第一篇：上海地鐵盾構隧道縱向變形分析

上海地鐵盾構隧道縱向變形分析

【摘 要】隧道若發生縱向變形將嚴重影響到隧道結構的安全。分析探討了縱向變形的發生、變化情況以及隧道結構和防水體系所允許的縱向變形控制值。結合工程實踐,對隧道發生的典型沉降曲線規律進行了深入的分析,其結論對有效控制隧道縱向變形具有指導意義。【關鍵詞】隧道;通縫拼裝;縱向變形;環縫;錯臺;防水;失效

至2020年,上海將建成軌道交通運營線路達到20條、線路長度超過870 km以及540余座車站的網絡規模。這其中,以盾構隧道結構為主的地下線路幾乎占到一半。控制隧道縱向變形是確保隧道結構安全的重要因素之一。在研究隧道縱向變形時,我們首先要關注這種變形是以何種方式發生、又是如何發展變化以及隧道變形控制值是多少等問題,本文對這些問題進行了分析探討。

1、盾構隧道結構和構造設計

盾構法隧道是由預制管片通過壓緊裝配連接而成的。與采用其它施工方法建成的隧道相比,盾構隧道明顯的特點就是存在大量的接縫。1 km長的單圓地鐵盾構隧道需要五~六千塊管片拼裝而成,接縫總長度約是隧道長度的20余倍。因此,盾構隧道的多縫特點已成為隧道發生滲漏水最直接或潛在的因素之一(見圖1)。在盾構拼裝結構中,接縫有通縫和錯縫之分,現以單圓通縫盾構隧道為例進行隧道縱向變形分析。1.1 盾構隧道結構與構造設計 1.1.1 管片厚度、分塊及寬度

單圓通縫隧道管片厚度350mm,管片為C55高強混凝土,抗滲等級為1 MPa。一環隧道由6塊管片拼裝而成(一塊封頂塊F、兩塊鄰接塊L、兩塊標準塊B和一塊拱底塊D),圓心角分別對應16°、4×65°和84°(見圖2a)。封頂塊拼裝方便,在拱底塊上布置了兩條對稱的三角形縱肋。整個道床位于拱底塊內,底部沒有縱縫,對底部環縫滲漏水有一定程度的抑制作用,可大大降低處理底部滲漏水的難度。

1.1.2 縱縫和環縫構造

在管片環面中部設有較大的凸榫以承受施工過程中千斤頂的頂力,可有效防止環面壓損,既利于裝配施工,又易于整個環面凹凸榫槽的平整密貼,提高管片外周平整度;并可提高環間的抗剪能力,控制環與環之間的剪動,同時也可減少對盾尾密封裝置的磨損。靠近外弧面處設彈性密封墊槽,內弧面處設嵌縫槽。環與環之間以17根M30的縱向螺栓相連,在管片端肋縱縫內設較小的凹凸榫槽,環向管片塊與塊之間以2根M30的環向螺栓壓密相連,能有效減少縱縫張開及結構變形,環、縱向螺栓均采用熱浸鋅或其它防腐蝕處理。

這種構造設計使得隧道在拼裝完成后形成具有一定剛度的柔性結構,環向面之間以及縱向面之間可以達到平整密貼裝配,既能適應一定的縱向變形能力,又能將隧道縱向變形控制在滿足列車運行及防水要求的范圍內;同時,滿足結構受力、防水及耐久性要求。

錯縫拼裝與通縫拼裝略有不同,其拼裝方式是隔環相同,拱底塊不設三角肋,在道床底部有一條縱縫, 6塊管片所對應圓心角分別為20°、2×68.75°、3×67.5°(見圖2b)。不論是通縫還是錯縫拼裝,隧道總體上呈“環剛縱柔”的特點。

1.2 裝配隧道對縱向變形的適應性分析

錯臺是指兩環隧道之間發生的徑向相對位移,隧道縱向變形的適應性是指在保障隧道結構安全前提下各組成構件所允許的最大環間錯臺量。從以下幾方面分析各自對環間錯臺量的適應情況。1.2.1 環面構造對錯臺量的適應性

如圖3a示,在管片環面中部設了較大的凹凸榫槽。因環面裝配部位的凹槽比凸榫稍大,存在約8mm的極限裝配余量,可允許凸榫在凹槽內沿著徑向作微量移動或滑動。這種環面間的相對移動表現在隧道壁上就是錯臺現象(見圖3)。無論環面凹凸榫槽的初始裝配關系如何,當環間錯臺達到4~8mm時,凸榫的頂部邊緣將與凹槽的底部邊緣相接觸,若繼續發生錯臺,凹凸榫槽將發生剪切。應當說環面上設置的凹凸榫槽對提高環間的抗剪切能力是有益的。從環面構造可知,當環間錯臺量超過4~8mm時,環面縫隙將按線性張開。所以, 4~8 mm錯臺量應是環面裝配和錯臺的控制值。1.2.2 密封墊對錯臺量的適應性

在環面上靠近外壁約30 mm處設有密封墊(現多為三元乙丙橡膠材料),按照設計構想,理想裝配條件下密封墊徑向寬度的重疊達23 mm,并可抵御環面間張開4~6 mm而不會發生滲漏水。通過對密封墊試驗和數值計算分析發現,當環面之間發生錯臺時,密封墊表現出復雜的形狀,不同部位呈拉壓剪等十分復雜的受力狀態。從理論上講,當環間錯臺量為4~8 mm(甚至更大一些)時兩塊壓緊狀態的密封墊是不會產生滲漏水的。由于環面上的密封墊不是完整的(分別粘貼在12塊不同管片上),裝配后單側整環密封墊長達19.415 m,且存在許多棱角組合,加之防水材料質量及施工技術條件等制約因素,多數滲漏水發生在錯臺量<8 mm(甚至更小)的情況下(見圖4)。

1.2.3 螺栓孔和螺栓對錯臺量的適應性

為便于管片拼裝緊固,一般螺栓孔設計的要比螺栓稍大,螺栓孔徑為35mm,螺栓直徑為30 mm,在管片拼裝或產生錯臺時可允許螺栓適當調整。當環間錯臺量較小時,螺栓會隨管片發生移動,螺栓拉伸量相當有限。不論螺栓與螺栓孔的初始裝配關系如何,在錯臺量達到6~12 mm后,螺栓孔與螺栓的對應位置關系都趨于極限,螺栓將發生拉彎,同時對手孔部位的混凝土產生壓剪作用。因手孔部位增強了配筋,螺栓會在手孔部位的混凝土壓壞之前先于拉壞。

通過以上分析可知,隧道環面構造、防水體系及螺栓等在隧道發生變形過程中所起的作用不盡相同,對錯臺量的適應性也并不完全一樣。但將它們裝配成一條完整的隧道后就必須要求管片間的變形要協調,即只有當錯臺量同時滿足結構抗剪、螺栓受拉及防水有效等要求時,隧道安全才有保障。受管片制作、拼裝施工、密封墊質量等因素的影響,通常在隧道投入運營之初,環縫、十字縫或管片接縫處就已發生了滲漏水,隧道在施工過程中已經用掉了大部分結構變形和防水預留量,而留給運營期間允許發生的變形余量非常少。因此,綜合多方面因素,將環面間的錯臺量控制在4~8mm即可保障隧道的安全。

2、隧道縱向變形分析

在隧道防水設計中,一般取縱縫和環縫張開量來確定密封墊的性能,彈性密封墊在隧道張開量達到4~6 mm時還具有防水能力。但隧道縱向變形究竟是以隧道頂底部剛性張開方式還是以環面錯臺方式進行的?或是兩者兼之?下面分別對兩種情形進行討論分析。

2.1 假定隧道縱向變形是以剛體轉動的方式進行的

將單環隧道假定為一個理想的剛體,允許環與環之間發生小角度θ的剛體轉動,隧道頂(底)部張開量Δ,形成隧道縱向沉降變形(見圖5)。當隧道發生沉降時,隧道頂部壓緊,底部張開(或閉合)量Δ;反之,隧道頂部張開Δ,底部壓緊。根據剛體轉動幾何條件,隧道環寬w、直徑D、環間張開(或閉合)量Δ及隧道縱向沉降曲線半徑R之間有如下幾何關系:

當取環寬為1.0 m、隧道外徑為6.2 m,隧道縱向沉降(或隆起)與環縫張開關系見表1。若依此計算,當環縫張開量為6 mm時,隧道防水已經失效。但在隧道實際變形中,如此小沉降半徑(甚至更小)是存在的,但防水體系并沒有發生失效現象。這說明將隧道縱向變形視作整環隧道剛體轉動的假定與隧道實際發生的縱向變形有著較大出入。在已建隧道中,隧道長度與直徑之比L/D>150,隧道縱向端點與車站錨固聯結,車站剛度較大,而且隧道與周圍土層之間存在一定的抗剪力,對隧道沿縱向移動有較大約束,加之管片之間螺栓緊固作用等,對隧道整環發生剛體轉動或沿縱向產生較大的水平位移(縫隙)起到極大約束作用。一般情況下,沿隧道縱向難以產生較大的環間縫隙或剛體轉動。

2.2 假定隧道縱向變形是以環間錯臺方式進行的

從上述分析得知,隧道環與環之間可以發生小量級的錯臺而不破壞隧道的安全性,假定隧道縱向變形曲線視作是由環與環之間發生不同錯臺而形成的,現分析沉降曲線為等圓的錯臺情況。將最下部的一環定為第1環,稱之為基準點,第1環隧道底部與沉降曲線最低點之間沉降差定義為初始錯臺變形δ1,第2環與第1環之間的錯臺變形量δ2,第i環隧道與i-1環之間的錯臺變形量δi。根據圖6a示,第一環的初始錯臺量為δ1,則有:

根據表2和圖6分析可知:①沉降曲線半徑越大,沉降影響范圍越大,環間錯臺發展速度越緩慢;反之,沉降曲線半徑越小,沉降影響范圍越小,環間錯臺發展就越快(即錯臺很快就超出安全控制值)。②沉降曲線半徑越大,沉降范圍內的累積沉降量越大。由式(3)可以看出,即使環間的錯臺量是一個較小的數據,但在一個較大范圍的隧道累計變形量來說仍然很可觀。③即使在等半徑沉降曲線上,不同距離的環間錯臺量是不同的。由式(2)可知,距離基準點越遠,環與環之間的錯臺變形量就越大。

隧道安全取決于隧道結構和防水體系的安全,通過對隧道的長期現場監護監測發現,隧道結構沉降變形和防水之間又是相互影響和相互促進的,隧道滲漏水會引起隧道變形加大,隧道變形加大又會加劇隧道滲漏水,形成惡性循環。

在隧道發生滲漏水的許多部位,沉降曲線半徑超過15 000m,滿足隧道縱縫張開的設計要求;在發生較大沉降變形區段,沉降曲線半徑遠小于15 000m,隧道沒有發生滲漏水,也未發現隧道頂底部的轉動張開;在幾處發生過險情的隧道區間,隧道沉降半徑遠小于500 m,發生漏水的整環隧道多位于沉降曲線的直線段,個別環間錯臺量達數厘米,在隧道內壁上表現為明顯錯臺形式。理論分析和隧道發生滲漏水的實際情況都證明了隧道縱向變形方式是以環間錯臺方式進行的,將隧道縱向沉降曲線視作是由一系列環間錯臺構成的這一假定是合理的。

2.3 隧道縱向變形過程分析 在隧道發生沉降(隆起)后,隧道總長度增加,沉降變化越多,變化量越大,隧道總長度增加量就越大。當錯臺量較小時,隧道縱向增加量較小,可用下式來表達:

當錯臺量超過4~8 mm時,隧道縱向長度計算還應考慮縱向環面縫隙的增加量w0。下面根據不同程度的錯臺量對隧道結構安全和防水影響進行分析:(1)當環間錯臺量為1~4 mm時,這個量級的錯臺可以通過隧道環面構造設計本身加以調整,但會對密封墊產生一定的拉壓作用。從幾何意義上講,變形前密封墊徑向重疊厚度至少可達約23 mm,發生錯臺后密封墊仍可保持約19 mm的重疊厚度。根據式(4)計算,若錯臺為1 mm,單環隧道增加長度0.005 mm;若環間錯臺4 mm,單環隧道增加長度0.008 mm。這個量級的小錯臺量引起隧道縱向長度的增加非常小,環間縫隙寬度不增加。

隨著環間錯臺量的增大,密封墊不同部位表現為十分復雜的拉壓剪等受力狀態,密封墊一般不會發生滲漏水現象,但環面間的防水能力在一定程度上被大大削弱,隧道發生滲漏水的概率大為增加。縱向連接螺栓或將進一步發揮抗拉作用,對手孔部位的混凝土施加低水平的壓剪作用。

(2)當環間錯臺量達4~8 mm時,即在前一階段變形基礎上繼續發生錯臺4 mm(見圖3b)。不論環面凹凸榫槽最初裝配位置如何,此刻凹凸榫槽處在極端配合狀態,凸榫頂邊緣與凹槽底邊緣相接觸,凹凸榫槽直接發生剪切,螺栓也處在進一步拉緊狀態,密封墊的變形和受力狀態也隨錯臺量的加大而加劇,但密封墊徑向重疊厚度仍可達15 mm。根據式(4)計算,若錯臺達到4~8 mm,單環隧道長度增加將達0.032 mm。這個級別的錯臺引起隧道總長度的增加量依然很小,環間縫隙寬度不增加,但密封墊之間、密封墊與管片之間都可能會直接發生滲漏水現象,環間防水能力被極大削弱,隧道發生滲漏水的幾率成倍增加,必須引起警惕,采取措施控制錯臺的進一步發展。

(3)當環間錯臺量達8~13 mm時(見圖3c),環面凹凸榫槽已發生直接剪切,凹凸榫槽局部會出現裂縫,而導致防水失效,這個錯臺量會引起環面凹凸榫槽出現“艱難爬坡”現象,環間縫隙呈線性擴大,螺栓被拉流。盡管密封墊徑向重疊厚度仍有10~15 mm,但因管片局部發生破壞、環面間縫隙超過防水標準而失去防水作用。根據式(4)計算,若環間錯臺量達到13mm,隧道長度增加迅速,單環隧道增加量也達13.083mm,環縫張開量將迅速增加超過6 mm,環間防水體系基本失效,將會有大量水土流入隧道,環縫漏水嚴重。圖7是整環隧道發生豎向錯臺示意圖,當環間發生豎向錯臺時,依附于管片上的密封墊將隨同管片一起發生錯臺。在隧道頂底部位錯臺最為顯著,其它部位并不明顯,但此時環面上凹凸榫槽還處在咬合狀態,錯臺將呈直線方式發展。隧道處于此種狀態十分危險,若變形繼續發展,后果不堪設想。

(4)當環間錯臺量為13~23 mm時(見圖3d),環面間持續剪切導致凹凸榫槽結構進一步破壞,防水體系完全失效,凹凸榫槽還處在咬合狀態,錯臺將呈線性發展直至結構失穩,尤其當隧道下臥土層是砂性土層的狀況時風險性更大。

分析表明:①若錯臺量在幾毫米以內,隧道總長度增加量很少,環間縫隙寬度并不增加,隧道結構安全尚處在可控狀態,但會大大削弱密封墊的防水效果;②若錯臺量超過環面凹凸榫槽配合極限之后,環間縫隙按線性發展,管片會發生破損、防水失效等現象,給隧道安全帶來災難性威脅。因此,徑向錯臺的增加不僅會引起隧道環面發生剪切,還將導致隧道縱向水平位移(環面縫隙)的增加。

以上僅是對隧道豎向發生徑向錯臺進行分析,實際上隧道發生縱向變形遠比此復雜。隧道在裝配完成受力后其環面并不是一個真圓,環面凹凸榫槽的裝配關系隨之發生變化,這些變形會沿著隧道縱向進行傳遞,隧道縱向和橫向變形在一定范圍內相互影響。

3、隧道縱向變形典型曲線及工程實例 3.1 隧道縱向沉降典型曲線

圖8是典型縱向沉降曲線,沉降曲線呈對稱漏斗型。一半曲線是一條反S沉降曲線,曲線的上部向下彎曲,下部向上彎曲,中間呈直線段變化。可將曲線劃分成三段,現逐一分析如下: 第一段為向下彎曲段(沉降加速段)。該段隧道受擾動影響較小,環間錯臺較小,縱向變形量小,環與環之間的錯臺迅速變大,環間縫隙基本上沒有張開,也不發生滲漏水,此階段的縱向變形累計量較小。

第二段為直線變形段(沉降均速段)。該階段隧道受擾動影響較大,該段環與環之間的錯臺量較大,凹凸榫槽相扣處在剪切狀態,錯臺基本上呈直線型發展,沒有明顯彎曲,縱向沉降累積量迅速變大,環間縫隙防水失效,有大量水土涌入隧道。

第三段為向上彎曲段(沉降減速段),也是最后一個階段。該段環與環之間的錯臺變形由大變小,曲線呈向上彎曲狀,此階段的縱向累計沉降量達到最大。

近年來發生的幾起隧道險情大沉降與上述隧道縱向變形曲線非常吻合。3.2 工程實例

(1)圖9是上海軌道交通2號線某停車場出入庫線下行線隧道泵站發生事故后形成的沉降曲線。因泵站施工引起隧道大量漏水漏砂,隧道發生了較大錯臺變形,個別環間錯臺量達到數厘米,最大累計沉降量達26 cm,后經及時搶險才得以控制隧道危情。

(2)4號線大連路區間隧道因結構存在固有缺陷導致隧道漏水漏砂,環間發生了較大錯臺沉降,縱向累計和差異沉降變形都很大,環間發生錯臺量達到3~5 mm,累計沉降達9 cm,影響范圍超過100m,后經及時發現搶險并最終得到根治。環間過大的錯臺變形勢必會引起隧道結構開裂,導致隧道受損或破壞,防水體系失效,給隧道結構安全帶來直接威脅,多處隧道發生的縱向大變形驗證了這一變形過程。

4、結語

本文通過對地鐵盾構隧道縱向變形進行分析,得到如下結論:(1)地鐵盾構隧道縱向變形基本上是以徑向錯臺方式進行的。

(2)徑向錯臺的增加不僅會引起隧道環面發生剪切,同時會引起環縫間隙按線性發展,導致隧道結構損壞、防水失效。必須嚴格控制各類因素引起的環間錯臺量。

(3)研究了不同沉降曲線半徑的環間錯臺變化規律,等半徑沉降曲線上不同位置的錯臺量是不同的。結合工程險情研究了典型的隧道沉降曲線。

(4)隧道安全與隧道結構變形和防水密切相關,防水的成敗關系到其長久安全,“見水就堵”是十分重要的。這些分析結論進一步加深了對隧道發生沉降方式和變形控制值的認識,對指導地鐵盾構隧道安全監控具有重要的意義。

第二篇：地鐵盾構隧道課程設計說明書

柱下獨立基礎課程設計

計算書

[基礎工程] 課程設計

姓

名：

學

號：

班

級：

指導教師：

吳興征

課程編號：141238 總學時：1.5周周學時：40h學分：1.0 適用年級專業（學科類）：三年級，土木工程專業 開課時間：2017-2018 學年春學期

河北大學建筑工程學院

2018年6月

基礎工程課程設計

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學號

目錄

第一章

課程題目介紹...........................................................................................1 第二章

荷載計算...................................................................................................3 第三章

內力計算...................................................................................................5 第五章

施工圖繪制...............................................................................................6 參考資料...................................................................................................................7

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第一章

課程題目介紹

如圖1所示，為一軟土地區地鐵盾構隧道橫斷面，有一塊封頂塊K，兩塊鄰接塊L，兩塊標準塊B以及一塊封底塊D六塊管片組成，襯砌外D0?6200mm，厚度t?350mm，采用通縫拼裝，地層基床系數k?20000kN/m3。混凝土強度為C50，環向螺栓為5.8級（可用8.8級）M30，管片裂縫寬度允許值為0.2mm，接縫張開允許值為3mm。地面超載為20kPa。試計算襯砌受到的荷載，并用荷載-結構法按均質圓環計算襯砌內力，畫出內力圖，并進行隧道抗浮、管片局部抗壓、裂縫、接縫張開等驗算及一塊標準管片配筋計算。

q=20kN/m250010001500人工填土????kN/m3褐黃色粘土??????kN/m38KL1738L273B2***53500灰色砂質粉土??????kN/m3灰色淤泥質粉質粘土????kN/m3c=12.2kPa ?????B1138D***502925灰色淤泥質粘土??????kN/m3c=12.kPa ????? 圖1 軟土地區地鐵盾構隧道橫斷面

說明：

1）灰色淤泥質粉質粘土上層厚度1350mm，根據后3位學號ABC調整，1350?ABC?50基礎工程課程設計

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（mm），故在本設計中灰色淤泥質粉質粘土上層厚度取為：1350?65?50?4600mm。

2）采用慣用修正法進行內力的計算。3）課程設計計算書、圖Email形式提交。

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第二章

荷載計算

計算時，統一單位：kN、m；水的重度為：?w?10kN/m3；其中C50混凝土的彈性模量取：E?3.45?107kPa，??26kN/m3；襯砌圓環厚度取：h?350mm，襯砌圓環彎剛度：。

其中由于在計算荷載與襯砌內力時，所使用公式是建立在線彈性體系的理論基礎上，所計算得出的內力值與荷載成線性相關，所以可以在進行荷載內力組合之前的荷載計算時就考慮荷載的分項系數，從而使得在計算各個分項荷載所產生的內力值時，就已經考慮了荷載的分項系數，則在荷載的組合效應分析中，可以直接將荷載所產生的內力值進行組合，不需要再次考慮荷載的分項系數！

圖4中的細實線示意了荷載位移測試數據經過擬合后的雙曲線。

1200040%Q(KN)70%Q(KN)100%Q(KN)均值線中值線最優分布順義Q(kN)***000100001020s(mm)3040

圖4 給定荷載相應沉降量的概率密度分布、均值和中值曲線

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表2給出y值分別服從正態和最優分布時的模型參數值。

表2 給定條件下各場地y值假定服從正態分布與最優分布時的模型參數

分布類型 正態分布 最優分布 灌注樁 CFG樁 錨桿 灌注樁 CFG樁 錨桿 場地

40%Qmax

給定荷載Q(KN)

70%Qmax

100%Qmax

參數1 參數2 參數1 參數2 參數1 參數2 2.1 4.54 1.1 0.73 4.92

0.28 1.07 0.09 0.13 4.96

4.3 8.98 2.31 9.21 8.98 0.84

0.55 1.82 0.12 4.53 1.82

7.43 14.94 4.12 9.43 2.69

1.02 2.84 0.22 7.85 0.19 68

189.54 171.74 0.05 280.33 備注：參數1和參數2對于正態分布為均值和標準差；對數正態分布分別為對數均值和對數標準差；伽瑪分布為形狀和尺度參數；威布爾分布為形狀和比率參數；耿貝爾分布為a和b。

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第三章

內力計算

在以上計算出襯砌圓環所受到的荷載后，可以采用慣用修正法進行襯砌圓環的內力計算。其中襯砌圓環內力計算公式如下。

該模型包含兩個參數h1和h2，可寫為：

Q?S

h1?h2S

（1）

式中S為位移量，單位為（mm）；Q為荷載值，單位為（KN）；h1和h2是雙曲線擬合參數的荷載位移曲線。這些曲線擬合參數在物理上是有意義的，h1和h2的倒數分別等于初始斜率和漸近值。

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第五章

施工圖繪制

根據設計與計算結果，繪制出CAD圖紙兩張（見附件），其中圖紙包括襯砌圓環構造圖一張、標準管片B構造圖一張：

圖紙簡略情況如圖7所示。

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參考資料

[1] 趙明華, 徐學燕, 鄒新軍.基礎工程（第三版）.高等教育出版社, 2017.[2] 周景星, 李廣信, 張建紅, 虞石民, 王洪瑾.基礎工程（第二版）.清華大學出版社.2015.注意事項：

[1] 所有圖形要有圖標題，放在圖形的下面。并在正文中引出。比如，荷載-沉降曲線如圖3所示（請不要使用圖3-2等編號，全文統一編號，表格也類似）。

然后下面插入圖形

[2] 所有表格要有表標題，放在表格的上面。并在正文中引出。比如，荷載-沉降的計算成果如表12所列。

[3] 不允許在正文引述中出現，如上圖，如下表等表達。要具體引出圖表編號。[4] 每一章要重新開始一頁，也就是在每一章的最后插入分頁符即可。[5] 所有公式的要采用公式編輯器

完成輸入，盡量（課上已強調過）不要使用插入 的形式。

具體參見文件141238S HBUWu FE 741 word formula and symbol.doc。

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第三篇：隧道盾構引起鄰近建筑物及樁基變形分析

專業知識分享版

摘 要:以天津地鐵 2 號線隧道盾構施工為背景，取沿盾構軸線右側一 6 層框架居民樓為研究對象，基于 ABAQUS 軟件，建立了隧道和鄰近建筑物及其樁基的計算模型，分析盾構施工對鄰近建筑物及其樁基礎變形的影響。結果表明，隧道盾構施工導致地表沉降，引起框架結構及其樁基變形，框架整體向隧道盾構一側傾斜。其中框架梁靠近中柱一端沉降較大，而框架中柱及其樁基也較兩側邊柱及其樁基的沉降大。同時表明，盾構施工對鄰近建筑物及地下樁基變形產生的影響是整體相關的，在隧道盾構施工時應引起相關設計與施工部門的注意。

關鍵詞：隧道盾構；鄰近建筑物；樁基礎；數值分析；變形

隧道盾構施工已成為城市修建地鐵的必要手段，然而，在有限的城市空間中，隧道往往不可避免地會與已有的建筑物相鄰近，它們之間有著復雜的相互作用關系。盾構施工不可避免地會對周圍地層產生擾動，使周圍孔隙水壓變化、地層原始應力重新分布、原有的土體平衡狀態遭到破壞，這導致地表發生沉降變形，引起地上或地下鄰近建筑物、構筑物的開裂、甚至破壞等問題[1]。

從目前相關資料來看，盾構施工研究多側重于對地面沉降量及影響范圍的預測[2-4]，或盾構對地下構筑物或管線的影響[5-10]，而盾構對沿線上部建筑及其下部結構整體影響研究及盾構對建筑物整體(包括土、基礎和地上結構)引起的結構變形規律研究較少。

本文以天津地鐵 2 號線某區間段隧道盾構施工為背景，利用 ABAQUS 軟件建模，進行數值計算，分析隧道盾構施工引起的鄰近建筑物及地下樁基的變形規律，為研究盾構施工引起鄰近建筑物及地下樁基整體變形提供了參考。

1工程概況

所采用隧道盾構區間段沿盾構軸線一側下穿市區 6~8 層建筑物，結構形式以框架結構為主。

該區段隧道盾構中心距地表 16 m，盾構直徑為6.2 m，盾構管片設計采用凈空Φ5 500 mm，管片厚度 350 mm，環寬 1.2 m。

建筑物位于隧道右側，為 6 層框架結構居民樓，層高為 3.3 m，開間寬 6 m，梁截面尺寸為 600 mm×300 mm，柱截面尺寸為 500 mm×500 mm，地下為樁基礎，樁徑為 500 mm，樁長 13 m。樁基離隧道右邊緣最近距離為 4 m，最遠距離為 20 m(圖 1，軸線從左至右為 A—D 軸)。

使命：加速中國職業化進程

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2隧道盾構引起地表沉降 2.1地表沉降現場監測點布置

由于隧道盾構區間較長，取盾構軸線上三個盾構橫截面(R210、R211、R212)的地表沉降監測值作統計分析。R212 斷面涉及建筑物，其余縱向監測每隔兩環布置一點。橫向斷面監測以軸線為中心，左右對稱布置，每隔 10 m 布置一點，每側布置 3 個測點，具體隧道監測點布置見圖 2。

2.2實測結果分析

關于隧道盾構開挖引起的地表沉降，一般常用Peck 公式[11]經驗法估算。該法主要是 使命：加速中國職業化進程

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根據隧道盾構開挖后地表沉降槽的形狀用一定的曲線表示。圖 3為實測各斷面的地表沉降曲線，可以看出隧道盾構施工產生的地表沉降橫向分布呈近似正態分布曲線，隧道軸線部位沉降最大，建筑物也在沉降影響較大范圍內，這與經驗法結果一致。ABAQUS有限元數值模擬 3.1模型建立

隧道沿縱向可以看作無限長，分析時作平面應變問題處理，模型簡化為二維模型。其中土體、襯砌、樁基礎采用平面殼單元模擬，框架采用梁單元模擬。隧道的襯砌、地表建筑和樁基礎都是鋼筋混凝土材料。其中隧道襯砌及樁基礎與周圍土體均設有摩擦接觸。本文建模時采用在襯砌施工前，將開挖區單元的模量降低，依次來模擬應力釋放效應。計算區域各層土體及混凝土的參數見表

1、表 2。

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3.2盾構開挖模擬

采用 ABAQUS 中單元生死操作模擬盾構土體開挖，利用模量衰減方法來模擬應力的部分釋放現象。在平衡地應力后，加入以下幾個分析步：reduce分析步，在此步中開挖區模量衰減 40%；add 分析步，此步中激活襯砌單元；remove 分析步，此步中移除隧道開挖單元。此外，還需定義場變量 FieldVariable 相關的彈性模量參數。模型網格劃分采用手動劃分方式，劃分結果見圖

4、圖 5。

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4計算結果分析 4.1地表沉降

由圖 6 所示地表沉降計算曲線可見，地表在建筑物中柱附近產生了最大沉降，最大沉降值為 20 mm。這說明建筑物的存在對地表沉降有一定影響。隧道盾構引起的地表沉降趨勢仍然符合 Peck 公式所計算結果，曲線在地表橫向分布呈近似正態分布曲線，以建筑物中線為軸對稱分布。遠離盾構開挖，地表沉降值越小，且與前述實測 R212 橫斷面的地表沉降值一致。這一結果表明，根據本文所取的模型及參數的數值模擬結果與實測數據及經驗公式計算值有很好的一致性。

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4.2建筑物變形

圖

7、圖 8 分別為左、右側各層梁的豎直位移曲線。可見，左側梁的豎直位移從左至右逐漸增加，而右側梁的豎直位移從左至右逐漸減少。兩側梁的豎直沉降曲線近似對稱于框架中線，這與隧道盾構引起的地表沉降曲線基本一致。可見框架中柱的沉降大于兩側邊柱的沉降，框架的沉降趨勢與地表的沉降趨勢也基本一致。框架梁的沉降值由下至上逐漸遞增，最大沉降值達 22 mm。

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圖 9—圖 11 分別為 A—D 軸各層柱的水平位移曲線，結合圖 1 可得知，從 A 柱到 D 柱越來越遠離隧道中心。

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a.A 軸柱的水平位移最大為 19.23 mm，B 軸柱為 18.05 mm，D 軸柱為 17.60 mm，可見框架柱的水平位移與距盾構距離相關，距離盾構開挖中心軸線越遠，水平位移越小。

b.首層 A 柱的水平位移從下至上遞減，而首層D 柱的水平位移從下至上遞增，其余柱的水平位移沿柱身從下至上均呈遞增趨勢，且位移均朝向盾構一側，框架整體向盾構開挖一側傾斜。分析認為這是由于盾構施工使隧道周邊的地層壓力(即地表建筑左側)損失，從而引起地表建筑左側的壓力減小，使其產生逆時針方向的傾斜。

c.各軸柱的水平位移由下至上遞增，可見盾構開挖時，框架頂層的變形增大明顯，因而在盾構施工時，對建筑頂層需進行嚴格的監控。4.3地下樁基礎變形

圖 12 為地下樁基的水平位移曲線，圖 13 為樁基礎變形云圖。分析可見，地下樁基的水平位移與框架柱類似，遠離盾構開挖中心線的樁基水平位移越小，且樁基的水平位移沿埋深呈遞增趨勢，但 A軸樁與 C 軸樁在埋深 10 m 后水平位移下降。從樁基變形云圖可看出地層損失使得鄰近樁基中靠近隧道的一端壓力減小，從而產生向左的水平位移。經計算A 樁的最大豎直位移為 18.79 mm，B 樁為 21.17 mm，C 樁為 21.31 mm，D 樁為 19.63 mm，可見中部樁基的沉降大于兩邊的樁基，這與盾構開挖引起的地層沉降變形一致。因此，在隧道盾構施工過程中需對建筑物中柱及中部樁基進行嚴格的監測，以避免建筑物及其樁基發生過度沉降。

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5結語

a.隧道盾構開挖引起的地表沉降經數值模擬計算，其計算結果與實測值及 Peck 經驗公式計算預測的地表沉降曲線趨勢一致，均為正態分布曲線，且在建筑物的中部地表沉降值最大。

b.地表建筑物的框架梁的變形趨勢與地表沉降一致，左右側梁靠近中柱一端的豎直位移最大，距隧道中心線越遠，梁的豎直位移越小，且上層梁比下層梁豎直位移大。

c.整體來看地表框架柱的變形，中柱的沉降大于邊柱，柱水平位移距隧道中心線越近，變形越大，且水平位移均朝向盾構一側，使建筑產生向隧道一側的傾斜；上層框架柱的水平位移大于下層，框架建筑物上層變形較大。

d.遠離隧道盾構中心線的建筑樁基水平位移越小，且水平位移沿埋深呈遞增趨勢。樁基產生向隧道一側的水平位移。中部樁基的沉降大于兩邊的樁基，與盾構開挖引起的地表 使命：加速中國職業化進程

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及框架柱沉降變形基本一致。

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第四篇：地鐵區間隧道基坑的變形分析[最終版]

地鐵區間隧道基坑的變形

分析

摘 要 通過對南京地鐵明挖段基坑工程變形情況進行 分析 ,指出狹長條形基坑的變形特征,并分析不均勻超載、降水、地表剛度、開挖范圍及開挖時間對基坑變形的 影響 規律 ,提出相應的控制基坑變形的工程措施。關鍵詞 側移 沉降 不均勻超載 降水 地表剛度

近年來,地鐵工程建設在許多城市相繼展開,已成為 現代 城市建設的重要部分。地鐵區間隧道的施工中,較多地采用了盾構法和明挖法,前者主要 應用 于埋深較深的隧道施工,而對于覆土深度淺于5m的隧道,一般則采用基坑支護下明挖法施工。

明挖法地鐵區間隧道基坑一般為狹長條形,周圍環境變化較大,因而影響基坑變形的因素較多,其中許多因素具有不確定性,使得精確 計算 基坑的變形十分困難。在工程實踐中,更多地依靠“ 理論 導向、量測定量、經驗判斷、精心監

控”[1]綜合技術控制基坑的變形。工程實例

南京地鐵為南北走向,全長由高架段、地面段和地下段幾部分組成,其中埋深較淺的TA4標過渡段區間隧道采用明挖法施工,基坑長312.542m,寬12.90~14.00m,北部開挖深度為8.75m,南部3.50m。該工程東邊為城市一主干道,西邊北部為一居民區,住宅樓均為6層磚混結構,筏板基礎,南部為城市道路及部分生活設施管線。主要地層情況如下:

①雜填土,層厚1m左右;

②素填土,層厚3m左右,微透水,Es,1~2=4·36MPa;

③粉土,層厚

2m

左右,微透水,稍密,Es,1~2=7.04MPa,C=23kPa,Φ=22.8°;

④淤泥質粉質粘土,層厚12m左右,不透水,軟流塑,Es,1~2=3.71MPa,C=14kPa,Φ=9.6°;

⑤粉質粘土,層厚7m左右,不透水,可

塑,Es,1~2=7.06MPa,C=61kPa,Φ=9.4°。

該工程北部圍護結構為SMW工法擋土墻,水泥土攪拌樁直徑為

850mm,搭

接

250mm,型

鋼

為700mm×300mm×12mm×14mm的H型鋼,間隔布置(中心距1200mm),水泥土的強度在1.0Mpa以上,設置兩道609支撐;中部水泥土攪拌樁直徑為650mm,搭接200mm,型鋼為500mm×250mm×10mm×12mm的H型鋼,間隔布置,設置兩道Φ609支撐;南部采用由格柵式水泥土素樁組成的重力式擋土墻。根據工程現場情況及要保護的建筑物情況,在現場布置了兩個測斜孔、5個水位觀測孔及18個沉降觀測點,各測點布置圖如圖1所示。圍護結構施工完成1個月后開始進行坑內降水,20天后,預計坑內水位以降至開挖面以下,此時觀測到坑外水位下降了0.38m,穩定水位10天后設置首道支撐(Φ609鋼管),并開始進行開挖。由于基坑較長,采取分段開挖施工的 方法 ,首先開挖北面大約80m長的一段。當開挖至地表下4.5m處時,測得1號沉降觀測點沉降值達36.1mm并報警,但此時1號測斜孔測得的圍護結構最大側移僅為16.2mm,當時認為沉降較大是由于降水引起,可能基坑未開挖部分某處出現了滲漏,而當時水位已滿足施工要求,便停止降水,繼續開挖至地表下6m處,設置第2道支撐,然后開挖至基底,此時測得基坑圍護結構最大側移為58.2mm,超出預估側移

35mm較多,地表沉降最大處(4號點)達43.2mm,地面并出現部分平行于基坑方向的裂縫,此后圍護結構側移在開挖停止后仍在不斷增加,但進展較少,澆筑隧道底板后,圍護結構側移也穩定下來。整個施工過程中周圍的居民住宅樓未發現任何破壞。變形特征

從基坑變形監測結果可看出該基坑的變形具有以下特征:

(1)總體看來,該基坑工程的變形較正常情況大,但基本達到了對周圍建筑物和管線保護的目的。

(2)圍護結構的側移最大處位于開挖面附近稍低于開挖面,總體變化趨勢呈拋物線狀(見圖2)。

(3)基坑周圍地面沉降最大值發生在基坑邊緣,隨著離基坑距離的增大基本上呈線性減小(如圖3)。其最大沉降值與圍護結構的最大側移值之比大約等于0.75,地表沉降范圍大約為30m,這比 文獻 [2]計算結果大了近1倍,基本等于住宅樓所在的范圍。變形原因分析

結合工程現場具體情況,對該基坑的變形特點進行深入分析 研究 ,筆者認為該工程產生較大變形的原因主要有以下幾個方面:

1)不均勻超載

采用文獻[3]的方法對該基坑進行變形估算,如取地面超載q=30kPa,則基坑圍護結構最大側移為31.2mm,如取地面超載q=100kPa,這基本等于6層居民樓基底的壓力,則計算所得的最大側移將達42.3mm。由于本基坑工程西邊建筑物較密集,而東邊較空曠,兩邊超載差別較大,同時基坑采用了內支撐,使得基坑產生部分向東的整體位移,勢必加劇基坑西邊的變形。工程中雖未對東邊圍護結構的側移進行量測,但沉降觀測結果充分說明了這一現象,當4號點沉降達43.2mm時,16號點的沉降僅為13.8mm,預計東邊圍護結構的側移約為20mm。

2)地面剛度

由于本工程周圍住宅樓的基礎采用了筏板基礎,整體性

好且剛度大,這相當于增強了地表的強度與剛度,減小了基坑開挖引起的地表不均勻沉降,但同時增大了基坑開挖影響范圍,使地表沉降范圍擴大到整個建筑物基礎范圍內。同時,有效地增強了地表對基坑變形的耐受能力,雖然開挖后期,地表出現了許多平行于基坑方向的裂縫,但房屋內地坪未發現任何新的破壞。3)降水

坑內降水勢必造成圍護結構側移,引起坑外地面下沉。同時,地下水位下降后,地基附加應力增加,也將造成地面下沉。本工程在開挖前期,進行坑內降水的同時,引起坑外水位降低了0.38m,所以坑外發生了較大的地面沉降,停止降水后,地面下沉明顯減緩。4)時空效應

由于本工程所在的土層透水性很差,根據 文獻 [4]受時間效應的 影響 ,開挖后在相當長的一段時間內,基坑的變形都將緩慢增長。同時,由于本基坑平面為狹長條形,受空間效應的影響,其變形應比一般平面尺寸較小的方形或圓形基坑較大。4 控制基坑變形的工程措施

根據當時基坑變形的特點,筆者認為該基坑支護結構的強度已滿足要求,其變形也未造成需要保護的建筑物的損傷,基本已達到基坑工程支護的目的,但由于變形較大,并且在緩

慢增長,對附近的建筑物仍存在潛在的危險。因此,會同工程技術人員提出了以下控制措施:

(1)加快施工進度,提高隧道底部墊層混凝土的強度等級至C30,并在墊層內加配直徑為16mm,間距為200mm雙向鋼筋網片,以期求盡早在基底施加一道支撐。

(2)由于工程所處土層透水性很差,在施工可行的情況下盡量減少降水,并對基坑滲漏處及時堵漏。

(3)合理組織施工現場,適當在基坑東邊堆載,以緩和基坑兩邊超載不均勻的矛盾。

(4)采取分段施工,減小一次開挖的范圍,每次開挖后,盡快澆筑墊層和底板。

經過采取以上措施,有效地控制了基坑的變形,在后續工段施工的過程中,基坑圍護結構的側移及西邊地表的沉降均有不同程度的減輕。實測基坑圍護最側移控制在41mm內,地表沉降最大處控制在30mm以內,保證了基坑施工及周圍建筑物的安全。結論

綜合以上 分析 可得出如下結論:

(1)基坑周圍存在不對稱的超載時,將引起超載較大的一邊的變形加大,超載較小的一邊的變形減小,對這類基坑分析應積極探討整體分析 方法。

(2)基坑降水應隨著基坑開挖分階段進行,同時應嚴格控制基坑周圍重要建筑物和管線處的水位。

(3)在軟土地區,基坑開挖步序及開挖后暴露時間均對基坑變形產生一定的影響,在施工中應充分考慮時空效應對基坑變形的影響。

(4)整體性較好的建筑物對基坑變形的耐受能力較強,同時對基坑變形具有一定的抵抗作用。

參考 文獻

[1]劉建航,侯學淵.基坑工程手冊[M].北京: 中國 建筑 工業 出版社,1997·

[2]侯學淵,陳永福.深基坑開挖引起周圍地基土沉陷的 計算 [J].巖土工程師,1989,1(1)·

[3]孔德志.SMW工法土擋墻的性能分析及在南京地鐵工程中的 應用 [D].同濟大學碩士學位論文,2001.[4]劉建航,侯學淵,等.基坑時空效應 理論 和實踐[R].上海市科委課題報告,1997.9

第五篇：淺析地鐵盾構隧道的施工測量管理

淺析地鐵盾構隧道的施工測量管理

呂宏權

（中鐵隧道集團有限公司第一工程處 河南 新鄉 453000）

摘要：本文通過廣州地鐵二號線三元里～火車站區間、南京地鐵南北線一期工程南京站～許府巷～玄武門區間隧道盾構施工的測量過程實施，總結出地鐵盾構隧道施工測量管理的幾點體會。關鍵詞：地鐵 盾構隧道 施工測量 管理 1 前言

進入二十一世紀以來，城市地鐵建設發展迅猛，用盾構法修建的地鐵區間隧道也呈上升趨勢。地鐵盾構隧道施工技術含量高、防滲漏、快速安全，但要求準確度高，盾構機只能從預埋好鋼環的洞門進出，并且盾構機只能前進、不能后退，這給地鐵盾構隧道施工測量技術對地下線性工程的控制提出了更高的要求。從現以營運的廣州地鐵二號線三～火區間和已貫通的南京地鐵南北線一期工程南～許～玄區間隧道的測量過程實施看，地鐵盾構隧道施工測量管理的重要性更為突出。在南京地鐵南北線一期工程許~玄區間隧道測量實施過程中，結合廣州地鐵二號線三～火區間盾構隧道施工測量管理和南京地鐵南北線一期工程的測量技術規定，對地鐵盾構隧道施工測量中的管理和方法作了分析、改進、總結。2 地鐵盾構隧道施工測量的特點

采用盾構法施工的地鐵隧道，隧道工程機械化程度較高，通過電子全站儀與計算機技術的結合，一種快速、準確地測出盾構機即時姿態的施工測量新技術、新方法——盾構機掘進導向系統被成功應用，如英國的ZED、德國的VMT和日本的GYRO等。廣州地鐵二號線三元里～火車站區間、南京地鐵南北線一期工程南京站～許府巷～玄武門區間隧道盾構施工采用的是德國海瑞克（HERRENKNECHT）公司制造的土壓平衡模式盾構機。盾構機沿設計路線向前推進，靠與它相配套的VMT自動測量導向系統來控制，達到盾構推進的線形管理。地鐵盾構隧道施工測量管理與山嶺隧道相比，技術含量、自動化程度高，過程也較復雜，單位測量項目多，測量人員素質、測量精度要求高。3 地鐵盾構隧道施工測量管理

地面控制測量完成后，根據測量成果、區間隧道的設計線路長度和盾構的施工方法，進行區間隧道的貫通誤差設計估算，根據估算結果和誤差分析后的分配情況，進行盾構井的聯系測量、地下控制測量的測量設計。結合區間隧道的貫通長度，根據誤差傳播定律，隧道橫向貫通中誤差、導線法測角中誤差二者之間的關系可以按下述公式確定： m2=±{mβ*sk/ρ}2*(n±3)/12（1）

以此來確定盾構隧道的測量精度等級、施測參數及測量方法。式中：m為隧道橫向貫通中誤差（mm）；mβ為導線測角中誤差（″）；sk為兩開挖洞口間長度（mm）；

ρ為常數206265″；n為導線邊數；若計算洞外值時取n-3，洞內值取n+3。依據測量設計進行施工測量的過程管理。地鐵盾構隧道施工測量主要包括聯系測量、洞門預埋鋼環檢查測量、盾構機的始發定位測量、地下控制測量、盾構機推進施工測量、盾構機姿態人工復核測量、襯砌環管片拼裝檢查測量、施工測量資料管理與信息反饋、貫通誤差測量、竣工測量。南京地鐵南北線一期工程南京站～許府巷～玄武門區間，盾構隧道長度分別為1448.607m、826.274m。在進行地面控制測量時，把兩個區間隧道作為一個長

隧道進行控制，平面采用光電測距精密導線閉合環，邊長、角度按照三等導線施測，導線環測角中誤差mβ=±0.79″,邊長相對閉合差md/D=1/1410000，達到三 等導線測量精度要求；高程按城市二等水準測量精度mw=±4.0mm/KM進行。地面 控制測量引起的橫向貫通中誤差為m =±0.006m小于南京地鐵南北線一期工程的測量技術規定的0.025m。3.1聯系測量 聯系測量工作通常包括地面趨近導線、水準測量；通過豎井、斜井、通道定向測量和高程傳遞測量以及地下趨近導線、水準測量。在地鐵施工中，根據實際情況，進行豎井定向可采用傳統的礦山測量中懸吊鋼絲的聯系三角形法；若地鐵車站面積較大、通視條件良好，可采用雙豎井投點法；隨著陀螺經緯儀精度的提高，也可采用全站儀、垂準儀和陀螺儀組成的聯合測量方法；當地鐵隧道埋深較淺時，則可采用地上、地下布設光電測距精密導線環的方法，形成雙導線來傳遞坐標和方位，若隧道貫通距離較長時，還可采用在隧道上鉆孔，進行鉆孔投點、加測陀螺方位角的方法。

南京地鐵南北線一期工程南～許～玄區間地鐵隧道埋深較淺，貫通距離分別為1448.607m、826.274m，聯系測量均采用光電測距精密導線環進行定向。地面趨近測量和地面控制測量同時進行，地面趨近導線點納入地面高精度控制網進行平差，這樣既可減少誤差累積又提高了地面趨近點位的精度；定向測量和地下趨近導線測量也同時進行，達到等精度控制，定向測量分別在盾構始發、盾構掘進100m和距貫通面200m時獨立定向三次，三次聯系測量的地下趨近導線的基線邊Z5-Z2的方位角中誤差達到≤2.5″，在進行定向測量時，地面、地下趨近導線控制樁點均采用強制觀測墩，消除了儀器對中誤差，導線網構成有檢核條件的幾何圖形，坐標和方位向下傳遞時，俯仰角控制在20o左右；高程傳遞采用鋼絲法、光電三角高程法，兩種方法相互檢核，獨立進行三次，互差均達到≤1mm，坐標、方位和高程的三次加權平均值指導隧道的貫通，每次聯系測量完成后，以書面資料上報現場監理，監理復測簽字再上報業主測量隊，業主測量隊經復測確認無誤后，下發采用成果坐標通知，形成社會性的三級復核制。

3.2 洞門預埋鋼環檢查測量

洞門鋼環的安裝定位是在作車站連續墻的過程中進行,由于車站施工往往是另一施工單位，鋼環的制作和使用是盾構掘進單位，因此鋼環安裝定位好后，需進行復核檢查測量。經雙方施工、監理、業主測量單位復核檢查完成后，方可進行連續墻砼的澆注，拆摸后再檢查一遍，作為最終的鋼環姿態，以此來影響盾構機出洞時始發姿態的測量定位和進洞時盾構機的進洞姿態。

3.3 盾構機始發姿態定位測量

盾構機始發姿態的定位主要通過始發臺和反力架的精確定位來實現，始發臺為盾構機始發時提供初始的空間姿態（見圖1），反力架為鋼結構，主要提供盾構機推進時所需的反力，反力架的姿態直接影響盾構機在始發階段推進時的盾構機姿態。始發臺事先用全站儀和水準儀精確定位，然后根據盾構機的前體、中體、后體直徑的不同，沿垂直于盾構機始發軸線方向上，在前體與刀盤連接的端面上、前中體連接處端面上、中后體連接處端面上、后體盾尾端面上作出準確的里程標記點，并標注至始發軸線的支距，以此來檢查盾構機放在始發臺上之后的姿態，一般盾構機出洞就是便于加速的下坡地段，且始發階段不能調向，所以在始發臺定位時要預防盾構機脫離始發臺、導軌和駛出加固區后容易出現的叩頭現象，因而要抬高盾構機的始發姿態20mm左右；反力架的安裝和定位主要做到使反力架 <±2 3.4 長度可以加設副導線，構成導線環，以便檢核，也可提高導線的精度。南京地鐵南北線一期工程許~玄區間長度860m，洞內控制測量誤差估算值為0.015m，考慮洞內軌枕和管線，布設一條直伸支導線，直線和半徑大于800m的曲線段導線邊長≥150m，測角中誤差要求達到±1.8″，測距相對中誤差達到1/60000，導線點設置為強制對中點（如圖2），用10mm的鋼板預先加工好，用三顆Φ14的膨脹螺栓錨在砼管片上，位置靠近邊墻以觀測方便為原則，避開洞內運渣車輛的干擾，這樣同定向測量、地下趨近導線一起，觀測時儀器均采用強制歸心，由于剛襯砌成形的砼管片不太穩定，避免導線點的空間位置發生變化，強制對中點要距刀盤200m左右布設；水準點可借助安裝好的管片螺栓，在螺栓頭棱角突出處作一標記點，位置選在導線點附近。觀測時采用2″、2+2ppm以上的全站儀，左右角各測6測回，左右角平均值之和與360o較差≤4″，邊長往返觀測各4測回，往返觀測平均值較差≤2mm，每次延伸控制導線前，對已有的相鄰三個點進行檢核，幾何關系無誤后再向前傳遞，水準控制點引測，先檢查兩個相鄰已知點，然后按南京地鐵南北線一期工程有3個盾構標，4臺盾構機，其中3臺是德國海瑞克的土壓平衡式盾構機，該機有一套與之相配套的自動測量控制系統VMT（如圖3）該系統主要有ELS靶、徠佧TCA系列全站儀+參考棱鏡、黃盒子、計算機（PC機）五部分組成，ELS靶安裝在盾構機前體上，全站儀和參考棱鏡放于錨在砼管片上的吊籃上，PC機安裝了SLS-T數據交換、姿態測量、管片拼裝軟件，盾構機推進時全站儀定時自動發射激光至ELS靶，ELS靶接受的信息通過數據傳輸電纜傳至PC機，經過軟件處理轉化成較為直觀的盾構機姿態，在直角坐標系中形象顯示，由于盾構機預留的測量空間和電纜長度有限(120m)，需要不定時地進行全站儀的搬站，即進行施工導線的延伸測量。3.5.2 施工導線延伸測量

盾構機的構造形式及其預留的有限測量空間（如圖4），決定了施工導線只能是一條支導線，每次進行施工導線延伸測量時，先在襯砌好管片的適當位置安裝吊籃（如圖5），全站儀直接利用已復核的導線點測出吊籃的坐標，然后移動全站儀至延伸點，延伸點距刀盤的位置不能太近，以避免襯砌管片初期沉降、盾構機掘進振動而影響延伸點，但是作為延伸點的吊籃不能立即出現在主控制導線的觀測范圍內，只有當盾構機掘進50m左右時，才能利用主控制導線點進行復

觀測中線、水平，只有通過其預留的有限測量空間，精確測出ELS靶下前視棱鏡的三維坐標，將坐標轉化為棱鏡中心至盾構機軸線的平面支距，然后與盾構機制造時的設計值比較，此較差應和PC機桌面上的中線、水平偏差一致，通過復核，使盾構機推進軸線最優化。3.7 襯砌環管片拼裝檢查、隧道凈空限界測量

襯砌環管片拼裝完成后，PC機上顯示的管片姿態是在即將安裝管片時，靠人工量取管片的盾尾間隙，然后輸入計算機，通過SLS-T的管片安裝軟件計算而

得的。由于人工操作誤差、推進時管片承受巨大的壓力和管片背襯注漿的壓力，管片在推進的過程中難免會發生位移，穩定后的管片實際姿態需要用人工方法進行檢查測量，直線上每10環、曲線上每5環檢測一次。管片姿態檢測方法較多，廣州地鐵二號線三～火區間采用的是最小二乘曲線擬合的方法，需均勻測出同一環管片上任8-12個點的三維坐標，從而計算出管片環的中心坐標和環的橢圓度，這種方法受盾構機零部件的遮擋，不易操作，而且測量工作量大、計算過程復雜；南京地鐵南京站～許府巷～玄武門區間采用的是確定管片環端面中心的平面、高程，即將一根帶有管水準氣泡的5m精制鋁合金尺水平橫在管片環兩側，尺的中央就是環片的中心，然后用全站儀直接測出其中心坐標，或者測出尺的兩端點坐標，取平均值即為環片的中心坐標；高程直接用水準儀配合塔尺，測出環片中央上、下的最大讀數，算出環片的實際豎徑，然后由下部或上部高程推算即可。3.8施工測量資料管理與信息反饋

盾構機在推進時，VMT時刻都在自動測量，PC機同時也在進行記錄，除了人工進行觀測和監理、業主測量隊下發的測量資料，PC機儲存的大量測量資料需要定期的進行備份，并輸出來分析檢查，特別是管片的資料，在南京地鐵許府巷~玄武門區間右線剛開始，通過拼裝管片的檢查測量，發現穩定后的管片的高程較拼裝時高了40mm左右，有的甚至超限，幾乎每隔幾十環，就會出現這種情況，后來經過仔細調查和跟蹤測量，發現管片在注漿后和拖出盾尾時，都要出現上浮，將此信息反饋給盾構操作手，通過調整上、下管道的注漿壓力、速度（由于注的是雙液漿）和盾構機推進時的高程，逐步解決了這一問題，并為以后掘進提供了值得借鑒的經驗。3.9 貫通誤差測量 地鐵隧道的貫通面一般是盾構機進洞的預留洞門端面。如南京地鐵許府巷~玄武門區間的貫通面在玄武門站洞門預埋鋼環面上，貫通時進行了隧道的縱向、橫向、方位角和高程的誤差測量。

3.10 竣工測量

地鐵隧道完成后，要進行竣工測量。根據≤南京地鐵南北線一期工程測量技術規定≥，南京地鐵南京站～許府巷～玄武門區間的竣工測量，主要進行了隧道的斷面凈空、中心線、高程和隧道掘進長度計算以及竣工測量圖的繪制。4 施工測量與盾構施工各工序的銜接管理 在進行盾構隧道的各項施工測量過程中，測量工作常常與盾構的其它施工工序相互交錯進行。進行聯系測量，在地面趨近點支鏡時，盡量避開龍門吊的起吊作業時間，否則，測量時應設2～3人，其中1人專門防護龍門吊的起吊對儀器的操作安全，也確保施工過程的正常、順利進行；檢查預埋鋼環的測量，應在鋼環固定后、澆注砼連續墻的腳手架搭設前進行，測量時，設專人看護，避免機械、物體傷及人和儀器；在洞內進行各施工測量時，應遵守有軌運輸的行車安全規則，如：在軌道上架設登高設備進行導線延伸測量、在軌道內進行管片的檢查測量、在盾構機停掘，利用管片安裝的間隙時間進行的盾構機姿態人工復核測量等，既要協調好電瓶車的行車（出碴、運輸管片）時間，又要把握好管片的安裝及注漿時間。5 結束語

5.1地鐵盾構隧道施工測量過程導線控制點均采用強制對中點，消除了儀器的對中誤差，同時操作方便，節省人員和時間，提高了工作效率，也便于樁點的保護。