劉 倫,姜永興

(華北水利水電學院,鄭州 450011)

錨噴支護因其施工方便、勞動強度低等諸多優(yōu)點,在生產實踐中已被廣泛用.但是,在以前的支護過程中往往只加強支護體的強度,從而導致施工的盲性大,支護效果差等問題[1].從工程實踐可知,巷道變形破壞的主要原因是于支護體力學特性與圍巖力學特性之間的藕合不一致所造成的,并且首先從某一關鍵部位開始,進而導致整個支護系統(tǒng)失穩(wěn)[2].因此,有效地控制圍巖的變必須滿足巷道圍巖與支護體強度、剛度及結構上的藕合.

1 支護原理

由錨桿支護理論可知[3],錨桿支護的實質是錨桿與圍巖的相互作用使得巷道圍巖受力狀態(tài)發(fā)生改變.在不同的階段,錨桿與巖體相互作用機理有所不同.在早期階段,巷道頂板破壞范圍較小,此時錨桿的主要作用是控制頂板下部巖體的錯動和離層失穩(wěn)的發(fā)生;在中期階段,巖層產生了一定的變形,由于巖石的流變效應,隨著時間的推移,巖層強度不斷降低,但錨桿深入穩(wěn)定巖層時,其懸吊作用處于主要地位,同時由于錨桿的徑向和切向約束,阻止破壞區(qū)巖層擴容、離層及錯動;在后期階段,圍巖變形加大,錨桿受力加大,設計合理情況下,只要錨桿不產生破壞,圍巖的穩(wěn)定層在錨桿的控制范圍內,仍可以起懸吊作用,若穩(wěn)定層上移,使錨桿完全處于破壞巖層中,則錨桿和破壞巖體仍可形成承載圈,具有一定的承載能力[1].只有當錨桿變形與圍巖變形相協(xié)調時,才能有效地控制圍巖的變形.同樣,錨噴和圍巖的耦合作用十分重要,過剛或過弱的錨噴支護,都會引起局部應力集中而造成巷道破壞[2].只有當錨噴和圍巖強度、剛度達到耦合時,變形才能相互協(xié)調.達到耦合的標志是圍巖應力集中在協(xié)調變形過程中,向低應力區(qū)轉移和擴散,從而達到最佳支護效果.

2 望峰崗數(shù)值計算模型建立

望峰崗煤礦地質構造為向斜構造,其煤系地層全部隱伏在巨厚的第四系含水沖積層下.-817水平內水倉埋深約850 m,該段圍巖巖性以灰黑色粉砂質泥巖、炭質泥巖為主,巖性較差,膨脹性突出.巖石物理力學參數(shù)見表1,地應力測試結果見表2.

表1 粉沙質泥巖物理力學參數(shù)

表2 水平主應力的大小及其方向

根據(jù)地質資料,對其進行概化建立數(shù)值計算模型[4],模型見圖1.巷道寬度為3.9m,幫高為1.0m,上方是半徑為1.95 m的半圓拱.對模型試驗結果進行數(shù)值分析,通過調整模型尺寸、邊界條件及材料模型發(fā)現(xiàn):當數(shù)值計算模型尺寸為巷道直徑12倍時,可以忽略邊界對計算結果的影響,故取12倍巷道半徑作為模型的邊界.邊界條件為:在X方向上,在模型左右邊為應力邊界條件,考慮自重應力和構造應力;在Z方向上,模型底部為固定邊界條件,頂部為應力邊界條件.

圖1 望峰崗數(shù)值計算模型

3 噴錨加固參數(shù)正交試驗方案設計

巷道支護效果最直觀表現(xiàn)就在于巷道周邊的變形位移[5-8].因此本文選取用頂板最大下沉量、最大底鼓量、最大幫移近量作為正交試驗考察的指標,共11個因素.考慮到生產時間的可能和模擬設計的可行性,每種因素取三個水平,正交試驗表為L27(313).試驗參數(shù)水平表見表 3,正交設計表見表4.

從正交試驗結果來看,在對各指標極差分析的基礎上綜合分析,最終確定錨桿最優(yōu)支護方案是:拱頂錨桿間距取0.8,拱頂錨桿長度取2.4 m,排距取0.8 m;邊幫錨桿間距取0.8 m,長度取3.7 m,排距取0.8 m;底板錨桿間距取0.9 m,錨桿長度取2.9 m,排距取 0.8 m,錨桿傾角取45°;噴層厚度取120 mm.

表3 試驗參數(shù)水平表

4 巷道支護設計方案效果模擬

采用上述優(yōu)化加固方案對望峰崗煤礦巷道進行加固,模擬效果如下.

4.1 加固前后塑性區(qū)變化情況

圖2為巷道加固前后塑性區(qū)變化圖,從圖中可以明顯的看出錨噴加固后圍巖的塑性區(qū)減小,說明支護措施對圍巖塑性區(qū)的發(fā)展有一定的抑制作用.

4.2 加固前后位移變化情況

圖3和圖4分別為加固前后巷道的垂直位移等值云圖和水平位移等值云圖,從圖中可以看出,加固前拱頂最大沉降、底板底鼓量、邊幫水平位移分別為8.4 cm、12.5 cm、7.5 cm,加固后位移值分別變?yōu)?.8 cm、4.5 cm、1.9 cm,頂板沉降位移減少了78.5%,底鼓位移減少了64%,邊幫位移減少了74.5%.

4.3 加固前后應力變化情況

從圖5～圖7分別為Sxx水平應力云圖、Szz鉛直應力云圖及Sxz剪力等值云圖,從圖中可以看出支護后的應力集中區(qū)域減小,卸荷區(qū)的面積也減小,而且支護后較未支護相比,卸荷區(qū)的應力有所增加,即巷道周邊圍巖應力成梯度均勻分布,說明支護加強了開挖卸荷后松動塑性破壞圍巖的整體強度,提高了圍巖的支承能力,充分發(fā)揮了圍巖的自承能力.

表4 參數(shù)正交試驗

圖2 加固前后巷道塑性區(qū)變化情況

圖3 加固前后垂直位移等值云圖

圖4 加固前后水平位移等值云圖

圖5 加固前后Sxx應力等值云圖

圖6 加固前后Szz應力等值云圖

圖7 加固前后Sxz剪力等值云圖

5 小 結

(1)采用正交設計方法對望峰崗煤礦巷道錨噴加固方案進行優(yōu)化,得出加固優(yōu)化方案,即:拱頂錨桿間距取0.8 m,長度取2.4 m,排距取0.8 m;邊幫錨桿間距取0.8 m,長度取3.7 m,排距取 0.8 m;底板錨桿間距取0.9m,錨桿長度取2.9 m,排距取0.8 m,錨桿傾角取45°;噴層厚度取120 mm.

(2)采用優(yōu)化方案對望峰崗煤礦巷道進行加固,支護后對巷道塑性區(qū)、位移都有一定程度的抑制,而且使巷道周邊圍巖卸荷區(qū)所承受的應力有所增高,應力增高區(qū)和集中應力區(qū)的應力下降,降低的應力部分向圍巖深部轉移或由支護后強度得到提高的巷道周邊圍巖所承受,這樣更有利于巷道的穩(wěn)定,發(fā)揮圍巖的自承載能力.

[1]袁 亮.淮南礦區(qū)現(xiàn)代采礦關鍵技術[J].煤炭學報,2007,32(1):8-12.

[2]孫曉明,何滿潮.深部開采軟巖巷道耦合支護數(shù)值模擬研究[J].中國礦業(yè)大學學報,2005,34(2)166-169.

[3]何滿潮,景海河,孫曉明.軟巖工程地質力學研究進展[J].工程地質學報,2000,8(1):46-62.

[4]朱維申,張強勇,李術才,等.三維脆彈塑性斷裂損傷模型在裂隙巖體工程中的應用[J].固體力學學報,1999,20(2):164-169.

[5]李 剛,梁 冰,李鳳儀.U型鋼可縮性金屬支架參數(shù)選擇與應用[J].煤礦開采,2005,10(2):45-47.

[6]王志強,吳敏應.巷道開挖圍巖能量釋放與偏應力應變能生成的分析計算[J].巖土力學,2007,28(4):663-669.

[7]潘 岳,王志強.基于應變非線性軟化的圓形酮室圍巖的彈塑性分析[J].巖石力學與工程學報,2005(6):915-920.

[8]范 文,俞茂宏,陳立偉,等.考慮剪脹及軟化的洞室圍巖彈塑性分析的統(tǒng)一解[J].巖石力學與工程學報,2004,23(19):3213-3220.