隧道震后右边墙(内凹侧)的位移值高出左边墙(外凸侧)。
(2)在隧道端点与围岩交界附近的截面上,曲线隧道结构各部位在震后的位移值大约是直线隧道相对应位置的4倍;与直线隧道相比,曲线隧道各处位移差异较大,拱顶及拱底处的位移值高出左右边墙约30%。
参考文献
[1]钱七虎.现代城市地下空间开发利用技术及其发展趋势[J].铁道建筑技术,2005(5):1-6.
[2]钱七虎.岩土工程的第四次浪潮[J].地下空间,1999(4):267-272.
[3]胡聿贤.地震工程学[M].北京:地震出版社,1988.
[4]李鹏.饱和地基中隧道纵向地震反应[D].北京:清华大学,2013.
[5]范鹏贤,王明洋,冯淑芳,等.爆炸地震波作用下深埋圆形隧道的动力响应分析[J].岩石力学与工程学报,2013(4):672-679.
曲线隧道 篇6
特征曲线法是用于隧道设计的一种基本方法, 它的应用原理不仅吸收了岩体力学的基本研究成果, 并且改变了过去一直沿用经典结构力学进行隧道设计计算的现状[1]。但是限于弹塑性力学的基本原理和对围岩介质的基本假设, 致使围岩特征曲线只有圆形断面才有解析解, 这使得特征曲线法在隧道结构设计中的应用受到很大限制。虽然对于非标准圆形的隧道断面, 可以将其近似转化成圆形断面, 但是这种转化会必定产生误差, 加之解析解中忽略了围岩软化、中间应力、剪胀和塑性区较小弹性模量等的影响, 因此对非标准圆形断面隧道的围岩特征曲线采用解析解是不可取的[2,3]。本文采用数值模拟的方法, 模拟大瑶山隧道的工程实际情况, 通过控制围岩应力释放率, 得出不同围岩应力对应的洞周位移并拟合得到围岩特征曲线。结合拟合出来的曲线, 通过确定不同的初支施作时机确定支护曲线。然后对隧道初期支护进行设计并验算其安全性, 论文研究方法对特征曲线法的实际应用具有一定参考价值。
2特征曲线法原理
特征曲线法起源于法国, 又称“收敛—约束”法[4]。该方法的基本原理是确定围岩特征曲线和支护特性曲线, 并通过二者的相交来确定隧道支护体系的最佳状态。该方法的关键步骤是正确拟合这两条曲线的基本趋势及其相关因素对曲线走势的影响以及由二者相互作用下所决定的最佳支护平衡条件。
2.1 围岩特征曲线的确定
围岩特征曲线由两条塑性收敛线相互叠加确定的。一条是外部荷载作用于围岩后产生的弹性和塑性收敛线, 围岩压力和围岩径向位移呈正相关性;另一条是围岩内部塑性区发展到一定程度后将产生松动压力, 相应地产生塑性收敛线。将围岩假想为理想弹塑性体, 利用弹塑性力学的相关假设推导出洞室开挖后的塑性区应力、弹性区应力和塑性区半径, 然后由边界条件得出弹性区切向应力和塑性区切向应力相等, 最终推导出洞周位移μ与洞周围岩压力Pi的关系式。
2.2 支护限制线的确定
根据不同支护材料的支护刚度计算公式, 通过不同的支护组合形式, 即可确定初期支护的支护刚度, 物理意义表征支护特性曲线的斜率。然后在围岩特征曲线上选定不同的围岩初始位移或限定设计支护压力 (实质是选择不同的支护时机) , 便可确定支护特征曲线。
采用的支护组合形式不同, 就会有不同的组合刚度。一般情况下刚度系数的计算式为K=K1+K2+K3。
3大瑶山隧道围岩特征曲线的确定
3.1 工程概况
大瑶山隧道位于湘粤交界南岭山脉南麓的瑶山地区, 下穿狮子山最高峰, 起讫里程为DK1908+264～DK1918+345, 隧道全长10081 m, 为全线最长的隧道, 也是国内目前建成高铁项目中唯一特长隧道。
本文以大瑶山隧道DK1910+185～DK1910+290区间段为模拟对象, 该区间隧道埋深344 m～385 m, 围岩级别Ⅴ级。
3.2 有限元模型建立
该区间隧道最大跨径14.86 m, 高程12.54 m。采用平面弹塑性有限元进行数值模拟, 围岩视为服从Mohr-Coulomb准则的理想弹塑性体, 原始地应力只考虑重力场的作用, 用Plane42单元进行模拟。左右边界至洞周的距离定为45 m, 约为隧道跨径的3倍, 计算埋深350 m, 上边界至洞顶距离40 m, 其余土压力用边界应力代替。模型建立不包括初期支护, 通过在隧道开挖洞周施加不同大小的反向压力模拟围岩压力的释放过程。
3.3 计算依据及参数选择
Ⅴ级围岩参数指标按照大瑶山隧道地质勘察资料取值, 如表1所示。计算模型及其网格划分如图1所示。
3.4 计算结果
提取不同围岩压力释放率下拱顶节点的径向位移μ和围岩径向应力Pi, 部分数据如表3所示。以μ为横坐标, Pi为纵坐标, 对二者的关系进行拟合, 结果如图2所示。
由图3结果可知, 当围岩洞周位移小于15 mm时, 围岩处于弹性状态, 围岩压力与位移呈直线关系。随后围岩进入塑性区, 随围岩压力释放位移变化率增大。
4隧道支护压力的确定
特征曲线法的支护原理是初期支护结构限制围岩的过度变形, 同时允许围岩发生一定变形, 以充分发挥围岩的自承载能力。支护压力的确定实质上是不同支护时机的选择, 如果紧随施工开挖的进行施作初期支护, 此时只有小部分围岩内部压力释放出来, 洞周围岩的径向位移也较小, 但是会造成支护体系最终的支护压力和支护变形较大, 对支护结构的安全不利。反之, 如果初期支护滞后开挖一段时间后再进行, 即允许围岩压力释放一部分, 这样最终支护压力和变形就会相对较小, 因而可以满足支护的安全性和经济性。但是滞后时间的确定很关键, 因为围岩塑性区发展到一定程度后就会产生松动压力, 如果滞后时间过长可能造成隧道坍塌。
张常光[3]等人将初期支护假设为理想弹塑性材料组成的具有固定刚度的均质圆环结构, 在开挖面后方2倍宽度处施作初期支护, 此时对应的位移释放系数约为85%, 据此在围岩压力特征曲线上确定支护作用的起始位置。
5初期支护设计及其安全性评价
5.1 初期支护设计
首先按照工程类比法进行初期支护设计, 支护参数如表2～表4所示, 计算各支护材料的支护刚度。组合支护刚度K=K1+K2+K3。结合在图3中选取支护设计压力, 设横坐标为围岩径向位移与洞径的比值, 纵轴为支护压力与未受开挖影响处的围岩压力的比值为纵坐标, 绘制二者的关系图, 如图3所示。图中①②③线的斜率表征的物理意义是支护刚度, 与横轴的交点表示支护施做时围岩已发生的位移值与洞径的比值。
5.2 初期支护安全性评价
利用荷载结构法对初期支护进行安全性评价。用Beam3单元模拟初期支护, 三种不同的支护时机通过施加不同的围岩压力实现, 用径向弹簧模拟围岩与初期支护之间的作用关系。锚杆和钢架的支护作用等效到喷射混凝土之中。围岩位移释放率70%时的弯矩图见图4。
由计算结果可得, 三种支护压力下的初期支护设计结构均能满足安全系数大于2.0的设计要求, 且在选定范围内围岩位移释放率越大 (即支护时机越滞后) , 初支结构的安全系数越高。
6结论及展望
(1) 非圆形断面隧道运用特征曲线法进行支护设计时, 可以运用数值模拟的方法, 提取洞周应力和相应位移, 拟合围岩特征曲线, 拟合结果较为理想, 优于将断面作近似转化的方法。
(2) 运用特征曲线法进行隧道支护设计, 在确定围岩特征曲线之后, 可以通过控制围岩初始变形或者初始支护压力结合支护刚度确定支护特性曲线, 两条曲线的交点为支护依据。
(3) 关于喷射混凝土支护刚度随龄期变化有待进一步深入研究, 以便得出更符合实际情况的支护特征曲线, 对特征曲线法的优化和推广应用意义重大。
摘要：利用大型有限元分析软件ANSYS对大瑶山隧道Ⅴ级围岩深埋段进行数值模拟计算, 分别提取围岩径向位移和对应的围岩压力, 并将两者之间的关系进行拟合, 得到围岩特征曲线。在此基础上, 分别以围岩洞周位移释放率达到65%、70%和75%时的围岩压力作为设计支护压力, 结合支护材料的刚度计算公式及支护组合方式确定初期支护结构的组合刚度, 进而确定出相应的支护特征曲线。最后采用荷载结构法对支护设计进行安全性验算, 验算结果满足安全性要求。论文中采用特征曲线方法确定围岩压力的方法, 对特征曲线法在非圆形断面隧道设计中的应用具有参考价值。
关键词：数值模拟,围岩特征曲线,隧道支护设计,特征曲线法
参考文献
[1]关宝树.隧道工程设计要点集[M].北京:人民交通出版社, 2003.174-189.
[2]张素敏, 宋玉香, 朱永全.隧道围岩特征曲线数值模拟与分析[J].岩土力学, 2004, 25 (3) .
[3]张常光, 赵均海, 张庆贺.基于统一强度理论的深埋圆形岩石隧道收敛限制分析[J].岩土工程学报, 2012, 34 (1) .
曲线隧道 篇7
随着我国社会经济的高速发展、城市化进程的加快,顶管施工技术在开拓城市建设方面,由于其对周围环境影响较小,适应软弱的地质条件及施工速度快等优点,顶管机在城市地下隧道工程得到广泛应用。非开挖埋设地下管道的顶管施工技术,适用于最大可埋设5 600~54 000 mm的地下管道,它具有环保、施工文明、造价合理的特点,尤其是在穿越城市道路及江河的管道工程中应用尤为普遍[1,2,3,4,5,6,7,8,9,10]。
以郑州市南三环东延线南台路至107辅道高压线路改造工程为例,结合参考文献[11,12,13,14,15]中在软土地区土压平衡隧道施工,对沿线道路、地表建筑沉降规律的经验分析及有关规范,诸如《南水北调东干渠某标段土压平衡盾构施工参数优化研究》、《软土地区深埋盾构开挖对土体扰动特性的影响研究》等,阐述了DN3500土压平衡顶管机曲线隧道施工技术,及在城市地下工程中的应用,其隧道项目位于郑州市东南郊,沿线地形起伏较小,相对高差3.0~6.0 m,线路沿线地貌为发育巨厚的第四系松散堆积物,钻孔揭露深度范围内,地层岩性以粉质黏土、粉土及粉细砂为主,属黄河冲积平原,地形平坦开阔,多有风成沙丘分布,沙丘地面以上高度一般3~5m。勘区内有潮河、七里河流过,隧道全长约3.785km,其中顶管法施工长度3.431 km,明挖法施工长度0.354 km。该工程是大直径、长距离曲线顶管项目,顶管管节采用F型预制钢筋混凝土管,管道内径3.5 m,外径4.14 m。沿线设置竖井10座,其中9座为综合井,1座为接线井。其中1—2号井线路长度471.76 m;2—3号井线路长度498.47 m。均为曲线顶管,曲线半径为1 500 m,坡度为0.316%~0.300%,顶管机由2号工作井分别向1号、3号综合井顶进。通过实测数据技术分析研究,选用平衡性好,对周围土体扰动小,易于操作的DN3500土压平衡顶管机进行掘进作业。
1 施工原理及结构
DN3500土压平衡顶管机,采用TP式大刀盘旋转,顶进油缸推动顶管机前进切削土体,切削下的泥土进入密封的储土仓和螺旋输送机被挤压,形成一定的土压力来平衡顶管机所处土层中的土压力1P和地下水压力2P,同时采用螺旋输送机排出土量的多少或控制顶管机的前进速度,使土压力与切削面前方的静止土压力和地下水压力保持平衡。土仓内的土压力值P控制在10~20 k Pa,保证开挖面的稳定,防止地面的沉降或隆起,避免破坏周围环境。借助油缸的推力,把顶管机及跟随其后的管子从工作坑一节一节地顶进,至顶管机进接收坑的一种非开挖敷设地下管道的施工工艺。
DN3500土压平衡顶管机,其结构如图1所示,主要由切削搅拌系统、壳体系统、动力系统、测量系统、螺旋输送系统、液压系统、电气系统共七大系统组成。
顶管机技术参数:顶管机外径4 160 mm;刀盘转矩2 250 k N·m;刀盘驱动电机37 k W×7;纠偏油缸200 t×8;最大推进速度30 mm/min;顶管机质量为80 000 kg;顶管机总长为6 000 mm;刀盘转速1.1r/min(变频);纠偏泵站电机5.5 k W;最大纠偏角度3°;螺旋输送机直径为500 mm。
2 施工方案设计
顶管施工前,首先测量引点,然后工作井施工,逐次测量放样;井下导轨机架、液压系统、止水圈等设备安装,地面辅助设施安装,顶管掘进机吊装就位,激光经纬仪安装,掘进机出工作坑,正常顶进,顶管机进接收坑,顶管施工结束。
(1)土压平衡顶管机采用激光导向控制系统,通过在后顶观察台架设的J2-JDE型激光经纬仪发出的光束,射到顶管机内的定位激光靶上,影像被机内摄像机捕捉到传至顶管挖掘系统的电脑内,操作者根据测绘数值,远控操作顶管机内置油缸进行伸缩,调整纠偏切削头部上下左右的偏差,及整个管道水平或垂直方向的调整,偏离精度控制在3 cm内。
(2)根据图纸设计利用Auto CAD专用软件将设计顶管轴线及综合井坐标绘图,利用全站仪对轴线实地放样。对施工隧道两端工作井坐标进行连测,保持坐标精准度一致,采用全站仪、棱镜三角法测量,解析出机头中心坐标,将坐标点输入至Auto CAD上与设计轴线坐标进行校对,确定其相对偏差,利用三角高程及水准测量方法来测量机头高低偏差,调整机头顶进姿态。
(3)根据轴线坐标在地面对顶管轴线进行放样,每隔15 m左右在地面放1个监测点,依据放样点对轴线周围的地下管线、建(构)筑物进行测量,及时与管线产权单位联系,采取有效的安全措施。在顶管横向穿越的街道埋设观测点,根据地测参数、土压,及时调整顶进参量控制好速度,确保不引起地面大范围沉降或隆起,使顶管机安全穿越。
(4)DN3500土压平衡顶管机,沉降控制精度高、掘进快、便于操作维护,安全可靠。该机全断面切削,其切削搅拌面积可达全断面的100%,设计单刀切削搅拌刀盘突出机头表面,在切削过程中机头前方形成空隙,减少了迎面阻力,切削搅拌转矩可自行平衡,掘进中机体不容易偏转。
(5)施工中选择优质的泥浆材料,钠基质膨润土注入管道外侧,形成泥浆润滑套,有效的降低顶进阻力,控制好顶管推进力。
(6)曲线顶管,每个管节处将形成一个管外最大开口间隙S1和管内最小开口间隙S2。为防止间隙S1偏大,发生渗漏、密封失效,把单层密封橡胶圈普通混凝土管,设计为2道楔形密封橡胶圈钢筋混凝土管,其破坏荷载为15 000 k N/节,使用年限为100年,经技术质量验证符合公路加宽承载要求。
3 土压平衡顶管机的施工应用
3.1 施工步骤
顶管机在工作井内安装、调试完毕后,主顶油缸开始向前推进顶管机。掘进机头进入止水圈内接近工作面土层时,启动切削旋转刀盘,同时推进油缸开始挖掘作业,切削下的土质、石块等有转动刀盘带进土仓内挤压,通过螺旋输送机、泥浆泵站输送至地面泥水分离系统,装车运离工地。顶管机完全进入土层以后,在工作井内吊装第1节顶进管,推到尾套处与掘进头连接管一同顶进至设定位置,挖掘循环终止,然后慢慢收回推进油缸到设定位置,接着吊装第2节顶进管,前端插进第1节顶进管尾套内连接好后重复挖掘顶进作业,循环往复逐个推进直至顶管结束。
3.2 施工难点及措施
顶管施工时,曲线管道顶进中激光指向不能通视,管道内无法布置永久导线点,只有利用每节管段顶进结束时,进行人工延测校核,测量繁琐紧张且难度大。
施工管线长,顶进摩擦力对顶进阻力影响比较大,采用注泥浆减少摩擦力的办法,降低顶进阻力。
穿越市政道路时,曲线顶管要加强纠偏校准顶向工作及所穿区域地表沉降监测的管理。
3.3 安全施工措施
(1)施工前向社会发布公告及宣传条幅、标志、标语等,提示过往车辆谨慎慢行。在施工区段的上下游外200 m处,分别设置“前方施工、减速慢行”的橘黄色标志及LED夜间警示标志,减少过往车辆对路基的扰动。
(2)加强顶管施工人员的安全教育及顶管机的检查保养工作。工程技术人员要勤检勤测,绘制轨迹信息图,建立顶进测量数据档案,做好技术指导及时调整方案。
(3)按设计要求加强管材制作的规格与质量管理,使管材外表光滑平整,管口圆顺,圆度、壁厚符合要求,并作好防腐处理。
(4)顶管后背,按设计的最大顶力进行稳定性验算,要有足够的强度和刚度。安装后座与顶进油缸时,严格按规范要求,水平度在3 mm内,垂直度在2 mm内;安装导轨时,严格控制导轨轴线和导轨顶面位置,轴线倾斜度与设计轴线一致,轴线位置偏差为3 mm,顶面高程偏差为0~+3 mm,两轨内距偏差为±2 mm。
(5)穿墙前,应对工具管进行检修、调试、做止水试验,完毕后拆除闷板及时顶进,防止涌水、涌泥砂而造成坍方。
(6)施工中加强测量管理,有偏即纠对小角度纠偏采取连续纠偏顶进措施,同时触变泥浆压送及管段补浆,保持泥浆充足减小推进阻力。
(7)管道内的设备和管路要布置匀称,防止管道扭转,必要时采取单边压重的方法纠扭管道;顶管机纠偏与特征段纠偏共同作用时,要注意纠偏角度的控制,既要满足施工轨迹的要求,又要防止管道的失稳。
(8)顶管施工过程中,若发现油泵压力骤增,应即时检查解决。中继环顶进阻力增大时,应根据土质条件及时优化泥浆配比补浆,降低顶进阻力,根据计算适当拉长或缩短中继环的间距,并增加或减少中继环的数目。
(9)穿越公路时,顶管区域地面要提前做好施工安全警示,备好应急物资。
4 施工效果
土压平衡顶管施工能保持地面的稳定,施工中所穿越的市政设施、管线等不再拆迁、重装,解决了城市道路因反复开挖影响交通与环境污染的难题,对复杂的城市地形和交通布局能提供经济、快速、可靠的解决方案。
顶管施工平均日顶进20~30 m,一次性连续顶进最长可达500 m,作业效率高,施工进度快,缩短了工期,降低了施工成本;工作人员在井坑内指挥吊装管段、装拆方便。总之,土压平衡顶管机在大直径曲线段的应用,为城市地下管网隧道施工提供了典范,特别是无开挖条件的地区,顶管施工的应用会越来越优越。
5 结论
(1)土压平衡顶管机适应性强,它适用于N值0~50的各种土质,也适用于无地下水渗透系数比较大的沙卵石地层;有完善的土体改良系统,适用土质范围广,施工排出的弃土可直接装车运走,不需要处理;它可在管顶距地面覆土0.8倍的管外径浅土层中施工。
(2)土压平衡顶管与同口径的泥水平衡顶管相比,附属设备少、耗电少,只需要控制好土压力P值即可,施工管理简单,操作方便、安全可靠。