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1、富水砂卵石地层土压平衡盾构隧道施工关键技术研究（总报告）同济大学中铁十三局集团有限公司成都地铁项目经理部2008年9月富水砂卵石地层土压平衡盾构隧道施工关键技术研究目 录1 工程概况及项目研究意义11.1 成都地铁1号线2标段工程简介11.2 工程地质及水文地质概况21.3 本工程地层特点及施工难点32 砂卵石地层土压平衡控制62.1土压平衡盾构技术概述62.2 砂卵石地层的掘进模拟计算92.3 砂卵石土压平衡特点研究102.4 土压平衡控制方法182.5 渣土改良试验及结果分析183 刀具磨损机理研究与预测273.1 硬岩中滚刀破岩机理273.2 切削刀具的掘进原理303.3 本工程滚刀磨损
2、特点及原因分析313.4 刮刀磨损及离散元计算373.5 刀具磨损的计算分析433.5 盾构刀具损耗分析444 盾尾同步注浆材料及参数484.1 注浆材料试验分析484.2盾构推进至不同地段下浆液配比建议484.3 同步注浆参数实测分析504.4 松散带对注浆量的影响564.5 控制措施565 砂卵石地层带压换刀技术595.1 带压换刀基本原理595.2 气压加压试验645.3 带压换刀实践686 盾构穿越施工对建筑物影响研究756.1 盾构穿越建筑物工程概况756.2盾构穿越冶金宾馆时采用的辅助措施776.3桩基荷载转移在盾构穿越施工中的效果分析816.4桩基托换在盾构穿越施工中的效果分析8
3、66.5 盾构穿越冶金宾馆桩基的施工效果分析926.6盾构穿越安监局施工数值模拟计算966.7 盾构穿越经委安监局的施工措施及效果分析1007结论1037.1 砂卵石地层土压平衡控制研究结论1037.2刀具磨损机理研究与预测研究结论1047.3盾尾同步注浆材料及参数研究结论1057.4 砂卵石地层带压换刀技术研究结论1067.5盾构穿越施工对建筑物影响研究107II富水砂卵石地层土压平衡盾构隧道施工关键技术研究1 工程概况及项目研究意义1.1 成都地铁1号线2标段工程简介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
4、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11m15m，隧道埋深1520m，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，错缝拼装。成都地铁1号线规划图如图1.1所示，本标段线路平面图如图1.2所示。图1.1 成都地铁1号线规划图图1.2 线路平面示意图1.2 工程地质及水文地质概况1.2.1 地形地貌本区间段线路呈南北向纵贯成都市区，线路区域地处成都平原岷江冲洪积扇状平原的南东边缘，其东为位置相对较高、地形起伏相对较大的成都市东部台地。区内地形较平坦，地势
5、受扇状平原的控制，总体上西高东低，北高南低。沿线地面高程于497.7m506m，相对高差8.3m，由于后期人类工程活动，原始地形已不甚清晰。1.2.2 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。从总体来看，成都市区距龙泉山褶皱带20公里，距龙门山隆褶带50公里，区内断裂构造和地震活动较微弱，历史上从未发生过强烈地震，从地壳的稳定性来看应属于稳定区。1.2.3 土层特征地铁一期工程沿线初勘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
6、杂填土，主要为建筑垃圾混粘性土，分布连续，厚度1.16.8m。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1.73.5m，厚度1.23.6m。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1.65.3m，厚度5.29.7m。卵石单轴抗压强度655-184MPa，平均1022MPa，极值为206MPa。在该层中还存在钙质胶结、半胶结的砾石层，硬度大。1.2.4 水文地质工程范围内地下水系为第四系孔隙潜
7、水和基岩裂隙水两种类型。主要以孔隙潜水为主，孔隙潜水主要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=1540m/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=0.31.2m/d，裂隙水不发育，迳流条件差，主要为孔隙潜水补给。1.3 本工程地层特点及施工难点1.3.1 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
8、衡状态而产生坍塌，引起较大的地层损失和围岩扰动。如图1.3为从基坑挖掘出来的砂卵石的照片。图1.3 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。
9、1.3.2 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，存在卡机，高磨耗机具，和开挖面稳定难以保证，排渣困难等难题。同时,地层的塑流性差，会导致大颗粒卵石滞留土仓内或向盾构机四周移动，使得盾构机位置和姿态控制变得困难，严重时则无法推进。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
10、一般情况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080m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
11、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土压平衡盾构技术概述2.1.1 土压平衡盾构工法基本原理该类盾构属封闭式盾构，盾构机如图2.1所示。盾构推进时，其前端刀盘旋转掘削地层土体，切削下来的土体进入土舱。当土体充满土舱时，其被动土压与掘削面上的土、水压基本相同，故掘削面实现平衡(即稳定)，如图2.2所示。这
12、类盾构靠螺旋输送机将渣土(即掘削弃土)排送至土箱，运至地表。由装在螺旋输送机排土口处的滑动闸门或旋转漏斗控制出土量，确保掘削面稳定。图2.1 土压平衡盾构机剖面图图2.2 土压平衡盾构平衡原理2.1.2 稳定掘削面的机理土压盾构稳定掘削面的机理，因工程地质条件的不同而不同，一般可分为粘性土和砂质土两类，在此分别进行叙述。（1）粘性土层掘削面的稳定机理因刀盘掘削下来的土体的粘结性受到破坏，故变得松散易于流动。即使粘聚力大的土层，渣土的塑流性也会增大，故可通过调节螺旋输送机转速和出土口处的滑动闸门对排土量进行控制。对塑流性大的松软土体也可采用专用土砂泵、管道排土。地层含砂量超过一定限度时，土体塑流
13、性明显变差，土舱内的土体发生堆积、压密、固结，致使渣土难于排送，盾构推进被迫停止。解决这个问题的措施是向土舱内注水、空气、膨润土或泥浆等注入材，并作连续搅拌，以便提高土体的塑流性，确保渣土的顺利排放。（2）砂质土层掘削面的稳定机理就砂、砂砾的砂质土地层而言，因土颗粒间的摩擦角大故摩擦阻力大；渗透系数大。当地下水位较高、水压较大时，靠掘削土压和排土机构的调节作用很难平衡掘削面上的土压和水压。再加上掘削土体自身的流动性差，所以在无其它措施的情况下，掘削面稳定极其困难。为此人们开发了向掘削面压注水、空气、膨润土、粘土、泥水或泥浆等添加材，不断搅拌，改变掘削土的成分比例，以此确保掘削土的流动性、止水性
14、，使掘削面稳定。按稳定掘削面机理划分的土压平衡盾构大致有如下几种，见表2.1。表2.1 土压盾构的种类盾构名称稳定掘削面的措施适用土质削土加压式盾构面板一次挡土。充满土舱内的掘削土的被动土压稳定掘削面。螺旋输送机排土滑动闸门的控制作用冲积粘土：粉土、粘土、砂质粉土、砂质粘土、夹砂粉质粘土加水式土压盾构面板一次挡土。向排土槽内加水，与掘削面水压平衡，增加土体的流动性。滞留于土舱内掘削土通过螺旋传送机滑动闸门作用挡土。含水砂砾层亚粘土层高浓度泥水加压式土压盾构面板一次挡土。高浓度泥水加压平衡，并确保土体流动。转斗排土器的泥水压的保持调节作用。松软渗透系数大的含水砂层，砂砾层，易坍层加泥土压盾构向土
15、舱内注入泥土、泥浆或高浓度泥浆，经搅拌后塑流性提高，且不渗水，稳定掘削面。检测土舱内压控制推进量，确保掘削面稳定。软弱粘土层，易坍的含水砂层及混有卵石的砂砾层。2.1.3 加泥式土压盾构（1）工作原理加泥式土压平衡盾构，是靠向掘削面注入泥土、泥浆和高浓度泥水等润滑材料，借助搅拌翼在密封土舱内将其与切削土混合，使之成为塑流性较好和不透水泥状土，以利于排土和使掘削面稳定的一类盾构机。掘进施工中可随时调整施工参数，使掘削土量与排土量基本平衡。盾构机仍由螺旋输送机排土，渣土由出土车运输。加泥式土压平衡盾构(以下简称加泥土压盾构)的构造，如图2.3所示。这类盾构主要用于在软弱粘土层、易坍塌的含水砂层及混
16、有卵石的砂砾层等地层中隧道的掘进施工。为刀盘，为工作仓，为压力隔板，为螺旋出土器，为推力油缸，为盾尾密封，为管片，为盾尾同步浆液图2.3 加泥式土压平衡盾构结构示意图（2）构造特点与削土加压式盾构相比较，加泥式盾构是密封土舱内设有泥土注入装置和泥土搅拌装置、排土装置等与前者相同，这类盾构特点如下：1 可改善切削土的性能。在砂土或砂砾地层中，土体的塑流性差，开挖面有地下水渗入时还会引起崩塌。盾构机有向切削土加注泥土等润滑材料并进行搅拌的功能，可使其成为塑流性好和不透水的泥状土。2 以泥土压稳定开挖面。泥状土充满密封舱和螺旋输送机后，在盾构推进力的作用下可使切削土对开挖面形成被动土压力，与开挖面上
17、的水、土压力相平衡，以使开挖面保持稳定。3 泥土压的监测和控制系统。在密封舱内装有土压计，可随时监测切削土的压力，并自动调控排土量，使之与掘削土量保持平衡。（3）添加材料 添加材料一般采用由粘土、膨润土CMC、高吸水性树脂及发泡剂等材料制成的泥浆液。切削土体为软弱粘性土时，可不注入泥浆，但在砂土和砂砾等地层中则必须注入泥浆。泥土加压式盾构机添加材注入示意如图2.4所示。在掘进施工中，加泥量应根据刀盘扭矩、螺旋输送机转速、推进速度和排土量等随时进行调整。同步注浆盾尾密封图2.4 泥土加压式盾构机添加材注入示意图2.2 砂卵石地层的掘进模拟计算本课题对该地层的土压平衡盾构的掘进过程采用离散单元法（
18、DEM）进行模拟计算，对计算结果进行分析，得到该地层EPB掘进时的土压平衡特性。为了分析求解EPB盾构掘进时的掘进特征，综合考虑PFC计算速度及模型需要，建立如下的简化计算模型： （1）土体模型成样后大小为7.5m9.5m； （2）土体级配按实际颗粒尺寸； （3）假定为平面问题； （4）盾构按实际尺寸建立，盾构机外径6m，土仓长度1m；建立计算模型，示意图如2.5所示。压力隔板砂卵石地层刀盘刀具土 仓图2.5 PFC2D的计算示意图2.3 砂卵石土压平衡特点研究2.3.1 水平土压力规则系数计算时分四种工况，包括理想平衡状态、盈压状态、欠压状态和土仓结块，在此分别对每种工况进分析。（1）理想平
19、衡状态静止平衡条件下，此时为理想状态，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。此时的水平应力分布如图2.6所示。图2.6 理想状态下的水平应力分布（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%。计算结果的水平应力云图分别如图2.7和图2.8所示。两种盈压率情况下沿土仓的竖向应力分布如图2.9所示。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
20、布，并且中部的应力偏大。 图2.7 盈压率2.3%时水平应力分布云图 图2.8 盈压率3%时土仓水平应力云图图2.9 土仓水平土压力分布（3） 欠压状态欠压情况下的应力分布较为均匀，如图2.10所示。虽然欠压状态的土应力分布较为均匀，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。图2.10 欠压状态下的土压力分布（4）土仓结块的情况同时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，如图2.11所示。clump定义为某范围内的球体ball的聚合体，该聚合体范围内的
21、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。Clump2Clump1Clump3图2.11 采用clump模拟土仓内渣土结块计算得到的土仓水平应力分布，如图2.12所示。可见此时不论土仓还是工作面，应力都分布极不均匀。此时沿土仓竖向的水平应力分布如图3.13所示。 图2.12 土仓结块情况下土仓水平应力云图 图2.13 结块情况下土仓水平应力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。2.3.2 土仓前后土应力比（1）理想平衡状态静止平衡条件下，此时为理想状态，土仓进
22、出土平衡。因此，此时土仓压力上下均匀，前后一致。此时的水平应力沿刀盘纵向的变化曲线如图2.14所示。由曲线可以看出，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。图2.14 水平应力沿刀盘纵向的变化曲线（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%。计算结果的水平应力云图分别如图2.7和2.8所示。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
23、 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，如图2.15所示。从图中可以明显看出，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。图2.15 水平应力变化曲线（3）欠压状态欠压情况下的应力分布较为均匀，如图2.16所示，前后应力比也不是很大。虽然欠压状态的土应力分布较为均匀，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
24、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。图2.16 欠压状态下的土压力分布（4）土仓结块的情况同时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，如图2.17所示。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。计算得到的土仓水平应力分布，如图2.18所示。 图2.17 采用clump模拟土仓内渣土结块 图2.18 土仓结块情况下土仓水平应力云图从应力云图可以看出，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
25、了35，局部前后比较小，在12之间。2.3.3 应力分布小结总结以上分析，土仓的土压力分布主要有以下几个特点:（1） 一般掘进情况下，工作面的土应力明显大于土仓后部土应力。而且随盈压率增大工作面应力随之增大；（2） 在盈压状态及“渣土结块”的情况下，沿土仓竖向水平土应力明显的不均匀，应力规则系数R2还不到0.5；（3） 在盈压状态下，中部土应力出现“应力凸起”，中部应力明显出现增大，而且沿竖向土仓的水平应力明显不均匀；（4） 土仓前后应力比的特点为，刀盘前方的水平应力明显高于土仓后部，平均应力比为1.52，局部高达34。说明在该地层的EPB掘进时，依靠土仓压力隔板上的土压力计测得的压力来控制工
26、作面的压力的方法不大适合。2.3.4 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。图2.19为盈压状态下的工作面的水平应力曲线图，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。 图2.19 工作面支护压力分布根据计算结果，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
27、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。2.4 土压平衡控制方法根据该地层中的土压特点来进行针对性的土压平衡控制措施，管理方法如图2.20所示。图2.20 土压平衡管理思路提高渣土的特性包括以下几个方
28、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。2.5 渣土改良试验及结果分析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
29、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
30、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。2.5.1 对偏细颗粒土的试验该组试验主要对偏小颗粒的渣土进行了试验，首先对该细粒土进行了颗分，测得该土的颗分曲线如图2.21所示 图2.21 细颗粒的级配曲线由该曲线可以看出，该试验所用的细粒径的土粒径大于20mm的占了25%。小于1mm的接近50%，其中小于0.1mm的颗粒含量占到了10%。试验中，往该样渣土中加水，将其加到饱和状态，当含水率17%时，塌落度为19cm。根据观察具有较好的塑性流动性和一定的保水性。但是通过拉动试验和搅拌测功率的试验，表明该土体的摩擦系
31、数还偏大，因此，需要加入泡沫剂进行减磨。加入浓度为3%的泡沫剂200ml发泡后，掺入该土体。该土体具有了更好的流塑性，并且内摩擦角大大地减小，减少了机器及刀盘刀具的消耗。2.5.2 对偏大颗粒的土的改良试验该组试验主要由大粒径的卵石组成，级配曲线如图2.22所示。图2.22 大粒径颗粒的级配曲线由级配曲线可以看出，该组试验的大颗粒的渣土，颗粒粒径大于20mm的占了83%，粒径小于10mm的仅占10%左右，小于0.1mm的含量极少。试验首先对该渣土进行了掺入泡沫的试验，试验结果表明，对于该大粒径的卵石渣土，仅对该渣土添加泡沫材料，可以得到以下几个结论：(1) 对其流动性基本没有改善；(2) 钢条
32、的拉动试验表明，拉力在25N左右，而且拉动时波动较大，说明大块易发生卡住；(3) 渗透系数测试发现，该大粒径渣土只加泡沫的情况，会直接发生涌水，渗透系数远远不能满足使用要求。因此，需要对该种土体进行进一步改良，添加粘土类矿物材料，一方面，补充粗颗粒中的细颗粒量，另一方面，适当增加粘性，提高土体的保水性和抗水性。因此，在渣土中加入了浓度为55%的粘土浆2360ml，30.3%的膨润土浆330ml，进行搅拌，矿物材料的掺入率为48%。试验表明，加入粘土及膨润土后的土体，有了一定的流动性和保水性。2.5.3 对中等颗粒分布的的改良试验对该组渣土进行了较为详细的试验，级配曲线如图2.23所示。图2.2
33、3 该组的级配曲线对该组渣土，进行了几组试验：1 只添加泡沫材料；2 只添加矿物材料；3 添加泡沫和矿物复合材料；4 添加硅溶胶材料；取渣土16kg，含水率大概45%，做塌落度试验，结果如图8.11，塌落筒取出后，渣土为崩塌，不具有流动性。又在其中加入270g水时，此时含水率大概在67%左右，此时又做了塌落度试验，显示塌落度为零，也不具流动性。对该渣土进行拉动钢条试验，试验表明，拉动钢条的力很不均匀，拉动过程中的力的波动达到了10N。最大为45N。 （1）添加泡沫材料试验 土体中添加的泡沫指标如表2.6所示。表2.6 添加泡沫指标项目泡沫掺入比发泡倍率每延米泡沫成本（元）指标35%25600对
34、加入泡沫后的渣土进行塌落度试验，加入泡沫后的塌落度为15.5cm。试验表明：改良后的渣土具有较好的流动性和一定的保水性。拉动试验表明拉动钢条的力为13N，可见泡沫材料对于改善钢条和渣土之间的摩擦有很大作用。对改良后的搅拌电流进行了测试，结果表明，电流消耗仍有一定的波动不稳定性。图2.24 改良后的电流情况对于该组试验改良后的渣土进行了渗透系数试验。试验中，当水头加到30cm左右时，渣土突然出现了涌水，渣土上部的水压贯通了渣土。不得已，试验人员把渣土取出，挑拣出其中的大块，保留了其中的偏小的颗粒，重新进行了渗透系数的试验，测得渗透系数1.4x10-4cm/s。 因此，该组试验表明：在渣土中添加泡
35、沫进行土体改良，仅添加泡沫剂的渣土，抗渗系数满足不了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。 （2）添加矿物材料试验该组试验对渣土仅添加了矿物材料进行了试验。添加粘土粉800g和膨润土320g进行了试验。1 流动度的试验由于添加细粒的矿物材料为细颗粒（粒径基本都小于0.05mm），添加了矿物材料后，使得渣土的细颗粒（小于0.3mm）的含量占到了20%。因此，在该种条件下，大颗粒的卵石已经被细颗粒所包括，试验表明，该改良渣土具有较好的保水性和塑性流动性。测得该改良土的塌落度为10cm，因此，该改良渣土的流动性不是很理想。2 渗透系数试验对该组的渗透系数试验表明
36、，该组的渗透系数减少到了9x10-7cm/s。完全满足了土压平衡盾构1x10-5cm/s的要求。3 钢条拉动试验拉动钢条的平均力为29N，钢条匀速运动的力为19N。4 搅拌及电流得到搅拌的电流比较均匀，但大小并未有明显的减小。原因是加入粘颗粒，增大了渣土的粘聚力。（3）复合材料试验首先对渣土中加入520ml水，此时含水率大概在910%，接近饱和，做了塌落度试验，结果塌落度几乎为零。然后加入浓度为55.6%的粘土浆液1440g，和浓度为45.7%的膨润土浆液350g。此时的塌落度为17cm，具有一定的塑性流动性，由于粘土的加入使得渣土具有了粘性。随后在渣土中加入泡沫，掺入率为30%，泡沫的发泡倍
37、率为30，进行搅拌。搅拌同时测得搅拌机的电流消耗，试验结果表明，通过两种材料的添加，渣土的流动性大大的增大。对复合改良后的土体进行了渗透系数的试验。测得该改良后的渣土的渗透系数为2.910-6cm/s，完全满足使用要求。通过搅拌试验测得搅拌机的搅拌电流，前半段为只加矿物材料时的电流，后半段为又添加泡沫后的电流。加入泡沫后搅拌机电流明显减小，而且趋于平稳。加入泡沫之后加入矿物段图2.25 加入矿物材料和泡沫材料之后的电流 通过钢条的拉动试验分别测得了不添加改良材料、添加矿物材料，再加泡沫的三种情况下，渣土和钢条之间的静止摩擦系数和滑动摩擦系数，结果如图2.26和2.27所示。图2.26 改良前后
38、拉动钢条力的对比（1为未改良，2为添加矿物材料，3为再添加泡沫材料）图2.27 改良前后拉动钢条匀速运动的力的对比（1为未改良，2为添加矿物材料，3为再添加泡沫材料）可见，通过添加两种类型材料，大大地减小了土体与钢条之间的摩擦。（4） 添加硅溶胶试验试验中选取了硫酸镁、硫酸钠、氯化钠、氯化铝进行硅胶的调配。试验结果表明：硅胶浓度越高，胶凝效果越好。每种无机盐溶液都饱和的情况下，观察各种无机盐与硅溶胶溶液的反应情况。试验最终确定采用强电解质的氯化钠和硅溶胶溶液调配，效果较好。为了节省成本，可将硅溶胶溶液进一步稀释，由于原硅溶胶溶液浓度为30%，因此，可以将其稀释至16.7%，氯化钠溶液为20%。
39、两者掺合比例为3：2进行掺合。由于硅胶所适合的地层主要为富水的大粒径地层，因此本次试验选取了大颗粒的渣土进行试验。硅胶的掺入率为20%，将硅胶注入渣土进行搅拌。 加入硅胶的试验效果，从常规的角度看，使渣土具有了一定的流动性，但仍发生细泥和大卵石的分离的情况。2.5.4 改良方式的综合评价 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
40、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
41、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2-7为改良材料的参考值及相应成本。表2-7 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20mm的颗粒占5065%20mm的颗粒占70%以上泡沫注入率：2535%注入率：3040%注入率：2030%粘土可少注或不注注入率：2035%浓度：3040%注入率：3545%浓度：4050%膨润土注入率：58%浓
42、度810%注入率：810%浓度：1012%注入率：1012%浓度：1015%改良成本(元/延米)4006006008007001000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 硬岩中滚刀破岩机理3.1.1 刀圈截面形式从盘形滚刀的发展历史来看，主要有3种类型的滚刀截面：尖刃楔形截面、弧刃楔形截面和近似常截面(Constant Crosssection Disc)，如图3.1所示。随着刀具的磨损，尖刃楔形截面滚刀很快就会钝
43、化而变得破岩效率低下；弧刃楔形截面滚刀稍好一些;而常截面滚刀随刀具的磨损能基本保持其恒定的断面尺寸。因此，现在一般采用后者进行破碎岩石。盘形滚刀的几何参数主要有:滚刀直径D，刀刃角a，刀尖圆弧半径(或刀尖宽度)Y。滚刀截面形式、几何参数及岩石的物理力学性质对破岩力、切人深度、破岩效率、能量消耗等均有较大的影响。图3.1 滚刀截面形式及几何参数如今刀具设计和冶金技术的进步己稳定降低了耗刀率。比如山西引黄工程TBM盘形滚刀的刀片外径约430 mm，较20世纪80年代通行的400mm大，而且从80角的锥形改为凸形，允许磨损量从15mm增大到30mm。这样，耗刀率就较20世纪8090年代显著降低了。3
44、.1.2 滚刀运动及受力在硬岩地层条件下，采用滚刀破岩。工作时滚刀在推进力的作用下，排列在刀盘上的盘形滚刀紧压岩面，随着刀盘的旋转，岩面被碾出一系列同心圆，利用滚刀的楔块作用，当超过岩石受力极限时，两个同心圆之间的岩石中间裂缝贯通，岩片被剥落，从而达到破岩挖掘的作用，硬岩中滚刀破岩示意图，如图3.2所示。图3.2 硬岩中滚刀破岩示意图 掘进机所使用的破岩滚刀，主要有镶嵌硬质合金滚刀、齿面滚刀、单刃盘形滚刀、双(或三)刃盘形滚刀等，目前，使用较多的是盘形滚刀。最先在掘进机上使用盘形滚刀的是美国罗宾斯公司，它与初期的切割刀相比具有破岩效率高、比能低和刀具磨损量小的特点。滚刀在切削岩石的过程中，会对
45、岩石施加3个方向的作用力，如图3.3所示：法向推压力FN，由刀盘的推力提供；切向滚动力FR，由刀盘扭矩提供；滚刀边缘的侧向力FS：由于滚刀对岩石的挤压力和刀盘旋转的离心力所产生。图3.3 盘型滚刀受力示意图3.1.3 刀具与岩石的相互作用 (1)刀间距增大会增加刀具的受力，直到滚刀之间的相互作用为零；刀间距变小，会使岩石碎片尺寸变小，比能增大； (2)在恰当的S/P处，能取得最低的比能SEmin；(3)刀间距增大，会使碎片尺寸变大，直至达到最优的比能；最后刀间距进一步变宽，刀间相互作用减小至零，比能又开始升高，如图3.4所示。图3.4 S/P值对切削比能的影响3.1.4 滚刀破岩力计算Evans研究的滚刀垂直推力的预测公式 （3.2）式中：c岩石的抗压强度P刀具侵人岩石内的深度，简称切深或侵深或贯人度刀刃角R盘形滚刀的半径3.1.5 掘进性能预测的研究掘进性能包括刀盘旋转切削性能、贯入度、刀具磨损、整机掘进速率、能耗、利用率等指标。Williamson和Schmidt(1972)研