三連體泥水盾構(gòu)施工實例

1、三連體泥水盾構(gòu)施工實例三連體泥水加壓式盾構(gòu)是泥水加壓平衡盾構(gòu)的新發(fā)展，當(dāng)今已有把泥水加壓平衡理論運用于三圓盾構(gòu)來施工埋深較大地鐵車站的施工實例，見照片36、照片37。本章主要敘述三連體泥水加壓式盾構(gòu)首次在地鐵車站中施工的有關(guān)技術(shù)。照片36 三圓盾構(gòu)掘進機建設(shè)地鐵車站示意照片37 三圓盾構(gòu)車站建成后運營模式第一節(jié) 三連體盾構(gòu)及其管片1、 日本大阪商街公園地鐵車站工程概況日本大阪商街公園地鐵車站(Osaka Business Park)是大阪市地鐵7號線工程中施工難度最大的一個車站，處在地下32m左右，因此也是大阪市地鐵中最深的一個車站。這座車站總長155m，位于IMP摩天大樓及盾構(gòu)法施工的大斷面

2、下水道隧道(弁天下水道干線)的正下方，處在深度大、水壓高的易塌方地層中，見圖255。該車站采用了世界上首次在實際工程中應(yīng)用的三連體泥水加壓式MF盾構(gòu)施工法。車站的結(jié)構(gòu)形式分為兩大部分，即工作井及隧道部分。該工區(qū)的地質(zhì)條件為沖積層和洪積層(粘土與砂土的大阪層互層)，隧道覆土27m，水頭壓力0.15MPa，盾構(gòu)拱頂部為洪積砂土(均勻系數(shù)35左右)，下半部分為粘土層。圖255 商務(wù)停車場車站平面圖和斷面圖2、 三連體泥水加壓盾構(gòu)掘進機盾構(gòu)由三個圓形橫向搭接疊合而成，正好構(gòu)成橫向三連圓斷面的結(jié)構(gòu)體，見照片38、照片39、圖256。該盾構(gòu)為泥水加壓式體系，每個圓形體的大刀盤為獨立體系的轉(zhuǎn)動機構(gòu)。中心圓大

3、刀盤比兩側(cè)刀盤圓體超前1.4m，三個大刀盤的支承方式均為中心軸支承方式，三個泥水室及三個舉重臂也是三個獨立體。因此被稱為“3刀、3室、3臂、3孔盾構(gòu)”。盾構(gòu)的送排泥水處理系統(tǒng)見圖257。照片38商街公園地鐵車站使用的三圓盾構(gòu)掘進機照片39 三圓盾構(gòu)掘進機結(jié)構(gòu)示意圖(模型)圖256 三連體泥水加壓平衡盾構(gòu)基本構(gòu)造圖圖257盾構(gòu)送排泥水處理系統(tǒng)3、 三連體泥水加壓盾構(gòu)管片形式及拼裝順序圖258三連體盾構(gòu)管片拼裝順序車站范圍內(nèi)的盾構(gòu)法施工長度107m，DC管片共計105環(huán)(105m)，一次襯砌均采用球墨鑄鐵管片。除站臺的拱頂部外，其余部分原則上不予考慮二次襯砌，日后僅作內(nèi)部裝修處理。管片圓環(huán)接點處的

4、軸向力垂直分力由站臺立柱承擔(dān)。立柱間距為4.0m，管片的環(huán)寬為1.0m，立柱間隔中間部分的管片圓環(huán)連接點處的軸向力合力由縱向梁(工字鋼勁性鋼筋混凝土梁)向立柱端部傳遞。每一整環(huán)由14塊管片拼裝而成，14塊管片的分塊形式為：8A+A2+A3+2K1+2K2，環(huán)間拼裝形式為錯縫式，搭接長度為14.1°圓心角弧長。管片的斷面形狀為(外弧側(cè))凹形，為解決盾尾與外弧間的連續(xù)密封性，鑄鐵管片的外弧面凹槽內(nèi)由混凝土預(yù)先充填密實，構(gòu)成類似于復(fù)合管片的形式。管片拼裝的順序見圖258。第二節(jié) 三連體盾構(gòu)出洞和進洞處理技術(shù)1、 盾構(gòu)出洞處理(1) 洞口土體處理盾構(gòu)出洞處上部正好是松下IMP (Intern

5、ational Market Place)大樓，出洞時的沉降控制要求很高，洞口保護的處理工作在大樓的地下室中進行，縱向6.5m范圍內(nèi)的地基采用滿堂高壓噴射樁(CJG)處理，樁徑為1.6m?？紤]到盾構(gòu)剛進入土體時，盾構(gòu)工作面超越CJG處理區(qū)后，有可能會產(chǎn)生涌水，因此在CJG處理區(qū)的前方6m左右采用了凍結(jié)法(管間隔為1m)作隔水處理，以確保盾構(gòu)出洞的安全性。(2) 工作井洞口密封套圈處理盾構(gòu)出洞用密封套圈采用的是日本近年來常用的橡膠板+翻板的密封形式。該形式的橡膠板起到套圈密封作用，翻板可防止橡膠板從盾構(gòu)與洞口夾檔間隙內(nèi)外翻，橡膠板為10mm厚的纖維加強板。三連盾構(gòu)外弧圓形接點處為30cm左右的凹

6、槽，施工部門在預(yù)先實體模型試驗中，發(fā)現(xiàn)該處是密封的薄弱點。因此在實際盾構(gòu)出洞時，密封套圈采用了局部氣囊充氣的形式。該氣囊可使凹槽局部的密封套圈與盾構(gòu)外殼板強迫密貼，達(dá)到了理想的密封效果。2、 盾構(gòu)進洞處理盾構(gòu)進洞時要求對相關(guān)區(qū)域的土體進行改良加固，該工程中將采用的方法是：分別在A、B、C三個區(qū)域內(nèi)進行處理。(1) A區(qū)域CJG處理在離盾構(gòu)接收井井壁4.4m范圍內(nèi)，采用CJG方法作地基改良，CJG處理后的土體在拆除洞口連續(xù)墻后，具備自立和擋土條件。(2) B區(qū)域化學(xué)注漿在離井壁4.47.4m的范圍內(nèi)，對洪積砂層化學(xué)注漿處理，化學(xué)注漿處理的目的是：使砂土層在化學(xué)材料的凝固和充填條件下可防止土體產(chǎn)生

7、流砂和涌水現(xiàn)象，以達(dá)到盾構(gòu)進洞時洞口土體穩(wěn)定的目的。(3) C區(qū)域砂漿回填在預(yù)定洞口部的連續(xù)墻拆去后，在該孔口部2.0m厚度內(nèi)，以及在井內(nèi)側(cè)附加2m厚(共計4m)范圍內(nèi)回填低強度砂漿，使盾構(gòu)工作面能在常壓條件下進入接收井，待盾構(gòu)尾部空隙注漿處理結(jié)束后，抽除泥水室內(nèi)的泥水，然后拆除低強度砂漿澆灌時的支撐模板，鑿除低強度砂漿，使盾構(gòu)外殼與井壁固定。最后拆除盾構(gòu)內(nèi)部設(shè)施，在盾構(gòu)外殼內(nèi)側(cè)澆搗鋼筋混凝土襯砌。第三節(jié) 三連體盾構(gòu)泥水管理技術(shù)三連體盾構(gòu)掘進機掘進中的開挖面穩(wěn)定與原來的單圓形盾構(gòu)掘進機的相同，要求對泥水壓力和泥水物理性質(zhì)(粘度、比重)進行適當(dāng)管理。本盾構(gòu)掘進機中的三個土倉，在分別對干砂量及偏差

8、流量進行管理同時，還安裝了復(fù)數(shù)連通孔，以消除各土倉間的差壓。1、 三個獨立土倉中的泥水管理在泥水方面，設(shè)一路(300mm)總進泥水管道經(jīng)分岔管分成三路(200mm)，再送往各土倉，排泥水管設(shè)三路管道，在各個土倉上分別設(shè)置開挖面水壓計、電磁流量計及密度計，見圖259。圖259 泥水流體輸送路徑及平衡送泥水泵P1，具有即使泥水濃度產(chǎn)生了變化也能保持一定照片 40連通孔流速的功能。為了控制土倉間產(chǎn)生的壓力差，不僅設(shè)置了連接各倉室的連通管，還在隔壁上配置了復(fù)數(shù)連通孔，見照片40。本盾構(gòu)掘進機管理系統(tǒng)的特征是，能分別設(shè)定開挖面水壓和進排泥流量等，能對掘進中的干砂量及偏差流量進行土倉的整體或分別管理。2、

9、 泥水的物理性管理泥水的粘度，其漏斗粘度在25s以上，為了防止排泥管堵塞，將上限50s以下作為目標(biāo)值進行管理，在出洞防護的地基改良區(qū)間，可看到泥水中混入水泥成份后泥水粘度呈上升趨勢。一進入自然土層后，盡管掘進結(jié)束，因土體粘土成份的影響，而使泥水粘度有若干的上升，但能維持在目標(biāo)值范圍內(nèi)，此時的密度為1.2± 0.05g/cm3，見圖260。圖260 泥水的物理性管理(密度·粘度)3、 開挖面泥水壓力自然地基區(qū)間的泥水壓力為水壓+0.30.4kgf/cm2。它是以水壓+上半部洪積砂層的主動土壓力所設(shè)定的值為基礎(chǔ)的。為了確認(rèn)泥水的加壓效果，在接圓部上部的1.4m處(36環(huán))埋設(shè)了

10、孔隙水壓計。孔隙水壓在盾構(gòu)掘進中上升，一旦停止掘進就回復(fù)原狀。該狀況可在盾構(gòu)開挖面靠近孔隙水壓計15m的時刻就可觀察，在最大孔隙水壓力上升至0.15kgf/cm2左右，盡管與開挖面水壓保持0.2kgf/cm2以上的壓力差，但至少能從孔隙水壓計上判斷在外側(cè)是否穩(wěn)定，見圖261。圖261 盾構(gòu)掘進機通過土體時的孔隙水壓變化4、 干砂量與偏差流量各個土倉的開挖面水壓在24%左右范圍內(nèi)變動，各土倉間的差壓納入儀器的誤差范圍內(nèi)。三個土倉的干砂量和掘進量的相互關(guān)系都被納入±5%的管理界限內(nèi)，只要對進排泥系統(tǒng)進行調(diào)整，各土倉都能處于充分的管理狀態(tài)。左右土倉相比，偏差流量來自中央土倉的逸水略多些，并

11、引起泥水從中央到左右土倉的流動，但該情況屬于在實用中不受到影響的范圍。通過復(fù)數(shù)排泥系統(tǒng)，連通管及連通孔的組合，不僅能控制開挖面水壓在倉室之間的差壓，還可以分別進行干砂量的管理。作為掘削對象的上部洪積層，其 粒度組成差，滲透系數(shù)為2×10-2圖262 偏差流量及干砂量管理cm/s,因而難以產(chǎn)生逸泥，見圖262。第四節(jié) 壁后注漿與地基穩(wěn)定技術(shù)在壁后注漿方面，開發(fā)了四處同步壁后注漿方法。在注漿材料上，采用了雙液急凝性加氣砂漿(仿凝固性)。1、 注漿材料在注漿材料方面，從拌漿設(shè)備開始壓送到充填盾尾孔隙止，要求具有優(yōu)越的壓送性、難于硬化性和注入后不久兼有流動性和粘性的可塑性膠凝，并在

12、充填后能具有足夠的強度及不產(chǎn)生壓密脫水性質(zhì)的材料。為此采用了加氣系雙液壁后注漿材料，見表76。1m3 標(biāo)準(zhǔn)配比壁后注漿材料 表762、 同步壁后注漿同步壁后注漿，其注漿管根數(shù)和設(shè)置位置很重要，要求對可能發(fā)生土體坍方的上方接圓部進行迅速注漿。當(dāng)掘進速度為20mm以下，或注漿率為150%以下時，根據(jù)初步試驗的討論結(jié)果也是當(dāng)超過四個注漿處注漿時，相當(dāng)于一個注漿處的注漿量是少的，其主要原因是注漿管堵塞。因此注漿管位置設(shè)四處，外加兩處備用注漿管，共在六處設(shè)置了注漿管，見圖263。圖263 后背注漿壓力的降低曲線3、 壁后注漿的管理對于壁后注漿的管理，其注漿率為120%以上，自動閥裝置壓力計的注漿壓力為3

13、4kgf/cm2(上限值5kgf/cm2)，并以上下方接圓部為主從四處進行了注漿。由于本盾構(gòu)掘進機外周長度較長，通過用初期實驗計算的移動注漿壓力的壓力損失和由設(shè)置在同步注漿管前端的土壓計測定實際施工時的注漿壓力，解析周圍注漿壓力的分布狀態(tài)，并通過反饋上述情況，進行了注漿壓力的設(shè)定。在此，注漿材料流動時的壓力損失為0.125kgf/cm2左右。注漿量和注漿壓力的分布，在初期注漿階段和將要到達(dá)時，注漿量有些不均，但在通常掘進時呈較穩(wěn)定的注漿狀態(tài)，注漿壓力大致管理在3.05.0kgf/cm2內(nèi)。注漿率，根據(jù)大氣壓力換算為140%左右，而加壓后的實際注漿率為125%，見圖264。 圖264

14、壁面注漿量和注漿壓力的分布4、 壁后注漿的充填性由于三連體盾構(gòu)的盾尾孔隙大，良好的注漿材料對于盾尾的充填性是很重要的。因此就注漿材料充填狀況的確認(rèn)方法，主要有從注漿孔進行直接調(diào)查的方法和新開發(fā)的采用無損調(diào)查的方法，如新的超聲波法充填管理方法，并對其有效性進行確認(rèn)。第五節(jié) 盾構(gòu)掘進機姿態(tài)控制盾構(gòu)掘進機姿態(tài)的前傾、平面偏移通過盾構(gòu)千斤頂操作盤的編組是可以充分控制的。由于盾構(gòu)掘進機尾部是用略偏左上姿態(tài)開始推進的，根據(jù)姿態(tài)控制的模型實驗結(jié)果的三個面板都試著用右旋轉(zhuǎn)來控制，但是偏轉(zhuǎn)非但沒能消除，還呈進一步加劇的趨勢。作為消除偏轉(zhuǎn)對策，通過盾構(gòu)千斤頂對角編組控制以及仿形刀的使用，進行偏轉(zhuǎn)角的修正。但作為今

15、后的課題，仍需要確立一個強有力的偏轉(zhuǎn)控制方法。此外，盾構(gòu)掘進機的蛇行，控制在管理值(±5%)范圍以內(nèi)，見圖265。圖265 盾構(gòu)姿態(tài)控制第六節(jié) 地層變形和對鄰近構(gòu)筑物影響1、 地層變形和對IMP大樓的影響隨著盾構(gòu)掘進機的靠近,其沉降從盾構(gòu)掘進機前端的開挖面到達(dá)距測點約3.3m時開始，當(dāng)盾構(gòu)掘進機在通過測點時，沉降在進行；當(dāng)盾構(gòu)掘進機通過后沉降傾向還在緩慢地持續(xù)。大概至沉降結(jié)束止的總沉降量為極其微小的數(shù)毫米左右。隨著盾構(gòu)掘進機的掘進而產(chǎn)生的地基沉降，大致可分為開挖面前方的早期沉降、盾構(gòu)通過時的初期沉降及通過后的后續(xù)沉降，見圖266、表77。圖266 盾構(gòu)通過時初期沉降和通過后的后期沉降

16、不同時期的沉降及比率沉降時期發(fā)生部位原因沉降量（mm）比率（%）早期沉降開挖面泥水壓力不足泥水變動推力不足泥水的變0.10.6平均0.3 7初期沉降盾構(gòu)掘進機磨擦切削刀泥水壓力的臨時變動2.43.5平均3.0 70盾尾孔隙壁后注漿壓力的變動與變化盾構(gòu)千斤頂?shù)牟僮饕淮我r砌由注漿壓力與土壓產(chǎn)生的變形后續(xù)沉降壁后注漿一次襯砌周圍地基因壓密與脫水而產(chǎn)生的變形因土壓而產(chǎn)生的變形松動傳遞到周圍地區(qū)0.91.2平均1.0 23注：早期沉降：發(fā)生在開挖面前方；后續(xù)沉降：發(fā)生在盾構(gòu)的影響范圍以外初期沉降，除了釋放盾尾孔隙應(yīng)力外，還可以考慮到在盾構(gòu)掘進機正上方由超挖產(chǎn)生的影響，在刀頭通過至盾尾通過期間，初期沉降基

17、本結(jié)束。初期沉降不僅在掘進中，即使在盾構(gòu)停機時還在進行，其原因是泥水壓力的臨時變動及管片拼裝時的千斤頂操作，但主要還是因三連體特有的形狀而明顯地產(chǎn)生超挖影響，處于易誘發(fā)地基振動的條件之中。此外盾構(gòu)掘進機正上方原有的IMP大樓情況，用設(shè)置在大樓停車場內(nèi)的水準(zhǔn)式沉降儀進行管理，盾構(gòu)掘進機通過各測點后沉降量也在數(shù)毫米左右，立柱間的部材變形角也控制在建筑基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)的一次管理值范圍內(nèi)(0.7×10-3rad)。2、 用有限元解析法值與預(yù)測值對比采用FEM解析法來解析量測斷面的地基沉降，若將其與實測值作對比，那么應(yīng)力釋放率在715%范圍內(nèi)。 圖267 盾構(gòu)橫斷方向上的沉降曲線 3、 橫斷面

18、方向的地基情況在與盾構(gòu)隧道軸線相垂直的沉降槽方向上的沉降形狀，與單圓和雙圓隧道的場合類同，是正態(tài)概率曲線倒置的形狀，并控制在盾構(gòu)主動滑動面范圍內(nèi)(靠近盾構(gòu)機)，坡度為45°-/2的直線與大樓下面交錯的領(lǐng)域，見圖267。4、 弁天下水道干線的情況關(guān)于相隔90cm超鄰近的弁天下水道干線，對下半部采用化學(xué)注漿進行防護。這是因為事先確認(rèn)了通過用化學(xué)注漿改良弁天下水道干線下的地基，對地基的彈性系數(shù)給予大的評價，并且FEM解析中的應(yīng)力釋放率即使在30%的條件下，也納入管渠應(yīng)力的容許值范圍內(nèi)。 圖268 弁天下水道干線橫斷方向的情況 有關(guān)盾構(gòu)通過時的開挖面水壓，在通過弁天下水道干線時，保持在1.6

19、kgf/cm2。通過后，為了防止泥水對兩層連接層部的噴漿，則下降到1.5kgf/cm2。管渠因受事先掘削上部連接層的回彈及化學(xué)注漿影響而呈隆起趨勢，將壁后注漿壓力與已建IMP大樓下進行比較后將注漿壓力定在控制值范圍內(nèi)進行管理。結(jié)果與該大樓下的沉降比較后期沉降比率高，但盾構(gòu)通過后也保持著2mm左右的起拱量狀態(tài)，屬于管理容許值范圍內(nèi)，見圖268。對弁天水道干線內(nèi)部進行凈空斷面的變形狀態(tài)(上下、左右)等量測及二次襯砌裂縫調(diào)查，并確認(rèn)和開始推進前幾乎相同。第七節(jié) 結(jié)構(gòu)應(yīng)力量測1、 立柱托換立柱托換包括對主柱預(yù)加荷載和割除臨時立柱。主柱預(yù)加荷載施工是為了取得縱梁混凝土和管片以及錨定板間的磨合(載荷流暢地

20、移行到主柱)，并在謀求主柱軸力的均一化同時，進行以防止割除臨時柱時的結(jié)構(gòu)體系的急劇變化為目的的施工。調(diào)整下橫梁與主柱間的扁平千斤頂，并完成預(yù)加荷載后，用無收縮砂漿充填孔隙，從起始側(cè)起依次割除不要的臨時柱，見圖269、圖270。 圖269 從一次襯砌到割斷臨時柱的施工順序 圖270 主柱預(yù)加荷載的施工概況 2、 縱梁施工在上方縱梁混凝土與K型管片間，若產(chǎn)生孔隙，會引起主柱在預(yù)加荷載時的應(yīng)力局部集中，或在割除臨時柱時，載荷不能流暢地移行到縱梁等嚴(yán)重影響結(jié)構(gòu)物的現(xiàn)象。對于上方縱梁所使用的混凝土，因要確保其粘合性與K型管片間的一體性，適合使用不離析且不壓實的流動性快的混凝土。在使用時，為了得到預(yù)定的強

21、度、坍落度(持續(xù)4小時)及良好的充填性進行室內(nèi)的相應(yīng)試驗，見表78。 高流動性混凝土配比 表78 W/C(%)W/Pd(%)s/a(%)單位量(kg/m3)WCSDS1S2G高性能減水劑增粘劑509043.717535022852413186814.450.35注Pb:水泥+石粉s/a：細(xì)骨材率(體積比)SD：石灰石粉(30004000cm2/g,Gs=2.73)S1：海砂(Gs=2.56)S2：碎石(Gs=2.57)G：碎石(Gs=2,63)高性能AE減水劑：麻以太150SC增粘劑：粘膠1003、 立柱軸力傳遞在主柱上的預(yù)加荷載，事先進行了荷載試驗，在測定主柱及臨時柱的軸力變化以及縱梁的變位

22、后，按底梁混凝土的承壓力設(shè)定為450tf/根。通過該試驗表明：臨時柱的軸力隨主柱預(yù)加荷載而降低；其影響范圍只涉及主柱前后4m；由地基+(環(huán)+縱梁鋼性)的復(fù)合彈性值為50kgf/cm2左右。完成一次襯砌后的臨時柱軸力參差不齊，但由于主柱預(yù)加荷載的傳遞，相當(dāng)于一根的臨時柱軸力荷重幾乎下降到100tf以下，見圖271。襯砌的設(shè)計，是在最初的上載豎直荷重上再考慮了全部土壓和5tf/m2的偏土壓(按主柱軸力差為90105tf)。割除東西臨時柱后的主柱軸力差最大值，被測定有130tf(平均為32tf)，可斷定設(shè)計值基本上是妥當(dāng)?shù)臄?shù)值，見圖272、表79。 圖271 臨時柱和主柱的荷重變化