2鉴定技术二：技 术 报 告

鉴定技术文件之二技术报告鉴定技术文件之二技术报告技术报告1工程概况及课题研究意义1.1成都地铁工程概况成都市轨道交通网规划有7条线路，线路总长度274.15km，其中地下线长度144.24km，其中地铁1号线、2号线已开始建设。成都地铁1号线为南北走向，北至新都大丰镇，南至华阳，全长31.6km，其中一期工程盾构施工区间北起红花堰，南止于火车南站，全长18.601km，共11个区间。成都地铁1号线规划如图1.1所示。图1.1成都地铁1号线规划图成都地铁施工受地域影响，拥有特殊的工程特性。其地质及水文特点主要包括如下几个方面：（1）地形地貌地史资料表明，砂卵石地层的成因主要与水动力搬运沉积相关，第四纪是全球性气候冷暖与干湿交替变化，冰川活动的重要地质时期，从冰川活动开始，以冰川、冰水搬运堆积的陆源碎屑物开始沉积，至冰后期以江河、湖滨为主的冲积物开始形成。砂卵石土根据地形和水动力条件的不同，其成因类型可分为:洪积、冲积、滨海沉积、冰水沉积和三角洲沉积。成都市地处岷江冲洪积扇状平原的南东边缘，区内地形平坦，地势受扇状平原控制，总体上西高东低、北高南低，海拔490m～520m。（2）地质构造成都平原在构造位置上处于我国新华夏系第三沉降带之川西褶带的西南缘，界于龙门山隆褶带山前江油～灌县区域性断裂和龙泉山褶皱带之间，为一断陷盆地。（3）土层特征根据初勘的情况，钻孔所揭穿的地层单位自上而下依次为第四系全新统（Q4）、上更新统（Q3）和白垩系上统（K2g）。Q4上段为杂填土，主要为建筑垃圾混粘性土，分布连续，厚度1.1～6.8m。下段上部为黄灰色粉质粘土，呈可塑～硬塑状态，湿；分布不连续，埋深1.7～3.5m，厚度1.2～3.6m。下段底部为灰黄色卵石土，卵石呈圆～次圆状。漂石组、卵石组、砾石组和土粒组在卵石土中所占的重量百分比分别为15.4%、69.2%、7.1%和8.3%。根据密实程度，卵石土可以划分出稍密卵石、中密卵石和密实卵石3个亚层。卵石层埋藏深1.6～5.3m，厚度5.2～9.7m（4）水文地质该地区地下水系为第四系孔隙潜水和基岩裂隙水两种类型。主要以孔隙潜水为主，埋藏于砂卵石地层中，地下水位埋藏较浅，水量丰富，渗透系数K=15～40m/d，补给来源为大气降水和地表河流、沟渠。基岩裂隙水主要赋存于泥岩风化裂隙带中，含水层厚20m左右，K=0.3～1.2m/d，裂隙水不发育，迳流条件差，主要为孔隙潜水补给。1.2砂卵石地层特点及施工难点1.2.1地层特点成都地层岩体松散，无胶结，自稳能力差，单个石块强度高，卵石块在地层中起骨架作用。砂卵石地层是一种典型的力学不稳定地层，颗粒之间的空隙大，没有粘聚力，砂卵石地层在无水状态下，颗粒之间点对点传力，地层反应灵敏，刀盘旋转切削时，地层很易破坏原来的相对稳定或平衡状态而产生坍塌，引起较大的地层损失和围岩扰动。如图1.2为从基坑挖掘出来的砂卵石的照片。图1.2某砂卵石地层开挖出的渣土成都的地层富水，地下水位成都地下水枯水期埋深一般在3-5m之间,丰水期埋深一般在1-3m之间,最小埋深为0.2m。据成都前期基坑施工经验，在开挖之前进行降水之后的开挖，基坑壁自立性较好，而且由于卵石的骨架作用，降水引起的变形相对较小。但在地下水的情况下，盾构在掘进过程中，局部水压会很大，会对盾构造成一定的影响，特别是开挖面的稳定。砂卵石地层，围岩体整体强度较低，但单个岩块块体强度非常高，因此，在盾构推进过程中，不免要对盾构刀具产生大的磨损与破坏，影响盾构施工的效率与成本。1.2.2施工难点本工程区间隧道主要穿越富水、砂卵石地层。此地层具有含水量大、透水性强、砂卵石起骨架作用、结构松散等特点。因此，在此种地层种对盾构施工来说，具有诸多施工难点，主要包括以下几个方面：（1）隧道开挖面的稳定性问题在砂卵石地层未受扰动情况下,土层颗粒依靠直角的摩擦咬合作用维持区域土体稳定,盾构在砂卵石地层掘进过程中若开挖面压力不足,或大块卵石并排排出时,或螺旋输送机的排土量大于刀盘切削土量,在刀盘前上方会产生较大的空洞区域,卵石或砾石将相继松动,在开挖面上方引起较大的塌落区,继而使得上覆砂性土和粘性土层产生的松动范围加大,在隧道上方土层较薄处将引起较大的地表沉降。如果上覆土体的抗剪强度较低,还会引起空区上方土体突然塌落，引起地面塌陷。（2）盾构机的土压平衡问题盾构机在砂卵石地层中掘进，建立土压平衡比较困难,甚至实现不了土压平衡的功能,因为,砂卵石地层易坍塌,不易保持开挖面的稳定；大粒径砂卵石不但切削或破碎难,而且切削下来的碴土经螺旋输送机向外排出也十分困难。砂卵石处于密封舱内,螺旋输送机内以及盾构周围,对盾构机的扰动很大,不利于掘进参数的调整,包括推进千斤顶的压力,螺旋输送机的转速及排土门的开度,盾构机位置及姿态控制等。（3）土体改良问题对不同颗粒的土压平衡盾构来说，土体改良的一般情况如图1.3所示。对于成都的土体来说，基本上不适合于进行土压平衡盾构施工，因此，需要对开挖土体进行改良，使之适合于土压平衡盾构。I区II区I区II区III区IV区V区粒径d/mm通过百分比/%图1.3土压平衡盾构的土体改良的一般情况（4）盾构机磨损问题砂卵石地层施工，切削土体颗粒与刀盘摩擦大,刀盘(刀具)、螺旋输送机以及密封舱内壁磨损严重,施工中需要解决盾构机在无水砂卵石地层中掘进时所带来的刀盘扭矩增大以及刀具、刀盘和螺旋输送机的磨损问题。同时，由于砂卵石单个岩块块体的强度非常高，施工中需注意卡机、排渣等问题。1.3本课题依托标段工程概况本课题依托成都地铁1号线2标段工程。本标段区间段地铁线路处于人民北路和人民中路上由北向南，沿人民北路南部和人民中路敷设，共三个区间：人民北路站～文武路站区间、文武路站～骡马市站区间、骡马市站～天府广场站区间。盾构区间隧道线路间距为11m～15m，隧道埋深15～20m，左线长2390.316m，右线长2407.774m。左右线区间隧道各采用一台直径6.28m海瑞克土压泥水盾构机掘进，盾构隧道采用管片拼装式衬砌，管片环宽1.5m盾构2标段隧道最大覆土厚20m，最小坡度2‰～23‰，左右线间距11～15m，最小曲线半径400m；隧道穿越的地层主要为卵石层，局部为砂夹层；卵石的单轴抗压强度为55.1～165MPa；卵石粒径以30～80mm为主，部分粒径大于160mm，并含有少量漂石（粒径大于200mm），且局部漂砾富集成层。目前已知的最大漂石粒径为670mm，卵石含量占60％～80％（重量比），充填物为细砂及圆砾，稍密～密实。隧道穿越成都冶金宾馆西楼（桩基础）、四川省经委、安监局办公楼（浅基础）及万福桥（浅基础）等建（构）筑物，周边环境复杂。盾构施工中经历多次进出洞、过站、转场等特殊施工过程，施工难度较大。1.4本项目的研究意义盾构隧道的设计与施工在很大程度上依赖于地质条件，我国的北京、上海和广州等地已经采用盾构法成功实施了不少工程，也作过不少研究，但这些地区的地质条件与成都的地质条件差异较大。上海地区的地层为淤泥质地层，非常松软，自稳能力差，侧压力比较大且分布均匀；北京地区表层从0～80m范围基本为第四纪冲洪积地层，既有表层的松散回填土层，又有从粘土～粉土和无水砂卵石地层；广州地区的地层除在浅表有一层比较薄的土层外，基本为强风化～中风化～微风化岩层，围岩的强度模量高，自稳能力好，而河网发育，地下水充沛，时有构造断裂出现在工程线路上。由于成都以往没有采用盾构法施工地铁隧道的工程经验，且本地区的地质条件与国内其他采用过盾构法施工的城市有比较大的区别，具有很强的区域性，在此类地层中进行盾构施工国内尚属首次。为了确保成都地铁正式施工能够顺利进行，首先应对第一次盾构掘进的地段开展试验研究，以摸索和掌握成都地区特有条件下的盾构隧道设计、施工技术，为今后成都地铁等地下工程盾构设计、施工做技术准备。2砂卵石地层土压平衡控制2.1砂卵石土压平衡特点采用PFC离散元软件对砂卵石地层的盾构掘进进行模拟，对计算结果进行讨论，得到砂卵石地层土压平衡的基本特点，共分为四部分进行说明。（1）竖向土压力规则系数将计算数据进行分析。计算分四种工况，分别如下。①理想平衡状态静止平衡条件下为理想状态，土仓进出土平衡。因此，此时土仓压力上下均匀，前后一致。此时的土仓竖向土压力规则系数R2大小为1。②盈压状态盾构掘进过程中一般情况是使土仓处于一定的“盈压状态”，本计算重点对两种“盈压状态”进行了计算分析。第一种情况：盈压率2.3%，第二种情况：盈压率3%。根据计算，竖向不规则系数R2都在0.46左右，大大低于在软土地层的0.8-0.9。可见掘进中，土仓内竖向呈现了不均匀的土应力分布，并且中部的应力偏大。③欠压状态计算表明，欠压情况下的应力分布较为均匀。但欠压状态下EPB掘进常会带来工作面的不稳定，过量的地层损失，从而导致刀盘被卡和地表沉降过大等问题。因此，在实际掘进中一般的情况是保持一定的“盈压”状态。④土仓结块的情况对土仓内结块的情况进行了计算。计算中采用clump来模拟土仓内的渣土块。clump定义为某范围内的球体ball的聚合体，该聚合体范围内的ball之间被赋予了很高的bond值，因此一般情况下clump不能被破坏，以此来模拟土仓内结块的情况。从计算数据可以看出，土仓内渣土“结块”也严重影响了土仓内压力的均匀性。应力分布出现应力分布很不均匀，上下波动较大。（2）土仓前后土应力比①理想平衡状态静止平衡条件下，土仓进出土平衡，土仓压力上下均匀，前后一致。在理想静止平衡的状态下，沿纵向水平应力变化不大，虽有小量波动。但土仓前后应力比基本为1，说明此时工作面的水平应力和土仓后压力隔板上的应力相差不大。②盈压状态由于盾构掘进过程中一般情况是使土仓处于一定的“盈压状态”，本计算重点对两种“盈压状态”进行了计算分析。第一种情况：盈压率2.3%，第二种情况：盈压率3%。根据计算结果，可得到该种情况下土仓前后水平土应力比，结果如表2.2所示。表2.2土仓前后应力比盈压率面板正前后方之比刀盘开口前后方比总平均比2.3%2.731.652.13%2.411.521.97为了直观说明水平应力在土仓的分布，将盈压率为2.3%时第8行开口部位的“测试圆”区域内的水平应力读出。水平应力在土仓内部基本上没发生什么变化，但是经历了刀盘开口后，应力有所增大，而在工作面及前方的水平土应力更大。③欠压状态欠压情况下的应力分布较为均匀，前后应力比也不是很大。但欠压状态下EPB掘进常会带来工作面的不稳定，过量的地层损失，从而导致刀盘被卡和地表沉降过大等问题。因此，在实际掘进中一般的情况是保持一定的“盈压”状态。④土仓结块的情况同时对土仓内结块的情况进行了计算。结果表明，在土仓结块的情况下，前后应力比出现均一，局部前后比较大，达到了3～5，局部前后比较小，在1～2之间。（3）土压支撑率根据土压支撑率的定义，给工作面提供的支护力中，土压力占开挖面支护总压力的比率。计算结果表明，由于面板的存在，在面板的前方的应力明显大于面板开口前方的应力。因此，在工作面支护压力中，面板的压力占了很大部分。根据计算结果，可以大概计算工作面的土压支撑率：（2.1）式中－工作面开口部位水平土应力；－开口部分面积；－工作面面板前方水平土应力；－面板部分面积。根据式2.1和计算的应力结果，可以算得三种情况下的土压土压支撑率，见表2.3。表2.3不同状态下的土压支撑率土压状态辐条式刀盘平衡状态盈压率2.3%盈压率3%EPSR大于90%46.7%41.2%37.6%由计算结果可以看出，在砂卵石地层中，土压支撑率只有40%左右，远远低于软土地层中轮辐式刀盘的90%左右。同时也说明了，盈压率越高，土压支撑率越低。土压支撑率低会导致如下问题：①对刀盘的磨损加重；②盾构机负荷增大；③掘进效率降低；④工作面支护土压力不均。综合以上分析，在条件允许的情况下，EPB的设计及施工应充分提高工作面的土压支撑率。2.2土压平衡控制方法提高渣土的特性包括以下几个方面：（1）提高其流塑性；（2）减小对刀盘刀具的磨耗；（3）降低渗透系数，阻止喷涌发生；提高施工参数包括以下几个方面：（1）提高土压支撑率；（2）根据计算结果调整土仓土压力；（3）提高土仓土压规则系数；（4）根据土仓前后应力的计算结果，前后应力比在“盈压状态”下较大，因此，在掘进过程中，一方面要减小盈压率，降低土仓前后应力比，另一方面，由于土仓前后存在应力比大于1的情况，应响应减少压力隔板的控制土压力。2.3渣土改良试验根据土压平衡盾构施工的要求，需要对改良土体进行试验研究。由于该种土体的特殊性：卵石颗粒直径达到了100mm以上，因此，采用常规的试验不能满足该条件。根据特殊情况，设计了如下的试验。测试项目见表2.4。表2.4试验测试项目No.试验项目目的试验求取值试验设备1塌落度试验改良土的塑流性塌落度（cm）流动度（cm）标准塌落度桶2渗水试验改良土的止水性渗透系数（cm/s）自制直径为20cm的有机玻璃渗透系数仪3滑动试验改良土和钢之间的摩擦铁块与土体之间摩擦系数自制角钢和土体接触，采用拉力计测得拉力4电机搅拌试验搅拌难易程度、内摩擦角、粘聚力电流消耗转速为60rpm的搅拌机，数字电流计5观察是否离析，流动性、包裹小卵石的情况本试验添加材料类型见表2.5。表2.5试验添加材料类型No.1234改良类型泡沫矿物材料复合式硅溶胶材料采用YT-2型泡沫剂粘土和膨润土泡沫+矿物材料采用硅胶溶液和强电解质制成试验分别对粗粒土，细粒土和一般情况下的土进行了针对性的试验、研究及对比。通过上述的试验与分析，可以得到以下几个结论：（1）对于细颗粒较多的地层主要解决的是防堵塞、减磨问题。例如第一组试验中，小于1mm的颗粒占到了40%多，小于0.2mm的占到了20%。在此情况下，只要含水率达到18%，流动性等指标已经能达到很好。因此，对于该种土体，只需要添加适量的泡沫以减小土体与刀盘、刀具及机械之间的摩擦；（2）对于含大颗粒较多的地层，例如第二组试验的土体，大于20mm的卵石占到了总量的80%多。对于该种地层，加泡沫材料对渣土的流动性和抗渗性效果甚微。因而在该种地层，改良的主要目的就是解决流动性和抗渗性，采用加入矿物材料的方法补充细颗粒；（3）在渣土中添加泡沫进行土体改良，仅添加泡沫剂的渣土，抗渗系数难以满足土压平衡盾构的使用要求。特别是对于存在大颗粒的情况下，“喷涌”的危险性很大；（4）采用硅胶对渣土进行改良，对于富水的大颗粒卵石改良效果不是很明显，而且存在改良成本过高的不足；（5）建议采用“泡沫+矿物材料”的改良方案对该地段土体进行改良，发挥了两种材料具有互补性，泡沫主要在细颗粒中起到减磨和提高流动性的作用，矿物材料主要起到增加细颗粒含量，提高渣土流塑性，提高抗渗性。同时，采用此方案可以有效的减小盾构刀具与砂卵石地层之间的摩擦作用，减小刀具的磨损，增加刀具的掘进行程，节约掘进成本。改良的具体指标根据每个地段的钻孔资料确定添加材料的掺入率和浓度。表2.6为改良材料的参考值及相应成本。表2.6不同类型的改良方法及成本A颗粒较小情况B一般情况C偏大颗粒颗粒特征<10mm的颗粒占到30%～40%>20mm的颗粒占50～65%>20mm的颗粒占70%以上泡沫注入率：25～35%注入率：30～40%注入率：20～30%粘土可少注或不注注入率：20～35%浓度：30～40%注入率：35～45%浓度：40～50%膨润土注入率：5～8%浓度8～10%注入率：8～10%浓度：10～12%注入率：10～12%浓度：10～15%改良成本(元/延米)400～600600～800700～1000注：1、改良成本计算的价钱是采用自研制的泡沫材料YT-2型发泡剂的成本计算；2、注入率为注入材料体积与渣土体积的体积比。（6）在水头高的地段，尽量减少泡沫用量，增大高浓度粘土的注入率。3刀具磨损机理研究与预测3.1成都地层条件下刀具磨损特点及原因3.1.1滚刀磨损规律根据刀具磨损实际情况，不同位置的刀具磨损程度不同，主要呈以下特点：中心滚刀磨损严重；正面滚刀磨损一般；侧面滚刀磨损严重；3.2.2滚刀磨损原因（1）滚刀受力分析在砂卵石地层，砂土在刀箱里挤满，经过压密结块，产生阻力力矩阻止了滚刀滚动。对于在该砂卵石地层，阻止滚刀转动的力矩主要由三部分组成，土仓内渣土的摩擦阻力力矩、刀箱内的渣土的阻力力矩和滚刀的启动力矩（大小为30～50N·m）。在该种松散砂卵石地层，由于阻力力矩有三部分组成，当滚刀的转动力矩小于阻力力矩时，滚刀便不能转动。造成滚刀不转动的原因有以下几点：开挖面松散，不能给滚刀提供足够的反力，因此不能提供足够大的转动力矩T转；刀箱内渣土的结块、结饼，使得滚动的阻力力矩T阻增大；由于掘进松散带的存在，刀鼓直接和松散带的卵石接触，经过卵石的撞击，造成了主轴承的启动扭矩增大，从而造成T阻加大，使得转动困难；由于滚刀的长期不转动，使得砂卵石对其一个方向发生摩擦，从而造成滚刀的严重偏磨。（2）边滚刀超磨分析PFC离散单元法的计算发现，在盾构掘进过程中，由于刀具、面板和工作面的相互作用，在工作面前方形成了一明显的“结构松散带”。土仓内部颗粒之间的粘结力已经被破坏的区域，而刀盘松散带之前的原始地层是粘结还完好的；而在刀盘前方的一个区域，由于刀盘刀具的挤压、扰动，形成了一个“过渡带”，即“结构松散带”。在该区域大部分的bond已被破坏，地层失去原始的粘接力，呈现出结构松散的特性。而盾构掘进时，刀盘、刀具直接和这一松散带相互作用，因此，相对于传统的也就使在该地层中的EPB掘进机理发生了变化。在刀盘的前上方存在一松散带，该部位正好对应了刀盘上弧部部位的滚刀。又有结构松散，不能给刀具提供足够的转动扭矩。同时，侧面该位置刀鼓暴露几率大，并且侧面位置线速度高，因此，该位置刀鼓很容易受卵石撞击从而，使得滚刀启动力矩更大。双刃滚刀在该地层中，滚刀受力面积大，有利于增大转动力矩，同时刀鼓暴露面积减少，有利于保护刀鼓。（3）滚刀超磨分析刀盘中心部位旋转的线速度小，渣土流通不畅，同时，根据离散元计算结果，在土仓内及工作面的水平土应力分布上，在中下部出现了应力凸起现象。因此，应力较大极易引起在中部的土体的固结，造成刀盘的“结饼”。在结泥饼的情况下，滚刀刀箱被堵住，因此使得T刀箱和T土仓增大，因此T阻增大，大于了T转，使得滚刀不能转动，因此，中心部位滚刀磨损严重的主要原因为刀盘中心结泥饼。3.2.3滚刀的适应性设计建议鉴于以上分析和磨损实际情况验证，在盾构设计中应根据滚刀在该砂卵石地层中作用特点对滚刀的设计进行改进及提高。对于滚刀的适应性设计主要有以下几个方面：（1）（2）可使用带齿的刀圈。在滚刀刀圈上镶嵌合金钢，以增大刀圈和开挖面接触时的摩擦系数，因而起到增大转动扭矩的效果；（3）减小滚刀的启动扭矩。若启动扭矩过大，也会给滚刀转动带来困难，因此，在保证滚刀轴承密封安全条件的允许下，可适当降低滚刀的启动扭矩；（4）对刀箱内空隙进行改造。减小刀箱深度，同时采取倒喇叭形状，有力与渣土的流动，不至于聚集于刀箱内，导致T刀箱增大；（5）对滚刀刀鼓采取加焊耐磨层防护措施，以防止刀鼓破坏使得阻力力矩增大。3.2.4刮刀磨损规律单个刮刀磨损特点为：①两侧刀具两侧磨损量大，中间小；②刀具前角面磨损小，反而后角面磨损较大。不同位置刮刀的磨损特点：由于刮刀在刀盘上分为7个位置，根据统计，刮刀磨损随着位置编号的增大而增大。单个刮刀的磨损为两侧磨损大，中间磨损小；刮刀前角面磨损小，后角面磨损大；同一号位置刮刀的磨损量基本一样；随号数增大，刮刀的磨损也越严重。3.2.5刮刀磨损原因目前使用情况看，刮刀主要有以下几种损坏形式，刮刀磨损变形，刮刀合金齿脱落，固定螺栓断裂。（1）刮刀磨损变形刮刀基材或表面硬度低于基岩抗压强度，破碎后的岩石、砂砾石对刀具壳体长时间冲击，造成壳体变形损坏。(2)刮刀合金齿脱落装配质量：采用压入式装配时，装配过盈量未达到规定要求，在受到交变冲击时松动后脱落；采用焊接时，刀齿与基体焊接出现虚焊、夹渣，造成焊接不牢固，在受到交变冲击时松动后脱落；合金齿硬度与抗冲击性能，与掘进地质岩性不相适应，合金齿硬度偏高而抗冲击性差，在受到冲击时易造成合金齿断裂。(3)固定螺栓断裂:在安装时螺栓扭矩未达到额定扭矩，造成螺栓松动最后断裂，刀具脱落；滚刀总承脱落后或较大较硬的岩石块对刮刀撞击，造成螺栓断裂后刀具脱落。3.2.6刮刀切削的离散元模拟离散单元法计算时，记录与渣土接触的刀具面上的接触力。定义刀具切削进渣土的方向为前角面，定义和工作面直接接触的面为后角面。根据不同的刀具情况，为了对设计及配置进行改进，建立了以下四种计算情况。（1）磨损前原型①前角面阻力较大，同时波动较大，不稳定；②刀具和围岩相互作用力较大，影响范围大；③后角的受力相对较小；（2）刀刃磨损后①前角面阻力增大，同时波动较大，不稳定；②刀具和围岩相互作用力较大，影响范围大；③后角面的受力明显增大；（3）前后角都为0的情况①前角面阻力很大，同时波动更加明显，不稳定；②刀具和围岩相互作用力较大，影响范围大；③后角面的受力明显增大；（4）后角不为0的情况①前角面阻力明显减小；②刀具和围岩相互作用力较小，影响范围变小；③后角面的受力明显减小；④渣土的流动性能有所改善。盾构实际掘进的扭矩也存在较大的波动，为盾构掘进时实际采集到的扭矩，盾构掘进时的扭矩也和刮刀切削过程具有相似性，波动都较大。（5）计算小结由以上计算可知，在砂卵石地层：①刮刀后角面实际掘进中承受很大的压力，说明了后角面部位是刮刀易磨损部位；②刀具切削过程中所受阻力的波动较大；③刮刀刀刃部分磨耗后，后角面受力明显增大；④具有一定的后角的刀具更有利于刀具的受力及减小磨损，并有利于提高渣土的流动性能。3.2刀具磨损的计算及损耗分析3.2.1刀具磨损计算根据相关研究表明，刀具的磨损和刀具所走的行程、刀具上的压力有关，在压力相差不大的情况下刀具的磨损仅于不同位置刀具所走行程L成正比。（3.1）式中：－磨损量，mm；k－磨损系数mm/km；L－刀具经历行程，m选取盾构从科技馆东侧到天府广场区段的掘进情况计算，根据盾构PLC系统收集的数据，计算不同刀具轨迹位置的k值。表3.1不同位置的k值刮刀号1#2#3#4#5#6#7#磨损系数mm/km0.10.220.370.480.550.560.58根据计算的k值可知，在此地层中的k值远大与其他地层针对每一轨迹位置的刮刀磨损系数的计算，为了能满足100环换刀时各刮刀刀体部分没被磨耗掉，按照刀具材料的磨损系数k，同时考虑不同刀具部位的速度的影响，计算刀具的各位置的刮刀的最小厚度见表3.2。表3.2各刮刀位置刀具最小厚度计算结果刮刀号1#2#3#4#5#6#7#距离中心的距离（mm）1115135515951835207523152555旋转一周所走的形程/m7.018.5110.0211.5313.0414.5516.05总行程/m57489697908217494557106941119313磨损量/mm5153045606779计算最小厚度/mm10202128.4364450建议刮刀厚度/mm30303060606060为了便于刀具的管理与更换，建议设两种类型的刮刀，1～3#刮刀设置为轻型刮刀，4～7#刮刀设置为重型刮刀。3.2.2刀具损耗分析盾构刀具属于易耗品，并且价格高，对盾构隧道工程造价影响较大。在砂卵石地层中，由于强度较大的卵石的作用，刀具磨损较大，刀具消耗量较多，更换刀具次数也越频繁。而频繁更换刀具直接影响盾构机掘进速度，并造成人工费、机械台班费增加。因此，为有效地减小刀具磨损，增加换刀距离，提高盾构隧道施工工效，应针对地层情况进行有针对的刀具配置和渣土改良措施。本工程所使用的两台盾构机S365和S366共掘进638环（957m）时，对刀具的成本进行了统计分析。主要包括刀具的总成本及各类刀具的报废，修复，折旧等损耗情况。由上述刀具损耗统计可知：此掘进段共638环，957m，刀具损耗（包括报废、修复和折旧）共6435554元，平均每延米刀具损耗6276元。其中滚刀损耗最多，占总消耗的61%。由于此次为土压平衡盾构首次在成都砂卵石地层施工，各项控制措施均在探索试验过程中，掘进刀具的磨损较为严重，每延米的刀具损耗成本较高，3.3刀具探索性改进过程总结3.3.1效果分析（1）从改进刮刀在文武路至人民北路区间掘进600m看，耐磨效果不错，改进强力先行刀在胶结紧密的卵石地层中，破岩能力较差，刀具磨损严重。（2）s365盾构于2009年2月12日到达人民北路站(左线)时刀盘全貌，刀盘正中心滚刀磨损大，7、8号偏磨，1/3的滚刀磨损量较大，其它刀都处正常磨损，没有偏磨，刀尖厚度变薄，可见改造效果明显；（3）刀盘边缘耐磨条保存完整，有效减少了刀盘直径过量磨损造成的刀盘与前盾的间隙扩大、保护了前盾尺寸，也使盾构刀盘转动力矩和推力处于—个正常状态，效果理想；同时装有耐磨合金粒的滚刀刀毂，刀圈和刀毂磨损正常，没有发生过量磨损和偏磨现象，缺点是刀毂成本偏高；（4）在边缘滚刀正常磨损情况下，该区域的大小刮刀也处于正常工作磨损状态，滚刀没有偏磨现象，刀盘中心区基体磨损惨重，个别地方刀盘面板的磨蚀深度甚至超过30mm。（5）渣土改良措施不但提高了开挖土体的塑流性，保持开挖面稳定，利于盾构的掘进施工，而且能有效的减小刀盘及刀具磨损与破坏，增加刀具寿命，减少施工成本。在初期施工，掘进约100m-120m由上节分析可知，在前期未能有效改良土层957m掘进中，刀具损耗共6435554元，平均每延米刀具损耗6276元。之后，渣土改良配方通过不断试验调整效果逐渐达到最优，在降低刀具损耗上效果明显。由表可知，在进行有效渣土改良后的786m的掘进中刀具损耗共3933000元，平均没延米损耗5004m，较之为有效改良区段刀具成本减小了20%，这对于整个标段及成都地铁后续施工的成本控制有着较好借鉴意义。3.3.2经验总结（1）及时掌握刀具磨损信息，根据掘进经验合理布置换刀地点，对换刀地点提前加固处理并打降水井，避免因个别刀具失效影响其它刀具的掘进性能。（2）加大泡沫用量并合理的改良渣土流动性，是降低刀具磨损、减少刀盘中心结泥饼和加快推进速度的重要措施；施工中应根据实际情况动态调整泡沫注入剂用量。（3）当出现中心结泥饼时(推力大、扭矩（小）、进尺少)，应停止掘进，注水浸泡，同时适时转动刀盘，必要时带压进仓清理；（4）根据前期地层掘进特点，当盾构推进速度大于25mm/min且通过地层比较稳定、地表无重要建筑物时，釆用4/5碴仓的欠土压平衡掘进，可以达到快速通过、减少刀盘刀具及土仓磨损，降低动力消耗的目的，但必须及时同步注浆、注浆结束标准采用注浆压力和注浆量双控标准、同时动态监控地表沉降，及时地面补注浆。（5）停止掘进前，需补满碴仓碴土，求得土压平衡。4盾尾同步注浆材料及参数4.1注浆材料试验分析测试的项目有：浆液密度、浆液流动度、浆液塌落度、稠度、凝结时间、水下浇注试验、抗水冲的分散试验、析水率、试件的抗压强度试验。通过试验研究、对比分析，主要得出如下结论。（1）膨润土的加入使注浆浆液的稳定性得到提高，可泵性增大，根据本次试验结果及其他工程应用膨润土的经验，确定在该地层情况的同步注浆的膨润土添加量；（2）黄粘土粉的加入，使注浆浆液的粘聚能力增大，提高了浆液整体性和抗水性，特别水冲情况下的抗分散能力。并使浆液的强度上的比较快。但是，添加了粘土粉的浆液，其流动性明显降低；（3）浆液的含水量和粘土含量是决定浆液凝结时间和流动性的主要因素。4.2盾构推进至不同地段下浆液配比建议同步注浆材料受地质条件、地下水状况、施工技术等多方面因素的影响。因而施工时要充分考虑这些因素，在满足设计要求的前提下，有针对性地进行配比设计,并根据现场实际情况进行调整。这样，所配制的浆液,不但各项指标能满足施工要求,而且有良好的经济性，有利于降低施工成本。根据已有实验结果，针对盾构推进的不同情况，对浆液配比提出如下建议:4.2.1盾构从富水地段通过成都的地层富水，多数情况下盾构在富水地层中通过。盾尾同步注浆时成都的地层富水，多数情况下盾构在富水地层中通过。盾尾同步注浆时，需防止地下水在浆液凝固前冲散浆液，所注浆液应具有较强的保水性和较短凝胶时间。在试验的基础上提出表4.1所示配比。经实验测定，此配比浆液凝结时间：8－10小时，ρ=1500kg/m3表4.1富水段浆液建议配比材料名称水水泥细砂膨润土黄粘土粉外加剂所占百比28%7%38%6%21%每方用量44811260896288kg150g注：由于试验中未测定所采用细砂的含水率，因此，实际注入应测定砂的含水率做相应的调整。4.2.2水位较低的情况下该种情况即不用考虑浆液被地下水的冲淡，冲散作用，浆液的保水性、抗水冲能力，因此不必添加粘土粉即可。材料的配比见表4.2。经实验测定:初凝时间：8-10小时，ρ=1600kg/m3，28天强度：12.1Mpa。表4.2水位较低段浆液建议配比材料名称水水泥细砂膨润土粉煤灰外加剂所占百比28%6%40%4%22%每方用量44896640647042884.2.3盾构穿过建筑物时盾构通过建筑物时，注浆后希望能尽快获得浆液固结体强度，因此浆液配比要保证砂浆的固结率和强度，应选用凝胶时间较短的浆液配比，尽快获得注浆体的固结强度，在较短的时间内加固地层，防止盾尾空隙内的岩壁塌陷造成地层损失，危及上部建筑物。由于原料中黄粘土粉本身性质影响浆液早期强度与凝结时间，而过建筑物时需提高早期强度，相应增加了水泥和减少了黄粘土粉用量。配方中外加剂为GT复合早强减水剂。材料的配比见表4.3。经实验测定，此配比浆液凝结时间：5-8小时，ρ=1700kg/m3表4.3通过建筑物时浆液建议配比材料名称水水泥中细砂膨润土黄粘土粉外加剂所占百分比35％19％35％4％7％每方用量595kg323kg595kg68kg119kg3.23g4.3注浆参数与地表沉降关系同步注浆的最主要目的是及时填充盾尾，控制地表沉降，因此地表沉降值是衡量注浆效果好坏的重要标准。在此根据盾构施工的实测数据对注浆参数与地表沉降关系进行讨论。对处于不同区域中的典型点进行分析，从注浆压力和注浆量共同作用的角度探讨注浆参数和地表沉降的关系。(1)沉降量较大时21环和65环处沉降分别达到27mm和30mm为，为本区段沉降最大两点。21环处注浆压力0.075MPa，注浆率141％。65环处注浆压力0.07MPa，注浆率172％。按照分区原则两环应分别位于A区和B区。这是由于注浆压力未达设定值即停止注浆，虽然注入浆液量达到设定标准，仍然未能有效填充由于渗透和少量卵石塌落而突然增大的盾尾间隙，导致地表沉降较大。(2)沉降量较小时90环处沉降仅有3mm，为本区段沉降最小处，注浆压力1.85MPa，注浆率125%，位于E区。此时盾构掘进引起围岩扰动较小，在设定的注浆压力和注浆量下，浆液较好的填充了盾尾间隙，较好的控制了地表沉降；(3)沉降量处于中间时141环处沉降11.8mm，注浆压力1.7MPa，注浆率165％，位于D区。此时注浆压力在设定范围内，但注浆量稍大。在掘进时有一定的超挖，但在注浆时根据实际情况对注浆量的调整有效的控制了地表沉降；35环处沉降22.4mm，注浆压力0.265MPa，注浆率123％，位于H区。这是因为盾尾从35环处脱出时，隧道拱顶较多的砂卵石块坍塌，盾尾间隙减小，砂浆流动不畅，需在较大压力下注浆。注浆时考虑了这个因素，注浆压力增大到0.265MPa,将地表沉降控制在标准规定之内（30mm）。但此时可继续增大注浆压力，增加注浆量，进一步减小沉降值。对实测数据进行分区讨论可知，注浆压力和注浆量均对地表沉降有较大影响。在本区段内同步注浆参数绝大部分分布在E区内，较好的控制了地表沉降。而在施工中可能出现且对沉降影响较大的是其在A区和B区时的情况，这主要是因为施工时未针对实际情况变化而对参数做出调整，导致注浆不足，在施工时应尽量避免。4.4松散带对注浆量的影响由于松散带的存在，按常规的注浆量已经不能满足填充掘进间隙。对于砂卵石地层的同步注浆系统应进行适应性的改进。（1）提高相应设备的配备能力，根据实际情况计算出盾构开挖直径DL，根据DL计算所得的注浆量Q值来判别盾构的同步注浆的设备能力，提高填充率，根据计算结果，在砂卵石地层中的m值应取1.6～2.5，以保证足够高的填充率。（2）同时改进同步注浆的浆液材料，防止浆液从盾构盾壳周边的松散带反窜到刀盘前方。（3）由于地层损失率的改变，该地层中的同步注浆的控制，不应采取注浆量来控制，而应以注浆压力来控制同步注浆。4.5控制措施（1）合理选择注浆液类型（2）合理选择注浆压力、注浆量、注浆位置（3）加强管片沉浮的监测（4）结合地面监测实时调整（5）制订详细的注浆质量控制程序（6）防止注浆管堵塞5砂卵石地层带压换刀技术5.1气压加压试验2008年3月16日晚，盾构机的推力逐渐增大，最大至1700吨，每环注入3方膨润土改良土体，出土夹杂较多未破损的20~30cm卵石及粘土，偶尔出现卡刀盘现象。掘进速度在掘进第二环突然从30mm经过本次换刀试验，得到以下结论：（1）在较粘稠膨润土下，盾尾及铰接为发现泄漏现象。（2）盾尾及刀盘在顶上必然形成通道，基本无法完全阻隔。（3）土仓内土压传感器在无水，无气压及正面推力情况下，2号压力达到0.8~1.2bar时可以认为是基本满仓；除1号，其它传感器也基本处于此压力值左右；（4）卵石粘土在高压环境下，在成拱无扰动情况下，具有较强的自稳性。（6）在出土一定量后，需观察土仓隔板上的压力表，以确定测得的压力是气压而不是土压。（7）通过开仓观察，认为高压膨润土能渗入地层中的孔隙中起到补偿作用，长时间浸泡后（18小时），膨润土会随水稀释流失。（8）并未实现气压平衡，需近一步试验。5.2带压换刀实践5.2.1换刀实际情况盾构机正处于曲线段，推力较大，最大至1800吨，每环注入6-9方水改良土体，出土夹杂较多未破损的20~30cm卵石，及粘土，出土流畅连续，掘进速度仍可以保持在20-25mm/min。掘进至131环，计划常压开仓换刀，清仓18方，开仓发现地下水位高至人仓闸门，无法实施常压换刀。经研究决定，准备膨润土，及空气压缩机，通知高压医生等；准备实施带压换刀。5.2.2气压加压及进仓（1）建立土压平衡①停机之前调整姿态，向盾尾注入足量的密封脂，但由于处于曲线段，收拢铰接至（30、48、93、117；压力71bar）。②停机时，利用盾尾注浆管向盾尾后注入膨润土，1、4号压力2.5bar，注入量1.5方；2、3号压力3.5bar，注入量1方；注入总量6方。③使用膨润土泵注入膨润土，由左右两条管向土仓前注入足量膨润土，约12方；使土仓1#、2#压力传感器达到1.5bar。④不转刀盘，注入膨润土，缓慢出渣，使压力保持在1.5bar；出土量在3~5方，至仓门下；出土为沙卵石土；出土后，压力下降到0.8左右。⑤缓慢转动刀盘45度，土仓压力由转动前0.73下降到0.58；继续注入膨润土，一小时后，使次土仓1#、2#压力传感器达到0.67bar；再次转动刀盘约45度，压力下降至0.58bar，一分钟后上升到0.64bar。⑥使用平衡空气系统向土仓内注入空气，设定压力1.2bar；压力稳定在1.1bar；⑦观察一小时，压力能保持则人员可进仓作业。（2）带压进仓观察情况①带压1.1bar进入土仓，打开侧面球阀无水。②打开仓门，仓内渣土覆盖闸门2/3，由于刀盘转向为向左，导致右侧渣土多。③土仓内无积水，侧壁9点位置行成约1L每秒水流。④掌子面坚实稳定。⑤可以进行换刀作业。（3）加减压操作通过医生的指导，加压时间可以略短，加压至1bar压力时间控制在5-10min，从1bar压力减压至常压时间控制在10-20min，主要控制速率的要素是加减压人员在过程中的舒适度；5.2.3带压换刀在5月30日到6月20日之间，根据实际情况分3次更换完所有滚刀及部分刮刀，为便于分析，将整个过程分为三个阶段分别进行说明。（1）第一阶段换刀情况（5.30-6.3）带压换刀过程中土仓内始终存在侧壁9点位置行成约50mL每秒水流，每日出渣2次，主要是水。换刀时首先对刀盘大臂内的泥饼进行清理，完成清理后进行换刀，刀盘的旋转对地层存在扰动，每次转动刀盘均会有渣土滑落，刀盘前与掌子面逐渐形成50cm间隙，上方形成10m高，3m直径的空洞。其间，随着可保持的压力降低，空气平衡系统注入的空气量增大，土仓内噪音增加，水位升高达到中心换刀位置后影响换刀作业，必须出渣降低水位；作业至6月2日，发现土仓内水流不大，计划使用常压换刀，但水位上升快，没过土仓闸门，常压下无法换刀，而后重新进行带压换刀。第一阶段换刀4天时间，共完成刀具更换9把。由于地层空洞大，水位高，可保持压力低，土仓内进气噪音大，不再适合继续换刀，于是继续掘进，当盾尾拖到刀盘口上，注入惰性浆液30方，而后掘进；同时在地面打孔观察，发现地下空洞，注砂，未出现地表塌陷情况。（2）第二阶段换刀情况（6.9-6.12）第二阶段带压换刀时加压平衡过程与前相同。除中心滚刀及10号刀不能拆卸外，其余滚刀全部更换成新江钻单刃滚刀，如此配置以测试江钻滚刀的特性，更换完以上刀具，盾构机在换刀的过程前方形成50cm空隙，上方有1m高的空洞，地面并未作防护，关仓掘进。掘进时每环加大注浆量至9~12方，当盾尾拖到刀盘口上，注入惰性浆液30方，通过后未发生地面沉降。但掘进中出现扭矩小，推力大，进尺小，渣土稀的情况，经分析，可能是刮刀磨损后渣土进入土仓困难；（3）第三阶段换刀情况（6.18-6.20）至6月20日，换完所有滚刀，部分可更换的刮刀。刀具更换完成，向土仓内注入18m3膨润土，关闭空气平衡系统，以取代仓内气体。之后推进保压；向盾尾注入膨润土取代正常的砂浆；拼装完成一环后，盾尾注入正常9~12m3砂浆，实现快速推进。整体掘进9米后，向盾尾注入30方以上惰性浆液，观察注浆压力，上升至3bar后可继续掘进，6环内注入正常9~5.2.4带压换刀结论（1）此地层在无水浸泡的情况下能基本保持自我稳定，在有水流时地层中的细沙随水流动，稳定性大为削弱。（2）注入的膨润土在刀盘未转动的前期，可在乱石层面上形成泥膜依附于掌子面，但无助于土仓内压力保持，当刀盘转动和遇水浸泡后，膨润土变质失效。（3）根据水位高低，高压空气可以起到减缓周边水流入土仓内的速度，一定程度上可以排开土仓内地下水，目前水位使用0.5～0.7bar的压力可保持土仓内干燥无水，地层可支撑3-4天时间不塌陷，气压小于0.4bar时排水困难。（4）正面滚刀可在12点位置更换。（5）刀具的磨损情况为，边滚刀25#以上严重磨损，均匀磨损至刀具基本报废，有2把偏磨；齿刀磨损严重，边刮刀磨损严重，与圆周25#26#滚刀间最为严重，螺栓孔磨损无法更换；25号以下滚刀均匀磨损，均可修复；中心滚刀磨损量小，中心齿刀齿头磨损完。（6）共40m3（7）对刀具检查更换地点进行合理预测，对选定地面进行观察，确定盾构机上方的管线，地质钻探孔，降水井等泻压通道堵死。（8）在进入土仓后严禁使用高压水冲洗刀盘，清泥饼等。6盾构穿越施工对建筑物影响研究6.1盾构穿越建筑物工程概况6.1.1盾构穿越冶金宾馆冶金宾馆于98年竣工，竣工图显示：楼层结构为四层砼框架结构，基础类型为独立柱基扩大头端承人工挖孔桩，埋深在8.6～13.08m，绝大多数桩长9～10米，位于隧道正上方3～4米，其中有1根长12.85米的桩