鑒定技術文件之二技術報告鑒定技術文件之二技術報告技術報告1工程概況及課題研究意義1.1成都地鐵工程概況成都市軌道交通網(wǎng)規(guī)劃有7條線路，線路總長度274.15km，其中地下線長度144.24km，其中地鐵1號線、2號線已開始建設。成都地鐵1號線為南北走向，北至新都大豐鎮(zhèn)，南至華陽，全長31.6km，其中一期工程盾構施工區(qū)間北起紅花堰，南止于火車南站，全長18.601km，共11個區(qū)間。成都地鐵1號線規(guī)劃如圖1.1所示。圖1.1成都地鐵1號線規(guī)劃圖成都地鐵施工受地域影響，擁有特殊的工程特性。其地質(zhì)及水文特點主要包括如下幾個方面：（1）地形地貌地史資料表明，砂卵石地層的成因主要與水動力搬運沉積相關，第四紀是全球性氣候冷暖與干濕交替變化，冰川活動的重要地質(zhì)時期，從冰川活動開始，以冰川、冰水搬運堆積的陸源碎屑物開始沉積，至冰后期以江河、湖濱為主的沖積物開始形成。砂卵石土根據(jù)地形和水動力條件的不同，其成因類型可分為:洪積、沖積、濱海沉積、冰水沉積和三角洲沉積。成都市地處岷江沖洪積扇狀平原的南東邊緣，區(qū)內(nèi)地形平坦，地勢受扇狀平原控制，總體上西高東低、北高南低，海拔490m～520m。（2）地質(zhì)構造成都平原在構造位置上處于我國新華夏系第三沉降帶之川西褶帶的西南緣，界于龍門山隆褶帶山前江油～灌縣區(qū)域性斷裂和龍泉山褶皺帶之間，為一斷陷盆地。（3）土層特征根據(jù)初勘的情況，鉆孔所揭穿的地層單位自上而下依次為第四系全新統(tǒng)（Q4）、上更新統(tǒng)（Q3）和白堊系上統(tǒng)（K2g）。Q4上段為雜填土，主要為建筑垃圾混粘性土，分布連續(xù)，厚度1.1～6.8m。下段上部為黃灰色粉質(zhì)粘土，呈可塑～硬塑狀態(tài)，濕；分布不連續(xù)，埋深1.7～3.5m，厚度1.2～3.6m。下段底部為灰黃色卵石土，卵石呈圓～次圓狀。漂石組、卵石組、礫石組和土粒組在卵石土中所占的重量百分比分別為15.4%、69.2%、7.1%和8.3%。根據(jù)密實程度，卵石土可以劃分出稍密卵石、中密卵石和密實卵石3個亞層。卵石層埋藏深1.6～5.3m，厚度5.2～9.7m（4）水文地質(zhì)該地區(qū)地下水系為第四系孔隙潛水和基巖裂隙水兩種類型。主要以孔隙潛水為主，埋藏于砂卵石地層中，地下水位埋藏較淺，水量豐富，滲透系數(shù)K=15～40m/d，補給來源為大氣降水和地表河流、溝渠。基巖裂隙水主要賦存于泥巖風化裂隙帶中，含水層厚20m左右，K=0.3～1.2m/d，裂隙水不發(fā)育，逕流條件差，主要為孔隙潛水補給。1.2砂卵石地層特點及施工難點1.2.1地層特點成都地層巖體松散，無膠結，自穩(wěn)能力差，單個石塊強度高，卵石塊在地層中起骨架作用。砂卵石地層是一種典型的力學不穩(wěn)定地層，顆粒之間的空隙大，沒有粘聚力，砂卵石地層在無水狀態(tài)下，顆粒之間點對點傳力，地層反應靈敏，刀盤旋轉切削時，地層很易破壞原來的相對穩(wěn)定或平衡狀態(tài)而產(chǎn)生坍塌，引起較大的地層損失和圍巖擾動。如圖1.2為從基坑挖掘出來的砂卵石的照片。圖1.2某砂卵石地層開挖出的渣土成都的地層富水，地下水位成都地下水枯水期埋深一般在3-5m之間,豐水期埋深一般在1-3m之間,最小埋深為0.2m。據(jù)成都前期基坑施工經(jīng)驗，在開挖之前進行降水之后的開挖，基坑壁自立性較好，而且由于卵石的骨架作用，降水引起的變形相對較小。但在地下水的情況下，盾構在掘進過程中，局部水壓會很大，會對盾構造成一定的影響，特別是開挖面的穩(wěn)定。砂卵石地層，圍巖體整體強度較低，但單個巖塊塊體強度非常高，因此，在盾構推進過程中，不免要對盾構刀具產(chǎn)生大的磨損與破壞，影響盾構施工的效率與成本。1.2.2施工難點本工程區(qū)間隧道主要穿越富水、砂卵石地層。此地層具有含水量大、透水性強、砂卵石起骨架作用、結構松散等特點。因此，在此種地層種對盾構施工來說，具有諸多施工難點，主要包括以下幾個方面：（1）隧道開挖面的穩(wěn)定性問題在砂卵石地層未受擾動情況下,土層顆粒依靠直角的摩擦咬合作用維持區(qū)域土體穩(wěn)定,盾構在砂卵石地層掘進過程中若開挖面壓力不足,或大塊卵石并排排出時,或螺旋輸送機的排土量大于刀盤切削土量,在刀盤前上方會產(chǎn)生較大的空洞區(qū)域,卵石或礫石將相繼松動,在開挖面上方引起較大的塌落區(qū),繼而使得上覆砂性土和粘性土層產(chǎn)生的松動范圍加大,在隧道上方土層較薄處將引起較大的地表沉降。如果上覆土體的抗剪強度較低,還會引起空區(qū)上方土體突然塌落，引起地面塌陷。（2）盾構機的土壓平衡問題盾構機在砂卵石地層中掘進，建立土壓平衡比較困難,甚至實現(xiàn)不了土壓平衡的功能,因為,砂卵石地層易坍塌,不易保持開挖面的穩(wěn)定；大粒徑砂卵石不但切削或破碎難,而且切削下來的碴土經(jīng)螺旋輸送機向外排出也十分困難。砂卵石處于密封艙內(nèi),螺旋輸送機內(nèi)以及盾構周圍,對盾構機的擾動很大,不利于掘進參數(shù)的調(diào)整,包括推進千斤頂?shù)膲毫?螺旋輸送機的轉速及排土門的開度,盾構機位置及姿態(tài)控制等。（3）土體改良問題對不同顆粒的土壓平衡盾構來說，土體改良的一般情況如圖1.3所示。對于成都的土體來說，基本上不適合于進行土壓平衡盾構施工，因此，需要對開挖土體進行改良，使之適合于土壓平衡盾構。I區(qū)II區(qū)I區(qū)II區(qū)III區(qū)IV區(qū)V區(qū)粒徑d/mm通過百分比/%圖1.3土壓平衡盾構的土體改良的一般情況（4）盾構機磨損問題砂卵石地層施工，切削土體顆粒與刀盤摩擦大,刀盤(刀具)、螺旋輸送機以及密封艙內(nèi)壁磨損嚴重,施工中需要解決盾構機在無水砂卵石地層中掘進時所帶來的刀盤扭矩增大以及刀具、刀盤和螺旋輸送機的磨損問題。同時，由于砂卵石單個巖塊塊體的強度非常高，施工中需注意卡機、排渣等問題。1.3本課題依托標段工程概況本課題依托成都地鐵1號線2標段工程。本標段區(qū)間段地鐵線路處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設，共三個區(qū)間：人民北路站～文武路站區(qū)間、文武路站～騾馬市站區(qū)間、騾馬市站～天府廣場站區(qū)間。盾構區(qū)間隧道線路間距為11m～15m，隧道埋深15～20m，左線長2390.316m，右線長2407.774m。左右線區(qū)間隧道各采用一臺直徑6.28m海瑞克土壓泥水盾構機掘進，盾構隧道采用管片拼裝式襯砌，管片環(huán)寬1.5m盾構2標段隧道最大覆土厚20m，最小坡度2‰～23‰，左右線間距11～15m，最小曲線半徑400m；隧道穿越的地層主要為卵石層，局部為砂夾層；卵石的單軸抗壓強度為55.1～165MPa；卵石粒徑以30～80mm為主，部分粒徑大于160mm，并含有少量漂石（粒徑大于200mm），且局部漂礫富集成層。目前已知的最大漂石粒徑為670mm，卵石含量占60％～80％（重量比），充填物為細砂及圓礫，稍密～密實。隧道穿越成都冶金賓館西樓（樁基礎）、四川省經(jīng)委、安監(jiān)局辦公樓（淺基礎）及萬福橋（淺基礎）等建（構）筑物，周邊環(huán)境復雜。盾構施工中經(jīng)歷多次進出洞、過站、轉場等特殊施工過程，施工難度較大。1.4本項目的研究意義盾構隧道的設計與施工在很大程度上依賴于地質(zhì)條件，我國的北京、上海和廣州等地已經(jīng)采用盾構法成功實施了不少工程，也作過不少研究，但這些地區(qū)的地質(zhì)條件與成都的地質(zhì)條件差異較大。上海地區(qū)的地層為淤泥質(zhì)地層，非常松軟，自穩(wěn)能力差，側壓力比較大且分布均勻；北京地區(qū)表層從0～80m范圍基本為第四紀沖洪積地層，既有表層的松散回填土層，又有從粘土～粉土和無水砂卵石地層；廣州地區(qū)的地層除在淺表有一層比較薄的土層外，基本為強風化～中風化～微風化巖層，圍巖的強度模量高，自穩(wěn)能力好，而河網(wǎng)發(fā)育，地下水充沛，時有構造斷裂出現(xiàn)在工程線路上。由于成都以往沒有采用盾構法施工地鐵隧道的工程經(jīng)驗，且本地區(qū)的地質(zhì)條件與國內(nèi)其他采用過盾構法施工的城市有比較大的區(qū)別，具有很強的區(qū)域性，在此類地層中進行盾構施工國內(nèi)尚屬首次。為了確保成都地鐵正式施工能夠順利進行，首先應對第一次盾構掘進的地段開展試驗研究，以摸索和掌握成都地區(qū)特有條件下的盾構隧道設計、施工技術，為今后成都地鐵等地下工程盾構設計、施工做技術準備。2砂卵石地層土壓平衡控制2.1砂卵石土壓平衡特點采用PFC離散元軟件對砂卵石地層的盾構掘進進行模擬，對計算結果進行討論，得到砂卵石地層土壓平衡的基本特點，共分為四部分進行說明。（1）豎向土壓力規(guī)則系數(shù)將計算數(shù)據(jù)進行分析。計算分四種工況，分別如下。①理想平衡狀態(tài)靜止平衡條件下為理想狀態(tài)，土倉進出土平衡。因此，此時土倉壓力上下均勻，前后一致。此時的土倉豎向土壓力規(guī)則系數(shù)R2大小為1。②盈壓狀態(tài)盾構掘進過程中一般情況是使土倉處于一定的“盈壓狀態(tài)”，本計算重點對兩種“盈壓狀態(tài)”進行了計算分析。第一種情況：盈壓率2.3%，第二種情況：盈壓率3%。根據(jù)計算，豎向不規(guī)則系數(shù)R2都在0.46左右，大大低于在軟土地層的0.8-0.9。可見掘進中，土倉內(nèi)豎向呈現(xiàn)了不均勻的土應力分布，并且中部的應力偏大。③欠壓狀態(tài)計算表明，欠壓情況下的應力分布較為均勻。但欠壓狀態(tài)下EPB掘進常會帶來工作面的不穩(wěn)定，過量的地層損失，從而導致刀盤被卡和地表沉降過大等問題。因此，在實際掘進中一般的情況是保持一定的“盈壓”狀態(tài)。④土倉結塊的情況對土倉內(nèi)結塊的情況進行了計算。計算中采用clump來模擬土倉內(nèi)的渣土塊。clump定義為某范圍內(nèi)的球體ball的聚合體，該聚合體范圍內(nèi)的ball之間被賦予了很高的bond值，因此一般情況下clump不能被破壞，以此來模擬土倉內(nèi)結塊的情況。從計算數(shù)據(jù)可以看出，土倉內(nèi)渣土“結塊”也嚴重影響了土倉內(nèi)壓力的均勻性。應力分布出現(xiàn)應力分布很不均勻，上下波動較大。（2）土倉前后土應力比①理想平衡狀態(tài)靜止平衡條件下，土倉進出土平衡，土倉壓力上下均勻，前后一致。在理想靜止平衡的狀態(tài)下，沿縱向水平應力變化不大，雖有小量波動。但土倉前后應力比基本為1，說明此時工作面的水平應力和土倉后壓力隔板上的應力相差不大。②盈壓狀態(tài)由于盾構掘進過程中一般情況是使土倉處于一定的“盈壓狀態(tài)”，本計算重點對兩種“盈壓狀態(tài)”進行了計算分析。第一種情況：盈壓率2.3%，第二種情況：盈壓率3%。根據(jù)計算結果，可得到該種情況下土倉前后水平土應力比，結果如表2.2所示。表2.2土倉前后應力比盈壓率面板正前后方之比刀盤開口前后方比總平均比2.3%2.731.652.13%2.411.521.97為了直觀說明水平應力在土倉的分布，將盈壓率為2.3%時第8行開口部位的“測試圓”區(qū)域內(nèi)的水平應力讀出。水平應力在土倉內(nèi)部基本上沒發(fā)生什么變化，但是經(jīng)歷了刀盤開口后，應力有所增大，而在工作面及前方的水平土應力更大。③欠壓狀態(tài)欠壓情況下的應力分布較為均勻，前后應力比也不是很大。但欠壓狀態(tài)下EPB掘進常會帶來工作面的不穩(wěn)定，過量的地層損失，從而導致刀盤被卡和地表沉降過大等問題。因此，在實際掘進中一般的情況是保持一定的“盈壓”狀態(tài)。④土倉結塊的情況同時對土倉內(nèi)結塊的情況進行了計算。結果表明，在土倉結塊的情況下，前后應力比出現(xiàn)均一，局部前后比較大，達到了3～5，局部前后比較小，在1～2之間。（3）土壓支撐率根據(jù)土壓支撐率的定義，給工作面提供的支護力中，土壓力占開挖面支護總壓力的比率。計算結果表明，由于面板的存在，在面板的前方的應力明顯大于面板開口前方的應力。因此，在工作面支護壓力中，面板的壓力占了很大部分。根據(jù)計算結果，可以大概計算工作面的土壓支撐率：（2.1）式中－工作面開口部位水平土應力；－開口部分面積；－工作面面板前方水平土應力；－面板部分面積。根據(jù)式2.1和計算的應力結果，可以算得三種情況下的土壓土壓支撐率，見表2.3。表2.3不同狀態(tài)下的土壓支撐率土壓狀態(tài)輻條式刀盤平衡狀態(tài)盈壓率2.3%盈壓率3%EPSR大于90%46.7%41.2%37.6%由計算結果可以看出，在砂卵石地層中，土壓支撐率只有40%左右，遠遠低于軟土地層中輪輻式刀盤的90%左右。同時也說明了，盈壓率越高，土壓支撐率越低。土壓支撐率低會導致如下問題：①對刀盤的磨損加重；②盾構機負荷增大；③掘進效率降低；④工作面支護土壓力不均。綜合以上分析，在條件允許的情況下，EPB的設計及施工應充分提高工作面的土壓支撐率。2.2土壓平衡控制方法提高渣土的特性包括以下幾個方面：（1）提高其流塑性；（2）減小對刀盤刀具的磨耗；（3）降低滲透系數(shù)，阻止噴涌發(fā)生；提高施工參數(shù)包括以下幾個方面：（1）提高土壓支撐率；（2）根據(jù)計算結果調(diào)整土倉土壓力；（3）提高土倉土壓規(guī)則系數(shù)；（4）根據(jù)土倉前后應力的計算結果，前后應力比在“盈壓狀態(tài)”下較大，因此，在掘進過程中，一方面要減小盈壓率，降低土倉前后應力比，另一方面，由于土倉前后存在應力比大于1的情況，應響應減少壓力隔板的控制土壓力。2.3渣土改良試驗根據(jù)土壓平衡盾構施工的要求，需要對改良土體進行試驗研究。由于該種土體的特殊性：卵石顆粒直徑達到了100mm以上，因此，采用常規(guī)的試驗不能滿足該條件。根據(jù)特殊情況，設計了如下的試驗。測試項目見表2.4。表2.4試驗測試項目No.試驗項目目的試驗求取值試驗設備1塌落度試驗改良土的塑流性塌落度（cm）流動度（cm）標準塌落度桶2滲水試驗改良土的止水性滲透系數(shù)（cm/s）自制直徑為20cm的有機玻璃滲透系數(shù)儀3滑動試驗改良土和鋼之間的摩擦鐵塊與土體之間摩擦系數(shù)自制角鋼和土體接觸，采用拉力計測得拉力4電機攪拌試驗攪拌難易程度、內(nèi)摩擦角、粘聚力電流消耗轉速為60rpm的攪拌機，數(shù)字電流計5觀察是否離析，流動性、包裹小卵石的情況本試驗添加材料類型見表2.5。表2.5試驗添加材料類型No.1234改良類型泡沫礦物材料復合式硅溶膠材料采用YT-2型泡沫劑粘土和膨潤土泡沫+礦物材料采用硅膠溶液和強電解質(zhì)制成試驗分別對粗粒土，細粒土和一般情況下的土進行了針對性的試驗、研究及對比。通過上述的試驗與分析，可以得到以下幾個結論：（1）對于細顆粒較多的地層主要解決的是防堵塞、減磨問題。例如第一組試驗中，小于1mm的顆粒占到了40%多，小于0.2mm的占到了20%。在此情況下，只要含水率達到18%，流動性等指標已經(jīng)能達到很好。因此，對于該種土體，只需要添加適量的泡沫以減小土體與刀盤、刀具及機械之間的摩擦；（2）對于含大顆粒較多的地層，例如第二組試驗的土體，大于20mm的卵石占到了總量的80%多。對于該種地層，加泡沫材料對渣土的流動性和抗?jié)B性效果甚微。因而在該種地層，改良的主要目的就是解決流動性和抗?jié)B性，采用加入礦物材料的方法補充細顆粒；（3）在渣土中添加泡沫進行土體改良，僅添加泡沫劑的渣土，抗?jié)B系數(shù)難以滿足土壓平衡盾構的使用要求。特別是對于存在大顆粒的情況下，“噴涌”的危險性很大；（4）采用硅膠對渣土進行改良，對于富水的大顆粒卵石改良效果不是很明顯，而且存在改良成本過高的不足；（5）建議采用“泡沫+礦物材料”的改良方案對該地段土體進行改良，發(fā)揮了兩種材料具有互補性，泡沫主要在細顆粒中起到減磨和提高流動性的作用，礦物材料主要起到增加細顆粒含量，提高渣土流塑性，提高抗?jié)B性。同時，采用此方案可以有效的減小盾構刀具與砂卵石地層之間的摩擦作用，減小刀具的磨損，增加刀具的掘進行程，節(jié)約掘進成本。改良的具體指標根據(jù)每個地段的鉆孔資料確定添加材料的摻入率和濃度。表2.6為改良材料的參考值及相應成本。表2.6不同類型的改良方法及成本A顆粒較小情況B一般情況C偏大顆粒顆粒特征<10mm的顆粒占到30%～40%>20mm的顆粒占50～65%>20mm的顆粒占70%以上泡沫注入率：25～35%注入率：30～40%注入率：20～30%粘土可少注或不注注入率：20～35%濃度：30～40%注入率：35～45%濃度：40～50%膨潤土注入率：5～8%濃度8～10%注入率：8～10%濃度：10～12%注入率：10～12%濃度：10～15%改良成本(元/延米)400～600600～800700～1000注：1、改良成本計算的價錢是采用自研制的泡沫材料YT-2型發(fā)泡劑的成本計算；2、注入率為注入材料體積與渣土體積的體積比。（6）在水頭高的地段，盡量減少泡沫用量，增大高濃度粘土的注入率。3刀具磨損機理研究與預測3.1成都地層條件下刀具磨損特點及原因3.1.1滾刀磨損規(guī)律根據(jù)刀具磨損實際情況，不同位置的刀具磨損程度不同，主要呈以下特點：中心滾刀磨損嚴重；正面滾刀磨損一般；側面滾刀磨損嚴重；3.2.2滾刀磨損原因（1）滾刀受力分析在砂卵石地層，砂土在刀箱里擠滿，經(jīng)過壓密結塊，產(chǎn)生阻力力矩阻止了滾刀滾動。對于在該砂卵石地層，阻止?jié)L刀轉動的力矩主要由三部分組成，土倉內(nèi)渣土的摩擦阻力力矩、刀箱內(nèi)的渣土的阻力力矩和滾刀的啟動力矩（大小為30～50N·m）。在該種松散砂卵石地層，由于阻力力矩有三部分組成，當滾刀的轉動力矩小于阻力力矩時，滾刀便不能轉動。造成滾刀不轉動的原因有以下幾點：開挖面松散，不能給滾刀提供足夠的反力，因此不能提供足夠大的轉動力矩T轉；刀箱內(nèi)渣土的結塊、結餅，使得滾動的阻力力矩T阻增大；由于掘進松散帶的存在，刀鼓直接和松散帶的卵石接觸，經(jīng)過卵石的撞擊，造成了主軸承的啟動扭矩增大，從而造成T阻加大，使得轉動困難；由于滾刀的長期不轉動，使得砂卵石對其一個方向發(fā)生摩擦，從而造成滾刀的嚴重偏磨。（2）邊滾刀超磨分析PFC離散單元法的計算發(fā)現(xiàn)，在盾構掘進過程中，由于刀具、面板和工作面的相互作用，在工作面前方形成了一明顯的“結構松散帶”。土倉內(nèi)部顆粒之間的粘結力已經(jīng)被破壞的區(qū)域，而刀盤松散帶之前的原始地層是粘結還完好的；而在刀盤前方的一個區(qū)域，由于刀盤刀具的擠壓、擾動，形成了一個“過渡帶”，即“結構松散帶”。在該區(qū)域大部分的bond已被破壞，地層失去原始的粘接力，呈現(xiàn)出結構松散的特性。而盾構掘進時，刀盤、刀具直接和這一松散帶相互作用，因此，相對于傳統(tǒng)的也就使在該地層中的EPB掘進機理發(fā)生了變化。在刀盤的前上方存在一松散帶，該部位正好對應了刀盤上弧部部位的滾刀。又有結構松散，不能給刀具提供足夠的轉動扭矩。同時，側面該位置刀鼓暴露幾率大，并且側面位置線速度高，因此，該位置刀鼓很容易受卵石撞擊從而，使得滾刀啟動力矩更大。雙刃滾刀在該地層中，滾刀受力面積大，有利于增大轉動力矩，同時刀鼓暴露面積減少，有利于保護刀鼓。（3）滾刀超磨分析刀盤中心部位旋轉的線速度小，渣土流通不暢，同時，根據(jù)離散元計算結果，在土倉內(nèi)及工作面的水平土應力分布上，在中下部出現(xiàn)了應力凸起現(xiàn)象。因此，應力較大極易引起在中部的土體的固結，造成刀盤的“結餅”。在結泥餅的情況下，滾刀刀箱被堵住，因此使得T刀箱和T土倉增大，因此T阻增大，大于了T轉，使得滾刀不能轉動，因此，中心部位滾刀磨損嚴重的主要原因為刀盤中心結泥餅。3.2.3滾刀的適應性設計建議鑒于以上分析和磨損實際情況驗證，在盾構設計中應根據(jù)滾刀在該砂卵石地層中作用特點對滾刀的設計進行改進及提高。對于滾刀的適應性設計主要有以下幾個方面：（1）（2）可使用帶齒的刀圈。在滾刀刀圈上鑲嵌合金鋼，以增大刀圈和開挖面接觸時的摩擦系數(shù)，因而起到增大轉動扭矩的效果；（3）減小滾刀的啟動扭矩。若啟動扭矩過大，也會給滾刀轉動帶來困難，因此，在保證滾刀軸承密封安全條件的允許下，可適當降低滾刀的啟動扭矩；（4）對刀箱內(nèi)空隙進行改造。減小刀箱深度，同時采取倒喇叭形狀，有力與渣土的流動，不至于聚集于刀箱內(nèi)，導致T刀箱增大；（5）對滾刀刀鼓采取加焊耐磨層防護措施，以防止刀鼓破壞使得阻力力矩增大。3.2.4刮刀磨損規(guī)律單個刮刀磨損特點為：①兩側刀具兩側磨損量大，中間小；②刀具前角面磨損小，反而后角面磨損較大。不同位置刮刀的磨損特點：由于刮刀在刀盤上分為7個位置，根據(jù)統(tǒng)計，刮刀磨損隨著位置編號的增大而增大。單個刮刀的磨損為兩側磨損大，中間磨損小；刮刀前角面磨損小，后角面磨損大；同一號位置刮刀的磨損量基本一樣；隨號數(shù)增大，刮刀的磨損也越嚴重。3.2.5刮刀磨損原因目前使用情況看，刮刀主要有以下幾種損壞形式，刮刀磨損變形，刮刀合金齒脫落，固定螺栓斷裂。（1）刮刀磨損變形刮刀基材或表面硬度低于基巖抗壓強度，破碎后的巖石、砂礫石對刀具殼體長時間沖擊，造成殼體變形損壞。(2)刮刀合金齒脫落裝配質(zhì)量：采用壓入式裝配時，裝配過盈量未達到規(guī)定要求，在受到交變沖擊時松動后脫落；采用焊接時，刀齒與基體焊接出現(xiàn)虛焊、夾渣，造成焊接不牢固，在受到交變沖擊時松動后脫落；合金齒硬度與抗沖擊性能，與掘進地質(zhì)巖性不相適應，合金齒硬度偏高而抗沖擊性差，在受到?jīng)_擊時易造成合金齒斷裂。(3)固定螺栓斷裂:在安裝時螺栓扭矩未達到額定扭矩，造成螺栓松動最后斷裂，刀具脫落；滾刀總承脫落后或較大較硬的巖石塊對刮刀撞擊，造成螺栓斷裂后刀具脫落。3.2.6刮刀切削的離散元模擬離散單元法計算時，記錄與渣土接觸的刀具面上的接觸力。定義刀具切削進渣土的方向為前角面，定義和工作面直接接觸的面為后角面。根據(jù)不同的刀具情況，為了對設計及配置進行改進，建立了以下四種計算情況。（1）磨損前原型①前角面阻力較大，同時波動較大，不穩(wěn)定；②刀具和圍巖相互作用力較大，影響范圍大；③后角的受力相對較小；（2）刀刃磨損后①前角面阻力增大，同時波動較大，不穩(wěn)定；②刀具和圍巖相互作用力較大，影響范圍大；③后角面的受力明顯增大；（3）前后角都為0的情況①前角面阻力很大，同時波動更加明顯，不穩(wěn)定；②刀具和圍巖相互作用力較大，影響范圍大；③后角面的受力明顯增大；（4）后角不為0的情況①前角面阻力明顯減小；②刀具和圍巖相互作用力較小，影響范圍變小；③后角面的受力明顯減小；④渣土的流動性能有所改善。盾構實際掘進的扭矩也存在較大的波動，為盾構掘進時實際采集到的扭矩，盾構掘進時的扭矩也和刮刀切削過程具有相似性，波動都較大。（5）計算小結由以上計算可知，在砂卵石地層：①刮刀后角面實際掘進中承受很大的壓力，說明了后角面部位是刮刀易磨損部位；②刀具切削過程中所受阻力的波動較大；③刮刀刀刃部分磨耗后，后角面受力明顯增大；④具有一定的后角的刀具更有利于刀具的受力及減小磨損，并有利于提高渣土的流動性能。3.2刀具磨損的計算及損耗分析3.2.1刀具磨損計算根據(jù)相關研究表明，刀具的磨損和刀具所走的行程、刀具上的壓力有關，在壓力相差不大的情況下刀具的磨損僅于不同位置刀具所走行程L成正比。（3.1）式中：－磨損量，mm；k－磨損系數(shù)mm/km；L－刀具經(jīng)歷行程，m選取盾構從科技館東側到天府廣場區(qū)段的掘進情況計算，根據(jù)盾構PLC系統(tǒng)收集的數(shù)據(jù)，計算不同刀具軌跡位置的k值。表3.1不同位置的k值刮刀號1#2#3#4#5#6#7#磨損系數(shù)mm/km0.10.220.370.480.550.560.58根據(jù)計算的k值可知，在此地層中的k值遠大與其他地層針對每一軌跡位置的刮刀磨損系數(shù)的計算，為了能滿足100環(huán)換刀時各刮刀刀體部分沒被磨耗掉，按照刀具材料的磨損系數(shù)k，同時考慮不同刀具部位的速度的影響，計算刀具的各位置的刮刀的最小厚度見表3.2。表3.2各刮刀位置刀具最小厚度計算結果刮刀號1#2#3#4#5#6#7#距離中心的距離（mm）1115135515951835207523152555旋轉一周所走的形程/m7.018.5110.0211.5313.0414.5516.05總行程/m57489697908217494557106941119313磨損量/mm5153045606779計算最小厚度/mm10202128.4364450建議刮刀厚度/mm30303060606060為了便于刀具的管理與更換，建議設兩種類型的刮刀，1～3#刮刀設置為輕型刮刀，4～7#刮刀設置為重型刮刀。3.2.2刀具損耗分析盾構刀具屬于易耗品，并且價格高，對盾構隧道工程造價影響較大。在砂卵石地層中，由于強度較大的卵石的作用，刀具磨損較大，刀具消耗量較多，更換刀具次數(shù)也越頻繁。而頻繁更換刀具直接影響盾構機掘進速度，并造成人工費、機械臺班費增加。因此，為有效地減小刀具磨損，增加換刀距離，提高盾構隧道施工工效，應針對地層情況進行有針對的刀具配置和渣土改良措施。本工程所使用的兩臺盾構機S365和S366共掘進638環(huán)（957m）時，對刀具的成本進行了統(tǒng)計分析。主要包括刀具的總成本及各類刀具的報廢，修復，折舊等損耗情況。由上述刀具損耗統(tǒng)計可知：此掘進段共638環(huán)，957m，刀具損耗（包括報廢、修復和折舊）共6435554元，平均每延米刀具損耗6276元。其中滾刀損耗最多，占總消耗的61%。由于此次為土壓平衡盾構首次在成都砂卵石地層施工，各項控制措施均在探索試驗過程中，掘進刀具的磨損較為嚴重，每延米的刀具損耗成本較高，3.3刀具探索性改進過程總結3.3.1效果分析（1）從改進刮刀在文武路至人民北路區(qū)間掘進600m看，耐磨效果不錯，改進強力先行刀在膠結緊密的卵石地層中，破巖能力較差，刀具磨損嚴重。（2）s365盾構于2009年2月12日到達人民北路站(左線)時刀盤全貌，刀盤正中心滾刀磨損大，7、8號偏磨，1/3的滾刀磨損量較大，其它刀都處正常磨損，沒有偏磨，刀尖厚度變薄，可見改造效果明顯；（3）刀盤邊緣耐磨條保存完整，有效減少了刀盤直徑過量磨損造成的刀盤與前盾的間隙擴大、保護了前盾尺寸，也使盾構刀盤轉動力矩和推力處于—個正常狀態(tài)，效果理想；同時裝有耐磨合金粒的滾刀刀轂，刀圈和刀轂磨損正常，沒有發(fā)生過量磨損和偏磨現(xiàn)象，缺點是刀轂成本偏高；（4）在邊緣滾刀正常磨損情況下，該區(qū)域的大小刮刀也處于正常工作磨損狀態(tài)，滾刀沒有偏磨現(xiàn)象，刀盤中心區(qū)基體磨損慘重，個別地方刀盤面板的磨蝕深度甚至超過30mm。（5）渣土改良措施不但提高了開挖土體的塑流性，保持開挖面穩(wěn)定，利于盾構的掘進施工，而且能有效的減小刀盤及刀具磨損與破壞，增加刀具壽命，減少施工成本。在初期施工，掘進約100m-120m由上節(jié)分析可知，在前期未能有效改良土層957m掘進中，刀具損耗共6435554元，平均每延米刀具損耗6276元。之后，渣土改良配方通過不斷試驗調(diào)整效果逐漸達到最優(yōu)，在降低刀具損耗上效果明顯。由表可知，在進行有效渣土改良后的786m的掘進中刀具損耗共3933000元，平均沒延米損耗5004m，較之為有效改良區(qū)段刀具成本減小了20%，這對于整個標段及成都地鐵后續(xù)施工的成本控制有著較好借鑒意義。3.3.2經(jīng)驗總結（1）及時掌握刀具磨損信息，根據(jù)掘進經(jīng)驗合理布置換刀地點，對換刀地點提前加固處理并打降水井，避免因個別刀具失效影響其它刀具的掘進性能。（2）加大泡沫用量并合理的改良渣土流動性，是降低刀具磨損、減少刀盤中心結泥餅和加快推進速度的重要措施；施工中應根據(jù)實際情況動態(tài)調(diào)整泡沫注入劑用量。（3）當出現(xiàn)中心結泥餅時(推力大、扭矩（小）、進尺少)，應停止掘進，注水浸泡，同時適時轉動刀盤，必要時帶壓進倉清理；（4）根據(jù)前期地層掘進特點，當盾構推進速度大于25mm/min且通過地層比較穩(wěn)定、地表無重要建筑物時，釆用4/5碴倉的欠土壓平衡掘進，可以達到快速通過、減少刀盤刀具及土倉磨損，降低動力消耗的目的，但必須及時同步注漿、注漿結束標準采用注漿壓力和注漿量雙控標準、同時動態(tài)監(jiān)控地表沉降，及時地面補注漿。（5）停止掘進前，需補滿碴倉碴土，求得土壓平衡。4盾尾同步注漿材料及參數(shù)4.1注漿材料試驗分析測試的項目有：漿液密度、漿液流動度、漿液塌落度、稠度、凝結時間、水下澆注試驗、抗水沖的分散試驗、析水率、試件的抗壓強度試驗。通過試驗研究、對比分析，主要得出如下結論。（1）膨潤土的加入使注漿漿液的穩(wěn)定性得到提高，可泵性增大，根據(jù)本次試驗結果及其他工程應用膨潤土的經(jīng)驗，確定在該地層情況的同步注漿的膨潤土添加量；（2）黃粘土粉的加入，使注漿漿液的粘聚能力增大，提高了漿液整體性和抗水性，特別水沖情況下的抗分散能力。并使?jié){液的強度上的比較快。但是，添加了粘土粉的漿液，其流動性明顯降低；（3）漿液的含水量和粘土含量是決定漿液凝結時間和流動性的主要因素。4.2盾構推進至不同地段下漿液配比建議同步注漿材料受地質(zhì)條件、地下水狀況、施工技術等多方面因素的影響。因而施工時要充分考慮這些因素，在滿足設計要求的前提下，有針對性地進行配比設計,并根據(jù)現(xiàn)場實際情況進行調(diào)整。這樣，所配制的漿液,不但各項指標能滿足施工要求,而且有良好的經(jīng)濟性，有利于降低施工成本。根據(jù)已有實驗結果，針對盾構推進的不同情況，對漿液配比提出如下建議:4.2.1盾構從富水地段通過成都的地層富水，多數(shù)情況下盾構在富水地層中通過。盾尾同步注漿時成都的地層富水，多數(shù)情況下盾構在富水地層中通過。盾尾同步注漿時，需防止地下水在漿液凝固前沖散漿液，所注漿液應具有較強的保水性和較短凝膠時間。在試驗的基礎上提出表4.1所示配比。經(jīng)實驗測定，此配比漿液凝結時間：8－10小時，ρ=1500kg/m3表4.1富水段漿液建議配比材料名稱水水泥細砂膨潤土黃粘土粉外加劑所占百比28%7%38%6%21%每方用量44811260896288kg150g注：由于試驗中未測定所采用細砂的含水率，因此，實際注入應測定砂的含水率做相應的調(diào)整。4.2.2水位較低的情況下該種情況即不用考慮漿液被地下水的沖淡，沖散作用，漿液的保水性、抗水沖能力，因此不必添加粘土粉即可。材料的配比見表4.2。經(jīng)實驗測定:初凝時間：8-10小時，ρ=1600kg/m3，28天強度：12.1Mpa。表4.2水位較低段漿液建議配比材料名稱水水泥細砂膨潤土粉煤灰外加劑所占百比28%6%40%4%22%每方用量44896640647042884.2.3盾構穿過建筑物時盾構通過建筑物時，注漿后希望能盡快獲得漿液固結體強度，因此漿液配比要保證砂漿的固結率和強度，應選用凝膠時間較短的漿液配比，盡快獲得注漿體的固結強度，在較短的時間內(nèi)加固地層，防止盾尾空隙內(nèi)的巖壁塌陷造成地層損失，危及上部建筑物。由于原料中黃粘土粉本身性質(zhì)影響漿液早期強度與凝結時間，而過建筑物時需提高早期強度，相應增加了水泥和減少了黃粘土粉用量。配方中外加劑為GT復合早強減水劑。材料的配比見表4.3。經(jīng)實驗測定，此配比漿液凝結時間：5-8小時，ρ=1700kg/m3表4.3通過建筑物時漿液建議配比材料名稱水水泥中細砂膨潤土黃粘土粉外加劑所占百分比35％19％35％4％7％每方用量595kg323kg595kg68kg119kg3.23g4.3注漿參數(shù)與地表沉降關系同步注漿的最主要目的是及時填充盾尾，控制地表沉降，因此地表沉降值是衡量注漿效果好壞的重要標準。在此根據(jù)盾構施工的實測數(shù)據(jù)對注漿參數(shù)與地表沉降關系進行討論。對處于不同區(qū)域中的典型點進行分析，從注漿壓力和注漿量共同作用的角度探討注漿參數(shù)和地表沉降的關系。(1)沉降量較大時21環(huán)和65環(huán)處沉降分別達到27mm和30mm為，為本區(qū)段沉降最大兩點。21環(huán)處注漿壓力0.075MPa，注漿率141％。65環(huán)處注漿壓力0.07MPa，注漿率172％。按照分區(qū)原則兩環(huán)應分別位于A區(qū)和B區(qū)。這是由于注漿壓力未達設定值即停止注漿，雖然注入漿液量達到設定標準，仍然未能有效填充由于滲透和少量卵石塌落而突然增大的盾尾間隙，導致地表沉降較大。(2)沉降量較小時90環(huán)處沉降僅有3mm，為本區(qū)段沉降最小處，注漿壓力1.85MPa，注漿率125%，位于E區(qū)。此時盾構掘進引起圍巖擾動較小，在設定的注漿壓力和注漿量下，漿液較好的填充了盾尾間隙，較好的控制了地表沉降；(3)沉降量處于中間時141環(huán)處沉降11.8mm，注漿壓力1.7MPa，注漿率165％，位于D區(qū)。此時注漿壓力在設定范圍內(nèi)，但注漿量稍大。在掘進時有一定的超挖，但在注漿時根據(jù)實際情況對注漿量的調(diào)整有效的控制了地表沉降；35環(huán)處沉降22.4mm，注漿壓力0.265MPa，注漿率123％，位于H區(qū)。這是因為盾尾從35環(huán)處脫出時，隧道拱頂較多的砂卵石塊坍塌，盾尾間隙減小，砂漿流動不暢，需在較大壓力下注漿。注漿時考慮了這個因素，注漿壓力增大到0.265MPa,將地表沉降控制在標準規(guī)定之內(nèi)（30mm）。但此時可繼續(xù)增大注漿壓力，增加注漿量，進一步減小沉降值。對實測數(shù)據(jù)進行分區(qū)討論可知，注漿壓力和注漿量均對地表沉降有較大影響。在本區(qū)段內(nèi)同步注漿參數(shù)絕大部分分布在E區(qū)內(nèi)，較好的控制了地表沉降。而在施工中可能出現(xiàn)且對沉降影響較大的是其在A區(qū)和B區(qū)時的情況，這主要是因為施工時未針對實際情況變化而對參數(shù)做出調(diào)整，導致注漿不足，在施工時應盡量避免。4.4松散帶對注漿量的影響由于松散帶的存在，按常規(guī)的注漿量已經(jīng)不能滿足填充掘進間隙。對于砂卵石地層的同步注漿系統(tǒng)應進行適應性的改進。（1）提高相應設備的配備能力，根據(jù)實際情況計算出盾構開挖直徑DL，根據(jù)DL計算所得的注漿量Q值來判別盾構的同步注漿的設備能力，提高填充率，根據(jù)計算結果，在砂卵石地層中的m值應取1.6～2.5，以保證足夠高的填充率。（2）同時改進同步注漿的漿液材料，防止?jié){液從盾構盾殼周邊的松散帶反竄到刀盤前方。（3）由于地層損失率的改變，該地層中的同步注漿的控制，不應采取注漿量來控制，而應以注漿壓力來控制同步注漿。4.5控制措施（1）合理選擇注漿液類型（2）合理選擇注漿壓力、注漿量、注漿位置（3）加強管片沉浮的監(jiān)測（4）結合地面監(jiān)測實時調(diào)整（5）制訂詳細的注漿質(zhì)量控制程序（6）防止注漿管堵塞5砂卵石地層帶壓換刀技術5.1氣壓加壓試驗2008年3月16日晚，盾構機的推力逐漸增大，最大至1700噸，每環(huán)注入3方膨潤土改良土體，出土夾雜較多未破損的20~30cm卵石及粘土，偶爾出現(xiàn)卡刀盤現(xiàn)象。掘進速度在掘進第二環(huán)突然從30mm經(jīng)過本次換刀試驗，得到以下結論：（1）在較粘稠膨潤土下，盾尾及鉸接為發(fā)現(xiàn)泄漏現(xiàn)象。（2）盾尾及刀盤在頂上必然形成通道，基本無法完全阻隔。（3）土倉內(nèi)土壓傳感器在無水，無氣壓及正面推力情況下，2號壓力達到0.8~1.2bar時可以認為是基本滿倉；除1號，其它傳感器也基本處于此壓力值左右；（4）卵石粘土在高壓環(huán)境下，在成拱無擾動情況下，具有較強的自穩(wěn)性。（6）在出土一定量后，需觀察土倉隔板上的壓力表，以確定測得的壓力是氣壓而不是土壓。（7）通過開倉觀察，認為高壓膨潤土能滲入地層中的孔隙中起到補償作用，長時間浸泡后（18小時），膨潤土會隨水稀釋流失。（8）并未實現(xiàn)氣壓平衡，需近一步試驗。5.2帶壓換刀實踐5.2.1換刀實際情況盾構機正處于曲線段，推力較大，最大至1800噸，每環(huán)注入6-9方水改良土體，出土夾雜較多未破損的20~30cm卵石，及粘土，出土流暢連續(xù)，掘進速度仍可以保持在20-25mm/min。掘進至131環(huán)，計劃常壓開倉換刀，清倉18方，開倉發(fā)現(xiàn)地下水位高至人倉閘門，無法實施常壓換刀。經(jīng)研究決定，準備膨潤土，及空氣壓縮機，通知高壓醫(yī)生等；準備實施帶壓換刀。5.2.2氣壓加壓及進倉（1）建立土壓平衡①停機之前調(diào)整姿態(tài)，向盾尾注入足量的密封脂，但由于處于曲線段，收攏鉸接至（30、48、93、117；壓力71bar）。②停機時，利用盾尾注漿管向盾尾后注入膨潤土，1、4號壓力2.5bar，注入量1.5方；2、3號壓力3.5bar，注入量1方；注入總量6方。③使用膨潤土泵注入膨潤土，由左右兩條管向土倉前注入足量膨潤土，約12方；使土倉1#、2#壓力傳感器達到1.5bar。④不轉刀盤，注入膨潤土，緩慢出渣，使壓力保持在1.5bar；出土量在3~5方，至倉門下；出土為沙卵石土；出土后，壓力下降到0.8左右。⑤緩慢轉動刀盤45度，土倉壓力由轉動前0.73下降到0.58；繼續(xù)注入膨潤土，一小時后，使次土倉1#、2#壓力傳感器達到0.67bar；再次轉動刀盤約45度，壓力下降至0.58bar，一分鐘后上升到0.64bar。⑥使用平衡空氣系統(tǒng)向土倉內(nèi)注入空氣，設定壓力1.2bar；壓力穩(wěn)定在1.1bar；⑦觀察一小時，壓力能保持則人員可進倉作業(yè)。（2）帶壓進倉觀察情況①帶壓1.1bar進入土倉，打開側面球閥無水。②打開倉門，倉內(nèi)渣土覆蓋閘門2/3，由于刀盤轉向為向左，導致右側渣土多。③土倉內(nèi)無積水，側壁9點位置行成約1L每秒水流。④掌子面堅實穩(wěn)定。⑤可以進行換刀作業(yè)。（3）加減壓操作通過醫(yī)生的指導，加壓時間可以略短，加壓至1bar壓力時間控制在5-10min，從1bar壓力減壓至常壓時間控制在10-20min，主要控制速率的要素是加減壓人員在過程中的舒適度；5.2.3帶壓換刀在5月30日到6月20日之間，根據(jù)實際情況分3次更換完所有滾刀及部分刮刀，為便于分析，將整個過程分為三個階段分別進行說明。（1）第一階段換刀情況（5.30-6.3）帶壓換刀過程中土倉內(nèi)始終存在側壁9點位置行成約50mL每秒水流，每日出渣2次，主要是水。換刀時首先對刀盤大臂內(nèi)的泥餅進行清理，完成清理后進行換刀，刀盤的旋轉對地層存在擾動，每次轉動刀盤均會有渣土滑落，刀盤前與掌子面逐漸形成50cm間隙，上方形成10m高，3m直徑的空洞。其間，隨著可保持的壓力降低，空氣平衡系統(tǒng)注入的空氣量增大，土倉內(nèi)噪音增加，水位升高達到中心換刀位置后影響換刀作業(yè)，必須出渣降低水位；作業(yè)至6月2日，發(fā)現(xiàn)土倉內(nèi)水流不大，計劃使用常壓換刀，但水位上升快，沒過土倉閘門，常壓下無法換刀，而后重新進行帶壓換刀。第一階段換刀4天時間，共完成刀具更換9把。由于地層空洞大，水位高，可保持壓力低，土倉內(nèi)進氣噪音大，不再適合繼續(xù)換刀，于是繼續(xù)掘進，當盾尾拖到刀盤口上，注入惰性漿液30方，而后掘進；同時在地面打孔觀察，發(fā)現(xiàn)地下空洞，注砂，未出現(xiàn)地表塌陷情況。（2）第二階段換刀情況（6.9-6.12）第二階段帶壓換刀時加壓平衡過程與前相同。除中心滾刀及10號刀不能拆卸外，其余滾刀全部更換成新江鉆單刃滾刀，如此配置以測試江鉆滾刀的特性，更換完以上刀具，盾構機在換刀的過程前方形成50cm空隙，上方有1m高的空洞，地面并未作防護，關倉掘進。掘進時每環(huán)加大注漿量至9~12方，當盾尾拖到刀盤口上，注入惰性漿液30方，通過后未發(fā)生地面沉降。但掘進中出現(xiàn)扭矩小，推力大，進尺小，渣土稀的情況，經(jīng)分析，可能是刮刀磨損后渣土進入土倉困難；（3）第三階段換刀情況（6.18-6.20）至6月20日，換完所有滾刀，部分可更換的刮刀。刀具更換完成，向土倉內(nèi)注入18m3膨潤土，關閉空氣平衡系統(tǒng)，以取代倉內(nèi)氣體。之后推進保壓；向盾尾注入膨潤土取代正常的砂漿；拼裝完成一環(huán)后，盾尾注入正常9~12m3砂漿，實現(xiàn)快速推進。整體掘進9米后，向盾尾注入30方以上惰性漿液，觀察注漿壓力，上升至3bar后可繼續(xù)掘進，6環(huán)內(nèi)注入正常9~5.2.4帶壓換刀結論（1）此地層在無水浸泡的情況下能基本保持自我穩(wěn)定，在有水流時地層中的細沙隨水流動，穩(wěn)定性大為削弱。（2）注入的膨潤土在刀盤未轉動的前期，可在亂石層面上形成泥膜依附于掌子面，但無助于土倉內(nèi)壓力保持，當?shù)侗P轉動和遇水浸泡后，膨潤土變質(zhì)失效。（3）根據(jù)水位高低，高壓空氣可以起到減緩周邊水流入土倉內(nèi)的速度，一定程度上可以排開土倉內(nèi)地下水，目前水位使用0.5～0.7bar的壓力可保持土倉內(nèi)干燥無水，地層可支撐3-4天時間不塌陷，氣壓小于0.4bar時排水困難。（4）正面滾刀可在12點位置更換。（5）刀具的磨損情況為，邊滾刀25#以上嚴重磨損，均勻磨損至刀具基本報廢，有2把偏磨；齒刀磨損嚴重，邊刮刀磨損嚴重，與圓周25#26#滾刀間最為嚴重，螺栓孔磨損無法更換；25號以下滾刀均勻磨損，均可修復；中心滾刀磨損量小，中心齒刀齒頭磨損完。（6）共40m3（7）對刀具檢查更換地點進行合理預測，對選定地面進行觀察，確定盾構機上方的管線，地質(zhì)鉆探孔，降水井等瀉壓通道堵死。（8）在進入土倉后嚴禁使用高壓水沖洗刀盤，清泥餅等。6盾構穿越施工對建筑物影響研究6.1盾構穿越建筑物工程概況6.1.1盾構穿越冶金賓館冶金賓館于98年竣工，竣工圖顯示：樓層結構為四層砼框架結構，基礎類型為獨立柱基擴大頭端承人工挖孔樁，埋深在8.6～13.08m，絕大多數(shù)樁長9～10米，位于隧道正上方3～4米，其中有1根長12.85米的樁