隧道毕业设计-全长2276m人字坡形单洞双向隧道山岭重丘二级公路（计算书、CAD图）
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隧道毕业设计-全长2276m人字坡形单洞双向隧道山岭重丘二级公路计算书、CAD图
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隧道毕业设计-全长2276m人字坡形单洞双向隧道山岭重丘二级公路（计算书、CAD图）,隧道毕业设计-全长2276m人字坡形单洞双向隧道山岭重丘二级公路计算书、CAD图
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装订线毕业设计（论文）报告纸梁家院隧道综合设计 (长安大学公路学院 西安 710064 )摘要：本设计按照“新奥法”施工的要求，对某山岭重丘二级公路上的梁家院隧道进行了综合设计。主要内容包括：路线方案的拟定比选、隧道横纵断面设计、隧道衬砌结构设计、路基路面防排水及管线沟槽设计以及施工组织设计，并进行了隧道二次衬砌的结构计算，同时还完成了隧道通风、照明的计算及设计。关键词：隧道 新奥法 防排水 衬砌结构 通风 照明 监控测量 结构计算 Comprehensive Design of the Liang Jia Yuan TunnelChangyong Cao(The Highway College of Changan University Xian 710064)ABSTRACT: According to the construction requirements of NATM , the comprehensive design is made for Liang Jia Yuan Tunnel which is included in a secondary road of the mountainous area .This design paper includes the following several aspects : the design and contrast of the tunnel route , the design of the transect and vertical section of the tunnel , the lining structure design , the waterproof and drainage system of the pavement and subgrade , the design of construction organization, and calculation of the second lining , the paper also contains the calculation and design of ventilation and lighting system. KEY WORD: tunnel ; NATM ; water proof and drainage system ; lining structure ;ventilation ; lighting ; monitoring survey ;. structural calculation;目 录第一章 隧道设计说明书一、隧道设计概况-3二、隧道设计标准规范-3三、隧道主要技术标准-3四、隧道工程水文地质-31.自然地理概况-32.地质构造特征-43.水文地质条件-64、不良地质现象-75、隧道围岩级别-86、隧道稳定性评价-8五、隧道设计概要-91、隧道洞口设计-92、隧道横断面设计-93、洞门设计-94、衬砌结构设计-95、防排水设计-106、路面及内装饰设计-117、紧急停车带设计-118、洞内检修道设计-119、现场监控量测-1110、通风照明设计-1211、环境保护-1312、施工方案及注意事项-1413、监控系统和防灾系统-16第二章 梁家院隧道级围岩二次衬砌结构计算-19第三章 梁家院隧道通风计算-34第四章 梁家院隧道照明计算-39第五章 翻译原文- -43第六章 英语译文- -50第七章 致谢和感想- 56主要参考文献- 57第一章 隧道设计说明书一、隧道设计概况梁家院隧道位于连接崖家院子、梁家院、北沟地区的山岭二级公路区段上，该地区为山岭重丘区，山势陡峭，地质地形复杂，山脉大致成西北东南走向，其中最低标高1208.4m,最高标高1859.6m。该隧道拟设计为单洞双向隧道，入口桩号K0+820，出口桩号K3+96，全长2276m，采用人字坡形，坡度为2.0%，两端设置明洞，其中西南A洞口明洞长19m，东北B洞口明洞长26m。隧道行车道宽度按照设计行车速度60km/m考虑。明洞施工按明挖法施工，暗洞按“新奥法”施工。隧道衬砌结构设计采用“新奥法”复合式衬砌，并采用高压钠灯光电照明、射流风机机械通风；隧道洞门形式主要采用端墙式洞门。隧道围岩以较为破碎的白云岩、千枚岩、变质砂岩及泥岩为主，围岩级别以、级为主。二、隧道设计标准规范公路隧道设计规范（JTGD702004）公路隧道施工技术规范（JTJ04294）公路隧道通风照明设计规范（JTJ026.11999）公路隧道勘测技术规范（JTJ06385）公路工程技术标准（JTJ00197）三、隧道主要技术标准（一）、隧道按规定的远景交通量设计，采用单洞双向隧道（二）、公路等级：山岭重丘二级公路（三）、远景设计交通量：2080辆/日（四）、隧道设计车速：60km/h（五）、隧道建筑限界根据公路隧道设计规范（JTGD702004）规定确定：行 车 道： W23.50m路 缘 带： S20.5m检 修 道： J 1.00m限界净高： 5.00m隧道净高： 6.92m检修道高： 0.28m四、隧道工程水文、地质（一）、自然地理概况1、地形地貌隧道地处陕南山地西南部的秦岭山脉，山脉大致呈西北东南走向，该处主峰海拔1859.6m,山脊呈窄梁状，两侧山坡陡峭，坡度一般在50左右，局部达到60。沟谷发育，多为较陡峭的V型谷，切割深度一般80m 左右，最深达到120m 。地貌上属于有变质岩、沉积岩组成的中高山区。2、气象水文该地区属大陆性季风气候，年气候变化十分明显，境内气候垂直变化及四季差异显著。年平均气温25，最冷为一月份，平均气温为-11.6度，极端最低气温为-21.1度，最热为七月份，平均月气温31.2度，极端最高气温36.8度，年最高降雨量685.0毫米，年最低降水量386.6 毫米，日最大降水量为151.8毫米，年平均降水量485.3毫米。年平均风速1.9米/秒，最大风速17米/秒。雨季主要集中在夏季，占全年降水量65%左右。山区地质情况较为复杂，植被丰富，以高大乔木、灌木为主，自然景观优美，野生动植物种类繁多。隧道所处地区属于汉江水系，区内无较大河流，仅发育几条无名小沟。（二）、地质构造特征1、地层岩性该地区出露地层主要为震旦系上统灯影组和第四系全新统。上震旦统灯影组主要以浅海相碳酸盐岩为主，主要分为：（1）上震旦统灯影组（Z2dn）为勘察区主要地层，占测区面积的76%，为一套主要由白云岩组成的单斜岩层。根据岩层及其组合特征，可进一步划分3个岩性，现分述如下：1）第一岩性段（Z2dn1）分布于勘查区中，东部。出露宽度约1270米，是隧道通过的主体岩层。岩性为灰白色中厚层细晶白云岩。见夹有黄色泥岩，粉沙质泥岩夹层（现为断层破碎带）。与上覆地层呈断层接触。岩层总体产状3300-3500500-700.2）第二岩性段（Z2dn2）分布于勘查区西部，出露宽度30m左右。岩性为灰白色中厚层细粒长石石英片岩和淡黄色泥岩，与上覆地层呈断层接触。地貌上明显呈突起的山梁。地层产状3250-3400600-800.3）第三岩性段（Z2dn3）分布于勘查区西部隧道出口段，岩性为灰比色中厚层微晶白云岩。地层产状3300-35005时，取i =0.1，=1+0.1*(11.74-5)=1.674所以围岩竖向荷载q=0.451619.21.674*0.4231.4138*0.4=92.5655KN/ m32.计算衬砌自重g=1/2*(d0+dn ) *h=1/2(0.45+0.45) 23=10.35 KN/ m33、根据我国复合式衬砌围岩压力现场量测数据和模型实验，并参考国内外有关资料，建议类围岩衬砌承受80%-60%的围岩压力，为安全储备这里取：65KN/m3（1）全部垂直荷载q= 65+g=75.35 KN/ m3 （2）围岩水平均布压力e=0.4q=0.475.35=30.14 KN/ m3三、衬砌几何要素1、衬砌几何尺寸内轮廓线半径： r1 = 5.3200 m , r2 = 7.2000 m内径r1，r2所画圆曲线的终点截面与竖直轴的夹角：1 =90 ， 2=105.3009拱顶截面厚度d0 =0.45 m ,拱底截面厚度dn=0.45m。2、半拱轴线长度S及分段轴长SS = 10.6929 m将半拱轴长度等分为8段，则S=S/8=10.6929/8=1.3366 mS/Eh =1.3366/0.28108 =4.773610-8 m3、各分块截面中心几何要素各分块截面与竖直轴的夹角及截面中心点的坐标可以由图2直接量得，具体数值见表1。四、计算位移1、单位位移：用辛普生法近似计算，按计算列表进行，单位位移的计算见附表1。单位位移计算表 附表1 注：1.I截面惯性矩，I=bd3/12,b取单位长度2.不考虑轴力的影响。单位位移值计算如下：11=S/Eh1/I=4.773610-81053.498=50.289810-612=S/ Ehy/I=4.773610-82999.695=143.193410-622=S/ Ehy2/I=4.773610-814343.838=684.717510-6计算精度校核：11+212+22=（50.2898+2*143.1934+684.7175）10-6=1021.39410-6SS=S/ Eh(1+y)2/I=4.773610-821396.726=1021.39410-6闭合差=0。2、载位移主动荷载在基本结构中引起的位移（1）每一块上的作用力(竖向力Q、水平力E、自重力G),分别由下面各式求得，Qi =q*biEi =e*hiGi =( di-1- di)/2*S* rh其中：bi衬砌外缘相邻两截面间的水平投影长度hi衬砌外缘相邻两截面间的竖直投影长度di接缝i的衬砌截面厚度均由附图2直接量得，其值见附表2。各集中力均通过相应图形的形心。附图2：衬砌结构计算图示载位移Mop计算表 附表2续表2（2）外荷载在基本结构中产生的内力块上各集中力对下一接缝的力臂由图直接量得，分别记以aq 、ae、ag。内力按下式计算之：弯矩： 轴力： 式中 xi、yi相邻两接缝中心点的坐标增值。 xi=xi- xi-1 yi=yi- yi-1Moip和Noip的计算见附表2及附表3。载位移Noip计算表 附表3（3）主动荷载位移计算过程见附表4。主动荷载位移计算表 附表41p=S/EhMp0/I=4.773610-8（-1058086.139）= - 50508.780010-62p =S/ EhMp0y/I=4.773610-8(-4756453.861)= -22705408.15210-6计算精度校核Sp=1p+2pSp=S/ EhMp0(1+y)/I因此，Sp=4.773610-8（-5814540.001）= -277562.881510-61p+2p= -（50508.7800+227054.0815）10-6= -277562.881510-6闭合差=0。3、载位移单位弹性抗力及相应的摩擦力引起的位移（1）各接缝处的抗力强度按假定拱部弹性抗力的上零点位于与垂直轴接近450的第3截面，3=41.357=b;最大抗力位于第5截面,5=68.929=h;拱部各截面抗力强度，按镰刀形分布，最大抗力值以上各截面抗力强度按下式计算：i=h（coS2b-coS2i）/（coS2b-coS2h）计算得，3=0， 4=0.545h ， 5=h 。边墙截面弹性抗力计算公式为：=h1-(yi/ yh)2式中yi所求抗力截面与外轮廓线交点到最大截面抗力截面的垂直距离；yh墙底外边缘c到最大抗力截面的垂直距离。(yi和yh在图中可量得)y6=1.343m; y7=2.728m; y8=4.093m;则有： 6=h 1-（1.343/4.093）2= 0.892h 7=h 1-（2.728/4.093）2= 0.556h 8=0;按比例将所求得的抗力绘在附图2上。(2）各楔块上抗力集中力Ri按下式近似计算：Ri=(i-1+i)Si外/2;式中，Si外楔块i外缘长度，由图2量得。 Ri的方向垂直于衬砌外缘，并通过楔块上抗力图形的形心。（3）抗力集中力与摩擦力之合力Ri按近似计算: 式中 围岩与衬砌间的摩擦系数。取=0.2,则 =1.0198 Ri 其作用方向与抗力集中力的夹角为=arctg=11.301。由于摩擦阻力的方向与衬砌位移方向相反，其方向朝上。Ri的作用点即为Ri与衬砌外缘的交点。 将Ri的方向线延长，使之交于竖直轴。量取夹角k(自竖直轴反时针方向量度)。将Ri分解为水平与竖向两个分力：RH= Ri SinkRV= Ri coSk以上计算例入表5中， 并参见图2。弹性抗力及摩擦力计算表 附表5（4）计算单位抗力图及其相应的摩擦力在基本结构中产生的内力 弯矩 轴力 式中 rKi -力Ri至接缝中心点K的力臂，由图2量得，计算见表6和表7。M0计算表 附表6 N0计算表 附表7（5）单位抗力及相应摩擦力产生的载位移计算过程见附表8。单位抗力及相应摩擦力产生的载位移计算表 表81=S/EhM01/I=4.773610-8(-2796.896)= -133.512610-62=S/ EhM0y/I=4.773610-8(-16930.033)= - 808.172110-6校核为： 1+2= -(133.5126+808.1721) 10-6=941.684710-6 S=S/ EhM0(1+y)/I=4.773610-8(-19726.923)=941.684410-6闭合差0。4、墙底（弹性地基上的刚性梁）位移（1）单位弯矩作用下的转角：1=1/(KI8)= 131.6872 /0.18105=731.59610-5（2）主动荷载作用下的转角：p=1M8p0=-2095.884731.59610-5 = -1533340.35110-5（3）单位抗力及相应摩擦力作用下的转角：=1 M80=731.59610-5(-14.025) = - 10260.633910-5五、解力法方程衬砌矢高 f=y8=7.5044m计算力法方程的系数：a11=11+1=（50.2898+731.596）10-5=781.88610-5a12=12+f1=（143.1934+7.5044*731.596）10-5=5640.8868 10-5a22=22+f21=（684.7175+7.5044*7.5044*731.596）10-5=41885.29210-5a10=1p+p+(1+)h =-(50508.78+1533340.351+133.5126h+10260.6339h) 10-5= -(1583849.131+10394.1465h)10-5a20=2p+fp+(2+f)h = -(22705408.152+7.5044*1533340.351+808.1721h+7.5044*10260.6339h) = - (34212207.48+77808.07314h) 10-5以上将单位抗力图及相应摩擦力产生的位移乘以h倍，即被动荷载的载位移。求解方程：X1 = (a12a20 - a22 a10)/( a11 a22 - a122)=（229.1348-2.9637h）其中： X1p=-229.1348, X1= -2.9637X2 = (a12a10 - a11 a20)/( a11 a22 - a122)=（248.315+2.2560h）其中： X2p=248.315, X2= 2.2560六、计算主动荷载和被动荷载（h=1）分别产生的衬砌内力计算公式为：和 计算过程列入表8和表9中。主、被动荷载作用下衬砌弯矩计算表 表9 主、被动荷载作用下衬砌轴力计算表 表10七、计算最大抗力值首先求出最大抗力方向内的位移。由式：并考虑接缝5的径向位移与水平方向有一定的偏离，因此将其修正如下计算过程列入表11。最大抗力位移修正计算表 附表11位移值为： hp=4.773610-8203227.9810.933=9051.304410-5 h=4.773610-8(-2927.909) 0.933= -130.402210-5则可得最大抗力h = hp /(1/K-h)= 9051.304410-5/1/(0.18106)+130.4022 10-5= 66.5743八、计算衬砌总内力按下式进行计算：M=Mp+h MN=Np+h N计算过程列入表11。 衬砌总内力计算表 附表11计算精度校核：根据拱顶切开点之相对转角和相对水平位移应为零的条件来检查。式中：=4.773610-8（-586.217）= -27.983710-6a=M81=0.042731.595610-6=29.727010-6闭合差：=(29.7270-27.9837) / 29.7270= 0.06%式中：=4.773610-8（-3712.693）= -177.22910-6fa =7.504429.727010-6=170.195810-5闭合差：=（177.229- 170.1958）/170.1958=3.892%九、 检验截面强度检算几个控制截面：1、截面0：e=0.04352.4(可)2、截面1：e=0.01642.4(可)3、截面7：e=0.02572.4(可)4、墙底(截面8)偏心检查：e=0.000m50, with RSR the Rock Structure Rating.(3) The EMI at the CSM has developed an equation to evaluate rock mass impacts based on RQD. Using a database for weaker rocks (UCS =110Mpa) as:F1=1.0+(100-RQD)/75 (C-12)The increased importance of jointing in stronger rock is evident in these equations.c. Impact of in situ stresses.(1) In situ stresses that are high relative to rock strength can promote stress slabbing at the face. At typical mining rates, this response may result in an increased PRev if the rock is not greatly overstressed or susceptible to bursting. However, face deterioration and overbreak may develop, which must be controlled with shielding or cutterhead modification such as false-facing in severe cases. In fact, the TBM operator usually decreases Fn and cutterhead rotation rate to improve face stability.(2) To summarize, if rock support requirements are not changed significantly, a penetration rate increase can be expected with increased jointing present in a rock mass. Such an effect is most important to consider in very strong rock for which modest increases in PR can significantly improve the economics of a project. In practices, any PR improvement is either implicitly included within empirical correlations or ignored, in anticipation that the impact of any rock instability will dominate the performance response.(3) As indicated in the summary presented in Table C-4, the primary impact of rock mass properties on TBM performance is on utilization, an impact that depends greatly on chosen equipment and support methods. Site investigation should be geared to address certain basic questions for equipment selection. In weak rock, mucking and rock support are major downtime sources; in very strong rock, equipment wear at high loads and cutter wear are often the major downtime source. In either case, correct appreciation of the problem or limitation before the equipment is ordered goes a long way toward minimizing the geotechnical impacts. The actions and decisions associated with the answer to each geomechanics question are often the responsibility of the contractor, but clear assessment of each geomechanics question is the responsibility of the investigating engineers.C-5.impact of cutting tools on TBM performanceThe primary impact of disc wear is on costs that can be so severe that cutter costs are often considered as a separate item in bid preparation. The UT database indicates that about 1.5 hr are required for a solitary cutter change, and if several cutter are changed at one time, perhaps 30 to 40 min are required per cutter. Higher downtime is closely correlated with large ground water inflows, which make cutter change activities time-consuming. Disc replacement rates vary across the cutterhead, with low rolling distance life associated with center cutter positions where tight turning and suffering reduce bearing life and vibrations can cause particularly high rates of abrasive wear. For relatively nonabrasive rock, rolling distance life for cutters in gage and face positions are comparable. However, gage replacements rates are higher in terms of TBM operating time because the travel path is longer and the cutters “wash” through muck accumulations.第六章 英语译文2、针入度指数试验正如用于相互关系的指数试验的例子一样，几种预测方法都是采用在具体岩样上进行的静态凹槽试验。另一组指数试验可称为硬度试验“， 它包括支撑硬度，回跳硬度，泰伯磨耗硬度， 施密特夯击硬度以及总硬度。它是HR与泰伯磨耗硬度的平方根的乘积。动力冲击试验也已经被开发用于TBM 性能预测，这些包括岩石冲击硬度，岩石强度系数、瑞士脆性试验，其中瑞士脆性试验跟挪威工学院研究开发的预测方法是一致的。现在已经开发了许多钻孔和磨耗指数试验，而且每种方法都要求特定的设备。CERCHAR试验已经用于评价磨耗率并且矿物学磨耗测量包括石英含量也被应用。3、岩石强度试验(1)依据经验建立的预测方程与常规岩石强度试验的结果是一致的。岩石的单轴抗压强度性质广泛应用于岩石性能预测，主要是因为单轴抗压强度试验的结果是很实用的。但是，要是不能成分评估现场单轴抗压强度的变化，单轴抗压强度是不可能成为TBM性能预测的理想参数的。(2)岩石抗拉强度常常由巴西试验来测量，也可以用于TBM的性能预测。试验结果可用于评价软弱岩层是否会在圆形缺口上发生脆性破坏以及用于评价岩石强度的各向异性。(3)岩石断裂韧度和其他带裂缝材料的性能（例如关键能源释放率或者关键的裂缝驱动力）对TBM的性能预测有巨大的应用潜力。然而,很少有试验用于隧道工程,因此必须初步考虑迄今为止所表现出的相关性能。(4)场点调查期间要评价其他一些描述性的特性，并且在现行回归方程中很多经验关系已经包括这些性质。 这些性质包括密度、孔隙率，含水率和地震的速率。 对于软弱的岩石来说，阿特伯格限定和粘土矿物学在场点调查时应该早些进行评价，同时在针入度试验结果基础上膨胀、挤压、和固化等更为专业的实验使性能更可以保证。(5)这时，一套推荐的用于隧道工程调查的岩石性能试验，应当包括抗拉强度、抗压强度、孔隙率评估或者其他与压缩响应相对的膨胀测量，还有岩石磨损评估。应该注意使核心部分的应力释放影响和水分损失降低到最小。必须避免对很强或很弱的岩石有利或者不利的抽样偏误，因为正是这些极端情况经常决定了TBM使用的成败。对于在特定预测方法上的应用，可以进行特别的试验，例如各种硬度试验或与 NTH的方法论一致的一组实验。但无论如何，指标试验的指定设备是必须采用的，并且建议的步骤必须遵守。关于实验所需要的指导可以向TBM的设计人员和顾问索取。4、经验方程（1）下面是通常使用的三个性能相互关系，这些相互关系是基于岩石试验的数据建立的经验公式。其中Prev单位是千米/转，F的单位是KN, 单轴抗压强度和巴西抗拉强度的单位是Mpa或者Kpa.（2）Farmer 和Glossop (1980), 根据水成岩的数据资料得到了下面的公式： （3-4） （3）Glossop根据十分坚硬的岩石的单轴抗压强度资料（UCS在140Mpa-200Mpa）得到了一个类似的公式： （3-5）（4）Hughes从煤炭开挖中得出了下面的关系： （3-6）这里D是以毫米计的切刀直径， 并且可认为每个槽沟轨道只有一把切刀，这是TBM设计的正常情况。5、性能数据(1)从三个水成岩隧道工程中得到的岩石特性和TBM性能数据可用于证明表3-1种这些公式的预测能力。岩石试验的结果、TBM的性能和预测的贯入率都在表中。盘形滚刀的平均应力直接随岩石单轴抗压强度的变化而变化。并且最大荷载远低于使用切刀所允许的最大荷载。在每一种情况中，TBM贯入率和推力受允许扭矩或垃圾处理系统能力的限制。(2)预测的贯入率几乎总是小于实际操作中TBM所达到的值。 Farmer 和 Glossop 的方程一般产生更大的贯入度,而Graham的预测则一般是最低的。Grimsby砂岩的信息表明了岩石试验的材料条件的影响。有关这个项目的大部分原来的试验是在风化岩石上进行的。当岩石被测试时，强度减小是很明显的，至于完好的强度这种不确定性能够对贯入度预测产生更大的影响。(3) 可用的方程数目导致在 PRev 预测中有明显的不可靠性。这些在公共领域的相互关系通常来源于有限的数据资料，并且谨慎推荐那些反对非偏见性的应用。通常应用时，没有单一的方法可以推荐，而是几个公式同时使用这样对设备的设计和选择以及相对重要的不同因素的灵敏度研究室有帮助的。 但不管怎样，TBM设计能力规定推力应该增加%15到%20。表： C-1TBM研究和预测贯入率的对比项目岩石强度(Mpa)TBM 性能 预测方法：1-farmer/glossop2-graham3-hughesLocation Rock unit UCSBrazil tensileFn,KNPREv,mm1 P/rev2 P/rev3 P/revBuffalo (NY)Falkirk Dolostone18813.31347.66.82.32.9Oatka Dolostone13913.010810.45.23.13.3Rochester (NY)Wiliamson/sodus Shale808.09910.04.95.7Reynales limestone12815.01416.85.94.35.0Maplewood Shale686.89810.45.76.8Grimsb sandstoneWet13010.11127.96.93.43.7Dry2086.111.54.14.6Chicago(IL)Romeo Dolostone23717.01458.05.32.42.4Markgraf Dolostone 16812.11379.37.13.23.5Austin(TX)Austin Chalk1013339.615.799.118.5来源：NY and IL工程(Nelson 1983),TX 工程.(8.0)and (6.8)因为巴西抗拉强度估计为 UCS/10.6、切割系数（1）预测推力Fr的类似的公式不是的通用的,这主要是因为虽然在开挖过程中推力室常常被监控的，但是如果传动马达的电流和刀盘的转速变化常没有被记录下来。采用这种方法来替代，去预测切割系数、Cc、正常平均力的转动比率。该比率在0.1到0.25的范围内变化，并且对于较软弱岩石较大的PRev更大的Fn比率会更大。这是因为随着PRev 的增加Fr往往比Fn增加更快。（2）Roxborough和Phillips (1975) 假定Prev等于低凹或切割的深度，得到了下面的关于Cc的方程： （3-7）（3）美国科罗拉多矿业学院澳兹戴米和王逢旦采用的预测方法是： （3-8）这实际上是奥克斯巴勒公式的不同形式。（4）Hugheszai 1986年提出： （3-9）在这些公式中，D代表刀盘直径，R代表半径，表3-2列出了432毫米转刀直径的公式结果比较。其结果的相似性明显并且每个都可以用于预测Cc和Fr。C-3.通过线性切割试验预测TBM性能 1. 在TBM设计中，确定所需力的一种直接方法是进行试验性的直线切削实验，该实验是模拟旋转的TBM沿着直线路径的切削过程。那些计划进行设备的采购和更新的承包商利用直线切割实验来为决策提供帮助。这种实验十分昂贵并且不可能用于所有的隧道工程。直线切削实验的切刀的力与贯入度的相互关系的结果可以直接应用于全断面TBM贯入率的预测。然而，必须考虑被测岩石和现场的岩体之间的差异以及岩体和TBM之间的相对硬度的不同 。表 C-2Prev（毫米）Roxborough and Philips(CSM)Hughes40.100.0980.140.13120.170.152. 直线切削实验设备在EMI 和CSM 都是可以使用的.CSM 已经开发了一种完整的TBM性能预测方法，该方法利用实际操作中的推力、扭矩、刀的种类和间距。除了在TBM直接应用在大快或相连的岩体时，预测结果和实际性能是相符的。，在场和直线切削试验之间，一套圆盘刀尖的宽度和直径对力和贯入度的精确预测都是十分重要的。C-4.岩体特性对TBM性能预测的影响1. 岩体特性的影响(1) 岩体特性从以下几个方面影响贯入度，例如：(a) 如果前面是一个不同岩石强度的混合掌子面，贯入度在较硬的岩石中更加典型。(b)对于好的岩石，由于掌子面的不连续性贯入率将会增加。当不连续性方向平行于岩石面时，贯入率将会更大。(c) 如果岩石状况由于地质结构或气候而变得更加差，可以减小TBM的推力和扭矩以提高掌子面的稳定性。(2)这些因素可以用于指导场点调查的成果。例如，在水平沉积岩的一般情况下，决定于垂直勘察核心的RQD不能提供有关垂直方向的不连续性频率信息。竖向不连续性的频率可以再破碎构造的形成过程中发现，它对贯入率的预测非常重要。 (3)同样的因素是对于完整岩石的各向异性也是如此，它能够大大提高贯入率，而这依赖于隧道面的方向性。实验时各向异性的影响可能暗含在通过控制岩样方向的完整岩石的预测方法中。一些实验例如巴西抗拉实验、点荷载实验已经用于这一目的。从更大方面讲，可以产生同样的效果。只要突变频率没有显著的增加岩石的支护要求。增加的连接允许PREV 在Fn减小时增大，当连接间距接近切刀的间距时可能使PRev达到原来的两倍。这一效果对在较硬的岩石上进行限制推力的开采最为重要。2. 场地难度指数 (1)Eusebio 等人(1991)引入了一种场地难度指数分类表(GDI),这是从一个变化很大的岩石中开采隧道的资料得出的。岩体的岩石质量指标和RMR分级被决定并且现场的 Schmidt夯击实验被用于完整岩石的强度变异性测量。从UCS得出的基本的贯入标准和包含的Fn对贯入贯入标准的效果。对PRev的经验系数可以由RMR分级来鉴别，如表C-3所示： 表：C-3RMR 等级F1I1.01.11.1-1.2I1.3-1.40.7(2) Casinelli等人已经采用了一种类似的方法，他们提出了一种比能（SE，千瓦时/立方米）和RER之间的相互关系,这种关系是根据在花岗片麻岩中进行隧道开挖而提出的，如下：SE=0.665RSR-23 (3-10)对于 RSR 50的岩石, 跟RSR岩石结构等级。 (3)在CSM中的EMI已经开发了一个基于岩石单轴抗压强度的用于评价岩体影响的方程 。利用较弱岩石的数据库(UCS=110Mpa)有:F1=1.0+(100-RQD)/75 (3-12)在较强岩石中的 连接的不短增加的重要性在这些方程中是明显的3. 现场应力的影响（1）高于岩石强度的原地应力可以提高掌子面的应力平面。典型的开采率，如果岩石没有大大的超应力或者岩石对爆破不敏感，这一响应可能导致PRev值得增加。然而，表面的变质或者过分破碎可能进一步发展，这必须用护盾或刀盘的改进来控制，例如，在严重情况下的人工称砌。事实上，TBM操作人
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