李 策， 梁敏飛, 蘇 昂

(西南交通大學(xué)交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川成都 610031)

隨著我國(guó)的煤炭資源開(kāi)采深度逐漸加大，深部煤礦建設(shè)逐漸向大型化、集約化和現(xiàn)代化趨勢(shì)發(fā)展，目前普遍采用的鉆爆法和綜掘機(jī)已經(jīng)難以滿(mǎn)足工期、施工安全和成本控制的要求。因此，具有多方面綜合優(yōu)勢(shì)的TBM施工方法越來(lái)越多在煤礦工程中被采用[1]。在盾構(gòu)機(jī)完成掘進(jìn)任務(wù)，進(jìn)行TBM拆解過(guò)程時(shí)，由于刀盤(pán)縱向卸載、盾體自重橫向卸載以及隧道頂部吊點(diǎn)局部附加荷載等對(duì)管片結(jié)構(gòu)的影響[2]，進(jìn)而影響到圍巖的穩(wěn)定性。

針對(duì)盾構(gòu)原位拆解的研究，常用的室內(nèi)實(shí)驗(yàn)、現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試和理論推導(dǎo)等研究方法已經(jīng)不再適用。目前在拆解和吊裝技術(shù)方面，羅垠[3]基于廣州軌道交通三號(hào)線(xiàn)市橋～番禺廣場(chǎng)隧道區(qū)間工程，論述了盾構(gòu)掘進(jìn)機(jī)在完成掘進(jìn)任務(wù)后的拆解以及吊裝工藝。鄒春華等[4]以某煤礦斜井雙模式盾構(gòu)施工為背景，對(duì)盾構(gòu)無(wú)擴(kuò)大硐室原位拆解關(guān)鍵部件—螺旋輸送機(jī)的分體拆卸和完整拆卸兩種施工方案進(jìn)行分析，最終采用分體拆解方案。申智杰[5]針對(duì)廣深港客專(zhuān)獅子洋隧道大直徑泥水平衡盾構(gòu)洞內(nèi)解體拆機(jī)的難點(diǎn)和風(fēng)險(xiǎn)，對(duì)盾體和主軸承等大型部件的解體拆卸技術(shù)進(jìn)行了重點(diǎn)闡述。李守彪等[6]結(jié)合我國(guó)首個(gè)盾構(gòu)施工煤礦斜井，對(duì)大埋深煤礦長(zhǎng)斜井盾構(gòu)拆解施工方案進(jìn)行了比選，并對(duì)斜井原位盾構(gòu)拆解進(jìn)行了詳細(xì)論述。張社軍[7]結(jié)合盾構(gòu)施工斜井工程要求和盾構(gòu)地下拆解施工條件，介紹了盾構(gòu)大型關(guān)鍵部件進(jìn)行完整拆解技術(shù)研究。王宇飛[8]針對(duì)盾構(gòu)機(jī)大型部件拆解尺寸和重量及地下拆解施工條件要求，對(duì)盾構(gòu)機(jī)原位無(wú)擴(kuò)大硐室內(nèi)拆機(jī)工裝進(jìn)行分析設(shè)計(jì)。

但是以上研究都沒(méi)有涉及盾構(gòu)原位拆解對(duì)管片結(jié)構(gòu)及圍巖的影響，目前彭祖昭等[9]依托某礦井主斜井工程，通過(guò)數(shù)值模擬手段，探索了盾構(gòu)原位拆解中縱向卸荷對(duì)管片結(jié)構(gòu)和圍巖的影響規(guī)律，并提出相應(yīng)的加固措施。值得注意的是目前對(duì)盾構(gòu)拆解時(shí)在隧道頂部吊點(diǎn)施加局部附加荷載對(duì)管片結(jié)構(gòu)和圍巖穩(wěn)定性影響的研究較少。

鑒于此，本文以新街臺(tái)格廟礦區(qū)1號(hào)礦井主斜井工程為背景，采用基于有限差分法的專(zhuān)業(yè)軟件FLAC3D模擬了盾構(gòu)拆解過(guò)程中對(duì)隧道吊點(diǎn)施加豎向荷載的力學(xué)過(guò)程，分析隧道結(jié)構(gòu)和圍巖所受到的影響，同時(shí)對(duì)選取的支護(hù)加固方式進(jìn)行評(píng)價(jià)。

1 工程概況

新街臺(tái)格廟礦區(qū)位于內(nèi)蒙古自治區(qū)鄂爾多斯市境內(nèi)，礦區(qū)規(guī)劃總面積771.0 km2，橫跨伊金霍洛旗和烏審旗兩個(gè)行政區(qū)，可采煤層埋藏深度519～919 m，礦區(qū)地理位置見(jiàn)圖1。本文所依托的工程為新街臺(tái)格廟礦區(qū)一號(hào)礦井的主斜井，該斜井工法采用具有土壓平衡模式和單護(hù)盾TBM模式兩種掘進(jìn)模式的雙模式TBM，下文簡(jiǎn)稱(chēng)TBM。斜井分為明槽段和TBM掘進(jìn)段，其中TBM掘進(jìn)段總長(zhǎng)度為6 402.7 m，縱向坡度為-10.5 %，埋深688 m，自上而下依次穿越第四系、白堊系和侏羅系安定組、直羅組與延安組。盾構(gòu)拆解位置處的埋深為690.3 m，地層主要以砂質(zhì)泥巖、中粒砂巖、粗粒砂巖以及細(xì)粒砂巖與泥巖互層為主，屬于Ⅴ-Ⅳ類(lèi)圍巖，為不穩(wěn)定巖層～中等穩(wěn)定巖層，本文通過(guò)對(duì)拆階段地質(zhì)勘探資料進(jìn)行分析，得到了盾構(gòu)拆解所在地層的地應(yīng)力場(chǎng)情況，見(jiàn)表1。

圖1 新街臺(tái)格廟礦區(qū)平面位置

巖性取樣位置/m上覆地層壓力最大水平主應(yīng)力最小水平主應(yīng)力細(xì)砂巖168.00～188.000.4030.1130.078砂質(zhì)泥巖416.95～434.300.990.2790.228砂泥巖互層530.00～542.001.3580.3810.338粗砂巖562.50～606.001.00.2980.255

盾構(gòu)拆解過(guò)程中，需要在隧道頂部設(shè)置吊點(diǎn)，為盾構(gòu)機(jī)拆解過(guò)程中提供工作條件，在本工程中，在盾構(gòu)機(jī)拆解段設(shè)置6組吊點(diǎn)，吊點(diǎn)采用的錨索直徑為21.6 mm，長(zhǎng)度為8 m。此外，需要對(duì)拆解段頂部圍巖進(jìn)行加固，采用長(zhǎng)度為6.5 m，直徑為17.8 mm的錨索[10]，吊點(diǎn)錨索和支護(hù)錨索在隧道橫斷面內(nèi)以及沿隧道縱向布置圖如圖2所示。

2 數(shù)值計(jì)算

本課題采用FLAC3D軟件對(duì)盾構(gòu)拆解過(guò)程進(jìn)行模擬，F(xiàn)LAC3D是三維有限差分軟件，能夠進(jìn)行土質(zhì)、巖石和其它材料的三維結(jié)構(gòu)受力特性模擬和塑性流動(dòng)分析。在數(shù)值模擬時(shí)，采用三步求解法：首先設(shè)置初始地應(yīng)力場(chǎng)，計(jì)算自重及開(kāi)挖的應(yīng)力場(chǎng)變化；然后計(jì)算開(kāi)挖完成并且盾構(gòu)機(jī)豎向和和橫向卸荷后，圍巖及管片的應(yīng)力；最后計(jì)算在吊點(diǎn)施加豎向荷載后的結(jié)果。

圖2 吊點(diǎn)及錨索在橫縱斷面布置

2.1 數(shù)值模型

由于盾構(gòu)拆解位置埋深達(dá)到690 m，不適宜對(duì)所用地層進(jìn)行詳細(xì)建模分析。根據(jù)已知的盾構(gòu)拆解所在地層的地應(yīng)力場(chǎng)情況(表1)，只需建立盾構(gòu)拆解位置處的局部數(shù)值模型即可(根據(jù)地應(yīng)力場(chǎng)數(shù)據(jù)，可以反分析該區(qū)域的地應(yīng)力場(chǎng))，進(jìn)而得到合理的計(jì)算模型。根據(jù)模型尺寸效應(yīng)，本文局部數(shù)值模型的尺寸為40 m×50 m×75 m(寬×高×長(zhǎng))，模型中隧道中心距模型底邊和側(cè)邊都為20 m，距模型頂面為30 m，在模型前后左右邊界以及模型底部邊界分別施加法向位移約束，模型上邊界為自由面。模型橫截面示意圖如圖3所示，地層模型示意圖如圖4所示。

圖3 模型橫截面示意(單位：m)

圖4 地層模型示意

隧道管片結(jié)構(gòu)采用Liner單元模擬，Liner單元為三節(jié)點(diǎn)(每個(gè)節(jié)點(diǎn)有6個(gè)自由度)扁平有限單元，能夠抵抗剪力和彎矩荷載，承受主方向的拉壓應(yīng)力作用，可以有效地模擬管片與圍巖之間的分離及重新接觸和摩擦相互作用?？紤]到盾殼與圍巖間接觸緊密，相對(duì)運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)不明顯，所以采用Shell單元模擬盾構(gòu)機(jī)的盾殼。管片結(jié)構(gòu)和盾殼結(jié)構(gòu)的數(shù)值模型示意圖如圖5、圖6所示。

圖5 管片結(jié)構(gòu)模型

圖6 盾殼結(jié)構(gòu)模型

2.2 材料參數(shù)

盾構(gòu)拆解位置處的圍巖為侏羅系中下統(tǒng)延安組，主要以砂質(zhì)泥巖、細(xì)粒砂巖與泥巖互層、中粒砂巖和粗粒砂巖為主，由地質(zhì)勘測(cè)報(bào)告得到拆解段各地層的具體力學(xué)參數(shù)及其分布特征如表2所示。盾構(gòu)管片襯砌采用Liner單元模擬，材料類(lèi)型選擇C50混凝土；盾構(gòu)機(jī)盾殼采用Shell單元模擬，材料類(lèi)型選擇Q345B鋼材。管片襯砌結(jié)構(gòu)和盾殼的具體相關(guān)計(jì)算參數(shù)如表3所示。

表2 拆解段地層力學(xué)參數(shù)

表3 管片及盾殼相關(guān)計(jì)算參數(shù)

3 結(jié)果分析

3.1 圍巖應(yīng)力

為檢驗(yàn)吊點(diǎn)及圍巖在拆解過(guò)程中的安全性，對(duì)每個(gè)吊點(diǎn)進(jìn)行檢驗(yàn)，在數(shù)值模型中對(duì)吊點(diǎn)施加600 t的豎向荷載，分析圍巖及結(jié)構(gòu)的安全性。得到豎向荷載作用所引起的圍巖最大主應(yīng)力和最小主應(yīng)力的結(jié)果，如圖7所示(由于文章篇幅有限，只展示1號(hào)吊點(diǎn)由于施加豎向荷載所引起的圍巖主應(yīng)力結(jié)果)。

(a)圍巖最大主應(yīng)力(單位:Pa)

(b)圍巖最小主應(yīng)力(單位：Pa)圖7 1號(hào)吊點(diǎn)受荷時(shí)圍巖主應(yīng)力結(jié)果

由圖7可知，吊點(diǎn)上部圍巖出現(xiàn)最大拉應(yīng)力，掌子面上前方出現(xiàn)最大壓應(yīng)力，這兩個(gè)位置應(yīng)該特別關(guān)注，原因可能是對(duì)吊點(diǎn)施加附加豎向荷載導(dǎo)致吊點(diǎn)上部圍巖產(chǎn)生較大位移，從而出現(xiàn)拉應(yīng)力；又因?yàn)樯喜繃鷰r的變形擠壓掌子面上部土體，導(dǎo)致掌子面上部的壓應(yīng)力較大。將6個(gè)吊點(diǎn)分別施加荷載時(shí)，兩個(gè)位置處最大和最小主應(yīng)力提取出來(lái)，分別如圖8、圖9所示，隨著荷載向后移動(dòng)，吊點(diǎn)上部圍巖的拉應(yīng)力逐漸減小，壓應(yīng)力逐漸增大；相對(duì)來(lái)說(shuō)掌子面上前方的最大、最小主應(yīng)力的變化較小，幾乎不產(chǎn)生影響。

圖8 吊點(diǎn)上部圍巖最大與最小主應(yīng)力

圖9 掌子面上前方的最大與最小主應(yīng)力

3.2 圍巖塑性區(qū)

同時(shí)為展現(xiàn)在不同吊點(diǎn)位置施加荷載所引起的圍巖塑性區(qū)的變化，選取1、3、6三個(gè)吊點(diǎn)施加豎向荷載時(shí)圍巖的塑性區(qū)分布進(jìn)行分析，如圖10所示。

在施加附加荷載之前，塑性區(qū)分布主要沿著隧道洞周，圍巖區(qū)域內(nèi)無(wú)塑性區(qū)出現(xiàn)。隨著盾構(gòu)機(jī)卸荷以及附加荷載的出現(xiàn)，原有的狀態(tài)被破壞，拆解段塑性區(qū)明顯擴(kuò)大，塑性區(qū)沿著吊點(diǎn)位置向上發(fā)展，一直擴(kuò)大到1.5倍洞徑左右，遠(yuǎn)離吊點(diǎn)位置的圍巖塑性區(qū)基本上沒(méi)有發(fā)生變化。且由圖10可知，不同工況下，圍巖塑性區(qū)范圍差別不大，都表現(xiàn)出掌子面附近塑性區(qū)較大，遠(yuǎn)離掌子面塑性區(qū)無(wú)變化的特點(diǎn)。不同之處在于隨著附加荷載后移，吊點(diǎn)位置上方的圍巖塑性區(qū)逐漸加大，說(shuō)明附加荷載的存在對(duì)拆解段附近的圍巖產(chǎn)生較大的影響。

(a)1號(hào)吊點(diǎn)受荷

(b)3號(hào)吊點(diǎn)受荷

(c)6號(hào)吊點(diǎn)受荷圖10 不同吊點(diǎn)受荷時(shí)圍巖塑性區(qū)分布

3.3 管片和盾殼彎矩

得到豎向荷載作用所引起的管片和盾殼的彎矩結(jié)果，如圖11所示(由于文章篇幅有限，只展示1號(hào)吊點(diǎn)由于施加豎向荷載所造成的管片和盾殼上的彎矩結(jié)果)。

將6個(gè)吊點(diǎn)分別在豎向荷載作用時(shí)，所引起盾殼和管片上的最大彎矩提取出來(lái)，繪制成圖12。由圖11可以看出：對(duì)于盾殼結(jié)構(gòu)而言，最大彎矩出現(xiàn)在盾殼拱頂位置，而且附加荷載的施加增大了其最大彎矩，但是隨著荷載向后部移動(dòng)，這種影響逐漸減小，盾殼結(jié)構(gòu)中的最大彎矩由1號(hào)吊點(diǎn)受荷時(shí)的127.45 kN·m變?yōu)?號(hào)吊點(diǎn)受荷時(shí)的63.47 kN·m，減小幅度為50.2 %，可能的原因是荷載后移減小了對(duì)圍巖的影響。由圖14也可以看出，隨著荷載后移圍巖的位移逐漸減小，進(jìn)而引起盾殼結(jié)構(gòu)所受荷載變化。對(duì)于管片襯砌結(jié)構(gòu)而言，最大彎矩出現(xiàn)在拱底的位置，在緊臨拆解段的管片結(jié)構(gòu)受到一定程度影響，隨著荷載向后部移動(dòng)，管片的最大彎矩呈現(xiàn)增大趨勢(shì)，但增長(zhǎng)幅度較小。

(a)盾殼的最大彎矩

(b)管片的最大彎矩圖11 1號(hào)吊點(diǎn)受荷時(shí)盾殼和管片的彎矩結(jié)果

圖12 不同吊點(diǎn)受荷時(shí)盾殼和管片上的最大彎矩

3.4 圍巖和管片結(jié)構(gòu)位移

同樣得到了豎向荷載作用引起的圍巖、盾殼和管片位移結(jié)果，如圖13所示(由于文章篇幅有限，只展示1號(hào)吊點(diǎn)由于施加豎向荷載所引起的隧道和圍巖結(jié)構(gòu)位移圖)。

(a)圍巖位移

(b)盾殼位移

(c)管片位移圖13 1號(hào)吊點(diǎn)受荷時(shí)引起圍巖、盾殼和管片的位移

圖14 各吊點(diǎn)受荷引起的圍巖、盾殼、管片位移

將6個(gè)吊點(diǎn)分別施加豎向荷載作用時(shí)，所引起圍巖、盾殼和管片的位移量提取出來(lái)，繪制成圖14。從以上圖中可以看出，圍巖位移>盾殼位移>管片位移；盾殼位移值在3號(hào)吊點(diǎn)之前逐漸下降，然后趨于穩(wěn)定。圍巖最大位移為9.36 mm，出現(xiàn)在1號(hào)吊點(diǎn)位置，隨著荷載后移，位置值逐漸下降。對(duì)管片位移來(lái)說(shuō)，無(wú)論荷載施加在哪個(gè)吊點(diǎn)，對(duì)其影響較小。由此可知對(duì)吊點(diǎn)施加豎向附加荷載對(duì)圍巖位移影響最大，圍巖的位移進(jìn)而影響到盾殼位移，對(duì)管片位移影響極小。

4 結(jié)論

本文結(jié)合工程實(shí)際情況，對(duì)盾構(gòu)拆解過(guò)程中的力學(xué)過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，分析了盾構(gòu)拆解過(guò)程中在采用了相應(yīng)的加固措施的基礎(chǔ)上，對(duì)盾構(gòu)頂部吊點(diǎn)施加附加荷載時(shí)圍巖及結(jié)構(gòu)的力學(xué)響應(yīng)規(guī)律，可以得出以下結(jié)論：

(1)在盾構(gòu)拆解的力學(xué)過(guò)程中，應(yīng)該重視附加荷載的影響，附加荷的施加會(huì)顯著改變圍巖及結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)。對(duì)圍巖而言，施加附加荷載主要造成掌子面的不穩(wěn)定，掌子面上方應(yīng)力場(chǎng)變化明顯，塑性區(qū)范圍增大；且隨著受荷吊點(diǎn)的位置改變，上部圍巖的主應(yīng)力變化明顯；圍巖的位移整體變化不是很顯著，只是在受荷吊點(diǎn)位置處有一定的變化。

(2)附加荷載對(duì)管片結(jié)構(gòu)的位移和最大彎矩的影響較小，只在緊臨拆解段的部分結(jié)構(gòu)有一定程度的影響，規(guī)律為隨著荷載向襯砌結(jié)構(gòu)的移動(dòng)，管片結(jié)構(gòu)中最大彎矩和位移稍微增大。

(3)對(duì)于盾殼結(jié)構(gòu)而言，施加附加荷載將增大結(jié)構(gòu)的最大彎矩，但隨著荷載向后部移動(dòng)，盾殼結(jié)構(gòu)中的最大彎矩有所減小，而盾殼位移先下降，在3號(hào)吊點(diǎn)之后保持不變。