（土木工程专业论文）地铁盾构工程设计与施工过程的若干问题研究.pdf

地铁盾构工程设计与施工过程的若干问题研究 摘要 研究工作结合“广州地铁盾构施工新技术综合应用研究”课题和广州地铁 二号线【赤一鹭区间】隧道盾构工程和广州市轨道交通三号线【天一华盾构区间】 盾构工程施工技术问题开展，主要研究内容摘要如下： 分析了盾构隧道转弯段管片环扭转的力学机理，提出了衬砌环所受扭矩的 计算方法，给出了预防和克服衬砌环扭转的措旖；探讨了盾构施工过程地表沉 降模型及其影响范围和程度，包括：沉降槽分布模型、沉降随时间发展模型、 沉降量概率分布模型等；对土仓压力、推力、刀盘转速等主要掘进参数对掘进 速度、刀盘扭矩的影响进行了现场试验研究，得到了土压平衡式盾构在软土中 的掘进速度数学模型和刀盘扭矩数学模型；对隧道围岩压力、隧道管片内力与 变形以及基坑围护结构轴力、位移、土体变形、地面沉降等进行了现场监测试 验；提出了盾构姿态参数的测量原理和方法，推导了盾构机刀盘中心三维坐标 以及俯仰角、横摆角、扭转角等姿态参数的计算公式；采用多种方法就盾构施 工对建筑物基础沉降的影响范围和程度进行了评估，并对该建筑物是否需要进 行预加固提出了建议；提出大跨度盾构始发车站顶板的加固方案、临时支撑受 力的计算方法和龙门吊轨道梁的设计计算方法。 上海文通太学博士后研究工作报告 地铁盾构工程设计与旆工过程的若干问题研究 绪言 1 、地铁隧道发展概述 世界各国城市建筑历史表明，继1 9 世纪的城市桥梁和2 0 世纪的摩天大楼 之后，2 1 世纪将是地下空间开发利用的新纪元。 地铁隧道是地下空间开发利用的重要组成部分。据简氏城市年鉴资料， 到2 0 0 0 年底，世界上已有4 4 个国家9 9 座城市开通了3 3 6 条地下铁道，总长5 9 0 0 余公里。 地铁交通在我国正处于发展阶段，目前已开通地铁的仅有北京、上海、广 州等少数大城市：正在动工兴建地铁的有深圳、南京、天津、杭州、沈阳、苏 州等城市：筹建地铁或轻轨交通的有西安、成都、大连、青岛、哈尔滨、郑州、 长春、重庆、武汉等城市。 由于盾构施工法的安全性和先进性，盾构技术在城市地铁隧道施工中得到 越来越广泛的应用。国内地铁区间采用盾构法施工开始于7 0 年代上海地铁一号 线试验段。上海地铁一、二号线暗挖区间都采用盾构法施工；广州地铁一号线 开始使用盾构施工；南京地铁一号线有6 个区间、北京地铁五号线试验段以及 深圳地铁3 个标段采用盾构法；成都地铁试验段也将有两个区间采用盾构法。 广州是中国盾构施工法发展最快、应用最多的城市之一。广州地铁一号线 盾构隧道长约9 公里，约占线路总长度的2 5 ，由3 台盾构施工；二号线盾构 隧道长约1 1 公里，约占线路总长度的3 0 ，由6 台盾构施工；三号线盾构隧道 长约4 6 公里，约占线路总长度的6 4 ，由1 5 台盾构施工；四号线盾构隧道长 约4 0 公里，约占线路总长度的1 5 ，由1 0 台盾构施工，近期将开工的地铁四 号线计划投入施工的盾构数量更高达1 8 台。目前在广州地铁三号线、四号线同 时施工的盾构多达2 3 台，是全国除上海以外盾构最多的城市。 尽管近1 0 多年来盾构施工技术在我国得到了迅速发展，但与目本、美国、 欧洲等国家相比，我国使用盾构技术的历史还较短，施工经验较少，尚无全国 性的盾构隧道设计和施工的专门规范，加之我国地域广阔，工程地质条件差异 大，在地铁盾构工程设计与施工过程还存在许多问题需要研究解决。 上海交通土学博士后研究工作报告 绪言 2 、研究课题来源 博士后研究工作从2 0 0 1 年9 月开始至2 0 0 4 年8 月完成，期间本人参加了 “广州地铁盾构施工新技术综合应用研究”课题的研究工作( 2 0 0 0 年9 月至2 0 0 2 年1 0 月，主要完成人) 以及广州地铁二号线【赤一鹭区间】隧道盾构工程( 2 0 0 0 年7 月至2 0 0 2 年6 月) 和广州市轨道交通三号线【天一华盾构区间】盾构工程 ( 2 0 0 2 年7 月至今) 的施工及技术管理工作。本研究工作主要是结合上述科研 课题和工程施工技术问题开展，具体来源情况如下： j 。州她铁二号线【赤一鹭区间】隧道盾构工程由广州市盾建地下工程有限 公司中标承建。由于我国的盾构法施工技术起步较晚，我司是第次进行地铁 盾构法隧道施工，加之该段隧道既有软弱地层也有中微风化硬岩，地质条件复 杂，国内在此类复杂地层可借鉴的成功施工经验不多。为此，时任广州市盾建 地下工程有限公司董事长、广州市建筑科学研究院院长陈如桂博士组织申报了 “广州地铁盾构施工新技术综合应用研究”课题，该课题结合工程施工过程中 出现的难点问题开展研究工作，并得到了广州市建委的大力支持，课题被列入 2 0 0 0 年度广州市建委科技发展基金项目。本人有幸参加了该课题研究工作， 并在课题组长陈如桂博士的支持、指导下，将博士后研究工作与该课题研究相 结合，主要负责该课题的理论研究部分，并参与现场测试分析以及盾尾同步注 浆技术等研究工作，其中：线路转弯引起的盾构隧道衬砌环扭转机理分析、盾 构施工对新南方购物中心基础沉降影响的评估、盾构机姿态参数的测量及计算 方法、盾构隧道围岩压力的现场监测试验研究、管片内力与变形的现场监测试 验研究等内容构成了该课题研究报告的重要部分。 在开展课题研究工作的同时，在地铁二号线【赤一鹭区间】隧道盾构工程 旋工过程还遇到了其它一些技术问题，本人作为该工程的一名技术人员，对其 进行研究解决，并加以总结，如：盾构隧道施工引起的地面沉降数学模型研究、 大跨度地铁车站顶板临时支撑设计与安装、地铁车站顶部龙门吊轨道基础设计 计算等，这些构成了博士后研究报告的一部分。 还有一部分研究工作是结合广州市轨道交通三号线【天一华盾构区间】盾 构工程技术难题。与【赤一鹭区间】隧道相比，【天一华盾构区间】隧道地质条件、 地面环境条件更复杂，是整个三号线施工难度最大的工程。隧道线路大部分位 于花岗岩残积土、全风化层、中风化、微风化等复合地层中，而花岗岩残积土、 上嘻盘正土音博士后研究工作报告 2 地铁盾构工程设计与施工过程的若干问题研究 全风化层一方面具有遇水崩解、软化的特性，另一方面花岗岩全风化层往往存 在坚硬的( 抗压强度高达1 4 0 m p a ) 球状风化带( 孤石或孤石群) ，给始发井基坑歼 挖和盾构掘进带来巨大困难。与之相关的研究内容包括：土压平衡式盾构掘进 试验及掘进数学模型研究等内容，这些是现场试验研究的重要内容之一。 3 、主要研究内容 分为理论分析、现场监测试验、施工应用技术三部分： 第一部分理论分析，包括： 线路转弯引起的盾构隧道衬砌环扭转机理分析 对地铁盾构隧道转弯段掘进过程出现的衬砌环扭转原因进行探讨，分析衬 砌环扭转的力学机理，提出衬砌环所受扭矩的计算方法，给出预防和克服衬砌 环扭转的措施； 盾构隧道施工引起的地面沉降数学模型研究 对盾构隧道施工过程的地面沉降监测数据进行分析，研究盾构旌工过程地 表沉降模型及其影响范围和程度，包括：沉降槽分布模型、沉降随时间发展模 型、沉降量概率分布模型等，并尝试用数学函数加以表达。 土压平衡式盾构掘进试验及掘进数学模型研究 拟应用正交试验技术对土仓压力、推力、刀盘转速等主要掘进参数对掘进 速度、刀盘扭矩的影响进行现场试验研究，以建立土压平衡式盾构在软土中的 掘进速度数学模型和刀盘扭矩数学模型。 第二部分现场监测试验，包括： v 盾构隧道围岩压力的现场监测试验研究 对盾构隧道围岩压力进行现场监测，掌握盾构隧道围岩压力随时间的变化 规律，对围岩压力监测值与理论值进行对比，以便为设计提供依据； 管片内力与变形的现场监测试验研究 对盾构隧道管片内力与变形进行现场试验监测，掌握钢筋应力和管片变形 随施工过程变化的测试数据，根据测试数据对管片轴力和弯矩进行计算； 盾构机姿态参数的测量及计算方法 根据空间解析几何原理，提出盾构姿态参数的测量方法，推导盾构机刀盘 中心三维坐标以及俯仰角、横摆角、扭转角的计算公式，并探讨提高测量精度 的方法。 上雌| = 通土l 孽博士后研究工作报告3 绪言 第三部分施工应用技术，包括： v ，盾构施工对新南方购物中心基础沉降影响的评估 拟采用多种方法就盾构施工对新南方购物中心基础沉降的影响范围进行 评估，并对该建筑物是否需要进行预加固提出了建议。 v 大跨度地铁车站顶板临时支撑设计及龙门吊轨道基础设计 提出大跨度地铁车站( 盾构始发站) 顶板的加固方案以及临时支撑受力的 计算方法和龙门吊轨道粱的设计计算方法。 上海l ：瞳土学博士后研究工作报告 4 地铁盾构工程设计与施工过程的若干问题研究 第1 章线路转弯引起的盾构隧道衬砌环扭转原因分析+ 本章内容提要：介绍地铁盾构隧道转弯段施工过程衬砌环出现的扭转问题，以及衬砌环 扭转对施工带来的不利影响；对衬砌环扭转的操作因素和线路因素进行了分析，深入探讨了 线路转弯引起的衬砌环扭转的力学机理，提出了盾构隧道施工过程衬砌环所受扭矩的计算方 法，给出了预防和克服衬砌环扭转的措施。分析表明：盾构隧道施工过程衬砌环受到扭矩作 用是普遍存在的，盾构推进千斤硕推力偏离衬砌环轴线且各千斤顶推力分布不对称是导致村 砌环扭转的根本原因 引言 盾构隧道衬砌由预制钢筋混凝土管片拼装而成，衬砌环扭转指衬砌环由于线 路转弯、管片受力不均匀、管片拼装误差、盾构机在刀盘反扭距作用下自转等原 因导致已拼装衬砌环绕隧道轴线旋转某一角度的现象。根据广州地铁一号线及二 号线的盾构隧道施工经验，在线路转弯段一般较容易产生衬砌环扭转。 衬砌环扭转会对管片拼装、盾构推进带来许多不利影响。在设计上，为防止 管片在盾构推进千斤顶推力作用下开裂，管片配筋时考虑了盾构推进于斤顶的布 置，即在对应推进千斤顶作用处的管片端部设置了抗剪加强钢筋。当衬砌环扭转 后，推进千斤顶撑脚偏离抗剪加强区，易导致管片端部受压区混凝土开裂。特别 是当推进干斤项撑脚跨压在相邻两块管片接缝时，更容易出现管片蹦角破坏。 衬砌环扭转带来的另个问题是，地铁区间隧道左右线之间一般设有联络通 道，在隧道与联络通道的接口处采用特殊混凝土管片或钢管片，特殊管片配筋要 作加强处理( 如增加配筋、预埋锁口钢板等) ，以便补偿管片开口后的强度降低。 当衬砌环扭转后，预先设计的管片开口( 预埋件) 与联络通道之间发生错位，导 致隧道与联络通道之间无法顺利连接。 目前，有关盾构隧道衬砌环扭转方面的文献报道很少，对衬砌环扭转进行分 析计算的文献更为鲜见。本文介绍广州地铁二号线盾构隧道转弯段衬砌环出现的 扭转现象，并对衬砌环产生扭转的原因和计算方法进行探讨，以期为防止和纠正 衬砌环扭转提供理论分析依据。 1 1 施工条件及衬砌环扭转概况 地铁区间隧道线路基本沿城市主要交通干道两侧非机动车道下通过。本工段 注：本章主要内容已在隧道及地下工程第1 2 届年会上发表，见现代隧道技术 ( 2 0 0 2 年增刊) 第1 章线路转弯引起的盾构隧道衬砌环扭转原因分析 右线隧道长2 0 4 5 8 m ，左线隧道长2 2 9 6 5 m ，合计长4 3 4 2 3 m 。线路最小水平曲线 半径3 5 0 m ，最大坡度9 , 6 3 6 ，最小坡度3 o ，隧道埋深8 1 4 m 。 区间隧道采用盾构法施工，引进德国土压平衡式盾构机，盾构机刀盘直径 6 2 8 0 m m 。共有3 0 个推进千斤顶，单个千斤顶最大推力1 1 0 0 k n 。 隧道衬砌采用预制钢筋混凝土管片，管片环外径6 0 0 0 m m ，管片宽度1 6 0 0 m m 。 单个衬砌环由5 + 1 块管片( 3 个标准块、2 个邻接块和1 个k 块) 拼装而成，环 与环之间采用错缝拼装。共有3 种环片形式，即标准环( 用于直线段) 、左转弯 环( 用于左转弯段) 和右转弯环( 用于右转弯段) 。其中标准环为1 5 0 0 m m 等宽 度，左转弯和右转弯环则有3 8 m m 的楔形量，见图1 1 。 b b k5 e 剖面a _ a a 视图b b l i 图1 1 右转弯衬砌环结构示意图 本工程线路最小水平曲线半径3 5 0 m ，盾构机始发时即进入右转弯段。始发 段地质条件主要以 全风化岩以及 强全风化岩为主，岩层大部 分能够自立，盾构机以敞开模式掘进，掘进参数如下：推力3 0 0 0 - 5 0 0 0 k n ，刀盘 转速0 9 1 3 r p m ，刀盘扭矩7 0 0 1 4 0 0 k n r r l 。 本盾构机配有自动测量系统，能随时对盾构机姿态、隧道轴线进行测量，并 根据测量结果指导管片的拼装。根据测量数据显示，随着盾构机的推进，隧道衬 砌环逐渐出现了逆时针方向的扭转。以右线隧道为例，实测的衬砌环累计扭转量 随环数变化曲线见图1 - 2 ，第1 9 3 环累积已扭转了8 1 9 0 ，换算为管片环内圆周旋 转过的弧长达3 8 6 5 m m 。 上喀交通史昔博士后研究工作报告 一些堡耍塑三堡堡生皇堕三垫堡堕董王坚璧堕塞 5 0 0 富4 0 0 b 剖 簿3 0 0 屠2 0 0 1 0 0 o 05 01 0 0 1 5 02 0 02 5 03 0 0 3 5 0 图1 2 右线隧道衬砌环累计扭转量随环数变化曲线 1 2 _ 弯道段衬砌环扭转机理分析 1 2 1 衬砌环扭转的原因 导致衬砌环扭转的原因主要有以下几种： ( 1 ) 刀盘长时间朝同一方向旋转，盾构机在刀盘反扭矩作用下朝相反方向 转动，带动衬砌环扭转； ( 2 ) 管片拼装过程长时间保持按同一方向顺序拼装或拼装机朝一方向转动 次数明显多于另一方向； ( 3 ) 管片连接螺栓孔尺寸误差，导致拼装后产生累积误差； ( 4 ) 在线路转弯段，推进千斤顶作用力产生不对称的横向分力，对衬砌环 产生了附加转矩。 在本工程施工过程，为减轻衬砌环扭转，刀盘和管片拼装机朝两个方向的旋 转基本保持在均衡状态；而衬砌结构由瑞士公司设计，管片系引进意大利模具和 先进生产工艺生产，管片制造精度高，因此导致衬砌环扭转的前3 项原因可以排 除。而本工程盾构机始发后即进入右转弯段，从衬砌扭转的实测数据看( 见图 1 2 ) ，在右转弯段，4 2 环时累积扭转5 1 8 r n m ，1 9 3 环时累积扭转3 8 6 5 r a m ，平均 每环扭转2 2 r a m 进入直线段后衬砌环的扭转增量显著减少，如2 0 1 环时累积扭 转3 8 0 6 r a m ，2 3 5 环时累积扭转4 2 1 t u r n ，平均每环扭转增加1 2 m m ，约只有转弯段 的一半，这说明衬砌环的扭转与线路转弯有很大关系。 上海文通土学博士后研究工作报告 第l 章线路转弯引起的盾构隧道衬砌环扭转原凼分析 12 2 衬砌环扭转的力学机理分析 以t x , 1 - 线路转弯段盾构推进千斤顶对衬砌环的作用状况进行分析。为简化分 析，对衬砌环受力状况进行如下理想化假设： 衬砌环k 块位于o 度位置( 即隧道正上方) 。 在错缝拼装时，相邻两环衬砌环的k 块在4 - 1 8 0 之间交替排列，故k 块按平 均位于0 度位置简化是合理的： 各推进千斤顶轴线相互平行，即各千斤顶轴线与衬砌轴线成相同夹角： 推进千斤顶与压在衬砌环端面的撑脚之间为铰接，而盾尾与盾构中体之间也 是铰接，故能保证各推进千斤顶之间相互平行： 遂道轴线为平面曲线，只考虑水平方向的曲率变化。 在衬砌环与地层之间的充填砂浆固结后，衬砌环不会继续扭转，故只需考虑 砂浆未固结段范围的衬砌环受力情况。未固结段很短( 约l o m ) ，坡度小( 3 ) ， 可忽略垂直方向的坡度变化。 取紧靠盾尾的两衬砌环为分析对象，根据上述简化，可将衬砌环与千斤顶的 相互作用抽象为图1 3 所示的受力模式。图中，n 、2 分别为两衬砌环的轴线，其 夹角等于转弯环的楔形角，3 垂直于衬砌环轴线2 。各千斤项沿圆周分布，并与 1 2 呈一定夹角，故图1 3 为一空间力系。现在要求各千斤顶作用力对第2 环轴线 2 的转矩m 及千斤顶作用力在水平与垂直方向的分力，求解步骤如下： 厂谷。 i 。 哆2 t ) 。 罗 z t、 0 | 7 图1 3 转弯段衬砌环受力分析简图( 单个千斤顶) 上辱盘哇土学博士盾研究工作报告 地铁盾掏工程设计与施工过程的若干问题研究 ( 1 ) 求两衬砌环轴线i i 、1 2 及直线1 3 的方向矢量 1 1 与y 轴重合，其方向矢量坐标为：( x f ，y l ，z 1 ) = ( 0 ，1 ，0 ) 1 2 与y 轴成口角，与x 轴成( 9 0 + a ) 角，与z 轴垂直，其方向矢量坐标为( x 2 ， 妇，z 2 ) = ( s i nd ，c o s 口，1 ) ，其中口角为转弯环的楔形角。 1 3 垂直于z 轴和衬砌环轴线t 2 ，其方向矢量坐标为： ( x 3 ，y 3 ，z 3 ) = ( c o s ，s i n 口，1 ) ( 2 ) 求千斤顶作用点坐标及作用力方向矢量l i ( t ，y i ，z ，) = ( r s i n o i ，0 ，r c o s 最) 式中：( x j ， ，z i ) 为千斤顶作用点( 撑脚) 坐标；r 为千斤顶轴线所在圆周 半径，m ；9 ，为千斤顶的分布角。 由于各组千斤顶的压力可独立控制，千斤顶的伸缩量可咀不同，这就导致推 进千斤顶轴线与衬砌环轴线方向不一致，产生夹角。千斤顶轴线的方向矢量坐标 可由任意3 个千斤顶的分布角和推进行程确定出。 取任意a 、b 、c 三个千斤顶，设推进一环后各千斤顶油缸底部中心点的坐 标为：a ( x a ，妇，z a ) 、b ( x b ，帕，z d 、c ( x c ，蜘，z c ) ，则： ( ，y 。，z 。) = ( rs i n 见，上。，r c o s 眈) ( x b ，n ，) = ( r s i n r ，l b ，r c o s r ) ( t ，y 。，z 。) = ( r s i n 咒，l 。，r c o s 馥) 式中：r 、巩、乱分别为千斤顶a 、b 、c 的分布角；k 、三。、三。分别为 千斤顶a 、b 、c 的推进行程。 a 、b 、c 三点构成一个平面，各千斤顶垂直于该平面， 于该平面的法线方向。由已知三点坐标求平面法线公式得： c 工。，y 。，z 。，= 。i y y 。- 一y y b 。z ：a 。一- - ：z b 。1 ，l ：；! ：l ，i ： 式中：( x n ，y n ，z n ) 就是千斤顶轴线的方向矢量坐标 即各千斤顶轴线平行 y n - y 。 ( 1 _ 1 ) y n y c i j ( 3 ) 求千斤顶力作用力与衬砌环轴线2 的公垂距及公垂线方向矢量p i 千斤顶力作用线与衬砌环轴线1 2 的公垂距为空间异面直线的最小距离，可由 空间解析几何的公垂距公式得到： 上沣重t 土学博士后研究工作报告 第l 章线路转弯引起的盾构隧道衬砌环扭转原因分析 慨纠z n 2 4 - 雕x n 2 4 - x n ( 1 2 ) 式中：n f 为第i 个千斤顶力作用线与衬砌环轴线1 2 之问的最小距离；( 蜘， 而) 、( ，y i ，z 一) 分别为千斤顶轴线的方向矢量坐标和过千斤顶轴线的任一点坐 标：( x 2 ，y 2 ，z 2 ) 、( x b ，帕，z b ) 分别为衬砌环轴线2 的方向矢量坐标和过衬砌环 轴线1 2 的任一点坐标。 公垂线方向矢量p j 可由两向量的矢量积公式求得： i 晶i = ( x p , y p , z r ) = y y 2 划x x n 性x n 娜 。， 式中：( ，而) 、( x 2 ，y 2 ，z 2 ) 分别为千斤顶轴线和衬砌环轴线如的方向 矢量坐标。 ( 4 ) 求垂直于衬砌环轴线b 和公垂线p 1 的方向矢量m f m 垂直于衬砌环轴线1 2 和公垂线p j ，可由两向量的矢量积公式求得： 鬲r = i 云= c x 。，y 。，z 。，= l 羔乏i ，l ；：x 。p ：i ，i x 。p ：y y p ：l c ，一。， 式中：( x p ，如，z p ) 、( x 2 ，y 2 ，z 2 ) 分别为公垂线p i 和衬砌环轴线1 2 的方向矢 量坐标。 ( 5 ) 求千斤顶力作用线矢量n i 与z 轴及方向矢量m 的夹角 根据空间两矢量的夹角余弦公式可求出： 千斤顶力作用线矢量r l i 与方向矢量m i 的夹角口 c o s p ： 兰! 兰! 兰；兰! 兰：! ! ! ( 1 5 ) x ”2 + y d 2 + z 。2x m 2 + y 2 + ：2 式中：( ，帅，而) 、( x m ，蜘，如) 分别为千斤顶力作用线矢量n i 和矢量m i 的方向矢量坐标。 千斤顶力作用线与垂直于衬砌环轴线b 的水平线j 3 的夹角善 c o 。毒：圣兰兰些肇兰丝i ( 1 - 6 ) 2 + 儿2 + 毛2 如2 + 儿2 + z 3 2 地铁盾构工程设计与施工过程的若干问雁研究 式中：( x 3 ，如，z 3 ) 为b 的的方向矢量坐标。 千斤顶力作用线与z 轴的夹角竹 c o s ，72 亍兰罕i 、。+ y 。一+ z 。 ( 6 ) 求各千斤顶作用力对衬砌环轴线1 2 的横向分力和转矩m 第i 个千斤顶作用力f i 沿方向矢量m j 的投影分量为： f , m = fc o s 3 对衬砌环轴线1 2 的转矩埘为： m 。= 民h 。 各千斤顶对衬砌环轴线的总转矩m 为： 吖= m ，= f 岛c o s p 式中：f i 为第f 个推进千斤顶作用力；为推进千斤顶数量。 第f 个千斤顶作用力f i 沿水平线b 的投影分量为： f 3 = c o s 亭 各千斤顶对衬砌环轴线1 2 的横向水平总分力f x 为： c = 晶= 巧c o s 善 第i 个千斤顶作用力f 沿z 轴的投影分量为： 兄= 只c o s r ( 1 - 1 3 ) 各千斤顶沿垂直方向的竖向总分力f z 为： c = 瓦= 鼻c o s r ( 1 - 1 4 ) i = 1 f ，1 们；计算结果及分析 1 ，3 1 计算结果与验证 以上推导了线路转弯及千斤顶偏角引起的衬砌环扭矩和横向、竖向分力的计 算原理和步骤，并编制了计算程序。下面以区间隧道右转弯段和直线段的若干衬 砌环的实际施工参数为例，简要计算结果如下： 上膏盘诗太| 孽博士后研究工作报告 1 - 7 ， 踮 舢 m 扪 川 m 1 ( ( ( ( 第l 章线路转弯引起的盾构隧道衬砌环扭转原因分析 右线遂道赤岗站一客村站段衬砌环扭转受力计算结果表1 1 环号6 09 01 1 52 1 0 2 1 92 3 0 环片类型 rrr ppp a2 22 74 15 34 44 0 “ b4 06 26 69 88 89 4 掣芒 甚b c1 仃住26 09 9 9 4 1 1 9 e 圣 d5 68 91 2 08 1 6 37 0 e2 63 44 6 4 54 74 7 e a1 8 0 31 7 6 21 7 8 71 7 8 11 7 8 81 7 9 3 b1 8 0 11 7 7 11 7 8 0 1 7 8 31 8 1 81 8 0 1 醛 i l c1 8 3 11 8 4 71 8 6 51 7 8 51 8 3 51 8 0 9 娶 1 l _ d1 8 4 11 8 6 51 9 0 2 1 7 9 01 8 2 01 8 0 9 h _ e1 8 2 41 8 1 41 8 6 0 1 7 8 41 7 8 81 7 9 9 千斤顶偏角0 o 4 31 11 3 4 - o 1 30 5 1o 1 7 扭矩k n r r l 7 9 81 3 75 0 5 - 4 0 3_ 3 7 95 2 2 横向分) j k n - 8 0 31 8 32 2 5 7 3 15 8 1- 7 1 ，4 竖向分力k n 1 0 55 8 3 - 2 4 - 73 4 8 6 7 71 7 , 4 总推力k n 5 9 5 37 6 1 77 5 9 5 8 5 7 57 6 6 48 4 3 9 备注右转弯段 直线段 表中环片类型r 表示右转弯环，p 表示直线段标准环。千斤顶推力及千斤顶 行程均取自实际盾构施工参数。计算表明：右转弯段衬砌环所受扭矩一般约为 5 0 1 4 0 k n m ，平均8 9 1 k n m ，水平方向受到的横向分力平均约- 1 6 2 7k n ，竖向分 力平均3 12k n ；而直线段衬砌环所受扭矩一般约为- 4 0 - 6 0 k n m ，平均- 4 3 5 k n m ， 水平方向受到的横向分力平均约6 7 5k n ，竖向分力平均一2 7 2k n 。可见，转弯段 衬砌所受扭矩比直线段扭矩大得多，故其扭转量也小，这与实测的衬砌环扭转量 变化趋势是相吻合的。 1 3 2 千斤项偏角及推力分布的影响 从表1 1 计算结果知，直线段标准环仍然受到与右转弯段相同方向的扭矩， 这说明直线段衬砌环也会产生扭转，但数量上要小得多。直线段标准环两端面是 平行的，故其所受扭矩主要是由千斤顶偏角引起，计算所得千斤顶偏角约为 o 1 0 - 1 5 0 。在转弯段，千斤顶偏角会增加衬砌环所受的扭矩。以第9 0 环为例，千 上海盘盈土学博士后研究工作报告 i 8 地铁盾构丁程 垃计与施工过程的若干问题研究 斤顶与其所作用的衬砌环轴线夹角为1 1 0 ，考虑转弯和千斤顶偏角时，其受到的 扭矩为- 1 3 7k n m ；若忽略千斤顶偏角的影响，则计算出的扭矩仅为4 24k n m ；若 忽略转弯的影响，而只考虑千斤顶偏角的影响，则计算出的扭矩为9 4 1k nm 。 一 廖 “涪 b 、凼，母 、二一一7 、8i 玲以 嫒，4 j l 图1 - 4 推进千斤顶布置图 本盾构机推进千斤顶按轴对称方式布置，如图11 4 。共有3 0 个推进千斤顶 分为a 、b 、c 、d 、e 五组，每组6 个千斤顶，每组千斤顶的压力可独立控制， 同一组千斤顶的压力相同。利用所编制的计算程序，考虑不同千斤顶推力组合 忽略千斤顶偏角的影响，所得计算结果见表1 2 。 千斤顶推力组合对衬砌环附加扭矩的影响表1 2 工况 12345 圭 a5 0 3 07 0 3 0 7 0 q 王 b5 07 03 03 0 7 0 长 c5 07 03 07 03 0 鞋 匿 d5 07 03 07 03 0 止 忙 e5 03 07 07 03 0 扭矩t k n m 02 4 32 4 3_ 2 62 6 横向分力州 3 5 83 8 73 2 93 8 73 2 9 总推力i k n 5 7 0 26 1 弱5 2 4 66 1 5 85 2 4 6 横向力占总 6 2 86 2 56 2 76 2 86 2 7 推力之比脲 上海虫通土季博士后研究工作报告 第l 帝线路转弯引起的盾构隧道衬砌环扭转原因分析 从上述结果可看出，各千斤顶作用力相等时( 工况1 ) ，计算所得衬砌环扭 矩为0 ，但横向力不为0 ，故导致衬砌环扭转的重要原因是由于千斤顶推力分布 的不对称性引起。转弯段由于增大了千斤顶推力分布的差异，从而加剧了衬砌环 的扭转。在其它条件相近的情况下，上下千斤顶推力的差异更易导致较大的扭矩 ( 如工况2 、3 衬砌环所受扭矩达2 4 3k n ，m ) ；而左右千斤顶推力的差异对衬砌环 扭矩影响较小( 如工况4 、5 衬砌环所受扭矩仅2 6k n m ) 。 此外，调整上下千斤顶的大小可有效改变衬砌环所受扭矩的方向，如下部 千厅顶推力大于上部千斤顶推力时( 工况2 ) ，右转弯衬砌环受到逆时针方向的 扭矩( 负号) ；而上部千斤顶推力大于下部千斤顶推力时( 工况3 ) ，右转弯衬砌 环则受到顺时针方向的扭矩( 正号) 。 千斤顶推力分布虽对扭矩大小和方向有很大影响，但对横向分力的大小与 方向影响很小，横向分力与总推力之比基本不变。 从理论上看，选择合理的千斤顶推力组合有利于降低衬砌环所受扭矩，但 实际中，千斤顶推力往往取决于线路和盾构机姿态要求，可调范围非常有限。 1 3 3 预防衬砌环扭转的措施 导致衬砌环扭转的原因有掘进操作因素和线路因素两方面。操作方面要避 免刀盘和管片拼装机长时间朝同一方向旋转，应使刀盘和管片拼装机朝两个方向 的旋转基本保持在均衡状态。 在满足线路方向的前提下应尽可能使各组千斤顶推力保持均衡，特别是应 缩小上下千斤顶推力的差异。为克服盾构机自重引起的机头下倾，下部千斤顶推 力一般比上部大，特别是在上坡段，这种差异更大，也更易导致衬砌扭转。 阻止衬砌环扭转的根本途径是增大衬砌环的抗扭阻力。如增大环缝螺栓上 紧力，可减小环与环之间的相对转动位移；缩小环缝螺栓与螺栓孔之间的间隙也 可限制环与环之间的错动；尽可能缩短衬砌环背后充填砂浆的凝固时间，也有助 于对衬砌环起到固定作用。此外，线路左转弯和右转弯所产生的扭矩方向是相反 的，有助于抵消一部分扭转量。 1 4 本章结论 盾构推进千斤顶推力偏离衬砌环轴线且各千斤顶推力分布不对称是衬砌环 受到附加扭矩的根本原因，线路转弯( 或上下坡) 是千斤顶推力偏离衬砌环轴线 上海交通土孽博士后研究工作报告 地铁盾构工程设计与施工过程的若干问题研究 并导致于斤顶推力分布不对称的直接原因： 推进千斤顶推力不对称引起的衬砌环附加扭矩是普遍存在的，转弯段与直线 段衬砌环均受到附加扭矩作用，但直线段所受扭矩比转弯段小； 为减小衬砌环扭转，应使刀盘和管片拼装机朝两个方向的旋转基本保持在均 衡状态；操作时应尽可能使各组千斤顶推力保持均衡，特别应缩小上下千斤顶推 力的差异； 施工过程可通过增大衬砌环的抗扭阻力来减小或消除衬砌环的扭转，如增大 环缝螺栓上紧力，缩小环缝螺栓与螺栓7 l 之间的间隙以及缩短衬砌环背后充填砂 浆的凝固时间等； 衬砌环扭转在一定程度上会影响管片的正常拼装质量和位置，给隧道施工带 来不便，但衬砌环扭转并不影响隧道的质量和正常使用功能。 上瘁童皿土学博士后研究工作报告 地铁盾构工程设计与施工过程的若干问题研究 第2 章盾构隧道施工引起的地面沉降数学模型研究+ 本章内容提要：对广州地铁二号线赤一鹭区间盾构隧道施工过程的地面沉滓监测数据进 行分析，探讨了盾构施工过程地表沉降模型及其影响范围和程度，包括：沉降槽分布模型、 沉降随时间发展模型、沉降量概率分布模型等，并用数学函数加以表达，研究结果对今后类 似工程施工过程的隧道周边建( 构) 筑物的保护，施工参数的优化以及工程的顺利实施具有 参考价值。 引言 地铁交通在中国正处于发展阶段，由于盾构施工法的安全性和先进性，盾 构技术在城市地铁隧道施工中得到越来越广泛的应用。目前，中国采用盾构技术 修建地铁的城市主要有：上海、北京、广州、天津、深圳、南京、杭州、成都等， 广州是中国地铁盾构隧道发展最快的城市之一。 由于地铁隧道多位于城市中心繁华地带，地下管线和地面建筑物众多，施 工过程多少都会扰动地层，要完全消除地表沉降是很困难的。盾构施工过程的沉 降会对地面建筑物的安全造成威胁甚至引起破坏，国内外已对施工沉降进行了大 量研究，提出了许多沉降计算模型叶吼如p e c k 模型( 1 9 6 9 ) ，a t t e w e l 模型( 1 9 8 1 ) ， 0 1 r e i l y - n e w 模型( 1 9 8 2 ) ，藤田模型( 1 9 8 2 ) 等。国内专家也对上海地铁、广州 地铁一号线等盾构旅工过程的沉降规律进行了总结阱f 5 j ，得到了许多具有共性的 认识。但由于广州地区地质条件复杂，对沉降规律的定量研究还比较少。本文对 广州地铁二号线赤一鹭区间盾构隧道施工过程的地表沉降规律及其影响范围进行 研究，以期对今后类似工程建( 构) 筑物的保护，施工参数的优化提供参考依据。 2 1 工程概况 广州地铁二号线赤岗一鹭江区间隧道采用盾构法施工。区间隧道由两条并行 的单线隧道组成，左右线隧道间距8 - 1 2 m ，左右线隧道总长4 3 4 2 3 m ，隧道埋深 8 1 4 m ，线路最小水平曲线半径3 5 0 m ，最大坡度9 。6 3 6 。 盾构机采用德国h e r r e n ka g 公司生产的土压平衡式盾构( e p b ) ，盾构机 刀盘直径6 2 8 0 m m ，采用盾尾同步注浆( 砂浆) 方式。隧道衬砌采用预制钢筋混 凝土管片，管片环外径6 0 0 0 r a m ，内径5 4 0 0 r a m ，管片宽度1 5 0 0 r a m 。 隧道洞身岩土层以i i 、类围岩为主，局部为i v 、v 类围岩a 从上到下主要 注：本章内容己在2 0 0 3 年上海国际隧道技术研讨会上发表，见( 2 0 0 3 年上海国际隧道技术研讨会论文集 ( 2 0 0 3 年l 1 月) 。 第2 章盾构隧道施工引起的地面沉降数学横型研究 地层为：松散、稍湿的人工填土层 ；可塑一硬塑状，粘性强的粘性土及粉土( 4 ) ： 可塑状态的粉质粘土和稍密状的粉土( 5 ”；硬塑一坚硬状的粉质粘土及呈中密一 密实状粘土( 5 - 2 ) ；隧道洞身地层为较密实、坚硬、含少量砾石的岩石全风化带 ( 6 ) 。地下水位平均埋深1 7 5 m 。各层岩土的力学参数值见附表。 区间线路基本沿新港中路( 城市交通主干道) 两侧非机动车道下通过，隧 道上方路面交通繁忙，道路两侧地下管线和地面建筑物众多，隧道常常需从建 ( 构) 筑物基础下方或侧面通过。其中，新南方购物中心( 7 层钢筋混凝土结构， 柱下扩展基础) 基础底部距隧道最近距离仅7 7 9 m ，客村立交桥( 3 层钢筋混凝 土结构) 桥基侧面距隧道最近距离仅o 9 m 。 2 2 沉降观测方法 2 2 1 观测仪器及要求 采用精密水准尺仪，铟钢水准尺、3 0 米检定过的钢卷尺进行沉降观测。线 路沿线一般的多层建筑物和地表沉降，按国家三等水准测量技术要求作业，高程 中误差2 0m m ，相邻点高差中误差1 0m m 。 2 2 2 沉降观测点的布设 正常情况下，沿隧道中线上方地面每隔5 米布设一个沉降观测点，每隔2 0 米建立一个监测横断面，该断面垂直于隧道中线，每个断面上布设5 个观测点， 其中隧道中线上方一个点，左右间隔5 米各一个点。对于软弱土层、或埋深较浅 的区域，应根据隧道埋深和围岩地质条件，加密监测断面和测点。 当隧道上方为混凝土路面时，常布设两种沉降观测点，即分混凝土路面及 路面以下土层两种，路面部分沿线路中线每2 0 米布设一个观测断面，观测点直 接布设在路面上，以量测路面沉降量；为了防止路面硬壳层不能及时、准确反映 地层实际沉降隋况，造成路面下方虚空，需钻穿混凝土路面并在路面以下地层中 打入短钢筋布设观测点，以便对地层的沉降情况进行监测。 2 2 3 沉降观测频率 盾构机机头前l o m 和后2 0 m 范围每天早晚各观测一次，并随施工进度递进； 范围之外的监测点每周观测一次，直至稳定。当沉降或隆起超过规定限差( - 3 0 + 1 0 r a m ) 或变化异常时，则加大监测频率和监测范围。 2 3 沉降槽分布模型 2 3 1 横断面沉降槽模型 上略叠畦太量博士后研究工作报告 2 2 堂叁重塑三矍墨盐皇堕三塾堡塑董王塑矍竺塞 图2 - 1 是不同里程处隧道上方地表横断面沉降槽分布曲线。般地，隧道中 线上方沉降量最大，沿两侧逐渐减小，大部分沉降曲线形状基本符合p e c k 的正 态分布曲线。但有部分沉降曲线左右并不对称，特别是左线隧道( 后行) 沉降 曲线，大部分向右偏移，即左线隧道右上方地表沉降量较大，这除了与左右地质 条件差异有关外，主要是由于受先行隧道( 右线隧道) 的影响，此外还可能与注 浆以及刀盘旋转方向有关。因此，地表沉降量最大值往往不是在隧道中线上方， 而是出现在左右线隧道之间偏向后行隧道中线附近，当左右线间距较小时，这种 情况覃为明碌。 2 。 1 0 售 0 1 0 塑锄 翳3 。 4 。 5 0 5 。 童。5 蒸- 1 0 蜉1 5 。2 0 2 5 距离( m ) ( a ) 左线隧道( 后行隧道) 距离( m ) ( b ) 右线隧道( 先行隧道) 图2 1 横断面沉降槽分布曲线 关于横断面沉降槽分布规律前人已进行过大量研究，提出了很多沉降槽计 算模型，如p e c k 公式( 1 9 6 9 ) ，a t t e w e l 公式( 1 9 8 1 ) ，o r e i l l y - n e w 法( 1 9 8 2 ) ，藤 上谆交匾袁毒博士后研究工作报告2 - 3 第2 章盾构隧道施工引起的地面沉降数学模型研究 田法( 1 9 8 2 ) 等。其中应用最广泛的是p e c k 公式，其它公式基本可看作是对p e c k 公式的修正，仍保留沉降槽形状服从正态分布的假定。p e c k 公式对插述均匀地层 条件下单线隧道的对称沉降槽分布较适合，但如前所述，由于地质原因、线路转 弯以及先行隧道的影响，实际沉降槽曲线往往并非对称，本文采用高斯峰值函数 ( g a u s s i a np e a kf u n c t i o n ) 进行拟合： 一! ! 二量 j ；= 民+ 口l p 2 w 2 ( 2 - 1 ) 式中，占厂横断面沉降量，m m ； x 沉降点到隧道中线的水平距离，m ； 6 0 、8 1 、x c 、- 一拟合系数。 拟合系数物理意义如下： 一! ! 二主 令：x 。，贝0 占。= l i m ( 占。+ a l e2 w 2 ) = 民 故占。表示远离隧道中线得观测点的沉降量； 对式( 1 ) 求导数，令：6 = 0 ，则 玩：( 一等谛譬- o ，解得。 故x o 表示最大沉降量对应的沉降点到隧道中线的距离；6 。+ a ，为最大沉降 量；w 是一个主要影响沉降槽宽度的参数。 表2 1 典型的横断面沉降槽曲线数据拟合结果 从表2 1 及图2 1 可见，对称和非对称形式沉降槽曲线均可得到很好的拟合， 其相关系数r 高达o 9 4 以上，拟合效果高度显著。 从沉降槽曲线形状可看出，沉降槽没有明显的边界，一般地，将左右两个 反弯点a 、a 之间的宽度定义为沉降槽宽度，见图2 2 。根据数据拟合曲线，求出 的最大沉降量和沉降槽宽度见表2 2 。 上海圣通土学博士后研究工作报告 2 - 4 地铁盾构工程绽计与施工过程的若干问题研究 5 言 。 邑 塑s s _ 1 0 - 1 5 - 1 51 05051 0 到隧道中线距离( m ) 图2 2 沉降槽宽度示意图 表2 ，2 典型横断面沉降影响范围统计结果 5 根据不同横断面沉降槽的统计结果，尽管最大沉降量变化较大( 2 4 0 m m ) ， 但地面沉降槽宽度基本上都在2 0 3 0 m 范围。虽然沉降槽宽度较大，由于曲线反 弯点附近沉降量变化很缓慢，在沉降槽宽度范围的建筑物并不一定都会受到严重 影响。参照建筑地基基础规范的规定，对于框架结构，相邻两柱基的允许沉降差 为2 一3 ，为此，将反弯点附近相邻两观测点的沉降变化量( 即曲线斜率) 大 于2 o 的点b 、b 之间的区域定义为沉降影响范围，见图2 - 2 ，该范围之外的区域 ( 曲线斜率小于2 ) 基本不影响建筑物的安全。一般地，沉降影响范围比沉降 槽宽度要小，特别是当沉降量较小时，沉降槽宽度可能仍较大，但沉降影响范围 则很小。 上啐垂哇土昔博士后研究工作报告 第2 章盾构隧道施工引起的地面沉降数学模型研究 2 3 2 纵断面沉降槽模型 从两个方面来研究线路中线盾构机机头前后的纵断面沉降曲线分布。一方 面，考察不同时间同一观测点沉降量随机头位置变化情况。即在盾构机前方2 0 m 的线路中线上方地面处布设一个沉降观测点，当盾构机向前掘进时，盾构机逐渐 临近并通过该点下方，然后又逐渐离去，在这过程观测该观测点沉降量随机头位 置变化的曲线，见图2 3 ；另一方面，考察同一时间沿机头前后分布的观测点沉 降量的变化情况。即在线路中线上方地面每隔5 m 间距布设一个沉降观测点，当 这些点位于盾构掘进沉降影响范围时，考察在同一时间这些观测点沉降量的分布 情况，见图2 - 4 。 唇 一 日删 链 蛙 5 。 5 童锄 受啪 蜉- 2 。 - 2 5 2 01 0o1 02 0 3 0 沉降点到机头距离( m ) 图2 3 不同时间同一观测点沉降量随机头位置变化曲线 图2 - 4 同一时间不同观测点沉降量沿机头前后分布曲线 采用玻尔兹曼( b o l t z m a n n ) 函数对沉降量随机头位置变化曲线进行拟合 4 = 格+ 6 2 上喀盘盈上学博士后研究工作报告 ( 2 2 ) 地铁盾构工程设计与施工过程的若干问题研究 式中，占广隧道中线上方地面沉降量，m m ；x 沉降点到机头的距离， m ；负值表示机头在沉降点之前，正值表示机头在沉降点之后：b t 、b 2 、x o 、d 一拟合系数，其物理意义如下： 令：x 一一。，则t = 咖一。( 持+ b 2 ) = 6 。l + g 、 故6 f 表示机头未到达沉降点且距离很远时的沉降量，即仞始沉降量，6 ，* 0 ； 铷h 慨则铲丘蔫e + ) 卸：l + 、一 故赴为机头远离沉降点后的最终沉降量； 令：x = x 。，则玩= 蔓手zb 2 2 ，故x o 表示沉降发展到最终沉降量的5 0 时机头到沉降点的距离； 采用上述模型对不同时间沉降量随机头位置变化曲线进行拟合，结果如表 2 - 3 及图2 3 所示。计算相关系数达0 9 4 以上，拟合效果显著。 表2 3 沉降随机头位置变化曲线拟合结果 可以看出，从上述两方面得到的纵断面沉降曲线分布规律是基本一致的。 在敞开式掘进情况下，在机头前方约6 m ( 约1 倍隧道直径) 以外，地面基本无 沉降迹象，部分出现轻微隆起趋势( 隆起量小于i m m ) ：在机头前方约5 m 左右 开始产生沉降；机头前方5 m 至机头后约8 9 m ( 约等于盾构机长度8 3 5 m ) 是沉 降主要发展阶段，这个范围的地层主要受盾构刀盘旋转及开挖面出土卸载影响 ( 机头前方5 m ) 以及盾构机通过时盾壳对围岩扰动的影响( 机头后约8 9