儲昭飛，劉保國

(北京交通大學 土木建筑工程學院，北京 100044)

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盾構(gòu)法施工深埋斜井的圍巖應力變形分析

儲昭飛，劉保國

(北京交通大學 土木建筑工程學院，北京 100044)

以采用盾構(gòu)法施工的神華新街臺格廟礦區(qū)主斜井為研究對象，對該斜井穿越2種典型地層的施工過程進行數(shù)值分析，得到了施工過程中圍巖的應力分布及變形規(guī)律.研究結(jié)果表明：隨開挖的推進，圍巖中的應力釋放區(qū)和塑性區(qū)的分布及隧道拱頂、拱底的位移變化規(guī)律與水平隧道基本相同；開挖影響范圍內(nèi)，圍巖的最大主應力與位移等值線均近似平行于斜井軸線，平行程度隨距離斜井軸線由近至遠而逐漸變?nèi)?；斜井埋深越大，表面沉降越小，且沿著斜井開挖方向成非線性分布；圍巖力學性質(zhì)越差，斜井開挖面的空間影響范圍越大；開挖面前方影響范圍大于后方，本文斜井的開挖面影響范圍為其前方3倍洞徑，后方4倍洞徑，大于水平隧道.

斜井；盾構(gòu)法；圍巖；施工；變形；應力

目前，隨著煤礦開采深度的加深，煤礦斜井的長度與埋深增大，采用傳統(tǒng)的礦山法施工難度大、時間長，而借助盾構(gòu)施工斜井具有相當優(yōu)勢.近10多年來，盡管采用盾構(gòu)法施工坡度隧道成功案例已有很多[1]，但在已竣工的隧道中，隧道坡度分布在2°～40°，長度基本在2 km以內(nèi)，埋深多小于100 m，且以輸水和燃氣等壓力隧洞為主，直徑較小[2].而利用盾構(gòu)法施工長大深埋隧道工程仍處于探索階段，缺乏案例支撐[3].

與水平盾構(gòu)隧道相似，盾構(gòu)法施工斜井過程中，圍巖的變形和應力分布規(guī)律是斜井開挖前首要分析的問題.在以往研究中，張坤勇等[4]基于TBM施工深埋水平隧道，研究了埋深對TBM法掘進隧道應力和變形的影響，表明隧道周邊不存在拉應力區(qū)，塑性區(qū)沿洞周呈近似圓環(huán)狀分布；掌子面附近管片收斂較小，往洞口方向收斂變形值逐漸增大，距掌子面500 m之外的管片收斂變形趨于穩(wěn)定.賈善坡等[5]利用三維非線性有限元法模擬隧道盾構(gòu)施工，分析了施工過程中隧道圍巖孔隙壓力、應力場及位移場的分布規(guī)律.周建軍等[6]對深埋軟、硬巖TBM施工過程進行數(shù)值模擬分析，得到施工中軟、硬巖的豎向沉降及塑性區(qū)分布.滿志偉等[7]基于FLAC 3D模擬了埋深、側(cè)壓系數(shù)、內(nèi)摩擦角、洞徑等因素影響下TBM施工水平隧道時圍巖的變形規(guī)律和應力分布.冷先倫[8]在FLAC 3D程序中植入加卸載準則，研究了不同掘進速率下隧洞圍巖的開挖擾動區(qū)特征和圍巖穩(wěn)定特征.王非等[9]基于數(shù)值分析方法研究了注漿壓力和掌子面推力2個參數(shù)對盾構(gòu)隧道拱頂和地表沉降的影響規(guī)律.李晶晶[10]和崔增輝[11]分別從理論和數(shù)值方面研究了盾構(gòu)斜井的施工效應，但崔增輝[11]在數(shù)值分析中未曾考慮掌子面的作用力和支護開挖的動態(tài)過程，因此得到的圍巖應力分布和位移的變化規(guī)律也存在一定不足.可見，在以往的研究中，對盾構(gòu)法施工深埋長大斜井過程的模擬較少，對施工過程中圍巖的應力和位移分布規(guī)律也缺少深入研究.

鑒于此，本文作者以神華新街臺格廟礦區(qū)煤田試驗主斜井盾構(gòu)施工為背景，利用數(shù)值分析軟件FLAC 3D對深埋長大斜井盾構(gòu)施工過程進行模擬，分析施工過程中圍巖的應力分布與變形規(guī)律，研究結(jié)果可為今后盾構(gòu)施工斜井時的地層控制提供一定參考與建議.

1 工程概況

神華新街臺格廟礦區(qū)煤田試驗主斜井采用盾構(gòu)法施工.該試驗斜井穿越地層種類多，斜井埋深10～688 m，傾角6°，長度6.553 km，盾構(gòu)開挖斷面直徑D=7.5 m，襯砌后內(nèi)徑6.6 m，外徑7.3 m.管片選用C40混凝土，管片厚0.35 m，環(huán)寬1.5 m，由4塊標準塊、2塊鄰接塊和1塊封頂塊組成，采用錯縫拼裝的形式.

斜井穿越地層由新到老依次為：第四系(Q4)沖洪積層、風積層，白堊系下統(tǒng)志丹群(K1zh)中～細粒砂巖，侏羅系中統(tǒng)安定組(J2a)細～粗粒砂巖，侏羅系中統(tǒng)直羅組(J2z)砂質(zhì)泥巖、粉砂巖、中～粗粒砂巖，侏羅系中下統(tǒng)延安組(J1-2y)中～粗粒砂巖，地層剖面如圖1所示.整個斜井穿越的圍巖等級均處于Ⅳ～Ⅴ級，為弱穩(wěn)定～不穩(wěn)定巖層.

由于整個斜井穿越地層種類多，斜井長度大，對整個斜井長度方向建立模型進行模擬的困難很大，且整個巖層圍巖級別僅有Ⅳ級和Ⅴ級.為此，綜合考慮埋深與地層圍巖條件，取埋深405～535 m范圍內(nèi)的侏羅系砂質(zhì)泥巖與中～粗粒砂巖層進行研究分析，該處地層上部砂質(zhì)泥巖為Ⅴ級圍巖，下部中～粗粒砂巖為Ⅳ級圍巖，具有代表性.2種級別的巖層力學參數(shù)見表1.

表1 巖層力學參數(shù)

2 盾構(gòu)斜井施工過程模擬

與水平隧道相比，盾構(gòu)斜井施工掘進過程并無不同，僅僅是盾構(gòu)機的安裝有所差異.在選定盾構(gòu)機和管片拼裝形式下，對盾構(gòu)推進的動態(tài)過程進行模擬.該過程可簡單地概括為：安裝盾構(gòu)機，盾構(gòu)推進，管片拼裝，壁后注漿，如圖2所示.圖2中x為斜井徑向，y為斜井軸向.為此，數(shù)值分析中為模擬盾構(gòu)機的沿y軸正向逐步推進，對斜井開挖一環(huán)支護一環(huán)，管片每環(huán)長1.5 m，共40環(huán).盾構(gòu)機盾體長9 m，因此，管片支護滯后于開挖面9 m.

與水平隧道不同，同一段斜井隧道可能穿越多種地層.因此，在數(shù)值分析中，為模擬斜井在上述2種巖層中穿越的情況，分3種工況模擬.工況1：斜井完全處于砂質(zhì)泥巖(Ⅴ級)中；工況2：斜井穿越2種地層交界處，斜井上部處于砂質(zhì)泥巖(Ⅴ級)中，下部處于中～粗粒砂巖層(Ⅳ級)中；工況3：斜井完全處于中～粗粒砂巖層(Ⅳ級)中.為降低計算量，模型范圍取長60 m，寬60 m，高70 m，開挖起始點y=0，開挖終點y=60.通過改變地層初始條件來模擬以上3種工況，數(shù)值模型見圖3.

在數(shù)值模型中，巖體均采用Mohr-Coulomb模型，圍巖參數(shù)如表1所示；壁后注漿層采用等代層[7]模擬，亦采用Mohr-Coulomb模型，其黏聚力0.2 MPa，摩擦角30°；管片采用liner單元，彈性模量32 GPa，泊松比0.2；盾體采用shell單元，彈性模量210 GPa，泊松比0.2；管片與盾體均為線彈性體.盾構(gòu)前進過程要克服作用在開挖面上的被動土壓力F，因此，模擬過程中在掌子面處需施加法向梯度作用力 F=γHtan2(45°+φ/2)[11].其中，γ，H，φ為掌子面處地層幾何物理參數(shù).此外，斜井周邊圍巖因盾構(gòu)刀盤開挖擾動及管片支護滯后，2個階段圍巖應力釋放率分別按5%和30%計算[12].

3 數(shù)值結(jié)果分析

由于工況2中斜井穿越2種等級的巖層交界處，地質(zhì)條件相對復雜，且能同時反應出2種巖層的開挖響應.為此，取工況2的施工過程進行具體分析.圖4為工況2盾構(gòu)動態(tài)開挖過程中沿斜井軸線豎向剖面的最大主應力和位移分布.圖4中云圖表示最大主應力，單位MPa;數(shù)值線為豎向位移值，單位cm.顯然，盾構(gòu)機的推進擾動了巖層，破壞了原有地層平衡狀態(tài)，斜井周邊圍巖會出現(xiàn)明顯的松動圈，使圍巖產(chǎn)生位移和應力釋放，在管片支護區(qū)域內(nèi)，圍巖應力釋放程度較大，最大主應力僅為2～3 MPa；在盾體上方，圍巖因盾體剛度較大，應力只得到部分釋放，最大主應力為5～7 MPa；而掌子面上刀盤推力需使掌子面前方巖層盡量保持原巖應力，該面上的應力釋放程度很小，最大主應力為8.5～11 MPa.顯然，三者應力釋放量大小關(guān)系為：支護管片區(qū)>盾體區(qū)>掌子面.

此外，由圖4可見，隨著開挖的推進，斜井周邊范圍內(nèi)最大主應力與豎向位移的等值線均近似平行于斜井軸線，并隨距斜井軸線的距離由近到遠，平行程度逐漸變?nèi)?，最終恢復成與原地應力最大主應力方向一致.圖5為工況2斜井軸線上方模型表面的沉降曲線，不難看出，隨著開挖的推進，斜井軸線上方模型表面各點的沉降逐漸增大，但各點增量不同：在開挖面前方各點增量隨開挖長度的增加越來越大;開挖面后方增量隨開挖長度的增加越來越小.而在距開挖面一定距離處，各處最終沉降并未達到相同值.這表明，當斜井開挖后，模型表面沉降與下方斜井埋深有關(guān)，斜井埋深越大，表面沉降越小，且沿著斜井開挖方向成非線性分布.而對于水平隧道，開挖區(qū)圍巖內(nèi)最大主應力及豎向位移的等值線一般近似水平分布，且隨著盾構(gòu)的推進，開挖面后方影響區(qū)外的隧道軸線上方表面沉降趨于同一值[4,7,9].由此可見，斜井周邊最大主應力、位移的等值線方向及模型表面沉降的分布規(guī)律與水平隧道之間存在一定差異.

圖6為工況2中圍巖的塑性區(qū)分布，圖中斜井周邊塑性區(qū)基本呈環(huán)形分布，且隨著開挖推進，周邊圍巖中塑性區(qū)范圍不斷向前擴大，而掌子面前方塑性區(qū)始終較小(<3 m).對比3種工況，可以得到2種等級圍巖中斜井周圍塑性區(qū)半徑均值：砂質(zhì)泥巖2.55R，中～粗粒砂巖1.36R，R為隧道開挖半徑.文獻[8]和文獻[10]指出，水平盾構(gòu)/TBM隧道周邊圍巖塑性區(qū)一般在1.0R～2.0R之間，且掌子面前方塑性區(qū)一般≤1.0R.因此，相比水平隧道，斜井周邊及掌子面前方塑性區(qū)分布規(guī)律基本相同.

圖7和圖8分別為3種工況下，距離斜井起始開挖面22.5 m處拱頂和拱底的位移值在開挖過程中的變化情況.由于工況1和工況2斜井拱頂處于砂質(zhì)泥巖(Ⅴ級)中，圍巖穩(wěn)定性差，3種工況拱頂下沉值大小滿足：工況1>工況2>工況3.工況2和工況3斜井拱底始終處于中～粗粒砂巖(Ⅳ級)中，圍巖穩(wěn)定性相對較好，因此隨著開挖的進行，拱底隆起值滿足：工況1>工況3>工況2.斜井徑向收斂變形(下沉值+隆起值)ΔD大小滿足：工況1>工況2>工況3，即Ⅴ級圍巖中變形最大，2種巖層交界次之，Ⅳ級中最小.顯然，工況2中斜井拱頂、拱底分別處于Ⅴ級和Ⅳ級圍巖中，斜井周邊圍巖徑向變形在2種巖層中相互協(xié)調(diào).

此外，由圖7和圖8可得到斜井開挖面的空間影響范圍.工況1和2斜井拱頂圍巖等級差，拱頂處開挖面影響范圍為-3.0D～4.0D，D為隧道開挖直徑；而工況3斜井于中～粗粒砂巖中，拱頂開挖面影響范圍為-1.5D～2.0D，明顯小于工況1和2.同理，對于拱底，工況2和3斜井拱底處于中～粗粒砂巖中，此時開挖面空間影響范圍為-1.0D～2.0D；而工況1處于Ⅴ級圍巖中，拱底處開挖面空間影響范圍為-3.0D～3.5D.因此，圍巖力學性質(zhì)越差，斜井開挖面空間影響范圍越大，且開挖面前方影響范圍大于后方.對于一般水平隧道，其開挖面的影響范圍一般為開挖面前后1.5D～2.0D范圍內(nèi)[13]，而本文斜井隧道開挖面總體影響范圍為-3.0D～4.0D，顯然斜井隧道的開挖面空間效應的影響范圍較大.

圖9和圖10為工況2施工過程中斜井拱頂和拱底豎向位移變化曲線.可以看出，拱頂?shù)淖畲蟪两抵导s14 mm，遠大于拱底的最大隆起值5 mm，且隨著盾構(gòu)推進，各點的位移值逐漸增大趨于定值.對應于圖4中最大主應力分布，整個位移曲線亦分為開挖支護段、盾體段及未開挖段3段.3段的位移絕對值大小也不同，且開挖支護段>盾體段>未開挖段.而在盾體與盾尾2個位置之間沉降量會突變，即存在臨時的不均勻沉降,在水平隧道盾構(gòu)施工中也存在類似的現(xiàn)象[7,9].

4 結(jié)論

本文以神華新街臺格廟礦區(qū)煤田深埋長大斜井的盾構(gòu)施工為背景，對斜井穿越2種不同地質(zhì)條件的3種工況的施工過程進行了數(shù)值模擬與分析，研究了盾構(gòu)施工斜井過程中的圍巖應力及變形的分布規(guī)律.具體結(jié)論如下.

1)開挖使斜井周邊圍巖產(chǎn)生位移和應力釋放，且應力釋放量大小關(guān)系為：支護區(qū)>盾體區(qū)>掌子面；圍巖產(chǎn)生位移大小關(guān)系為：支護區(qū)>盾體區(qū)>未開挖區(qū)，且在盾體與盾尾2個位置之間存在沉降量突變.

2)隨著開挖的推進，斜井周邊影響范圍內(nèi)最大主應力與位移等值線均近似平行于斜井軸線，并隨距斜井軸線的距離由近到遠，平行程度逐漸變?nèi)?，最終恢復成與原地應力最大主應力方向一致.

3)隨著開挖的推進，斜井軸線上方模型表面各點的沉降逐漸增大，但各點增量不同，開挖完成后，模型表面沉降與下方斜井埋深有關(guān)，斜井埋深越大，表面沉降越小，且沿著斜井開挖方向成非線性分布.

4)圍巖力學性質(zhì)越差，斜井開挖面空間影響范圍越大，且開挖面前方影響范圍大于后方，本文斜井的開挖面影響范圍為其前方3倍洞徑，后方4倍洞徑，大于水平隧道.

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Stress and deformation analysis of the surrounding rock of deep buried inclined shaft constructed with shield method

CHUZhaofei，LIUBaoguo

(School of Civil Engineering, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044,China)

It takes the main inclined shaft of Shenhua Xinjie coal mine which is constructed with shield method as the object of study in this paper, numerical analyses of the construction process of inclined shafts passing through 2 kinds of typical rocks are conducted, and the stress distribution and deformation rules of surrounding rocks during construction are obtained. The results show that the distribution of stress releasing zones and plastic zones, the displacement changing rules of crown and invert of surrounding rocks in inclined shafts during excavation are basically the same with that in horizontal tunnels. The contours of the maximum principal stress and displacement of surrounding rocks within the influence scope of excavation are approximately parallel to the axis of inclined shaft, and the parallel degree is gradually decreased as the distance from the contours to the axis increases. The surface settlement varies nonlinearly with the depth of inclined shaft，and the larger the buried depth is, the smaller the surface settlement is. The spatial influence areas of the excavation face of inclined shaft get greater as the mechanical properties of surrounding rock get worse. The spatial influence area ahead the excavation face is larger than that behind the excavation face, and the spatial influence area ahead the excavation face is 3 times of diameter, the spatial influence area behind the excavation face is 4 times of diameter of the inclined shaft in this paper, which is larger than that of horizontal shield tunnels.

inclined shaft; shield method; surrounding rock; construction; deformation; stress

1673-0291(2016)06-0001-06

10.11860/j.issn.1673-0291.2016.06.001

2016-11-02

國家科技支撐計劃資助項目(2013BAB10B06)

儲昭飛(1989—)，男，安徽安慶人，博士生.研究方向為隧道與地下工程.email: 15115300@bjtu.edu.cn.

TU45

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