煤礦斜井管片襯砌與可壓縮層聯合支護的效果

齊　春,　何　川,　封　坤,　肖明清

(1. 西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室, 四川 成都 610031; 2. 西南交通大學交通土木工程學院, 四川 成都 610031； 3.中鐵二院工程集團有限責任公司, 四川 成都 610031; 4. 中鐵第四勘察設計院集團有限公司, 湖北 武漢 430063)

隨著煤礦開采深度的逐年加深,為滿足礦井建設對“快速成井,安全可靠,綜合費用低”等方面的高要求,采用盾構法修建煤礦井巷日益成為一種有效的選擇方案.國內神華新街臺格廟礦區、神東補連塔礦區目前已開展盾構法修建煤礦長距離斜井的探索.采用盾構法修建煤礦長距離斜井是今后建設高產高效煤礦斜井的發展方向[1-2].

隨著斜井埋深的不斷增加,高地應力問題不可避免.與淺埋隧道不同,高地應力背景下的深埋斜井開挖后主要承受圍巖擠壓型大變形產生的形變壓力,其主要特點是變形持續時間長且具有重復性,支護完成后變形仍將持續[3].針對隧道大變形問題,長期以來國內外普遍采用加強型常規支護來應對,企圖通過增加支護剛度以達到抑制圍巖變形的目的[4],支護參數往往突破現有規范的推薦值,但由于圍巖形變和荷載持續增加,支護往往難以抵抗不斷增加的形變壓力而破壞.因此,國內外學者提出了讓壓支護的理念,其主要思想是隧道(洞)或井巷開挖后,允許圍巖發生一定的初期變形實現讓壓,從而實現圍巖應力的部分釋放,減小作用在支護結構上的形變壓力[5-7].

對于采用盾構掘進和管片襯砌支護的深部斜井,借鑒傳統礦山法隧道的讓壓支護思想,提出在圍巖與管片間的空隙吹填具有一定流動性和可壓縮性的豆粒石(碎石)“可壓縮層”的讓壓支護型式,以減緩圍巖形變荷載向襯砌結構的傳遞.“可壓縮層”是一種“邊支邊讓,先柔后剛”的支護措施,它在支護過程中可發揮一定量值的支護力,又同時會隨圍巖收斂而產生壓縮變形,吸收圍巖壓力,減小作用在管片襯砌上的圍巖荷載.

目前,碎石作為一種性能良好的建筑材料在土木工程領域得到了廣泛的應用,國內外學者也開展了大量研究.Swk等[8]研究了級配碎石的非線性特性,得出了級配碎石的非線性方程及回歸參數;Werkmeister[9]和Brown[10]等通過室內動三軸試驗研究了級配碎石的永久變形行為規律,認為永久變形隨著荷載作用次數的增加而無限積累.田建勃等[11]研究了不同厚度碎石墊層的強度和變形特性,提出了一種測定碎石類土側壓力系數、泊松比和變形模量的試驗方法.谷小陽[12]分析了級配碎石的力學非線性本構模型,并對級配碎石復合式基層瀝青路面的力學性能進行了有限元分析,得到級配碎石層彈性模量和厚度對瀝青路面性能指標的影響.

已有研究成果中,碎石層都是作為主要承載材料存在的.然而,當其作為管片壁后填充材料時,是否會對管片襯砌結構產生影響,以及作為碎石填充層主要性能指標的剛度、厚度等參數將會對管片襯砌的力學和變形性能產生何種影響等問題均尚未見報道.鑒于此,本文依托神華新街臺格廟礦區主斜井工程開展研究,采用數值模擬手段研究可壓縮層主要性能指標對管片襯砌結構的影響,并開展相似模型試驗進行驗證,以期為采用盾構法修建深部巷道(斜井)的支護型式設計提供參考.

1　工程概況

神華新街臺格廟礦區位于鄂爾多斯市伊金霍洛旗和烏審旗境內,其1號礦井的主、副斜井由淺至深依次穿越侏羅系中下統延安組(J1-2y),侏羅系中統直羅組(J2z)、安定組(J2a),白堊系下統志丹群(K1zh)和第四系(Q4)地層,圍巖主要巖性為粗粒砂巖、含礫粗粒砂巖、中粒砂巖、細粒砂巖、泥巖和砂巖與泥巖互層、砂質泥巖.圍巖分類以Ⅳ類、Ⅴ類為主.工程主斜井坡度為-6°,長度為6 553 m,最大埋深685 m.盾構掘進段長6 402.691 m.斜井開挖直徑7.62 m,凈空直徑6.60 m,采用C40預制鋼筋混凝土管片支護,管片襯砌厚350 mm,幅寬1 500 mm,采用左右轉彎環管片襯砌錯縫拼裝.管片分塊如圖1所示,圖中,ZF、ZL1、ZL2、ZB1～ZB4均為管片分塊編號.

圖1　管片分塊示意Fig.1　Schematic of segment division

2　數值計算

2.1　計算模型

根據參考文獻[13-14],分別建立梁-彈簧模型和考慮剛度折減的勻質圓環模型,利用管片襯砌最大變形等效得到勻質圓環模型的剛度有效系數η=0.62.在此基礎上,采用ABAQUS軟件建立圍巖、可壓縮層和管片襯砌相互作用的地層-結構模型.圍巖和可壓縮層分別采用平面應變減縮積分單元(CPE4R)和平面應變非協調模式單元(CPE4I)模擬,管片襯砌采用二維線性梁單元(B21)模擬.襯砌和可壓縮層之間建立面-面接觸(surface to surface).圍巖材料滿足Mohr-Coulomb屈服準則,可壓縮層和管片結構按彈性材料考慮.各材料的物理力學參數如表1所示.

表1　地層及結構物理力學參數Tab.1　Parameters of seepage property for sandstone

計算模型的各邊界距洞室中心的距離為40 m(約5.5D,D為開挖直徑).不考慮自重荷載及開挖過程,地層-可壓縮層-管片襯砌系統所受外荷載通過在模型4個外邊界施加法向均布壓力實現.其中豎向壓力折算土柱高度依次從10 m按照10 m的級差增加至100 m,水平壓力根據豎向壓力和側壓力系數計算得到,側壓力系數保持0.5不變.分析模型如圖2所示.

圖2　有限元分析模型示意Fig.2　Analysis model of FEM

計算工況包括有、無可壓縮層兩類,對于設置可壓縮層的工況,其參數取值根據研究目的不同而有所不同,具體可見第2.2節.

2.2　結果分析

(1) 有無可壓縮層的影響

對管片襯砌背后存在可壓縮層和不存在可壓縮層情況下結構所受圍巖壓力、彎矩、軸力和變形進行對比.對于存在可壓縮層的情況,取Ec=0.1Eg(Ec、Eg分別為可壓縮層和圍巖的變形模量),厚度d=0.4 m;豎向土柱高度為100 m.

有無可壓縮層時的計算結果分別如圖3、表2所示.

(a) 圍巖壓力(b) 彎矩(c) 軸力(d) 變形圖3 有無可壓縮層時管片襯砌荷載與內力、變形分布Fig.3 Distribution of load, inner forces, distortion of segmental lining in the presence or absence of compressible layer

表2　有無可壓縮層時管片襯砌內力和變形對比Tab.2　Comparison of internal force and deformation of segment lining in the presence or absence of compressible layer

可壓縮層對管片所受圍巖壓力的分布和量值均有較大影響.當管片壁后沒有可壓縮層時,圍巖傳遞至管片上的壓力呈現水平方向大、豎直方向小的不均勻分布特點,其最大和最小值分別位于拱腰和拱頂,這與文獻[15]采用解析法得到的規律是類似的.圍巖壓力的最大和最小值分別為1 912、1 216 kPa.當管片壁后設置可壓縮層后,能夠吸收一部分圍巖壓力起到讓壓效果,并能夠將圍巖壓力更均勻的傳遞到管片上.從圖3中可以看出,可壓縮層的存在大大減小了最大和最小圍巖壓力的差值,其量值分別為1 278 kPa和1 227 kPa,管片結構處于均勻受壓狀態,這對結構受力是有利的.

可壓縮層對管片彎矩和軸力的最值有一定影響,但對其分布的影響不大.不存在可壓縮層時,最大正負彎矩分別為624 kN·m和-656 kN·m;存在可壓縮層時,最大正負彎矩分別減小至564 kN·m和-566 kN·m,減幅分別為9.6%和13.4%.可壓縮層對管片軸力的影響與彎矩類似,可壓縮層使管片最大和最小軸力分別減小了28.8%和5.4%.

可壓縮層的存在對管片變形基本沒有影響.

(2) 可壓縮層剛度的影響

保持可壓縮層厚度d=0.4 m,取其Ec=0.1Eg～10.0Eg,研究不同可壓縮層剛度下管片所受圍巖壓力和內力、變形的變化情況.不同工況條件下的計算結果如圖4、表3所示.由于可壓縮層剛度變化時圍巖壓力沿環向有增有減,考慮到圍巖壓力均勻分布有利于管片結構受力,因此表3中定義圍巖壓力的相對極差RP為管片襯砌所受圍巖壓力最大值和最小值之差與平均值之比,以反映圍巖壓力的均勻性.

(a) 圍巖壓力(b) 彎矩(c) 軸力(d) 變形圖4 不同可壓縮層剛度時管片襯砌荷載與內力、變形環向分布Fig.4 Distribution of load, inner forces, distortion of segmental lining with different compressible layer stiffness

表3　不同可壓縮層剛度時管片襯砌內力和變形對比Tab.3　Comparison of internal force and deformation of segment lining with different compressible layer stiffness

當d一定時：① 管片所受圍巖壓力的分布和量值均隨著Ec的增大而變化．當Ec

(3) 可壓縮層厚度的影響

保持Ec=0.1Eg,分別取其厚度d=0.2，0.4，0.6，0.8 m和1.0 m,研究不同可壓縮層厚度下管片所受圍巖壓力和內力、變形的變化情況.

不同工況條件下的計算結果如圖5、表4所示.

(a) 圍巖壓力(b) 彎矩(c) 軸力(d) 變形圖5 不同可壓縮層厚度時管片襯砌荷載與內力、變形分布Fig.5 Distribution of load, inner forces, distortion of segmental lining with different compressible layer thickness

表4　不同可壓縮層厚度時管片襯砌內力和變形對比Tab.4　Comparison of internal force and deformation of segment lining with different compressible layer thickness

當Ec一定時：

① 管片所受圍巖壓力的分布和量值均隨著d的增大而變化.隨著d的增大,可壓縮層對圍巖壓力吸收和重分布的效果越發顯著,使得傳遞到管片上的圍巖壓力分布趨于均勻.不同厚度時，Rp=12.2%，4.2%，0.5%，2.2%，3.8%.總體而言,在可壓縮層剛度一定的條件下,適度增大其厚度可使傳遞至管片襯砌上的圍巖壓力更為均勻,但超過此厚度后可壓縮層厚度的繼續增大會使圍巖壓力均勻性降低.

對于本文研究工況,當可壓縮層厚度與管片厚度之比,即0.60/0.35=1.7時,可使傳遞到管片襯砌上的圍巖壓力最小.

② 可壓縮層厚度的變化對管片彎矩基本沒有影響,但對管片軸力的量值有影響.

以最大軸力為例,當d從0.2 m增加到1.0 m時,其量減小了26.2%.雖然在研究所涉及的厚度范圍內,隨著d的增大管片最大軸力持續減小,但減幅逐漸減小.可以推斷,在一定范圍內增大d將會降低管片軸力,超出這個范圍后對管片軸力的影響較小.

③ 可壓縮層厚度的變化對管片變形基本沒有影響.

3　相似模型試驗

3.1　模型試驗概況

試驗以依托工程穿越的典型地層為原型,以幾何相似比1/20和容重相似比1/1為基礎相似比,采用特定比例的重晶石粉、石英砂、松香和凡士林的混合物配制圍巖材料,如表5所示.管片襯砌采用水∶石膏∶硅藻土=1.5∶1.0∶0.1 預制加工而成,主筋通過剛度等效原理采用鐵絲網模擬;管片環向接頭通過開槽的方式模擬,開槽深度通過計算確定,如表6所示;管片環間接頭通過一定直徑的鋼棒模擬[16].對于管片壁后的可壓縮層,考慮到其主要作用是通過散粒體材料的流動轉移導致的孔隙率減小來實現讓壓[17],而材料本身的變形可以忽略,因此,本試驗采用較小粒徑的碎石模擬可壓縮層材料,如圖6所示.

試驗采用“盾構隧道-地層復合體模型試驗系統”開展,裝置總體尺寸為3.00 m(長)×3.00 m(寬)×0.16 m(高),如圖7所示.

該試驗系統采用臥式加載方式,可實現豎向(Ⅰ方向)、水平(Ⅱ方向)和縱向(Ⅲ方向)的荷載施加.每個方向均由4臺液壓千斤頂通過工字鋼或蓋板作為荷載分配梁對土體施加均布面荷載.其中Ⅰ、Ⅱ方向的千斤頂兩兩成組,對稱布置.Ⅰ方向施加荷載為結構所受豎向荷載,根據地層條件和埋深等因素計算確定;Ⅱ方向施加水平荷載,根據側壓力系數和I方向荷載計算確定.Ⅲ方向為縱向荷載,通過蓋板施加,目的是保證加載過程滿足平面應變狀態[18].

表5　材料物理力學參數Tab.5　Mechanical parameters of materials

表6　環向接頭對應槽縫深度Tab.6　Cutting depth of groove for circumferential joints

圖6　可壓縮層設置Fig.6　Installation of compressible layer

圖7　盾構隧道-地層復合體模型試驗系統Fig.7　Equipment of model tests

試驗的主要目的是探究管片壁后設置可壓縮層是否對管片受力和變形產生影響,因此設置2組工況:管片襯砌和管片襯砌+可壓縮層(厚0.6 m).

加載過程保持側壓力系數0.5不變,豎向土壓力從0按照10 m等效覆土厚度的增量逐級加載.每級荷載保持約10 min,待數據穩定后進行下一級加載.水平土壓力由豎向土壓力和側壓力系數得到.

3.2　試驗結果分析

有無可壓縮層條件下管片襯砌彎矩、軸力和變形隨土壓的變化情況如圖8所示.圖中數據為將試驗數據按相似關系換算至原型結構后的結果,橫坐標為相應土壓對應的覆土厚度，下同.

(a) 彎矩(b) 軸力(c) 變形圖8 有無可壓縮層時管片結構試驗結果Fig.8 Model test results in the presence or absence of compressible layer

從圖8可以看出:(1) 當無可壓縮層時,隨著土壓增大,管片襯砌結構彎矩不斷增大,且增長變化曲線存在明顯的拐點,位于30 m土柱位置;當土壓從10 m增加到30 m,最大正彎矩從171.36 kN·m增大到257.25 kN·m,增幅50.1%;當土壓繼續從30 m 增加到50 m,最大正彎矩從257.25 kN·m增大到427.18 kN·m,增幅66.1%.

(2) 管片軸力也隨土壓的增大而增大,且最大、最小軸力量值較為均勻,增幅也很接近.當土壓從 10 m增加至50 m時,最大軸力從2 064.58 kN增加至4 744.44 kN,增幅130%,最小軸力從1 924.19 kN增加至4374.38 kN,增幅127%.

(3) 管片結構最大變形量隨著土壓的增大近似線性增大.當土壓從10 m增加至50 m時,最大變形量從4.13 mm增加至12.39 mm.

當管片壁后設置碎石可壓縮層,與管片組成聯合支護體系時,管片彎矩仍隨著土壓的增大而增大,但增幅小于不設置可壓縮層時.從圖8可以看出,可壓縮層的存在使得最大彎矩的增長更為平穩和緩慢.相同土壓條件下,存在可壓縮層時管片襯砌的最大和最小彎矩均小于無可壓縮層時的值,且土壓越大,有無可壓縮層時管片彎矩的差異越明顯,說明當管片壁后存在可壓縮層時,對于較高的土壓水平,可壓縮層能夠通過自身的擠密吸收一部分土壓力,減小傳遞至管片上的荷載,使管片荷載的增大過程更為平穩,從而得到更小且分布更均勻的彎矩.

對于管片軸力,存在可壓縮層情況下軸力量值也隨土壓的增大而增大,但同級土壓條件下,軸力量值較無可壓縮層時的要小.管片結構最大變形量隨著土壓的增大近似線性增大.當土壓從10 m增加至50 m時,最大變形量從6.03 mm增加至11.77 mm.與無可壓縮層時的差別不大.

以30 m覆土厚度為例,有無可壓縮層條件下管片彎矩和軸力沿環向的分布情況如圖9所示.從圖9可以看出:無可壓縮層時,管片最大正彎矩257.25 kN·m,位于左側拱肩附近,最大負彎矩-227.96 kN·m,位于右側拱腰附近;有可壓縮層時,最大正負彎矩分別為206.06、-199.47 kN·m,分別位于拱頂和右側拱腰附近.相比無可壓縮層,管片最大正負彎矩分別減小了19.9%和12.5%；可壓縮層的存在不僅降低了彎矩的量值,還使得彎矩沿環向的分布更為均勻.

無可壓縮層時,管片最大軸力 3 212.79 kN,位于右側拱腳附近;有可壓縮層情況下,最大軸力2 756.57 kN,仍位于右側拱腳附近.相比無可壓縮層,管片最大軸力減小了14.2%.可壓縮層不僅降低了軸力的量值,還使得軸力沿環向的分布更均勻.

試驗過程中還發現,可壓縮層的存在提高了管片的極限承載力.不存在可壓縮層時,當土壓由50 m 繼續增大時,管片內力和變形均急劇增大,此時管片環出現明顯的橢變,管片右拱腰位置內壁發現可見裂縫,如圖10所示.

(a) 彎矩(b) 軸力圖9 管片內力沿環向的分布Fig.9 Circumstantial distribution of segment lining inner forces in the presence or absence of compressible layer

(a) 右拱腰裂縫

(b) 左拱腰裂縫圖10　無可壓縮層時管片裂縫情況Fig.10　Crack distribution in the absence of compressible layer

當土壓繼續增大,橢變更加明顯,裂縫長度和寬度均不斷擴展,左側拱腰也產生裂縫.當土壓增至70 m時,管片右拱腰處斷裂,管片環失穩.存在可壓縮層時,當土壓持續增大,未發現管片內力和變形急劇增大的現象.當土壓增至70 m時,管片出現橢變.隨著土壓繼續增大,橢變更加明顯.由于土體中央部分縱向約束不足,此時由于土壓已經處于很高的水平,可壓縮層壓縮至極限,逐漸從下方涌入襯砌環內部,管片仰拱塊承受極高土壓,且由于其剛度較大,無法通過變形釋放荷載,最終產生表面剝落并斷裂,結構破壞,此時土壓為90 m(圖11).

圖11　有可壓縮層時管片環破壞形態Fig.11　Failure mode in the presence of compressible layer

4　結　論

(1) 管片壁后設置可壓縮層可吸收一部分圍巖壓力,起到讓壓效果,并能夠將圍巖壓力更均勻的傳遞到管片上.可壓縮層的存在會對管片軸力的量值產生影響,在局部范圍內對彎矩產生影響,而對管片變形影響甚微.(2) 隨著可壓縮層剛度的增大,管片承受較大且分布不均勻的圍巖壓力.彎矩在局部范圍內有所減小,軸力有較大幅度的增大.當可壓縮層相對圍巖“較軟”時,以上各影響更明顯,對管片變形的影響則很小.(3) 隨著可壓縮層厚度的增大,傳遞到管片上的圍巖壓力分布越均勻.彎矩在局部范圍內有所增大,軸力則持續減小,但減小速度逐漸下降.超出一定厚度后,影響逐漸減弱.可壓縮層剛度的變化對管片變形基本沒影響.(4) 管片壁后可壓縮層的存在使管片結構彎矩和軸力的增長更平緩,量值也更小,且土壓越大差異越明顯.說明可壓縮層能夠通過自身的擠密吸收部分土壓力且促使應力重分布,減小并均勻化傳遞至管片上的荷載.(5) 可壓縮層的存在能提高管片的極限承載力.無可壓縮層時,當土壓大于50 m時,管片環出現明顯的橢變,右拱腰內壁出現可見裂縫;土壓增至70 m時,管片右拱腰處斷裂,管片環失穩.存在可壓縮層時,土壓增至70 m時管片才出現明顯橢變,當土壓增至90 m時仰拱剝落斷裂,結構破壞.