盾构开挖面稳定性及变形控制

浙江大学岩土工程研究所软弱土与环境土工教育部重点实验室报告人：陈仁朋第十二届全国土力学及岩土工程学术大会盾构开挖面稳定性及变形控制汇报内容研究背景高水头下盾构开挖面稳定性泥水盾构开挖面稳定性

盾构开挖地层变形及施工控制

盾构开挖过程中管片上浮规律及控制标准结语研究背景盾构-管片-地层相互作用砂性土地层渗透极易导致开挖面失稳土压平衡盾构——渗透力由土体指向开挖面泥水平衡盾构——渗透力由开挖面指向土体盾构开挖中的关键技术问题盾构开挖面稳定性杭州地铁4号线渗透引起某区间河床塌陷渗水事故（砂质粉土）支护力土压力水压力地表坍塌对邻近建筑、管线造成危害施工安全事故+主动失稳<极限支护力渗透引起广州地铁3号线穿越珠江江底塌陷事故杭州地铁1号线：朝晖小区A37/38栋软粘土地层盾构开挖变形易导致周围建构筑物破坏杭州地铁1号线下穿朝晖小区，盾构地层变形过大，建筑物倾斜和开裂朝晖小区A37测点沉降随时间变化曲线盾构开挖地层变形对环境影响管片施工期上浮导致接头错台、张开、破损、渗漏现有规范管片施工期允许上浮值未能考虑管片接头变形影响施工期管片上浮引起的破损与渗漏宁波地铁某区间盾构施工中管片上浮现象盾构开挖过程中管片上浮破坏汇报内容研究背景高水头下盾构开挖面稳定性泥水盾构开挖面稳定性盾构开挖地层变形及施工控制盾构开挖过程中管片上浮规律及控制标准结语土压平衡盾构：高水头（越江跨河）稳态渗流下砂性土层盾构开挖面稳定性高水头下盾构开挖面稳定性理论方法：极限平衡法（Anagnostou&Kovari）、极限分析法（Leeetal.,2001,2003）数值方法：有限元（Ströhle&Vermeer,2010）试验方法：1g试验（Leeetal.,2003）研究现状关键问题：渗透作用对开挖面稳定性的影响饱和砂层开挖面失稳离心模型试验装置稳态渗流下开挖面失稳离心试验装置：（高g值下整套装置防水密封、高精度水位控制）模型箱模型盾构伺服加载系统水位控制系统储水箱粒子图像测速系统(PIV)试验材料钱塘江砂质粉土(γsat=19.2kN/m3,c=1kPa,φ=30°,k=5.3×10-6m/s)试验方案离心加速度：50g隧道尺寸：直径D＝5m(原型)，埋深比C/D=1，水深比Hw/D=1,2和3试验过程(C/D=1,Hw/D=2)Hw/D=1Hw/D=2Hw/D=3极限有效支护力比较试验结果：开挖面有效支护力变化规律(a)(b)(c)(a)(b)(c)Hw/D=1Hw/D=1

试验过程中开挖面前方孔压变化极限状态时开挖面前方孔压失稳过程中开挖面前方孔压变化较小，表明整个试验过程中开挖面前方为稳态渗流渗流主要发生在开挖面前方0.75Dm范围内试验结果：开挖面前方孔压分布

棱柱体极限状态(Plim)：“楔形体+棱柱体”破坏模式，破坏区扩展到地表极限状态以后：逐渐呈现“楔形体+棱台体”破坏模式楔形体棱台体楔形体Hw/D=1Hw/D=3试验结果：开挖面渐进失稳模式(a)(b)(c)(a)(b)(c)棱柱体高度H：均等于隧道拱顶埋深C棱柱体楔形体稳态渗流时“楔形体—棱柱体”模型无渗流时开挖面极限有效支护力作用在开挖面正前方失稳区内渗透力水平分力（Anagnostou&Kovári,1996）开挖面极限有效支护力渗透显著提高了开挖面极限支护力，高水头地层(H>C)无渗透极限支护力不足渗透时极限支护力的10%。稳态渗流时“楔形体—棱柱体”模型汇报内容研究背景高水头下盾构开挖面稳定性泥水盾构开挖面稳定性盾构开挖地层变形及施工控制盾构开挖过程中管片上浮规律及控制标准结语工程实践：为了维持开挖面稳定性，假设泥膜为不透水，设定泥浆压力为关键问题：泥膜特性及泥膜支护机理研究现状：假设没有泥膜，支持力以体力形式作用于泥浆渗透区域(Anagnostou,1994)泥水盾构开挖面稳定性长江河砂与泥浆颗粒分析曲线试验装置示意图泥膜形成模型试验泥膜渗透系数随时间变化

d≈4mm泥水盾构数值模型示意图开挖面前方瞬态渗流数值分析盾构刀盘两刀臂间隔时间：约15s泥膜使开挖面前方孔压下降

至少62.5%（15s内）无泥膜有泥膜开挖面稳定性分析渗透力F(kN)泥膜上支护力S’(kN)总有效支护力(kN)有泥膜519612995181910.86无泥膜139590139590.66泥水盾构开挖面稳定性泥浆压力以有效支护力（泥膜上支护力）与渗透力（体力）维持开挖面稳定有泥膜时楔形体上水平方向有效支护压力与渗透力之和比没有泥膜时大约20%汇报内容研究背景高水头下盾构开挖面稳定性泥水盾构开挖面稳定性盾构开挖地层变形及施工控制盾构开挖过程中管片上浮规律及控制标准结语宁波轨道交通2号线桃渡路-鼓楼区间地层分布桃-鼓区间隧道初始部分地表沉降监测布置宁波轨道交通二号线桃渡路-鼓楼区间、鼓楼-城隍庙区间盾构开挖地层变形调研分析软土地区盾构隧道施工引起地层变形盾构开挖参数沿里程分布盾构隧道初始段（I区），盾构推力N、注浆率δ和土压舱支护压力Ps均较大，地表沉降和地层损失较大增加开挖面支护力，提高盾尾注浆率，导致长期沉降和地层损失率增加I区II区鼓楼-城隍庙区间桃渡路-鼓楼区间I区内，支护压力和注浆率均较小，工后沉降小。II区内，支护压力及注浆率均较大，施工期沉降较大，工后沉降也较大。I区II区盾构开挖参数影响尺寸：80×160×45mTBM直径D=6.2m管片内径:d=5.5m轴线埋深：13.5m三维数值模拟—分析模型PLAXIS3D千斤顶推力、盾尾注浆、开挖面支护压力、地层损失HS模型参数确定：宁波地铁沿线土层取样→室内标准一维固结试验、标准应力路径三轴试验（CIU、CID、CID-Un/Reloading）→数值模拟参数校正（PLAXIS2D）完成固结140天后，地表沉降均有大幅度增长，隧道建成段上方地表最大沉降增长为8.5mm，占总沉降比例约23%。盾构隧道工后沉降支护压力对地层变形影响地表沉降随支护压力变化趋势密封舱支护压力比ps/σv小于0.84时，隧道开挖面上方的地表沉降将迅速增大。保证密封舱支护压力比ps/σv>0.84，能够较好的控制地表沉降变形，与现场实测（ps/σv=0.8~1.0）保持一致。实际支护压力归一化支护压力ps/σv=0.84盾构开挖参数对地层变形影响分析汇报内容研究背景高水头下盾构开挖面稳定性泥水盾构开挖面稳定性盾构开挖地层变形及施工控制盾构开挖过程中管片上浮规律及控制标准结语盾构开挖过程中管片上浮变形及控制标准盾构开挖过程中的管片上浮问题在工程中比较常见，因上浮过大导致的管片破损和接头漏水现象时有发生施工期管片上浮引起的破损与渗漏宁波地铁某区间盾构施工中管片上浮现象二维模型：难以考虑边界条件沿纵向的变化以及隧道纵向刚度的影响。(基于平面应变)三维模型：无法较准确考虑环间接头的影响且难得到管片的变形规律。(基于弹性地基梁)既有研究通过三维有限元模型探究开挖期管片的上浮机理根据盾构隧道施工规律，建立了考虑管片、环间接头、纵向螺栓、盾尾约束、浆液和水土压力、千斤顶顶力的管片施工期上浮三维分析模型盾构开挖过程管片上浮分析三维模型浆液凝固段荷载分布浆液压力稳定段荷载分布根据宁波地铁望泽区间实测上浮量和数值计算结果，软土盾构隧道施工期上浮分为三个阶段：线性发展阶段、圆弧发展阶段和稳定阶段数值计算结果与施工期上浮变形特点线性发展阶段管片的主要变形是错台，而圆弧发展阶段的主要变形为环间接头张开。线性发展段接头处变形模式圆弧发展段接头变形模式开挖期管片上浮环间接头变形特点千斤顶顶力、螺栓预紧力、浆液压力梯度的影响浆液压力分布范围的影响（与浆液凝固时间对应）施工参数对上浮量的影响盾构停机状态下作用在管片上的千斤顶顶力对上浮量的影响最大。纵向螺栓预紧力对上浮量的影响不明显。浆液密度越大，浆液压力梯度越大，对上浮控制越不利。浆液凝固时间越短，隧道最大上浮量相应的越小，达到早期强度的时间缩小一半，最大上浮量减小一半以上。假设线性发展阶段仅发生管片错台、圆弧发展阶段只发生环间接头张开，忽略管片自身的挠曲变形，可建立软土盾构隧道施工期上浮控制标准。线性发展段变形模式圆弧发展段变形模式线性发展阶段最后一环环号圆弧发展阶段最后一环环号管片错台量接头张开角管片环宽施工期管片上浮变形的理论模型根据管片错台和接头张开角的容许值，得到基于管片变形的施工期容许上浮控制标准令施工期容许上浮量望泽区间施工期容许上浮量根据宁波地铁盾构施工的经验：

n1=3-6，n2=9-13因此：A=3-6，

B=21-75盾构开挖过程上浮控制标准施工期容许上浮标准与管片的整体上浮状态、衬砌结构几何尺寸、管片环容许错台量以及环间接头容许张开量相关。针对不同的管片设计应有不同的控制标准。[Δ]与[δ]、[c]的关系[Δ]与Δn1、Δn2的关系施工期上浮控制标准的参数敏感性砂性土地层土压平衡盾构渗透作用显著增加了开挖面极限支护力，泥水盾构泥膜的渗透性降低了有效支护力软土地层中盾构施工时较高的支护力及注浆量易造成地层过大扰动，加剧隧道长期工后沉降施工期隧道容许上浮量与管片的整体上浮状态、衬砌结构几何尺寸、管片环容许错台量以及环间接头容许张开量相关，可根据不同管片类型制定上浮控制标准结语38谢谢大家！Thanksforyourattention!装置突破1：实现了整套装置高g值下的防水（最大水压力达325kPa