最新泥水盾构技术

最新泥水盾构技术内容摘要：

(顶部的过剩泥水压力 =Δ Pf) M1=(D2/2+D178。 l)Δ Pf+(D3/3+D2178。 l/2)(γ fγ w) ⑦平衡式 (Fs：安全系数 ) 式中 γ土的单位体积重量 (t/m3) c 土的内聚力 (t/m2) φ土的内摩擦角 (度 ) B图 B中 的 ab 长度 (m) α试验常数 = K土压系数 = 第二章 四、在砂性土层中盾构开挖面稳定性研究 1 刀头之间开挖面稳定性课题的提出 当泥水盾构工法用于砂性土层时，对于开挖面的稳定机理，通常都是将作用于开挖面的地压分为地下水压和有效土压两部分，并用泥水压力对它们进行抗衡。 对于其中的有效土压部分，当开挖面有不透水性泥膜完全形成，而且将泥膜介入到开挖面处的压力抗衡时，常通过泥水压和地下水压之间的差压的有效作用，来谋求开挖面的稳定。 并采用这种思考方式来设定泥水压力和对泥水质量进行管理。 但是，切 削刀头每隔 15～ 45秒的间隔时间就对开挖面进行一次切削，因此开挖面在一定程度上受到泥水的渗透并使地下水产生流动，提高开挖面土体的孔隙水压。 特别是原来被认为在泥膜形成性好、有效泥水压易形成的透水性小的砂性土层，对于象现场这样长距离的排水情况，不如大幅度提高孔隙水压，使有效泥水压力变得很小。 因此，提高这样的孔隙水压成为开挖面稳定的首要问题。 (1)在现场开挖面土体中孔隙水压的上升状况 在日本福冈市高速地铁 1 号线博多至机场之间的延伸工程，采用直径 泥水盾构掘进，覆土深度为 5～ 10m。 根据当时随着掘 进测定的孔隙水压的变化和土体扰动的事例为依据，探讨过剩孔隙水压的发生量和开挖稳定之间的关系。 在量测断面的孔隙水压计和变位计的设置位置及土质构成情况见图 14。 图 15 是随着盾构的掘进在量测断面 CE上的各地层孔隙水压的变化情况。 图 15 中，遇到开挖面经过的土层即花岗岩风化砂土 (渗透系数为 1179。 104cm/s)，其中的孔隙水压 (CEP4和 CEP5)随着盾构的接近逐渐上升，从通过开挖面的前一天开始就急剧上升。 此外，在通过开挖面前30min(约 60cm 距离 )，盾构中心位置的孔隙水压 (CEP5)为 ，对于设定的泥水压力 来说，有效泥水压就显得很小，仅为。 在冲积砂性土 (渗透系数为 1179。 103cm/s)和洪积砂性土 (渗透系数为 1179。 103cm/s)的孔隙水压中 (CEP CEP CEP3)，即使盾构接近几乎也不发生变化。 这是因为砂层处在开挖面地层外，并且渗透系数比开挖面土层为花岗岩风化砂土的要大一位数。 图 14 量测断面处土质及其孔隙水压计和变位计的设置位置 图 15 盾构掘进时各地层孔隙水压历时变化曲线 图 16 为设置在盾构通过的上部地层中的变位计和在花岗岩风化砂土中的孔隙水压计所显示的变化曲线。 图中可看出，孔隙水压从急剧上升的一刻起，各变位计显示出沉降。 但在即将通过开挖面之前，能看到隆起。 以上结果表明，在象花岗岩那样透水性小的地层中，根据泥水的渗透情况被认为孔隙水压在离开挖面有相当距离前开始大幅度上升，在开挖面附近因有效泥水压变得很小，土体强度下降，在到达开挖面前一天附近发生了轻微土体沉降。 但是，考虑到这种沉降在以后没有大的增加，相 反在即将通过开挖面前，开挖面土体出现隆起，这是因为刀头压力被传到开挖面压力过大引起的缘故。 此外，根据东京的报告，在孔隙水压测定现场，有效泥水压为差压的 10%左右。 因此，通常在泥水盾构中，作为对抗开挖面土压的那部分压力，泥水压力的效果极小，主要是依靠刀头压力。 图 16 量测断面处孔隙水压和沉降历时变化曲线 (2)盾构刀头对开挖面的挤压力及在刀头之间开挖面稳定性方面产生的问题点 与开挖面稳定有着密切关系的刀头，其对开挖面的挤压力相当于作用在全部刀头上的合计推力。 但在盾构施工中，直接测定刀头合计推力的事例是极少的。 即使在上述日本福冈地铁也不进行直接测定，因此用图 14 所示的土质常数和下述方法推定刀头的合计推力。 作用在全部刀头上的合计推力 Fb 从 (1)式中求得。 此外，将 Fb换算成开挖面 平均单位面积的刀头压力 fb从 (2)式中可求得。 即： Fb=Ft(Fp+Fs+Fs1+Fc) (1) fb= (2) 式中： Fb— 作用在全部刀头上的合计推力 (tf) Ft— 总推力 3900(tf) Fp— 盾构壳体和土体的摩擦阻力 827(tf) Fs— 管片和盾构壳体的摩擦阻力 33(tf) Fs1— 由泥水压力产生的反作用力 1552(tf) Fc— 后方车架的牵引阻力 20(tf) Fb— 刀头压力 (tf) A— 盾构掘进机的断面积 (m2) 所以，开挖面平均单位面积的刀头压力 fb为： Fb： =3900(827+33+1552+20)=1468(tf) fb： =1468247。 =(tf/m2) 其次，除了盾构中心位置的地下水压，静止土压 p K0=1sinφ = 由此： p=K0(γ 1h1+……γ shs) (3) =179。 (++++)=(tf/m2) 因此，刀头压力可以推定为。 它是比静止土压。 此外，如果说该压力作用使开挖面得到稳定，不如说有 点推压倾向。 在其它现场刀头压力的推定值也显示颇大的值。 由于作用在全部刀头上合计推力的大小非常重要，最好能直接测量。 以上所述，对于开挖面有效土压，尽管有效泥水压力很小，用刀头压力可以对抗，但是刀头与刀头间的开挖面由于刀头压力不直接作用并且有效泥水压力非常小，所以如何维持刀头间开挖面稳定还不明确。 本节就有关刀头之间开挖面部位的开挖面崩塌试验和刀头间开挖面稳定机理及该稳定所需要的压力(有效泥水压力 )的大略值等事项进行探讨。 2 刀头之间开挖面稳定性实验 刀头之间开挖面部位稳定所需要的有效 泥水压的大小，在泥膜被形成的静止实验中也能求得。 但是，因和实际盾构的刀头间部位的开挖面高度有很大差异，所以有必要进行以下三种静态实验，了解其一般的稳定机理和泥水对稳定起到更重要的作用。 首先，用水和泥水做加压开挖面实验 (以后称水加压实验和泥水加压实验 )。 随后，为了验证泥膜效果，在使开挖面形成泥膜后，在土舱内用水置换泥水，然后进行加压实验 (以后称泥膜水加压实验 )。 为了得到对开挖面稳定所需要的压力，曾进行过若干静态模型实验。 在一系列实验中，作为释放开挖面内应力方法，以往均采用将加压板后退到开挖面后方的方式。 这种方式有可能因初期崩塌时砂土的堆积而影响其随后的崩塌，所以实验装置中将加压板作成拉门式的插板，并且崩塌土能全部落入实验装置的土舱内。 (1)实验装置 实验装置由土槽、泥水箱及回流水箱组成。 装置概况见图 17。 图 17 实验装置 土槽高 90cm，长 80cm，宽 40cm，是泥水盾构刀头之间开挖面和土舱的模型装置，开挖面与土舱之间由拉门隔开。 刀头之间的宽固定为 40cm，高是随拉门前插板高度的变化可调整到 5cm、 10cm、 20cm。 在土槽上部装有供上方加荷用的橡皮气囊。 此外，将土槽侧面的一方装有透明的丙烯板以便能观察开挖面土体破坏形状。 其次，在开挖面后方的土槽壁面上有排水层，来自开挖面的渗透水是从排水层流入可供排水用的回流水箱后溢流出去。 在土槽壁面上设有测定孔隙水压的孔隙水压计和皮托管。 为了能 测定上方加荷压力，在土舱的顶部安装了土压计。 此外，在土舱内距底部 20cm 处配置了测定泥水压力的压力计。 泥水箱是丙烯材料制成的圆形筒体，用钢丝绳悬吊，通过尼龙管和土舱连接。 此外，无级卷扬机和变位计能将水箱在毫米单位的精度内上下移动，由此可以测定出土舱内的压力变化范围为 0～ ，其误差在177。 以内。 回流水箱是用透明的丙烯材料制成的圆筒形可计量的水箱，其作用是可调整土槽内所定地下水压，由两根尼龙管和土槽内排水层连接。 (2)试验用地层的土料和泥水的使用 用作开挖面地层的 试样土为丰浦标准砂土。 地层压实方法，是先将砂土沉入水中，再从下部抽水，尽可能每次制成均一的地层。 砂土性状见表 6。 丰浦标准砂土性状 表 6 孔隙比 e 比重 Gs 干燥密度ρ d(g/cm3) 水中密度 ρ sub(g/cm3) 渗透系数 k(cm/sec) 179。 102 实验时使用的泥水材料，选用群马县产 300 号膨润土，泥水浓度用水重量比表示为 14%。 作泥方法，用搅拌机搅拌 10min，养护 20h， 在实验开始前再搅拌 3min。 使用的泥水特性见表 7。 膨润土泥水特性 表 7 比重 漏斗粘性 (sec) 屈服值 (lbf/100ft2) ～ 77～ 83 27～ 33 (3)实验方法 水加压实验和泥水加压实验，都是将土舱内的水压或泥水压力保持在 的设定压力，并在土层上方加荷载。 同时使回流水箱在开挖面作用 的地下水压，实验便开始。 随后，拔掉隔离土层和土舱之间的拉门插板，拔门终了后，当达到规定的 孔隙水压时，逐步下降泥水箱位置的高度，以减低土舱内的压力。 记录开挖面崩塌时的土舱压力，并观察崩塌状况。 接下来进行泥膜水加压实验，将土舱内泥水压力保持在 的设定压力，在土层上方加荷载。 同时由回流水箱产生地下水压，拔掉拉门插板。 此后，确认泥膜已被完全形成后 (在排水面的流量 =0)，用水完全置换土舱内泥水。 置换终了后，逐步降低土舱压力，一旦开挖面崩塌，记录和观察崩塌时的土舱压力和崩塌状况，当崩塌波及到土层上端时，实验结束。 此外，在各项实验中，每隔 30秒钟测定土舱压力、孔隙水压和土压。 3 刀头之 间开挖面的崩塌形状和稳定压力的比较 (1)崩塌形状 ①水加压的场合 图 18 的刀头之间的高度为 20cm，上方加荷载压力为 ，用 土舱压力和 地下水压状态使水渗透，根据渗透力确认开挖面处于稳定后，然后逐渐降低土舱压力观察开挖面的崩塌形状。 图中，当压差 (土舱压力 土槽排水端孔隙水压 )下降到稍低于 时，直立着的初期开挖面的砂土粒子开始连续落下，首先在图中②所示的形状处 (初期崩塌 )停止。 这种初期崩塌时的水力坡度为 i=。 若进一步将压差降低 到稍低于 时，则再次开始砂土落下，在③处停止，压差为 和 时，分别在④、⑤形状处停止。 压差越小崩塌形状越大。 随后，只要将压差降低到略小于 时，就发生了波及至土层表面的最终崩塌。 图 18 刀头间开挖面崩塌形状 (水加压 ) 此外，仅将刀头之间的高度变化成 5cm和 10cm 时，开挖面崩塌形状仍进展到如图 18 所示的同样崩塌轨迹，直至土层表面。 即是说变化刀头之间的高度，崩塌形状也为相似形。 无论刀头之间的高度多少，崩塌领域顶部的宽度均约为刀头之间高度的 倍，开挖面底部起始角均约为 45176。 ，如一旦变成由图 18中的虚线⑤形状，就发生了最终崩塌。 表 8是将刀头之间高度变化成 5cm、 10cm 和 20cm 时发生各种崩塌形状的压差。 刀头之间高度和稳定压力 关系 表 8 稳定压力 MPa 刀头之间高度 20cm 10cm 5cm ① ② ③ ④ 最小稳定压力⑤ 表 18 中，刀头之间的高度即使变化，初期崩塌时的压差也几乎相同，但其它崩塌时的压差同刀之头间高度呈比例关系。 ② 泥膜水加压的场合 和上述 (1)相同刀头之间的高度为 20cm，在上方加荷载压力 、土舱压力 、地下水压 状态下，用泥水取代水进行加压，使不透水性的泥膜形成以后，将土舱中的泥水用水置换后，调查影响稳定压力的泥膜效果。 崩塌状况表现为，逐渐降低土舱压力，没有发生如水加压那样的阶段性崩塌，压差一旦比 (1)小，达到 时，土层表面部则会崩塌。 这时，这种压差因是有泥膜的有效压力，所以也是最小有效稳定压力。 崩塌，首先开始崩落开挖面表面的泥膜和砂土粒子，随 后和水加压时相同。 图 18 所示崩塌形状轨迹直至土层表面崩塌。 此外，任何刀头之间的高度的崩塌形状为相似形。 ③泥水加压的场合 泥水加压也和 (1)、 (2)有相同的初期状态，用泥水加压开挖面，此后，逐渐降低土舱压力。 开挖面的崩塌形状见图 19。 图 19 刀头之间开挖面崩塌形状 (泥水加压 ) 崩塌状况和泥水膜加压有不同的阶段性崩塌，压差 (有效压力 )比 (2)更小，下降到 时发生了土层表面的最终滑崩。 此外，滑动砂土成大象鼻子形状的土块并落进土舱。 崩塌形状，因在开挖面底部的直立角约 55～ 65176。 ，与水加压或泥膜水加压形成了不同的形状。 并且无论是怎样的刀头间距，崩塌形状均为相似形。 (2)刀头之间的高度与开挖面的稳定压力 图 20，上方加荷载压力是 ，显示了将刀头之 间的高度变化为 20cm 时的水加压、泥膜水加。