李安云, 張 凱, 徐金峰, *, 謝雄耀, 康元鋒

(1. 中鐵十五局集團(tuán)有限公司, 上海 200070; 2. 同濟(jì)大學(xué)地下建筑與工程系, 上海 200092; 3. 同濟(jì)大學(xué) 巖土及地下工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 上海 200092)

0 引言

隨著我國西部煤炭資源的開發(fā),大量復(fù)雜地層長距離斜井有待建設(shè),采用傳統(tǒng)的礦山法(鉆爆法)施工的缺點(diǎn)開始凸顯;相較之下,TBM法具有快速、優(yōu)質(zhì)、安全、經(jīng)濟(jì)、環(huán)保等優(yōu)勢,尤其在長、大、深隧道施工中更為明顯[1-3]。20世紀(jì)80年代起,在國外已有不少礦山項(xiàng)目嘗試使用TBM進(jìn)行巷道輔助掘進(jìn),國內(nèi)最早于2004年在山西塔山煤礦主平硐使用雙護(hù)盾TBM(羅賓斯I60系列產(chǎn)品)掘進(jìn)3 400 m,隨后在淮南張集煤礦、神華新街臺格廟礦區(qū)使用TBM掘進(jìn),均取得了高效掘進(jìn)的施工成績[4-5]。

行之有效的支護(hù)手段是保證TBM順利掘進(jìn)的先決條件,敞開式TBM采用新奧法支護(hù),主要包括錨桿(索)、鋼筋網(wǎng)、噴射混凝土、鋼拱架等支護(hù)方法[6-10]。然而,在節(jié)理發(fā)育的破碎軟巖地層中掘進(jìn)是敞開式TBM施工的一大難題,如復(fù)雜地質(zhì)條件下掘進(jìn)可能造成圍巖大面積冒頂坍塌,存在支護(hù)變形侵占開挖斷面、TBM卡機(jī)、塌方被埋的風(fēng)險(xiǎn),易造成工期和成本難控,是影響工程成敗的重要因素[11-13]。

學(xué)者已從數(shù)值模擬及現(xiàn)場施工等多角度研究劣性隧道的開挖支護(hù)問題并得到一些結(jié)論。Tang等[14]使用離散元軟件UDEC對TBM 2種不同支護(hù)方案下的開挖擾動行為和錨桿荷載特性進(jìn)行了研究和比較,得出人工垂直錨桿效果更好的結(jié)論。劉泉聲等[15]針對深部巷道軟弱圍巖的破裂碎脹大變形問題,采用FDEM模擬方法,得出錨噴和錨噴-注漿加固后能有效地控制圍巖變形,抑制裂紋擴(kuò)展范圍,大幅減少圍巖收斂。孟慶彬等[16]提出“錨注加固體等效層”概念,采用FLAC3D數(shù)值模擬研究深部軟巖巷道錨注支護(hù)機(jī)制,揭示了錨固參數(shù)對巷道圍巖位移及塑性區(qū)的影響規(guī)律。Sun等[17]分析了無支護(hù)、原始支護(hù)下的高地應(yīng)力軟巖破壞情況,提出高恒阻、大變形新型支護(hù)能有效控制隧道變形。徐金峰等[18]通過分析紅層軟巖破碎帶塌方原因及變形特征,探究了錨桿的支護(hù)效果,并給出最優(yōu)錨桿組合形式。司林坡等[19]通過分析煤礦井下大斷面硐室4種支護(hù)條件下的支護(hù)效果,得出煤礦井下超大斷面硐室支護(hù)適合采用錨桿錨索和混凝土砌碹聯(lián)合支護(hù)形式的結(jié)論。

由以往研究可知,合理適時(shí)的圍巖支護(hù)可有效解決圍巖變形、冒落問題。鑒于目前斜井TBM支護(hù)機(jī)制尚不明確,支護(hù)參數(shù)多憑經(jīng)驗(yàn),因此,斜井TBM的有效支護(hù)方案具有廣泛研究價(jià)值。本文針對TBM掘進(jìn)煤礦斜井巷道圍巖開裂、拱頂冒落等問題,探究不同支護(hù)方式的作用機(jī)制及支護(hù)效果,并以陜西榆林可可蓋副斜井TBM掘進(jìn)工程為研究對象,采用UDEC離散元數(shù)值模擬方法,探究TBM掘進(jìn)破碎巷道的變形及破壞機(jī)制,分別針對無支護(hù)、錨網(wǎng)噴支護(hù)、錨網(wǎng)索噴支護(hù)、錨網(wǎng)索噴+鋼帶支護(hù)4種條件進(jìn)行支護(hù)效果分析,基于數(shù)值模擬結(jié)果提出合理支護(hù)方案并進(jìn)行工程驗(yàn)證。研究結(jié)果以期為煤礦斜井TBM掘進(jìn)破碎軟巖地層支護(hù)設(shè)計(jì)提供參考。

1 工程介紹

1.1 工程概況

可可蓋井田位于陜西省榆林市榆陽區(qū)西部,是陜西延長石油榆林煤化有限公司榆橫煤基芳烴項(xiàng)目的配套供煤礦井。副斜井傾角6°下山施工,井筒采用明槽開挖+TBM工法施工,TBM工法施工段長4 270 m,敞開式TBM開挖洞徑為7.13 m。井田位于鄂爾多斯盆地的次級構(gòu)造單元陜北斜坡中南部,地質(zhì)構(gòu)造簡單,本區(qū)總體構(gòu)造形態(tài)為一北西西向傾斜的單斜層,傾角小于1°。地勘報(bào)告中施工井筒鉆孔情況表明,可可蓋揭露地層由新至老依次為: 第四系全新統(tǒng)現(xiàn)代風(fēng)積沙、上更新統(tǒng)薩拉烏蘇組、第四系中更新統(tǒng)離石黃土、白堊系洛河組(地層厚度153.15～221.40 m,埋深至地下230 m)、侏羅系安定組(地層厚度52.32～62.79 m,埋深至地下320 m)、直羅組。計(jì)算工況位于地下300 m位置,地層巖性為侏羅系中統(tǒng)安定組粉砂巖、泥巖及互層巖組,巖石含有較多的黏土礦物和有機(jī)質(zhì),地層結(jié)構(gòu)以發(fā)育較多的水平層理及交錯(cuò)層理、節(jié)理裂隙和滑面等結(jié)構(gòu)面為特征。采用水壓致裂法對工程區(qū)地應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行測量,工程區(qū)的構(gòu)造應(yīng)力仍占主導(dǎo)地位,以北東—南西向擠壓為主,最大水平地應(yīng)力為14.12 MPa,最小水平地應(yīng)力為9.95 MPa,豎向地應(yīng)力為7.68 MPa。

1.2 TBM施工掘進(jìn)分析

計(jì)算工況(地下300 m)所處安定組粉砂巖屬于軟巖,其強(qiáng)度低、易風(fēng)化、水敏性強(qiáng)、遇水軟化,存在泥質(zhì)膠結(jié)。典型地質(zhì)為厚度10～30 m的磚紅色長石砂巖,為中粒砂狀結(jié)構(gòu),板狀交錯(cuò)層理構(gòu)造,主要由石英、長石等組成,為孔隙式泥質(zhì)膠結(jié)。在可可蓋煤礦主副斜井TBM掘進(jìn)的前300 m,已有的最深冒落尺寸長達(dá)2 m,進(jìn)而形成大面積冒落的危險(xiǎn)破壞區(qū)域。主要的施工問題為: 軟巖強(qiáng)度較低,內(nèi)部層理、裂隙發(fā)育豐富,開挖后易開裂、掉塊,支護(hù)后效果不夠理想,存在“錨桿錨不住”的支護(hù)難題。施工現(xiàn)場在進(jìn)行錨桿和鋼筋網(wǎng)支護(hù)后、噴射混凝土施工前,常見圍巖頂板破碎、掉塊現(xiàn)象,如圖1所示?？梢钥闯?頂板圍巖在開挖后內(nèi)部節(jié)理裂隙不斷發(fā)展,導(dǎo)致開挖后圍巖頂板大量冒落,支護(hù)結(jié)構(gòu)發(fā)生較大變形。

1.3 支護(hù)方案

初始支護(hù)設(shè)計(jì)方案如圖2所示。TBM掘進(jìn)段井筒采用錨網(wǎng)噴支護(hù)形式,底部安裝預(yù)制仰拱塊并進(jìn)行注漿填充。錨桿桿體材料采用HRB400鋼筋,直徑22 mm,長度2 400 mm,外露50 mm,間排距900 mm×900 mm,菱形布置,托板采用150 mm×150 mm×10 mm碟形鋼板,每根錨桿使用2卷MSZ23/50型樹脂藥卷,錨固力不小于100 kN。錨桿施工工藝為: 確定眼位、鉆眼、清孔、充填樹脂藥卷、安裝錨桿、固化后安裝墊板。金屬網(wǎng)采用直徑為6.5 mm的HPB300鋼筋焊接,網(wǎng)格大小為100 mm×100 mm;噴射混凝土等級為C20,混凝土厚度為200 mm。

(a) 開挖斷面支護(hù)方案

2 無支護(hù)圍巖擾動數(shù)值模擬

2.1 數(shù)值模型建立

根據(jù)可可蓋煤礦在軟弱砂巖中的TBM掘進(jìn)開挖及支護(hù)方案,選取300 m埋深的典型斷面,采用離散元軟件UDEC7.0建立數(shù)值模型,模擬不同支護(hù)方案下的圍巖擾動及支護(hù)結(jié)構(gòu)受力。根據(jù)圣維南原則和施工經(jīng)驗(yàn),在距離掘進(jìn)區(qū)域3～5倍洞徑的區(qū)域外開挖擾動很小,可以忽略不計(jì),因此設(shè)置模型尺寸為80 m×80 m,共包含塊體14 294個(gè)。圓形TBM開挖巷道位于模型中心,直徑為7.13 m。為模擬掘進(jìn)時(shí)節(jié)理巖體內(nèi)部裂隙拓展情況,在圓形TBM附近的關(guān)鍵區(qū)域使用平均邊緣長度為0.35 m的Trigon三角塊體;遠(yuǎn)離掘進(jìn)面的塊體尺寸逐漸增大,分別為平均邊緣長度為0.8 m的Voronoi塊體,尺寸范圍為1 m×2 m與2 m×3 m的矩形塊體。整體模型網(wǎng)格如圖3所示。

圖3 整體模型網(wǎng)格圖

在模型左右側(cè)和底面固定法向位移約束,對計(jì)算單元施加最大水平應(yīng)力14.12 MPa,最小水平應(yīng)力9.95 MPa,豎向應(yīng)力7.68 MPa(應(yīng)力值采用水壓致裂法對工程區(qū)地應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行測量得到)。巖層采用Mohr-Coulomb本構(gòu)關(guān)系,節(jié)理采用Coulomb slip區(qū)域接觸節(jié)理本構(gòu)關(guān)系。巖體物理力學(xué)參數(shù)根據(jù)地勘報(bào)告計(jì)算得到,具體參數(shù)如表1所示。節(jié)理面參數(shù)中,節(jié)理法向剛度與剪切剛度通過式(1)—(2)[20]得到,節(jié)理黏結(jié)力和內(nèi)摩擦角參數(shù)難以從既有參數(shù)推得,通過大量單軸壓縮數(shù)值模擬迭代試驗(yàn)來校準(zhǔn)所模擬巖體的材料微觀力學(xué)特性[21](見圖4),具體參數(shù)如表2所示。

Kn=10[(K+4/3G)/(ΔZmin)] ;

(1)

Ks=0.4Kn。

(2)

式(1)—(2)中:Kn為法向剛度;Ks為剪切剛度;K、G分別為巖體體積模量、剪切模量; ΔZmin為最小裂縫寬度。

表1 巖石物理力學(xué)參數(shù)

(a) 砂巖

表2 節(jié)理面物理力學(xué)參數(shù)

2.2 模擬結(jié)果分析

TBM利用外緣刀盤刀頭滾動切削巖石使圓形隧道輪廓處的巖石破碎,通過刪除內(nèi)部圓形塊體來模擬巷道開挖,相較于鉆爆法開挖,TBM掘進(jìn)圍巖擾動較小。在模擬過程中通過FISH語言實(shí)現(xiàn)圍巖應(yīng)力以10%的速度平緩分階段釋放,在頂板、底板、巷道左幫及右?guī)驮O(shè)置監(jiān)測點(diǎn),以便在整個(gè)應(yīng)力釋放過程中記錄位移數(shù)據(jù)。無支護(hù)圍巖變形情況如圖5所示(圖中分析步為計(jì)算至模型受力平衡的計(jì)算步數(shù),下同)。由圖可知,隨著釋放系數(shù)的逐漸減小,位移急劇增加,應(yīng)力釋放至60%時(shí),階段變形量最大。在頂板處檢測到最大位移極值為94.70 mm。幫部位移在應(yīng)力釋放初期大于頂板及底板,隨后變形速度減小,位移收斂時(shí)左右?guī)偷奈灰品€(wěn)定在約70 mm?？梢钥吹?無支護(hù)情況下圍巖頂板及幫部都會產(chǎn)生較大變形,且破碎圍巖內(nèi)部破碎裂隙發(fā)育,需要采取及時(shí)有效的支護(hù)手段以控制圍巖變形,保證斜井TBM正常掘進(jìn)。

圖5 無支護(hù)圍巖變形情況

在頂板、底板、巷道左幫及右?guī)脱貜较蛎扛? m設(shè)置監(jiān)測點(diǎn),探究無支護(hù)情況下深部圍巖應(yīng)力演變過程。頂板及左幫各6個(gè)監(jiān)測點(diǎn)的徑向應(yīng)力及切向應(yīng)力如圖6所示。由圖可知,隨著應(yīng)力逐漸釋放,徑向應(yīng)力值均呈現(xiàn)階梯狀減小趨勢,且距離巷道圍巖表面越近,應(yīng)力變化幅度越大,在巷道洞壁處最終徑向及切向應(yīng)力值均趨于0,表明最終洞壁出現(xiàn)拉應(yīng)力,產(chǎn)生頂板冒落、幫部剝落的破壞現(xiàn)象。切向應(yīng)力演變規(guī)律在頂板與左幫處并不一致,頂板深度3 m范圍內(nèi)切向應(yīng)力均減小,左幫為2 m范圍內(nèi)切向應(yīng)力;其余監(jiān)測點(diǎn)切向應(yīng)力均表現(xiàn)出先增大后減小的趨勢,最終與原巖應(yīng)力值相近,這也說明頂板處錨固深度應(yīng)大于幫部位置。

(a) 頂板徑向應(yīng)力

(c) 左幫徑向應(yīng)力

2.3 圍巖擾動破壞機(jī)制分析

無支護(hù)情況下圍巖塑性區(qū)面積演變曲線如圖7所示。β值代表不同應(yīng)力釋放階段下的塑性區(qū)云圖,其中綠色區(qū)域?yàn)槔焖苄詤^(qū),紅色區(qū)域?yàn)榧羟兴苄詤^(qū)。塑性破壞主要由剪切塑性控制,拉伸塑性區(qū)位于斜井圍巖周圍,剪切塑性區(qū)由淺部圍巖向深部圍巖不斷擴(kuò)展,頂板與底部塑性發(fā)展遠(yuǎn)大于兩幫處,說明圍巖破壞主要受水平構(gòu)造應(yīng)力影響。使用圖片處理軟件Image J對塑性區(qū)面積進(jìn)行測量統(tǒng)計(jì)并繪制曲線圖。應(yīng)力釋放至20%時(shí),圍巖頂、底板進(jìn)入剪切塑性狀態(tài),塑性面積快速增長至80%后趨于平緩,此時(shí)剪切塑性面積為89.87 m2;應(yīng)力釋放至60%時(shí)產(chǎn)生拉伸破壞現(xiàn)象,最終拉伸塑性面積為3.41 m2,是導(dǎo)致圍巖頂板冒落的最危險(xiǎn)區(qū)域。

圖7 無支護(hù)情況下圍巖塑性區(qū)面積演變曲線

綜合以上圍巖變形、深部應(yīng)力及塑性區(qū)發(fā)展情況,得到無支護(hù)情況下TBM掘進(jìn)煤礦斜井巷道圍巖破壞演變及最終失穩(wěn)機(jī)制,如圖8所示。TBM掘進(jìn)初期在頂板、底板產(chǎn)生剪切塑性區(qū)域(藍(lán)色),隨著掘進(jìn)后應(yīng)力不斷釋放重分布,受構(gòu)造應(yīng)力影響的圓形巷道塑性區(qū)域不斷向圍巖深部擴(kuò)展,且在巷道表面拉應(yīng)力區(qū)形成拉伸塑性區(qū)域(紅色),最終形成由剪切塑性主導(dǎo)變形、由拉伸塑性控制破壞的“鵝蛋形”塑性破壞區(qū)?？梢钥吹诫A段3大面積的頂板冒落、底板隆起及小面積幫部剝落破壞。由于TBM經(jīng)過掌子面后馬上會施作預(yù)制仰拱,斜井TBM頂部變形控制支護(hù)手段顯得更為重要。

3 支護(hù)方案設(shè)計(jì)分析及現(xiàn)場施工

3.1 支護(hù)模擬方案設(shè)計(jì)

可可蓋副斜井井筒掘進(jìn)項(xiàng)目中,TBM斜井掘進(jìn)采用“短掘短支”方法,在距離開挖面3～5 m處快速進(jìn)行圍巖支護(hù),考慮支護(hù)時(shí)機(jī)與圍巖應(yīng)力釋放的對應(yīng)關(guān)系,此時(shí)圍巖應(yīng)力釋放約60%[22-23]。本次數(shù)值模擬針對無支護(hù)、初始支護(hù)、初始支護(hù)+錨索、初始支護(hù)+錨索+鋼帶4種條件進(jìn)行支護(hù)效果分析,其中無支護(hù)方案作為參數(shù)對照,以反映不同支護(hù)方案的支護(hù)效果。具體模擬方案如表3所示。

圖8 破壞演變及圍巖失穩(wěn)機(jī)制

表3 模擬支護(hù)方案設(shè)置

3.2 支護(hù)模擬參數(shù)

在UDEC7.0中,采用cable結(jié)構(gòu)單元模擬錨桿支護(hù),liner結(jié)構(gòu)單元模擬噴射混凝土、鋼筋網(wǎng)及鋼帶的支護(hù)效果?；谥ёo(hù)材料參數(shù)與經(jīng)驗(yàn)計(jì)算參數(shù)確定結(jié)構(gòu)單元模擬參數(shù),其中“噴混凝土+鋼筋網(wǎng)+鋼帶”支護(hù)結(jié)構(gòu)等效為實(shí)體模型,實(shí)體厚度取噴射混凝土設(shè)計(jì)厚度,實(shí)體單元的彈性模量計(jì)算見式(3)[24]。具體參數(shù)設(shè)置如表4和表5所示。

(3)

式中:E為等效實(shí)體單元彈性模量;E0、Eg、Ej分別表示噴射混凝土、鋼帶、鋼筋網(wǎng)的彈性模量;s0、Sg、Sj分別為噴射混凝土、鋼帶、鋼筋網(wǎng)截面積。

查閱UDEC指南手冊[21]可知,有學(xué)者已經(jīng)驗(yàn)證[14]可以通過以下公式對錨桿錨固劑黏結(jié)剛度(Kbond)、黏結(jié)強(qiáng)度(Sbond)進(jìn)行合理取值:

(4)

Sbond=π(D+2t)τpeak;

(5)

τpeak=τ1QB。

(6)

式(4)—(6)中:G為注漿剪切模量;t為環(huán)向空隙厚度(鉆孔直徑與錨桿直徑之差);D為錨桿直徑;τ1取值為注漿后軟弱巖石單軸抗壓強(qiáng)度的1/2;QB為注漿與巖層間的黏結(jié)質(zhì)量,QB=1表明黏結(jié)質(zhì)量最佳;τpeak為注漿巖體峰值剪切強(qiáng)度。

表4 cable單元參數(shù)

表5 liner單元參數(shù)

3.3 模擬結(jié)果分析

不同支護(hù)方式下的巷道頂板位移如圖9所示。錨網(wǎng)噴支護(hù)后圍巖變形得到有效改善,最終頂板位移由94.70 mm降低至71.59 mm,降低了24.4%。將頂部錨桿換成5.3 m錨索支護(hù)后頂板位移控制效果優(yōu)于純錨桿支護(hù),頂板位移為60.32 mm,較無支護(hù)降低了36.3%。在應(yīng)力釋放至60%時(shí)同步施作錨網(wǎng)噴索+鋼帶聯(lián)合支護(hù)后,頂板位移在略微增大后快速收斂,最終頂板位移為46.50 mm,降低了50.9%,頂板變形量得到大幅控制。

圖9 不同支護(hù)下頂板位移

不同支護(hù)方式下的巷道開挖塑性區(qū)如圖10和表6所示。由圖10可知,隨著支護(hù)方式的優(yōu)化,塑性區(qū)面積呈現(xiàn)明顯減小的趨勢,且鋼帶聯(lián)合支護(hù)下拉伸塑性區(qū)趨近于消失。由塑性區(qū)面積變化趨勢可得,相較于無支護(hù),錨網(wǎng)噴支護(hù)可初步緩解圍巖塑性破壞,優(yōu)化效率為24.2%,錨網(wǎng)噴索支護(hù)較無支護(hù)的圍巖剪切塑性區(qū)減少30.6%。加入鋼帶支護(hù)后,進(jìn)入塑性狀態(tài)的圍巖面積得到有效控制,剪切塑性區(qū)面積減少50.4%,控制變形的拉伸塑性面積減少99.85%,基本消除處于拉伸屈服狀態(tài)的圍巖。

(a) 無支護(hù)

表6 塑性區(qū)面積統(tǒng)計(jì)

不同支護(hù)方式下的開挖裂縫拓展情況如圖11和圖12所示,其中紅色為剪切裂縫,綠色為拉伸裂縫。通過編寫UDEC內(nèi)置FISH函數(shù)實(shí)現(xiàn)不同破壞類型裂縫識別與裂縫數(shù)目及長度統(tǒng)計(jì)功能。無支護(hù)情況下圍巖裂縫拓展深度為3.62 m,掘進(jìn)現(xiàn)場通過皮尺測量到圍巖破碎區(qū)域深度約3 m,擬合誤差較小,模擬相似性較好。分析可知裂縫類型主要為剪切裂縫,占總裂縫長度的99.8%以上,從巷道洞壁逐漸擴(kuò)展至巖層深處。拉伸裂縫拓展數(shù)目及長度遠(yuǎn)小于剪切裂縫,位于巷道圍巖表面附近區(qū)域,是控制圍巖拉裂破壞的主導(dǎo)因素。采取支護(hù)手段可有效減少裂縫拓展,錨網(wǎng)噴索支護(hù)效果較好,相較于無支護(hù)情況,剪切裂縫長度減少17.6%,拉伸裂縫長度減少81.3%,已經(jīng)可以起到保護(hù)圍巖穩(wěn)定的作用。

(a) 無支護(hù)

圖12 裂縫長度統(tǒng)計(jì)

分析不同支護(hù)方式下的應(yīng)力分布情況,不同支護(hù)方案下最小主應(yīng)力和最大主應(yīng)力分布如圖13和圖14所示。由圖可知,無支護(hù)情況下圍巖有明顯的應(yīng)力集中情況,破壞區(qū)域從淺部圍巖向深部圍巖不斷擴(kuò)展,最大主應(yīng)力云圖中極值壓應(yīng)力位于距離頂板及底板約4.5 m處位置,近似“半月牙”狀對稱分布;最小主應(yīng)力云圖也顯示在斜井巷道表面附近存在拉應(yīng)力。加強(qiáng)支護(hù)手段可有效緩解應(yīng)力集中情況,明顯減少應(yīng)力集中區(qū)域范圍以及應(yīng)力極值,支護(hù)效果方案4>方案3>方案2。綜上,與無支護(hù)的隧道相比,支護(hù)后隧道的整體穩(wěn)定性得到有效控制。

3.4 支護(hù)方案選擇

在可可蓋副斜井井筒掘砌工程項(xiàng)目現(xiàn)場,使用初始支護(hù)方案,出現(xiàn)錨桿錨固深度與錨固力不足,進(jìn)而導(dǎo)致頂部錨桿桿體破壞失效,不能起到錨固深層圍巖作用的工程問題,由數(shù)值模擬結(jié)果(見圖10)也可以得知,2.4 m錨桿不能錨固至頂部塑性破壞位置。針對錨桿支護(hù)不足進(jìn)行優(yōu)化,從工程安全與經(jīng)濟(jì)角度優(yōu)化施工支護(hù)方案,選用抗拉強(qiáng)度為350 kN的5.3 m錨索替換初始支護(hù)圍巖頂部6支錨桿(方案3),并討論在方案3的基礎(chǔ)上施作W形鋼帶(方案4)控制圍巖變形。

(a) 無支護(hù)

(c) 錨網(wǎng)噴索

(a) 無支護(hù)

(c) 錨網(wǎng)噴索

由3.3節(jié)可知,從圍巖變形、塑性區(qū)分布、內(nèi)部裂隙拓展、主應(yīng)力分布云圖等各指標(biāo)分析,錨網(wǎng)噴索+鋼帶支護(hù)后,圍巖擾動均可以得到最有效的控制,頂板處施作5.3 m錨索可錨固淺部破碎塑性圍巖至深層穩(wěn)定圍巖,W形鋼帶可對圍巖較大變形及頂部冒落提供強(qiáng)有力支撐。但綜合多方面因素,最終施工選擇方案3進(jìn)行斜井TBM圍巖正常支護(hù),僅在頂板大面積冒落危險(xiǎn)地帶增設(shè)W形鋼帶控制圍巖,具體原因如下:

1)圖15示出不同支護(hù)下頂板應(yīng)力演變曲線。由圖可知,方案2可以初步控制應(yīng)力值減小,但后期應(yīng)力值急劇下降,徑向應(yīng)力趨近于無支護(hù)情況,主要原因?yàn)轫敯邋^桿作用失效,因此初始支護(hù)方案并不可行。方案4施加鋼帶支護(hù)后應(yīng)力得到明顯控制,效果優(yōu)于方案3,但隨著應(yīng)力不斷釋放,最終計(jì)算收斂時(shí)頂板處徑向及切向應(yīng)力數(shù)值為鋼帶支護(hù)更小,壓應(yīng)力減小抑制效果差于僅錨網(wǎng)噴索支護(hù)。分析原因?yàn)殇搸еёo(hù)施加于圍巖頂板后,過早提供剛性支護(hù),使得圍巖應(yīng)力不能充分釋放,削弱了圍巖的自穩(wěn)能力,最終頂板處發(fā)生破壞危險(xiǎn)的可能性更大[25]。

2)由3.3節(jié)圖9可知,方案3支護(hù)下頂板變形為60.32 mm,相較于無支護(hù)情況,變形已經(jīng)得到有效控制,并不會影響斜井TBM的后續(xù)掘進(jìn)工作。

3)巷道開挖直徑為7.13 m,刀盤盾尾后頂板工作面工作空間狹小,鋼帶施作存在操作難度。且從經(jīng)濟(jì)角度考慮,沿巷道徑向全斷面布置鋼帶并不合理。

圖15 不同支護(hù)下頂板應(yīng)力演變曲線

3.5 TBM斜井現(xiàn)場施工應(yīng)用

根據(jù)支護(hù)設(shè)計(jì)優(yōu)化方案進(jìn)行現(xiàn)場施工,在TBM通過掌子面后快速支護(hù),正常掘進(jìn)區(qū)域采用“錨網(wǎng)索”支護(hù),同時(shí)對冒落危險(xiǎn)區(qū)域進(jìn)行“錨網(wǎng)索+W形鋼帶”加強(qiáng)支護(hù),如圖16所示,最后再進(jìn)行噴射混凝土施工?，F(xiàn)場施工采用支護(hù)設(shè)計(jì)優(yōu)化方案后,圍巖變形得到有效控制,現(xiàn)場監(jiān)測到頂板處最大變形值由9.2 cm控制至4.5 cm,控制效果約51%,巷道圍巖開裂、拱頂冒落等施工問題得到有效解決,也大大降低了支護(hù)結(jié)構(gòu)的經(jīng)濟(jì)成本。副斜井掘砌項(xiàng)目歷時(shí)396 d安全順利完成掘進(jìn)任務(wù),日最高進(jìn)尺31.53 m,可為相關(guān)類似工程問題提供借鑒。

(a) 鋼筋網(wǎng)+錨桿(b) 鋼筋網(wǎng)+錨桿/索+W形鋼帶

4 結(jié)論與建議

本文針對可可蓋煤礦破碎軟巖斜井TBM掘進(jìn)時(shí)存在的圍巖開裂、掉塊等問題,進(jìn)行了UDEC離散元圍巖穩(wěn)定性分析,通過對不同支護(hù)方案的計(jì)算,有效指導(dǎo)并改善了斜井TBM掘進(jìn)施工支護(hù)和圍巖受力狀態(tài),主要結(jié)論與建議如下。

1)根據(jù)TBM掘進(jìn)巷道后無支護(hù)狀態(tài)下圍巖變形、應(yīng)力分布和內(nèi)部損傷特征,分析得到巷道圍巖破壞演變及最終失穩(wěn)機(jī)制為由剪切塑性主導(dǎo)變形、由拉伸塑性控制破壞的“鵝蛋形”塑性破壞。需要及時(shí)支護(hù)以控制淺層圍巖變形破壞,降低深部圍巖塑性范圍。

2)錨桿、錨索、噴混凝土及鋼帶支護(hù)均可有效緩解圍巖變形及破壞情況,其中“錨網(wǎng)噴索+鋼帶”支護(hù)效果最佳。巷道頂部錨索的錨固長度應(yīng)大于塑性區(qū)拓展深度,以實(shí)現(xiàn)對圍巖深部破碎區(qū)域的控制。鋼帶支護(hù)可以強(qiáng)有力控制圍巖整體變形,但對于高構(gòu)造應(yīng)力控制的深埋隧道,剛性支護(hù)的應(yīng)用效果有待進(jìn)一步探究。

3)初始支護(hù)方案錨桿錨固長度與錨固力不足,結(jié)合現(xiàn)場施工與數(shù)值分析,選擇“錨網(wǎng)噴索”作為破碎軟巖斜井TBM掘進(jìn)支護(hù)方案,在冒落危險(xiǎn)區(qū)域進(jìn)行“錨網(wǎng)索+W形鋼帶”加強(qiáng)支護(hù),有效控制了塑性區(qū)范圍和裂隙拓展程度,剪切塑性面積較無支護(hù)方案減少50.4%,實(shí)現(xiàn)了對突發(fā)冒落的預(yù)防控制,且比較經(jīng)濟(jì),在可可蓋煤礦副斜井井筒掘砌工程項(xiàng)目現(xiàn)場施工得到成功應(yīng)用。

4)富水區(qū)域軟巖斜井TBM掘進(jìn)應(yīng)充分考慮涌水影響,軟巖水致軟化后強(qiáng)度大大降低,造成巷道突涌水問題的同時(shí)會對TBM機(jī)械結(jié)構(gòu)構(gòu)成重大風(fēng)險(xiǎn)。下一步研究將考慮含水地層TBM掘進(jìn)擾動后滲水通道的形成和擴(kuò)散機(jī)制,并引入適當(dāng)?shù)膸r石劣化本構(gòu)模型模擬水致軟化對圍巖穩(wěn)定性的不利影響。