地铁盾构段（精选9篇）
地铁盾构段 篇1
1 工程概况
南京地铁十号线江心洲站至中间风井区间为单洞双线大直径盾构区间,线路呈东西走向,盾构由中间风井始发,先后下穿浦口区制水厂沉淀池、江北大堤、长江、江南大堤、临江渔楼、江心洲1—2层农舍,最后至江心洲站。线路总长为3 598.97 m,隧道外径11.2 m;隧道最低点距长江历史最高水位约60.79 m,设计要求能承受最大水压达1.22 MPa(相当于最低点埋深约2倍的水压);沿线土层以粉砂层和卵砾石层为主,透水性较强。工程特点给管片接缝防水带来了巨大挑战,为此,设计方提出管片接缝采用双道弹性密封垫,并对弹性密封垫作设计研究。图1为南京地铁十号线过江段平面图。
2 现有盾构隧道接缝防水及发展趋势
管片接缝防水包括接缝间的橡胶弹性密封垫防水、隧道内侧相邻管片间的嵌缝防水等,其中以橡胶弹性密封垫防水最为重要。
2.1 地铁小直径盾构隧道
地铁盾构隧道通常采用单孔单线外径为6.2 m的小断面形式(图2),每环由6块管片拼装而成,管片接缝外侧设置单道橡胶弹性密封垫作为主要防线,再辅以局部嵌缝处理(图3)。
目前,国内地铁隧道已逐步形成较成熟的设计体系,一些主要城市地铁的接缝防水设计已形成技术标准。
上海地铁局部区段,在管片端面内侧曾尝试增加了一道聚醚型聚氨酯遇水膨胀类的材料加强防水,与外道橡胶弹性密封垫组合成双道防水,但效果不理想。
2.2 城市道路大直径盾构隧道
城市道路盾构隧道采用大直径盾构,接缝防水仍以橡胶弹性密封垫为主,但由于隧道埋深较大,对弹性密封垫的抗水压能力提出了较高要求。目前,世界上大多数公路盾构隧道接缝采用单道弹性密封垫防水。
近年来,国内外一些大直径的深埋盾构隧道有逐步采用双道弹性密封垫加强防水的趋势。国内项目中,外道材质多为三元乙丙橡胶,内道多为遇水膨胀橡胶(有些在建的隧道也有采用聚醚型聚氨酯弹性体的)。国外,如德国易北河第四隧道则设置了双道三元乙丙弹性密封垫共同抵御水压侵入,且两道弹性密封垫之间设置若干隔腔,一旦发现接缝之间有渗漏水现象,可马上找到渗漏点,而渗漏水则不会沿缝乱窜。表1所示为国内外部分大直径盾构隧道的接缝防水概况。
2.3 接缝弹性密封垫材质的发展趋势
目前世界上盾构管片弹性密封垫根据材质主要分为3种类型:1)与遇水膨胀橡胶复合的弹性密封垫(图4上),发挥膨胀止水与压密止水双重功效;2)非膨胀橡胶弹性密封垫(图4中),仅依靠接触面受压产生水反力来密封止水;3)纯遇水膨胀类弹性密封垫(图4下),材质主要为遇水膨胀橡胶、聚醚型聚氨酯弹性体等,依靠膨胀应力止水。
早在20世纪80年代,我国上海、广州等城市地铁隧道少数区段曾采用纯遇水膨胀橡胶弹性密封垫,但防水效果不理想。后来上海地铁广泛使用复合型弹性密封垫,通过嵌入或模压法将遇水膨胀橡胶与三元乙丙橡胶复合,取得了不错的效果。
由于近年来国内市场遇水膨胀材料质量参差不齐、耐久性难以保证,再加上隧道埋深越来越深,复合型弹性密封垫抗高水压能力不足的问题日益暴露。如今的地铁盾构隧道越来越倾向采用单一的三元乙丙橡胶弹性密封垫,纯粹依靠弹性压密止水。
2.4 地铁大直径盾构隧道
由于受规划、工期等制约,地铁盾构隧道也出现了单孔双线的大直径盾构隧道(图5),如上海轨道交通11号线南段的局部区段等,接缝采用单道橡胶弹性密封垫防水。南京地铁十号线穿越长江段采纳的也正是这一设计理念。但由于南京地铁十号线埋深深、直径大,接缝防水便成为该工程的关键技术之一。
3 本隧道弹性密封垫的设计
鉴于本隧道设计防水压力之大是较为罕见的,此外其江中段土层渗透系数很高,在参考国内外深埋大直径盾构隧道防水技术的基础上,设计人员提出管片接缝设置双道弹性密封垫防水(图6)。
其中,外道弹性密封垫(大构造尺寸)作为接缝防水主要防线抵御水压,内道弹性密封垫(小断面尺寸)从长期耐久防失效考虑,作为辅助防线。在管片环、纵缝张开8 mm、错缝6 mm时,要求外道弹性密封垫能长期抗1.22 MPa水压(约埋深水压的2倍);内道弹性密封垫(小构造尺寸)能长期抗0.75 MPa水压(约埋深水压的1.2倍)。
本工程中的管片接缝是国内首次尝试采用双道三元乙丙弹性密封垫,共同抵御来自隧道外侧单向的水压。
4 本隧道双道弹性密封垫的试验及检测
对于盾构隧道接缝弹性密封垫而言,不同的弹性密封垫断面形式对防水性能影响很大,需兼顾弹性密封垫抗水压能力和管片拼装的闭合压缩力。根据本隧道的具体情况,在设计初期提出了3种橡胶弹性密封垫的断面形式(图7—8),并委托同济大学通过试验比选,初步选定合理的断面形式。
4.1 弹性密封垫选型的试验研究
4.1.1 试验方法
1)通过一字缝(T字缝)水密性试验,对3种断面弹性密封垫在受压工况下的抗水压能力进行比选,考察弹性密封垫在设计水压时错缝条件下的水密性情况。
2)通过压缩变形试验,对3种断面弹性密封垫的压缩性能进行比选,考察其压缩与变形规律,并得出设计压缩量对应的闭合压缩力。
3)通过应力松弛试验,考察弹性密封垫在压缩值长期恒定的条件下,初始压应力值变化情况的差异,用人工气候老化来模拟弹性密封垫在自然环境中的老化以验证其耐久性。
4.1.2 水密性试验
4.1.2. 1 试验原理及器材
水密性试验的原理是利用密封带制造一个密封环境,调整密封环境的水压,观察渗漏情况。根据模拟管片接缝的位置不同,可分为“一字模型”和“T字模型”。初期试验,以“一字模型”为主。由于受试验装置加工时间以及本工程工期的限制,采用了较常见的方形弹性密封垫框来试验并要求角部精加工。图9为水密性防水试验装置,图10为一字缝试件与模型。
4.1.2. 2 试验过程及结果
将待测的试样装入沟槽中,用粘合剂将密封条粘结于沟槽的底部;放置6 h后,调整实验台动板,将其固定到所要求的实验间隙(张开8 mm)和错位(双向错位量6 mm);之后进行分级加载,每次加压0.05MPa,压力稳定后保压5 min,达到最大压力后应至少保持2 h。
水密性试验结果汇总,见表2—3。
根据表2、表3可知:在最大张开量8 mm、错缝6mm的情况下,3种内外道弹性密封垫断面形式均无法满足外道1.22 MPa、内道0.75 MPa的抗水压要求;其中外道断面三(1.10 MPa)和内道断面二(0.70MPa)相对接近设计要求。
4.1.2. 3 试验结论
根据水密性试验结果,由于3种弹性密封垫断面均不能达到设计抗水压要求,因此暂时不再进行压缩变形和应力松弛试验,而是选出一个抗水压值最接近设计水压的断面(即外道断面三和内道断面二)进行优化,至于外道弹性密封垫断面一、断面二和内道弹性密封垫断面一、断面三,由于抗水压能力远远小于设计水压值,因此基本排除不再考虑。
4.2 弹性密封垫断面优化选型
本工程的橡胶弹性密封垫分为两种形式:1)浅埋及中埋段橡胶弹性密封垫断面形式,即盾构始发及接收的400 m范围内,外道弹性密封垫设计水压0.85MPa,以上海隧道院的成熟技术为准,并通过水密性及压缩变形试验加以验证,具体尺寸如图11所示;2)其余均为深埋段橡胶弹性密封垫形式,外道弹性密封垫设计水压为1.22 MPa,以业主委托的科研单位(同济大学)的试验结果为准。
4.2.1 浅埋、中埋段弹性密封垫计算及试验结果
4.2.1. 1 弹性密封垫水压计算
1)计算参数:硬度65°,断面形式见图11。
2)计算结果整理:见图12。
3)计算结论:在考虑了内部气囊效应后,外道弹性密封垫的防水能力可以提高到0.92 MPa,满足0.85 MPa的设计水压要求。
4.2.1. 2 试件检测
1)水密性试验(步骤及过程详见4.1.2)
浅埋、中埋段弹性密封垫进行水密性试验的结果,见表4。
结论:根据水密性试验结果,浅埋、中埋段的内外道弹性密封垫均能通过水密性试验,没有发生任何渗漏。
2)压缩变形试验
(1)试验原理及器材
弹性密封垫无论内道外道,都必须满足盾构机的拼装能力要求,而管片的最后闭合拼装力,由盾构机千斤顶、管片的螺栓预紧力等因素决定,因此试验根据本隧道的特点,检测弹性密封垫闭合拼装力的规律。
(2)试验过程及结果
将弹性密封垫试件置于加压装置上,加好侧限装置,在无水压条件下垂直加压,用百分表记录不同压力情况下的弹性密封垫压缩变形量。加压值从零开始递增,加压上限根据沟槽确定。通过加压及变形情况得出压缩应力与压缩量关系,绘制压力与压缩量关系曲线。图13为压缩试验装置示意图,图14为压缩试验加载照片。
内、外道弹性密封垫各取两组试件进行试验,试验结果见图15—16。
将试件的压缩曲线拟合,确定其拟合公式,然后计算处于15 mm压缩量的压缩力,即外道弹性密封垫闭合压缩力。计算结果如下:试件一为96 kN/m,试件二为73.11 kN/m;均值84.56 kN/m。
试验结果表明:a)弹性密封垫水密性试验结果,说明本断面是可以在0.85 MPa水压下错缝8 mm、张开量为6 mm保持不渗漏的,满足盾构隧道在始发400 m范围内的防水要求;b)压缩试验结果表明,本断面弹性密封垫闭合压缩力达到84.56 kN/m,而以往的申通地铁技术标准所提出开孔条件下闭合压缩力限制值为60 kN/m,超越了标准限制。
鉴于弹性密封垫闭合压缩力过大,为此设计提出在保留断面尺寸的前提下,将弹性密封垫的硬度从65°降低到62°,以防止拼装困难。最终浅埋及中埋段弹性密封垫断面形式确定如图17所示。
4.2.2 深埋段弹性密封垫计算及试验结果
4.2.2. 1 推荐断面
经科研单位优化后的推荐断面见图18,硬度为65°±3°。
4.2.2. 2 水密性试验结果
深埋段外道弹性密封垫水密性试验结果见表5,深埋段内道弹性密封垫水密性试验结果见表6。根据水密性试验结果,深埋段内外两道弹性密封垫在张开8 mm、错缝6 mm的情况下,均能够满足在设计水压下,恒定2 h不渗水。
4.2.2. 3 压缩变形试验结果
1)外道弹性密封垫(取两组试件)
图19为深埋段外道试件一压缩变形曲线,图20为深埋段外道试件二压缩变形曲线。
将试件的压缩曲线拟合,确定其拟合公式,然后计算处于18 mm压缩量的压缩力,即闭合压缩力。外道弹性密封垫计算结果如下:试件一为155.09 kN/m,试件二为115.06 k N/m;均值为135.07 k N/m。
2)内道弹性密封垫(取两组试件)
图21为内道试件一压缩变形曲线,图22为内道试件二压缩变形曲线。
将试件的压缩曲线拟合,确定其拟合公式,然后计算处于15 mm压缩量的压缩力,即闭合压缩力。内道弹性密封垫计算结果如下:试件一为98.77 kN/m,试件二为112.12 k N/m;均值为105.45 kN/m。
根据图21—22,从压缩曲线发展趋势上看,各试件的压缩曲线趋势是比较接近的,但由于弹性密封垫本身并非纯线弹性材料,同时内部的孔洞在压缩过程中也存在压缩,到内壁再接触是一个非线性过程,故压缩曲线多是经历前期呈弹性压缩状态、然后压缩力上升趋势变缓、最后开始快速变大的过程。
压缩试验结果表明:内外道弹性密封垫试件的闭合压缩力过大,由于南京地铁越江隧道设计采用双道弹性密封垫,管片拼装过程中比采用单道弹性密封垫的隧道困难,为此设计采取降低弹性密封垫硬度的措施,将弹性密封垫硬度为65°±3°取负公差(即62°)进行验算,闭合压缩力得到了明显改善。最终确定的深埋段弹性密封垫断面形式见图23。
5 本隧道双道弹性密封垫的实际使用及调整
盾构实际推进过程中,浅埋及中埋段接缝防水效果良好,仅个别管片环纵缝出现轻微渗漏及管片拼装碎裂的情况,且经渗漏治理后不再渗漏。
但是在盾构推进至深埋段,尤其是江底埋深最低点附近时,管片碎裂、渗水现象逐渐明显,部分管片拼装时角部碎裂严重,渗漏量较大(图24)。初步原因分析是深埋段弹性密封垫的闭合压缩力过大所致,为此,设计方对深埋段管片外道弹性密封垫的断面尺寸作了进一步调整,在满足抗水压要求的前提下尽可能减小弹性密封垫的面积,具体调整方案如下:1)原外道弹性密封垫中间4个R 2.65的孔调整为R 3;2)原外道弹性密封垫中间1个R 2.2的孔调整为R 2.5;3)原外道弹性密封垫底部2个R 2.35的孔调整为R 3。
设计方要求施工单位根据调整后的外道弹性密封垫断面尺寸拼装十环作试验,若管片碎裂及渗水情况依然无法得到改善,再考虑调整内道弹性密封垫的截面积。最终试验表明,在缩小了外道弹性密封垫面积之后,管片碎裂现象有了明显好转。
6 结语
南京地铁十号线过江盾构隧道于2012年5月4日掘进,2013年5月10日顺利贯通,历时仅一年,目前隧道内正在进行内部结构施工,内部基本无渗漏。通过本工程的防水设计,我们有几点体会:
1)大直径盾构隧道,由于管片厚度允许,在特殊工程中完全可以考虑双道橡胶弹性密封垫作为接缝防水;
2)双道弹性密封垫及管片沟槽必须通过有针对性的专题试验研究来确定;
3)所有设计必须根据工程实践的结果进行实时跟踪、调整,才能取得工程的成功。
限于文章篇幅,本隧道有关橡胶弹性密封垫的一些耐久性试验研究的内容作了省略。
参考文献
[1]朱祖熹.当今国内外盾构隧道防水技术比较谈[J].地下工程与隧道,2002(1):14-20.
地铁盾构段 篇2
【摘 要】隧道若发生纵向变形将严重影响到隧道结构的安全。分析探讨了纵向变形的发生、变化情况以及隧道结构和防水体系所允许的纵向变形控制值。结合工程实践,对隧道发生的典型沉降曲线规律进行了深入的分析,其结论对有效控制隧道纵向变形具有指导意义。【关键词】隧道;通缝拼装;纵向变形;环缝;错台;防水;失效
至2020年,上海将建成轨道交通运营线路达到20条、线路长度超过870 km以及540余座车站的网络规模。这其中,以盾构隧道结构为主的地下线路几乎占到一半。控制隧道纵向变形是确保隧道结构安全的重要因素之一。在研究隧道纵向变形时,我们首先要关注这种变形是以何种方式发生、又是如何发展变化以及隧道变形控制值是多少等问题,本文对这些问题进行了分析探讨。
1、盾构隧道结构和构造设计
盾构法隧道是由预制管片通过压紧装配连接而成的。与采用其它施工方法建成的隧道相比,盾构隧道明显的特点就是存在大量的接缝。1 km长的单圆地铁盾构隧道需要五~六千块管片拼装而成,接缝总长度约是隧道长度的20余倍。因此,盾构隧道的多缝特点已成为隧道发生渗漏水最直接或潜在的因素之一(见图1)。在盾构拼装结构中,接缝有通缝和错缝之分,现以单圆通缝盾构隧道为例进行隧道纵向变形分析。1.1 盾构隧道结构与构造设计 1.1.1 管片厚度、分块及宽度
单圆通缝隧道管片厚度350mm,管片为C55高强混凝土,抗渗等级为1 MPa。一环隧道由6块管片拼装而成(一块封顶块F、两块邻接块L、两块标准块B和一块拱底块D),圆心角分别对应16°、4×65°和84°(见图2a)。封顶块拼装方便,在拱底块上布置了两条对称的三角形纵肋。整个道床位于拱底块内,底部没有纵缝,对底部环缝渗漏水有一定程度的抑制作用,可大大降低处理底部渗漏水的难度。
1.1.2 纵缝和环缝构造
在管片环面中部设有较大的凸榫以承受施工过程中千斤顶的顶力,可有效防止环面压损,既利于装配施工,又易于整个环面凹凸榫槽的平整密贴,提高管片外周平整度;并可提高环间的抗剪能力,控制环与环之间的剪动,同时也可减少对盾尾密封装置的磨损。靠近外弧面处设弹性密封垫槽,内弧面处设嵌缝槽。环与环之间以17根M30的纵向螺栓相连,在管片端肋纵缝内设较小的凹凸榫槽,环向管片块与块之间以2根M30的环向螺栓压密相连,能有效减少纵缝张开及结构变形,环、纵向螺栓均采用热浸锌或其它防腐蚀处理。
这种构造设计使得隧道在拼装完成后形成具有一定刚度的柔性结构,环向面之间以及纵向面之间可以达到平整密贴装配,既能适应一定的纵向变形能力,又能将隧道纵向变形控制在满足列车运行及防水要求的范围内;同时,满足结构受力、防水及耐久性要求。
错缝拼装与通缝拼装略有不同,其拼装方式是隔环相同,拱底块不设三角肋,在道床底部有一条纵缝, 6块管片所对应圆心角分别为20°、2×68.75°、3×67.5°(见图2b)。不论是通缝还是错缝拼装,隧道总体上呈“环刚纵柔”的特点。
1.2 装配隧道对纵向变形的适应性分析
错台是指两环隧道之间发生的径向相对位移,隧道纵向变形的适应性是指在保障隧道结构安全前提下各组成构件所允许的最大环间错台量。从以下几方面分析各自对环间错台量的适应情况。1.2.1 环面构造对错台量的适应性
如图3a示,在管片环面中部设了较大的凹凸榫槽。因环面装配部位的凹槽比凸榫稍大,存在约8mm的极限装配余量,可允许凸榫在凹槽内沿着径向作微量移动或滑动。这种环面间的相对移动表现在隧道壁上就是错台现象(见图3)。无论环面凹凸榫槽的初始装配关系如何,当环间错台达到4~8mm时,凸榫的顶部边缘将与凹槽的底部边缘相接触,若继续发生错台,凹凸榫槽将发生剪切。应当说环面上设置的凹凸榫槽对提高环间的抗剪切能力是有益的。从环面构造可知,当环间错台量超过4~8mm时,环面缝隙将按线性张开。所以, 4~8 mm错台量应是环面装配和错台的控制值。1.2.2 密封垫对错台量的适应性
在环面上靠近外壁约30 mm处设有密封垫(现多为三元乙丙橡胶材料),按照设计构想,理想装配条件下密封垫径向宽度的重叠达23 mm,并可抵御环面间张开4~6 mm而不会发生渗漏水。通过对密封垫试验和数值计算分析发现,当环面之间发生错台时,密封垫表现出复杂的形状,不同部位呈拉压剪等十分复杂的受力状态。从理论上讲,当环间错台量为4~8 mm(甚至更大一些)时两块压紧状态的密封垫是不会产生渗漏水的。由于环面上的密封垫不是完整的(分别粘贴在12块不同管片上),装配后单侧整环密封垫长达19.415 m,且存在许多棱角组合,加之防水材料质量及施工技术条件等制约因素,多数渗漏水发生在错台量<8 mm(甚至更小)的情况下(见图4)。
1.2.3 螺栓孔和螺栓对错台量的适应性
为便于管片拼装紧固,一般螺栓孔设计的要比螺栓稍大,螺栓孔径为35mm,螺栓直径为30 mm,在管片拼装或产生错台时可允许螺栓适当调整。当环间错台量较小时,螺栓会随管片发生移动,螺栓拉伸量相当有限。不论螺栓与螺栓孔的初始装配关系如何,在错台量达到6~12 mm后,螺栓孔与螺栓的对应位置关系都趋于极限,螺栓将发生拉弯,同时对手孔部位的混凝土产生压剪作用。因手孔部位增强了配筋,螺栓会在手孔部位的混凝土压坏之前先于拉坏。
通过以上分析可知,隧道环面构造、防水体系及螺栓等在隧道发生变形过程中所起的作用不尽相同,对错台量的适应性也并不完全一样。但将它们装配成一条完整的隧道后就必须要求管片间的变形要协调,即只有当错台量同时满足结构抗剪、螺栓受拉及防水有效等要求时,隧道安全才有保障。受管片制作、拼装施工、密封垫质量等因素的影响,通常在隧道投入运营之初,环缝、十字缝或管片接缝处就已发生了渗漏水,隧道在施工过程中已经用掉了大部分结构变形和防水预留量,而留给运营期间允许发生的变形余量非常少。因此,综合多方面因素,将环面间的错台量控制在4~8mm即可保障隧道的安全。
2、隧道纵向变形分析
在隧道防水设计中,一般取纵缝和环缝张开量来确定密封垫的性能,弹性密封垫在隧道张开量达到4~6 mm时还具有防水能力。但隧道纵向变形究竟是以隧道顶底部刚性张开方式还是以环面错台方式进行的?或是两者兼之?下面分别对两种情形进行讨论分析。
2.1 假定隧道纵向变形是以刚体转动的方式进行的
将单环隧道假定为一个理想的刚体,允许环与环之间发生小角度θ的刚体转动,隧道顶(底)部张开量Δ,形成隧道纵向沉降变形(见图5)。当隧道发生沉降时,隧道顶部压紧,底部张开(或闭合)量Δ;反之,隧道顶部张开Δ,底部压紧。根据刚体转动几何条件,隧道环宽w、直径D、环间张开(或闭合)量Δ及隧道纵向沉降曲线半径R之间有如下几何关系:
当取环宽为1.0 m、隧道外径为6.2 m,隧道纵向沉降(或隆起)与环缝张开关系见表1。若依此计算,当环缝张开量为6 mm时,隧道防水已经失效。但在隧道实际变形中,如此小沉降半径(甚至更小)是存在的,但防水体系并没有发生失效现象。这说明将隧道纵向变形视作整环隧道刚体转动的假定与隧道实际发生的纵向变形有着较大出入。在已建隧道中,隧道长度与直径之比L/D>150,隧道纵向端点与车站锚固联结,车站刚度较大,而且隧道与周围土层之间存在一定的抗剪力,对隧道沿纵向移动有较大约束,加之管片之间螺栓紧固作用等,对隧道整环发生刚体转动或沿纵向产生较大的水平位移(缝隙)起到极大约束作用。一般情况下,沿隧道纵向难以产生较大的环间缝隙或刚体转动。
2.2 假定隧道纵向变形是以环间错台方式进行的
从上述分析得知,隧道环与环之间可以发生小量级的错台而不破坏隧道的安全性,假定隧道纵向变形曲线视作是由环与环之间发生不同错台而形成的,现分析沉降曲线为等圆的错台情况。将最下部的一环定为第1环,称之为基准点,第1环隧道底部与沉降曲线最低点之间沉降差定义为初始错台变形δ1,第2环与第1环之间的错台变形量δ2,第i环隧道与i-1环之间的错台变形量δi。根据图6a示,第一环的初始错台量为δ1,则有:
根据表2和图6分析可知:①沉降曲线半径越大,沉降影响范围越大,环间错台发展速度越缓慢;反之,沉降曲线半径越小,沉降影响范围越小,环间错台发展就越快(即错台很快就超出安全控制值)。②沉降曲线半径越大,沉降范围内的累积沉降量越大。由式(3)可以看出,即使环间的错台量是一个较小的数据,但在一个较大范围的隧道累计变形量来说仍然很可观。③即使在等半径沉降曲线上,不同距离的环间错台量是不同的。由式(2)可知,距离基准点越远,环与环之间的错台变形量就越大。
隧道安全取决于隧道结构和防水体系的安全,通过对隧道的长期现场监护监测发现,隧道结构沉降变形和防水之间又是相互影响和相互促进的,隧道渗漏水会引起隧道变形加大,隧道变形加大又会加剧隧道渗漏水,形成恶性循环。
在隧道发生渗漏水的许多部位,沉降曲线半径超过15 000m,满足隧道纵缝张开的设计要求;在发生较大沉降变形区段,沉降曲线半径远小于15 000m,隧道没有发生渗漏水,也未发现隧道顶底部的转动张开;在几处发生过险情的隧道区间,隧道沉降半径远小于500 m,发生漏水的整环隧道多位于沉降曲线的直线段,个别环间错台量达数厘米,在隧道内壁上表现为明显错台形式。理论分析和隧道发生渗漏水的实际情况都证明了隧道纵向变形方式是以环间错台方式进行的,将隧道纵向沉降曲线视作是由一系列环间错台构成的这一假定是合理的。
2.3 隧道纵向变形过程分析 在隧道发生沉降(隆起)后,隧道总长度增加,沉降变化越多,变化量越大,隧道总长度增加量就越大。当错台量较小时,隧道纵向增加量较小,可用下式来表达:
当错台量超过4~8 mm时,隧道纵向长度计算还应考虑纵向环面缝隙的增加量w0。下面根据不同程度的错台量对隧道结构安全和防水影响进行分析:(1)当环间错台量为1~4 mm时,这个量级的错台可以通过隧道环面构造设计本身加以调整,但会对密封垫产生一定的拉压作用。从几何意义上讲,变形前密封垫径向重叠厚度至少可达约23 mm,发生错台后密封垫仍可保持约19 mm的重叠厚度。根据式(4)计算,若错台为1 mm,单环隧道增加长度0.005 mm;若环间错台4 mm,单环隧道增加长度0.008 mm。这个量级的小错台量引起隧道纵向长度的增加非常小,环间缝隙宽度不增加。
随着环间错台量的增大,密封垫不同部位表现为十分复杂的拉压剪等受力状态,密封垫一般不会发生渗漏水现象,但环面间的防水能力在一定程度上被大大削弱,隧道发生渗漏水的概率大为增加。纵向连接螺栓或将进一步发挥抗拉作用,对手孔部位的混凝土施加低水平的压剪作用。
(2)当环间错台量达4~8 mm时,即在前一阶段变形基础上继续发生错台4 mm(见图3b)。不论环面凹凸榫槽最初装配位置如何,此刻凹凸榫槽处在极端配合状态,凸榫顶边缘与凹槽底边缘相接触,凹凸榫槽直接发生剪切,螺栓也处在进一步拉紧状态,密封垫的变形和受力状态也随错台量的加大而加剧,但密封垫径向重叠厚度仍可达15 mm。根据式(4)计算,若错台达到4~8 mm,单环隧道长度增加将达0.032 mm。这个级别的错台引起隧道总长度的增加量依然很小,环间缝隙宽度不增加,但密封垫之间、密封垫与管片之间都可能会直接发生渗漏水现象,环间防水能力被极大削弱,隧道发生渗漏水的几率成倍增加,必须引起警惕,采取措施控制错台的进一步发展。
(3)当环间错台量达8~13 mm时(见图3c),环面凹凸榫槽已发生直接剪切,凹凸榫槽局部会出现裂缝,而导致防水失效,这个错台量会引起环面凹凸榫槽出现“艰难爬坡”现象,环间缝隙呈线性扩大,螺栓被拉流。尽管密封垫径向重叠厚度仍有10~15 mm,但因管片局部发生破坏、环面间缝隙超过防水标准而失去防水作用。根据式(4)计算,若环间错台量达到13mm,隧道长度增加迅速,单环隧道增加量也达13.083mm,环缝张开量将迅速增加超过6 mm,环间防水体系基本失效,将会有大量水土流入隧道,环缝漏水严重。图7是整环隧道发生竖向错台示意图,当环间发生竖向错台时,依附于管片上的密封垫将随同管片一起发生错台。在隧道顶底部位错台最为显著,其它部位并不明显,但此时环面上凹凸榫槽还处在咬合状态,错台将呈直线方式发展。隧道处于此种状态十分危险,若变形继续发展,后果不堪设想。
(4)当环间错台量为13~23 mm时(见图3d),环面间持续剪切导致凹凸榫槽结构进一步破坏,防水体系完全失效,凹凸榫槽还处在咬合状态,错台将呈线性发展直至结构失稳,尤其当隧道下卧土层是砂性土层的状况时风险性更大。
分析表明:①若错台量在几毫米以内,隧道总长度增加量很少,环间缝隙宽度并不增加,隧道结构安全尚处在可控状态,但会大大削弱密封垫的防水效果;②若错台量超过环面凹凸榫槽配合极限之后,环间缝隙按线性发展,管片会发生破损、防水失效等现象,给隧道安全带来灾难性威胁。因此,径向错台的增加不仅会引起隧道环面发生剪切,还将导致隧道纵向水平位移(环面缝隙)的增加。
以上仅是对隧道竖向发生径向错台进行分析,实际上隧道发生纵向变形远比此复杂。隧道在装配完成受力后其环面并不是一个真圆,环面凹凸榫槽的装配关系随之发生变化,这些变形会沿着隧道纵向进行传递,隧道纵向和横向变形在一定范围内相互影响。
3、隧道纵向变形典型曲线及工程实例 3.1 隧道纵向沉降典型曲线
图8是典型纵向沉降曲线,沉降曲线呈对称漏斗型。一半曲线是一条反S沉降曲线,曲线的上部向下弯曲,下部向上弯曲,中间呈直线段变化。可将曲线划分成三段,现逐一分析如下: 第一段为向下弯曲段(沉降加速段)。该段隧道受扰动影响较小,环间错台较小,纵向变形量小,环与环之间的错台迅速变大,环间缝隙基本上没有张开,也不发生渗漏水,此阶段的纵向变形累计量较小。
第二段为直线变形段(沉降均速段)。该阶段隧道受扰动影响较大,该段环与环之间的错台量较大,凹凸榫槽相扣处在剪切状态,错台基本上呈直线型发展,没有明显弯曲,纵向沉降累积量迅速变大,环间缝隙防水失效,有大量水土涌入隧道。
第三段为向上弯曲段(沉降减速段),也是最后一个阶段。该段环与环之间的错台变形由大变小,曲线呈向上弯曲状,此阶段的纵向累计沉降量达到最大。
近年来发生的几起隧道险情大沉降与上述隧道纵向变形曲线非常吻合。3.2 工程实例
(1)图9是上海轨道交通2号线某停车场出入库线下行线隧道泵站发生事故后形成的沉降曲线。因泵站施工引起隧道大量漏水漏砂,隧道发生了较大错台变形,个别环间错台量达到数厘米,最大累计沉降量达26 cm,后经及时抢险才得以控制隧道危情。
(2)4号线大连路区间隧道因结构存在固有缺陷导致隧道漏水漏砂,环间发生了较大错台沉降,纵向累计和差异沉降变形都很大,环间发生错台量达到3~5 mm,累计沉降达9 cm,影响范围超过100m,后经及时发现抢险并最终得到根治。环间过大的错台变形势必会引起隧道结构开裂,导致隧道受损或破坏,防水体系失效,给隧道结构安全带来直接威胁,多处隧道发生的纵向大变形验证了这一变形过程。
4、结语
本文通过对地铁盾构隧道纵向变形进行分析,得到如下结论:(1)地铁盾构隧道纵向变形基本上是以径向错台方式进行的。
(2)径向错台的增加不仅会引起隧道环面发生剪切,同时会引起环缝间隙按线性发展,导致隧道结构损坏、防水失效。必须严格控制各类因素引起的环间错台量。
(3)研究了不同沉降曲线半径的环间错台变化规律,等半径沉降曲线上不同位置的错台量是不同的。结合工程险情研究了典型的隧道沉降曲线。
地铁盾构施工引起的地表沉降预测 篇3
摘要：以长春地铁大量施工监测数据为基础，运用Peck理论公式，在公式中添加了地表最大沉降修正系数n和沉降槽宽度修正系数口，确定了适用于长春地区的修正系数取值范围，并利用修正后的Peck公式对横向地表沉降进行预测。对比实测数据分析表明：当α取0.6～0.9、β取0.5～0.9时，Peck预测修正曲线和实测数据误差较小，适用于长春地铁工程实践，能较好地预防地铁施工事故的发生。
关键词：长春地铁；Peck公式；修正系数；地表沉降
中图分类号：U45 文献标识码：A 文章编号：1000-0666（2016）01-0010-05
0 引言
地铁隧道盾构开挖引起土体应力的重新分布，产生地表沉降，对周围建（构）筑物、地下管线等势必造成一定的损害，严重时会出现坍塌、变形等现象。因此，在地铁隧道施工前期，对地表变形进行准确的预测很有必要。Peck在对大量实测数据进行分析和研究的基础上，于1969年提出了估算开挖隧道地表沉降的预测公式，即Peck公式（潘海泽等，2010），该公式已成为目前应用最为广泛的方法。但是，由于地域差异性引起的地质条件的差别会对预测值的准确性产生较大的影响，Peck公式只是基于某一地区的研究，因此，误差不可避免。本文基于长春地铁的实测数据和地质情况，以Peck公式为基础，进行回归分析，得到回归拟合后的沉降曲线，并对Peck公式进行修正，研究其在长春地区的适用性，并指导工程实践，预防地铁施工事故的发生。
1 工程概况
长春地铁二号线文化广场一解放大路区间（简称WJ）工程，起讫里程为K20+730.976～K21+862.843，区间全长1385.443m。本文选取测点AWDBY-WJ-940所处区段，埋深12.6m，线间距13m，采用单洞单线盾构施工。监测点布置情况如图1所示。
2 Peck理论公式
1969年，Peck在搜集大量地表沉降观测数据的基础上，对这些数据进行了详尽的分析，从而提出地表沉降槽近似符合正态分布曲线的理论学说（陈军等，2005）：地面沉降槽的体积等于隧道施工中地层损失的体积，而且假设施工横断面上地面沉降曲线（图2）的形状和正态分布曲线的形状是一样的（宋克志等，2004）。根据这个理论，Peck提出了地表沉降的预测公式：式中，Sx是距离隧道中心线横向距离x处的地表沉降值（单位：mm）；x是距离隧道中心线的水平横向距离（单位：m）；Smax是地表的最大沉降值（单位：mm）；V1是盾构隧道单位长度的地层损失量（单位：m3/m）；i是沉降槽的宽度。依据Reil-ly和New（1982）在英国伦敦地区的工程经验，沉降槽的宽度i和隧道的深度h之间存在以下线性关系（韩煊，李宁，2007）：
i=Kh （3）式中，K是沉降槽的宽度系数，主要取决于土体自身的物理性质。根据英国伦敦地区的工程实践经验（韩煊等，2007）：对于无粘性土，K取0.2～0.3；对于硬粘土，K取0.4～0.5；对于软的粉质粘土，K取0.7。
图2中，φ为土体的内摩擦角（单位：（°））；h为覆盖土层的厚度（单位：m）；r为盾构半径（单位：m）。
本文不考虑水的影响，故地层损失与最大位移之间的关系可通过对式（1）积分得到：通过上述公式计算得到距隧道中心线横向距离x处的地表沉降值，并绘制出Peck预测曲线和实测数据曲线（图3）。
由图3可以看出，Peck预测曲线和实测数据曲线之间存在较大的误差，故需对Pcek公式进行回归拟合。
3 Peck理论公式回归分析
首先对原始Peck公式即式（1）进行对数运算，得到如下公式（严健等，2015）：将InS（x）和-x2/2作为线性回归的变量，将lnSmax作为线性回归的常数项，将1/i2作为线性回归的线性系数。整个回归过程如下（胡斌等，2012）：线性回归处理以后，得到如下的理论公式：式中，xi为所选择的样本中第i个样本点与隧道轴线距离的代数值；n为所选择的样本点的个数；a为线性回归处理以后的常数项；b为线性回归处理以后的线性系数。
对上述公式进行计算，可以得到线性回归后Smax和i的理论计算公式：
线性相关系数R是用来检验回归分析处理后得到的Peck理论计算公式的线性相关关系程度。线性相关系数R的计算公式如下（姚爱军等，2010）：
若依据上式运算得到R>F0（n-2），则得出线性回归后Peck公式的线性相关关系高度显著；
若依据上式运算得到F0.01（n-2）>R>F0.05（n-2），则得出线性回归后Peck公式的线性相关关系显著。
按上述步骤计算WJ区间AWDBY-WJ-940测点的地表沉降数据，回归分析处理以后的结果如表1所示。
根据表1中的数据，并结合上述回归分析公式，可计算得出：Sxx=3945.38，Sxy=45.43，Syy=0.53；再由式（9）、（10）计算得出：a=3.05，b=0.0115；从而得到回归后的线性函数：（13）计算得出：Smax=21.22，i=9.32，进而可以绘制拟合后的Peck曲线，并将其与地表沉降实测数据和Peck预测曲线对比（图4）。
线性相关系数由式（14）计算得到：R=0.990>r0.01（4）=0.917，由此判断回归函数线性相关关系高度显著。
由图4可以看出，拟合后的曲线与实测数据基本吻合，能够较好地反映地表沉降的实际概况，可以用于地表沉降预测。但Peck公式预测曲线与实测数据、拟合曲线存在比较大的数值偏差，有必要对Peck理论公式进行修正。
4 Peek理论公式修正
依据上述的理论分析，运用Peck理论公式，在公式中添加两个修正系数α和β，得到如下的修正公式（段绍伟等，2015）：式中，α为地表最大沉降修正系数；β为沉降槽宽度系数修正系数；S'max为Peck理论公式原始预测的地表沉降最大值（单位：mm）；i'为Peck理论公式原始预测的沉降槽宽度系数（单位：m）。
转换为线性函数：
由表2可以看出，当地表最大沉降修正系数α位于0.6～0.9之间时，占80%；当沉降槽宽度系数JB位于0.5～0.9之间时，占82%。结合图4的分析结果，不难得出，修正后选取的α、β值能够更加准确地进行Peck理论公式的地标沉降预测。
将α、β的下限值和上限值分别作为修正系数运用于两个典型的区间工程（WJ区间和自由大路-南湖大路区间（简称ZN），同时，将得到的Peck公式预测曲线（简称上限曲线和下限曲线）与实测数据进行对比。
由图5可以看出，绝大多数实测数据位于上限曲线和下限曲线之间，极个别实测数据位于下限曲线之下，少量实测数据位于上限曲线之上。因此，可以将修正后的Peck公式用来预测地表沉降，其预测效果明显优于原预测曲线。
5 结论
本文以长春地铁的施工监测数据为基础，利用修正的Peck公式对地表沉降进行预测，得出以下结论：
（1）运用Peck理论公式，结合长春地铁的工程地质和水文地质概况，计算得出了地铁盾构开挖地表沉降的最大理论值，并且，工程实测的数据显示其地表沉降的横向分布近似为一条正态分布曲线。
（2）当地表的最大沉降修正系数α位于0.6～0.9之间，沉降槽的宽度系数β位于0.5～0.9之间时，计算得到的Peck理论公式修正曲线与工程实测数据曲线相对吻合，其预测的效果明显比原始Peck理论公式预测曲线的准确程度高，更能反映地表沉降的变化趋势。
地铁盾构段 篇4
关键词：地铁,盾构,自动导向系统
随着城市建设的飞速发展, 我国在各大城市都开展了地铁建设, 为了满足盾构掘进按设计要求贯通 (贯通误差必须小于±50 mm) , 必须研究每一步测量工作所带来的误差, 包括地面控制测量, 竖井联系测量, 地下导线测量, 盾构机姿态定位测量4个阶段。
1盾构机自动导向系统的组成与功能
现在的盾构机都装备有先进的自动导向系统, 本区间盾构机上的自动导向系统为德国VMT公司的SLS-T系统, 主要由以下四部分组成:1) 具有自动照准目标的全站仪。2) ELS (电子激光系统) , 亦称为标板或激光靶板。3) 计算机及隧道掘进软件。4) 黄色箱子。它主要给全站仪供电, 保证计算机和全站仪之间的通信和数据传输。
2 盾构机自动导向定位的基本原理
地铁隧道贯通测量中的地下控制导线是一条支导线, 它指示着盾构的推进方向, 导线点随着盾构机的推进延伸, 导线点通常建立在管片的侧面仪器台上和右上侧内外架式的吊篮上, 仪器采用强制归心, 为了提高地下导线点的精度, 应尽量减少支导线点, 拉长两导线点的距离 (但又不能无限制的拉长) , 并尽可能布设近乎直伸的导线。一般两导线点的间距宜控制在150 m左右。在掘进中盾构机的自动导向系统主要是根据地下控制导线上一个点的坐标 (即X, Y, Z) 来确定的, 这个点就是带有激光器全站仪的位置, 然后全站仪将依照作为后视方向的另一个地下导线的控制点来定向, 这样就确定了北方向, 即方位角。再利用全站仪自动测出的测站与ELS棱镜之间的距离和方位角, 就可以知道ELS棱镜的三维坐标 (即X, Y, Z) 。激光束射向ELS, ELS就可以测定激光相对于ELS平面的偏角。在ELS入射点之间测得的折射角及入射角用于测定盾构机相对于隧道设计轴线 (DTA, 已事先计算好并输入计算机) 的偏角。坡度和旋转直接用安装在ELS内的倾斜仪测量。这个数据大约2次/s传输至控制用的计算机。通过全站仪测出的与ELS之间的距离可以提供沿着DTA掘进的盾构机的里程长度。所有测得的数据由通信电缆从黄盒子传输至计算机, 通过软件组合起来用于计算盾构机轴线上前后两个参考点的精确空间位置, 并与隧道设计轴线 (DTA) 比较, 得出的偏差值显示在屏幕上, 这就是盾构机的姿态, 在推进时只要控制好姿态, 盾构机就能精确地沿着隧道设计轴线掘进, 保证隧道能顺利准确的贯通。
3 盾构机姿态位置的检测和计算
我们采用棱镜法来对盾构机的姿态进行检查。在盾构机内有15个参考点 (M8螺母) , 这些点在盾构机构建之前就已经定好位了, 它们相对于盾构机的轴线有一定的参数关系 (见表1) , 即它们与盾构机的轴线构成局部坐标系 (见图1) 。在进行测量时, 只要将特制的适配螺栓旋到M8螺母内, 再装上棱镜。现在这些参考点的测量可以达到毫米的精度。已知的坐标和测得的坐标经过三维转换, 与设计坐标比较, 就可以计算出盾构机的姿态和位置参数等。
下面来说明如何用棱镜法计算盾构机的姿态和位置。
我们利用洞内地下导线控制点, 只要测出15个参考点中的任意三个点 (最好取左、中、右三个点) 的实际三维坐标, 就可以计算盾构机的姿态 (但在实际操作中, 我们往往会多测量几个点, 以便剔除粗差与检核) 。对于以盾构机轴线为坐标系的局部坐标来说, 无论盾构机如何旋转和倾斜, 这些参考点与盾构机的盾首中心和盾尾中心的空间距离是不会变的, 它们始终保持一定的值, 这些值我们可以从它的局部坐标计算出来。
从图1中可以看出, 在以盾构机轴线构成局部坐标系中, 盾首中心为坐标原点, 坐标为 (0, 0, 0) , 盾尾中心坐标为 (4.096, 0,
表2为我们在盾构机始发时测出的均匀分布的点7, 8, 9, 10, 11, 14几个参考点的实际三维坐标。
根据以上数据就可以列出两组三元二次方程组, 来解出盾首中心和盾尾中心的实际三维坐标, 方程组如下:
第一组 (计算盾首中心三维坐标) :
第二组 (计算盾尾中心三维坐标) :
三个方程三个未知量, 采用专业软件解算方程组。我们从表2中的数据中取出任意三组数据代入计算, 在剔除测量带来的误差后可以解出盾首中心的坐标为:
X首=37 551.636 9, Y首=27 883.412 5, Z首=-23.347。
在此里程上盾首中心的设计三维坐标为:
X首=37 551.658 1, Y首=27 883.414 5, Z首=-23.365。
ΔX=21.2 mm, ΔY=2 mm, ΔZ=-18 mm, 盾首中心左右偏差为+21.3 mm (正表示向右偏) , 上下偏差为-18 mm, 负号表示偏下
用第二组方程可以解出盾尾坐标为:
X尾=37 554.816 7, Y尾=27 885.989 9, Z尾=-23.355 2。
在此里程上盾尾中心的设计三维坐标为:
X尾=37 554.772 1, Y尾=27 885.986 3, Z尾=-23.374。
ΔX=-44.6 mm, ΔY=-3.6 mm, ΔZ=-18.8 mm, 盾首中心左右偏差为-44.7 mm (负表示向左偏) , 上下偏差为-18.8 mm, 负号表示偏下。盾构机的坡度为 (-23.347+23.355 2) /4.096=+0.002=+2‰。
从以上数据可以得知, 在与对应里程上盾首中心和盾尾中心设计的三维坐标比较后, 就可以得出盾构机轴线与设计轴线的左右偏差值和上下偏差值, 以及盾构机的坡度, 这就是盾构机的姿态。
4结语
把计算得出的盾构机姿态与自动导向系统在计算机屏幕上显示的姿态作比较, 根据实践经验, 只要两者的差值不大于10 mm, 就可以认为自动导向系统是正确的。在广州地铁六号线某盾构标段已推进的300多米隧道中, 曾多次采用棱镜法检核盾构机姿态, 两者的偏差值较差均不大于10 mm, 证明了该方法在检核自动导向系统的正确性是可靠有效的。
参考文献
[1]GB 50308-1999, 地下铁道、轻轨交通工程测量规范[S].
[2]GB 50299-1999, 地下铁道施工及验收规范[S].
合肥地铁盾构选型设计探讨 篇5
合肥市城市地铁1号线北起合肥站, 南至徽州大道站, 线路全长约25km。太望标段共包括3个区间:太湖路站-水阳江路站区间长度约478m, 隧道覆土厚度6.6~9.4m。水阳江路站-葛大店站区间长度约1 008m, 隧道覆土厚度10.3~17.8m, 最大坡度26‰。葛大店站-望湖城站区间长度约1 430m, 本区间平面共设3个曲线半径, 分别为350m、450m、350m, 最大坡度为25.4‰。盾构主要穿越粘土 (2) 层、粘土 (3) 层局部穿越粉质粘土 (2) 1层等粘性土体, 在粘性土中掘进可能会在刀盘上产生“泥饼”及“糊刀”现象, 影响掘进效率[1]。
2 刀盘选型
2.1 辐条式刀盘
1) 刀盘结构盾构刀盘为4主+4副的辐条式结构 (图1) , 刀梁及牛腿采用圆形钢管, 搅拌扭矩小, 利于碴土流动。本刀盘能较好地适应本标段粘土地层中掘进, 除此之外还广泛适用于淤泥、粉土、粘土、砂层、砾石、卵石层及强度不高的全强风化岩地层。
2) 开口率刀盘整体开口率约60%, 开口在整个盘面均匀分布, 中心部位设有面积足够的开口, 利于土压传递及保持土压平衡, 且开有3个泡沫口, 2个膨润土口, 单管单泵, 保证各口的通畅, 避免在砂质粘性土和全风化岩中掘进产生泥饼。
3) 刀盘配置针对本标段地质情况, 刀盘上配备鱼尾刀1把, 焊接撕裂刀36把, 切刀82把, 刮刀8把, 保径刀12把, 大圆环保护刀24把, 超挖刀1把。同时, 为提高刀盘整体耐磨性, 在刀盘上堆焊耐磨层, 并配置24把贝壳保护刀。
2.2 复合式刀盘
1) 刀盘结构刀盘采用面板式结构 (图2) , 刀盘整体结构强度大, 配置不同的刀具及合适的碴土改良方式, 可以适应各种不同的地层。
2) 开口率整体开口率约36%, 开口在整个盘面均匀分布, 中心部位设有面积足够的开口, 避免在粘性土层产生泥饼, 同时配有与辐条式刀盘相似的碴土改良接口。
3) 刀盘配置初装刀采用可更换撕裂刀, 刀具包括:4把中心双联撕裂刀, 单刃撕裂刀31把, 刮刀32把, 边刮刀8把, 焊接撕裂刀29把, 保径刀8把以及超挖刀1把。
复合式刀盘的结构形式不利于碴土的流动, 其开口率也远小于辐条式刀盘。在本标段粘性土层中掘进时, 为防止结泥饼, 需要进行充分的碴土改良才能达到碴土流畅的效果, 这样就会导致在施工过程中消耗的碴土改良剂大大增加, 最终导致施工成本增加。比较两种刀盘设计方案, 辐条式刀盘更适合于本标段的地质情况。如不考虑管片因素, 当岩石抗压强度低于120MPa, 此类型辐条式刀盘可适用于国内大部分城市, 为提高盾构适应性, 应预留更换复合刀盘的能力和接口。
3 主驱动选型
3.1 驱动形式比选
电机驱动和液压驱动两种驱动形式在盾构设备中都有广泛的应用, 两者各有所长, 现比较如下[3~4]。
1) 液压驱动液压驱动主要在一些非均质地层中得到广泛运用, 由于地层变化较大导致刀盘受到不均匀载荷的冲击, 由于液压驱动是一个柔性系统, 具备一定的自我调节功能, 对非均载荷适应性强。但是, 液压驱动效率较低 (约70%) , 而且在使用过程中能耗较高, 后期维保相对比较复杂, 费用较高。
2) 电机驱动相比之下, 电机的效率相对较高 (约90%) , 而且在使用过程中能耗也相对较低, 后期维保相对比较简单。电驱也有自身的不足, 就是电机与减速机属于刚性传动, 当遇到不均匀载荷冲击时自我调节能力相对较差。为了克服这个缺陷, 在每组电机与减速机之间设计有扭矩限制器。当扭矩过载时, 扭矩限制器会自动脱扣 (可人工手动恢复) , 将电机与减速机的传动链断开, 从而有效保护电机。
针对本标段地层, 全断面几乎均为粘土层, 地层突变因素很小, 从效率以及施工成本来看, 电驱更适合本项目的施工要求。
3.2 驱动参数选择
主驱动采用6组变频电机驱动, 驱动功率660k W, 额定扭矩5 500k Nm, 脱困扭矩6 900k Nm, 最高转3r/min, 扭矩系数20.3, 储备系数大。配置的主轴承直径为3 061mm, 最大使用推力荷载1 250t, 试验推力荷载3 125t, 破坏推力荷载5 000t, 安全系数4, 有效使用寿命≥10 000h。
主驱动采用中间支承方式, 可有效防止中心泥饼产生。利用刀盘主动搅拌棒 (图3) 和承压隔板上被动搅拌棒相对运动进行搅拌, 而且在驱动中心部分增加搅拌棒可增强中心部位碴土的流动性, 有效减少中心泥饼的产生。
4 液压系统
1) 推进及铰接液压系统推进系统包括32根推进油缸、控制阀块和推进液压泵站。推进油缸按照在圆周上的区域分为4组, 通过调整每组油缸的不同推进压力来对盾构进行纠偏和调向。铰接液压系统油缸选型时需考虑盾构转向角度与方向控制的要求, 推进速度的控制则靠推进阀组来实现, 推进方向及推进速度可实现实时远程调节。推进系统采用压力流量复合控制技术和分区联合控制技术, 能实现对各组液压缸压力和流量的单独控制, 油缸推力和速度分别由比例溢流阀和比例调速阀来调节, 可达到很好的同步控制效果, 同步精度满足盾构工作需要。液压站 (图4) 采用力士乐远程动态恒压变量泵, 位于2号拖车上, 控制阀采用电液换向阀进行方向的切换, 每组控制阀组配有电比例流量、压力阀, 可以实现对推进方向的精确调整。
2) 螺旋输送机液压系统螺旋输送机液压系统采用1个变量泵与1个两档排量的马达组成闭式系统, 共同实现转速控制。通过实时调整马达排量可以实现螺旋输送机高速档与低速档的切换, 进而适应不同地质需要;通过改变电比例控制泵出口流量, 可以实现螺旋输送机的无级变速, 以适应不同推进速度要求。另外, 螺旋输送机后舱门具有紧急状况自动关闭功能。
3) 管片拼装机液压系统拼装机液压系统油源采用力士乐的压力流量复合控制泵, 控制阀采用2组德国哈威的电比例多路换向阀, 可以进行流量精确控制, 从而保证安装机安装管片的精度。安装机的油缸、马达进油口都配有平衡阀, 这样可保证执行机构运动的平稳性及动作的精确性。安装机旋转转速可以实现无级调节, 最大可达到2r/min。安装机抓举头可以停在圆周方向任一位置。
5 其他装置
5.1 螺旋输送机
螺旋输送机为轴式螺旋机, 采用中心尾部驱动, 筒节内径800mm, 最大通过粒径为290×560mm, 具有伸缩功能, 配置2道出料闸门, 多个观察窗口, 9个碴土改良注口, 采用1个双速马达及减速机传动。驱动功率为200k W, 最大扭矩135k Nm, 最高转速25r/min。
5.2 管片拼装机
管片拼装机为中心回转式, 驱动功率55k W, 具有6个自由度, 回转角度为±200°, 回转速度为0~2rpm, 并可实现微调, 所有动作可遥控。推进油缸在拼装时切换到现场控制盘, 便于与拼装机配合操作。拼装机水平运动油缸行程2 000mm, 举升油缸行程为1 200mm。管片拼装机上预留超前钻机的位置及安装孔。
5.3 皮带输送机
采用DTⅡ型固定式皮带输送机, 皮带输送机由倾斜段 (包括接料段和上坡段) , 中间水平段 (分布在1~4号拖车上) , 卸料段构成 (安装在5号拖车上) , 输送总长初步设计为55m (设计联络时确定具体长度) , 输送高度为2.5m。皮带机具有曲线调整功能, 只需调整相应皮带支架的摆动角和驱动装置的摆动角即可适应不同曲线施工。皮带机采用变频驱动, 当碴土堆积或有大卵石输送时, 可降低转速防止皮带打滑。
5.4 管片吊机
管片吊机包括管片吊机轨道梁、吊机行走小车、吊机起吊小车、管片起吊吊具等, 其采用双梁双吊机方式布置, 其轨道梁采用标准H型钢制作, 布置在设备桥和1号拖车上。轨道梁前部与设备桥采用螺栓固定连接, 后部使用卡板与拖车浮放连接, 中部为不完全万向铰接, 以适应盾构转弯要求。
6 小结
通过工程实践证明, 所选盾构主要系统及部件较好地满足了以粘土地层条件为主的地铁项目施工需求, 能够为类似盾构工程提供一定的参考。
参考文献
[1]严辉.盾构隧道施工中刀盘泥饼的形成机理和防治措施[J].现代隧道技术, 2007, (4) :24-27.
[2]陈馈, 洪开荣, 吴学松.盾构施工技术[M].北京:人民交通出版社, 2009.
[3]冯欢欢, 李凤远, 王助锋.盾构液压技术现状与发展趋势[J].建筑机械化, 2012, (5) :77-79.
地铁盾构管片选型技术初探 篇6
1 管片选型考虑的因素
1.1 管片类型
西安市轨道交通二号线盾构4标管片分为三种类型:标准环、左转弯环和右转弯环。
1.2 盾尾间隙
盾构施工中管片的拼装是在盾尾壳体的保护下在盾体内部进行的,每环管片拼装完成后被推出盾尾(实际上是主机在已拼装好的管片提供的反力作用下向前推进),这要求盾壳和管片外径之间有一定的空隙,这个空隙称为“盾尾间隙”。
本工程盾构机盾尾为一直径6 230 mm、厚度45 mm的钢筒,管片的外径为6 000 mm。如果管片的中心轴和盾体的中心轴完全重合时,则四周的盾尾间隙值均为(6 150-45×2-6 000)/2=30 mm。当管片的中心轴和盾体的中心轴不重合时,也就是说当它们的姿态不一致时,盾尾间隙就会发生变化。
1.3 推进油缸行程差
盾构4标使用的日本小松盾构机有20组推进油缸,掘进过程中通过调整推进油缸的压力,使盾构机沿设计线路掘进。由于隧道线路的曲线变化以及地质条件的变化,各组推进油缸的压力各不相同,使得各推进油缸的行程也不相同,存在一定的差值。
1.4 管片拼装点位
我们从管片设计图上能够知道管片的纵向螺栓孔有10个,而且它们沿管片的圆周方向是均匀分布的,任何相邻的两个环向螺栓孔与管片中心所成角度都为36°,也就是说管片沿环向有10个安装位置,每个位置称为管片的一个拼装点位。管片拼装点位示意图如图1所示。
1.5 错缝拼装
为了使管片更好的起到防水作用,管片拼装方式采用错缝拼装,即相邻的两环管片不能有相连的纵缝。根据管片的拼装点位可知管片的相邻点位之间夹角为36°,而管片标准块两纵缝的夹角为72°,因此要避免管片通缝拼装,相邻两环管片的拼装点位相对差值不能是偶数位。管片错缝拼装可按表1进行。
2 管片选型方法
2.1 根据盾尾间隙进行管片选型
盾尾间隙是管片选型的一个重要依据。为保证盾尾间隙的正常,每次安装管片之前(一般推进到1.5 m),对管片的上、下、左、右四个位置进行盾尾间隙测量。如发现有一方向上的盾尾间隙接近15 mm时,就要用转弯环对盾尾间隙进行调整,调整的基本原则是,哪边的盾尾间隙过小,就选择拼装反方向的转弯环。
2.2 根据油缸行程差进行管片选型
西安市轨道交通二号线盾构4标使用的日本小松盾构机有20组推进油缸,分为A,B,C,D四大组(如图2所示),其中2号,7号,12号,17号油缸的行程可通过位移传感器反映在盾构机操作面板上,分别代表右上、右下、左下、左上四个方向。
施工过程中我们以各组油缸行程的差值大小来判断是否应该拼装转弯环。一般情况下当两个相反方向的行程差超过40 mm时,就应该选择转弯环来调整油缸行程差。
管片类型确定之后,再根据4组油缸的行程值确定管片的拼装点位。由图1,图2可看出,1点位在1号油缸处、2点位在2号和3号油缸中间、3点位在5号油缸处、11点位在19号油缸处、10点 位在17号和18号油缸中间、9点位在15号油缸处。当选择右转弯环管片拼装在11点位时,以19号、9号油缸为轴线,轴线左边的管片宽度均比管片的标准宽度1 500 mm大,最大处为19号 油缸逆时针旋转90°处——即14号油缸处,该处的管片宽度为1 519 mm,相比拼装标准环,油缸行程减小了19 mm;轴线右边管片宽度均比管片的标准宽度1 500mm小,最小处为19号油缸顺时针旋转90°处———即4号油缸处,该处的管片宽度为1 481mm,相比拼装标准环,油缸行程增大了19mm。因此由以上分析可知14号油缸和4号油缸的行程差缩小了38mm。
在实际的施工过程中,我们只能看到2号、7号、12号、17号油缸的行程,因此我们需计算出2号、7号、12号、17号油缸行程相比拼装标准环时的变化量(2号、7号、12号、17号油缸分别近似看作是2,4,8,10点位,19号、9号油缸分别为11,5点位)。2号油缸(2点位)和19号油缸(11点位)相差72°,因此2号油缸行程增大值=72/90×19=15.2mm(取整为15mm);7号油缸(4点位)和9号油缸(5点位)相差36°,因此7号油缸行程增大值=36/90×19=7.6mm(取整为8mm);以此类推,12号油缸行程变小值=72/90×19=15.2mm(取整为15mm),17号油缸行程变小值=36/90×19=7.6mm(取整为8mm)。因此拼装完后各组油缸行程数据变为:
17号油缸=1 793-1 500-8=285mm;
2号油缸=1 759-1 500+15=274mm;
12号油缸=1 804-1 500-15=289mm;
7号油缸=1 768-1 500+8=276mm;
2号、12号油缸行程差=274-289=15mm;
7号、17号油缸行程差=276-285=9mm。
根据以上方法,当管片拼装10点位时,各组油缸行程数据变为:
17号油缸=1 793-1 500-0=293mm;
2号油缸=1 759-1 500+19=278mm;
12号油缸=1 804-1 500-19=285mm;
7号油缸=1 768-1 500+0=268mm;
2号、12号油缸行程差=278-285=7mm;
7号、17号油缸行程差=268-293=25mm。
根据以上数据可知,在这个例题中我们选择拼装的管片为右转弯环,拼装的点位为11点位最佳。考虑管片的错缝拼装,如果不能拼装11点位时,则可选择拼装10点位。
2.3根据盾尾间隙和油缸行程差进行管片选型
在实际的管片选型过程中,我们要综合考虑盾尾间隙和油缸行程差进行管片选型。在选型过程中我们的目的是同时将盾尾间隙和油缸行程差调整至最佳状态,如果二者不能同时满足时,则优先考虑调整盾尾间隙。
3结语
管片选型是一项复杂的工作,因此管片选型者应熟悉管片的结构特点、线路情况以及盾构机性能等,选择出最佳的管片类型,建造出完美的隧道。
参考文献
[1]周文波.盾构法隧道施工技术及应用[M].北京:中国建筑工业出版社,2008.
沈阳地铁盾构隧道设计浅谈 篇7
盾构施工方法为暗挖施工中的一种,具有良好的隐蔽性,不受地面交通、河道、航运、潮汐、季节、气候等条件的影响,能较经济合理地保证隧道快速施工,可在盾壳支护下安全地进行开挖、衬砌等。其施工中噪声、振动引起的公害小,对周围环境基本没有干扰,逐渐成为城市隧道施工的首选工法。在沈阳地铁一、二号线的建设中盾构法就得到了大量的成功使用,在下穿密集楼群及浑河时体现了其巨大作用,是其它工法不可替代的。
本文就沈阳地铁一、二号线盾构法隧道设计主要标准及原则、盾构机选型、管片结构设计和管片排版等关键问题进行详细的阐述,为今后的设计提供了可靠的参考经验。
2 盾构机选型
盾构隧道的成功与否,关键之一是选择好适合地层特性的盾构机。沈阳地铁区间所在地层主要为中、粗砂及砾砂层,地下水位埋深较深,埋深在7m左右,此水文地质条件下一般选用土压平衡盾构。在下穿浑河段时由于水头较高,含水层较厚,则采用泥水加压平衡盾构机施工。
3 管片构造及结构设计
3.1 主要设计标准及原则
(1)结构的安全等级为一级;
(2)结构抗震按7度设计,人防按6级人防考虑;
(3)隧道防水等级为二级;
(4)裂缝宽度控制:迎土面侧不大于0.2mm,结构内侧不大于0.3mm;
(5)地表沉降控制标准:一般沉降量在30mm以内,隆起量10mm。
(6)管片接缝防水要求:环缝、纵缝张开6mm时,在0.6MPa外水压力下不漏水;
(7)管片衬砌结构变形验算:直径变形≤1‰D(D为隧道外径),接头张开量<4mm。
3.2 管片构造
(1)单、双层衬砌选用
盾构法施工隧道的衬砌一般分为单层和双层两种衬砌形式。单层衬砌,施工工艺单一、工程实施周期短、投资省,可确保施工进度,其衬砌圆环的变形、管片接缝的张开量及混凝土裂缝的开展和防水性能,均能控制在预期的要求内,可完全满足地铁隧道的设计要求。沈阳地铁中盾构隧道均采用单层钢筋混凝土装配式结构形式,盾构管片型式为平板型。
(2)衬砌环分块
国内地铁区间单线隧道大多采用6块模式,即3块标准块(B块)+2块邻接块(L块)+1块封顶块(K块),运营期间工作状态良好。沈阳地铁一、二号线已建工程具体分块情况为3块标准块(中心角67.5°),2块邻接块(中心角67.5°)和1块封顶块(中心角22.5°)。目前所建工程中无双线并行盾构区间。
(3)衬砌拼装方式
衬砌圆环有通缝、错缝两种拼装方式。错缝拼装能使圆环接缝刚度分布趋于均匀,减少结构变形,可取得较好的空间刚度。通缝拼装施工难度较小,衬砌环内力较错缝衬砌环小,可减少管片配筋量,但衬砌空间刚度稍差。从北京、上海等地盾构管片的错缝拼装实践来看,管片衬砌的制作和拼装精度可以满足错缝拼装的要求,衬砌的刚度和防水效果均较满意。因此,工程中衬砌环采用错缝型式。
(4)衬砌环宽度
根据目前钢筋混凝土管片应用的经验,衬砌宽度多在900～1500mm之间。在工程中,应综合考虑各方面因素,并根据工程的具体条件以及实际的施工经验,现有盾构机举重臂能力及千斤顶行程等客观条件,选择既经济又合理的环宽尺寸。衬砌环宽度的比较见表1。
(5)衬砌环厚度
衬砌厚度的确定应根据隧道所处地层的条件、覆土厚度、断面大小、接头刚度等因素综合考虑确定,并应满足衬砌构造(如手孔大小等)、防水抗渗以及拼装施工(如千斤顶作用等)的要求。一般情况下,板式管片的厚度按照隧道直径的5%～6%考虑,对于外径6000mm的隧道,其管片厚度为300～350mm。沈阳地铁在软土地层及穿越浑河段中,管片为350mm厚,在基底承载力较好的砾砂或砂卵石地层中,一般为300mm厚,且在同一区间内应采取同一厚度,通过调整管片内配筋来满足不同埋深时对其形成的压力。
(6)管片连接
沈阳已建地铁盾构区间管片环缝和纵缝均采用弯螺栓连接,环向管片间设2个单排螺栓,纵向共设16个螺栓(即封顶块设1个螺栓,其它管片每块设3个螺栓)。管片重心处设一个吊装孔,兼作二次注浆孔。
3.3 曲线段管片排版与线路拟合
3.3.1 衬砌环组合形式
为了满足盾构区间隧道线路拟合精度的需要,必须选择合适的衬砌环的形式,我们在曲线段管片排版组合考虑了以下三种方案,并进行了比较,具体见表2。
3.3.2 曲线段管片排版
(1)楔形管片(转弯环)
楔形管片用于曲线段施工或盾构方向控制。盾构隧道是通过一定组合的标准衬砌环和楔形环来拟合理论曲线的,常根据线路上的最小曲率半径设计一种楔形环。楔形管片最大宽度与最小宽度的差值及楔入角可用下述公式计算:
式中:δ—楔形管片环最大宽度与最小宽度的差值;
s—标准管片环的宽度;
s′—楔形管片环的最大宽度;
m—曲线段标准管片环数目;
n—曲线段楔形管片环数目;
D—隧道外径;
R—至隧道中心处的隧道曲线半径;
θ—楔入角。
(2)拟合比例
根据上述公式,在沈阳地铁最小半径R=300m,假定标准环与楔形环数量比例为1∶1时,楔入量δ=48mm<50mm,楔入角θ=0.46°。这样在此基础上可推导出,同样楔形环拟合不同半径曲线下的拟合比例。见表3:
(3)线路拟合误差要求
对于不同的曲线段均以计算优选的最佳衬砌排列组合方案来拟合,使隧道推进轴线与设计轴线的一般拟合误差≤10mm,局部≤20mm。
3.4 衬砌设计
(1)计算模型及方法
管片衬砌计算模型为“荷载-结构”模型:地层不仅对衬砌结构施加主动荷载(地层的主动土压力),而且还对衬砌结构施加被动的弹性抗力,弹性抗力采用弹性地基梁理论给予确定,结构与地层间的相互作用可用受压弹簧来模拟。
考虑管片接缝处刚度远小于正常断面刚度,计算时,采用折减后的管片刚度ηEI;同时,考虑错缝拼装对内力的增加影响,在计算结果中引入弯矩增大率ξ修正内力,ηξ为经验数值,一般按0.6≤η≤0.8、0.3≤ξ≤0.5取值。
(2)荷载计算
地层压力是地下结构所承受的主要荷载,分为竖向压力和水平压力。浅埋时竖向压力按全土柱重量考虑;深埋时竖向压力按泰沙基公式进行计算。水平压力:根据结构受力过程中墙体位移与地层间的相互关系,可分别按主动土压力、静止土压力或被动土压力计算。
4 联络通道设计
4.1 土体预加固
联络通道采用暗挖法施工,为保证工程施工期间土体的稳定,在破除管片前必须对隧道周围的地层进行加固。加固方法可采用地面旋喷加固,采用Φ550@400的旋喷桩,双重管工艺,要求加固后土体的无侧限抗压强度≥1MPa,渗透系数≤1×10-8cm/s。
4.2 开洞处管片设计
地铁一号线中盾构隧道中连接联络通道管片为钢管片,可方便拆卸。随着混凝土切割技术的发展,二号线中部分连接联络通道管片已换为加强混凝土管片:在开洞处共设4环加强混凝土衬砌环,2环开洞,开洞宽度为1.6m,2环相邻环,通缝拼装。在联络通道施工前,在盾构隧道内架设临时钢支撑,以确保在洞口打开时及开挖过程中盾构隧道衬砌的安全和受力转换。
特殊衬砌计算工况、计算模式:
工况一:盾构推进阶段—考虑衬砌与地层共同作用,并计及接头刚度的弹性铰圆环或曲梁、弹性铰模型计算。
工况二:开口阶段—按不等刚度圆环进行内力、变形计算,并以架设临时支撑后的不等刚度圆环复核变形。
5 防水设计
5.1 管片防水
(1)管片自身防水采用高精度、高强度的C50防水混凝土,其抗渗标号根据自身埋深确定。
(2)衬砌外注浆防水:通过同步注浆与二次注浆充填空隙。
(3)管片接缝(纵缝、环缝)中设置了弹性密封垫和嵌缝等两道防水措施。
(4)螺栓孔及吊装孔采用遇水膨胀橡胶圈作为螺栓孔防水措施,利用压密和膨胀双重作用加强防水。
5.2 盾构隧道与端头井、通道接头防水
(1)盾构进出洞防水
盾构隧道与端头井的接头防水,包括施工阶段的临时接头与竣工后的永久接头防水。临时接头主要由帘布橡胶圈及其压紧装置构成,辅以井圈注浆堵水。永久接头为钢筋混凝土接头,它与井壁、管片的接缝也由多道遇水膨胀止水条进行密封。
(2)与联络通道连接处防水
联络通道与区间盾构管片接头处是防水的薄弱环节。联络通道的二衬与区间管片接头处设置两道遇水膨胀橡胶止水条;而且为避免二次衬砌混凝土的收缩变形,接头部位采用微膨胀混凝土。
6 结论
(1)目前,沈阳地铁一号线已运营,地铁二号线部分盾构区间已竣工验收。盾构隧道衬砌环采用不设榫槽平板型管片,错缝拼装、弯螺栓连接等构造形式,其施工操作、管片变形都在设计预期范围内,实践证明这种构造形式适用于沈阳地铁。
(2)设计中在曲线段采用左右转弯环+标准环进行排列组合,拟合不同半径的曲线,其拟合误差在允许控制范围。说明采用此种衬砌环组合形式应用是合理的。
(3)盾构区间防水措施含两大类:一类是管片防水措施,一类是与通道、盾构井的接头防水。从目前来看,防水效果达到了设计要求,防水措施是成功的。
(4)由于中国地域辽阔,各地水文地质情况差异较大。到现在为止,我国在盾构隧道设计方面没有成熟的设计规范和标准可循。致使在同一区域内已建并投入使用的一些成功工程案例成为宝贵的可循经验。
参考文献
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地铁盾构测量方法的应用研究 篇8
1 区间控制测量
1.1 两测站通视
在平行于两车站左右线区间地面建造物上, 布设区间控制网。如图1所示。A、B两测站通视, 如两测站点在建设物上, 则采用强制对中观测墩, 可以避免对中误差。如两测点位于道路其他情况, 则必须按照精密导线网的要求进行布点。A、B两点作为基线进行平面控制坐标的控制。AB基线必须同车站平面控制进行同精度联测并整体平差, 且基线两端点各有至少两条附合导线进行观测。
1.2 两测站不通视
A、B两测站点布设方式与通视布设方法一样。当A、B两测站点不通视, 则需要进行左右两侧的导线传达, 左右两侧测点尽量能相互通视, 增加多余测量条件, 如图2所示, 虚线部分为尽量能够通视。A、B、C、D、E、F等测点尽量采用强制对中观测墩。同样, 区间各测点必须同车站平面控制网进行同精度联测并整体平差, 且基线两端点各有至少两条附合导线进行观测。
1.3 两测站不通视如两区间隧道过长 (大于3km)
A、B两测站点布设方式与通视布设方法一样, 且导线传递方法同1和2, 不同的是, 各个测点增加一个副测点, 如图3。如果主点C测点采用强制对中观测墩, 在其旁边大约2到3m处再布测量一个同精密导线要求的测站副点C’, 主测点进行主三角锁的传递, 副测点进行副三角锁的传递, 两控制网分别同车站平面控制网同精度联测并整体平差, 主副控制网再进行加权平差。
2 车站控制测量
首先说明的是, 车站控制测量所有的点都是必须同区间控制网同精度整体平差的, 车站控制测量是为联系测量及地面区间控制测量做基础的, 车站控制测量的精度高低直接影响联系测量、洞内隧道控制及盾构出洞的精度, 因此, 车站控制网的布设及优化就显得非常重要。
目前国内地铁的车站主要有标准模式 (车站长约200m, 宽约20m) 、换乘模式 (十字型、加深型———一般为三层) 、始发井模式 (长约80m, 宽约20m———盾构机全长63m) 。
2.1 标准车站模式
车站平面控制网的一个基本原则就是, 尽量有一条线同区间基线平行或同线。因此, 每个车站的平面控制网基本上在高处布设三个点并与一基线点组成控制网。在车站两端头左右线各布设一强制对中观测墩, 四个观测墩相互通视, 如图4所示。A、B为基线测点, C、D、E为车站1高处控制点, F、I、H、J为车站1地面平面强制对中观测墩;K、L、M为车站2高处控制点, O、Q、P、N为车站2地面平面强制对中观测墩。各测站点尽量能够相互通视。
2.2 换乘车站模式
换乘车站一般为横向交叉或纵向平行, 横向交叉模式其纵向方向一般为200m到400m左右, 纵向平行模式其纵向方向一般为长度约200m, 深30m左右。如上海人民广场地铁站目前有1号线、2号线、8号线换乘, 共18个出入口, 在空间上成“米”字型交叉, 是换乘车站的混合模式。本文主要研究盾构区间测量问题, 因此车站测量也是从区间盾构测量的角度考虑的。在长度较长的车站, 中间部位 (近车站顶板预留洞口附近) 左右线各增加一个强制对中的观测墩, 如图5所示, 左右线上6个点相互通视, 此时其车站控制网更为复杂, 其它同标准车站模式。
2.3 始发井车站模式
采用始发井模式一般是工期需要, 盾构在始发井直接始发, 看条件成熟情况采用整机始发或延长管线始发。因此始发井的长度都不大, 一般只有80m左右。因此, 除始发井地面采用左右线各两个强制对中观测墩外, 高处控制测点需加密, 具体视各车站通视的具体情况, 本文采用增加一个测点的情况进行分析。如图6所示。
3 联系定向测量
《城市轨道交通工程测量规范》 (GB50308-2008) 中联系定向测量共有五种方法: (1) 联系三角形法 (一井定向) ; (2) 陀螺仪经纬仪、铅垂仪 (钢丝) 组合法; (3) 两井定向; (4) 导线直接传递法; (5) 投点定向法。现实中联系测量中用得最多的共有两种方法, 一是精密导线直接传递法, 这种方法也是用的最多的施工方法。二是二井定向。
3.1 精密导线直接传递法
精密导线传递的一个基本要求:相邻导线点间以及导线点与其相连的卫星定位点之间的垂直角不应大于30°, 视线离障碍物的距离不应小于1.5m。
采用精密导线直接传递, 由于距离短, 高差大, 一般角度在20°左右, 所以地面车站的控制点与传递到车站底板的平面控制点均采用强制对中观测墩, 其中地面控制点观测墩尽量降低高度;相反, 车站底板的观测墩尽量提高高度 (一般不超过1.5m) 。如图7所示, F、H、I、K为地面强制对中观测墩, O、N、P、M是车站底板上的强制对中观测墩平面控制点。地面观测车站底板上的测点必须通过端头井对向观测, 以增加观测距离。或通过中层板预留洞口直接测量车站底板测点。车站底板左右线两条线作为控制盾构区间控制的两条基线。因此, 车站底板两基线上的四个点必须同地面车站区间所有的点进行整体平差, 以提高其精度。
3.2 二井定向
必须要声明的一个问题, 地铁盾构区间应禁止用一井定向方法进行联系测量, 采用二井定向方法。即端头井左右线各进行一次一井定向, 传递至底板四个测点, 等盾构机进入隧道内约200m, 再进行一次二井定向, 此时延伸距离就有了。如果此时端头井深度较大, 如果大于30m, 就要增加相应的二井定向联系测量, 或使用陀螺经纬仪进行定向。陀螺经纬仪是能够实现自动寻找真北方向从而测定地面和地下中任意测站的大地方向角, 不受时间和环境条件限制。常用的全自动陀螺经纬仪如GYROMAT2000, 其定位精度高于±3.2”。但是由于GY-ROMAT2000价格昂贵 (100多万) , 国内用于地铁工程的很少。如果盾构区间特别长或盾构车站特别深, 如多个换车站交汇点或国家战备需要深井车站、盾构区间, 此时在盾构始发端和盾构机到达前200m使用GYRO-MAT2000陀螺经纬仪就显得非常必要。
4 盾构区间控制测量
盾构区间隧道平面控制网的布设由于条件的限制, 只能布设成导线。由于是导线形式, 要求布设的导线测回数和仪器等级高于精密导线的要求, 以提高精度等级。隧道导线应尽量沿线路中线布设, 边长要接近等边, 尽量避免长短边相接。尽量布设成多边形闭合导线或主副导线环。由于后期沉降等因素, 每1/4区间隧道长应该从车站底板控制点开始重测隧道内控制网。如导线边长较短, 如在曲线段, 则测回间仪器和目标应重新对中, 以提高精度。每次测量完成, 都要同车站底板控制点进行整体平差, 各次测量成果再进行加权平差。
如区间隧道过长, 或联系测量条件不是很好, 则需要在1/2、3/4、盾构出洞前200m、盾构出洞前50m, 各用GYROMAT2000全自动陀螺经纬仪进行定位精度, 前面已经提到, 陀螺经纬仪是能够实现自动寻找真北方向从而测定地面和地下中任意测站的大地方向角, 不受时间和环境条件限制, 且方向角真北方向定位误差不累积, 可以中间进行检查、修正我们的测量成果, 因此对盾构机到站贯通测量显得尤其重要。
5 盾构机出洞控制测量
洞门钢环最大允许盾构机贯通偏差150mm, 测量规范要求:横向误差限差100mm, 纵向50mm。除了测量误差, 还有施工误差, 还有设备的净空要求, 所以真正留给测量的限差很少, 留给控制测量的限差就更少了。基于这样的考虑, 盾构机出洞前的控制测量是我们整个控制测量中最重要的一环。出洞前的控制测量, 需要对地面区间、车站、联系测量点、盾构始发基点、盾构接收基点全部重新测量并进行整体平差, 且需要对隧道区间内导线重新测量, 必要时全自动陀螺经纬仪进行定向, 确保盾构机顺利出洞。
6 高程控制测量
因高程控制测量相对来说简单, 使用传统的加测微器的水准仪+铟瓦钢尺就可以满足。需要注意的有三点: (1) 联系测量使用悬吊钢尺法多次悬吊并加尺长改正, 尽量使用主体楼梯传递高程进行复核。 (2) 如遇大江大河区间, 可以采用三程高程进行传递, 传统水准测量复核。 (3) 隧道区间内高程控制测量, 每200m复测一次。
参考文献
[1]张正禄, 李广云等.工程测量学[M].武汉:武汉大学出版社, 2005年
地铁盾构法隧道施工技术探析 篇9
1 盾构法
1.1 盾构法
盾构法是暗挖施工的一种形式, 主要是利用机械进行施工。利用盾构机械在地表下面进行挖掘, 运用盾构外壳和管片对隧道的四周进行支撑, 防止围岩的坍塌。在盾构机工作的同时, 还会有切削装置进行配合工作, 利于盾构机的挖掘, 并且由出土机把土输送出去。盾构法能够使隧道的埋深小于或者等于隧道的直径, 使隧道的修筑面临最小的地表沉降。盾构法的突出优势就是对城市的交通会造成大的影响, 并且无污染。
1.2 盾构法的原理和施工程序
传统技术最为显著的特点就是埋藏浅, 通常距离地表较近。在施工中由于地层的损失会造成地面的明显移动, 会对周边环境造成影响, 所以对施工中的支护、排水、灌浆等都有较高的要求, 增加了具体的施工难度。盾构法结合了我国隧道建设的实际特点, 充分关注地质、水文条件。在施工中采取了多种辅助措施来巩固围岩, 增加围岩的承受力, 并且在开挖后, 及时的支护, 和围岩形成一个完整的支护体系。
盾构法施工需要在隧道终端和始端建造基坑或者是竖井, 以便可以对设备进行拼装, 当隧道过长时, 还需要设置检修井。工作井的大小需要根据盾构的具体形状和大小决定。一般井的宽度需要超出盾构机2m左右, 这样可以方便盾构机的维修。井的长度需要满足盾构机的安装和拆卸的要求, 此外还需要考虑到盾构机进出洞。此外盾构法的施工程序还有土层的开挖、盾构机的推进、衬砌拼装、衬砌背后压注等。在进行这些工序时, 必须确保这些工序及时的进行, 不能出现耽搁, 长时间的的停顿会对路面产生影响, 可能会造成路面或者建筑物的下沉。
盾构法施工依赖的是盾构这种施工器具, 盾构除开挖外, 还可以起到强有力的支撑, 盾构机钢管机似的外形可以抵挡来自外界水和地层的较大压力。盾构主要由三部分组成, 分别是切口环、支撑环、盾尾。经常用到的盾构有圆形、椭圆形、半圆形。
盾构法施工速度快, 并且开挖的洞体比较稳定, 对周围的环境影响小, 尤其是对建筑物造成的影响不大。此方法适用于粘性土层、砂层、全面断岩层、上软下硬地层等地质, 在城市建设中有很大的优势。
盾构法可以在有水的情况下正常进行, 并且适用于跨度较大的车站修筑, 因此, 在我国的隧道施工中有了广泛的推广, 此外在地下车库和过街人行道的建设施工中也得到了应用。
2 盾构法的应用
2.1 盾构法在地铁隧道施工中的技术应用
1) 车站结构的计算。目前, 国内运用盾构法来设计地铁隧道施工可以说取得了不错的成就, 并且具备较为丰富的经验, 理论经验和技术方法也逐渐的成熟, 但是对于区间隧道的扩挖技术依旧是盲区, 需要进一步提高进步, 应该从实际问题中注意修建过程中围岩应力的复杂变化和调整形态, 充分考虑到围岩修建中的内部变化和车站的结构承载。
2) 管片、支护方式、连接方式。严格要求施工期间车站扩挖的管片撤除和再次使用, 运用与隧道盾构施工中相符的特殊管片, 以确保施工的安全。在工程中, 管惠城际地铁隧道施工使用的钢筋混凝土管片由管惠城际地铁隧道管片厂生产, 除区间管片外, 还需要负环管片10环。为了确保工程造价和运营安全、有效的防水, 应该利用有利于车站结构的支护方式, 如初期支护和二衬支护等方式要恰当选择。车站主体与其他结构的连接部位技术需要加强, 施工中须严格注意。洞门井接头施工在任何时候不得对主体隧道工程的进展造成延缓。拆除或凿除管片前, 应探明管片外注浆层情况并确定是否需要预注浆。
3) 环保技术。施工中注意对周围环境的影响, 如扩挖时对围岩的影响, 以及造成的地表下沉等。要有效的控制地表的下沉, 对周围环境的影响降到最低。在建设施工的全过程中, 根据客观存在的粉尘、污水、噪声和固体废物等环境因素, 实施全过程污染预防控制, 尽可能地减少或防止不利的环境影响。预防为主, 宣传引导, 全面规划, 合理布局, 改进工艺, 节省资源, 为企业争取最佳经济效益和环境效益。严格遵守国家和地方政府部门颁布的环境管理法律、法规和有关规定。对加固区域的管线和影响建筑物实施监测, 在加固实施期间每天监测2次, 若沉降出现异常时相应增加监测次数。
2.2 风井的施工方法
根据风井的地质情况和具体要求, 对端头进洞的地基进行加固, 长度为6m, 其中5.4m要采用钻孔灌注施工, 同时要确保钻孔灌注和风井围护桩之间有600mm的间隙, 便于使用高压旋喷桩进行施工。由于风井主要位于城镇居民区周围, 受影响比较大, 因此出洞地基要分两部分完成, 首先, 在风井围护桩施工完成后, 进行加固钻孔灌注桩施工。然后, 风井开挖完工, 进行高压旋喷桩施工。
地基加固主要包括纵向和横向, 纵向为接收井的外井壁向外6m;横向的是以洞圈为中心, 向两侧延伸4m, 确保洞圈上的加固深度为3m, 洞圈下的加固深度为4m, 隧道直径为7m, 水泥的掺量要达到20%, 洞圈上3m外的地区主要是弱加固区, 水泥掺量为7%。此外还需要对搅拌桩和钻孔灌注桩间的间隙进行加固, 主要采取旋喷桩进行连接补强加固。
3 结语
盾构法在地下空间建设时有着独特的优势, 尤其是城市地铁建设。可以确保地面不受影响, 交通正常运行, 管线正常使用, 并且减少了对环境的污染, 促进了地铁隧道的施工。盾构法在地铁施工中是一项综合技术的应用, 包括盾构机械技术、隧道测量技术、地下防水技术、施工安全等, 通过近年来的摸索和实践, 盾构法已经形成了较为成熟的技术, 提高了施工的质量, 确保了施工安全。
参考文献
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[2]孔凡强.长距离小半径曲线盾构法地铁隧道施工关键技术[J].价值工程, 2011.
[3]王海平, 范新健, 张庆贺, 张建政.盾构穿越铁路股道的施工风险分析[J].低温建筑技术, 2008.
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