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      真空吸盤在馬蹄形盾構機研制關鍵技術及工程應用

      放大字體  縮小字體 發布日期:2020-02-12 11:35:48    瀏覽次數:4    評論:0
      導讀

      目前,在隧道施工中,圓形隧道因其良好的受力結構形式,同時具有施工自動化程度高的優勢,廣泛應用于城市地鐵隧道、引水隧道、地下管線等工程[1-2]。但圓形隧道同時也存在一定的缺點,隧道修建完成后,需要對開挖出的圓截面巷道底部進行預制仰拱塊鋪設等處理,以滿足車輛運營使用等要求,但此過程無疑是對開挖空間的浪費[3-

      對您購機吸盤應用前幾天我們鼎達信專題有介紹,今天再介紹馬蹄形盾構機使用鼎達信真空產品的相關應用,目前,在隧道施工中,圓形隧道因其良好的受力結構形式,同時具有施工自動化程度高的優勢,廣泛應用于城市地鐵隧道、引水隧道、地下管線等工程[1-2]。但圓形隧道同時也存在一定的缺點,隧道修建完成后,需要對開挖出的圓截面巷道底部進行預制仰拱塊鋪設等處理,以滿足車輛運營使用等要求,但此過程無疑是對開挖空間的浪費[3-4]。近年來,矩形盾構隧道發展較為迅速,雖然在空間利用率方面表現更為突出,但其結構形式卻限制了管片承受隧道深覆土壓力的能力,對于開挖面大、覆土深的隧道,很難滿足要求[5-6]。馬蹄形斷面隧道以其良好的結構受力形式(與矩形相比較),較高的隧道斷面利用率(較圓形提高15%以上),結合了矩形與圓形隧道的技術優勢,能夠很好地滿足雙線鐵路軟巖深埋隧道的應用需求。

      然而,馬蹄形隧道多采用礦山法或明挖法施工,不僅安全性差、施工環境惡劣而且施工效率較低,僅為盾構法的1/3[7]。因此,為采用盾構法施工,研制馬蹄形盾構機。本文概述馬蹄形盾構機研制的關鍵技術,主要包括低擾動多刀盤多驅動協同開挖技術、多曲率管片拼裝機技術、雙螺旋輸送機聯合排渣技術、盾體設計及姿態控制技術等;同時分析馬蹄形盾構機在工程應用過程中出現的問題,提出針對性的改進措施,并對改進效果進行驗證。研制的馬蹄形盾構機,實現了相關理論與核心技術的突破,成功應用于蒙華鐵路白城隧道施工中。

      1 依托工程概況

      本文依托的蒙華鐵路白城隧道項目位于陜西省靖邊縣內,隧道全長3 345 m,為時速120 km單洞雙線電氣化鐵路隧道,隧道全段為直線段,縱坡為人字坡,坡度及坡長依次為4.5‰/1 935 m,-3‰/900 m,-11‰/510 m。最大埋深為81 m,洞身范圍內地層主要為粉砂、細砂、砂質新黃土。隧道下穿包茂高速公路、靖黃公路、天然氣管道、白城子供水管線。

      白城隧道縱斷面如圖1所示,設計輪廓近似馬蹄形,具有3個半徑,4個圓心,上部為圓拱,下部稍扁,左右兩翼下側的圓弧直徑較小,各圓弧相切,豎向最大高度為9 590 mm,橫向最大寬度為10 540 mm。

      圖1 白城隧道縱斷面圖(單位:mm)

      2 馬蹄形盾構機研制關鍵技術

      2.1 多刀盤多驅動協同開挖技術

      2.1.1 刀盤組成及開挖方式

      馬蹄形盾構機刀盤開挖形式采用平行軸式9組刀盤布置方案,3個前刀盤,6個后刀盤,前后錯開,開挖覆蓋率可以達到90%以上,刀盤結構圖及編號如圖2所示,其中2—7號大刀盤由5根刀梁組成,1號、8號及9號刀盤由3根刀梁組成。組合式旋轉多刀盤的開挖特性決定著開挖盲區的存在,因此在該位置通過布置高壓水沖刷、渣土改良通道,以及采取其他輔助措施,對開挖盲區進行渣土處理,在盾體周邊通過布置盾體切刀,保證開挖斷面的尺寸[8]。

      圖2 刀盤組成及編號

      2.1.2 小刀盤驅動扭矩系數

      盾構主驅動的額定扭矩計算,可參照日本盾構隧道標準規范建議的主驅動額定扭矩計算公式[9],即

      T=αD3

      (1)

      其中,

      α=α1α2α3

      (2)

      式中:T為刀盤額定扭矩;α為刀盤扭矩系數;D為刀盤直徑;α1,α2,α3分別為與刀盤支承方式、土質條件、平衡形式相關的扭矩系數。

      分析大量的工程應用數據可知,式(2)對直徑3 m及其以上的刀盤較為適用,而對直徑3 m以下刀盤(以下簡稱為小刀盤)則不適用,往往出現驅動扭矩不足,或者驅動扭矩過大導致電機跳停的現象。為此,目前在進行小刀盤額定扭矩設計時,多在式(2)的基礎上再增加1個安全系數,但安全系數的值多依據經驗給出,計算結果還是會有誤差,并且缺少理論依據。

      針對該問題,選取以往的頂管、盾構等大量隧道掘進機施工時的刀盤直徑與扭矩系數,采用OriginPro軟件進行離散點數據回歸分析,如圖3所示。

      圖3 不同刀盤直徑時扭矩系數離散點的回歸分析

      從圖3可以看出:直徑3 m及其以上刀盤仍符合式(2)扭矩系數計算公式,均在20左右;而小刀盤扭矩系數與刀盤直徑呈負相關關系。

      對小刀盤,其回歸方程為

      α=-12.91D+60.72

      (3)

      式(3)在一定程度上反映了扭矩系數α與刀盤直徑的相關關系,但該方程并未反映α1,α2,α3對扭矩系數α的影響,若以此作為小直徑刀盤扭矩系數的計算方法,誤差較大。因此定義由式(2)計算得到的扭矩系數為傳統扭矩系數α傳統,即α傳統=α1α2α3;小刀盤直徑對扭矩系數的影響系數為α。則小刀盤扭矩系數α由兩部分組成,即

      α=α傳統+α

      (4)

      針對小刀盤,為提高回歸方程精度,在消除傳統扭矩系數α傳統影響的條件下,僅對α進行回歸分析,如圖4所示。

      得到的回歸方程為

      α=-14.22D+41.6

      (5)

      將式(5)和α傳統=α1α2α3帶入式(4),得小刀盤驅動扭矩系數計算公式為

      α=α+α傳統

      =-14.22D+41.6+α1α2α3

      (6)

      圖4 消除傳統扭矩系數影響后扭矩系數離散點的回歸分析

      對于D=2 700 mm和D=1 100 mm的2個小刀盤,分別利用式(6)、式(2)計算小刀盤驅動扭矩系數,再都利用式(1)計算驅動額定扭矩,結果見表1,并將其與實際工程中正常掘進下的驅動扭矩對比進行對比。結果發現:利用式(2)計算得到的驅動額定扭矩較小,工程應用中會出現扭矩不足等現象;利用式(6)計算得到的驅動額定扭矩更為合理,既滿足實際工程中的需要,且預留了一定的安全系數。

      表1 驅動扭矩對比表

      2.2 馬蹄形多曲率管片拼裝技術

      2.2.1 管片拼裝方式

      綜合考慮管片的制作、防水、運輸、拼裝和結構受力等因素[10-11],將管片分為8塊。采用錯縫拼裝方式,管片環分為偶數環和奇數環相互交叉,并且奇數環和偶數環的錯縫位置為軸對稱,即所有奇數環的縱縫位置相同,偶數環的縱縫位置相同,如圖5所示。管片拼裝順序如圖6所示。

      2.2.2 管片拼裝機結構設計

      區別于常規圓形管片,馬蹄形管片非中心對稱,管片圓弧直徑有3種且尺寸差距較大,每個管片形狀和尺寸均不一致,重心偏置,最大管片重量達10 t。使用常規機械式舉升鉗,最大起重量為6 t,無法滿足要求,而真空吸盤式抓舉頭無法抓取多種圓弧的管片,且異形管片拼裝動作復雜[12-15]。

      圖5 管片錯縫拼裝圖

      圖6 管片拼裝順序

      為此,設計了1種適用多曲率管片的拼裝機。

      多自由度管片拼裝機如圖7(a)所示,其主要由回轉機構、伸縮機構和抓舉頭組成,能夠完成鎖緊、升降、平移、回轉、俯仰、扭轉和偏轉7種動作。其中,回轉機構主要由回轉動力系統、回轉架、支重輪等組成?;剞D架為圓形結構,通過動力系統帶動繞Z軸旋轉,由支重輪提供支撐與盾體連接,由于管片較重,帶載運轉時偏載較大,在回轉架上部布置了平衡負載的配重塊。伸縮機構通過主梁與回轉架連接,由油缸帶動伸縮導向柱上下移動。

      抓舉頭如圖7(b)所示,通過平移油缸實現管片在Z′方向平移,通過俯仰油缸實現管片繞Z′方向旋轉,通過提升油缸提升管片,2個起吊螺釘設計及4個鎖緊油缸滿足變曲率大重量管片的抓取及鎖緊,扭轉油缸可實現管片繞y′方向旋轉。如圖7(c)所示,提升油缸端部與起吊平衡梁鉸接,在管片提升鎖緊過程中起吊平衡梁可自適應不同曲率的管片,調整起吊平衡梁的角度,實現馬蹄形管片的抓取。

      2.3 雙螺旋輸送機聯合排渣技術

      超大斷面馬蹄形盾構機橫向跨度大,開挖量大,土倉存在渣土滯排問題,同時土倉左右土壓力平衡控制難度高,對排渣系統的排渣能力及均衡性提出了新要求,因此,設計了有2臺螺旋輸送機聯合出渣的排渣系統,如圖8(a)所示。

      由于2個螺旋輸送機同時對土倉渣土進行排渣,每個螺旋機的速度都會影響土倉壓力的平衡,因此采用Fluent軟件對土倉渣土流場壓力進行分析。針對該項目的地質,在典型土層試樣中使用水、泡沫、膨潤土作為添加劑進行渣土改良試驗,通過坍落度試驗、透水性試驗等進行對比[16],得到渣土改良的最佳方案,使用注入率為15%的泡沫時,滿足土體流塑性狀態要求。改良后的土體密度為1 580 kg·m-3,屈服黏度為670 Pa·s,靜切應力為12 kPa,稠度指數為1,冪律指數為1.1,刀盤轉速取1 r·min-1,計算結果如圖8(b)所示,結果表明左右螺旋輸送機進渣口渣土流動速度不相同,刀盤轉向會造成左右螺旋出渣口存在壓差。為了提高土倉全斷面壓力均衡性,對土倉壓力及雙螺旋輸送機的壓力進行實時監控并反饋至上位機,實現雙螺旋的實時控制,消除雙螺旋出渣的壓力差,其控制策略如圖8(c)所示。

      圖7 管片拼裝機及其抓舉頭的結構圖

      圖8 雙螺旋輸送機的結構圖及其工作原理圖

      2.4 馬蹄形盾體設計及姿態控制

      2.4.1 馬蹄形盾體設計

      馬蹄形盾體的上部為圓拱,掘進時能夠形成天然卸荷拱,周向載荷分布與常規圓形盾構類似[17]。但馬蹄形盾構機采用多刀盤開挖形式,軸向載荷分布差異較大。因此,考慮成本和運輸因素,在滿足強度與剛度的要求下,需盡量減小盾體的重量。

      設計的馬蹄形盾體如圖9所示,主要包括前盾、中盾和尾盾3部分,這3部分都是馬蹄狀筒體,前盾和與之焊在一起的前隔板用來支撐刀盤驅動。前盾和中盾通過法蘭以螺栓連接,中盾和尾盾采用現場焊接,尾盾末端裝有密封用的盾尾刷。

      為克服大型盾構軟土及軟巖地層卡盾問題,對盾體進行了梭式結構針對性設計,中盾較尾盾、前盾較中盾的外輪廓尺寸依次階梯增大15 mm。

      圖9 馬蹄形盾體示意圖

      2.4.2 姿態控制

      因白城隧道位于直線段,故盾構機未設計主動鉸接,盾構機調向是依靠各個頂推油缸的壓力差實現的。一般而言,無鉸接的盾構機轉彎是通過一系列的折線代替曲線實現的[18]。在盾體總體長度L、盾構機允許的水平偏移Δ和每次掘進行程S已知的前提下,無鉸接盾構機允許的轉彎半徑R

      (7)

      根據馬蹄形盾構機的設計參數及式(7),得到該馬蹄形盾構機的最小轉彎半徑約為800 m。此外,根據盾尾間隙得到最大偏轉角為0.72°。

      由于推進油缸主動調向能力有限,因此在曲線段施工時,盾構機需設計鉸接機構,增加轉彎能力和姿態控制能力,同時需配合特制的轉彎環管片,通過管片的楔形量進行隧道的轉彎。常規圓形掘進機在發生滾轉時,不會對隧道成型質量造成影響,通過刀盤的反轉即可進行校正。而對于馬蹄形盾構機來說,由于隧道非中心對稱,在其推進過程中,土壓的不均勻及地質的變化,很容易造成盾構機發生水平軸線偏轉或滾轉,導致隧道形狀改變,因此,應嚴格控制盾構機的姿態。

      因此,在盾殼上設計有水平傾角傳感器,實時監測盾體滾轉姿態,并設有預報警系統。每個刀盤的旋轉速度及方向都可調,從而實現糾滾。螺旋機轉速可實現無級調速,控制土倉左、右壓力,實現輔助糾滾。

      在盾體發生微小滾轉時,一般通過控制刀盤旋轉方向,通過刀盤的反扭矩提供盾體反滾轉扭矩;而發生較大角度滾轉時,通過往盾體周向加壓同時配合配重塊進行強制糾滾。在實際應用過程中,應盡量避免盾體滾轉角度過大,要求盾構的姿態控制做到實時測量、及時糾正[19]。

      3 工程應用及優化

      3.1 應用基本情況

      研制的馬蹄形盾構機整機在2016年7月下線,用于蒙華鐵路白城隧道施工,在2016年11月11日始發掘進,2018年1月26日完全貫通??傮w上,在整個施工過程中掘進整體性能良好,最高日掘進19.2 m(12環),最高月掘進308.8 m,滿足安全、快速、環保施工的要求。

      施工過程中,管片拼裝系統能很好地適應馬蹄形斷面管片的拼裝,隧道成型質量較高,管片錯臺控制在3 mm以內。管片拼裝平均用時40 min,實現了拼裝的安全、高效。

      3.2 施工中出現的問題及設備優化

      3.2.1 積渣問題及解決方案

      在施工過程中,出現了排渣不順、螺旋輸送機空轉的問題,平均每天掘進1~2環,土倉內壓力變化較大,影響了施工效率及地表沉降。經過停機檢查發現,由于項目地質存在濕陷性黃土,遇水后在刀盤切削力作用下易大塊坍塌,多刀盤前后布置形式為避免干涉存在攪拌盲區,大塊渣土在土倉底部攪拌盲區位置容易堆積,如圖10所示,形成較為硬實的土拱,影響渣土流動,導致排渣不暢。

      圖10 防積渣措施布置圖

      針對該問題,研究提出了以下2個防積渣措施,使出渣較為順利。

      措施1:利用高壓水射流技術對渣土進行切割沖刷。

      射流是一種孔口為狹縫出流的流動現象,具有很強的脈動性。為了使噴嘴的沖刷面積達到最大化且保證沖刷流速,采用FLUENT軟件模擬2種開口角度噴嘴的高壓水射流速度,研究噴嘴開口角度與沖刷效果之間的關系。

      建立噴嘴的三維模型,使用Gambit進行網格劃分,導入Fluent軟件,計算得到水射流速度云圖,如圖11和圖12所示,可見2種開口角度噴嘴的水射流速度分布規律相似,即水射流的流速在離開噴嘴處迅速增大,達到最大值,離開出口后迅速減小,相同水射流壓力下,噴嘴出口越大,流速及動壓衰減越快,噴射面積越大。為了增大沖刷面積,選擇增大噴嘴開口及水泵壓力的方案,確定噴嘴開口角度為170°,此時噴嘴開口寬度為10 mm,水射流起到水刀的效果,通過可伸縮裝置增大沖刷范圍。

      在土倉隔板底部設置可伸縮式高壓水射流沖刷裝置2套,在攪拌盲區位置設置多個高壓水射流噴口(安裝位置見圖14)。該裝置的結構如圖13所示,高壓沖洗噴嘴與噴管連接,通過油缸帶動噴管前后伸縮,油缸通過支撐板和后座板固定,油缸與噴管鉸接,密封組件內置于密封座內,通過壓蓋可調節密封效果??缮炜s式高壓水射流沖刷裝置沖刷范圍較大,可有效解決土倉底部積渣的問題,提高渣土流動性。

      圖11 噴嘴開口角度90°時水射流速度的分布云圖

      圖12 噴嘴開口角度170°時水射流速度的分布云圖

      圖13 可伸縮式高壓水射流沖刷裝置

      措施2:在螺旋輸送機上部設置2個推土器裝置,防止土倉內土拱的形成,保證順利排渣。

      推土器裝置結構如圖14所示,密封座通過螺栓連接在土倉隔板上,推土桿穿過密封座深入土倉與推土板方形卡槽及螺栓連接;推土器與土倉隔板成一定夾角向后上方傾斜,傾斜角度大于螺旋輸送機傾斜角度。推土板(如圖15所示)的迎土面焊接有切土條,便于推進切土;推土板的背土面做大倒角處理,減小回收分土阻力。在推土器的推動下渣土能夠向下落入螺旋輸送機出渣區域或攪拌器攪拌區域,破壞土拱。

      圖14 推土器裝置

      圖15 推土板結構

      3.2.2 頂推力過大等問題及其解決方案

      1)問題分析

      在工程試驗過程中,掘進第1045環時,出現下部3個大刀盤扭矩幾乎為零,盾構機頂推力達到90 000 kN以上的情況,且姿態出現上浮現象,糾偏困難。分析發現,出現該現象的主要原因是掘進地質開始發生改變,開挖面下部為黏質老黃土夾姜石,姜石塊無側限抗壓強度為2 MPa,中部為黏質老黃土,地質條件為上軟下硬。經現場開倉檢查發現,軟巖地質圍巖對盾體產生強烈的擠壓,尤其是底部圍巖對盾體產生較大的迎面阻力及摩擦阻力。

      2)解決方案

      劉泉聲[20]等基于Hoek-Brown準則,研究了軟巖無支護條件下隧道徑向位移量ur沿掘進軸向方向(y方向)變化規律,給出的計算公式為

      ur(y)=

      (8)

      其中,

      (9)

      (10)

      式中:R為隧道半徑;β為剪脹角系數;G為巖石剪切模量;ν為泊松比;r0為圍巖塑性變形區半徑;為彈性區和塑性區邊界處的徑向位移;為彈性區和塑性區邊界處的徑向應力;p0為初始巖石均布載荷。

      設超挖產生的圍巖與盾體之間的間隙為ΔR,當ur(y)-ur(0)≥ΔR時,圍巖與盾體開始接觸,產生相互作用力,設距離開挖面距離為y處的盾體變形為us(y),則

      us(y)=ur(y)-ur(0)-ΔR

      (11)

      盾構機掘進時,盾體與圍巖之間的作用力p(y)為

      p(y)=Ksus(y)

      =Ks[ur(y)-ur(0)-ΔR]

      (12)

      式中:Ks為盾體剛度。

      考慮到前盾、中盾、尾盾成階梯型結構,則盾體受到的摩擦阻力Rf等于圍巖壓力pi(y)對盾體表面的積分加上盾體重量引起的摩擦阻力,即

      Rf=

      (13)

      式中:R1,R2,R3依次為前、中、尾盾半徑;μ為盾體與圍巖之間的摩擦系數;ΔR1,ΔR2,ΔR3依次為超挖產生的圍巖與前、中、尾盾之間的間隙;W1,W2,W3依次為前、中、尾盾盾體重量;L1,L2,L3依次為前、中、尾盾長度,L0=0。

      由式(13)可知,通過加大底部刀盤開挖直徑,可以增大底部的超挖量ΔR,減小摩擦阻力,此外,可以減小盾體切刀切削土體造成的迎面阻力,減小推力,輔助盾體進行向下糾偏,調整盾構機姿態。

      根據計算結果采取的總體改進方案是:增大4號、5號、6號刀盤直徑(由原來的Φ4 900 mm增大到Φ5 500 mm),同時,由于刀盤干涉問題,將中部1號刀盤(Φ2 700 mm)刀盤直徑縮小,開挖區域變化如圖16所示;為了避免超挖造成的地表沉降,增加同步注漿量,減小土體擾動,加長4號、5號、6號刀盤的刀梁,在刀梁上焊接刀具,此外將5號刀盤中心的斜梁及攪拌棒割除,焊接新斜梁,避免與4號、6號干涉,如圖17所示。

      3)改造后刀盤靜力學分析

      為了確認刀盤改造完成后其強度剛度滿足要求,利用ANSYS Workbench對改造后的5號刀盤進行靜力學仿真。刀盤主要承受前方土體傳遞來的土壓力(根據設計規范,一般取土壓力為50 T·m-2)[21],對刀盤前面板施加均布載荷,刀盤結構件承受扭矩根據設計最大扭矩計算,取3 044 kN·m,約束刀盤筒體,優化前、后刀盤的變形云圖、應力云圖分別如圖18和圖19所示。

      圖16 刀盤改進后開挖區域變化示意圖

      圖17 5號刀盤改造示意圖

      圖18 5號刀盤改造前的變形云圖和應力云圖

      圖19 5號刀盤改造后的變形云圖和應力云圖

      仿真結果對比見表2,可以看到,改造后的結構剛度變弱,變形量變大,但最大應力小于材料的許用應力295 MPa,因此,可以確認改造后的刀盤滿足剛度設計要求。

      表2 5號刀盤改造前后剛度比較

      4)刀盤改造前后盾構機的頂推力和扭矩

      刀盤改造前后盾構機的扭矩變化曲線如圖20所示。由圖可知:刀盤改造后,扭矩由650 kN·m增加到1 250 kN·m,這是由于刀盤直徑增大使得開挖面積增大,加上地質條件的變化引起的。5號刀盤設計額定扭矩為3 044 kN·m,仍能完全滿足刀盤改造后的使用要求。

      刀盤改造前后盾構機的頂推力變化曲線如圖21所示。由圖可知:刀盤改造前,在1 045環之前,平均頂推力為72 000 kN,1 045環后頂推力增加至85 000 kN左右,最大達到90 000 kN以上;刀盤改造后,頂推力降低為6 000 kN,相比優化前頂推力下降2 500 kN。同時,盾體切刀切土的長度減少10 340 mm,開挖盲區減小,在控制地表沉降的同時,優化效果明顯,且改造后盾體姿態控制良好。

      圖20 5號刀盤改造前后扭矩變化曲線

      圖21 刀盤改造前后的頂推力變化曲線

      4 結論與展望

      研制了馬蹄形盾構機,關鍵技術主要包括低擾動多刀盤多驅動協同開挖技術、多曲率管片拼裝技術、雙螺旋輸送機聯合排渣技術、馬蹄形盾體設計及姿態控制技術等。并成功應用于蒙華鐵路白城隧道施工。

      (1)提出了低擾動多刀盤多驅動協同開挖技術?;诨貧w分析方法,揭示了小刀盤扭矩系數隨刀盤直徑的變化規律,推導了小刀盤扭矩系數計算公式。

      (2)首次研究了馬蹄形管片分塊方式,設計了1種多自由度變曲率管片拼裝機,通過拼裝機的7種動作解決了變曲率、大重量管片的拼裝難題,可實現馬蹄形管片的高效精確拼裝。

      (3)針對超大馬蹄形開挖斷面,研究了雙螺旋輸送機聯合出渣技術,基于Fluent仿真分析對開挖面進行流場仿真,通過壓力監控及反饋實現了雙螺旋輸送機土倉壓力實時控制。

      (4)針對卡盾問題,設計了梭式盾體結構,給出了無鉸接盾構機最小轉彎半徑計算方法,并提出了相應的糾滾措施。

      (5)在馬蹄形盾構機實際施工過程中,對出現的特殊地質條件導致的排渣不暢問題,提出了利用高壓水射流技術沖刷、在螺旋輸送機上部設置推土器裝置的改進措施,改造后出渣較為順暢;對頂推力過大等問題進行分析,采用增大3個底部刀盤直徑等的改進措施。改進后設備各系統運行良好,為后續馬蹄形盾構機的設計及應用提供借鑒。

      (6)馬蹄形盾構機的研制及應用,解決了異形盾構多項核心技術難題,為世界上首次應用于山嶺鐵路雙線隧道,項目的成功實施為馬蹄形斷面隧道使用盾構法施工成為可能,實現了安全、快速、環保施工,開創了超大馬蹄形隧道盾構機施工一次開挖成型的先河,為大型山嶺鐵路雙線隧道施工起到引領示范作用。


       
      (文/小編)
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