黃志鴻，唐 彬，2，3，劉子默，程 松，陳旭之，孫長紅

（1.安徽理工大學(xué)土木建筑學(xué)院，安徽 淮南 232001；2.安徽理工大學(xué)深部煤礦采動響應(yīng)與災(zāi)害防控國家重點實驗室，安徽淮南 232001；3.煤炭開采國家工程技術(shù)研究院，安徽 淮南 232001）

全斷面掘進機（Tunnel Boring Machine），簡稱TBM，為1 種通過選擇并推進刀盤，由刀盤上布置的滾刀破碎巖石實現(xiàn)隧洞全斷面開挖的設(shè)備。TBM 破巖、支護、排渣、步進同步進行，掘進效率高，安全性好，已被廣泛應(yīng)用于隧道、水利和市政工程等領(lǐng)域。由于TBM 在施工安全性和掘進效率等方面的巨大優(yōu)勢，TBM 及其施工技術(shù)也逐漸被用于煤礦深井巷道建設(shè)工程中[1-4]。自2015 年起，TBM 已在安徽淮南張集煤礦、山西陽泉新景煤礦、山西大同王村煤礦、安徽淮北袁店一礦等煤礦應(yīng)用[5-7]。

對于TBM 掘進煤礦深井巷道工程，無法采用山嶺隧道常用的地面組裝、始發(fā)的模式。必須在井下修建組裝硐室開展TBM 的組裝、始發(fā)工作。對于煤礦TBM 組裝硐室方面的研究，目前國內(nèi)外鮮有涉及煤礦TBM 組裝硐室開挖、支護設(shè)計與施工方法，多為參考水利工程硐室或常規(guī)煤礦硐室的經(jīng)驗。

相較于水利工程以及深井煤礦其他類型的硐室結(jié)構(gòu)，煤礦TBM 組裝硐室具有以下特殊性。

1）與水利工程地下廠房、煤礦馬頭門硐室群煤相比，煤礦TBM 組裝硐室為臨時結(jié)構(gòu)，僅服務(wù)于1條或少數(shù)幾條巷道的TBM 掘進工程，煤礦或水利工程中永久硐室常用的鋼筋混凝土襯砌結(jié)構(gòu)雖具有支護強度高等優(yōu)點，但施工周期長、工程造價高。

2）煤礦TBM 組裝硐室為臨時或半永久結(jié)構(gòu)，服務(wù)年限與支架組裝硐室、移變硐室相近。但TBM 組裝硐室斷面尺寸遠(yuǎn)大于煤礦其他臨時硐室。且因TBM 整機和各部件重量較大，吊運和組裝時硐室承受的荷載也遠(yuǎn)大于常見的煤礦臨時或半永久硐室。

由上可見，煤礦TBM 組裝硐室既要滿足TBM組裝、始發(fā)工作對尺寸和承載能力的要求，又要在保證安全施工的前提下，盡量縮短建設(shè)周期、降低施工成本。因此，需針對煤礦TBM 組裝硐室特殊的工程特點，制定支護設(shè)計方案，在滿足其安全性和功能性要求的基礎(chǔ)上，盡量簡化施工工序、減少施工周期和成本[8-11]。

為此，以張集煤礦TBM 組裝硐室為工程背景，根據(jù)施工現(xiàn)場存在的問題，基于塊體離散單元法，根據(jù)圍巖試樣力學(xué)試驗結(jié)果和鉆孔取心所得的巖石質(zhì)量指標(biāo)（RQD）[12]確定完整巖石和巖體力學(xué)性能參數(shù)的關(guān)系，以及數(shù)值模型宏細(xì)觀參數(shù)，開展數(shù)值計算。在分析硐室圍巖應(yīng)力場、位移場和裂隙擴展規(guī)律的基礎(chǔ)上優(yōu)化TBM 組裝硐室支護方案，并由施工現(xiàn)場工業(yè)性試驗進行驗證，表明其優(yōu)化支護方案有效的控制了圍巖破壞和變形，可為類似工程支護方案設(shè)計和支護施工提供參考。

1 工程背景

1）工程地質(zhì)條件。由于TBM 尺寸、質(zhì)量較大，需在井下修建組裝硐室，將設(shè)備拆解入井后，在井下進行TBM 等組裝、調(diào)試和始發(fā)工作。TBM 組裝硐室位于張集煤礦西二采區(qū)A 組煤頂板，地層主要由厚約30 m 的石英砂巖層、泥巖、粗砂巖組成，TBM 組裝硐室工程地質(zhì)條件如圖1，TBM 組裝硐室平面位置如圖2。現(xiàn)場地應(yīng)力測試結(jié)果表明，TBM 組裝硐室所在地層地應(yīng)力場以構(gòu)造應(yīng)力場為主，豎向應(yīng)力14.6 MPa，最大水平主應(yīng)力21.3 MPa。

圖1 TBM 組裝硐室工程地質(zhì)條件Fig.1 Engineering geological conditions of TBM assembly chamber

圖2 TBM 組裝硐室平面圖Fig.2 Plan view of TBM assembly chamber

2）組裝硐室支護方案。根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)條件，參考以往類似地層硐室施工經(jīng)驗，擬定了TBM 組裝硐室施工和支護參數(shù)。硐室采用臺階開挖法，上下分層高度分別為3.9 m 和3.85 m，硐室跨度5.8 m。以錨噴為主要支護型式。采用φ20 mm×2 000 mm 螺紋鋼樹脂錨桿和φ21.6 mm×6 300 mm 鋼絞線錨索作為主要支護結(jié)構(gòu)。錨桿、錨索間距1 m，交替布設(shè)。錨桿施作完畢后，再噴射C20 混凝土，頂板和幫部噴厚100 mm。隨后進行軌道、管線等設(shè)備的安裝工作。

3）組裝硐室圍巖變形破壞情況。硐室開挖后，硐室頂板圍巖開始破碎，局部區(qū)域有少量碎巖掉落，造成了安全隱患。同時，巷道底板出現(xiàn)底鼓，TBM 部件運輸進場后，更加劇了硐室底板的變形。最終造成TBM 安裝軌道斷裂，運輸車組脫軌，TBM 組裝工作被迫中止。針對TBM 組裝硐室的特殊工況和變形破壞特征，基于數(shù)值模擬分析，揭示TBM 組裝硐室變形破壞機理，有針對性地開展組裝硐室支護設(shè)計的優(yōu)化工作。

2 數(shù)值模型

煤礦深部地層主要以構(gòu)造應(yīng)力場為主，具體表現(xiàn)為水平主應(yīng)力大于豎向應(yīng)力，且具有明顯的方向性。導(dǎo)致硐室受側(cè)向擠壓，頂?shù)装逄幨紫瘸霈F(xiàn)應(yīng)力集中和圍巖破壞。而TBM 的運輸組裝工作進一步加劇了圍巖裂隙的擴展發(fā)育，最終導(dǎo)致深井TBM 組裝硐室在受載條件下出現(xiàn)大范圍的破壞。傳統(tǒng)連續(xù)介質(zhì)力學(xué)難以揭示圍巖損傷破壞機理，本研究采用離散單元法，通過構(gòu)建巖體虛擬節(jié)理和定義節(jié)理面接觸強度的手段，揭示硐室圍巖的損傷變形特性[13-19]。

2.1 離散單元法數(shù)值分析原理

UDEC 是1 款基于離散單元法理論的計算分析程序，其中各個基本單元塊互相獨立，通過接觸作用與其他塊體相互作用。其中剪切模量G 和體積模量K 表示三角形塊體的變形特性。而塊體接觸的變形特性由接觸的法向剛度kn和切向剛度ks決定，φj和cj分別表示接觸的摩擦角和黏聚力，他們和抗拉強度決定了塊體接觸作用的強度特性[10]。

組裝硐室圍巖巖體物理力學(xué)參數(shù)見表1，其中Er、σcr為巖石彈性模量和抗壓強度，Em、σcm、σtm為巖體的彈性模量、抗壓和抗拉強度。開展巖體單軸壓縮數(shù)值試驗，標(biāo)定三角形塊體和接觸面的細(xì)觀參數(shù)，標(biāo)定所得的用于數(shù)值模擬的細(xì)觀參數(shù)見表2。

表1 巖石巖體力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of rock mass

表2 模型巖層細(xì)觀力學(xué)參數(shù)Table 2 Mesomechanical parameters of model rock formations

式中：△Zmin為節(jié)理兩側(cè)塊體單元的最小寬度。

2.2 TBM 組裝硐室數(shù)值模型

使用UDEC 塊體離散元建立組裝硐室數(shù)值模型如圖3。根據(jù)Saint-Venant 原理，在開挖跨度3～5 倍范圍以外，圍巖受掘進擾動影響較小，因此確定模型尺寸為60 m×60 m，包括7 276 個塊體和123 215 個單元。為在保證計算精度的前提下提高計算效率，模型采用了不同尺寸的塊體。硐室周邊區(qū)域三角形塊體平均邊長為0.3 m，遠(yuǎn)離硐室的區(qū)域，采用矩形塊體。從硐室至模型邊界方向，塊體邊長由0.5 m 逐漸增大至2 m。使用cable 單元模擬錨桿錨索，用liner 單元模擬混凝土噴層。綜合現(xiàn)場施工參數(shù)得到的混凝土噴層和錨桿錨索數(shù)值模擬參數(shù)見表3 和表4，其中預(yù)緊力的參數(shù)的選擇的依據(jù)為既能控制頂板離層，又不大于錨桿和錨索屈服強度的0.5 倍[21-22]和綜合現(xiàn)場施工參數(shù)。

表3 混凝土噴層數(shù)值模擬參數(shù)Table 3 Numerical simulation parameters of concrete spray coating

表4 錨桿錨索數(shù)值模擬參數(shù)Table 4 Numerical simulation parameters of anchor rod and cable

2.3 數(shù)值模擬方案

TBM 組裝硐室數(shù)值模型如圖3。

圖3 TBM 組裝硐室數(shù)值模型Fig.3 Numerical model of TBM assembly chamber

模型底部和兩側(cè)分別限制豎直和水平方向位移，根據(jù)施工現(xiàn)場實測地應(yīng)力數(shù)據(jù)，模型頂部、側(cè)面分別施加14.6 MPa 和21.3 MPa 的荷載以模擬地應(yīng)力。采用刪除塊體的方式模擬硐室開挖，硐室上下分層分別開挖。每個分層開挖后施作錨桿、錨索和噴層結(jié)構(gòu)。為模擬硐室開挖過程中圍巖的應(yīng)力釋放，使用“ZONK.FIS”FISH 函數(shù)于開挖后在圍巖表面施加支撐應(yīng)力，使圍巖處于平衡狀態(tài)，隨后分10 級逐漸降低支撐應(yīng)力，以模擬硐室圍巖開挖后的應(yīng)力釋放效應(yīng)。硐室開挖完畢后，在硐室頂板吊掛點處施加200 kN 的集中力，在硐室底板中部施加500 kN 的集中力，以模擬硐室完工后，TBM 部件吊運和設(shè)備組裝時對硐室圍巖的擾動。計算平衡的標(biāo)準(zhǔn)設(shè)置為不平衡力率達(dá)到1×10-5。同時記錄圍巖應(yīng)力、變形和損傷破壞數(shù)據(jù)。

3 組裝硐室圍巖變形破壞機理數(shù)值分析

在數(shù)值計算軟件UDEC 中對硐室開挖的全過程進行模擬，選擇具有代表性的上分層開挖、上分層支護、下分層開挖和TBM 進場組裝4 個關(guān)鍵施工節(jié)點時刻的圍巖位移、應(yīng)力分布和損傷特性進行分析。

3.1 組裝硐室圍巖應(yīng)力分布

硐室開挖過程中，圍巖最大、最小主應(yīng)力的演化過程如圖4。

圖4 原支護方案硐室圍巖最大主應(yīng)力演化Fig.4 The maximum principle stress evolution of chamber surrounding rock under original support scheme

由圖4 可以看出，在硐室上分層開挖后，最大主應(yīng)力在硐室頂部和兩側(cè)底角處集中。在下分層開挖，尤其是TBM 進場安裝后，在圍巖壓力和TBM 部件自重荷載的作用下，硐室淺部圍巖破壞嚴(yán)重，應(yīng)力降低，局部區(qū)域出現(xiàn)拉應(yīng)力，應(yīng)力集中向圍巖深部轉(zhuǎn)移。

3.2 組裝硐室圍巖位移特性

原硐室支護方案圍巖位移矢量圖如圖5。

圖5原硐室支護方案圍巖位移矢量圖Fig.5 The displacement vector of chamber surrounding rock under original support scheme

由圖5 可得，TBM 組裝硐室頂?shù)装逄幊霈F(xiàn)了較大位移。頂板正中位置由于圍巖破碎冒落，監(jiān)測位移值高達(dá)7.42 m，硐室頂板右側(cè)肩窩處最大位移值達(dá)0.57 m，左側(cè)肩窩處最大位移0.42 m。底板整體向上隆起，最大位移達(dá)0.37 m。兩幫上下分層交界處側(cè)向位移最大，達(dá)0.32 m。可以看出，原硐室支護方案無法有效抑制圍巖大變形破壞。底板大變形可能引起TBM 軌道變形、破壞，進而導(dǎo)致TBM 組裝和始發(fā)過程中脫軌、傾覆事故。而頂板圍巖冒落將嚴(yán)重威脅TBM 組裝、始發(fā)時的人員安全。

4 組裝硐室變形破壞控制對策

由數(shù)值模擬和現(xiàn)場施工情況可得，煤礦TBM 組裝硐室主要存在以下問題。

1）硐室底板出現(xiàn)底鼓，在TBM 進場安裝后，加劇了底板破壞程度。最終造成軌道變形、斷裂，導(dǎo)致TBM 無法始發(fā)步進。

2）頂板破碎，局部有少量圍巖垮落，考慮頂板安裝有起吊設(shè)備，為保證施工安全，暫時停止吊裝操作。

3）組裝硐室兩側(cè)幫部圍巖出現(xiàn)收斂變形，在TBM進場后，將會造成TBM 兩側(cè)人員、材料通行間距不足，影響后續(xù)安裝、調(diào)試工作。

4.1 組裝硐室支護優(yōu)化方案

針對TBM 組裝硐室圍巖變形破壞的特點，組裝硐室支護優(yōu)化應(yīng)著重于解決頂、底板破碎及巷道大變形問題。支護方案優(yōu)化措施分析如下：

1）修整硐室斷面。對硐室大變形處的噴層和圍巖進行刷擴。拆除失效的錨桿和鋼筋網(wǎng)片，重新施工錨索、鋼筋網(wǎng)片和混凝土噴層。

2）增大支護范圍。組裝硐室頂、底板圍巖損傷深度較大，隨著巷道圍巖變形的發(fā)展，圍巖損傷進一步向兩側(cè)幫部擴展。因此，需拆除失效錨桿，并在原φ22 mm×2 000 mm 錨桿位置附近，補打φ21.6 mm×6 300 mm 錨索，使原錨桿/錨索交替布置的支護型式改為全錨索支護。從而增大支護范圍和預(yù)緊力，限制巖體破壞向圍巖深部發(fā)展。

3）硬化底板。組裝硐室底板為應(yīng)力集中區(qū)，且無錨桿、錨索支護。同時，TBM 進場組裝后，給硐室底板施加了額外的應(yīng)力。在地應(yīng)力和TBM 自重的共同作用下，硐室底板出現(xiàn)嚴(yán)重破損。且因TBM 設(shè)備重量較大，始發(fā)軌道對底板底鼓變形更為敏感。因此需硬化硐室底板，使之能夠滿足TBM 安全、快速組裝和始發(fā)的需求。現(xiàn)場施工中，對硐室底板進行臥底后，施工混凝土地坪，地坪厚度300 mm 以上。

根據(jù)硐室破壞情況，采取重點加強頂?shù)装逯ёo、增加錨索以增加錨固深度、硬化底板等措施。為縮短硐室修護工期、及時開展修護工作，錨桿錨索采用礦方現(xiàn)有材料，間排距根據(jù)鋼筋網(wǎng)尺寸確定。在初步確定硐室修護方案后，采用離散單元法開展數(shù)值分析，初步驗證硐室修護方案合理性。修護施工過程中對硐室開展現(xiàn)場監(jiān)測，進一步驗證支護優(yōu)化方案。

4.2 組裝硐室支護優(yōu)化設(shè)計數(shù)值分析

根據(jù)TBM 組裝硐室支護優(yōu)化方案，建立塊體離散元模型，對優(yōu)化方案進行數(shù)值分析。TBM 組裝硐室支護優(yōu)化方案如圖6?；炷恋仄簠?shù)見表5。

圖6 TBM 組裝硐室支護優(yōu)化方案Fig.6 Optimum support design of TBM assembly chamber

表5 混凝土地坪參數(shù)Table 5 Mechanical parameters of concrete floor

1）圍巖應(yīng)力分析。優(yōu)化支護后硐室圍巖應(yīng)力分布如圖7。由圖7（a）可得，優(yōu)化支護方案后，應(yīng)力集中主要分布于硐室周邊淺部圍巖中。最大主應(yīng)力集中區(qū)未向圍巖深部轉(zhuǎn)移，說明硐室周邊圍巖破壞已得到有效控制。由圖7（b）可以看出，硐室淺部圍巖中的拉應(yīng)力區(qū)范圍大幅降低，巷道底板和底角處最小主應(yīng)力趨近于0。通過圖4、圖5 和圖7 對比可知，通過優(yōu)化硐室支護方案，硐室圍巖受力狀態(tài)已大為改善。

圖7 優(yōu)化支護后硐室圍巖應(yīng)力分布Fig.7 Stress distribution under optimum support design

2）圍巖位移分析。優(yōu)化支護方案后硐室圍巖位移分布如圖8。由圖8 可知，優(yōu)化支護方案后，硐室圍巖大變形情況得到有效控制。巷道左、右?guī)臀灰品謩e為52 mm 和56 mm。頂板下沉91 mm，底板底鼓85 mm。左右?guī)筒亢晚數(shù)装逦灰屏繙p少至原支護方案的15.96%至22.97%。優(yōu)化支護方案可有效控制硐室圍巖的大變形問題。

圖8 優(yōu)化支護方案后硐室圍巖位移分布Fig.8 Displacement distribution under optimum support design

3）圍巖裂隙分析。優(yōu)化支護后硐室圍巖破壞情況如圖9。由圖9 可以看出，在優(yōu)化支護方案后，硐室周邊圍巖，尤其在硐室兩幫的破壞程度已明顯降低。在構(gòu)造應(yīng)力場作用下，最大主應(yīng)力為水平方向，造成硐室頂?shù)装迦源嬖谝约羟衅茐臑橹鞯膰鷰r破壞，但圍巖破壞范圍和裂隙總長度已大大降低，數(shù)值模擬得硐室20 m 范圍內(nèi)裂隙總長度為112.206 m，僅為原支護方案下裂隙長度的40.72%。剪切和拉伸裂隙總長度分別為104.229 m 和7.977 m，僅為優(yōu)化支護前的42.17%和28.09%。同時，裂隙向圍巖深部擴展的趨勢也被有效控制，表明采取的支護優(yōu)化措施可有效控制圍巖損傷破壞的擴展發(fā)育。

圖9 優(yōu)化支護后硐室圍巖破壞情況Fig.9 Damage condition of surrounding rocks under optimum support design

5 現(xiàn)場應(yīng)用效果

在優(yōu)化支護方案、采取硐室修護措施后，TBM組裝硐室圍巖變形和破壞得到有效遏制。硐室圍巖穩(wěn)定性滿足使用要求，最終在不移動TBM、不停止TBM 組裝的前提下安全、高效地完成了組裝硐室變形破壞控制和TBM 吊裝和始發(fā)工作，TBM 始發(fā)時間僅延期3 d。為驗證優(yōu)化后的支護方案的有效性，在TBM 組裝硐室內(nèi)布置測點，對硐室圍巖收斂變形進行監(jiān)測，包括硐室頂?shù)装搴蛢蓭途嗟装?.5 m 處的相對收斂位移。TBM 組裝硐室表面收斂位移監(jiān)測結(jié)果如圖10。

圖10 TBM 組裝硐室表面收斂位移監(jiān)測結(jié)果Fig.10 Monitored convergence of TBM assembly chamber

由圖10 可知，在TBM 組裝硐室修護工程后的35 d 內(nèi)，圍巖收斂變形增速較快。35 d 后，收斂變形增速逐漸降低，55 d 后，圍巖收斂基本停止。最終圍巖兩幫相對收斂值為124.1 mm，頂?shù)装迨諗恐禐?78.9 mm。圍巖收斂變形值與數(shù)值模擬結(jié)果一致性較好，且圍巖收斂變形值處于合理范圍內(nèi)，表明所采用的硐室優(yōu)化支護設(shè)計和修護施工方案有效控制了硐室圍巖的變形破壞。

6 結(jié) 語

煤礦深井TBM 組裝硐室斷面大且受TBM 組裝、運輸荷載；硐室支護和圍巖穩(wěn)定性控制難度大。為在滿足TBM 組裝硐室施工安全性和TBM 吊裝、始發(fā)要求的前提下，簡化施工工序、縮短施工周期，TBM 組裝硐室采用錨網(wǎng)噴為主要支護型式；基于離散元數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)，采取重點支護頂板、硬化底板的支護方案，確保了組裝硐室圍巖的穩(wěn)定性；在滿足TBM 組裝、始發(fā)要求的基礎(chǔ)上，實現(xiàn)了TBM 組裝硐室的安全、快速施工。