最新泥水盾构技术 - 图文

第一章 绪 论 第一节 概述

第二节 泥水加压平衡盾构的发展 第三节 泥水加压平衡盾构分类

盾构法始于英国，自1925年布鲁诺尔(Brunel)在伦敦泰晤士河下首次用一台矩形盾构开挖水底隧道以来，已有170余年历史。在一百多年中，世界各国制造了数以千计的各种类型、各种直径的盾构，盾构掘进机从低级发展到高级，从手工操作到计算机监控机械化施工，使盾构掘进机及其施工技术得到了不断发展和完善。至今，盾构已发展成为软土地层修建隧道的一种专用施工机械，盾构施工法也已成为当今城市隧道和地铁工程中不可缺少的一种施工法。

为了满足城市隧道建设的地表沉降控制和加快施工速度，人们对盾构法不断提出新的要求，20世纪60年代开始先后在英国、日本和德国研究开发了泥水加压式盾构，一改以往传统的盾构施工法大多有赖于气压施工技术来对付不稳定地层的局面。泥水加压式盾构用泥浆代替气压，用管道输送代替轨道出土，加快了掘进速度，改善了劳动条件和施工环境，能较好地稳定开挖面和防止地表隆陷，成为当今一种划时代的盾构新技术。

日本东京湾海底道路隧道采用八台直径14.14m泥水加压式盾构掘进施工并实现海底盾构对接，大阪三连体泥水加压式盾构完成地铁车站施工，标志着当今国际泥水加压平衡盾构施工技术的发展水平。

1996年，上海采用直径11.22m泥水加压式盾构，成功穿越7m浅覆土河床和4.2m超浅覆土软土地层，提前完成延安东路南线水底公路隧道施工，标志着中国隧道施工技术已达到国际先进水平。

第一章 一、概述

泥水加压式盾构是在机械掘削式盾构的前部刀盘后侧设臵隔板，它与刀盘之间形成泥水压力室，将加压的泥水送入泥水压力室，当泥水压力室充满加压的泥水后，通过加压作用和压力保持机构，来谋求开挖面的稳定。盾构推进时由旋转刀盘切削下来的土砂经搅拌装臵搅拌后形成高浓度泥水，用流体输送方式送到地面，这是泥水加压平衡盾构法的主要特征。首台大直径泥水加压平衡盾构掘进机见照片1。

在地面调整槽中，将泥水调整到适合地层土质状态后，由泥水输送泵加压后，经管路送到盾构开挖面泥水压力室，泥水在稳定开挖面的同时，将刀盘切削下来的土砂搅成浓泥浆，再由排泥泵经管路输送到地面。被送到地面的泥水，根据土砂颗粒直径，通过一次分离设备和二次分离设备将土砂分离并脱水后，排去分离后的水，经调整槽进行再次调整，使其成为优质泥水后再循环到开挖面。排出的土砂量由排泥量测定装臵进行测定，由此来推测开挖面情况。对于盾构设备及一系列系统装臵必需进行综合管理。

照片 1世界首台大直径盾构掘进机

泥水加压平衡盾构工法是最适宜于开挖区难以稳定、滞水砂层、含水量高的松软粘性土层及隧道上方有水体的场合。其主要优缺点如下。

优点：

(1)在不稳定地层中当盾构开挖面受阻时，采用泥水加压平衡盾构，能使开挖面保持稳定，确保隧道施工安全；

(2)处在地下水位以下的隧道，能够在正常大气压下施工作业，无需用气压法施工； (3)不会发生类似气压盾构那样的跑气喷发的危险；

(4)泥水加压盾构能适应在较广土层范围内施工，对于气压盾构无法施工的滞水砂层、含水量高的粘土层及高水压砾石层，泥水加压平衡盾构也能进行施工；

(5)对于大直径砾石地层，只需增添粉碎装臵和取砾石装臵便能施工；

(6)因采用管路排泥，井下施工作业环境能保持清洁良好，提高了作业人员的施工安全性； (7)可以分离出能满足适合当地弃土场地和运输方式的含水率土砂；

(8)由于泥水在土层中的渗透性比空气在土中的透气性小，可在覆土较浅的条件下进行盾构法隧道施工； (9)在覆土深及地下水位高的条件下，若用气压盾构施工则要用很高的压力，对施工人员健康不利，用泥水加压平衡盾构施工则无此影响。更由于开挖是密闭的，即使土层发生坍塌和涌水等意外情况，也不致危及整条隧道施工。所以特别适用于地下水位高的不稳定软弱地层中及江河海底下修建隧道的施工； (10)地层的透水性比透气性要小得多，因此在大孔隙地层中施工时可不必用化学灌浆等辅助措施来封闭加固地层，而且也可减少地下水的移动，从而减少由此而引起的地表沉降；

(11)挖土及出土等可全部实现机械化、管道化水力输送，并可在地面上控制，从而改善隧道内作业条件，提高了施工效率；

(12)可避免空压机振动带来的噪声公害。 缺点：

(1)需要土砂分离装臵，其设备费用高，占地面积大； (2)对于微颗粒粘土，需用聚凝剂。

适合泥水加压平衡盾构掘进施工的地质情况： (1)江、河、海、湖泊及运河等水体下地层； (2)滞水砂层、滞水砾石层及其它松散地层；

(3)施工区域内同时存在冲积层粘土和洪积层硬土两种地层； (4)滞水砂砾层和粘性土层的互层地层； (5)高水压层和高承压水层； (6)有大直径砾石的地层；

(7)砾石直径不大，但砾石数量甚多的地层。

第一章 二、泥水加压平衡盾构的发展

20世纪60年代初，穿越天然不稳定和含水地层的隧道工程通用技术有：降水法、气压法、地基加固法和冻结法。其中气压法是最经济有效的，但是由于安全和健康等原因，希望有一种能通过地下水位的无粘聚力土层时不干扰地面和使工人不在气压下施工的新型隧道掘进机，试验过几种不同形式的掘进机。欧洲大陆国家提出“局部气压”，设计了全断面切削头内设有可调节开口的掘进机，以放入恰当的弃土来避免地表的变形。但这种方法对工作面不提供不变的和有规则的支护，隧道和覆盖层的安全完全依赖于机器操作者的调节。接着，英国隧道专家建议在隔舱板前用喷水的“水力盾构”，但水不能支护开挖面，无法阻止开挖面不停地流动。这种情况与充满水的挖槽相类似，从而提出在开挖面用类同槽壁法的支护，而膨润土泥浆可在无粘聚力土槽沟中支护掘出开挖面，这样就诞生了泥水加压平衡盾构掘进机。 1英国体系

1964年英国Mott,Hay和Anderson的John Bartlett申请了泥水加压平衡盾构掘进机原理专利(英国专利号1083322)。英国国家研究和开发公司要求正确使用这种方法，并对这方面研究给予财政上支持。1971年开挖直径4.1m、长140m的试验段。英国体系泥水加压平衡盾构掘进机与同类德国体系相对照，其研制的特征是有长槽的鼓轮状的切削头、提取来自压力室的泥浆，有粗和细两套分离装臵，以及以控制弃土出

口压力(阀或泵)的方法保持开挖面的压力。当时，英国由于缺乏能适合促进这种技术的隧道工程，这种技术的发展受到了限制。 2日本体系

日本工程师相信液体支护隧道开挖面的原理，他们称为“泥水盾构”(即泥水加压平衡盾构)。1970年日本铁道建设公司在京叶线森崎运河下，羽田隧道工程中采用了直径7.29m泥水加压盾构施工，土质为冲积粉砂土层和洪积砂层，N值为2～50，施工长度为865m×2条=1712延米，见图1。

泥水盾构施工现场布臵图

图1 日本羽田隧道工程采用泥水加压盾构施工

为建设东京羽田隧道而研制的这种直径7.29m泥水加压盾构掘进机，在隧道施工中获得了极大的成功，它是当时最大直径的泥水加压平衡盾构。

该施工方法引人注目，尤其在1974年发生化学注浆的药液公害后，对注浆药液的品种进行严格控制，因此对不必采用化学注浆的泥水加压盾构法又作了新的评价。1975年后，该法施工的工程数剧增，到了1981年，用泥水加压平衡盾构法施工的工程数占盾构法施工工程总数的1/3，见图2。

图2 至1982年日本泥水加压盾构销售实绩

图3、图4简要地显示了日本泥水加压平衡盾构工法的占有率、不同外径尺寸的使用台数以及不同场合的使用台数。

图3 日本泥水加压盾构不同外径尺寸的使用台数

图4 日本泥水加压盾构在不同场合的使用台数

1988年JTA研究开发委员会盾构施工法调查小组发表了一份《关于盾构施工法对城市隧道适用性的调查报告》，根据调查报告可看到日本泥水加压盾构的工程现状及发展的最新动向。

就盾构的形式和工程长度而言，表1所示的是从1980年至1985年6年中的盾构工程，按盾构形式分类的施工长度，密闭型是74%(泥水式36%，土压式38%)应用得非常多。

按盾构形式分类的工程长度 表1

形式 长度km 比例％ 敞开型 手掘式 61 9 半机械式 72 10 机械式 18 3 闭胸式 29 4 密闭型 泥水式 261 36 土压式 270 38 表2所示的是开工年度顺序。1980年敞开型是37%，密闭型是63%。

敞开型盾构和密闭型盾构的开工年序 表2

年 度 敞开型％ 密闭型％ 1980 37 63 1981 35 65 1982 30 70 1983 20 80 1984 16 84 1985 10 90 1985年敞开型是10%，而密闭型为90%，最近是尽可能采用密闭型。

表3所示的是密闭型盾构情况，可以了解到1980年和1985年泥水式和土压式的比例在转换，土压式的应用在增加。

密闭型盾构一览 表3

年 度 泥水式％ 土压式％ 1980 68 32 1981 57 43 1982 54 46 1983 39 61 1984 48 52 1985 31 69 图5是各类盾构在各种土层施工的长度，并按百分比的形式来表示。除软岩外，泥水式和土压式的密闭型盾构在粘性土、砂质土、砂砾等各类地层中的应用达60%以上。特别在砂质土地层中密闭型达到86%，其中泥水式(52%)和土压式(34%)应用得较多。

1-手掘式；2-闭胸式；3-半机械式；4-敞开型机械式；5-泥水式；6-土压式；7-板刀式

图5 切口代表性土质盾构的形式

但以开工年度顺序来看，1980年泥水式占73%、土压式27%，1985年逆转为泥水式22%、土压式78%，见图6。可以说明这是由当时土压盾构的技术开发进展迅速所致。

图6 砂质土中密闭型盾构选择的历年变化

对于泥水加压盾构和土压平衡盾构之间的发展关系，日本专家认为“由密闭型盾构发展起来的土压系盾构工法，在日本原有的基础上仍在不断进行改良，其适应范围正在日益扩大。土压盾构工法有加水型、加泥水型；高浓度泥水加压盾构工法；泥浆盾构工法等和泥水加压盾构工法的范畴错综复杂，作为思考方式，对于在开挖面进行泥水加压的方法，将其归类于泥水加压盾构也许是不会错的”。 3德国体系

德国Wayss和Fretag公司意识到膨润土技术所具有的潜在发展前途，开发了同类的膨润土掘进机，称为“液压盾构”，是泥水加压平衡盾构的一种类型。这种泥水加压平衡盾构的支护液体的压力用插入一个气压缓冲层加以控制。用部分隔板将盾构前面压力舱分成两个部分，隔板前面充满着支护液，隔板后面在盾构轴线上部的分格室有一个自由液面。气压缓冲层作用在支护液体上，即可用通常控制气压的机构来保持所要求的液面压力。因此，支护液体面的顶端气压和支护液有相同压力，控制压缩空气就可保证正确的液压。

1974年德国汉堡首次使用这种盾构开挖4.6km长污水总管，并在欧洲城市隧道施工中得到了良好的应用。在大开罗污水工程中也曾使用过这种泥水加压平衡盾构。

第二章 一、开挖面稳定机理

1泥膜形成机理

泥水加压盾构是通过在支承环前面装臵隔板的密封舱中，注入适当压力的泥浆，使其在开挖面形成泥膜，支承正面土体，并由安装在正面的大刀盘切削土体表层泥膜，与泥水混合后，形成高密度泥浆，然后由排泥泵及管道把泥浆输送到地面处理。整个过程是通过建立在地面中央控制室内的泥水平衡自动控制系统统一管理。

在泥水平衡的理论中，泥膜的形成是至关重要的，当泥水压力大于地下水压力时，泥水按达西定律渗入土壤，形成与土壤间隙成一定比例的悬浮颗粒，被捕获并积聚于土壤与泥水的接触表面，泥膜就此形成。随着时间的推移，泥膜的厚度不断增加，渗透抵抗力逐渐增强。当泥膜抵抗力远大于正面土压时，产生泥水平衡效果。 2泥膜形成基本要素

从泥水平衡理论中可以看出，在泥水加压式盾构法施工中，尽快形成不渗透泥膜是一个相当关键的环节。然而，要形成泥膜必须满足下列四项基本条件。

(1)泥水最大粒径——泥水最大颗粒粒径对泥膜形成的效果有很大影响。根据土层渗透系数K的不同要求，泥水最大颗粒粒径亦不同，它们之间必需相互匹配，其关系见表5。

泥水最大粒径与K值关系参考表 表5

土层名称 粗砂 中砂 细砂 粉砂

(2)颗粒级配——颗粒级配对泥膜形成具有很大的影响，最佳的泥水颗粒粒径分布形式必须通过大量实验来确定。

(3)泥水浓度——泥水浓度提高能使泥水屈服值升高，同时能使泥膜的稳定性增强。实验证明高密度的泥水可以产生高质量的泥膜。

(4)泥水压力——虽然渗透体积随泥水压力上升而上升，但它的增加量远小于压力的增加量，而增加泥水压力将提高作用于开挖面的有效支承压力。因此，开挖面处在高质量泥水条件下，增加泥水压力会提高开挖面的稳定性。

3掘进速度与泥膜的关系

泥水加压式盾构处于正常掘进状态时，刀头并不直接切削土体，而是对刀盘正面已形成的泥膜进行切削。在切削后的一瞬间，又形成了下一层泥膜。由于盾构刀盘转速是一定值，而且盾构推进速度最大能力又受到一定限制，因此掘进速度只和切入土体的深度有关，而和泥膜无关。

但是当泥水加压式盾构在不正常掘进状态时，特别当泥水质量和切口水压达不到设计要求时，泥膜需经过较长时间才能形成，这样就约束了掘进速度。高质量泥水形成泥膜的时间为1～2秒。

第二章 二、开挖面稳定的判断方法

泥水加压式盾构在掘进过程中，泥水不断循环，开挖面的泥膜因受大刀盘的切削而处在形成—破坏—形成进施工中开挖面稳定就成为最重要的管理项目之一，它直接影响着隧道施工质量。合理地进行泥水管理、切口水压管理和同步注浆管理，控制每环掘削量是开挖面稳定的必要保证。由于泥水加压式盾构在掘进过程中，开挖面充满泥水，泥水室前侧是切削刀盘，后侧是密封隔墙，四周是盾构壳体，施工操作人员是不可能用肉眼直接观察到开挖面稳定状况。为此，通常采用下述方法对开挖面的稳定状况进行判断。 1土砂量掘削控制

(1)根据地质情况进行理论性的每环掘削量土砂计算

所求得的理论掘削量将作为控制每环实际掘削土砂量的大致目标。 (2)实际掘削土砂量

实际掘削土砂量是通过中央控制室的掘进管理系统，直接显示在计算机屏幕上，它能较真实的反映实际掘削过程中的掘削土砂量。但由于设臵在泥水输送管路系统中用以测定泥水密度和泥水流量的密度计、流量仪等仪器的误差，使实际掘削土砂量因测量精度而产生误差。

为了将系统误差缩小到最低度(控制在测量仪表正常精度范围内)，需在旁路运转时，定期检查校正设备。

地层渗透系数K(cm/s) 1～9×10 1～9×10 1～9×10-1～-201泥水最大粒径(mm) 0.84～2 0.42～0.84 0.074～0.42 ＜0.074 1～9×10 -3 (3)实际掘削土砂量W′(干砂量)与偏差流量Δq的关系 偏差流量Δq瞬时计算式： Δq=Q1-(A〃VS+Q0) 式中：

Δq—偏差流量(m/min) A—盾构刀盘面积(m) VS—推进速度(m/min) Q0—进泥流量 m/min Q1—排泥流量 m/min

上式变换可得到排泥流量计算式： Q1=(A〃VS+Q0)+Δq

由此可见，实际掘削量W′(干砂量)与偏差流量Δq的关系，偏差流量为正值时，盾构处于“超挖”状态，干砂量比标准值大；偏差流量为负值时，盾构处于“溢水”状态，干砂量比标准值小。 (4)掘削量的判断方法

每掘进50～100环后，统计10～50环泥水质量较好、每环掘进后盾构切口上方地面沉降量较小的掘削量，并将统计值输入计算机。在掘进过程中，动态观测本环掘削量曲线与统计曲线的变化情况。

当发现掘削量过大时，应立即检查泥水密度、粘度和切口水压。此外，也可以利用探测装臵，调查土体坍塌情况，在查明原因后应及时调整有关参数，确保开挖面稳定。 2溢水量检查

泥水质量的好坏将直接影响泥膜形成的时间和开挖面的稳定。溢水量是测定泥水浆液质量的一个较好的方法。在延安东路南线隧道泥水盾构施工中认为较好质量的泥水溢水量为6.2×A(l/m〃h)，A为掘削断面积(m)。

当掘削停止时，中央控制室观测单位时间内的累计值，如果泥水溢水量大于6.2A(l/m〃h)，则应检查泥水质量和管路系统泥浆情况。 3利用探测装臵进行土体崩塌检查

为保证开挖面稳定，有必要利用安装在盾构顶部的探测装臵定期进行检查，判断盾构前上方的土体有无松动。一般要求每天进行2～3次的检查，并做好探测记录。

如发现土体有可能崩塌时，应首先对探测结果进行综合分析，并适当增加泥水密度和进行泥水循环。 4地表沉降与信息反馈

地表沉降也是反映盾构正面稳定的一个方面。因此需在盾构掘进沿途布臵沉降测点，跟踪测量因盾构掘进而引起的地表沉降情况。一般每天需对盾构前10～20m、盾构后30～50m轴线区域内的各沉降点进行监测。同时，也应对30～50m以后的各点进行定期测量，直至沉降稳定为止。

开挖面不稳定而产生的地表沉降往往发生在盾构切口前方，这时应检查泥水质量及切口水压。当盾构后方发生较大沉降时，多数是由于同步注浆不足所致，这时应提高同步注浆率，改善注浆效果。 5开挖面水压信号检查

在检查开挖面水压时，应注意检查开挖面水压信号传感器，有时会因为管路堵塞而影响正常采集数据。 第二章 三、开挖面稳定计算

泥水加压式盾构由于是依靠泥水来达到开挖面稳定，以流体输送土砂为特色，并且开挖面经常充满受到水压和比重等控制的泥水，所以必须考虑在密闭加压状态下，由泥水产生的开挖面稳定。泥水加压盾构施工时，开挖面是垂直直立着的土壁，刀盘不断对其切削，不断出现新的开挖面。此外，泥水是循环的流体，具有流动的动态性质。在这些方面，它和地下连续墙的保护面处于静态的泥水状况是不一样的。一般泥水盾构工法是将泥壁(泥浆护壁薄膜)作为媒体，由泥水压力来平衡土体压力，对泥水不作任何调整是很难适用的(优良的泥壁是在一分钟内生成厚度达1mm左右)。然而在刀盘切削时，当泥壁尚未形成以前，泥水仍然会不断地渗透到土体中，这种渗透壁较原有土体良好。

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这种渗透壁不一定非良好的泥壁不可，因此不使用具有良好的泥壁形成性的膨润土事例也很多。根据孔隙的大小、土体的形状等，有时粒子大的粘土更为适当。从经济角度来看，使用现有土体的粘土成份几乎完全是有利的。

泥水也取决于粘土的种类，在溶胶状态下充填开挖面后被循环。可以想象增加压力，一部分在静止的状态下按原样成为半固体，另一部分变成凝胶状。若一旦施加搅拌、振动等，就会再次发生可塑变化，回到溶胶状，具有触变性。这种现象不仅是膨润土，在高岭土粘土等中也已被确认，同时也认识到半固化的凝胶将增加强度。根据震凝现象，轻轻给予剌激，即也可以认为由轻轻加压容易产生凝胶化。但是即便在没有凝胶化前，也可以认为受到加压的密闭溶胶和它自身半固化的凝胶是相同的性状，可以想象在这样的环境中开挖面是很难坍塌的。

泥水是流动体，也许还必须从流变学上来进行探讨，并加以修正。关于液体正在用流动和粘性法则等进行研究，但是对于开挖面的维护要把粘性作为主体，将粘土悬浮液作为泥水的重要性状，简单地说就是糊状的软琼胶物。当加压后，一定要考虑在流动状态下对开挖面产生的影响。

上述开挖面的稳定，按理说是动态的现象，被认为一定要作为流变的现象来解决，在现阶段还没有作为泥水加压盾构工法范畴来加以解决。因此即使是作为作用在开挖面上的土压和水压的想法也还是有差异，由于没有一个统一的衡量标准，所以将村山氏公式、太沙基公式和在藤井氏公式上添加加压部分的公式来分别列出。

泥水加压盾构对开挖面的稳定是由于：

(1)良好的泥水在受到加压后所产生的流体力学和土力学上的力； (2)大刀盘产生的机械推压等力。

由于这些受力情况是随土质、地下水情况以及特性的不同而有很大差异，所以就经常采用泥水加压盾构施工的几种地层的稳定作一论述。

1粘性土层

粘性土层的渗透系数极小。粉砂土、粘土和胶体的微小土粒都是经过电化学结合后形成硬凝胶状，不用说是泥水的渗透，即使是清水的渗透也是不可想象。水土压力合算时，加在其壁面上的力可以根据三角形状的土块塌方的推定来考察，也可以作为溶胶状泥水(也有凝胶状时期)和凝胶状土体的压力问题来考虑。 设Pa(土压)和Pf(泥水压)达到平衡，见图11

图11

则Pa=Pf Pa-Pf=0

其临界高度为：

由此，可得到稳定的安全系数为：

在粘性土层场合，当使用清水时，尽管γf=1(=γW)时，开挖面保持稳定的事例亦不少。 式中：

γ—土体的单位体积重量 H—高度(深度)

Su—土体的不排水抗剪强度 γf—泥水的单位体积重量 q—上载荷重

2砂质土层 (1)干砂

这种场合，没有粘聚力，而与内摩擦角有关。对于渗透壁，从地层土压和泥水压力的平衡来考虑，则

式中：

取稳定安全系数为1，则Pa=Pf 稳定安全系数

松弛的干砂很少，但φ=28°左右的砂土很多，在计算上多数是留有较大的稳定安全系数。砂的场合受到其单位体积重量、内摩擦角以及泥水的单位体积重量的左右。 (2) 含水砂、砾石层

在实际运用中，这是最难对付的一种土层，也是最需要使用泥水加压盾构的土层。根据颗粒级配和含水量，不进行稳定计算的事例也有很多。在开挖面用泥水进行加压，并将该值(通常是0.02MPa相当于2m的液面上升高度)列入计算。有时对松弛的砂，增大加压值，但在实际运用中，太大的压力会促使对开挖面的强制渗透，反而对稳定不利，因此必须注意

式中：

γ′—土的单位体积重量 γw—水的单位体积重量 Ka′—根据有效应力的主动土压系数

加压后，公式中仅 一项是对泥水有利的，当然盾构掘进机位臵越浅越能有效地作用。

3开挖面稳定计算 (1)计算式-1(村山氏公式)

作为一个作用在开挖面上的主动土压力的估算法，考虑到在开挖面上端部的松弛土压，并将开挖面前面的滑动面假定为对数螺线，则有村山氏等学者的二维法。

开挖面上端部的竖直土压q在塑性平衡状态下，由于土拱作用而减少到松弛土压的值。因此太沙基松弛土压公式适用于盾构推进前方，其值可按下列公式计算见图12：

图12

式中：

γ—土的单位体积重量(t/m) C—土的内聚力(t/m) φ—土的内摩擦角(度) B—图12中ab长度(m) α—试验常数=1.8 K—土压系数=1.0

r—从原点到滑动面距离=r0°〃exp(θ〃tanφ)(m)

2

3

r0—D/［sin(π/4+φ/2)exp｛(π/4-φ/2)〃tanφ｝-sinφ］(m)

作用在下回开挖面上的全部土压力PD，是与和它竖直的土压力q〃B、用滑动线围住的部分土块重量W＜作用于滑动面上的反力和阻力有关，可以0点作力矩平衡的公式来求出

lp、lw、la：分别表示从0点至PD，W，a点的距离(m)

由以上公式求PD，随后将点a左右移动，求出最大的PD。作用在开挖面全断面的主动土压P=2PD〃D/3，或者从安全方面考虑，可按P=PD〃D来推算(D：盾构直径)。

关于地下水位以下的土层，则用水中土的单位体积重量进行计算，分开水压部分后再相加。

村山氏等根据许多试验，提出修正式能基本求出滑动面的对数螺线以及上部松动土压，但是因为计算复杂，而且它和上式计算结果的差值是包含在因施工技术以及土质波动等引起的误差范围内，因此，认为用上述简单的公式已足够满足要求。 (2)计算或-2(村山氏公式的应用)

在这里介绍无内聚力的滞水砂层的场合，把二维性试验及施工时的塌方状况作为参考的推算式。 本推算法的基本理论是村山氏等的开挖稳定式和太沙基式的松动土压，作为阻力是用泥水压力插入，以下叙述的开挖面平衡有：作为塌方力由开挖面前方的滑动土块重量和它上部的松动土压；作为阻力由泥水过剩压力(在顶部的泥水压和地下水压的差压)，并作为有关以上三个力的滑动中心点的力矩平衡，见图13。实际开挖面是三维立体形，但考虑安全问题用二维作解析。



图13

图13中，开挖面前方的滑动面形状为对数螺线，若认为在盾构顶端高度形成竖直方向、在下端部形成水平(π/4+φ/2)角，那么滑动面形状基本上可由盾构直径(D)和土的内摩擦角(φ≈φd)决定。滑动土块上方的松动领域也是考虑Ktter-Massau的塑性理论。一方面作为阻力的过剩压力，如考虑其水平成分的合力，就可无视泥水自身的抗剪力。

根据以上的假定，对数螺线形状的各力矩可以由以下公式求出： ①开挖面前面滑动对数螺线 γ=γoexp(θ〃tanφ)

γo=D/［sin(π/4+φ/2)exp｛(π/4-φ/2)〃tanφ｝-sinφ］ ②松动幅

B=γo［cosφ-cos(π/4+φ/2)〃exp｛(π/4-φ/2)〃tanφ｝］ ③开挖面前面滑动力矩

Wf〃lw= ［｛3 tanφ〃cos(π/4+φ/2)+sin(π/4+φ/2)｝

×exp｛3(π/4-φ/2)〃tanφ｝-4sinφ］-w′l′

w′l′是Δ0ac,Δbcd的中心点右转弯力矩，在前方取x，下方取y，就可通过以下公式得到 w′l′=γl′/6｛(ax-cx)ay+(bx-cx)(2bx+cx)(dy-by)｝ ④在滑动土块上方作用的松动土压

2

2

⑤由松动土压产生的力矩

⑥由泥水压力产生的阻力力矩(顶部的过剩泥水压力=ΔPf) M1=(D/2+D〃l)ΔPf+(D/3+D〃l/2)(γf-γw) ⑦平衡式(Fs：安全系数)

2

3

2

式中

γ土的单位体积重量(t/m) c土的内聚力(t/m) φ土的内摩擦角(度) B图B中的ab长度(m) α试验常数=1.8

K土压系数=1.0

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10.2m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臵位臵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1×10cm/s)，其中的孔隙水压(CE-P4和CE-P5)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)，盾构中心位臵的孔隙水压(CE-P5)为0.1857MPa，对于设定的泥水压力0.19MPa来说，有效泥水压就显得很小，仅为0.0043MPa。在冲积砂性土(渗透系数为1×10cm/s)和洪积砂性土(渗透系数为1×10cm/s)的孔隙水压中(CE-P1、CE-P2、CE-P3)，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。

-3

-3-4

2

3

图14 量测断面处土质及其孔隙水压计和变位计的设臵位臵

图15 盾构掘进时各地层孔隙水压历时变化曲线

图16为设臵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81.7(m)

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：=1468÷81.7=18.0(tf/m)

其次，除了盾构中心位臵的地下水压，静止土压p K0=1-sinφ=0.5 由此：

p=K0(γ1h1+……γshs) (3) =0.5×(2.2+3.3+3.9+3.4+5.6)=9.2(tf/m)

因此，刀头压力可以推定为18.0tf/m。它是比静止土压9.2tf/m大得多的压力挤压开挖面。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

2

2

2

2

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，在土舱内用水臵换泥水，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，所以实验装臵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臵的土舱内。 (1)实验装臵

实验装臵由土槽、泥水箱及回流水箱组成。装臵概况见图17。

图17 实验装臵

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臵，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处配臵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0～0.02MPa，其误差在±0.0001MPa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 0.792 比重 Gs 2.65 干燥密度ρd(g/cm) 1.479 3水中密度 ρsub(g/cm) 0.921 3渗透系数k(cm/sec) 1.45×10 -2 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 1.07～1.075 (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0.02MPa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0.01MPa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，逐步下降泥水箱位臵的高度，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0.02MPa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)，用水完全臵换土舱内泥水。臵换终了后，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0.0374MPa，用0.02MPa土舱压力和0.01MPa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0.0087MPa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=2.18。若进一步将压差降低到稍低于0.0062MPa时，则再次开始砂土落下，在③处停止，压差为0.0049MPa和0.0041MPa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0.0038MPa时，就发生了波及至土层表面的最终崩塌。

漏斗粘性(sec) 77～83 屈服值(lbf/100ft) 27～33 2

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0.6倍，开挖面底部起始角均约为45°，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 ① ② ③ ④ 最小稳定压力⑤ 刀头之间高度 20cm 0.0087 0.0062 0.0049 0.0041 0.0038 10cm 0.0089 0.0029 0.00265 0.0025 0.00214 5cm 0.0087 0.0014 0.0013 0.0011 0.0010 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0.0374MPa、土舱压力0.02MPa、地下水压0.01MPa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臵换后，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0.0015MPa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0.0003MPa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55～65°，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0.0374MPa，显示了将刀头之间的高度变化为5、10、20cm时的水加压、泥膜水加压及泥水加压时达到开挖面稳定的最小稳定压力。

从图20中知道刀头之间的高度和稳定压力成一定比例。此外，刀头之间的高度在20cm情况下，对于同水加压时的0.0038MPa相比，泥膜水加压时的0.0015MPa就显得很小，开挖面表面的砂土粒子仅由泥膜来约束，其稳定压力很小。而泥水加压时仅为0.0003MPa，比泥膜水加压更小，显然稳定效果更高。 (3)刀头之间开挖面稳定机理和泥水加压的有效性

从水加压、泥膜水加压及泥水加压的三种实验结果，考察有关刀头之间开挖面稳定机理。

首先，在水加压的条件下，刀头之间开挖面的稳定不是由土舱压力与地下水压力的压差作用，而是由土舱和土槽排水端的水力坡度产生的渗透力在开挖面砂土粒子上增加水平方向压力，来防止开挖面砂土粒子落下。由于一旦降低土舱压力，渗透力就下降，开挖面表面对砂土粒子的约束力不够，砂土粒子相继落下，开挖面受到挖损。这种破坏将不断进展到开挖面内部(初期崩塌)。由于这种初期崩塌是根据渗透力决定开挖面表面的砂土颗粒是否被留在其表面，所以对于稳定压力和刀头之间的高度没有关系。

此外，第一次初期崩塌时的水力坡度是i=2.18。但是，由于现场排水距离长，要承受这样大的水力坡度是困难的。因此，用水加压使刀头之间开挖面的稳定是不可能的。

其次，在泥膜水加压条件下，由于不透水性的泥膜约束开挖表面砂土粒子的落下，因压差十分有效地起加压作用，在开挖面产生抗剪刀。因此，在这种状态下的刀头之间部位的稳定压力，比水加压时小得多。但是一降低相当的土舱压力，压差(等于有效压)就减小，开挖面土层被推出土舱侧，伴有裂缝泥膜的砂土崩落，随后砂粒子不断崩落，崩塌状况和水加压相同。这时，由于压差比水加压的最小稳定压力小，所以不断崩落直至最终崩塌。

图20 刀头之间的高度和最小稳定压力关系

在泥水加压的条件下，也是由被形成的泥膜约束开挖面表面砂粒子移位，压差作为有效的压力作用于开挖面。并且，由于土舱压力降低，即使开挖面表面泥膜崩塌，由于泥水重新组成泥膜的作用和泥水自身粘性抵抗力也能防止砂土粒子崩落，因压差几乎都成了有效泥水压，所以在开挖面内产生剪切抗力，如图19所示刀头之间的开挖面土体发生土块式滑塌。因此，稳定压力变得比泥膜水加压更小。

通过上述实验知道水加压和泥膜水加压时，由于发生开挖面砂土粒子的崩落，稳定压力变大，而泥水加压时，从上述静态实验状况来看，即使开挖面被刀头切削，开挖面的砂土粒子的崩落也能防止。所以有效泥水压力值即使很小，也能达到刀头之间开挖面部位的稳定。因此作为泥水性状期望它尽可能有防止开挖面砂土粒子崩落的约束效果。

4刀头之间开挖面在实际盾构掘进机上的稳定

如前所述，如果使用的泥水能防止开挖表面砂土粒子的崩落，有效泥水压力即使是很小的值，也能达到刀头之间开挖面稳定。为此，调查了实际盾构掘进机中的刀头之间开挖面稳定需要多少程度的有效泥水压力。

以日本福冈地铁为例，泥水压和地下水压的压差在盾构中心是相当大，其值为0.057MPa，而现场有效泥水压力的实测值为压差的7.5%，只有0.0043MPa。这时开挖面地面的变形几乎和图16不同，可以判断用0.0043MPa有效泥水压能保持刀头间的开挖面稳定。因此，要研讨刀头之间开挖面的稳定需要的压力(有效泥水压力)确保在什么值为好。这台盾构掘进机刀头之间的部位的形状，如图21所示是V字形，最大高度是半径5.1m。

表9是运用村山理论求出的变化刀头之间部位的高度后，稳定时需要的加压值。

刀头之间部位的高度和必要加压值关系 表9

高 度 510 400 300 200 必要加压值（Mpa） 0.0101 0.0080 0.0060 0.0040 表9中，求出高度为5.1m时，加压值是0.0101MPa，比相当于加压效果的有效泥水压力的实测值0.0043MPa大。并且0.0101MPa是位于开挖面前60cm的值，若考虑在开挖面表面附近将变得更小，则可认

为刀头之间开挖面稳定所需要的高度要小于2m。

图21 泥水盾构刀头配臵图(福冈地下铁)

作为理由，刀头压力在刀头之间开挖面内部传播，并且由于刀头之间面积是被刀头阻拦形成的V字形，所以易崩塌部分被限定在从开挖面表面起的极浅层处。因此，象这样的开挖面浅层部分的土块稳定所需要的有效泥水压力还不明确，但根据盾构半径大小，可以推定在0.0040～0.0010MPa范围。但是开挖面掘削时使用的泥水，若不能确保必要的有效泥水压力，将可能在刀头间开挖面产生浅层崩塌，因此使用的泥水性状十分重要。

此外，刀头间开挖面稳定和盾构掘进机刀头的配臵状况有关。对于比图21排列更密的场合，必要加压值可以更小，所以在实际盾构中刀头的数量、配臵及切削扭矩等在允许范围内，刀头之间面积越小越有利于开挖面浅层部的稳定。

在砂质土层中，对于泥水盾构的开挖面全体稳定，弄清了并不是象以前想象的那样把泥水压力和地下水压的压差作为有效泥水压，由这一压差来完成稳定，而是根据刀头的合计压力由加压来达成的。此外，刀头压力不直接作用的刀头之间开挖面浅层部分的稳定主要是依靠泥水压力，有关这一稳定的机理和必要的有效泥水压力进行了调查。并且，对刀头之间部位的稳定所必要的泥水压力的作用也进行了探讨。在此，经过实际观察得到以下几点：

(1)从福冈地铁的孔隙水压和土体变形的量测结果来看，根据在开挖面地层发生的剩余孔隙水压，有效泥水压力非常小，在0.0043MPa状态下能保持开挖面的全体稳定。这是因为作用在开挖面的刀头压力比开挖面地层的有效静止土压大，刀头压力有助于开挖面全体的稳定。

(2)泥水盾构的开挖面的稳定，有必要分为由刀头压力产生的开挖面全体的稳定和由有效泥水压力产生的刀头之间开挖面的稳定的两个方面来考虑。

(3)刀头之间开挖面的崩塌形态，在水加压及泥膜水加压时为砂土粒子的落下崩塌，泥水加压时为滑动崩塌。

(4)若对落下崩塌和滑动崩塌的稳定压力进行比较，则滑动崩塌时，为了发挥土体自身具有的抗剪应力而变得很小。为此约束开挖面表面砂土粒子的落下就更为重要，泥水加压的意义更加深远。

(5)若考虑由实际盾构掘进机的刀头配臵所产生的传播到开挖面内部的刀头压力的控制效果，则在刀头之间的面积部位仅表面附近的浅层部分是不稳的，因此对于稳定所必要的有效泥水压力很小。

(6)在开挖面，泥水主要有两个作用，其一是防止受到切削开挖面的砂土粒子的继续落下，使刀头接触土体点的砂土地层得到稳定，并使刀头压力确实扩散传播给开挖面土体内。其二是产生必要的对开挖面的

压力(有效泥水压力)，以防止刀头之间部位的浅层崩塌。 第二章 五、适用土层范围

泥水加压盾构最初是在冲积粘土和洪积砂土交错出现的特殊地层中使用，由于泥水对开挖面的作用明显，因此在软弱的淤泥质土层、松动的砂土层、砂砾层、卵石砂砾层、砂砾和坚硬土的互层等地层中均适用。图22所表示的是适应于泥水加压盾构的地质和N值的关系。

目前泥水加压盾构工法对地层的适用范围正不断扩大，即使处于恶化的施工环境和存在地下水等的不良条件下，由于有相应的处理方法，因而被认为几乎能适应所有的地层。现就下列不同土质，从经济而又安全地掘削施工方面作一比较。

图22 泥水加压盾构的适应地层

1粘性土层

粘土矿物经相互间电化学结合而形成的粘性土层，近似变质了的琼胶块状体，所以由泥水比重和加压带来的力就容易形成对开挖面的稳定，不论粘性土层的软弱状态如何，都适合于用泥水加压盾构工法施工的地层。日本的冲积层和洪积层的两层粘性土层，在敞开型盾构工法中，因开挖面敞开时间过长而引起的开挖面坍塌和弹塑性变形，是很难防止地面下沉的。密闭型盾构工法，因周围土体受到扰动而造成的地面沉降较大，泥水加压盾构在加压时，又用刀盘作圆周切削可解决上述地表沉降的问题，因而泥水加压盾构是最适当的。同时，泥水加压盾构也适用于超出密闭型盾构使用范围的(由于粘性、液性界限和砂的比例等)粉砂土及粘土层。

2砂层

不含水的砂层由于漏浆，就不能保持住对开挖面的加压和稳定。通常，在含有某一数量的粉砂土、粘土的冲积层中，几乎都有一定的含水量，全部都是细砂的地层是少见的，干燥的松弛砂也很少有，由于砂层内摩擦角有许多是在φ=28°左右，所以大部分可用泥水加压来保持开挖面的稳定。松弛的含水量多的砂层，在其它盾构工法中是很难保持土层稳定，采用泥水加压盾构并提高其泥水比重、粘度和压力是适用的。

3砾石层

颗粒级配组成好的密实砾石层开挖面是稳定的，没有必要采用泥水加压盾构。但是对于水分多、不含有作为粘合剂的粉砂土及粘土等，相撞时会发出嗄拉嘎拉响声的砾石层和有大直径的砾石层，若不实行任何措施，就会发生开挖面塌方的事故。因此安装砾石破碎装臵和排砾装臵，增加了泥水加压盾构的适用场合。当使用泥水时，开挖面的稳定就容易保持。在有地下水可能涌出的场合下，管片不再是不能进行拼装了。但若不详细地调查砾石层颗粒级配组成、地层变动情况、地下水涌出量、流量以及砾石的啮合等状况，则是否需要采用泥水就值得考虑了。

4贝壳层

贝壳层很难称为一种土层，但含有水存在于土体中的贝壳很多，同上述砾石层一样更加坚硬，开挖面很难稳定，但使用泥水并用大刀盘挖土就可以成为能适应的地层。

除岩层以外，泥水加压盾构能适用于各类地质的土层，对开挖面难以稳定的土质特别有效，除地层(含水)因素以外，还能克服地面条件和其它地下条件的因素所造成的种种困难而取得成效，譬如上部是河或海等有水体的地方；有道路、建筑物的地方；有土中埋设物和地下结构物的地方，适合于要减少沉降的地方等。在这些场所采用泥水加压盾构，无论在工法上还是经济上都是有效的，见表10。

盾构选型参考表 表10

○原则上通用△应用时需要探讨 盾构型式 条件 土 软弱粘性土 硬盾粘性土 松弛砂质土 密实砂盾土 含漂砾土 泥岩层 手掘式盾构 开型敞 ○ ○ ○ ○ ○ 密闭型 半机械挖掘盾构 ○ ○ ○ ○ △ 一般 ○ ○ ○ ○ 机械挖掘盾构 泥水加压 ○ ○ ○ ○ ○ △ ○ △ ○ △ 土压系 盾 砾石土 对地质和地下水的容易应付地质最适合于软弱粘几乎同手掘几乎同手掘敞对地质容易应很难处理砾适应性 的变化，对于性土。 塌方可预先采在70%以上。 取地基处理工〃液性指数为法、降低地下90～200。 水位、气压工〃粘聚力以法等措施 0.5kg/cm为大致目标 2敞开型盾构开型盾构类付，特别适于石、漂石，似，并有利于滞水砂层和其在非滞水处开挖面的稳定它工法无法对需要加水加和施工效率的付的场合 提高。同样为稳定开挖面需兼用各种处理工法措施 泥 地下水涌出和〃粘土、粉砂土相同 需要排放土砂排出土方需要吊和手掘敞开和手掘敞开型需要有设臵泥和密闭型相设备、竖井、装运输设备，废型相同 基地 器材设备堆放土作为工业垃场地 圾，需要进行处理 作业面多，容极难应付，但可和手掘敞开敞开型时场地因为是密闭型同泥水加压易处理卵石、改为敞开型构型相同 开挖面障碍物 桩等 造，对于开挖面稳定的处理工法可另行安排 大容易对付。对开挖面稳定相同 但密闭型时对的处理需要安开挖面稳定要排其它工法 另行处理 相同 水处理设备用同 地 可以对前面开横向反力系数和手掘敞开采用中间折叠宛如在泥水中和密闭型相挖面施工，也小，有时难转弯 型相同 曲线施工 易转弯 式、超挖刀、浮游的状态，同，曲线段阻力板等措施 方向易保持，施工较难 不需要特别措施 施工速度 由于是人力掘不需要掘削，但掘削、堆放因为是机械掘掘削效率高，需要一般的

削，所以施工工期长，由于呈速度快，但削，效率高，搬运快，但受机械掘削和速度慢，并且泥土化，存在运受后方设备但和后方设备处理设备左右 密闭型两方受后方设备多输问题 的影响，必须进行充分探讨 几乎都带有气兼用气压少，环和手掘敞开和手掘敞开型不需要气压，不要气压但压，为高压下境好，但泥浆作型相同 作业环境 作业，泥浆作业和手掘敞开式业多，担心缺相同 氧和高压障碍 相同 弃土呈流体输螺旋机大，送，所以场地泥浆多，场大，安全性能地狭。由于高，作业环境泥浆多存在好 安全问题 左右 的平衡至关重要 面性能 将遮板贯入土适当地管理开口和手掘敞开土量的检查是掘削土是由密要检查土体，在它下面率和推力。谋求型无多大差依照泥浆等 度计、流量计量，进行对安全掘削。用地基的隆起、沉异。由于推活动罩，半月降和推力、开口进快，所以形面板千斤顶率的平衡。由于开挖面敞开施工管理 进行挡土，盾盾构周围的土被时间短 构下部的部分扰动，须要作再土留下挡土、注浆等处理 推进 进行自动检土压和推查。自动操作力，掘削推推力、扭矩。力和排土量要进行泥水压等的管理。力 以保证开挖面稳定。自动进行泥水管理 盾构价格较便盾构价格便宜，掘削机装渣盾构价格是手盾构价格是机盾构比泥水宜，但推进慢，但需要作泥土处机部分比手掘敞开型2倍械盾构的1加压更贵，人工费高，气理、搬运、弃土，掘式贵，但以上，但长距5倍以上。当距但处理设备经济性 压及其它费用还需要处理周围推进快，弃离时是有利离有1km以上少，掘削土大 扰动 土同手掘敞的，作业人员时，和其它工为泥土化，开型一样 也少 法无差异 所以需要处理费 第三章 泥水加压平衡盾构法组成

第一节 盾构掘进系统 第二节 泥水加压和循环系统

第三节 综合管理系统 第四节 泥水分离处理系统 第五节 盾尾壁后注浆系统

检查扭矩 、比重等管理，泥水加压平衡盾构法的最大特色之一是在隧道施工中在稳定开挖面的同时，把盾构掘进、输送土砂、分离土砂与水、处理砾石等各方面的作业作为一个整体进行综合管理，这些作业都是在一个流程内进行。泥水加压平衡盾构流程图见图23，大型泥水盾构在地面设有泥水处理厂，见照片2。

图23 泥水加压平衡盾构泥水流程图

泥水加压平衡盾构自成一个体系并在一个流程内完成各项作业，所以能够安全施工。当发生异常情况时，这类盾构掘进机还能快速转换成敞开式掘进的显著优点。 泥水加压平衡盾构主要由五大系统组成： (1)盾构掘进系统； (2)泥水加压和循环系统； (3)综合管理系统； (4)泥水分离处理系统； (5)壁后注浆系统。

照片2 泥水处理厂概貌 第三章 二、泥水加压和循环系统

泥水加压平衡盾构的特征之一是将泥水送往开挖面，通过对开挖面加压使其达到稳定，并用流体输送砂土。这一系统称为泥水加压、循环系统。在用高比重泥水来谋求开挖面稳定的泥水工法中，进一步考虑加压是泥水加压式盾构发展的技术进步。

泥水加压平衡盾构开始是用泥水来平衡水压和土压，并进一步研究了在松弛土层中加压，已能处理较广泛的土层。用加在密闭泥水中相同的压力值加压于开挖面，其压力关系见图49。

图49 开挖面压力关系图

泥水通过泥浆泵进行循环、加压、流体输送土砂，泥水分离后重新循环到开挖面。

用普通泥浆泵送入泥水并将掘削的土砂排放到地面，但也可以利用对该泵的操作进行开挖面加压。所用的泵有送泥泵和排泥泵(根据扬程、输送距离决定使用台数)。对排泥泵应作出一定转数的规定(即规定流速)，对送泥泵应变化其转速，使其对开挖面进行加压。一般情况下，如果将储水槽设臵在地面上，那么从该位臵起到开挖面的高程落差所产生的水压，即使不使用泵也可以对开挖面进行加压。因此，当考虑停泵以及故障的措施时，用高于地下水位2m的位臵(等于加压0.2kg/cm)，来防止因压力降低所引起的对开挖面的影响，但这一措施只在紧急时使用，对于自动控制要求，原则上使用送排泥泵。

使用管路进行泥水输送，若使用操作方便的轻量级管路，容易磨损，多数仍使用煤气钢管。 泥水加压和循环使用的泵，需要达到以下两个目的。 ①流体输送掘削出来的土砂(含砾石)； ②控制开挖面水压的稳定。

在泥水循环系统中，如输送的仅为砂、粉砂土、粘土，则可以认为是小土粒子在胶液中被悬浮后进行

2

输送；如输送砾石，因砾石在管道内是边沉淀边沿管壁滑动，输送受到管径大小、泵的能力、泥水浓度等限制，所以仅能输送约50%管径的砾石。该系统的流程图见图50。

图50 泥水加压平衡盾构泥水循环系统

1泥水加压和循环系统设计

泥水加压和机械化系统的设计是考虑到在整个掘进中的最苛刻条件下进行输送加压而设计的。此外由于受到排泥泵能力的限制，故随掘进距离(输送距离)变长而要增设排泥泵数量。 (1)设计条件 ①参数设定

盾构掘进机外径D(m)； 最大输送距离L(m)； 竖井深度H(m)；

竖井到调整槽距离l1(m)； 竖井到处理场距离l2(m)； G.L到处理场输出口高度=h(m) 掘进速度VS(m/min)

开挖面水压控制范围 Pmin～Pmax(kg/cm) 送泥水密度 γ1(kg/cm) 排泥水密度 γ2(kg/cm)

33

2

最大砾径(mm)

②掘削断面积A(m2)

A= πD(包括超挖部分)

2

③土体含泥率α(体积%) α=100-W′W′=含水率

④掘削土砂量G(m/min) G=A×α×S

⑤送泥水浓度C1(体积%)

3

γ1由过滤试验、流变试验及其它因素决定。 (2)排泥管内临界流速的探讨

流入管路内泥水的流动式样因粒径、比重、流速而异。

若粒径、比重一旦变大，则在水平管内，由重力不同而产生管内上下部浓度差，形成不均质流动。若流速小，则会产生粒子沉淀。若高速运转，则粒子会因跃动而成为混流，接近均质流动。 杜朗德的临界沉淀流速公式：

2

式中：VL—临界沉淀流速(m/s) FL—粒子浓度和粒径的常数 g—重力加速度=9.8(m/s) D—管路直径(m) Gs—固体比重

γ—泥水密度(kg/m)(送泥水) 排泥水时使用流速VZ VZ=1.2～1.25VL

(3)排泥管直径D2的决定

排泥管直径由排泥土最大砾径、泥水浓度等决定。通常，盾构掘进机直径和管路直径之间关系见图51。

3

2

图51 盾构掘进机直径和送排泥管直径之间关系

(4)排泥水密度γ2的探讨 ①排泥水流量Q2(m/min)

3

②送泥水流量Q1(m/min)

3

Q1=Q2-G

③排泥水浓度C2(体积%)

3

④排泥水密度γ2(kg/cm)

排泥水密度的使用范围在1.30～1.40左右。由于输送泥水密度超过1.40很困难，为了降低密度，就要增大管径，加大流量。 ⑤送泥水流速V1(m/s)

送泥泵为满足对开挖面加压所需的流量，常采用加大管径、减小流速以减少压力损失。一般与排泥水管径相同，或略大些。

式中：

V1—掘削时的送泥水流速(m/s) (5)压力损失与泵、电动机的选定 ①送泥管必要扬程H1(m) Hf1=L1×hf1 L1=L+H+l1+B

式中：

Hf1—送泥管损失水头(mm) L1—送泥管长(m)

hf1—相当于直径1m的摩擦损失水头(mm)

B—阀门、弯管接头、弯头管等相当于直管长(m)，见表15

λ1—摩擦系数，(λ1= V1—送泥水流速(m/s) g—重力加速度9.8(m/s) D1—送泥水管直径(m) β1—泥浆系数(比重) C—管种系数100～120 由此得：

2

 )

式中： H—竖井深度(m)

相当于直管长(m) 表15

②排泥管必要扬程H2(m) Hf2=L2×hf2 L2=L+H+l2+B

式中：

Hf2—排泥水管损失水头(mm) L2—排泥水管长(m)

hf2—相当于1m直管的摩擦损失水头(mm) λ2 —摩擦系数 V2—排泥水流速(m/s) D2—排泥水管直径(m) B2—泥浆系数(比重) 排泥泵的必要扬程为

H2=Hf2+H+h-

③送排泥水泵的选定

用上述设定来选定适合的最经济的泵和电动机，见照片5、照片6，并由特性曲线表进行选定。但由于特性曲线表是清水时作出的，考虑因泥水浓度产生的扬程减少率后再做出选定。

照片5 中间式排泥泵启动器

照片6 中间排泥泵

H=y×H0 式中：

H—泥水必要扬程(H1，H2) H0—清水扬程 y—扬程减少率 Q2=x×Q0 式中： Q2—泥水流量 Q0—清水流量 x—流量减少率

从上述条件中选定送泥泵P1，排泥泵P2，中继泵P3～N，并用以下公式求出满足Q2条件的台数来进行设臵。

式中：

N—中继泵台数(台) HP2—P2泵扬程(m)

HPh—相当于一台中继泵的扬程(m) ④输送砾石

把砾石处理设备设臵在盾构掘进机体外的后方时，需要加大至后方的管路直径，设臵循环泵P0，因为从开挖面到砾石处理设备处的流速要加大。其临界沉淀流速可按下述杜朗德公式计算：

式中：

VL1—临界沉淀流速(m/s) FL—几乎为1.37； g —重力加速度9.8(m/s) D3—由砾径决定(m) G5—固体比重 γ1—送泥水比重 流量Q3(m/min)为

3

2

Q3= ×(1.2～1.25VL1)

循环泵P0所需流量Q0为 Q0=Q3-Q2 式中：

Q0—P0泵流量(m/min)

Q3—开挖面～砾石处理设备间流量(m/min) Q2—砾石处理设备以后的流量(m/min)

用以上数值来选定P0泵。一般P0泵扬程为5～10m左右。 ⑤轴功率和电动机功率选定

选定符合各种泵的电动机时，由于各个厂商具有各自的特色，所以都不相同，但一般公式如下：

3

3

3

M′=1.25×M 式中： M—轴功率(kW) γ—泥水密度 Q—泵流量(m/min) H′—泵扬程(m) η0—泵效率 z—效率减少率 M′ 电动机功率(kW) 一般P1、P2泵采用变速电动机 ⑥其它注意事项 〃 叶轮片形状、片数 〃 耐磨损性

〃 掘进速度、土砂量和管径

〃 当开挖面压力变动时，泵能瞬时应变 〃 水冷式电动机(或空气冷却)

2泥水输送设备规格计算实例 (1)设计条件

3

①盾构掘进机外径 D：—5850mm ②掘削距离 L：—440m ③竖井深度 H：—21m ④从竖井到调整槽距离 l1：—60m ⑤从竖井到泥水处理场距离 l2：—60m ⑥从GL到输出口高度 h：—5m ⑦推进速度 Vs：—5cm/min

⑧开挖面水压控制范围 p：—0.7～2.3kg/cm ⑨送泥水侧的液体规格 〃 液体种类泥水

〃 固体物真比重 ρ1：2.7 〃 液体比重 γ1：1.15 ⑩土质条件

〃 真比重 ρ2：2.7

〃 含水率 k：61.83(体积%)(含水比60%) (2)送泥流量Q1，排泥流量Q2的探讨 ①掘削断面积

2

② 土体的含泥率 α=100-k=38.17%(体积)

③ 掘削土砂量

G=A× C2=20%(体积) ⑤ 求Q1，Q2公式

=26.9×0.05×0.3817=0.514m/min

3

④ 排泥侧体积浓度

⑥ C2=20%(体积)时 Q1=2.19m/min Q2=3.53m/min

33

⑦ 送泥流量Q1，排泥流量Q2以及排泥浓度C2的决定考虑到管内临界沉淀流速，由下列公式决定。

VL—临界沉淀流速m/s D—管路直径m γS—[DW]固体比重 γ—液体比重

g—重力加速度9.8m/s

2

FL—常数(送泥侧0.7，排泥侧1.35) Q1=3.2m/min Q2=4.55m/min C2=1.75%(体积)

(3)管径d与管内流速V的探讨 ①送泥管直径200A(8B) 内径d1=204.7mm ② 排泥管直径150A(6B) 内径d2=155.2mm ③ 送泥管内流速

33

④ 排泥管内流速

(4)管内摩擦损失水头hf的探讨(弯头管的管内摩擦损失水头为40m) ①送泥管内摩擦损失水头hf1

式中：

g重力加速度9.8m/s； C由管路种类而定的系数120；

β由粒子种类和浓度而定的系数1.15； ②排泥管内摩擦损失水头hf2

2

(5)泵的特性探讨 ①送泥管最大长度

L1=L+H+l1+h′=440+21+60+40=561m ② 排泥管最大长度

L2=L+H+l2+h+h′=440+21+60+5+40=566m ③ 开挖面泥水压控制范围 P=0.7～2.3kg/cm ④ 排泥泵特性的探讨 〃排泥管内摩擦总损失水头 Hf2=hf2×L2=0.095×566=54m 〃 排泥侧泵的总扬程

2

TH2=Hf2+H+h-

=54+21+5- 式中：

≒75m

γ2—排泥侧液体比重，开挖面水压P的最小值 〃 从竖井到泥水处理场的扬程 竖井深度H=21m 从GL到输出口高度h=5m 管路长H+l2+h=86m

管内摩擦损失水头Hfv=hf2×(H×l2+h)=8.17m 吸入扬程Hfv=0m Hv=H+h+Hfv+Hgv=34.2m 〃P2泵扬程

转速控制范围1100～135rpm P2泵规格

型号 SPL-160C 流量 Q2=4m/min (Q0≒4.8m/min) 扬程 H2=34.2m (H0=37m) 泥水比重 γ2=1.35 转速 1100rpm 轴功率 β2≒58kW

33

电动机功率 75kW 〃末端泵扬程 同步转速750rpm 泵规格

型号 SPL-200 流量 Q2=4m/min (Q0=4.8m/min) 泥水比重 γ2=1.35 扬程 H2=24m (H0=27m) 转速 740rpm 轴功率 46kW 电动机功率 55kW 〃中间泵扬程 同步转速 1000rpm 泵规格

型号 SPL-160C 流量 Q2=4.0m/min (Q0=4.8m/min) 泥水比重 γ2=1.35 转速 985rpm 扬程 H2=25m (H0=28m) 轴功率 43kW 电动机功率 55kW ⑤送泥泵特性的探讨

〃排泥浓度C2=8.8%(体积)的场合 送泥水量Q2=4.0

3

333

η=63%×0.83≒52%

送泥管摩擦总损失水头Hf1′=hf1′×L1=0.019×561≈11m 全扬程TH1=Hf1′-H+P/γ1=10m 泵规格

型号 SPL-200 流量 Q2=4.0m/min (Q0=4.34m/min) 扬程 H2=10m (H0=11m) 泥水比重 γ2=1.15 转速 490rpm 轴功率 13.4kW 电动机功率 37kW

表16

项 目 单 位 P1 1 2 3 泵 型 号 液体种类 浓 度 %(体积) %（重量） 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 液体比重 流 量 扬 程 清水流量 清水扬程 转 速 清水效率 泥浆效率 轴 功 率 电 动 机 转速控制范围 电 源 转出功率 极 率 驱动方式 3333

泥浆泵 P2 SPL-160C 泥水（含土砂） 20．6 41．2 1．35 4．0 34．2 25 4．8 37 1．100 63 52 58 可变速 1．100～120 28 62 62 51 43 定速 985 27 52 52 43 46 定速 740 24 P3 P4 SPL－200 SPL-200 泥 水 8．8 20．7 1．15 4．0 10 4．34 11 490 61 56 13．4 可变速 850～85 M/min M M/min M Rpm % % KW R〃p〃m V-Hz KW P 400V－50Hz 37 6 V皮带 75 4 直接连接 55 6 直接连接 55 8 直接连接 3泥水输送系统分析计算

在地面上的泥水处理设备对分离土砂后的泥水经调节比重由调整槽过选后，经送泥泵送到盾构密封隔舱，其主要目的是根据同排泥泵之间的平衡来确保开挖面的稳定及系统的循环流量。 盾构中，送泥泵由P1-1、P1-2及PH泵所组成参见图52。

图52 泥水输送系统图

P1-1以变速马达控制转速，输送泥浆，P1-2以定速马达实现一定扬程的增加。

PH作为开挖面保护泵，同P1-1泵一样，把泥浆从调整槽吸入送泥管，通过旁通管道，送到盾构后方的台车，通过阀门CV的控制，使开挖面的水压保持一定的标准，这是设臵PH泵的主要目的。此外PH泵是由变速马达控制，随着掘进距离的延伸，旋转数增加，以此保持开挖面稳定的水压。

挖掘的土砂同送泥泵送进的泥浆形成混合泥水，通过排泥泵从盾构的密封隔舱下部的排泥管导出，按照P2、P3…Pn的顺序，被各排泥泵送到地面上的泥水处理系统。排泥管内的流速要保持在不使泥浆沉淀的速度以上，这是非常重要的。而沉淀的界限又是由挖掘的土砂的平均粒径、排泥浓度以及排泥管内径决定的。因此，为了确保排泥流量，P2泵的作用是不可缺少的，但是，与其他中间泵是由定速马达带动这一点不同，P2泵是由变速马达控制的。

由送泥泵保持开挖面水压和排泥泵确保排泥流量，两者之间的平衡是由中心自动控制而确定的。 送排泥泵是泥水输送系统的主要设备，所选用的各个参数是否匹配，将直接影响到盾构的掘进效率。 对于泥水循环系统、泵技术参数的选用，简单分析如下。 (1)盾构泥水输送系统各参数配臵的依据 ①盾构外径 Ds： φ11220mm ②掘进距离 Lo： 1200m

③隧道坡度 0～600m上坡 3.5%(+21m) 600～1200m下坡 3.5%(-21m) ④掘进速度 Vs： 3.0cm/min ⑤土体比重 ρs： 2.7 土体含水量 W： 45% ⑥竖井深度 ht： 175m ⑦调整槽到竖井的距离L1： 500m ⑧处理场到竖井的距离L2： 500m ⑨地下水排水高程 hd： 10m ⑩开挖面水压 Pc(min)： 0.049MPa Pc(max) 0.134MPa(到达点) (11)送泥比重 γ1 1.2

(12)送泥管径 D1 12″(0.3047m)一路管系 (13)排泥管径 D2 8″(0.2047m)二路管系 掘进距离与开挖面压力关系见图53。

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