煤矿斜井隧道管片力学性能及防水性能仿真分析
盾构隧道水力特性分析与仿真研究
盾构隧道水力特性分析与仿真研究1. 引言盾构隧道作为地下建筑工程中常用的一种方法，其施工过程中的水力特性对隧道工程的安全性和稳定性有着重要影响。
因此，对盾构隧道的水力特性进行分析与仿真研究具有重要意义。
2. 盾构隧道水力特性分析方法2.1 隧道流体力学基本原理描述盾构隧道水力行为的基本方程，包括连续性方程、动量方程和能量方程，简要介绍它们的应用场景和求解方法。
2.2 盾构隧道水力参数的测定与计算分析各类影响隧道水力特性的参数，包括水位、流量、流速、水压等，并介绍测定与计算的方法，如激光测距法、水压传感器等。
2.3 盾构隧道水力特性的试验研究方法介绍常用的盾构隧道水力试验研究方法，包括物理模型试验、数值模拟试验等，并针对每种方法的优缺点进行评价和比较。
3. 盾构隧道水力仿真模型建立与验证3.1 基于数值模拟软件的建模方法介绍基于数值模拟软件（如FLUENT、COMSOL等）的盾构隧道水力特性仿真模型建立方法，包括几何建模、网格生成、边界条件设置等，并重点分析模型的准确性和逼真度。
3.2 数值模拟结果验证与实测数据比对将建立的模型的仿真结果与实测数据进行对比，评估模型的可靠性，并分析差异的原因，为改进模型提供依据。
4. 盾构隧道水力特性的影响因素分析4.1 隧道工程施工工艺对水力特性的影响分析不同盾构隧道施工工艺对隧道水力特性的影响，包括施工速度、注浆方式、土层稳定性等因素。
4.2 地下水对盾构隧道水力特性的影响分析地下水位、地下水流动对盾构隧道水力特性的影响，探讨合理的水文环境条件下隧道工程的安全性。
5. 盾构隧道水力特性优化措施研究5.1 隧道排水与水力处理技术探讨隧道工程中的排水与水力处理技术，包括合理的排水系统设计、防止渗漏等措施，优化隧道水力特性。
5.2 施工工艺参数优化分析不同施工工艺参数对隧道水力特性的影响，并提出优化措施，优化施工工艺参数。
6. 结论总结盾构隧道水力特性分析与仿真研究的主要内容和成果，并对未来研究方向进行展望，指出相应的问题和挑战。
盾构隧道衬砌管片结构的力学性能试验及理论研究
盾构隧道衬砌管片结构的力学性能试验及理论研究一、本文概述Overview of this article《盾构隧道衬砌管片结构的力学性能试验及理论研究》这篇文章主要围绕盾构隧道衬砌管片结构的力学性能展开深入研究。
盾构隧道作为一种重要的地下交通设施，其安全性和稳定性对于城市建设和交通发展具有举足轻重的意义。
衬砌管片作为盾构隧道的重要组成部分，其力学性能直接影响到隧道的整体稳定性和使用寿命。
因此，对盾构隧道衬砌管片结构的力学性能进行试验和理论研究，具有重要的实践意义和理论价值。
This article mainly focuses on the in-depth study of the mechanical properties of shield tunnel lining segment structures, including experimental and theoretical research on the mechanical properties of shield tunnel lining segment structures. As an important underground transportation facility, the safety and stability of shield tunnels play a crucial role in urban construction and transportationdevelopment. As an important component of shield tunneling, the mechanical properties of lining segments directly affect the overall stability and service life of the tunnel. Therefore, conducting experimental and theoretical research on the mechanical properties of shield tunnel lining segments has important practical significance and theoretical value.本文首先通过对盾构隧道衬砌管片结构的详细分析，明确了其受力特点和主要影响因素。
浅谈煤矿斜井TBM工法施工防、排水处置技术
点， 确 保 斜 井 整体 防 水 。 （ ３ ） 防 水要 求 ： 成 井后 井 筒 涌水 量 ＜ ６ ｍ ３ ／ ｈ 。
水 膨 胀 橡 胶 和 三 元 己 丙 橡 胶 的 复 合 型 ． 同 时在 接 缝 处 外 贴
计涌水量 ５ ９ ７ ． ６ ７ ｍ３ ／ ｈ
因此 Ｔ Ｂ Ｍ 施 工 中 需要 考 虑 洞 内防 、 排 水 处置 ： ① 在 掘 进
过 程 中。 当管 片拖 出盾 尾 时 应及 时进 行 壁 后 填 充 。 并 隔 断地 下
水沿管 片渗流 ； ② 鉴 于斜 井距 离长 、 施 工空间小 ， 洞 内排 水处
的Ｔ Ｂ Ｍ 施工 防 、 排水处置 ， 从安全、 经济、 施 工 效 益 等 因 素 出发 ， 对 大埋 深 煤 矿 长 距 离 、 大坡度、 大埋深斜井 Ｔ Ｂ Ｍ施 工防、 排 水 方 案 进 行 了浅 谈 ， 并对 Ｔ Ｂ Ｍ 施 工 防、 排 水 技 术 进 行 了详 细 论 述 。
技 术 的 工艺核 心 ， 是 先 吹填 豆 砾石 再 灌 水 泥浆 的二 步法 作 业 。
并 重 新 嵌 填 的 。
嵌缝 范围 ： 设 计 整 条 斜 井 均 留设 嵌 缝 槽 ． 全 隧拱 顶 ４ ５ ￣ 范 围和 拱 底 ９ ０ 。 范 围 内施 做 嵌 缝 。 同时， 在 洞 口２ ０环 范 围及 交 叉
理” 的原则。 （ ２） 以 混 凝 土 衬 砌 结 构 自防 水 为 根 本 ， 衬 砌 接 缝 防 水 为 重
２ ． ４ 管 片接 缝 防水
接缝 密封 防水材料 的 防水能 力暂按 最大水 压力 Ｏ ． ５ ＭＰ ａ
【CN210128899U】盾构隧道管片接缝防水性能试验装置【专利】
(19)中华人民共和国国家知识产权局(12)实用新型专利(10)授权公告号 (45)授权公告日 (21)申请号 201920568987.5(22)申请日 2019.04.24(73)专利权人 天津大学地址 300350 天津市津南区海河教育园雅观路135号天津大学北洋园校区(72)发明人 张稳军 李宏亮 张高乐 高文元 丁超 卢权威 王祎 上官丹丹 (74)专利代理机构 天津市北洋有限责任专利代理事务所 12201代理人 程毓英(51)Int.Cl.G01N 3/12(2006.01)(ESM)同样的发明创造已同日申请发明专利(54)实用新型名称盾构隧道管片接缝防水性能试验装置(57)摘要本实用新型涉及一种盾构隧道管片接缝防水性能试验装置，包括支撑架、管片纵缝拼装自平衡加载装置、管片环缝拼装自平衡加载装置、外水压施加装置和混凝土衬砌管片模型，管片纵缝拼装自平衡加载装置用以为管片纵缝拼装模拟提供拉力，包括油缸千斤顶底座、油缸千斤顶对拉钢板、联动钢板，油缸千斤顶插销、耳状钢板、受力钢管、凹槽、联动钢板连接件、挡板和凸板；管片环缝拼装自平衡加载装置用以为管片环缝拼装模拟提供推力，包括油缸千斤顶反力底座、油缸千斤顶拖板、固定底座、下连接钢臂、上连接钢臂。
本实用新型可实现管片拼装模拟，呈现出符合实际工程中的弹性橡胶密封垫复杂工作状态。
权利要求书1页 说明书5页 附图3页CN 210128899 U 2020.03.06C N 210128899U权 利 要 求 书1/1页CN 210128899 U1.一种盾构隧道管片接缝防水性能试验装置，包括作为承重装置的固定管片支撑架（101）及可移动管片支撑架（102）、管片纵缝拼装自平衡加载装置（2）、管片环缝拼装自平衡加载装置（3）、外水压施加装置（4）和混凝土衬砌管片模型（5），其特征在于，承重装置用以支撑混凝土衬砌管片模型（5），固定管片支撑架（101）和可移动管片支撑架（102）相对布置，均包括组合钢架（103）、固定于组合钢架（103）上表面的弯曲钢板支撑面（104）、固定在组合钢架（103）底部的水平薄钢承台（105）以及下端承台（106），此外，可移动管片支撑架（102）还设置有水平千斤顶支撑台和倾斜千斤顶支撑台；所述的混凝土衬砌管片模型（5）包括四个管片，其中两个受固定管片支撑架（101）的支撑，另外两个受可移动管片支撑架（102）的支撑；管片纵缝拼装自平衡加载装置（2）用以为管片纵缝拼装模拟提供拉力，包括油缸千斤顶底座（201）、油缸千斤顶对拉钢板（202）、联动钢板（203），油缸千斤顶插销（204）、耳状钢板（205）、受力钢管（206）、凹槽（207）、联动钢板连接件（208）、挡板（213）和凸板（214）；油缸千斤顶固定在油缸千斤顶底座（201）上，油缸千斤顶另一端通过油缸千斤顶的耳帽由油缸千斤顶插销（204）与油缸千斤顶对拉钢板（202）连接，油缸千斤顶对拉钢板（202）上固定有带孔的耳状钢板（205），油缸千斤顶的耳帽放在两块耳状钢板（205）之间，油缸千斤顶插销（204）插进耳状钢板（205）上的孔内；两块联动钢板（203）之间通过两端带螺纹的联动钢板连接件（208）连接，联动钢板连接件（208）两端分别插入联动钢板（203）的凸板（214）中间的螺纹孔内；受力钢管（206）贯穿混凝土管片上的预留孔（501），受力钢管（206）分别放置油缸千斤顶底座（201）、油缸千斤顶对拉钢板（202）、两块联动钢板（203）的凹槽（207）内，凹槽（207）分别由钢板上侧边挡板（213）与凸板（214）或耳状钢板（205）形成，在挡板（213）上开有螺丝孔，用于通过紧固螺丝和紧固受力钢管（206）；管片环缝拼装自平衡加载装置（3）用以为管片环缝拼装模拟提供推力，包括油缸千斤顶反力底座（301）、油缸千斤顶拖板（302）、固定底座（303）、下连接钢臂（304）、上连接钢臂（305），下连接钢臂（304）和上连接钢臂（305）分别由两根工字钢组成，两个钢臂一端固定在固定底座（303）边缘上，另一端与油缸千斤顶反力底座（301）连接，在油缸千斤顶反力底座（301）上固定有用以支撑油缸千斤顶的油缸千斤顶拖板（302），固定底座（303）与油缸千斤顶分别抵住两块管片外侧，通过油缸千斤顶施加推力推动管片闭合；外水压施加装置（4）包括带弧度钢板，钢板弧度取决于管片模型管片弧度，连接到管片模型的环缝和纵缝交界处，在钢板中间固定有凸起的水压腔盖板（401），水压腔盖板（401）上开有进水孔（402）、出水孔（403）和外接水压表孔（404），外接水压表用于记录腔内水压大小。
神东补连塔煤矿#2盾构斜井管片受力的预测分析
普 氏理论 更适 合该工程 的管片受力预 测分析 。 关键词 ：盾 构斜井 ；荷载及 内力监测 ；传感器 ；土压 力 ；预测 分析
中图分类 号 ：Ｕ ４ ５ ５ ． ４ ３ 文献标志码 ：Ａ 文章编 号 ：１ ０ ０ ３— ８ ８ ２ ５ （ ２ ０ １ ７ ） ０ １— ０ ０ ５ ９— ０ ５
ｌ ｉ ｕ ｘ ｒ ５ ９ ３ ＠１ ６ ３ ．ｃ ｏ ｎ。 ｒ
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路 基 工 程 Ｓ ｕ ｂ ｇ ｒ ａ ｄ ｅ Ｅ ｎ ｇ ｉ ｎ ｅ ｅ ｒ ｉ ｎ ｇ
ห้องสมุดไป่ตู้
２ ０ １ ７年第 １期 （ 总第 １ ９ ０期 ）
ｈ
一 一
１ 盾构 管片受力 的预 测方法 １ ． １ 特征 曲线 法
分析方 法和监 测手段 。基 于特 征 曲线法 、普 氏理 论 以及 其他 方法 对该 工程 的土 压力 进行 预 测分析 ， 并将 各计算 结果进 行 了比较 ，同时还介 绍 了补连塔煤矿 ２盾构斜 井测试 断面的布 置和 管片 的预 埋传 感器情况 ，并选取埋 深 ２ ７ ０ ｉ ｎ的试验环 实测数据作分析 ，发现在 盾构机 继 续推进 ２环后 土压 力值 明
变 化特点 。
黄明华 以甫 江水 底 隧道 为依 托 ，建立 了包 括
隧道结构 安全 评定 、预 测 、预 警 等 内容 的长 期健 康
收 稿 日期 ：２ ０ １ ６— ０ ９— ２ １
基金项 目：国家科技支撑计划课题（ ２ ０ １ ３ Ｂ Ａ Ｂ １ ０ Ｂ ０ ４ ） 作者简介 ：刘曦睿 （ １ ９ ９ ３一） ，男 ，四川成 都人 。硕 士研究生 ，主 要从 事 隧道 与 地 下工 程 等 方 面 的研 究 工 作。Ｅ — ｍ ａ ｉ ｌ ：
地下隧道结构力学性能评估与结构改进研究
地下隧道结构力学性能评估与结构改进研究地下隧道作为城市交通系统的重要组成部分，其结构力学性能评估和改进研究对于确保隧道的安全性和可靠性具有重要意义。
本文将对地下隧道的力学性能评估方法以及结构改进策略进行研究和探讨。
一、地下隧道结构力学性能评估方法地下隧道结构的力学性能评估是确保隧道运行安全的关键环节。
在进行力学性能评估时，可以采用以下几种方法：1.静力分析：通过应力分析和变形分析，评估隧道结构在静态荷载作用下的稳定性和变形情况。
2.动力分析：利用地震波动力学理论和方法，对隧道结构在地震荷载下的抗震性能进行评估。
3.模型试验：通过在实验室中建立地下隧道的模型，进行荷载施加，观测和测量隧道结构的力学性能指标，如应力分布、变形和挠度等。
4.现场监测：通过在实际运行的地下隧道中安装传感器和监测设备，实时监测和记录隧道结构的应力、变形和振动等性能指标。
二、地下隧道结构改进策略基于对地下隧道结构力学性能的评估，可以采取一系列的结构改进策略来提高隧道的安全性和可靠性。
1.优化设计：通过优化隧道结构的截面形状、墙厚、支护结构等参数，提高隧道的承载能力和抗震性能。
2.加固措施：对于已经建成的地下隧道，可以采取加固措施，如增加钢筋混凝土衬砌厚度、加固隧道墙体等，提高结构的稳定性和抗震性能。
3.材料改进：通过采用新型材料，如高强度混凝土、纤维增强材料等，提高隧道结构的强度和耐久性。
4.系统监测：建立地下隧道结构的系统监测体系，实时监测隧道结构的力学性能，及时发现问题并采取相应的维修措施。
5.经验总结：总结并分享地下隧道建设和维护的经验，及时反馈问题和解决方案，为后续的隧道工程提供参考和借鉴。
三、结论地下隧道结构力学性能评估和结构改进研究对于确保隧道的安全和可靠运行至关重要。
通过采用合适的力学性能评估方法，以及实施有效的结构改进策略，可以提高地下隧道的抗震性能和承载能力，保障隧道的安全运行。
同时，持续的监测和经验总结也是提高地下隧道结构性能的重要手段。
浅析煤矿长斜井TBM法综合施工技术
浅析煤矿长斜井TBM法综合施工技术雷升祥【摘要】The feasibility, selection of technical parameters of inclined shaft, the TBM selection, the originating station design, the main technical problems and countermeasures of long inclined shaft construction of coal mine with TBM method technology are discussed deeply in the paper, and the technology of coal mine construction scheme selection and design is of great significance.%对煤矿长斜井采用TBM法施工技术的可行性、斜井的技术参数选择、TBM的选型、始发站的设计、主要技术问题及对策进行了深入的探讨,这些技术对煤矿建井方案的选择与设计具有重要的指导意义。
【期刊名称】《铁道建筑技术》【年(卷),期】2012(000)004【总页数】6页(P1-6)【关键词】煤矿;斜井;掘进机;施工技术【作者】雷升祥【作者单位】中国铁建十三局集团有限公司,天津300308【正文语种】中文【中图分类】U455.441 问题的提出在长隧道施工时，为了缩短工期，一般设置平行导坑、横洞、竖井或斜井，以增加工作面或通风洞。
在水电系统，斜井开挖常应用于水电站通风井、出线井、排水井、压力管道、运输(交通)井以及为隧洞施工的斜支洞，一般用钻孔爆破法施工，有全断面开挖和反导井扩挖两种。
反导井开挖方法有普通法、吊罐法、爬罐法和反井钻机法4种，各种开挖方法同竖井开挖。
斜井的开挖方法见表1。
表1 斜井开挖方法分类序号斜井倾角开挖次序开挖方法1 小于6°时由上而下，类似横洞钻爆法、TBM法2 6°～30° 自上而下钻爆法3 大于30°～45° 先导井，后扩挖。
深埋软岩盾构斜井支护结构受力特性及关键设计研究
深埋软岩盾构斜井支护结构受力特性及关键设计研究1 引言目前，当斜井长，坡度大时，采用现有的钻爆法施工工效较低，施工进度较慢，不适应现代矿山、铁路工程的需要。
机械化程度较高的盾构法则应运而生，可将掘进、支护、出渣等工序有序地连贯起来，大大提高了煤矿开挖效率，保障了煤矿施工的安全，同时改善了施工人员的工作条件。
此外，盾构施工煤矿斜井有利于矿区自然环境的保护，尤其针对长距离斜井施工，其优势更为明显。
Huang：Lao Yang，have you done the New Year’s shopping?补连塔煤矿新副斜井作为国内煤炭行业首次应用盾构工法施工、坡度最大的煤矿斜井，斜井从浅埋覆土逐渐穿越到较大埋深，斜井的管片结构荷载逐渐变化，管片内力变化大，与此同时，斜井支护结构设计也与常规盾构隧道管片设计有所不同。
因此，本文结合神华神东补连塔矿区斜井工程，探讨长距离大坡度斜井盾构施工时管片衬砌结构的受力特性，后结合补连塔煤矿斜井工程特点，就支护结构力学方面进行关键设计。
2 工程概况2.1 斜井简介神华神东补连塔煤矿新副斜井位于内蒙古自治区鄂尔多斯市伊金霍洛旗东南，乌兰木伦河一级阶地西缘的补连塔煤矿。
斜井全长2 745 m，其中盾构段2 718 m，井筒倾角为-5.5°(-9.5%），埋深6.4～2 76.8 m，采用盾构(TBM）施工。
斜井采用单层装配式衬砌，管片形式为钢筋混凝土平板型管片，管片内径6.6 m，外径7.3 m，厚0.35 m，幅宽1.5 m，管片混凝土等级为C40，抗渗等级P12。
盾构衬砌环采用错缝拼装，衬砌环采用“3(标准块）+2(邻接块）+1(仰拱块）+1(封顶块）”分块方式。
补连塔煤矿位于冲积岩地层，斜井穿越第四系风积细砂、志丹群中粒砂岩、砾岩互层、延安组粉砂岩层、延安组细粒砂岩、延安组22煤层段，且砂质地层占总里程97%，具体见图1，地下水以基岩裂隙水为主。
图1 斜井盾构段地层示意（单位：m）2.2 工程特点(1）大坡度反坡施工:坡度-5.5°(-9.5%）为国内最大坡度。
隧道管片密封垫防水试验研究
隧道管片密封垫防水试验研究董林伟;江玉生;嵇长民;陈高;江涛;黄钦【摘要】The influences of different lateral confinement materials was studied, which are used on both sides of the gasket, on the water resistance test. The influence factors of gasket contact pressure are analyzed through theoretical deduction. It is concluded that the lateral deformation and restraint stiffness of gasket have a greater impact on the contact force under the same opening amount, and equivalent Poisson′s ratio is positively related to vertical stress increment. The tests are designed to measure the test data of opening amount-water resistance and assembly force of gaskets. The relationship between the vertical load and water resistance of the gasket under different lateral confinement conditions and the test data of the assembly force are analyzed, which can provide reference for the waterproof test of segment gaskets.%研究密封垫两侧侧限材料的不同,对密封垫耐水压力试验的影响.通过理论推导分析了密封垫接触压力的影响因素,得出了密封垫的侧向变形和约束刚度对同一张开量下的接触压力有较大影响,且等效泊松比与竖向应力增量正相关.设计的试验可同时测定密封垫的张开量-耐水压力及压缩力试验数据.对密封垫在不同侧限条件下的竖向荷载与耐水压力的关系及压缩力试验数据进行了分析,可为下一步的管片密封垫的防水试验提供参考和借鉴.【期刊名称】《科学技术与工程》【年(卷),期】2017(017)018【总页数】4页(P299-302)【关键词】管片;接触压力;耐水压力;压缩力【作者】董林伟;江玉生;嵇长民;陈高;江涛;黄钦【作者单位】中国矿业大学(北京)力学与建筑工程学院,北京 100083;中国矿业大学(北京)力学与建筑工程学院,北京 100083;中国矿业大学(北京)力学与建筑工程学院,北京 100083;中国矿业大学(北京)力学与建筑工程学院,北京 100083;中国矿业大学(北京)力学与建筑工程学院,北京 100083;中国矿业大学(北京)力学与建筑工程学院,北京 100083【正文语种】中文【中图分类】TU573.81818年Brunel从小虫腐蚀木船底板成洞得到启示，提出了盾构工法；该工法始于英国，发展于日本、德国。
浅谈盾构隧道管片拼装接缝的防水处理
浅谈盾构隧道管片拼装接缝的防水处理摘要文章以广州地铁二号线“赤岗—鹭江区间隧道”工程为例,对EPDM弹性止水条和遇水膨胀止水条两种材料的各项性能指标进行了对比分析,阐述了EPDM弹性止水条的综合性能和施工技术要点。
在实际工程中采用EPDM弹性止水条,较好地解决了当前国内盾构隧道的渗漏质量通病———管片衬砌接缝的防水问题。
关键词盾构隧道管片接缝防水弹性止水条膨胀止水条1工程概况及地质结构广州地铁二号线“赤岗—鹭江区间隧道”盾构工程,其主体结构为内径5.4m的圆形钢筋混凝土管片衬砌结构,全长为4122.606m,分两个区间隧道。
两个区间均为“V”字坡,赤岗至客村最大坡度为9.636‰,隧道上覆土厚度最大约14m、最小约8m;客村至鹭江最大坡度为4.14‰,隧道上覆土厚度最大约13m、最小约10m。
地下水赋存方式包括第四系孔隙水和基岩裂隙水两种,混合水位一般埋深0.80~4.0m,平均埋深1.75m,隧道处最大静水压力约为1.83kg/cm2。
隧道穿越地层主要是粉质粘土、全风化带、强风化带、中风化带,有七段穿过微风化带。
隧道通过微风化岩层时,岩体均有夹层存在及斜面产生,施工难度极大。
该项目在实施中进行了一系列的新尝试和技术革新。
2管片衬砌结构防水施工质量控制地下隧道工程难免遇到接缝问题,因此寻找安全、快速、经济的隧道接缝防水方法、防水材料等施工技术显得非常重要。
目前国内地铁盾构隧道结构一般为采用单层预制混凝土管片拼装衬砌的圆形断面结构,其防水施工主要包括:管片衬砌结构自防水、衬砌外防水涂层、衬砌接缝防水(弹性密封垫防水、嵌缝防水)、螺栓孔防水、渗漏处理(盾尾充填注浆等)。
而其中控制隧道渗漏水质量的主要施工工艺有:管片衬砌结构自防水、衬砌接缝防水、盾尾充填注浆。
2.1管片结构防水施工要点(1)管片混凝土自防水:防水材料采用高抗渗等级(S12)的混凝土。
(2)普遍采用的一种防水材料是弹性止水条,其耐久性和防水效果都已得到证实(图1)。
不同荷载作用下TBM隧道管片数值模拟分析
管片片间接头弹簧盾尾区段注浆区段i _______稳定区段_______扑 ■**■*/■ 朴 j____ <M -«Vvtf- */■/■*/■ *!-,v V-岩压力、注浆压力以及盾壳和盾尾对管片的挤压力。
1)千斤顶推力。
千斤顶推力是在隧道开挖过程中以反力形式作用于盾构管片上的临时荷载。
偏心千斤顶推力则是为了保 证盾构机姿态与隧道设计曲线相一致而施加的力。
通常在直线施 工阶段一般偏心千斤顶推力较小，但遇到急曲线施工及局部使用与 直线部分形状不一致的管片时，偏心千斤顶推力则会大大增加。
2) 围岩压力。
在常规管片设计中，围岩压力是必不可少的外 力荷载，它不仅与围岩级别、围岩结构、地应力、隧道埋深等围岩 性质因素有关，还与隧道跨度、隧道断面形状、施工方法等工程因 素有关。
在隧道施工实践中，准确预测隧道开挖引起的围岩压力 对于隧道施工的安全施工具有重要意义，因此大量学者在这方面 开展了相关研究，提出了很多预测方法，主要有经验公式法、解析 法、数值模拟法以及模型试验方法。
3)壁后注浆压力。
壁后注浆压力是为了控制地基沉降而在管片背后高压注人浆液产生的外力。
3三维数值模型采用有限元软件ANSYS 对管片在施工过程中的受力进行模拟分析。
为模拟整个施工过程中管片截面的横向与纵向受力情 况，本文建立考虑施工荷载的管片一土体相互作用的三维有限元模型，如图3所示。
，节点地P*，接头弹賛图3有限元模型示意图1概述我国的城市化进程已经进人到城市加速发展阶段，地铁建设已成为城市交通体系不可缺少的组成部分[1]，而盾构法在地铁建 设中的应用日益广泛[M ]。
对城市地铁隧道工程，盾构隧道在施 工过程中管片的受力状态十分复杂，既有千斤顶压力、围岩及注 浆压力，又有管片拼装阶段产生的各种不利荷载,这都将直接影 响到隧道的安全使用和耐久性。
如受施工荷载影响，重庆轨道环线某区段TBM 推进过程中遇到不同程度的衬砲开裂（见图1 )、局 部渗漏、错台（如图2所示）等问题。
盾构隧道管片接头嵌入式密封垫防水性能探究
盾构隧道管片接头嵌入式密封垫防水性能探究摘要：盾构隧道的建设和运营过程中，防水是非常重要的一环。
传统的防水方式是将橡胶密封垫粘贴在管片预先设计的凹槽内，这样能够保证现场作业人员对橡胶条的平整度进行实时的调整。
文章针对盾构隧道管片接头嵌入式密封垫防水性能方面进行了详细分析，希望能给相关人士提供重要的参考价值。
关键词：盾构隧道；管片接头；嵌入式密封垫；防水性能；模型试验；数值模拟1.模型试验1.1试验设计在隧道建设中，机械精度、人员操作等因素会对管片拼装的准确度造成影响，因而导致接头处的弹性密封垫无法发挥理想情况下的防水能力。
出于对安全的考虑，设计之初就将张开量和错缝量作为关键指标。
试验中，通过试块拼装时的错位放置来控制管片的错缝量，通过油压千斤顶加压和一定厚度的垫片控制密封条的张开量。
1.2试验准备预埋嵌入式混凝土试块共分为4种形式。
1）形式1。
设置观察槽，底部不包钢。
2）形式2。
不设观察槽，底部包钢。
3）形式3。
密封条两侧设凹槽，底部不包钢。
4）形式4。
密封条两侧设凹槽，底部包钢。
观察槽的设置是为了方便观测试验中可能发生的渗漏水现象；而取消观察槽以及对试块进行包钢处理，则是为了保护管片边缘混凝土不被压碎；在密封垫两侧设置凹槽，是为了在夹持垫片的情况下控制接缝张开量的变化，在张开量相同的情况下，降低局部应力集中，保证混凝土边缘的完整。
试块形式说明见图1。
图1.试块形式说明：1.3结果分析第一，形式1———设置观察槽，底部不包钢试验在张开量10mm、错缝量0mm的情况下进行。
图2为水压时程曲线。
曲线段分为3段，分别是：1）注水（排气）段。
在此过程中，水被有压空气挤入试块中间的气室内，气室内原有空气从上部试块顶端排气（水）孔排出，内部水压呈反复升降的状态，直至内部空腔几乎全部由水体充满，关闭上部排气（水）口。
2）加压监测段。
该过程中，不断控制水压机，适度增大压力，并且保证一定的持水时间，待基本稳定后，再继续增加水压，此时应仔细关注管片是否有渗漏水现象，同时观察腔体内水压是否能够保持，若出现突降，则可能已发生渗漏。
斜井漏失机理及堵漏效果评价实验
斜井漏失机理及堵漏效果评价实验下载温馨提示:该文档是我店铺精心编制而成，希望大家下载以后，能够帮助大家解决实际的问题。
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大埋深盾构斜井衬砌结构力学性能研究
大埋深盾构斜井衬砌结构力学性能研究近年来,我国交通、能源建设需求持续增长,盾构法在交通、水工、煤炭、油气等领域中广泛拓展应用,在建设条件上从浅埋到深埋、甚至涉及超千米深部地下空间的开拓,工程拓展的同时带来了一系列科学与技术问题。
然而,采用盾构法修建大埋深地下工程是一个全新的领域,无现成规范和工程实例可资借鉴。
面对深埋、富水及地质多变等复杂条件,衬砌结构的力学性能如何,目前的相关研究较少。
本文以深长盾构斜井为题材,研究大埋深盾构斜井衬砌结构力学性能与分析方法,对于盾构隧道在深部空间拓展应用中遭遇到诸多技术问题的解答提供了具有引领性的思路与方法,意义重大。
论文以神华新街台格庙矿区斜井工程和神东补连塔煤矿斜井工程为依托,结合国家自然科学基金项目(煤炭联合基金)“复杂条件下TBM(盾构)修建煤矿巷道(斜井)的衬砌结构设计基础理论”和国家科技支撑计划课题“盾构施工煤矿长距离斜井数字化远程监控技术”,采用资料调研、理论解析、数值模拟、相似模型试验和现场测试等研究手段,在荷载取值、围岩-结构相互作用、高地压和高水压的应对措施等方面取得了突破性进展。
研究成果直接应用于我国煤矿领域首次采用盾构法修建的长距离斜井——神东补连塔煤矿斜井工程,并为待建的神华新街台格庙矿区斜井工程提供了技术储备,且可为类似隧道工程的设计和施工提供重要参考。
论文主要工作和研究成果如下:1、采用资料调研结合数值模拟手段,对比分析了斜井洞室深浅埋划分的常用标准,由此确定了深长盾构斜井深浅埋划分标准的确定原则,提出了斜井洞室深浅埋的划分标准与围岩松动压力的计算公式。
明确了收敛-约束法求解斜井围岩形变压力的适用条件,并探讨了采用收敛约束法求解斜井围岩形变压力的方法。
2、基于弹性理论,推导了可考虑应力释放效应的盾构斜井围岩-双层复合式衬砌结构相互作用的应力和位移解析解;基于Mohr-Coulomb屈服准则推导了渗流影响下盾构斜井围岩-双层复合式衬砌结构相互作用的弹塑性解析解,可为管片衬砌+可压缩层联合支护效果的评价提供理论依据。
盾构斜井结构内力分析及其极限状态评估
盾构斜井结构内力分析及其极限状态评估
刘曦睿;晏启祥;胡雄玉;杜彬;杨俊哲
【期刊名称】《路基工程》
【年(卷),期】2016(000)006
【摘要】对神东补连塔煤矿#2辅运平硐盾构斜井工程安全性,采用一种盾构斜井的内力分析及极限状态方法进行评估.斜井的内力受围岩蠕变效应和同步注浆浆液硬化效应的影响,结合盾构斜井管片接头刚度非线性的特性,运用有限元软件ANSYS模拟,求得内力随时间呈增大趋势.改进的极限状态评估方法主要分为:管片拉压、管片剪切和管片接头的安全评估,再根据内力分析方法可对斜井一段时期内的承载能力进行安全评估.结果表明:补连塔#2号盾构斜井计算断面在同步注浆后1年之内的极限状态评估满足设计要求,结构安全.
【总页数】5页(P40-44)
【作者】刘曦睿;晏启祥;胡雄玉;杜彬;杨俊哲
【作者单位】西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室,成都610031;西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室,成都610031;西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室,成都610031;神华集团有限责任公司,北京100011;神华神东煤炭集团有限责任公司,陕西榆林719315
【正文语种】中文
【中图分类】U451+.5
【相关文献】
1.煤矿斜井盾构深埋段极限位移及变形控制研究∗ [J], 熊晓晖;张旭东;夏明锬;陈龙
2.工程结构承载力极限状态与正常使用极限状态可靠度的比较分析 [J], 冯兴中
3.深部盾构斜井管片衬砌内力分析 [J], 宋乐阳;晏启祥;姚超凡;杜彬;杨俊哲
4.盾构隧道结构内力分析与施工保障措施 [J], 贺丽娟
5.含多个非线性极限状态静定结构的失效概率评估新方法 [J], 王平
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煤矿斜井管片衬砌与可压缩层联合支护的效果
煤矿斜井管片衬砌与可压缩层联合支护的效果齐春;何川;封坤;肖明清【摘要】为研究盾构斜井管片衬砌与可压缩层联合支护体系中可压缩层参数对管片衬砌力学性能的影响,以神华新街台格庙矿区主斜井工程为依托,建立考虑管片衬砌与可压缩层之间接触效应和管片整环刚度折减效应的数值计算模型,分析有无可压缩层、不同可压缩层刚度及厚度等因素下管片衬砌内力和变形的分布规律和变化情况;采用相似模型试验对上述问题进行了进一步研究,并对有无可压缩层时管片的极限承载力和破坏形式进行了探讨.研究结果表明:可压缩层刚度越大,管片所受围岩压力越大且分布越不均匀,同时使得管片弯矩减小,轴力增大,当可压缩层模量与围岩模量之比在0. 1～0. 5之间变化时更为明显;随着可压缩层厚度的增大,管片所受围岩压力依次按不均匀、均匀、不均匀的趋势变化,当可压缩层厚度与管片厚度之比为1. 7时围岩压力最小,管片轴力则随可压缩层厚度的增大而减小;可压缩层存在与否对管片变形影响甚微,通过自身的挤密吸收围岩压力且促使应力重分布,从而减小并均匀化传递至管片上的荷载,使得管片内力随外荷载的增长更平缓,量值更小且分布更均匀,并使管片的极限承载力提高了40%;有无可压缩层时管片破坏均经历椭变、椭变加剧、裂缝出现和扩展、失稳破坏的过程,且有可压缩层时管片的破坏更严重.%In order to study the influence of the compressible layer parameterson the mechanical properties of the segmental lining in the combined support system of the inclined shaft constructed by shield,a numerical model considering the contact effect between the segmental lining andthe compressible layer and the stiffness reduction of the segment ring was established based on the Main Inclined Shaft Project of Shenhua Xinjie Taigemiao Coal Mine Area,and the distribution characteristics and variationlaws of the internal force and deformation of the segmental lining are analyzed under different factors such as the presence or absence,the stiffness and the thickness of compressible layer. Similar model tests were carried out to further investigate the above problems. The ultimate bearing capacity and the form of destruction are also discussed. The results show that the greater the compressible layer stiffness,the greater the and the more uneven distribution of the surrounding rock pressure on the segment,at the same time,the bending moment of the segment decreases and the axial force increases. It is more obvious when the ratio of compressible layer modulus to surrounding rock modulus varies from 0. 1 to 0. 5. With the increase of the compressible layer thickness,the surrounding rock pressure on the segment varies according to the trend of uneven to uniform and then again to uneven. When the ratio of the compressible layer thickness to the segment thickness is 1. 7,the pressure of the surrounding rock is the smallest. The axial force decreases with the increase of compressible layer thickness. The existence of compressible layer has little effect on the deformation of segmental lining. The model test results further show that the compressible layer can absorb the surrounding rock pressure and cause stress redistribution through its own compaction,so as to reduce and homogenize the load transferred to the segment,so that the internal force of the segment grows more smoothly with the external load smaller and more evenly distributed;and increased the ultimate bearing capacity of the segments by 40%. In the presence or absence of the compressible layer,the failure of the segment hasexperienced the processes of elliptic,elliptical exacerbation,the occurrence and expansion of the crack and instability. Moreover,the damage of the segment is more serious when the compressible layer is present. The research results of this paper can provide some reference for the design and construction of similar projects.【期刊名称】《西南交通大学学报》【年(卷),期】2018(053)004【总页数】10页(P772-781)【关键词】煤矿斜井;管片衬砌;可压缩层;让压支护;盾构工法;模型试验【作者】齐春;何川;封坤;肖明清【作者单位】西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室,四川成都610031;西南交通大学交通土木工程学院,四川成都610031;中铁二院工程集团有限责任公司,四川成都610031;西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室,四川成都610031;西南交通大学交通土木工程学院,四川成都610031;西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室,四川成都610031;西南交通大学交通土木工程学院,四川成都610031;中铁第四勘察设计院集团有限公司,湖北武汉430063【正文语种】中文【中图分类】TD262随着煤矿开采深度的逐年加深,为满足矿井建设对“快速成井,安全可靠,综合费用低”等方面的高要求,采用盾构法修建煤矿井巷日益成为一种有效的选择方案.国内神华新街台格庙矿区、神东补连塔矿区目前已开展盾构法修建煤矿长距离斜井的探索.采用盾构法修建煤矿长距离斜井是今后建设高产高效煤矿斜井的发展方向[1-2]. 随着斜井埋深的不断增加,高地应力问题不可避免.与浅埋隧道不同,高地应力背景下的深埋斜井开挖后主要承受围岩挤压型大变形产生的形变压力,其主要特点是变形持续时间长且具有重复性,支护完成后变形仍将持续[3].针对隧道大变形问题,长期以来国内外普遍采用加强型常规支护来应对,企图通过增加支护刚度以达到抑制围岩变形的目的[4],支护参数往往突破现有规范的推荐值,但由于围岩形变和荷载持续增加,支护往往难以抵抗不断增加的形变压力而破坏.因此,国内外学者提出了让压支护的理念,其主要思想是隧道(洞)或井巷开挖后,允许围岩发生一定的初期变形实现让压,从而实现围岩应力的部分释放,减小作用在支护结构上的形变压力[5-7].对于采用盾构掘进和管片衬砌支护的深部斜井,借鉴传统矿山法隧道的让压支护思想,提出在围岩与管片间的空隙吹填具有一定流动性和可压缩性的豆粒石(碎石)“可压缩层”的让压支护型式,以减缓围岩形变荷载向衬砌结构的传递.“可压缩层”是一种“边支边让,先柔后刚”的支护措施,它在支护过程中可发挥一定量值的支护力,又同时会随围岩收敛而产生压缩变形,吸收围岩压力,减小作用在管片衬砌上的围岩荷载.目前,碎石作为一种性能良好的建筑材料在土木工程领域得到了广泛的应用,国内外学者也开展了大量研究.Swk等[8]研究了级配碎石的非线性特性,得出了级配碎石的非线性方程及回归参数;Werkmeister[9]和Brown[10]等通过室内动三轴试验研究了级配碎石的永久变形行为规律,认为永久变形随着荷载作用次数的增加而无限积累.田建勃等[11]研究了不同厚度碎石垫层的强度和变形特性,提出了一种测定碎石类土侧压力系数、泊松比和变形模量的试验方法.谷小阳[12]分析了级配碎石的力学非线性本构模型,并对级配碎石复合式基层沥青路面的力学性能进行了有限元分析,得到级配碎石层弹性模量和厚度对沥青路面性能指标的影响.已有研究成果中,碎石层都是作为主要承载材料存在的.然而,当其作为管片壁后填充材料时,是否会对管片衬砌结构产生影响,以及作为碎石填充层主要性能指标的刚度、厚度等参数将会对管片衬砌的力学和变形性能产生何种影响等问题均尚未见报道.鉴于此,本文依托神华新街台格庙矿区主斜井工程开展研究,采用数值模拟手段研究可压缩层主要性能指标对管片衬砌结构的影响,并开展相似模型试验进行验证,以期为采用盾构法修建深部巷道(斜井)的支护型式设计提供参考.1 工程概况神华新街台格庙矿区位于鄂尔多斯市伊金霍洛旗和乌审旗境内,其1号矿井的主、副斜井由浅至深依次穿越侏罗系中下统延安组(J1-2y),侏罗系中统直罗组(J2z)、安定组(J2a),白垩系下统志丹群(K1zh)和第四系(Q4)地层,围岩主要岩性为粗粒砂岩、含砾粗粒砂岩、中粒砂岩、细粒砂岩、泥岩和砂岩与泥岩互层、砂质泥岩.围岩分类以Ⅳ类、Ⅴ类为主.工程主斜井坡度为-6°,长度为6 553 m,最大埋深685 m.盾构掘进段长6 402.691 m.斜井开挖直径7.62 m,净空直径6.60 m,采用C40预制钢筋混凝土管片支护,管片衬砌厚350 mm,幅宽1 500 mm,采用左右转弯环管片衬砌错缝拼装.管片分块如图1所示,图中,ZF、ZL1、ZL2、ZB1～ZB4均为管片分块编号.图1 管片分块示意Fig.1 Schematic of segment division2 数值计算2.1 计算模型根据参考文献[13-14],分别建立梁-弹簧模型和考虑刚度折减的匀质圆环模型,利用管片衬砌最大变形等效得到匀质圆环模型的刚度有效系数η=0.62.在此基础上,采用ABAQUS软件建立围岩、可压缩层和管片衬砌相互作用的地层-结构模型.围岩和可压缩层分别采用平面应变减缩积分单元(CPE4R)和平面应变非协调模式单元(CPE4I)模拟,管片衬砌采用二维线性梁单元(B21)模拟.衬砌和可压缩层之间建立面-面接触(surface to surface).围岩材料满足Mohr-Coulomb屈服准则,可压缩层和管片结构按弹性材料考虑.各材料的物理力学参数如表1所示.表1 地层及结构物理力学参数Tab.1Parameters of seepage property for sandstone名称变形模量/GPa天然重度/(kN·m-3)粘聚力c/MPa内摩擦角φ/(°)泊松比围岩1.501.850.12523.50.40管片衬砌34.50———0.20碎石可压缩层0.15～15.00———0.40计算模型的各边界距洞室中心的距离为40 m(约5.5D,D为开挖直径).不考虑自重荷载及开挖过程,地层-可压缩层-管片衬砌系统所受外荷载通过在模型4个外边界施加法向均布压力实现.其中竖向压力折算土柱高度依次从10 m按照10 m的级差增加至100 m,水平压力根据竖向压力和侧压力系数计算得到,侧压力系数保持0.5不变.分析模型如图2所示.图2 有限元分析模型示意Fig.2 Analysis model of FEM计算工况包括有、无可压缩层两类,对于设置可压缩层的工况,其参数取值根据研究目的不同而有所不同,具体可见第2.2节.2.2 结果分析(1) 有无可压缩层的影响对管片衬砌背后存在可压缩层和不存在可压缩层情况下结构所受围岩压力、弯矩、轴力和变形进行对比.对于存在可压缩层的情况,取Ec=0.1Eg(Ec、Eg分别为可压缩层和围岩的变形模量),厚度d=0.4 m;竖向土柱高度为100 m.有无可压缩层时的计算结果分别如图3、表2所示.(a) 围岩压力(b) 弯矩(c) 轴力(d) 变形图3 有无可压缩层时管片衬砌荷载与内力、变形分布Fig.3 Distribution of load, inner forces, distortion of segmental lining in the presence or absence of compressible layer表2 有无可压缩层时管片衬砌内力和变形对比Tab.2Comparison of internal force and deformation of segment lining in the pre sence or absence of compressible layer工况围岩压力/kPa最大最小弯矩/(kN·m)最大最小轴力/kN最大最小变形/mm最大最小无可压缩层1 9121 216624-6547 4234 09832.125.2有可压缩层1 2781 227564-5665 2683 87732.625.3变化率/%-33.20.9-9.6-13.4-28.8-5.41.60.4可压缩层对管片所受围岩压力的分布和量值均有较大影响.当管片壁后没有可压缩层时,围岩传递至管片上的压力呈现水平方向大、竖直方向小的不均匀分布特点,其最大和最小值分别位于拱腰和拱顶,这与文献[15]采用解析法得到的规律是类似的.围岩压力的最大和最小值分别为1 912、1 216 kPa.当管片壁后设置可压缩层后,能够吸收一部分围岩压力起到让压效果,并能够将围岩压力更均匀的传递到管片上.从图3中可以看出,可压缩层的存在大大减小了最大和最小围岩压力的差值,其量值分别为1 278 kPa和1 227 kPa,管片结构处于均匀受压状态,这对结构受力是有利的.可压缩层对管片弯矩和轴力的最值有一定影响,但对其分布的影响不大.不存在可压缩层时,最大正负弯矩分别为624 kN·m和-656 kN·m;存在可压缩层时,最大正负弯矩分别减小至564 kN·m和-566 kN·m,减幅分别为9.6%和13.4%.可压缩层对管片轴力的影响与弯矩类似,可压缩层使管片最大和最小轴力分别减小了28.8%和5.4%.可压缩层的存在对管片变形基本没有影响.(2) 可压缩层刚度的影响保持可压缩层厚度d=0.4 m,取其Ec=0.1Eg～10.0Eg,研究不同可压缩层刚度下管片所受围岩压力和内力、变形的变化情况.不同工况条件下的计算结果如图4、表3所示.由于可压缩层刚度变化时围岩压力沿环向有增有减,考虑到围岩压力均匀分布有利于管片结构受力,因此表3中定义围岩压力的相对极差RP为管片衬砌所受围岩压力最大值和最小值之差与平均值之比,以反映围岩压力的均匀性.(a) 围岩压力(b) 弯矩(c) 轴力(d) 变形图4 不同可压缩层刚度时管片衬砌荷载与内力、变形环向分布Fig.4 Distribution of load, inner forces, distortion of segmental lining with different compressible layer stiffness表3 不同可压缩层刚度时管片衬砌内力和变形对比Tab.3Comparison of internal force and deformation of segment lining with differ ent compressible layer stiffnessEc/Eg围岩压力/kPa最大最小Rp/%弯矩/(kN·m)最大最小轴力/kN最大最小变形/mm最大最小0.11 2781 2274.2564-5665 2683 87732.625.30.51 8031 26735.0522-5237 1234 08732.225.21.01 9361 19447.4487-5047 4923 98632.125.25.02 10699671.5445-4767 8133 51432.025.210.02 13485685.4438-4667 8873 00231.925.3当d一定时：①管片所受围岩压力的分布和量值均随着Ec的增大而变化．当Ec<Eg时Ec的改变对于管片所受围岩压力的影响更加明显．对于围岩压力相对极差Rp，当Ec从0.1Eg增加到0.5Eg 时，其量值增幅达725.6%；当Ec从0.5Eg 增加到5.0Eg时，其量值仅增加104.5%；随着Ec的继续增大，其增幅继续减小.这是由于当Ec相比Eg很小时，可压缩层吸收围岩压力的效果明显，传递到管片上的围岩压力分布均匀；随着Ec的增大，可压缩层对围岩的约束作用增强，围岩压力无法通过可压缩层进行充分释放和转移，管片承受较大且分布不均匀的围岩压力.②可压缩层刚度主要影响管片弯矩和轴力的量值,对其分布的影响不大.当Ec<Eg时,Ec的改变对管片弯矩的影响更加明显.当Ec从0.1Eg增加到0.5Eg时,管片最大正负弯矩分别减少了7.3%和7.8%;而当Ec从0.5Eg增加到5.0Eg时,相应减幅分别仅为9.1%和14.8%;随着Ec的继续增大，管片最大正负弯矩量值基本不再变化.可压缩层刚度对管片轴力的影响与弯矩类似.以最大轴力为例,当Ec从0.1Eg增加到 0.5Eg时,其量值增幅达35.2%;当Ec从0.5Eg增加到 5.0Eg时,相应增幅仅为9.7%;随着Ec的继续增大，管片最大轴力基本不再发生变化.③可压缩层刚度的变化对管片变形基本没有影响.(3) 可压缩层厚度的影响保持Ec=0.1Eg,分别取其厚度d=0.2，0.4，0.6，0.8 m和1.0 m,研究不同可压缩层厚度下管片所受围岩压力和内力、变形的变化情况.不同工况条件下的计算结果如图5、表4所示.(a) 围岩压力(b) 弯矩(c) 轴力(d) 变形图5 不同可压缩层厚度时管片衬砌荷载与内力、变形分布Fig.5 Distribution of load, inner forces, distortion of segmental lining with different compressible layer thickness表4 不同可压缩层厚度时管片衬砌内力和变形对比Tab.4Comparison of internal force and deformation of segment lining with differ ent compressible layer thicknessEc/Eg围岩压力/kPa最大最小Rp/%弯矩/(kN·m)最大最小轴力/kN最大最小变形/mm最大最小0.21 4661 29812.2550-5485 9294 16232.425.20.41 2781 2274.2564-5665 2683 87732.625.30.61 1641 1580.5577-5764 8553 61032.725.30.81 1051 0802.2581-5854 5753 39732.825.41.01 0631 0243.8581-5924 3743 23232.925.4当Ec一定时：①管片所受围岩压力的分布和量值均随着d的增大而变化.随着d的增大,可压缩层对围岩压力吸收和重分布的效果越发显著,使得传递到管片上的围岩压力分布趋于均匀.不同厚度时，Rp=12.2%，4.2%，0.5%，2.2%，3.8%.总体而言,在可压缩层刚度一定的条件下,适度增大其厚度可使传递至管片衬砌上的围岩压力更为均匀,但超过此厚度后可压缩层厚度的继续增大会使围岩压力均匀性降低.对于本文研究工况,当可压缩层厚度与管片厚度之比,即0.60/0.35=1.7时,可使传递到管片衬砌上的围岩压力最小.②可压缩层厚度的变化对管片弯矩基本没有影响,但对管片轴力的量值有影响.以最大轴力为例,当d从0.2 m增加到1.0 m时,其量减小了26.2%.虽然在研究所涉及的厚度范围内,随着d的增大管片最大轴力持续减小,但减幅逐渐减小.可以推断,在一定范围内增大d将会降低管片轴力,超出这个范围后对管片轴力的影响较小.③可压缩层厚度的变化对管片变形基本没有影响.3 相似模型试验3.1 模型试验概况试验以依托工程穿越的典型地层为原型,以几何相似比1/20和容重相似比1/1为基础相似比,采用特定比例的重晶石粉、石英砂、松香和凡士林的混合物配制围岩材料,如表5所示.管片衬砌采用水∶石膏∶硅藻土=1.5∶1.0∶0.1预制加工而成,主筋通过刚度等效原理采用铁丝网模拟;管片环向接头通过开槽的方式模拟,开槽深度通过计算确定,如表6所示;管片环间接头通过一定直径的钢棒模拟[16].对于管片壁后的可压缩层,考虑到其主要作用是通过散粒体材料的流动转移导致的孔隙率减小来实现让压[17],而材料本身的变形可以忽略,因此,本试验采用较小粒径的碎石模拟可压缩层材料,如图6所示.试验采用“盾构隧道-地层复合体模型试验系统”开展,装置总体尺寸为3.00 m(长)×3.00 m(宽)×0.16 m(高),如图7所示.该试验系统采用卧式加载方式,可实现竖向(Ⅰ方向)、水平(Ⅱ方向)和纵向(Ⅲ方向)的荷载施加.每个方向均由4台液压千斤顶通过工字钢或盖板作为荷载分配梁对土体施加均布面荷载.其中Ⅰ、Ⅱ方向的千斤顶两两成组,对称布置.Ⅰ方向施加荷载为结构所受竖向荷载,根据地层条件和埋深等因素计算确定;Ⅱ方向施加水平荷载,根据侧压力系数和I方向荷载计算确定.Ⅲ方向为纵向荷载,通过盖板施加,目的是保证加载过程满足平面应变状态[18].表5 材料物理力学参数Tab.5 Mechanical parameters of materials项目容重/(kg·m-3)弹性模量/GPa粘聚力/MPa内摩擦角/(°)原型17.0～20.01.0～2.00.05～0.2020～27模型19.00.70.0122表6 环向接头对应槽缝深度Tab.6Cutting depth of groove for circumferential joints参数原型弯曲刚度/(N·m·rad-1)原型槽缝深度/m模型槽缝深度/mm正弯曲3.0×1070.1558负弯曲2.0×1070.1809图6 可压缩层设置Fig.6 Installation of compressible layer图7 盾构隧道-地层复合体模型试验系统Fig.7 Equipment of model tests试验的主要目的是探究管片壁后设置可压缩层是否对管片受力和变形产生影响,因此设置2组工况:管片衬砌和管片衬砌+可压缩层(厚0.6 m).加载过程保持侧压力系数0.5不变,竖向土压力从0按照10 m等效覆土厚度的增量逐级加载.每级荷载保持约10 min,待数据稳定后进行下一级加载.水平土压力由竖向土压力和侧压力系数得到.3.2 试验结果分析有无可压缩层条件下管片衬砌弯矩、轴力和变形随土压的变化情况如图8所示.图中数据为将试验数据按相似关系换算至原型结构后的结果,横坐标为相应土压对应的覆土厚度，下同.(a) 弯矩(b) 轴力(c) 变形图8 有无可压缩层时管片结构试验结果Fig.8 Model test results in the presence or absence of compressible layer从图8可以看出:(1) 当无可压缩层时,随着土压增大,管片衬砌结构弯矩不断增大,且增长变化曲线存在明显的拐点,位于30 m土柱位置;当土压从10 m增加到30 m,最大正弯矩从171.36 kN·m增大到257.25 kN·m,增幅50.1%;当土压继续从30 m 增加到50 m,最大正弯矩从257.25 kN·m增大到427.18 kN·m,增幅66.1%.(2) 管片轴力也随土压的增大而增大,且最大、最小轴力量值较为均匀,增幅也很接近.当土压从 10 m增加至50 m时,最大轴力从2 064.58 kN增加至4 744.44 kN,增幅130%,最小轴力从1 924.19 kN增加至4374.38 kN,增幅127%.(3) 管片结构最大变形量随着土压的增大近似线性增大.当土压从10 m增加至50 m时,最大变形量从4.13 mm增加至12.39 mm.当管片壁后设置碎石可压缩层,与管片组成联合支护体系时,管片弯矩仍随着土压的增大而增大,但增幅小于不设置可压缩层时.从图8可以看出,可压缩层的存在使得最大弯矩的增长更为平稳和缓慢.相同土压条件下,存在可压缩层时管片衬砌的最大和最小弯矩均小于无可压缩层时的值,且土压越大,有无可压缩层时管片弯矩的差异越明显,说明当管片壁后存在可压缩层时,对于较高的土压水平,可压缩层能够通过自身的挤密吸收一部分土压力,减小传递至管片上的荷载,使管片荷载的增大过程更为平稳,从而得到更小且分布更均匀的弯矩.对于管片轴力,存在可压缩层情况下轴力量值也随土压的增大而增大,但同级土压条件下,轴力量值较无可压缩层时的要小.管片结构最大变形量随着土压的增大近似线性增大.当土压从10 m增加至50 m时,最大变形量从6.03 mm增加至11.77 mm.与无可压缩层时的差别不大.以30 m覆土厚度为例,有无可压缩层条件下管片弯矩和轴力沿环向的分布情况如图9所示.从图9可以看出:无可压缩层时,管片最大正弯矩257.25 kN·m,位于左侧拱肩附近,最大负弯矩-227.96 kN·m,位于右侧拱腰附近;有可压缩层时,最大正负弯矩分别为206.06、-199.47 kN·m,分别位于拱顶和右侧拱腰附近.相比无可压缩层,管片最大正负弯矩分别减小了19.9%和12.5%；可压缩层的存在不仅降低了弯矩的量值,还使得弯矩沿环向的分布更为均匀.无可压缩层时,管片最大轴力 3 212.79 kN,位于右侧拱脚附近;有可压缩层情况下,最大轴力2 756.57 kN,仍位于右侧拱脚附近.相比无可压缩层,管片最大轴力减小了14.2%.可压缩层不仅降低了轴力的量值,还使得轴力沿环向的分布更均匀.试验过程中还发现,可压缩层的存在提高了管片的极限承载力.不存在可压缩层时,当土压由50 m 继续增大时,管片内力和变形均急剧增大,此时管片环出现明显的椭变,管片右拱腰位置内壁发现可见裂缝,如图10所示.(a) 弯矩(b) 轴力图9 管片内力沿环向的分布Fig.9 Circumstantial distribution of segment lining inner forces in the presence or absence of compressible layer(a) 右拱腰裂缝(b) 左拱腰裂缝图10 无可压缩层时管片裂缝情况Fig.10Crack distribution in the absence of compressible layer当土压继续增大,椭变更加明显,裂缝长度和宽度均不断扩展,左侧拱腰也产生裂缝.当土压增至70 m时,管片右拱腰处断裂,管片环失稳.存在可压缩层时,当土压持续增大,未发现管片内力和变形急剧增大的现象.当土压增至70 m时,管片出现椭变.随着土压继续增大,椭变更加明显.由于土体中央部分纵向约束不足,此时由于土压已经处于很高的水平,可压缩层压缩至极限,逐渐从下方涌入衬砌环内部,管片仰拱块承受极高土压,且由于其刚度较大,无法通过变形释放荷载,最终产生表面剥落并断裂,结构破坏,此时土压为90 m(图11).图11 有可压缩层时管片环破坏形态Fig.11Failure mode in the presence of compressible layer4 结论(1) 管片壁后设置可压缩层可吸收一部分围岩压力,起到让压效果,并能够将围岩压力更均匀的传递到管片上.可压缩层的存在会对管片轴力的量值产生影响,在局部范围内对弯矩产生影响,而对管片变形影响甚微.(2) 随着可压缩层刚度的增大,管片承受较大且分布不均匀的围岩压力.弯矩在局部范围内有所减小,轴力有较大幅度的增大.当可压缩层相对围岩“较软”时,以上各影响更明显,对管片变形的影响则很小.(3) 随着可压缩层厚度的增大,传递到管片上的围岩压力分布越均匀.弯矩在局部范围内有所增大,轴力则持续减小,但减小速度逐渐下降.超出一定厚度后,影响逐渐减弱.可压缩层刚度的变化对管片变形基本没影响.(4) 管片壁后可压缩层的存在使管片结构弯矩和轴力的增长更平缓,量值也更小,且土压越大差异越明显.说明可压缩层能够通过自身的挤密吸收部分土压力且促使应力重分布,减小并均匀化传递至管片上的荷载.(5) 可压缩层的存在能提高管片的极限承载力.无可压缩层时,当土压大于50 m时,管片环出现明显的椭变,右拱腰内壁出现可见裂缝;土压增至70 m时,管片右拱腰处断裂,管片环失稳.存在可压缩层时,土压增至70 m时管片才出现明显椭变,当土压增至90 m时仰拱剥落断裂,结构破坏.参考文献:【相关文献】[1] 何川. 盾构/TBM施工煤矿长距离斜井的技术挑战与展望[J]. 隧道建设,2014,34(4): 287-297.HE Chuan. Challenges and prospective of construction of long-distance inclined shafts of coal mine by shield/TBM[J]. Tunnel Construction, 2014, 34(4): 2 87-297.[2] 何川,齐春,晏启祥,等. 盾构(TBM)施工煤矿长距离斜井关键问题研究现状与展望[C]∥第七届中日盾构隧道技术交流会论文集. 西安:人民交通出版社,2013: 227-235.[3] 王建宇,胡元芳,刘志强. 高地应力软弱围岩隧道挤压型变形和可让性支护原理[J]. 现代隧道技术,2012,49(3): 9-17.WANG Jianyu, HU Yuanfang, LIU Zhiqiang. Tunneling in squeezing ground with yielding s upports[J]. Modern Tunneling Technology, 2012, 49(3): 9-17.[4] 赵玉东. 挤压型大变形地下硐室中支护型式的适宜性研究[D]. 成都:西南交通大学,2016.[5] 袁亮. 深井巷道围岩控制理论及淮南矿区工程实践[M]. 北京:煤炭工业出版社,2006：27-29.[6]RAMONI M, ANAGNOSTOU G. Tunnel boring machines under squeezing conditions[J]. Tu nnelling and Underground Space Technology, 2010, 25(2): 139-157.。
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1. 引言
与传统的明挖法相比，盾构法施工具有掘进速度快、开挖安全、对周围地层影响小、不影响地面交通 和地下管线、施工不受天气条件限制等诸多优点[1]，因此在城市地铁隧道、公路铁路隧道、江河湖海底 隧道及地下工程的建设中得到了广泛应用。在内蒙古神华新街台格庙矿区斜井隧道施工中，盾构施工技术 首次被运用到其中，既开创了煤矿斜井建设的新模式，也进一步丰富了盾构法施工这一技术领域[2] [3]。
特征 φ6600 mm φ7300 mm
350 mm 7块
1500 mm 错缝拼装 螺栓连接
C40 机械性能等级 5.8 级普通螺栓
Table 2. Waterproof gasket requirements 表 2. 拆解段防水密封垫要求
位置 仰拱块与相邻管片间
其他管片间
防水密封垫要求 接缝张开 6 mm、错位 10 mm 条件下，设计使用年限内能够抵抗 0.5 MPa 的水压 接缝张开 8 mm、错位 15 mm 条件下，设计使用年限内能够抵抗 0.7 MPa 的水压
Figure 2. Calculate model cross section schematic 图 2. 计算模型横截面示意图
Figure 3. Calculate model cross section schematic 图 3. 计算模型横截面示意图
DOI: 10.12677/hjce.2018.72023
Hans Journal of Civil Engineering 土木工程, 2018, 7(2), 183-193 Published Online March 2018 in Hans. /journal/hjce https:///10.12677/hjce.2018.72023
Received: Feb. 20th, 2018; accepted: Mar. 7th, 2018; published: Mar. 14th, 2018
Abstract
As the main body of coal mine slant in the shield construction, segment need to bear the surrounding water pressure, soil pressure and various other loads. It has high requirements for mechanical property and waterproof performance of segment. In this paper, the simulation analysis was studied on mechanical property and waterproof performance of segment in the shield construction tunnel. Through analysis, internal force, deformation, seam opening and dislocation of the segment are obtained. It provides theoretical support for the implementation of the project.
摘要
在盾构法施工煤矿斜井隧道的过程中，管片作为衬砌体系的受力主体，需要承受隧道周围的水、土压力
文章引用: 李铁成. 煤矿斜井隧道管片力学性能及防水性能仿真分析[J]. 土木工程, 2018, 7(2): 183-193. DOI: 10.12677/hjce.2018.72023
李铁成
和其他各种荷载，对其力学性能和防水性能有较高的要求。本文采用数值模拟方法，进行了盾构拆解区 域管片力学性能和防水性能的仿真分析。通过分析，我们得到了管片的内力、变形、接缝张开量和错位 量等参数，为工程的顺利实施提供了理论支撑。
3. 仿真分析模型 3.1. 斜井隧道管片设计参数
如图 1 所示为本工程中的管片形状，整环管片结构由 7 块管片拼装而成，环间所采用的拼装方式为 错缝拼装，设计参数见表 1，拆解段防水密封垫要求如表 2。
3.2. 斜井隧道管片结构计算模型
斜井隧道管片结构内力计算采用弹性铰圆环模型及壳–弹簧模型进行模拟，两种计算模型的横截面 示意图见图 2。
Figure 1. Segment shape 图 1. 管片形状图
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Table 1. Segment design parameters 表 1. 管片设计参数
项目 管片内径 管片外径 管片厚度 管片分块 管片宽度 管片拼装方式 管片连接形式 管片混凝土材料 环、纵向螺栓类型
3) 自由铰圆环模型的优势就在于其考虑了管片接头位置的影响，但此模型却也存在了一个不足之处， 即没有考虑到接头的弯曲刚度。该模型在地层能提供良好抗力的情况下进行计算时是较为适用的，管片 环上所受的外力在良好的岩层抗力作用下几乎会全部转化为管片轴力，这时候管片环上的弯矩会接近于
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0，管片按构造配筋即可。因此，在岩层抗力良好的情况下，要使盾构隧道的设计最为经济就需要采用该 种模型进行设计。
4) 弹性铰圆环模型的优势则在于此模型同时考虑了管片接头刚度、接头位置及错缝拼装效应，因此 其计算结果会较为精确，是一种较为合理的计算模型，利用这种模型进行计算将在各种地层中得到较为 理想的结果。
盾构法施工隧道中的衬砌结构一般由预制的管片拼装而成。管片结构不仅要承受隧道上的基层载荷 (水土压力、自重和地层反力等)，还要能够承受施工载荷(千斤顶推力、壁厚注浆压力等) [4]。由于该工 程中煤矿斜井隧道具有使用年限长、长距离、大深埋等特点，因此对管片结构的承载能力有较的要求。 并且，在外荷载作用下，管片结构易产生变形，导致管片接缝张开，引起管片之间在接缝处发生渗漏水， 这将导致斜井隧道质量的降低，影响斜井隧道的运营使用安全[5]。
Keywords
Shield Method, Segment, Mechanical Property, Waterproof Performance
煤矿斜井隧道管片力学性能 及防水性能仿真分析
李铁成
中国铁建大桥工程局集团有限公司，天津
收稿日期：2018年2月20日；录用日期：2018年3月7日；发布日期：2018年3月14日
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Figure 4. Shell-spring model and joint simulation 图 4. 壳–弹簧模型及接头模拟
算单元；假定衬砌为小变形弹性壳，同样的将衬砌模拟为等厚度的壳体单元；这时候需要模拟围岩对衬砌的 约束作用，在此模型中，本文是用布置于各节点上的弹簧单元来实现的，以反映围岩与衬砌之间的相互作用。
1) 均质圆环模型是一种传统的计算模型，但这种模型是不合理的，而不合理的原因就在于管片接头的 存在，当以此模型为基础进行计算分析的时候，计算分析得出的结构会偏于安全，但这种结构却不经济。
2) 等效刚度圆环模型在一些细节部分会不太清楚，过于笼统，且其管片接头位置及受力情况比较模 糊，并且模型参数 η、ξ 的取值较难评判，因此就导致了其计算结果不准确且存在较大的随意性，但这种 模型在一定程度上又是对均质圆环模型的一种修正。
5) 壳–弹簧模型不但具有弹性铰圆环模型的优势，即同时考虑管片接头刚度、接头位置及错缝拼装 效应，并且将管片衬砌内力分析拓展到了三维壳体结构。
在煤矿斜井隧道中，如果忽略接头的影响可能造成计算结果偏差过大，并且斜井采用错缝拼装，整 体围岩等级较差，采用弹性铰模型或壳–弹簧模型可对管片接头、斜井的错缝拼装进行模拟。因此，本 文计算时分别采用弹性铰模型及壳–弹簧模型对斜井结构进行分析。
4. 斜井隧道管片内力分析
取五环管片其中的第三环内力计算结果进行分析，采用弹性铰模型的内力计算结果如图 6 所示，采 用用壳–弹簧模型的斜井管片内力计算结果如图 7 所示。计算截面配筋为 II 型，对不同环向配筋块的最性铰模型(梁–弹簧模型)进行内力分析及结构安全验算时，最小安 全系数为 2.4，满足安全性的要求(规范要求安全系数为 2.4)；采用壳–弹簧模型进行内力分析及结构安全 验算时，最小安全系数为 4.0，满足安全性的要求；采用壳–弹簧模型计算所得结构配筋安全系数整体较 弹性铰模型计算所得安全系数大。
关键词
盾构法，管片，力学性能，防水性能
Copyright © 2018 by author and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). /licenses/by/4.0/
Simulation Analysis on Mechanical Property and Waterproof Performance of Segment in the Shield Construction Tunnel
Tiecheng Li
China Railway Construction Engineering Group Co., Ltd., Tianjin
3.3. 荷载计算