大直径隧道范文

大直径隧道范文（精选9篇）

大直径隧道 第1篇

引起地表变形的基本原因可以归纳为开挖面土体的移动、土体挤入盾尾空隙、土体与衬砌的相互作用、改变推进方向以及受扰动土体的再固结[2]。对于大直径隧道而言,管片拼装后内部构件的浇注以及有关设备的安装都会增大结构自重,加剧地层沉降;车辆运行之后亦会对结构和地层产生一定的影响,也将引起地层沉降。

当地层沉降超过一定范围后,会严重危及周围建筑物的安全。因此掌握大直径隧道地层沉降规律,对工程的顺利实施以及工程建成后的维护极为重要。

许多学者[3,4,5]都对盾构施工引起的地表沉降规律进行了研究,有些学者还建立了地表沉降预测模型[6],但是对大直径软土盾构隧道的地层沉降分析还不多见,缺少实测数据检验,此外对运营阶段的地层沉降也较少讨论。本文采用有限元数值模拟方法对大直径软土盾构隧道地表沉降规律进行研究,以期对大直径软土盾构隧道工程实施以及隧道运营维护提供参考依据。

1 工程概况

上海长江隧桥(崇明越江通道)工程位于上海东北部长江口南港、北港水域,是一项特大型交通基础设施项目。上海长江隧桥工程全长25.5 km,采用“南隧北桥”方案,即以隧道形式穿越长江口南港水域,长约8.9 km;以桥梁形式跨越长江口北港水域,长约16.6 km。

隧道采用2台直径15.43 m的泥水加气平衡盾构机由浦东向长兴岛掘进。该项目于2004年12月28日正式启动,并于2009年10月31日正式投入运营。

2 盾构推进阶段地层沉降分析

上海长江隧道里程2 475 m处属于隧道竖曲线埋深最大的地方,此处隧道要承受最大的水土压力,使得隧道承受最不利的外荷载。以该处为分析断面,建立二维平面应变有限元模型。

土体采用四边形等参元模拟,衬砌管片采用梁接头元模拟,在衬砌与土层之间设置了接触面单元模拟管片壁后注浆。计算范围以盾构隧道为中心,水平方向取150 m、垂直方向取70 m。左右边界两侧采用水平向约束,下部采用竖向约束,上部边界取为自由边界。

计算模型如图1所示。

2.1 地层参数

里程2 475 m处地层自上至下依次为江底淤泥、灰色淤泥质黏土、灰色黏质粉土、灰色粉质黏土和灰色砂质粉土。盾构主要穿越的地层为灰色粉质黏土。计算采用的土层参数见表1。

2.2 结构参数

隧道衬砌外径15.0 m、内径13.7 m、环宽2 m、壁厚650 mm,采用通用楔形管片错缝拼装,混凝土强度等级C60。衬砌圆环共分10块,即标准块7块,邻接块2块和封顶块1块。环间采用38根M30 mm纵向螺栓连接,块与块之间以2根M39 mm环向螺栓连接。根据上述衬砌结构参数,衬砌管片弹性模、截面积和惯性矩取为E=3.6107 k N/m2,A=0.65 m2,I=0.022 885 m4;管片环向接头转动刚度、法向刚度和切向刚度取kθ=5108k Nm/rad,kn=3109k N/m2,ks=4105k N/m2。

2.3 接触面参数

接触面参数随施工阶段或增量步的不同而改变,如表2所示。其中vm为接触面单元的最大容许嵌入量。

2.4 施工过程的模拟

依据盾构隧道施工过程的工序,采用地层结构法可分为4个施工步骤。第一施工步骤挖土阶段,盾构开挖面压力与后方的支护压力以及盾构机与土层之间的摩擦力保持平衡。由于盾构机的刚性支护,周围土层的应力释放系数很小,取为0.1。第二施工步骤衬砌阶段,施工完毕后,衬砌周围的环间空隙被土层填满,周围土体产生大的变形,由于开挖产生的释放荷载在此阶段大部分释放,此时应力释放系数取为0.5。第三施工步骤盾构推进、注浆阶段,在盾尾脱开后为了减少因空隙引起的土体变形,从盾尾向衬砌外围进行注浆,应力释放系数取为0.3。第四施工步骤壁后注浆,随着盾尾的离开,注浆影响范围内土体力学性质的改变,应力释放系数取为0.1,至此开挖产生的释放荷载全部释放。

2.5 计算结果及分析

从图2最终的计算结果可以看出,隧道正上方的地层沉降量最大,为32.5 mm,向左右沉降量分别减少。两隧道中点处上方土体沉降计算值为26.5 mm,从每一个施工过程的计算结果来看,第一施工步骤地层沉降3.5 mm,第二施工步骤地层沉降11.4 mm,第三施工步骤地层隆起4.2 mm,第四施工步骤地层沉降15.8 mm。

监测结果显示盾构推进结束后两隧道中点处上方土体沉降量为39.9 mm。计算结果与实际有一定偏差的主要原因是由于这里仅考虑了衬砌圆环自重,与实际结构形式有所差别。后面运营阶段的计算值应该与实际情况更加接近。

地层沉降的最大原因还是土体扰动和盾尾空隙的释放引起了周围土体应力释放后的弹塑性扰动。盾构通过后,隧道左右土体有靠近盾构的水平移动。隧道上方的地层沉降随深度增加而增加,在接近隧道衬砌顶端位置达到最大,在隧道下方土体出现向上的位移,在隧道衬砌底端达到最大。

3 同步构件浇注和车辆活载引起的地层沉降分析

为了了解衬砌拼装完全后同步构件浇注以及运营阶段车辆活载引起的地层变形情况,将上述施工阶段的最后工况作为初始施工阶段,将车辆活载和构件横载等效成均布荷载添加到衬砌上作为一个施工步骤。

1)荷载模拟。车辆荷载按公路桥涵设计规范,每车道标准值取qk=10.5 k N/m。在构件中车道板是主要荷载,按厚度0.6 m、宽度12.8 m计算。其他构件(口型构件、牛腿)、设备、预埋管线等,最终将荷载增量等效成下半圆环16 k N/m和上半圆环6 k N/m的等效荷载。同步构件浇注和车辆活载引起的地层沉降计算模型如图3所示。

2)计算结果及分析。由于这里不再考虑盾构推进的影响,因此计算结果就只是由构件恒载和车辆活载产生的地层沉降,如图4所示。可以看出,施工荷载引起的地层沉降与盾构推进引起的沉降有所不同,最大沉降量发生在两条隧道中点处,而不再是两条隧道的正上方。

本阶段隧道上方计算土层沉降量约为8.2 mm。将盾构推进引起的地层沉降量和本次计算的增量相加,得到运营阶段地层沉降的累计结果。两隧道中点处上方的地层沉降量最大,为26.5+8.2=34.7 mm。实际监测显示,在监测结果中从盾构推进结束后到现在这一断面沉降的累计变化为0.6 mm,截止到2008年6月,此截面表面地层实际沉降量为39.9+0.6=40.5 mm。计算结果比实际情况偏小,主要原因是这里没有考虑地层固结沉降的影响。

4 结语

在盾尾注浆阶段,由于浆液的固结收缩、浆液流失和土层的扰动,会对地层沉降产生相当大的影响,因此所注浆液的体积必须大于盾尾空隙的体积。

盾尾开脱阶段是沉降发生的主要时期,衬砌与土层之间的空隙将闭合,极易发生沉降,必须做好同步注浆的工作。

运营阶段车辆荷载也会对地层沉降产生一定的影响,不过绝对值不大。但是,在地层条件变化、隧道曲率较大的区域会产生冲击荷载等原因导致隧道纵向的不均匀沉降,值得密切关注。

参考文献

[1]于宁,朱合华.盾构隧道施工地表变形分析与三维有限元模拟[J].岩土力学,2004,25(8):1330-1334.

[2]张云,殷宗泽,徐永福.盾构法隧道引起的地面变形分析[J].岩石力学与工程学报,2002,21(3):388-392.

[3]边金,陶连金,郭军.盾构隧道开挖引起的地表沉降规律[J].地下空间与工程学报,2005,1(2):247-250.

[4]李国成,丁烈云.武汉长江隧道盾构施工引起的地表沉降预测[J].铁道工程学报,2008(5):59-62.

[5]李小青,朱传成.盾构隧道施工地表沉降数值分析研究[J].公路交通科技,2007,24(6):86-91.

大直径管桩施工技术 第2篇

桃江特大桥主桥为75m+136m+75m预应力混凝土连续钢构桥，主梁采用单箱双室断面，主墩采用单箱双室薄壁墩，施工区域江面宽约530米，墩位处水深约26米，每日潮水两涨两落，该区施工受台风、雨季、洪水的影响较明显，最高洪水位可达9米以上。

2.2 桃江特大桥大直径水中桩的施工方案

根据现场地质勘探资料、设计要求以及以往的施工经验，得出钻孔方法为冲击钻成孔的最有效方法，对于深水区即大于3米的位置采取搭设水中钻孔平台即先用浮箱搭设成浮吊，对于滩地和浅水区即水深小于3米区域采用筑岛法搭设钻孔平台，挖埋钢护筒。

在钻孔方式选择上根据相关技术人员的现场实际勘查数据得出，采用最有效合理的正循环冲击钻孔。

一次清孔采取正循环清孔，主要是保证桩基在钢护筒底部与砂砾石层不出现串孔和孔壁坍塌，二次清孔采用气举反循环清孔，以利清除孔底沉渣，确保成孔质量。

3 结语

通过大直径水中桩在桃江特大桥工程建设中的实际应用，从而的证明了合理有效的在建筑构建以及桥梁建设中合理的利用大直径水中桩的建设措施，有利用提高工程的建设效率，降低了施工过程的经济费用，同时保障了工程建设成果的的安全性、稳固性。

为建筑、交通设施等领域的探讨出极具参考价值的大直径水中桩具体施工过程的操作技术、数据。

参考文献

[1] 富荣辉，刘昱.赣定桃江特大桥大直径深水中桩施工技术[J].东北水利水电，2013，(2).

[2] 张荣光.北江大桥大直径超深水中桩施工难点及对策[J].中国公路建设，2009，(8).

[3] 周铁娥.“三柳高速公路”塘库融江特大桥水中桩施工技术[J].内肛科技，2012，(4).

[4] 邹俊辉.大直径水中桥梁桩基施工技术[J].施工技术，2010，(4).

大直径盾构隧道环缝剪切机理研究 第3篇

1 工程概况

上海虹梅南路隧道场地地貌类型为滨海平原, 地势较为平坦, 沿线地面标高在+ 4. 10 m ~ + 4. 98 m。隧道穿越处黄浦江的宽度约为340 m, 江底最深处标高约为- 18. 5 m。该隧道管片外径为14. 5 m, 内径为13. 3 m, 每环由10 块通用楔形管片 ( 楔形量40 mm) 错缝拼装 ( 环间和块间分别采用M27 和M30 斜螺栓连接) 而成, 管片厚度为600 mm, 环宽为2 000 mm, 混凝土强度C60, 混凝土抗渗等级为P12。图1 为该隧道管片布置示意图。

2 有限元模型

2. 1 几何模型及网格划分

在ABAQUS中建立环缝局部数值模型, 取环向1 m, 纵向2 m, 建立一个螺栓孔及螺栓, 螺栓长792 mm。对模型做如下简化: 只建立混凝土和螺栓, 忽略管片钢筋; 由于考察对象是螺栓, 将管片在环向简化成直线, 将环缝端面简化为平面。螺栓与螺栓孔之间、螺母内侧与手孔建立面—面接触, 几何模型如图2 所示, 图3为有限元网格划分。

2. 2 本构模型

管片混凝土等级为C60, 本构模型采用ABAQUS内置混凝土损伤模型, 该模型是在损伤塑性理论的基础上建立的, 其目的是为了分析混凝土结构在循环加载条件下的力学响应而提供的普遍使用的材料模型。纵向螺栓的强度等级5. 8 级, 屈服强度为400 MPa, 极限强度500 MPa。盾构隧道所用螺栓为高强螺栓, 属于硬钢, 无明显流幅, 无屈服平台。螺栓采用双折线模型。

2. 3 加载工况

加载分径向逆剪、径向顺剪和切向剪切, 荷载和边界条件见图4。采用施加位移荷载D ( 50 mm) 的方法造成剪切; 在施加位移荷载前, 对螺栓施加100 MPa的预紧力。

3 计算结果分析

3. 1 径向顺剪

图5 为径向顺剪工况下剪切力—位移及管片接触力—位移曲线。从曲线看出顺剪下力—位移的变化有明显的阶段性, 可将其分为三个阶段:

1) 阶段一: 螺栓受拉。从曲线中看出, 随着剪切位移的发生, 管片剪切力和接触力都随之产生, 从几何上分析可知 ( 见图6) , 当管片手孔产生竖向位移 Δ 的同时, 将此位移向螺栓轴线投影, 即可以得到螺栓的受拉伸长0. 5Δ, 而螺栓受拉产生的反力T也作用在了管片上, 其水平向分力Tx增加了两块管片间的接触力, 同时也增加了管片间的静摩擦力。

螺栓在A点发生屈服, 此时剪切位移为2. 6 mm, 管片间剪切力为263 k N。

2) 阶段二: 螺栓受弯剪。A点后螺栓进入受拉强化阶段, 刚度提升有限, 在剪切位移5 mm时, 剪切面处螺栓接触到螺栓孔, 螺栓开始发挥抗剪作用, 但由于螺栓已进入屈服, 其抗剪能力提升有限, 而管片接触力有小幅度下降。从曲线中看出, 螺栓在B点达到强度破坏, 最终抗剪强度为323 k N。

3) 阶段三: 螺栓颈缩破坏。B点后螺栓开始出现颈缩, 承载力迅速下降, 从曲线中可以看出管片剪切力及接触力也迅速下降。

3. 2 径向逆剪

图7 为径向逆剪工况下剪切力—错台变形曲线, 和径向顺剪结果类似, 也可将其剪切行为分为三个阶段:

1) 阶段一: 初始摩擦力抗剪。剪切位移在4 mm前, 螺栓孔与螺栓未发生接触, 此阶段剪切抗力由螺栓预紧力造成的环间初始摩擦力提供, 但由于逆剪使手孔与螺母逐渐脱离, 螺栓预紧力逐渐丧失, 所以管片接触力逐渐减小; 而由于螺栓预紧力竖向分力与初始摩擦力相互抵消, 管片间剪切力变化不大, 维持在一个较小值 ( 约为5 k N) 。

2) 阶段二: 螺栓受剪。当剪切位移到达4 mm时, 螺栓孔与螺栓发生接触, 螺栓开始发挥抗剪作用, 并在B点达到峰值, 约为96 k N, 管片间接触力有微小提升, 但对抗剪贡献不大。

3) 阶段三: 螺栓弯剪破坏。进入B后, 螺栓弯剪变形继续增大, 但承载力提升有限, 且管片间接触力有所下降。从C点时螺栓受力云图, 从图中可知螺栓最终在剪切平面和锚固端发生弯剪破坏。

3. 3 切向剪切

图8 为切向剪切工况下剪切力—错台变形曲线, 根据计算结果可将其剪切行为分为四个阶段:

1) 阶段一: 初始摩擦力抗剪。剪切位移在4 mm前, 螺栓孔与螺栓未发生接触, 此阶段剪切抗力由螺栓预紧力造成的环间初始摩擦力提供, 从曲线中看出, 此阶段管片接触力约为64 k N, 管片间剪切力约为52 k N。2) 阶段二: 螺栓受剪。当剪切位移到达4 mm时, 螺栓孔与螺栓发生接触, 螺栓开始发挥抗剪作用, 并在B点达到峰值, 约为116 k N, 管片间接触力变化不大。而由于剪切方向与螺栓轴线正交, 轴向伸长不明显, 所以后端轴向应力不大。3) 阶段三: 螺栓拉剪变形。进入B后, 螺栓锚固端及剪切平面处已屈服, 变形明显增大, 此时切向位移开始造成螺栓轴向受拉。和径向顺剪工况类似, 螺栓受拉的反力作用在手孔处, 进而提高管片间的接触力, 从而提高了管片间的抗剪能力。到C点时, 最终抗剪能力为232 k N。4) 阶段四: 螺栓破坏。进入点C后, 螺栓锚固端及剪切平面处弯剪变形继续增大, 而承载力不再提高, 最终螺栓为弯剪破坏。

4 结语

本文依托上海虹梅南路隧道建立局部环缝数值模型, 研究螺栓在环缝剪切过程中的受力机理, 发现不同工况的曲线差异很大, 径向顺剪最终抗剪能力为321 k N, 径向逆剪只有96 k N, 切向剪切介于二者之间为237 k N。

参考文献

[1]刘建航, 侯学渊.盾构法隧道[M].北京:科学出版社, 1991.

[2]林永国.地铁隧道纵向变形结构性能研究[D].上海:同济大学, 2001.

[3]郭瑞, 何川, 苏宗贤, 等.盾构隧道管片接头抗剪力学性能研究[J].现代隧道技术, 2011, 48 (4) :72-77.

[4]胡如军.盾构隧道衬砌管片设计理论研究[D].南京:河海大学, 2002.

[5]唐长东.高水压盾构隧道整环管片的力学特性研究[D].广州:华南理工大学, 2012.

煤矿大直径瓦斯抽排井施工技术 第4篇

煤矿大直径瓦斯抽排井施工技术

根据目前国内大直径瓦斯井施工情况,选用张家口探矿机械厂生产的SPS-2600型钻机,两台BW-1200A型泥浆泵并联正循环工艺进行分级扩钻成孔.为保证钻孔垂直度,采用Φ311mm满眼钻进前导孔,在Φ760mm和Φ1000mm两级扩孔中,利用在扩孔钻头前加设上一级直径的钻头作为超前导向防斜.运用漂浮法安放井管,在井管内通过逆止阀进行壁后充填水泥浆固井止水.经检查,该孔的垂直度控制在1.5‰以内,巷道掘进到井管位置处,没有地下水漏入巷道和井管内,各项质量标准满足设计要求.

作 者：商卫东 杨宗仁 Shang Weidong Yang Zongren  作者单位：河北大直径工程井建设有限公司,河北,石家庄,050031 刊 名：中国煤炭地质 英文刊名：COAL GEOLOGY OF CHINA 年，卷(期)：2009 21(4) 分类号：P634.5 关键词：瓦斯抽排井   大直径   施工设备   防斜   施工工艺  

大直径隧道 第5篇

关键词：盾构隧道,大直径,内衬钢管,运输

1 工程概况

广州市西江引水工程在小塘立交段采用了盾构隧道+内衬钢管方法敷设,即采用盾构法开挖衬砌外径6 000mm、内径5 400mm的隧道,然后敷设内衬DN4 800mm20mm钢管作为输水管线。盾构隧道长约2 321m,最小转弯半径为R=300m,内衬钢管单节长6m,每延米重2.38t,内衬钢管与管片间隙回填C20自密实混凝土(图1、图2)。

内衬钢管出厂时单节长6m,重约14t,为减少隧道内的焊接工作量,在地面将2节钢管焊接成长12m管。由于钢管与盾构隧道的间隙扣除弹性排水垫层等附属设施后仅155mm,在转弯半径R=300m的曲线隧道中钢管的运输存在偏心,间隙甚至更小,同时钢管的自重大(12m长钢管重约29t),施工时运输难度极大,因此实现内衬钢管在隧道内的安全、快速运输是工程重点考虑的问题。

2 隧内钢管运输技术

为了解决该难题我司进行了技术攻关,自行设计了一种可踏步穿管的特殊运输台车,实现了安全、快速的隧道内钢管运输。

该技术首先将在地面焊接好的12m钢管吊装下井安置在运输轨道上,然后在钢管内底部铺设整体式路轨,采用交流窄轨蓄电池矿用机车推动和牵引运输台车。运输台车利用复合式液压腿以踏步式穿管,再伸缩台车中部的液压油缸顶升、承托起钢管,往隧道内运输。

2.1 运输台车的设计、制造

可踏步穿管的特殊运输台车主要包括车身、轮组、液压油缸转台等部件(图3)。

1)车身采用钢结构加工组合,根据12m长钢管和钢管直径设计台车长度和高度。

2)轮组运输台车前腿为复合式,采用两组液压腿,实现台车自由穿管、爬管;轮子参照火车车轮,以钢轮毂的形式进行加工而成,行走于轨道上(图4)。

1-前腿1;2-前腿2;3-液压油缸转台;4-内衬钢管;5-后腿

3)液压油缸转台根据运输管道的自重选择液压油缸的型号,用于承托、顶升钢管,并设置支撑臂降低液压油缸的故障率。转台采用聚氨酯包胶轮,保证转台与钢管的摩擦系数,实现旋转钢管的功能。转台与支撑臂如图5。

运输台车采用交流窄轨蓄电池矿用机车或类似设备作为动力,视隧洞平面和纵断面线路选择合适的型号。本工程中采用XK14-7(9)/196型交流窄轨蓄电池矿用机车,矿用机车与台车采用连杆固定连接。根据台车自重和负荷情况选择路轨规格和设置轨枕间距,台车与矿用机车的轨距一致,轨枕采用施作膨胀螺栓或其他形式固定于隧道结构体内。路轨安装时,按照成型隧道轴线测量定位放线,使得台车在急曲线隧道内运输钢管时钢管与盾构隧道的相对间隙良好,避免钢管碰撞管片。

运输台车穿管前需在管内铺设轨道,为了便于操作,采用整体式活动轨道(图6)。

2.2 内衬钢管在隧道中运输流程

内衬钢管在隧道中运输流程如表1所示。

2.3 注意事项

1)大直径、薄壁钢管在隧道内运输时易变形产生圆度偏差,不利于钢管的组对施工。钢管在隧道内运输前割除钢管的槽钢支撑,但保留其原有环形内法兰支撑,尽可能减小钢管在隧道内运输时产生的变形,降低施工难度。

2)钢管在隧道内运输时,矿用机车的速度应控制在5km/h以内,防止发生钢管碰撞或撞击盾构管片,造成钢管材质受损、圆度偏差,甚至影响盾构隧道的安全。

3)台车利用交流窄轨蓄电池矿用机车作为牵引动力,且交流窄轨蓄电池矿用机车与运输台车同等轨距,轮组参照火车轮毂的形式制造,运行在隧道底部浇筑砼的22kg轻轨上,可降低台车脱轨几率,保证运输能力稳定。

3 实施效果

大直径隧道 第6篇

近年来, 地铁由于其运量大、速度快、低污染、避免地面拥堵、充分利用空间等优势, 成为缓解城市日益增大的交通压力最为行之有效的方法。而盾构法施工由于其机械化程度高、施工速度快以及对地面的超低影响等优点, 使得其在地铁隧道施工中得到越来越广泛的应用。但是, 盾构施工项目的复杂性和高昂的投资给传统的项目管理带来了很大的挑战, 特别是断面远远超过中小直径 (6m左右) 的超大直径盾构[1]。目前, 国内外对超大直径盾构施工技术方面的研究很多, 但未发现其项目管理基础工作分解结构 (WBS) 方面的研究成果。本文拟应用WBS的基本方法, 对某直径超过14m的超大直径盾构隧道施工开展实证研究, 描绘其WBS, 以辅助项目管理者更好、更有效进行项目管理及成本控制。

2 WBS的基本方法

在项目管理过程中, 项目规划和控制是非常重要的一个环节, 良好的项目规划能同时对项目进度、质量和投资起到很好的控制作用, 失败的项目规划则有可能导致项目的最终失败。在项目规划的过程中, 人们往往会求助于WBS方法进行项目工作内容的分解, 在此基础之上再进行资源的分配、进度计划并估计项目的成本[2]。

WBS的创建过程通常可以用图1来表示, 而其分解工作的方法有许多种, 包括按物理结构分解、按功能分解、按照实施过程分解、按地域分布分解、按目标分解、按职能分解等。一般情况下确定项目的WBS需要同时结合几种方法进行, 在WBS的不同层次使用不同的方法。针对不同的项目应该结合项目本身选择一种或几种方法进行划分。

3 超大直径盾构隧道施工WBS的特点

超大直径盾构施工具有作业环境复杂、点多面广、工期紧、质量要求高、施工专业多、交叉作业多、参建队伍多、项目利益相关者多等特点, 使得其WBS具有与普通房建项目不同的特点及工作方法。此外, 盾构施工经常面临非常复杂多变的底层环境和地质情况, 对项目管理的时效性要求很高。因此, 对超大直径盾构隧道施工进行合理的WBS, 就不能简单地按照传统的WBS方法进行, 必须充分考虑超大直径盾构隧道施工的工作内容和特点。

同中小直径盾构隧道施工类似, 超大直径盾构隧道施工大体可以分为始发、掘进、接收等三大部分工作。由于始发与接收在施工过程中有很多相似之处, 故可将项目的始发井建设与接收井的建设合为工作井进行讨论。因此, 本文应用WBS的基本方法, 以超大直径盾构隧道施工过程为主线, 以物理结构施工为突破, 将超大直径盾构隧道施工工作分为工作井施工和盾构区间施工两大部分, 进行超大直径盾构隧道施工的WBS。

4 工作井施工WBS

4.1 围护结构

1) 地下连续墙:首先, 沿槽段采用现浇钢筋混凝土结构构筑导墙。接下来, 待导墙混凝土达到设计强度后, 再采用泥浆护壁法进行1.2m地下连续墙成槽作业, 标准段墙深为44~45m, 加深段墙深52m, 单幅标准长度为5.2~5.4m。最后进行冠梁施工。

2) 临时立柱:主体基坑在盾构井段设置临时立柱, 临时立柱与临时联系梁联接, 临时立柱采用L14014015钢格构柱, 临时联系梁采用[40a槽钢。现场加工设钢格构柱。

3) 基底加固:在地下连续墙施工完毕段, 降水井施工之前对基坑底以下3m进行抽条式地基加固, 地基加固采用三重管高压旋喷桩, 桩径φ800mm。

4.2 主体结构

采用地下三层单跨现浇钢筋混凝土箱型框架结构, 主要由梁、板、墙及柱等构建组成, 明挖顺作施工。采用“纵向分段”、“上下分层”结合的施工方法, 先施工底板、底梁;然后, 施工地下三层侧墙、中隔墙和中楼板、梁;施工地下二层侧墙和中楼板、梁;最后, 施工地下一层侧墙和顶板、梁。上下分层的水平施工缝位置按照设计及规范要求设置。

主体结构混凝土均采用商品混凝土, 混凝土输送泵泵送至工作面, 插入式振动器振捣, 混凝土浇注完成后及时进行养护并做好成品保护。

4.3 结构防水与支护

1) 基坑降水:为减少基坑周边的地面沉降, 基坑降水采取坑内降水, 坑外回灌的方式。共设计了降压井、疏干井、回灌井和观察井四种类型。

2) 基坑开挖及支护:支护结构采用钢筋混凝土撑结合混凝土围檩和钢管支撑体系。从两端向中间开挖, 表层土采用普通挖机开挖;第三道支撑以上土方采用18m长臂挖机开挖, 坑内小挖机配合;第三道支撑~第五道支撑之间土方采用25m长臂挖机开挖, 坑内小挖机配合;第五道支撑以下土方采用坑内小挖掘机开挖倒运, 吊斗垂直提升出土。

3) 结构防水:结构防水达到二级防水标准, 遵循“以防为主、刚柔结合、多道防线、因地制宜、综合治理”的原则, 确立钢筋混凝土结构自防水体系。

5 盾构区间施工WBS

5.1 盾构区间工程描述

该隧道施工采用一台直径超过14m的复合式泥水平衡盾构机掘进, 是工程实施时国内直径最大的盾构施工。其中, 管片拼装采用错缝拼装、斜螺栓连接的单层衬砌, 管片与地层之间的环形间隙采用水泥砂浆同步注浆回填。内部结构包括中隔墙、风道板、底部口字型部件及两侧走道板, 采用预制“口”字型框架与现浇结构结合的形式。

5.2 盾构始发与接收

1) 端头加固:端头采用三轴搅拌桩加固结合双排高压旋喷桩补缝。为保证盾构始发道道的安全, 洞门同时进行冷冻加固。

2) 始发准备:进行始发基座及反力架施工, 服务于盾构的吊装和推进。同时, 进行始发洞门的临时密封及防水施工。当盾构机组装调试具备始发条件时, 进行洞门的破除施工。

3) 盾构组装调试:主要目的是检查各种管线及密封的负载能力。对空载调试不能完成的工作进一步完善, 使盾构机的工作系统和辅助系统达到满足正常生产要求的工作状态。

4) 配套系统建设:盾构开挖出来的渣土通过管道运输至地面泥浆处理系统进行分离, 分离出来的干渣通过汽车等方式运输至指定场所进行排放, 剩余泥浆用于下一循环的掘进施工。砂浆拌合站为盾构隧道掘进过程提供盾尾注浆所需的砂浆。

5.3 盾构掘进

为防止出现劈裂、冒顶、沉降等事故, 盾构掘进应采取必要措施, 其WBS如图4所示。

6 结束语

本文以某直径超过14m的超大直径隧道施工为例, 探究超大直径盾构隧道施工的WBS方法, 为该类工程的项目管理和成本控制提供直观明了的思路和框架。由于盾构施工兼具机械化和自动化的复杂性, 使其交叉工作多, 子系统繁多, 分解方法多样。结合分解目标和工程实际, 以施工过程为主线, 以物理结构施工为突破, 对该超大直径隧道施工进行合理分解。

从实证工程的WBS过程可知, WBS在实际工作中并不是一成不变的, 而是要结合项目特点和管理者的最终目的, 根据实际需要进行。在长期的项目管理中, 隧道施工企业应逐步建立一套适合企业自身特点的WBS数据库和编码体系, 使得施工项目管理工作规范化、程序化, 从而提高企业管理水平, 合理有效地控制工程成本。

参考文献

[1]徐明, 邹文浩, 刘瑶.超大直径泥水盾构在砂土中的开挖面稳定性分析[J].土木工程学报, 2012, 45 (3) :174-181.[1]徐明, 邹文浩, 刘瑶.超大直径泥水盾构在砂土中的开挖面稳定性分析[J].土木工程学报, 2012, 45 (3) :174-181.

大直径隧道 第7篇

天津某大直径盾构隧道是沟通津秦客专与京沪高铁, 联系东北、华北及华东地区铁路路网的重要通道, 其修建对提升天津滨海新区与外界的交通水平、发挥天津站和天津西站的作用, 具有重大的意义。

目前, 该隧道是天津市直径最大的盾构隧道, 设计为单洞双线车道。隧道直径为11.97 m, 包括明挖段 (2个) 、盾构段及路堑段。隧道全长3 312 m, 其中盾构段长2 146 m, 明挖段分别长560 m和336.6 m。

明挖段隧道地面跨度较大, 附近居民楼地下的上世纪60年代修建的各种自来水、污水管线渗漏严重, 致使上层滞水、潜水均在车站开挖范围以内, 地层含水量较大。再加上工期紧, 地表井点降水时间不足, 明挖段隧道防水施工难度极大。

通过对工程现场实地考察, 决定采用“刚柔结合、综合治理”的防水措施。明挖段采用Φ800@1 000钻孔灌注桩作为围护结构, 并使用三重管高压旋喷桩进行桩间止水施工, 每个冷缝处施作4～6根Φ800@600高压旋喷桩, 深度为34 m。

2 工程地质水文情况

2.1 工程地质

隧道范围内地层主要为:第四系全新统新近沉积层 (Q[4] (si) ) 、第Ⅰ陆相层 (Q[4] (al) ) 、第Ⅰ海相层 (Q[4] (m) ) 、第Ⅱ陆相层 (Q[4] (al) ) 、第Ⅲ陆相层 (Q[3] (al) ) 、第Ⅱ海相层 (Q[3] (m) ) 、第Ⅳ陆相层 (Q[3] (al) ) 、第Ⅲ海相层 (Q[3] (m) ) 、第Ⅴ陆相层 (Q[3] (al) ) ;表层覆盖第四系全新统人工堆积层 (Q[4] (ml) ) 。

隧道范围内地层岩性主要为:黏性土、淤泥质土、淤泥、粉土、粉砂及细砂。

2.2 工程水文

隧道内表层地下水类型为第四系孔隙潜水。赋存于第Ⅱ陆相层及其以下粉砂及粉土中的地下水具有微承压性, 为微承压水。

潜水地下水位埋藏较浅, 勘测期间水位埋深为0.9～4.8 m。潜水主要依靠大气降水入渗和地表水体入渗补给, 水位具有明显的丰、枯水期变化, 受季节影响明显。

微承压水以冲积层粉质黏土、黏土为相对隔水顶板。粉土、粉砂、细砂为主要含水地层, 含水层厚度较大, 分布相对稳定。

根据GB 500212001《岩土工程勘察规范》, 经取样化验, 地下水腐蚀性情况为:1) 设计范围内潜水对混凝土结构具有硫酸盐侵蚀性, 环境作用等级为H2;2) 设计范围内第1层微承压水对混凝土结构具有硫酸盐腐蚀性, 环境作用等级为H2。

3 高压旋喷桩止水施工工艺

根据现场实际情况, 搅拌桩施工深度为34 m, 搅拌桩机垂直搅拌土体, 故在管线位置会留下与管线宽度相同的冷缝。如果采用静压注浆处理, 深度超过17 m后效果不佳, 而三重管高压旋喷桩施工占地面积小, 采用高压水、气切削土体, 在地下可控制桩间咬合的高度, 故本工程选用了高压旋喷桩施工工艺。

本隧道工程在胜利路两侧存在4条宽400～600mm不等的管线, 导致搅拌桩无法施工, 留有8处同等宽度的冷缝。根据旋喷桩切割土体的特点, 在管线两侧进行旋喷桩施工, 封闭搅拌桩留下的空隙, 每条冷缝两侧布置2～3根高压旋喷桩。

施工高压旋喷桩采用的设备为三重管高压旋喷桩机, 该机器由高速浆液搅拌机、空压机、高压脉冲泵、地质钻机、钻机注浆管、三重高压旋喷管及高压管路等部分组成。三重高压旋喷管以3根互不相通的管子, 按直径大小在同一轴线上重合套在一起, 用于向土体内分别压入高压水、气和浆液。其中, 内管由泥浆泵压送2 MPa左右的浆液;中管由高压泵压送20 MPa左右的高压水;外管由空压机压送0.5 MPa以上的压缩空气;空气喷嘴套在高压水嘴外, 在同一圆心上。三重管由回转器、连接管和喷头三部分组成。

施工时, 首先利用地质钻机在地面引孔, 然后将钻机注浆管顺引孔位置钻进至地层的预定位置, 开启空压机及高压脉冲泵, 将高压水、气通过钻杆下端的喷射装置喷射, 借助高压水、气的冲击力切削土层, 使喷流射程内的土体遭受破坏。与此同时, 通过喷射装置将高压水泥浆液向四周以高速水平喷入土体, 同时钻杆一面以一定的速度 (20 r/min) 旋转, 一面低速 (15～30 cm/min) 徐徐提升, 使土体与水泥浆充分搅拌混合, 胶结硬化后即在地基中形成桩体, 每根桩之间相互咬合形成止水帷幕。

4 明挖段主体结构防水施工工艺

4.1 底板及侧墙防水施工工艺

明挖段隧道底板及侧墙的基面达到设计要求后, 先涂刷基层处理剂。基层处理剂不能反复涂刷, 必须确保一次成型。基层处理剂干燥后, 再铺设SBS改性沥青防水卷材, 铺设顺序为先转角后大面、先立面后平面。阴阳角和穿过防水层的预埋件部位应双层附加防水层, 底板及侧墙防水层采用热熔满粘法施工。卷材幅宽内底表面加热要均匀, 不能过热或烧穿卷材, 每次加热前要找废卷材进行试热, 两层卷材搭接宽度不小于10 cm, 粘贴要牢固, 不得出现空鼓、翘边和破损的现象。上下两层和相邻两幅卷材的接缝应错开1/3～1/2幅宽。

卷材铺贴时要充分展平压实, 卷材与基面、各层卷材之间粘结紧密。立面与平面的转角处, 卷材的接缝应留在平面上, 距立面不小于600 mm。

大面施工的卷材防水层, 施工质量检查频率为每铺贴100 m2抽查1处, 每处10 m2, 且每批检查不少于3点。防水层的搭接接缝要粘结牢固, 封闭严密, 无褶皱、翘边、空鼓等质量缺陷, 卷材搭接宽度允许偏差为-10 mm。

4.2 顶板防水施工工艺

隧道顶板处采用双组分聚氨酯防水涂料作为防水层。施工时, 先按甲组分∶乙组分=1∶0.5的配比将聚氨酯防水涂料混合均匀, 然后分3次涂刷。第1次为底涂, 底涂厚薄应均匀, 无露白、见底, 底涂干燥固化24 h后, 再进行第2、3次施工。3次涂刷后, 聚氨酯涂膜防水层的厚度应在2.5 mm以上, 涂料的整体涂布量为0.45～0.6 kg/m2。

聚氨酯防水涂料混合时需注意以下问题:1) 甲乙组分混合后, 若固化太快而影响施工, 可加入少许磷酸或苯磺酰氯作缓凝剂, 加入量不大于甲组分的0.5%;2) 如果混合料黏度过大, 施工不便, 可加入少量二甲苯稀释以降低黏度, 加入量不大于乙组分的10%;3) 如果涂膜固化太慢, 影响下道工序施工, 可加入少许二月桂酸二丁基锡作促进剂, 加入量不大于甲组分的0.3%;4) 涂刮上层涂层24 h后仍有发黏现象, 可在下层涂层施工前撒一些滑石粉, 然后再上人施工;5) 施工温度应在0℃以上, 否则在施工时需对涂料进行适当加温。

4.3 施工缝防水施工工艺

根据工程实际情况, 每20 m设置1条环向施工缝, 每侧设置4条纵向施工缝。

4.3.1 环向施工缝防水处理

环向施工缝选用钢边橡胶止水带和隔离层组成复合止水带, 止水带表面的腻子现场粘贴在钢板表面, 钢边橡胶止水带利用钢边与结构主筋焊接在一起。环向施工缝处防水设计见图1。

4.3.2 水平纵向施工缝防水处理

水平纵向施工缝处先将混凝土基面凿毛, 冲洗干净, 并对粘贴遇水膨胀腻子条的预留凹槽进行修整。凹槽基面必须抹平、压实, 以保证腻子条与基面粘贴密实、牢固。水平纵向施工缝中间设置一道遇水膨胀腻子条, 腻子条在混凝土浇筑前4 h内安装, 防止提前遇水膨胀, 安设时要压紧封闭, 不得重叠, 接缝平整牢固。水平纵向施工缝与环向施工缝的相交部位防水层应相互搭接, 形成闭合体系。水平纵向施工缝处防水设计见图2。

4.4 变形缝防水施工工艺

变形缝部位采用背贴式止水带及中埋式橡胶止水带进行防水处理, 图3所示为变形缝防水设计图。

4.4.1 背贴式止水带施工

变形缝部位迎水面采用背贴式橡胶止水带。背贴式橡胶止水带利用表面突起的齿条与模筑防水混凝土密实咬合进行密封止水。同时, 在背贴式止水带两翼最外侧齿条的内侧根部固定注浆管, 利用注浆管表面的出浆孔将浆液均匀地填充在止水带齿条与混凝土的空隙部位, 达到密封止水的目的。注浆液为1∶1水泥浆液。

4.4.2 中埋式橡胶止水带施工

在隧道结构内部设置中埋式橡胶止水带, 每条变形缝的止水带接头采用热熔法对接。止水带表面增设遇水膨胀腻子条加强防水处理, 止水带居中安设, 采用现场热焊接处理。顶板、底板变形缝内中埋式橡胶止水带向上收15°～20°, 按盆式工艺埋入, 变形缝两期混凝土结构之间设置衬垫板隔离。另外, 为了加强防水效果, 结构变形缝的内侧设置嵌缝胶进行嵌缝密封处理, 顶板变形缝部位一定宽度范围内施作柔性防水隔离膜。在变形缝两侧结构的内表面预留30mm30 mm的凹槽, 结构浇筑完毕后, 在侧墙和顶板的凹槽内设置接水盒, 以便将渗漏水及时排出。

5 施工效果

经过三重管高压旋喷桩处理的施工冷缝在开挖期间围护结构表面干燥、无明显渗漏水现象, 三重管高压旋喷桩止水帷幕起到了良好的效果, 给后续结构施工创造了良好的施工界面。

经过现场验收, 主体结构防水效果完全达到了设计要求, 主体结构无一处渗漏水现象, 取得了较为明显的效果。实践证明, 在地下结构施工中采取此防水措施是合理的。

摘要：天津某大直径盾构隧道明挖段结合工程实际情况, 采用了三重管高压喷射注浆法来进行止水帷幕的施工。介绍了该工程的地质水文情况、高压旋喷桩止水施工技术, 以及隧道明挖段主体结构的底板与侧墙、顶板、变形缝、施工缝等处的防水施工工艺。

关键词：隧道,防水,施工,高压旋喷注浆法,明挖段

参考文献

[1]中华人民共和国建设部.GB50021—2001岩土工程勘察规范[S].北京:中国建筑工业出版社, 2001.

[2]王梦恕.中国隧道及地下工程修建技术[M].北京:人民交通出版社, 2010.

[3]徐至钧.高压喷射注浆法处理地基[M].北京:机械工业出版社, 2004.

大直径隧道 第8篇

关键词：轨道交通盾构隧道,侧向对称卸载工况,有限元分析,结构变形

目前国内正在运营的轨道交通盾构隧道基本都是6 m级小直径隧道, 上下行线的2条隧道之间预留空间用于设置联络通道, 便于灾害发生时乘客逃生与救援。上海轨道交通L16工程在国内首次采用外径11.36 m的单管双线轨道交通隧道, 相对于小直径, 单管双线的大直径轨道交通盾构隧道可节省更多地下空间资源, 减小施工影响范围, 且不需要设置联络通道, 能更好保证突发情形下乘客的安全。L16在隧道内设置一道垂直中间隔墙, 中隔墙顶部与衬砌管片之间采用分离式设计, 间隙由石岩棉填充。中隔墙在设计时主要基于构造考虑, 用于分隔上下行车道。

本文以L16野生动物园站—惠南站区间为依托工程, 模拟隧道两侧土体对称开挖卸载工况, 对隧道结构的整体收敛变形、纵缝的张开、石岩棉变形和中隔墙压应力变化等方面展开分析。

1 工程背景及计算模型

1.1 工程背景

上海轨道交通L16野生动物园站—惠南站区间主要位于上海市浦东新区惠南镇, 全长2.07 km。盾构隧道外径为11.36 m, 内径为10.4 m, 环宽为1.5 m。管片环由1块封顶块 (F) 、2块邻接块 (L1~L2) 和5块标准块 (B1~B5) 组成, 各管片块对应的圆心角均为45°。隧道采用2环为一个拼装循环的错缝拼装方式, 隧道内部结构采用半预制、半现浇形式, 布置形式见图1。

参照文献[1]中关于衬砌设计控制断面的规定, 本文选取埋深最大断面, 隧道覆土厚度为13.9 m, 地下水位于地表下方1.5 m。

1.2 物理力学参数

根据带中隔墙大直径盾构隧道力学性能, 计算模型除衬砌管片外, 建立内部结构模型。混凝土衬砌管片与内部结构选用六面体实体单元;纵向与环向螺栓采用两结点线性3D桁架单元。王宸等[2]给出岩棉的物理力学参数, 如表1所示。

衬砌管片的混凝土强度等级为C55, 内部结构混凝土强度等级为C40。结合GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》规定, 本模型中的混凝土均采用塑性损伤本构, 螺栓采用双折线弹塑性本构关系。C40与C55混凝土的模型计算参数如表2所示。

螺栓的计算参数如表3所示。

1.3 计算工况

根据设计图纸中隧道内部结构配筋图, 且隧道在正常运营工况下, 参照DGJ 08-11—2010《地基基础设计规范》、GB 50009—2012《建筑结构荷载规范》建立模型、进行荷载计算 (见图2) 。

开挖深度从1.4 m增加到12.6 m, 每次增加1.4 m, 共设9个不同开挖深度的卸载工况。

2 有限元计算结果与分析

选取中间2环管片进行分析, 为了描述准确方便, 对隧道构件进行编码, 本文采用姚旭朋等[3]提出的编码规则, 纵缝编码为DZDG-Z-0001-01至DZDG-Z-0001-08与DZDG-Z-0002-01至DZDG-Z-0002-08。在模型中, 沿z轴负方向为行车方向, 将封顶块与邻接块1中间的纵缝标定为第一条纵缝。本次分析选取两环管片的纵缝编号分别见图3的a) 、b) 。按照规范, 正常运营工况下, 接缝最大张开量限值为2~4 mm。

根据图4所示的隧道竖向、横向和2条斜45°方向, 总共4个方向的测线, 统计分析管片环的直径收敛变形。规范中规定, 正常运营工况下, 衬砌结构的直径变形量应≤0.3%D, D为隧道外径, 在本文中隧道外径为11.36 m, 故直径变形量限值为34 mm。

2.1 隧道整体变形

在正常运营工况下, 管片整体变形呈“横鸭蛋”状, 管片顶部与底部向管片内部变形, 腰部向管片外部变形;管片顶部变形量大于底部变形量。管片环DZDG-0001与DZDG-0002的顶底相对变形均为6 mm, 横向相对变形5 mm。

在不同的开挖深度下, 管片环DZDG-0001与DZDG-0002的整体变形玫瑰图分别见图5的a) 、b) 。图5中虚直线表示AA'、BB'、CC'和DD'4条测线位置, 实直线表示管片中纵缝的位置, 由图5可知隧道始终呈“横鸭蛋”状。

卸载过程中, AA'、BB'、CC'和DD'的变形-开挖深度曲线见图6与图7, 曲线斜率在开挖深度达到7.0 m之前基本不变;当开挖深度>7.0 m后, 曲线斜率开始减小, 径向收敛变形随开挖深度增加而加速发展, AA'与BB'方向的变形量始终大于CC'和DD'方向的变形量。当开挖深度达到7.0 m时, DZDG-0001与DZDG-0002的AA'方向直径收敛变形量最大, 达到33 mm, 近似于规范规定的限值34 mm, 可见, 常规规范关于隧道变形限值的规定同样适用于大直径盾构隧道。当开挖深度达到12.6 m时, DZDG-0001与DZDG-0002的最大直径变形量均为192 mm, 发生在AA'方向。

2.2 接缝张开

DZDG-0001接缝张开的分布图和张开量-开挖深度曲线分别见图8与图9, 接缝张开分布图中的尖角位置表示接缝张开位置, 同时规定内弧面接缝张开为正, 外弧面张开为负。在正常运营工况下, DZDG-Z-0001-01、DZDG-Z-0001-02、DZDG-Z-0001-05和DZDG-Z-0001-06的内弧面产生0.01 mm的张开, DZDG-Z-0001-03的外弧面产生0.01 mm的张开。在此后的开挖过程中, 未出现新的接缝张开现象, 已出现接缝张开的5条纵缝张开量增加;开挖深度达到12.6 m时, DZDG-Z-0001-03外弧面的张开量为2.41 mm, 管片环DZDG-0001的接缝张开量始终处于2~4 mm内。

开挖深度达到12.6 m时, DZDG-0001各接缝张开量如表4所示。

DZDG-0002接缝张开的分布图和张开量-开挖深度曲线分别见图10、图11, 图中的相关规定同上。在正常运营工况下, DZDG-Z-0002-01、D Z D G-Z-0 0 0 2-0 4、D Z D G-Z-0 0 0 2-0 5和DZDG-Z-0002-06的内弧面产生0.01 mm的张开, DZDG-Z-0002-03的外弧面产生0.01 mm的张开。在此后的开挖过程中, 未出现新的张开接缝, 已出现张开的5条纵缝的张开量增加;随着开挖深度增加到12.6 m, 管片环DZDG-0002接缝的最大张开量为1.27 mm, 始终小于2 mm。

开挖深度达到12.6 m时, DZDG-0002各接缝张开量如表5所示。

2.3 石岩棉变形曲线及中隔墙应力变化

如图12、图13所示, 在正常运营工况下, 石岩棉收敛变形量为4 mm, 相应的中隔墙压应力为0.2 MPa。在卸载过程中, DZDG-0001与DZDG-0002的石岩棉收敛变形量-开挖深度曲线基本重合, 这两环的中隔墙压应力随开挖深度变化规律也一致。

开挖深度在0~7.0 m范围时, 图12与图13所示的曲线斜率保持不变, 中隔墙压应力基本不变;当开挖深度达到7.0 m时, 图12与图13所示的曲线斜率开始下降。开挖深度在8.4~11.2 m范围时, 曲线平缓, 斜率基本不变, 石岩棉变形及中隔墙压力增大较快。开挖深度在11.2~12.6 m范围时, 图12与图13的曲线斜率增大。当开挖深度达到12.6 m时, 石岩棉压缩量达到110 mm, 接近中隔墙顶部与衬砌管片之间预留的间隙值120 mm。

3 结语

1) 计算结果表明:错缝拼装的大直径盾构区间隧道, 在隧道两侧土体对称开挖的卸载工况下, 每组拼装循环中的2环管片受力变形性能基本一致。

2) 在隧道正常运营及开挖卸载工况下, 管片环整体变形呈现“横鸭蛋”状, 隧道的变形量随开挖深度的增加而增大。当开挖深度达到7.0 m时, 隧道最大直径变形量达到规范规定的限值34 mm。对邻近开挖深度超过7.0 m的工程, 应采取措施控制隧道变形。当开挖深度达到12.6 m时, 管片环外弧面的最大接缝张开量达到2.41 mm, 处于规范规定的限值2~4 mm范围内。相对于小直径隧道, 大直径盾构隧道抵抗变形能力更强, 具有更好的柔性, 更有利于隧道防水等变形控制。

3) 中隔墙压应力与石岩棉的压缩量随开挖深度变化的发展规律较为一致。当开挖深度<7.0 m时, 石岩棉压缩量与中隔墙压应力随开挖深度的增加呈线性增大趋势, 此时中隔墙结构仅起到隔离隧道上下行线的构造作用。当开挖深度>7.0 m时, 石岩棉压缩量与中隔墙压应力随着开挖深度的增加而快速增大, 隧道结构体系的受力状态发生变化, 中隔墙开始承受管片结构传递的荷载。

中隔墙受力之后, 与管片的相互作用机理应进一步研究。

参考文献

[1]Working Group No.2, ITA, Guidelines for the design of shield tunnel lining[J], Tunneling and Underground Space Technology, 2000, 15 (3) :303-331.

[2]王宸, 邓华, 黄莉.岩棉夹芯金属屋面板的阻尼性能研究[J].振动与冲击, 2013 (20) :55-60.

大直径隧道 第9篇

一般而言,把直径超过10 m的盾构机称为大直径盾构机;单台盾构1次不间断掘进长度超过2 km时,称为长距离掘进施工。大直径长距离过江隧道的施工,面临着比地铁施工更为严峻的问题:首先埋深较深,水压力大,一般达到650 kPa或更高;其次在水下推进过程中基本不具备维修、更换尾刷的条件,即使进行维修,也存在着巨大的风险和高昂的成本。所以,大直径长距离过江隧道盾构施工中,盾尾泄漏的预防工作,是重中之重。

南京长江隧道采用2台直径14.93 m的泥水平衡盾构进行施工,自工程开始,盾尾密封的防护就一直是施工方高度重视的课题,结合广州地铁等地的施工经验,分析了盾尾泄漏的可能原因,并有针对性地制定了可行应对措施,有效地保护了盾尾密封,截至目前,隧道已经推进接近4 000 m,没有发生盾尾泄漏的情况。

2 盾尾泄漏的原因分析

造成盾构机盾尾密封发生泄漏的原因有多种,在小直径盾构施工中,管片错台是造成盾尾泄漏的因素之一;但在南京长江隧道大直径盾构施工中,管片拼装精度很高,不易发生变形,实际施工中管片错台量能控制在5 mm以内,因此长江隧道施工中,由于错台而引起盾构管片渗漏的可能性不大,不作为一个影响因素列出。

2.1 盾尾刷安装方式不科学

盾尾刷是由宽20 cm的很多小块尾刷连接而成(见图1),一般在盾构机组装完之后现场安装,很多工地在安装时忽略了安装时尾刷背部弹簧钢板的搭接顺序,导致尾刷上的钢板没有形成彼此的保护,而是杂乱无序,使其整体耐压能力大打折扣。

2.2 始发时油脂涂抹不到位

负环管片拼装之前,应当对密封刷进行手工涂抹盾尾密封油脂的工作,以使油脂尽可能均匀地填充在尾刷的内部,起到耐压作用。如果油脂涂抹不均匀或者不到位,该处的钢丝刷内会形成空腔,成为整个盾尾密封的薄弱点,从而极易被击穿。

2.3 盾构姿态不理想

如图2所示,盾尾密封刷被管片压伏在盾壳上,掘进时,弹簧钢板和钢丝刷紧贴着管片拖拉滑动,在理想的盾构机姿态下,管片与盾壳之间的间隙为65 mm,称之为盾尾间隙。地铁盾构的盾尾间隙一般在80~90 mm。

(1)当盾构机姿态向隧道轴线某一侧偏离时,该侧的盾尾间隙增大,例如,盾构姿态偏向隧道轴线下方30 mm,下部盾尾间隙就会增大至95 mm,上部盾尾间隙就会相应的减小至35 mm。盾尾间隙增大的一侧,密封刷与管片之间易形成间隙,容易被盾尾外部的泥水或砂浆击穿,导致泄漏;如果长时间在这种姿态下推进,盾尾间隙减少的一侧密封刷的磨损会急剧加大,一段时间后更易被击穿。

(2)盾构姿态纠偏过急,导致盾尾轴线与管片轴线形成一定的夹角(大直径盾构没有盾尾铰接装置),管片前沿会严重地拉擦盾尾密封刷,最严重的情况会导致下一环管片拼装时与盾尾壳的间距变为零而无法拼装。

2.4 管片外环面不平整

管片浇筑时,为了保证内环面的高精度,采用内环面向下的生产工艺,内环面的精度取决于钢模的精度。但是外环面的精度受生产时外环面盖板的安装精度、混凝土抹面工的打磨技术等影响,精度较低[1]。并且,在吊运、存放的过程中,外环面容易受到损坏,再次修复的精度全凭工人技艺,很难保证。实际施工中,曾发现过外环面误差超过10 mm的管片。

外环面的不平整,首先会使盾尾密封刷在管片的不平整处与管片产生间隙,易导致盾尾泄漏;其次,较大的凹凸不平,会加快盾尾密封刷的磨损速度。

2.5 管片外环面纵缝的间隙

如图3所示,管片拼装完毕后,外环面2块管片的连接处存在一个8 mm的缝隙,理论上,该间隙会被盾尾密封油脂填充,但实际上,当推进1环至1 m行程时,4道盾尾密封刷全部被这一环管片覆盖,该间隙形成一个联通盾尾内部与外部的通道,随着埋深的逐渐增大,填充其中的油脂会无法承受逐渐增大的泥水或砂浆压力,被击穿为一个泄漏通路。

2.6 同步注浆管理失控

(1)在同步注浆的管理上,较为常见的问题就是注浆压力过高,砂浆直接击穿盾尾。

(2)砂浆的饱满和均匀其实是对盾尾密封刷的第1道保护,在泥水盾构中尤其突出。整个盾构机的盾体从前至后是一个倒楔形,因此掘进过程中开挖仓和盾尾其实是相通的,盾尾密封刷外面就是泥浆,泥浆的渗透性要比砂浆强很多,如果盾尾密封刷直接面对泥浆,几乎可以肯定每一环的管片外环面纵缝处都会发生泄漏。而饱满均匀的砂浆会在盾尾处形成一个隔离层,隔开泥水和盾尾密封,渗透性差的砂浆成为盾尾密封的第1道保护。

2.7 盾尾密封油脂注入管理失控

(1)盾构机推进过程中,盾尾刷之间的密封腔中的油脂会附着在管片上不断消耗,因此在推进的过程中要不断地注入油脂。每台盾构机每推进1环,其消耗的油脂量是一定的,那么每环的油脂注入量应该是大致相等的。如果缺乏管理,油脂注入不均匀,甚至长时间不注油脂,盾尾密封的耐压能力将急剧下降直至被击穿。

(2)盾构机因为设备维修等原因有时需要停机一段时间,这段时间内,有可能会忽略对盾尾油脂注入的管理。在停机时,由于压力差的原因,盾尾密封腔内的油脂会不断地向外部砂浆和盾尾内部缓慢渗透,时间长的话,密封腔内的压力会降得非常低,此时盾尾特别容易在外界砂浆不够饱满处被击穿。

2.8 长距离掘进的正常磨损

在长达2 km以上的推进过程中,即便将预防措施做到最好,盾尾密封刷的磨损也在所难免。钢丝会逐渐磨断或脱落,内外层的保护弹簧钢板也会逐渐有一部分脱落,盾尾的密封性会逐步降低。

3 预防措施

针对以上分析的盾尾泄漏的原因,提出了有针对性的预防措施。

3.1 正确的安装盾尾密封刷

正确的安装盾尾密封刷,这是所有工作的前提。每块尾刷后部的弹簧钢板应该在安装时沿顺时针或逆时针(注意只能是一个方向)一块压住一块,形成一个封闭的搭接环,正确安装后的效果如图4所示:

3.2 始发前正确地涂抹油脂

制作若干细长的钢板或竹片,用他们分开盾尾密封刷的钢板与钢丝、中间钢丝网与钢丝,把尾刷人工涂抹进去,并在整道尾刷的根部涂抹尽可能多的油脂,如图5所示,涂抹之后的效果如图6所示。

3.3 保持良好的盾构机姿态

(1)推进过程中尽可能使盾构机姿态靠近隧道轴线,操作手要不断根据测量系统的反馈调整盾构机的姿态。

(2)根据盾构机的姿态和盾尾间隙的实际测量值,选择合适的管片类型,减小盾尾间隙的不均匀性。

(3)如果盾构机姿态已经过差,要采取纠偏措施,但纠偏不能过急,每环纠偏3~5 mm即可。注意,采取纠偏措施后,并不一定当环见效,有可能偏差继续增加,这是因为偏移的趋势还存在,偏差还没有达到峰值,此时确保偏差增加的速度减小就可以了。

3.4 加强管片质量监测

要求管片场在生产过程中严格控制外环面的平整度;减少在吊运过程中的损坏;如确有损坏需要修补,一定要确保达到质量要求。

3.5 增加外环面纵缝密封条

为了消除外环面纵缝的通道,增加了1道纵缝密封条,如图7所示。

3.6 保持盾尾同步注浆饱满

如前述,注浆量参考理论注浆量进行控制,同时控制注浆压力:

(1)根据理论注浆量和推进的行程,对比实际注浆量,防止注浆过多;其次,密切关注注浆管道的压力反馈值,注浆压力不应超过该处外部泥水压力过多,不可超过盾尾密封油脂的压力。

(2)个别环即使注浆量超出理论量很多,但是注浆压力很低,则根据压力控制,只要压力不超盾尾耐压,可以多注。

3.7 监控油脂注入参数

每环推进之后会复核油脂的消耗量,这样已经将油脂泵故障所造成的风险降到了最低。但是,鉴于埋深较深,水压较大,推进过程中及停机状态时油脂的流失等等,有可能会有局部盾尾油脂压力下降到接近于甚至小于水压的状态。操作手应当不定时检查所有的压力传感器显示值,发现有压力偏低时,应当进行补注。

3.8 定期手动补注油脂

为了将各种风险降到最低限度,实际上采取了每班手动补充一次盾尾油脂的做法,补充时,宜在停机状态进行,将所有油脂管全部打开,补注5~10 min,或补注至第3道尾刷压力达到高出水压力100~200 k Pa。

3.9 严密关注盾尾实际的密封情况

随着埋深的增加,掘进距离的增加,尾刷磨损的增加,对盾尾密封情况的监测也要更加频繁,每环推进过程中都安排专人观察盾尾有无渗漏水的情况,一般而言,少许清水的渗漏是正常现象,但是一旦出现,该处的油脂就需要立即多注。并且,随着距离的增加,可以适当调高每环油脂消耗量。

4 应急措施

在万一发生泄漏的情况下,应当采取如下应急措施:

(1)确定是否停止推进。如果是由于砂浆过多,压力过高导致盾尾泄漏,必须持续掘进以开挖更多空间,降低砂浆压力。如果由于砂浆不足导致泄漏,在砂浆没有大量泄漏,只有泥水泄露的状况下,也必须持续掘进,同时同步注浆,补注油脂,以利砂浆和油脂填补空腔;如果砂浆已经开始泄露,则可以停机补注油脂,直至砂浆停止泄露。

(2)分清泄漏状态。发生盾尾泄露时,及时查看注浆压力和注浆量,对照理论值;查看泄漏出来的物料的组成,结合第(1)点综合分析泄漏是由于砂浆注入过多所导致的还是由于砂浆注入不足所导致的,然后有针对性地处理。

(3)确定是否停止注浆。如果能够确定是砂浆注入过多导致泄漏,在维持推进的同时,应当暂时停止注浆,以减少外界的压力;如果确定是砂浆注入过少导致泄漏,如果泄露较小并是较稀的泥水,则维持推进,并应当持续进行同步注浆,同时要严密监控注浆压力,一般这种情况下,注浆压力会偏小,为了防止矫枉过正,注浆压力应限制在当前掌子面压力以下,如果泄露较大且为砂浆,须停机补注油脂,停止注浆。

(4)加大油脂注入量。不论是何种泄漏原因,油脂注入量都必须加大,虽然可以选择局部加大油脂注入,但是,为了降低风险,最好选择全部油脂管都打开补注。

(5)后续观察和补充盾尾油脂。任何一环发生泄漏后,后续几环要有意识地加大盾尾油脂的注入量。

(6)盾尾排水。在采取以上所有措施的同时,立即通知相关部门,安排专人负责盾尾排水。

5 结语

事实证明,通过事先分析所有可能造成泄漏的原因,提前制定全面的切实有效的应对措施,施工中管理到位,是可以避免盾尾泄漏的发生的。重点应当放在全面分析、全面预防上,不可有遗漏的风险点。同样的做法,也适合于更易控制和管理的地铁小直径盾构。

摘要：结合南京长江隧道盾构施工工程,分析了盾构施工中导致盾尾泄漏的各种原因,并提出了有针对性的预防措施及应急预案,确保了南京长江隧道盾构施工安全实施。

关键词：过江隧道,盾构施工,盾尾泄漏,原因分析,预防措施

参考文献

[1]潘国庆.隧道施工中盾构盾尾密封渗漏风险源分析[J].中国市政工程,2008,(5):59-60.

[2]刘玮,马升雁.泥水平衡盾构机渗漏原因分析及预防措施[J].2006,(4):61-62.