盾构机进出洞技术

盾构机进出洞技术（精选3篇）

盾构机进出洞技术 篇1

上海地处长江入海口,地质构造为三角洲冲积淤泥地层,建筑物基础或地下构筑物多位于淤泥质软土地层中,其越江隧道、地铁隧道均采用盾构法施工。盾构机由工作井出洞施工时,为防止洞门开启时洞口土体涌水、涌沙,造成地面沉降、地下管线受损及淹井事故,一般需对洞口附近土体进行加固。地层冻结工法是20世纪90年代开始逐步引入市政工程领域的,由于其形成的冻土墙具有封水性好、强度高等优点,较多地应用加固盾构进、出洞周围土体。本文结合上海西藏南路越江隧道工程,对国内首次应用地层冻结加固工法加固出洞口地层的加固技术进行介绍,以供类似工程参考。

1 工程概况

上海西藏南路越江隧道总体走向为浦西西藏南路接浦东滨州路——博文路,采用盾构法施工。盾构机直径Φ11.58 m,长11.245 m。在盾构出洞处,洞口中心标高为-10.613 m,工作井附近自然地坪标高约为+3.8 m。为了避免在盾构机出洞时扰动地层,造成涌水、出沙,拟对盾构出洞口附近的地层进行冻结加固。

浦东工作井(PD0)位于滨州路、连云港路以东80 m处,平面尺寸37.6 m×21.6 m,开挖深度23.298 m。

1.1 工程地质条件

拟建场区地势平坦,地面标高一般为3.68~4.15m,高差0.53 m。根据地勘成果,本地基在60 m深度范围内,按其成因类型、土层结构及其形状特征可分为7层,11个亚层。由于受古河道切割影响,⑥层暗绿色硬土缺失,⑤3灰色粉质粘土、⑤4灰绿色粉质粘土在过CK21+650处也缺失。土层特点为高含水量和大孔隙比、高压缩性和低强度的软弱粘性土,具高灵敏度及弱渗透性。

拟建场地地基微承压含水层分布于⑤2砂质粘土层,其顶板埋深16.50~17.90 m,⑤2层水头埋深为4.54 m,⑤2与⑦承压含水层连通。

1.2 水文情况

本场地浅部地下水为潜水类型,补给来源主要为大气降水与地表径流,水位动态为气象型。根据工程地质勘察报告,测得地下水位为1.20 m。

2 地层冻结加固方案设计

2.1 出洞主要解决的技术问题

在打开预留钢筋混凝土洞门时,应确保迎头稳定,防止涌砂、涌水发生。出洞时,隧道端部应力复杂,易产生大的扰动和地层变位,地层冻结主要提高围岩土层强度和稳定性,确保盾构安全出洞。

2.2 出洞冻结方案[1]

采用在出洞口周围土层中布置垂直冻结孔冻结的方法,在洞口外侧形成一道与工作井井壁紧贴的冻土墙(如图1所示),其作用是抵抗土层侧压力的作用,防止泥砂和地下水进入盾构出洞口,确保盾构机顺利出洞推进。

该隧道盾构机出洞加固区分3段,第1段是洞门封口段,冻土厚度3.3 m。第2段为出洞土层稳定段,为拱顶部加两侧墙冻结,长度为6.7 m,拱顶冻土厚度2.5 m,两侧墙冻土墙厚度1.5 m。第3段为前冻墙段,冻土墙厚度1.2 m。隧道纵向加固长度11.2 m。考虑到本次盾构直径较大,为了确保安全,冻土和地下连续墙保证2 m宽的搭接。

冻结孔布置参数见表1,垂直测温孔12个,其中T7、T8为8 m;T1~T4为10.6 m;T9~T12为23 m;T5、T6为25 m。垂直测温孔具体位置见图2。设地面监测点9个,具体位置见图2。

2.3 出洞冻土墙厚度校核[2]

冻土墙按周边固定圆板考虑,按下式进行计算:

式中:K为安全系数,取1.3;D为开直径,取11.58 m;B为载荷系数,取1.2;P为荷载,取0.269 MPa;σ为冻土抗弯折强度,取1.8 MPa。

计算可得冻土墙厚度为3.2 m,冻土墙外侧受土层侧压力作用,按静止侧压力系数计算,取土工资料提供的最大值0.64;取上覆土层的平均容重为r=18.5 kN/m3,超载qn=30 kPa;按洞口下缘埋深H=20.09 m计算得冻土墙所受最大静止土压力为PS=0.269 MPa。

根据上述计算并参考工艺要求,取冻土墙有效厚度3.3 m,冻土墙的抗剪验算可用下式计算。

式中:τmax为计算最大剪应力;P为荷载,取0.269 MPa;D为开孔直径,取11.58m;h为冻土墙厚度,取3.3m。

计算可得τmax=0.236 MPa

2.4 冻结参数

东西线共用一个冻结站,安装JZKF220型螺杆冷冻机3台和JZKF216型螺杆冷冻机1台(作为备用机)。冻结管选用Φ108×6 mm低碳无缝钢管,设计最低盐水温度-28~-30℃,积极冻结期35 d。主要冻结施工参数见表2。

3 出洞地层冻结加固施工流程

在盾构出洞方向,沿工作井地连墙外侧布置冻结孔,并在冻结孔中循环低温盐水,使冻结孔附近的含水地层结冰,形成强度高、封闭性好的冻土墙,然后在冻土墙的保护下打开盾构出洞口和安装盾构机。冻结法加固盾构出洞地层的主要施工顺序为:施工准备—冻结孔施工,同时安装冻结制冷系统—安装冻结盐水系统和检测系统—冻结运转—探孔检验—开洞门和盾构机出洞安装—拔后墙冻结管并局部冻结—推进施工—拔前墙冻结管并充填—停止冻结。施工流程如图3所示。

4 地层冻结加固效果分析

4.1 冻结加固效果

上海西藏南路越江隧道盾构出洞西线于2007-05-28开始冻结,2007-06-28开始破地连墙,积极冻结30 d。打开洞门时,显示出地层冻结加固土体良好的均质性、隔水性和强度高的特点,充分保证了盾构机顺利出洞。由于盾构机自身一些原因,盾构推进于2007-07-30推出加固区,西线停止冻结。图4为盾构出洞地层冻结施工中4个测温孔在地表以下20 m位置的降温曲线。分析钻孔成孔及测温数据,其冻结35 d以后已交圈。经计算外侧冻土发展速度约23 mm/d。盾构出洞时冻土墙厚度近3.328 m,洞口两侧的冻结壁厚度大于2.2 m,冻土墙与地连墙胶接良好。由T1、T5、T12测温数据分析计算冻土墙平均温度应低于-10℃,冻结加固达到预期效果。

东线出洞冻结于2007-02-07开始,积极冻结34 d后盾构推进,于2007-10-12停止冻结,冻结效果良好,盾构机顺利出洞。

4.2 局部冻结

为减少地层冻结的冻胀对地表的影响,增加冻结工法在市区施工应用的广泛性,在西藏南路越江隧道盾构出洞冻结施工中,采用局部冻结措施,减少低温盐水在地表以下0~5.8 m范围的冷量传递,使得该区域在一定的设计时间内成为未冻区,减缓下部冻结区域的土层冻胀对地表的影响。

布置在局部冻结区域内的T1、T2、T7测温孔从上至下的3个观测位置在开冻时的2007-05-29初始温度相差不大,在18℃左右。经过一段时间地层冻结后,至2007-06-24,3 m位置的温度均比8 m位置的温度高约3℃,表明该区域的局部冻结措施起到了预期的效果,应能减缓冻胀对地表的影响。

4.3 出洞地层冻结加固对工作井壁的影响

为了解地层冻结工法冻胀对出洞工作井壁的影响,在冻结站运转开始向地层供冷时,在盾构工作井壁的混凝土墙上布置测点,采用位移计对测点进行跟踪监测。图5为实测点变形及趋势线,表明端头井壁墙没有大的位移;端头井壁测点垂向位移数据变化幅度不大,即冻胀对端头井墙壁没有产生明显位移。井壁在出洞地层冻结10 d后至冻结结束有0.3 mm的变形,这一方面是由于设计的冻结壁厚度不是很大,没有能够产生足够大的冻胀力;另一方面也是由于盾构工作井的墙壁的整体刚度较大(1 000 mm厚的钢筋混凝土外侧地连墙),致使冻胀力未能产生明显作用。

因此在类似条件下,运用冻结法加固盾构出洞地层,对工作井的墙壁应是足够安全的。

5 结语

采用地层冻结工法来加固盾构出洞地层在国内的成功应用为今后盾构出洞施工提供了一种安全可靠的加固方法和成功经验,为地层冻结法在市政工程中进一步应用拓宽了领域。土层冻结法施工对环境污染少,占用施工场地少,且布置灵活,市区内施工优势明显,宜推广应用。

(1)冻结工法加固地层是配合盾构出洞的工作,是一项临时加固措施,施工中应注意出洞工序之间的衔接配合,既防止冻土墙厚度不够,又要避免冻结超期运转造成冻土墙增厚,出洞后盾构难以推进。根据现场施工情况分析,冻结孔设计排距、孔间距还可适当加大,以利节约冷量,早日推进,缩短工程工期。

(2)针对地层冻结工法加固的特点,如果施工工作井时在出洞口处预留辅助冻结管,将更能确保冻土墙与混凝土连续墙的搭接严密,为达到设计封水条件起到事半功倍的效果。

冻结管材,可以考虑一次性管材(一般冻结管材选用低碳无缝钢管,复用3次)。在盾构机推进时,吸出冻结管内盐水,不需拔管,盾构机直接推过。

(3)由于盾构出洞地基加固冻结,地层会产生冻胀,根据施工情况看,冻结区域地表冻胀最高处达0.5 m之多,盐水主干管多次受土层冻胀弯曲断裂漏失盐水。建议在以后施工中,盐水主干管支架改用柔性支架(比如钢支架改为砌砖垛支架),以缓冲地层冻胀引发主干管断裂、漏失盐水的现象发生,确保施工安全。

摘要：结合上海越江隧道盾构机出洞地层冻结加固工程,介绍出洞地层冻结加固技术与设计方案,阐述冻土墙的计算选型及冻结加固的施工流程,为隧道施工中盾构出洞土体加固提供参考。

关键词：隧道工程,盾构,出洞,冻结加固

参考文献

[1]沈季良.建井工程手册[M].北京:煤炭工业出版社,1986.

[2]苏立凡,等.Problemofliningfailure in freeze shafts after con-struction[C]//.国际底层冻结和土壤冻结大会.1997.

盾构机进出洞技术 篇2

耀华路车站正处于浦东南路下方, 该路车流量大, 属于交通主干道, 且周边建筑物密集, 如果盾构机进洞时洞门涌砂涌水问题不能得到有效控制, 造成地面塌陷, 主干道中断, 房屋沉陷倒塌, 其后果不堪设想。云耀区间地面交通、建筑物简图见图1。

为确保安全顺利进洞, 采取以下技术措施有效控制盾构机进洞时涌砂涌水现象, 确保安全顺利进洞。

1 采用工法桩加固

根据现场条件和地质条件, 耀华路端头井在道路改移前采用工法桩加固, 车站围护结构在搅拌桩加固后施工, 但由于搅拌桩、注浆、旋喷等方法存在对土体加固不均匀的缺陷, 造成连续墙与加固区有近0.5 m的结合间隙, 且这些工法桩加固对砂质含水地层不能起到很好的封水作用。

2 井点降水

由于盾构机进洞端头井位于浦东南路下方路, 没有条件施工降水井, 且周边靠近民房较近, 过度降水对地面沉降影响较大。综合考虑后, 在端头井左侧施工两眼降水井, 以适当缓解洞门涌水压力, 并在降水过程中实施全程监控, 防止降水不当引起地面沉降, 真正做到洞门处有效降水。降水井请专业单位设计、施工。

3 冻结法加固

耀华路车站正处于浦东南路下方, 该路车流量大, 属于交通主干道, 从地面对井口地段垂直钻孔冷冻加固没有足够的作业空间, 故盾构机进洞土体冻结加固采用水平冻结方案。

3.1 主要技术参数

水平冻结孔32个, 测温孔3个, 内圈1个, 外圈2个, 深度与冻结孔相同;冻结孔布置圈径7.34 m;冻结孔深度进入加固土体2.5 m。具体布置见图2。

3.2 冻结效果监测及完成指标

在设计的积极冻结期间内, 盐水去路温度应稳定地保持在-28 ℃以下, 积极冻结期运转时间应保证超过30 d;设计要求各冻结孔组的回路温差不超过1.2 ℃, 盐水循环系统去回路温差不超过1 ℃;通道冻结壁有效冻土平均温度要达到-10 ℃及以下, 开挖区外围冻结孔布置圈上冻结壁与管片交界处温度不高于-8 ℃。

4 加强洞门密封

由于洞门直径大于盾构机直径, 为了消除盾构与洞门钢圈之间的间隙, 在洞门钢圈上焊接两道5 mm厚圆环形钢板。圆环形钢板的内径小于盾构直径, 为保证盾构机能顺利通过圆环形钢板, 在圆环形钢板上沿内弧侧每隔200 mm顺直径方向割160 mm长缝, 以便盾构机通过时能使钢板弯折。各部分装置示意图见图3。

5加强盾尾密封

为了防止盾构机尾部的地下水涌向洞门。在盾构机进洞前20 m, 盾构同步注浆采用可硬性浆液, 及时将衬砌管片和开挖面之间的间隙填充密实并且保证浆液有一定强度。注浆量控制在理论间隙150%左右, 以免注浆对地层形成劈裂, 扰动地层。

当盾尾行进至加固区和非加固区接缝处时, 暂停推进。采用二次注浆注射水泥—水玻璃双液浆, 同步注浆适当减少。通过注射双液浆将衬砌管片与开挖面之间的间隙填充密实并迅速凝固, 彻底将地下水阻挡在加固区以外。

6盾构机进洞过程控制

在盾构机进洞的过程中, 盾构机在机体同步注浆管穿出圆环形密封钢板时, 此时, 盾尾尚未到达加固区。非加固区的承压水沿盾构外壳与开挖面之间的狭小间隙从洞门涌出, 立即采用注射聚氨酯的方法进行有效封堵, 盾构机尾部到达加固区后, 停止推进, 采用二次注射双液浆对衬砌管片与加固区之间的间隙进行了封堵, 并从管片处打孔检查封堵效果, 确认不漏水后, 盾构机迅速脱离洞圈, 立即采用焊接封堵钢板将衬砌管片前端面与洞门钢圈焊接牢固, 彻底封闭洞门, 安全完成了盾构进洞工作。

7结语

耀华路的盾构出洞作业由于作业面狭小, 地层复杂, 风险极大, 是上海在建盾构隧道进洞难度最大的洞口之一, 此次进洞做到盾构机脱离洞门后, 滴水不漏。上海盾构施工以来, 在 (5) 2层进洞做到滴水不漏, 尚属首例, 得到业主和监理的高度肯定。

参考文献

盾构机进出洞技术 篇3

一、工程概况

某地铁车站结构形式为地下4层内框架箱型结构岛式车站, 车站长135.6 m, 车站主体标准段宽20.9 m, 盾构井处宽28.2 m, 车站有效站台中心线里程为YDK26+002.00, 有效车站中心线底板底埋深26.960 m, 车站主体设计为地下4层岛式车站, 车站结构采用12 m站台的4层双柱3跨框架结构形式, 标准段外包结构尺寸为20.9 m×24.56 m (宽×高) 。

二、施工检算

盾构进出洞处有预留孔处, 端墙砼厚度按800 mm计算。模板选用宽300 mm、长800 mm、18 mm厚胶合板, 模板内侧布置间距300 mm的100 mm×100 mm的木枋横带。木枋下设置2道10#槽钢环向带, 采用碗扣式钢管支架对口支撑在槽钢环向带上。钢管支撑作为主要的受压承载杆件, 纵横向间距均600 mm。设置必要的剪刀撑和斜撑, 以保证模板结构的稳定性。端墙的模板最大总侧压力F总=37.4 kN/m2按侧墙的模板侧压力计算。盾构机进出洞口处预留孔模板脚手架体系如图1所示。

1. 模板受力检算。

(1) 计算模型与计算荷载。模板按单跨梁板计算, 计算跨度, 以横带作为支座, 跨度为横带间的间距, 计算跨度取0.3 m。模板宽按0.8 m计算, 计算荷载q按29.92 kN/m计算。

(2) 计算模板最大弯矩M。计算公式如下:

式 (1) 中, Km为弯矩系数, 取0.125;l为计算跨度, 取0.3 m;q为计算荷载, 取29.92 kN/m;将上述数据代入式 (1) 可得M=336.6 N·m。

(3) 强度验算。先计算板的截面面积矩, 计算公式如下:

式 (2) 中, b为模板长, 取800 mm;h为胶合板厚度, 取18mm;将其代入式 (2) 可得W=43200 mm3。

故σ<[σ]=10 N/mm, 满足强度要求。

(4) 刚度验算。先板模板的挠度ω, 计算公式如下:

式 (4) 中, d为模板宽度, 取300 mm, E取10 000 N/mm2, I=bh3/12=388 800 mm4, 代入式 (4) 可得ω=0.81mm。

故ω<[ω]=300/250=1.2 mm, 满足刚度要求。

2. 横带检算。

(1) 计算模型与计算荷载。横带按一跨两端悬臂梁计算。计算跨度以槽钢作为支座, 跨度为两槽钢间的间距 (l1取0.6 m, l2取0.1 m) 。计算荷载q=9.0 k N/m, 横带计算模型如图2所示。

(2) 横带最大弯矩计算。取最不利情况考虑, 将支座A, B视固定端时为最不利情况。最大弯矩Mmax计算公式如下:

式 (5) 中, Km为弯矩系数, 取0.125;q为横带计算荷载, 取9.0 kN/m, l为两槽钢间的间距, 取0.6 m;将数据代入式 (5) 可得Mmax=405 N·mm。3

(3) 强度验算。抗弯拉应力计算公式如下:

式 (6) 中, Mmax为横带最大弯矩, 取405 N·mm;W为横带截面面积矩, 取167 000 mm3, 代入式 (6) 可得σ=2.4 N/mm2。

故σ<[σ]=10 N/mm2, 满足强度要求。

(4) 刚度验算。先计算横带跨中的挠度ω跨中, 计算公式如下:

式 (7) 中, d为槽钢间间距, 取0.6 m, E取9 000 N/mm2, I′取8 330 000 mm4, 将数据代入式 (7) 可得ω=0.20 mm。

再横带两端的挠度, 计算公式如下:

式 (8) 中, d1为横带宽度, 取100 mm, q, E, I取值式 (7) , 将数据代入式 (8) , 可得ω两端=0.03 mm。

故ω两端<[ω两端]=2.25 mm, 满足刚度要求。

3. 槽钢环向带检算。

(1) 计算模型与计算荷载。槽钢环向带按三等跨连续梁计算。计算跨度按钢管支架作为支座, 跨度为钢管支架之间的间距。计算荷载P=29.92×0.3×0.6=5.4 k N, 槽钢环向带计算模型如图3所示。

(2) 槽钢环向带最大弯矩计算。槽钢的计算最大弯矩M计算公式如下。

式 (9) 中, Km为弯矩系数, 取0.268;P为槽钢环向带计算荷载, 取5.4 kN;l2为槽钢环向带钢管支架间的间距, 取0.9 m, 将数据代入式 (9) 可得M环=1 300 N·mm。

(3) 强度验算。抗弯拉应力σ环按下式计算:

式 (10) 中, M环为槽钢环向带最大计算弯矩, 取1 300 N·mm;W环为槽钢环向带截面积矩, 取35.7 cm3, 将数据代入式 (10) , 可得σ环=34.67 N/mm2。

故σ环<[σ环]=215 N/mm2, 满足强度要求。

(4) 刚度验算。槽钢环向带的挠度ω环计算公式如下:

式 (11) 中, 挠度系数Kω取2.657, E取210 000 N/mm2, I取198.3 cm4, 将数据代入式 (11) 可得ω环=0.25 mm。

故ω环<[ω环]=2.25 mm, 满足刚度要求。

4. 支架检算。

(1) 计算荷载。槽钢下采用钢管支架作为承载主体。支架采用Φ48 mm扣件式钢管支架, 纵向间距为0.9 m, 横向间距为0.6 m, 横杆每0.9 m设置一层。将作用于横带上的线性均布荷载简化为每根立柱上的集中荷载P1, P1=29.92×0.9×0.6=16.2 kN。单根压杆的设计荷载N=36 KN。

(2) 立杆稳定性检算。立杆按两端铰接的轴心受压构件计算, 计算长度l取横杆步距0.9 m。

长细比λ=l/i=900/15.78=57<[λ]=150, 查表得轴心受压杆件稳定系数φ=0.817, 立杆轴心受压轴向力限值[N]=φA[σ]=0.817×489×215=85 895 N=86 kN, Nmax=16.2 kN<[N]≈86 kN。立杆满足稳定性要求。

(3) 立杆强度检算。Nmax=16.2 kN

(4) 横杆稳定性与强度计算与立杆相同, 也满足要求。