超大直徑豎井全斷面掘進機施工地層擾動規律

馮東林 劉飛香 吳懷娜 劉在政 姚 滿

(1.湖南大學地下空間開發先進技術研究中心,湖南 長沙 410082;2.建筑安全與節能教育部重點實驗室,湖南 長沙 410082;3.湖南大學土木工程學院,湖南 長沙 410082;4.中國鐵建重工集團股份有限公司,湖南 長沙 410082)

全斷面豎井掘進機(Shaft Boring Machine)是集掘進、支護、出渣、井壁拼裝為一體的豎井施工裝備,具有安全、高效、成本低等特點,近年來逐漸應用于礦井、地下停車場、地下空間開挖等。超大直徑全斷面豎井掘進機連續化作業過程中,由于刀盤推力、扭矩及撐靴等主動力的作用,其周圍巖土體在一定范圍受到強烈擾動形成圍巖塑性區,若該范圍內存在軟弱夾層或破碎圍巖等不利地層,則有可能誘發圍巖失穩坍塌,嚴重時會造成鉆頭或刀盤卡死被埋[1-2]。

目前國內針對全斷面豎井掘進機的相關技術研究仍處于初步階段。荊國業等[3]介紹了全斷面豎井掘進機鑿井技術,對掘進機的井幫穩定、鑿井工序、掘進參數等關鍵技術特點進行探討;賈連輝等[4]針對掘進機豎向排渣難的問題,提出相應的全斷面豎井掘進機上排渣技術并進行不同推力和轉速等多工況下的掘進試驗對所提技術進行驗證;劉志強等[5]考慮了掘進機機—巖相互作用下各因素的獨立性和相關性,提出了適用于全斷面豎井掘進機鑿井圍巖分類指標體系與評價方法;李超等[6]研究了豎井掘進機掘進過程中側壁穩定性及破壞模式問題,指出其側壁圍巖若變形失穩破壞則無法提供足夠推進反力支持掘進施工。上述針對全斷面豎井掘進機的研究主要集中在機械設備技術、圍巖分級和撐靴局部圍巖穩定性三方面,而針對超大直徑全斷面豎井掘進機開挖過程施工地層擾動規律相關的研究特別是針對豎井井壁、刀盤開挖面等敏感區域的圍巖變形模式以及對應圍巖塑性區的分布范圍和演化過程的研究仍較為缺乏。

本研究基于有限元方法對超大直徑全斷面豎井掘進機開挖過程進行數值模擬,分析全斷面豎井掘進機機—巖相互作用下的圍巖擾動規律,探明豎井井壁、刀盤開挖面等敏感區域的圍巖變形模式以及對應圍巖塑性區的分布范圍和演化過程,并討論井筒襯砌和先導掘進裝置的設置對掘進過程圍巖的影響。研究成果可為豎井施工中井壁圍巖穩定性控制以及給井筒結構設計提供可參考的理論指導。

1 超大直徑全斷面豎井掘進機簡介

某豎井設計開挖深度60m,豎井外徑22m,內徑20m,采用超大直徑全斷面豎井掘進機施工。井筒結構采用鋼筋混凝土襯砌管片模塊化拼裝,整體成環后逐步下沉,管片環寬2.6m,厚度1.0 m。圖1為超大直徑豎井全斷面豎井掘進機設計示意圖。其系統組成包括:掘進機驅動系統、掘進機刀盤、掘進機盾體及靴撐、自動排渣系統、先導掘進系統、豎井襯砌、井筒提升系統。

圖1 豎井掘進機設計示意Fig.1 Schematic of the design of shaft boring machine

如圖2所示,豎井掘進機施工流程分為以下6個步驟:①始發井建造,前期施工準備階段在施工場地開挖出深度較淺的豎井為豎井掘進機的設備安裝提供空間;②豎井掘進機設備安裝,將豎井掘進機的各系統設備安裝到井內;③先導集渣孔開挖,先導掘進系統運作開挖出集渣孔為掘進機刀盤切削的渣土提供集渣和出渣的空間;④豎井開挖面掘進,掘進機刀盤盾體靴撐伸出,支撐在圍巖上,機體姿態被固定,掘進機刀盤開始轉動推進切削破巖;⑤井筒襯砌施作,當豎井掘進機開挖到一定深度后,豎井井筒襯砌會在井筒提升系統的吊裝下完成同步下沉,并且新一環的井筒管片也會在地表完成安裝;⑥豎井掘進機設備回收及豎井封底,當豎井掘進至設計標高后,掘進機會停止工作并會被拆分成各部件分批提升運出,最后豎井底部會采用鋼筋混凝土進行封底處理。

圖2 豎井掘進機施工流程Fig.2 The workflow of shaft construction using shaft boring machine

2 豎井掘進機掘進數值模型

2.1 模型及網格劃分

針對超大直徑全斷面豎井掘進機施工過程進行有限元模擬,模型三維網格如圖3所示,計算模型的單元數為196 639、節點數為228 636。為了消除數值模型邊界效應影響,模型半徑和高度均為120 m,邊界條件為圓柱體環面法向約束模擬巖層側限條件,底面全約束。為了探明不同圍巖條件下豎井掘進地層變形規律,模型分別探討了3種圍巖等級的地層條件,即強風化砂巖(Ⅴ級圍巖)、中風化砂巖(Ⅳ級圍巖),微風化砂巖(Ⅲ級圍巖)。

圖3 豎井數值模型網格劃分及幾何尺寸(單位:m)Fig.3 Grid division and geometric dimension of numerical model of shaft

2.2 材料參數

3種巖土體單元本構模型采用莫爾—庫倫模型,物理力學參數如表1所示。井筒結構為鋼箱—混凝土組合結構,混凝土強度為C40,鋼板采用Q335b板材,厚度25mm。根據管片單元的截面特性采用等效彈性模量的方法將鋼箱—混凝土組合結構簡化成具有相同材料參數的均質各向同性材料,即E等效A=E鋼板A鋼板+E混凝土A混凝土。 豎井井筒結構和先導掘進裝置的盾構機盾體分別采用模量等效后的鋼筋混凝土和鋼材的材料特性進行模擬,采用線彈性本構模型,其物理力學參數如表2所示。

表1 巖土層物理力學參數Table 1 Physico-mechanical parameters of soil layers

表2 井筒襯砌和先導裝置盾體材料參數Table 2 Physico-mechanical parameters of shaft lining and shield

2.3 施工過程模擬

超大直徑豎井掘進機施工過程模擬步驟:①豎井內部核心土開挖;②井筒襯砌施工;③大刀盤位置土體開挖;④集渣孔處先導掘進裝置位置土體開挖。根據本項目豎井設計的開挖深度(60 m)以及井筒環的寬度(2.6 m)等實際施工因素進行考慮,分別在始發段(10.4 m)、中間段(36.4 m)和終點段(59.8 m)3個井深位置進行豎井掘進機開挖過程循環模擬,上述3個井深位置的開挖階段分別對應井筒結構的第4環、第14環和第23環的安裝階段。

豎井掘進機對圍巖施加荷載主要分為7部分:①豎井掘進機大刀盤推力q1;②豎井掘進機刀盤扭矩T1;③刀盤盾體環向靴撐支撐力P1;④刀盤盾體靴撐豎向摩擦反力f1,f1=μ×P1,其中μ為圍巖與盾體靴撐之間的靜摩擦系數,,φ為圍巖內摩擦角;⑤刀盤盾體靴撐水平摩擦反力f2,用以抵抗刀盤扭矩T1,其大小根據刀盤扭矩平均至各靴撐上的反力矩而定;⑥先導掘進裝置掘進推力q2;⑦先導掘進裝置盾體靴撐推力P2。各推力作用位置示意如圖4所示,根據掘進機廠家所提供的掘進機設備推力參數進行合理簡化換算得到各作用力大小如表3所示。

圖4 豎井掘進機施工荷載Fig.4 Thrust of shaft boring machine

表3 豎井掘進機作用力參數Table 3 Thrust value of shaft boring machine

3 計算結果與分析

3.1 圍巖應力

圖5為強風化砂巖條件下各開挖階段豎井圍巖的Mise應力云圖。由圖5可知,由于豎井掘進推力和切削力的影響,掘進機大刀盤盾體環向支撐處、大刀盤邊緣外圈以及大刀盤內圈與先導掘進裝置連接處圍巖出現顯著的應力集中。同時,在大刀盤開挖面中圈以及先導掘進裝置開挖面下方兩側巖體均出現應力釋放,其主要原因為兩處開挖面切削巖體產生臨空面。

圖5 豎井各開挖階段圍巖應力云圖Fig.5 Stress nephogram of surrounding rock at each stage of shaft excavation

圖6和圖7分別為強風化砂巖終點段下不同水平距離和深度的圍巖應力。由圖6中井內壁(P0)應力結果可知,應力變化主要分為線性增長段和掘進機擾動段,前者應力增長受地層壓力主導,而后者的應力波動主要受掘進機撐靴推力擠壓圍巖進入塑性屈服狀態,應力不再增長,最大應力位于掘進機盾體位置附近。圍巖應力增量隨水平距離的增加呈先增大后迅速衰減的趨勢,距離豎井內壁11 m(0.5D,D為豎井直徑)圍巖應力接近原巖應力水平,22 m(1D)基本不受豎井掘進機施工擾動影響,應力水平恢復到初始應力狀態。

圖6 不同水平距離圍巖應力Fig.6 Stress of surrounding rock in different distance

圖7 不同深度圍巖應力Fig.7 Stress of surrounding rock in different depth

3.2 圍巖變形

豎井建造過程中井壁圍巖的徑向變形是評價圍巖穩定性的重要指標之一。圖8為強風化砂巖條件下各開挖階段豎井圍巖徑向變形云圖,可知圍巖徑向變形主要集中在掘進機推力擾動區域范圍內,變形模式為向井內收縮,最大值為7.33 mm,出現在強風化砂巖條件下終點段的刀盤盾體與井筒結構連接處附近區域。

圖8 豎井圍巖徑向位移云圖Fig.8 Radial deformation nephogram of surrounding rock of shaft

圖9為強風化砂巖條件下豎井距離L=0D、L=0.4D、L=0.75D、L=1D圍巖沿開挖深度分布的徑向變形曲線。由圖9可知,距離豎井內部越近,圍巖徑向變形越大。在距離豎井1D處變形僅0～1 mm,可認為1D范圍以外的圍巖受豎井開挖的影響很小。井壁處(L=0)圍巖徑向變形隨著深度增加而增大。接近刀盤開挖面的擾動區域徑向變形曲線急劇變化,這是由于局部受到刀盤盾體約束和刀盤環向撐靴擠壓的作用。

圖9 不同水平距離圍巖徑向位移Fig.9 Radial deformation of surrounding rock in different distance

3.3 豎井圍巖塑性區的分布及演化

通過提取有限元計算分析模型中等效塑性應變(PEEQ)的計算結果獲得不同圍巖條件下塑性區的范圍,其產生塑性應變的區域范圍即為塑性區范圍。圖10(a)和圖10(b)分別為強風化圍巖條件下中間段和終點段的塑性區范圍。從中間段至終點段,塑性臨界深度從埋深18.5 m向地表方向發展至埋深11 m,最大塑性半徑從7.5 m擴展至13.8m。綜上可知,隨著掘進機逐步開挖,由于施工擾動而形成的圍巖塑性區范圍是逐漸增大的,塑性區范圍受開挖深度和掘進機刀盤所處位置影響。

圖10 圍巖塑性區范圍Fig.10 Plastic zone of surrounding rock

4 不同圍巖條件計算結果對比分析

4.1 圍巖應力

圖11為不同圍巖條件下豎井井壁圍巖Mise應力曲線圖。由圖可知,淺層0～35 m埋深范圍內的圍巖應力較小整體處于彈性階段,巖層條件的變化對于圍巖應力的影響并不明顯,整體隨埋深呈線性增長。從埋深35 m以下的地層開始,隨著豎井開挖深度加深,強風化圍巖應力增長趨勢減緩且最終穩定在800 kPa附近,其原因是圍巖開始進入塑性階段,出現松動區和塑性區導致應力釋放,此時圍巖條件的差異會導致其所能承受的最大應力不同。

圖11 不同圍巖條件下豎井井壁圍巖應力Fig.11 Stress of shaft wellbore rock in different rock condition

4.2 圍巖變形

圖12為不同圍巖條件下豎井圍巖徑向變形曲線圖。由圖12可知,隨著圍巖條件不斷弱化,圍巖徑向變形的峰值也在增大,強風化砂巖、中風化砂巖和微風化砂巖對應的徑向變形峰值分別為7.33、1.65和0.426 mm,峰值出現位置均為刀盤盾體與井筒結構交界處附近位置圍巖。

圖12 不同圍巖條件下豎井井壁圍巖徑向變形Fig.12 Radial deformation of shaft wellbore rock in different rock condition

4.3 不同圍巖條件下塑性區的空間分布變化

圖13(a)、圖13(b)分別為中間段和終點段不同圍巖條件下塑性區范圍。中間段強風化、中風化和微風化圍巖條件下井壁圍巖最大塑性半徑分別為7.5 3.2和3 m;終點段強風化、中風化和微風化圍巖條件下井壁圍巖最大塑性半徑分別為 13.8、6.3和4.2 m。綜上可知,在相同開挖階段下圍巖條件越差、塑性區的范圍越大,且從中間段至終點段塑性半徑和塑性臨界深度的擴張程度更大。

圖13 不同圍巖條件下塑性區空間分布Fig.13 Spatial distribution of plastic zone under different surrounding rock conditions

5 不同支護條件下圍巖井壁變形分析

圖14對比了在強風化、中風化和微風化3種圍巖條件下終點段井壁圍巖在有襯砌約束和無襯砌約束條件下的圍巖徑向位移隨井深的變化特點。由圖可知,無襯砌約束的情況井壁圍巖的徑向變形明顯增大:強風化圍巖條件下有襯砌約束的圍巖徑向變形最大值為7.33 mm,無襯砌約束工況由于圍巖變形過大圍巖失穩計算無法收斂;中風化砂巖條件下有襯砌約束和無襯砌約束的圍巖徑向變形最大值分別為1.72 mm和6.5 mm;微風化圍巖條件下有襯砌約束和無襯砌約束的圍巖徑向變形最大值分別為1.32 mm和4.37 mm。因此經上述對比可知,井筒結構對于控制圍巖變形和穩定性起到了關鍵作用。

圖14 有無襯砌情況下井壁圍巖徑向變形對比Fig.14 Comparison of radial deformation of surrounding rock with or without lining

6 有無先導掘進裝置圍巖應力應變

圖15和圖16分別為有無先導掘進裝置工況下開挖面處Mise應力云圖和應力曲線。從圖中可知,先導掘進裝置的存在主要影響刀盤開挖面內圈的應力分布。強風化砂巖條件下終點段0～2 m的開挖面水平距離范圍內,由于先導掘進裝置盾體對開挖面內圈巖體形成約束,在掘進機刀盤切削擠壓巖體時被約束的巖體受力更為集中,圖中內圓刀盤與先導掘進裝置連接處圍巖應力從450 kPa增長至750 kPa,這會導致內圈刀盤磨損比其他部位更大,所需的切削扭矩和推力也更大。

圖15 有無先導掘進裝置的應力云圖對比Fig.15 Comparison of stress nephogram with and without pilot tunneling device

圖16 有無先導掘進裝置條件下開挖面應力分布對比Fig.16 Comparison of stress distribution of excavation face with or without pilot tunneling device

7 結論與建議

基于有限元方法對超大直徑全斷面豎井掘進機開挖過程進行數值模擬,分析全斷面豎井掘進機機—巖相互作用下的圍巖擾動規律,探明豎井井壁、刀盤開挖面等敏感區域的圍巖變形模式以及對應圍巖塑性區的分布范圍和演化過程,并討論井筒襯砌和先導掘進裝置的設置對掘進過程圍巖的影響,得到以下結論:

(1)影響井壁圍巖應力變化的主要因素為開挖深度、圍巖條件以及距離刀盤開挖面的距離,強風化圍巖條件下1D范圍以外基本不受掘進機施工擾動影響,應力水平恢復到初始應力狀態。在豎井掘進機主動推力作用下在刀盤盾體與井筒結構交界處、刀盤開挖面邊緣以及刀盤內圈出現應力集中區域。

(2)在圍巖變形方面,強風化圍巖條件下井壁圍巖徑向變形最大值可達7.33 mm,位于刀盤盾體與井筒結構交界處附近位置圍巖。在強風化圍巖條件距離豎井1D處變形僅0～1mm,則1D以外區域可認為掘進機開挖影響很小。

(3)不同圍巖條件下,圍巖應力從埋深35 m以下呈現差異性增長,強風化圍巖由于進入塑性階段圍巖應力穩定在800 kPa;圍巖變形則是隨著圍巖條件變好而逐漸變小,變形峰值從7.33 m降至0.426 mm;在掘進施工擾動下,塑性區范圍隨著圍巖條件劣化和開挖深度加深呈現逐漸擴大的趨勢。

(4)無襯砌支護條件下井壁圍巖徑向變形明顯大于有襯砌支護情況,且強風化砂巖條件下終點段開挖無襯砌支護時圍巖無法自穩;先導掘進裝置盾體對開挖面內圈巖體形成約束,掘進機刀盤切削擠壓巖體時被約束的巖體應力集中,導致內圈刀盤磨損比其他部位更大,所需的切削扭矩和推力也更大。