CC BY
12
УДК 622.02: 624.1
Е.Ю. Куликова, И.И. Шорников
ПРОГНОЗИРОВАНИЕ УСИЛИЙ ПРОДАВЛИВАНИЯ ТОННЕЛЬНЫХ ОБДЕЛОК В ТЕХНОЛОГИИ МИКРОТОННЕЛИРОВАНИЯ: ВРЕМЕННЫЕ ЭФФЕКТЫ—
Дано описание метода оценивания значений нажимных усилий от силовой установки при продавливании тоннельных обделок в технологии микротоннелирования. Оценивание проведено для фрикционной составляющей усилия продавливания на прямолинейных участках при перезапуске процесса продавливания после остановов определенной продолжительности. Для обделок, продавливаемых с применением смазочных растворов, учитывается развитие во времени эффекта «прихвата» в проницаемых породах при остановах работ. Этот эффект позволяет учесть наблюдаемое увеличение усилий продавливания при перезапуске. Даны зависимости нажимных усилий от продолжительности остановов во времени.
Ключевые слова: усилие продавливания, нажимное усилие, тоннельная обделка, временные эффекты, остановы, усилие при перезапуске, МТПК, прочность на сдвиг, контакт обделка —смазочный материал-грунт, прихват, перепад давления.
DOI: 10.25018/0236-1493-2017-11-0-21-27
Введение
В практике продавливания тоннельных обделок [1—3] широко известен факт увеличения усилий продавливания при перезапуске после остановки проходческих работ для проведения монтажа следующего элемента обделки, профилактических или аварийных работ, работ по ликвидации проблем в забое (появление валунов и др.) или после перерывов на выходные или праздничные дни [4]. Все названные остановки, перерывы, задержки и т.д. далее обозначены термином «останов».
Ход изменения усилий продавливания характеризуется скачком во времени с существенным увеличением в момент
перезапуска, сопровождаемым далее спадом к линии среднего сопротивления продавливанию.
В имеющихся нормативных документах (например [5, 6]) учет временного фактора не производится, что в технологии микротоннелирования при проектировании трубопроводов мешает объективному выбору параметров элементов обделки, домкратной установки и конструкции упорной стенки.
Влияние временного фактора имеет место как в пределах коротких (останов для монтажа следующего элемента продавливаемой обделки), так и длительных периодов времени (перерывы на выходные). Экспериментальные исследования
ISSN 0236-1493. Горный информационно-аналитический бюллетень. 2017. № 11. С. 21-27. © Е.Ю. Куликова, И.И. Шорников. 2017.
[4, 7, 8] показывают, что при проходке с использованием бентонита в качестве смазочного материала с длительными остановами (>60 ч), последние могут стать причиной существенного увеличения статического трения. В неблагоприятных случаях увеличение нажимных усилий после возобновления хода продав-ливания может достигать 70%.
Традиционно усилия продавливания подразделяются на две составляющие: забойную и фрикционную [4—8]. Анализ величин нажимных усилий в ходе продавливания показал, что целесообразно фрикционную составляющую подразделить на концевую и остаточную компоненты. Концевая компонента определяется процессами в области щита в так называемой концевой части. В данной работе интерес представляет остаточная компонента, которая распределяется практически по всей длине обделки.
По сравнению с измеренными, прогнозные оценки фрикционной составляющей с привлечением имеющихся методов дали заниженные значения в 2,5 раза без плавучести обделки и в 10 раз при полном учете ее плавучести [7, 8]. Это свидетельствует о необходимости дальнейшего изучения поведения обделки при наличии смазочного раствора на основе бентонита.
Аналогом исследования послужила практика бурения скважин для нефтедобычи [11—14]. Там, в качестве существенного по влиянию временного фактора увеличения фрикционной составляющей при использовании смазочных материалов на основе бентонита принято явление «прихвата» под действием перепада давлений, которое приводит к увеличению трения в системе «порода — материал обделки» [11]. Для условий продавливания обделок подобное явление не изучалось.
Вопросам фильтрации водного фильтрата из раствора через фильтрацион-
ную корку в породу и физического поведения глин посвящены работы [9, 10, 14, 15].
С учетом изложенного целью настоящей работы является проведение оценок временных зависимостей в процессе формирования максимальных значений усилия продавливания тоннельных обделок при использовании смазочных материалов на основе бентонита.
Метод оценивания фрикционной
составляющей во времени
Для прогнозирования усилий продавливания после остановов проходческих работ в результате проявления эффекта прихвата при использовании бентонитовых суспензий необходимо определить параметры формирования проницаемого и деформируемого глинистого слоя по контуру выработки, являющегося основной причиной прихвата. При этом, следует исходить из того факта, что прихват обделки формируется в течение определенного промежутка времени нахождения обделки в состоянии покоя.
По мере роста глинистого слоя при останове формируется дополнительная площадь контакта тоннельной обделки со стенкой выработки. Происходит усиление адгезии, что отвечает закономерности образования и поведения под нагрузкой фильтрационной корки в зоне экранирования при статической фильтрации [11—14]. Фильтрационный отток поровой жидкости из зоны экранирования способствует росту контактного напряжения, внедрению элемента обделки в глинистый слой и, как следствие, росту сил страгивания. Основными предпосылками возникновения прихвата под действием перепада давления является разность между давлением смазочного раствора в строительном зазоре рш и давлением воды в породном массиве рг его проницаемость и наличие твердой фазы в растворе [14].
Учитывая, что обделка имеет внешний Оа и внутренний й1 диаметры, площадь ее стенки можно выразить формулой
= п (Оа2 — О.2)4 = = ЧОД —^ / Оа ) - а95^
где íR — величина зазора между контуром выработки и внешним диаметром обделки; Яа — внешний радиус обделки. Для применяемых элементов обделки отношение толщины ее стенки к внешнему радиусу составляет ÍR/Ra « 0,1.
При наличии в строительном зазоре смазывающего материала (далее рассматривается только бентонитовый раствор) под давлением рт, обделка из железобетона с удельным весом угс = =25 кН/м3 будет находиться в состоянии всплытия, так как ее удельный вес будет равен
^ = Тгс (4А / пОа2) = = угс ■ (3,8 tR/Оа) = 25 ■ 0,19 - 5 кН/м3.
Эта величина меньше удельного веса бентонитового раствора ут = 11^13 кН/м3.
В проницаемом породном массиве в результате фильтрации образуется так называемая. внешняя фильтрационная корка толщиной Л^), которая увеличивается в размерах в направлении выработки. Продвигаемая обделка разрушает часть этой корки, поэтому замкнутого контура не образуется. На контакте кромки с породой возникает начальное гидростатическое давление pf = 10Иж (кН/м2, Иж — высота водяного столба, м).
В проницаемых породах на обделку будет действовать прижимное давление, равное разности Др = рт — рг Под действием этой разницы давлений образуется зона прихвата на контакте обделки с породой [12—14]. При этом следует рассматривать три контактные пары: «обделка — порода», «обделка — фильтрационная корка» и «обделка — бентонит» с площадями А , А и А , соответственно
sc .т'
Схема работы системы обделка-корка-смазка-порода
(А + А + А = пО ). Величину зазора
4 ss sc sm а7 ^
между контуром выработки радиусом ^ и обделки с внешним радиусом Яа обозначим как Г.
е
Схема взаимодействия в системе «обделка — смазочная жидкость — корка — порода» показана на рисунке. В схеме учтены следующие параметры: е — смещение центра обделки относительно центра выработки; 8 — глубина внедрения обделки в породу; ф — координатный угол положения точки на контактах; а,. — угол раствора контакта «обделка — порода» (т.о., А.. = 2Яа а.). Вследствие того, что величина Л пренебрежимо мала, для упрощения анализа наращивание площади контакта А.. + А.с за счет увеличения толщины внешней фильтрационной корки, будем представлять ее как фиктивное уменьшение радиуса выработки, т.е. уменьшение зазора от значения t до значения — Л), и приближенно 1 / tй заменим на (1/^ ) ■ (1 + Л/г ).
Основываясь на методах определения полной силы М, действующей на контакте обделка — порода и направленной вверх (против направления оси у)
[11] и интегрируя распределение давлений по контуру обделки получим:
М = 1М - Мр + 1М - М н.
Д Р А ad
Здесь МД = ДрОаз1паз — прижимная сила от перепада давлений Др = (рт — рг); МА = ут пОа2/ 4 — Архимедова сила; Мр = JR п Оа2/ 4 — вес обделки; ^ = (а/п) МА — дополнительная сила.
Указанная сила М обеспечивает по Герцу контакт с раствором аз, определяемый, как
аз2 = (6 / п)т№(1 / у ■ (1 + Л / íg).
Из этого выражения и выражений, приведенных для всех составляющих полной силы, получим уравнение для определения аз:
а 2 — а ■ з1па + Ь ■ а — с = 0. (1)
3 3 3 4 '
Здесь введены следующие обозначения:
а = (6 /п)т^йа (1 /у ■ (1 + Л/у;
Ь = (6 / п)тут Оа2 (1 / У ■ (1 + Л / ^ с = 1,5т(ут — уР)Оа2 (1 / у ■ (1 + Л/у.
Для выявления зависимости величины аз от параметра к для проницаемых пород вводим безразмерный параметр к = 2т^(йа / у ■ (1 + Л / у; аз = 2,25к.
Тогда величину погружения обделки в породный массив 8 со временем, согласно [14], определим из соотношения:
8 = Е0 • (8 /п2) ■ т.
Здесь т = г/(ужОа / 2кЕ*) — безразмерное время;
Ео = [2,25 / (2 • 1,7)] (ДрОа / Е*)2 ■
(1 / ) ■ (1 + Л / у;
Е* — объемный модуль упругости, к — ко -эффициент фильтрации породы.
Тогда площадь контакта обделка — порода в зависимости от времени остано-
ва г с учетом полученных выше зависимостей определим соотношением:
¿ss = Daj5TTg =
= 0,732-( Ар / E* )■( / tg )■ , м2м(2)
■Jt / (JwDa /2kE* ))(1 + h / tg )
Ввиду малости толщины корки Л (ее величина уже учтена в выражении для A ) примем, что A = 0 и A = nD — A .
ss' ^ 7 sc sm a ss
Рост толщины внешней фильтрационной корки h в течение времени ее формирования t определяется как h = a4t, где a — коэффициент, зависящий от формы поровых каналов, размеров зерен, свойств бентонитового раствора [11].
Остаточное усилие Fr в составе фрикционной составляющей полного усилия продавливания будет определяться суммарным сопротивлением трения обделки по каждой из площадей Ass, Asm по отдельности с учетом суммарной длины зоны прихвата Lst. В первом приближении примем, что зона прихвата распространена по всей протяженности продавливаемой обделки и равна L.
F = [т A + т (nD —A )]L. (3)
r ss ss sm a ss
Здесь Tss — остаточная прочность на сдвиг контакта порода — материал обделки (по экспериментальным данным [4] она составила (4,5^7,3) кНм2), Tsm — прочность контакта бентонит — материал обделки (по данным [15], Tsm = = (2-50)10-3 кНм2 ).
По данным [4] отношение Fr / nDa для семи участков продавливания составило диапазон значений (0,5—3,2) кНм2 , таким образом, диапазон значений для A /nD был 0,1—0,6.
ss a
По тем же данным для участка Cham-pigny, Франция, темп увеличения нажимных усилий [Fr(t) — Fr(0)] / (nDa L) = = т ■ [A (t) / nD ] с увеличением протя-
ss ss a
женности участка продавливания L составил для времени останова t = 64 ч
Значения коэффициентов в зависимостях увеличения нажимных усилий от продолжительности остановов при продавливании обделок
Участки Champigny Montmorency 2 Montmorency 3
Грунты Запесоченная глина Пластичный илистый мергель Илистый мергель, незначительно перемежаемый песками
a ■ 102; b ■ 102 2; 8,2 11; 5,7 8; 7,6 3; 4,8 (**)
A ■ 102; B ■ 10 R2 3,88; 3,89 0,9534 4,83; 3,9 0,881 4,9; 3,9 0,9417 0,13; 0,001 (**) 0,9494
(**) — соотношение установлено на участках, где использование смазки было существенным
2,4 кН/м2; для 14 ч < t < 20 ч - 2,0 кН/м2; для 1,5 ч < t < 3 ч — 0,8 кН/м2. Таким образом, для этого участка отношение A (t)/nD составило (при т = 5,3 кН/м2)
ss a ss
0,45; 0,38 и 0,15 соответственно.
В работах [4, 6, 8] по экспериментальным данным по проходкам с применением бентонита отношение
SF / Fr(0) = [Fr(t) — Fr(0)] / Fr(0)
представлено в виде логарифмической зависимости SFr /Fr(0) = a + b Int, рассматриваемой в [4]. Обработка данных, приведенных в указанных работах, с привлечением зависимости типа (2), т.е. в форме SFr /Fr(0) = A(t/Б)05, позволило определить коэффициенты A и Б.
В таблице для сравнения даются значения всех коэффициентов по трем участкам.
Провести проверку достоверности полученных зависимостей (2) и (3) на основании сопоставления величин E* и k, полученных расчетным путем в соответствии с означенными теоретическими наработками, с натурными данными
в настоящее время не представляется возможным, ввиду отсутствия последних. В свете этого перспективным представляется накопление экспериментальных данных.
Выводы
Представленный метод оценивания фрикционной составляющей нажимных усилий при продавливании обделок с использованием смазочных материалов на основе бентонита в условиях наличия остановов работ по проходке определенной продолжительности позволяет прогнозировать усилия продавливания на прямолинейных участках с большей точностью, нежели в существующих нормативных документах. Учет упругих и фильтрационных характеристиках пород, а также прочностных характеристик контакта порода — материал обделки, представляется ключевым при проведении прогнозировании нажимных усилий по продавливанию тоннельных обделок для ведения проектирования проходческих работ.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Рыбаков А. П. Основы бестраншейных технологий. Теория и практика. — М.: ПрессБюро № 1 , 2005. — 304 с.
2. Girmscheid G. Bauverfahren des Spezialtiefbaus. — Zürich: ETH, 2013. — 703 s.
3. Maidl B., Thewes M., Maidl U. Handbook of Tunnel Engineering. Vol. 1: Structures and Methods. — Berlin: Ernst&Sohn, 2013. — 480 p.
4. Microtunneling and horizontal drilling: French national project «Microtunnels» recomenda-tions / French Society for Trenchless Technology. London: ISST Ltd., 2006. — 343 p.
5. Коллекторы и тоннели канализационные. Требования к проектированию, строительству, контролю качества и приемке работ. СТО НОСТРОЙ 2.17.66-2012. — М.: Изд-во «БСТ», 2013. — 101 с.
6. Микротоннелирование. Правила и контроль выполнения, требования к результатам работ. СТО НОСТРОЙ 2.27.124-2013. — М.: Изд-во «БСТ», 2015. — 93 с.
7. Reilly C. C., McCabe B.A., Orr T. L. L. Analysis of microtunnel jacking forces in alluvium and glacial till in Mullingar, Ireland. Proceedings of ITA-AITES World Tunnelling Congress 2012 (Eds: Phienwej N. & Boonyatee T.). Bangkok, Thailand: Engineering Institute of Thailand (EIT). Paper: Reilly-C.C_fp_0411.pdf.
8. Sheil B.B., Curran B.G., McCabe B.A. Experiences of utility microtunnelling in Irish limestone, mudstone and sandstone rock // Tunnelling and Underground Space Technology. 2016. Vol. 51. Pp. 326—337.
9. Третьяк А. Я., Савенок О. В., Рыбальченко Ю. М. Буровые промывочные жидкости: Учебное пособие ЮРГПУ (НПИ) им. М.И. Платова. — Новочеркасск: ЛИК, 2014. — 374 с.
10. Димов C.В., Кузнецов В.В., Рудяк В.Я., Тропин Н.М. Экспериментальное изучение фильтрации микросуспензии в высокопроницаемой пористой среде // Механика жидкости и газа. — 2012. — № 2. — С. 47—56.
11. Самотой А.К. Прихваты колонн при бурении скважин. — М.: Недра, 1984. — 236 с.
12. Шиповский К.А., Живаева В.В. Проблемы статического подхода при исследовании причин возникновения дифференциальных прихватов // Строительство нефтяных и газовых скважин на суше и на море. — 2013. — № 8. — С. 34—39.
13. Naraghi M. E., Ezzatyar P., Jamshidi S. Prediction of drilling pipe sticking by active learning method (ALM) // Journal of Petroleum and Gas Engineering. — 2013. — Vol. 4. — No.7. — pp. 173—183.
14. Outmans H. D. Mechanics of differential pressure sticking of drill collars // Transaction of the American Institute of Mining, Metallurgical and Petroleum Engineers (Petroleum Development and Technology). 1958. Vol. 213. Pp. 265—274.
15. Broere W. Tunnel face stability and new CPT applications // Thesis. Technical University Delft. 2001. 208 p. ЕШЗ
КОРОТКО ОБ АВТОРАХ
Куликова Елена Юрьевна1 — доктор технических наук, профессор, Шорников Иван Игоревич1 — кандидат технических наук, доцент, e-mail: shornicovivan@gmail.com, 1 НИТУ «МИСиС».
ISSN 0236-1493. Gornyy informatsionno-analiticheskiy byulleten'. 2017. No. 11, pp. 21-27.
UDC 622.02: 624.1
E.Yu. Kulikova, I.I. Shornikov
PREDICTION OF PUNCHING-SHEAR FORCES IN TUNNEL LINING IN THE TECHNOLOGY OF MICRO-TUNNELING:
TEMPORAL EFFECTS
The method of estimation of values of the thrust forces operating from a power-plant during tunnel lining jacking in microtunnelling is described. Estimation is curried out for a frictional component of jacking force on straight sites at when the process is restarted after stoppages of certain duration. For the linings jacked using pressured lubricants, development in time effect «sticking» in permeable soils on stoppages is considered. The total force operating on contact soil-material of lining taking into account differential pressure of lubricant and initial water pressure in a soil mass in a condition of full buoyancy is calculated. The relationship connecting increase of the area of contact soil-lining
with duration of stoppage on advance is received. In this relationship rate of increase of this area is defined by time of dissipation of lubricant pressure on contact to initial pressure pore waters. Key parameters, thus, are the module of volume compression and permeability coefficient of soils. The area of contact is directly proportional to differential pressure, a square of external lining diameter, and inversely proportional to amount of overcut and the module of volume compression of soil. Resisting force is defined by the areas of contact soil-lining and a lubricant-lining, and also shear strengths on these contacts. The received relationships allow an understanding of the observable increase in thrust forces at jacking restart after stoppages. New physically well-founded relationships for increase of thrust forces are resulted at duration increase of stoppages. Comparison with experimental data makes possible the defining all the parameters entering into these relationships.
Key words: jacking force, tunnel lining, time factors, stoppages, restart force, MTBM, shear strength, interface «lining — lubricant — soil», sticking, differential pressure.
DOI: 10.25018/0236-1493-2017-11-0-21-27
AUTHORS
Kulikova E.Yu.1, Doctor of Technical Sciences, Professor, Shornikov I.I.1, Candidate of Technical Sciences, Assistant Professor, e-mail: shornicovivan@gmail.com,
1 National University of Science and Technology «MISiS», 119049, Moscow, Russia. REFERENCES
1. Rybakov A. P. Osnovy bestransheynykh tekhnologiy. Teoriya i praktika (Trenchless technology fundamentals: Theory and practice), Moscow, PressByuro № 1, 2005, 304 p.
2. Girmscheid G. Bauverfahren des Spezialtiefbaus. Zürich: ETH, 2013. 703 s.
3. Maidl B., Thewes M., Maidl U. Handbook of Tunnel Engineering. Vol. 1: Structures and Methods. Berlin: Ernst&Sohn, 2013. 480 p.
4. Microtunneling and horizontal drilling: French national project «Microtunnels» recomendations. French Society for Trenchless Technology. London: ISST Ltd., 2006. 343 p.
5. Kollektory i tonneli kanalizatsionnye. Trebovaniya k proektirovaniyu, stroitel'stvu, kontrolyu kachestva i priemke rabot. STO NOSTROY2.17.66-2012 (Sewers and sewer tunnels. Designing, construction, quality supervision and acceptance of works. STO NOSTROI 2.17.66-2012, Moscow, Izd-vo «BST», 2013, 101 p.
6. Mikrotonnelirovanie. Pravila i kontrol' vypolneniya, trebovaniya k rezul'tatam rabot. STO NOSTROY 2.27.124-2013 (Microtunneling. Execution of works regulations and control, work results requirements. STO NOSTROI 2.27.124-2013), Moscow, Izd-vo «BST», 2015, 93 p.
7. Reilly C. C., McCabe B. A., Orr T. L. L. Analysis of microtunnel jacking forces in alluvium and glacial till in Mullingar, Ireland. Proceedings of ITA-AITES World Tunnelling Congress 2012 (Eds: Phienwej N. & Boonyatee T.). Bangkok, Thailand: Engineering Institute of Thailand (EIT). Paper: Reilly-C.C_fp_0411.pdf.
8. Sheil B. B., Curran B. G., McCabe B. A. Experiences of utility microtunnelling in Irish limestone, mud-stone and sandstone rock. Tunnelling and Underground Space Technology. 2016. Vol. 51. Pp. 326—337.
9. Tret'yak A. Ya., Savenok O. V., Rybal'chenko Yu. M. Burovye promyvochnye zhidkosti: Uchebnoe posobie (Буровые промывочные жидкости: Educational aid), Novocherkassk, LIK, 2014, 374 p.
10. Dimov C. V., Kuznetsov V. V., Rudyak V. Ya., Tropin N. M. Mekhanika zhidkosti igaza. 2012, no 2, pp. 47—56.
11. Samotoy A. K. Prikhvaty kolonn pri bureniiskvazhin (Sticking of drill columns in the well boring), Moscow, Nedra, 1984, 236 p.
12. Shipovskiy K. A., Zhivaeva V. V. Stroitel'stvo neftyanykh igazovykh skvazhin na sushe i na more. 2013, no 8, pp. 34—39.
13. Naraghi M. E., Ezzatyar P., Jamshidi S. Prediction of drilling pipe sticking by active learning method (ALM). Journal of Petroleum and Gas Engineering. 2013. Vol. 4. No.7. pp. 173—183.
14. Outmans H. D. Mechanics of differential pressure sticking of drill collars. Transaction of the American Institute of Mining, Metallurgical and Petroleum Engineers (Petroleum Development and Technology). 1958. Vol. 213. Pp. 265—274.
15. Broere W. Tunnel face stability and new CPT applications. Thesis. Technical University Delft. 2001. 208 p.
