王 輝,楊雙鎖,2,牛少卿

(1.太原理工大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院,太原 030024;2.重慶大學(xué) 煤礦災(zāi)害動(dòng)力學(xué)與控制國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,重慶 400030)

?

層狀復(fù)合巖層巷道圍巖耦合變形機(jī)制及控制研究

王 輝1,楊雙鎖1,2,牛少卿1

(1.太原理工大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院,太原 030024;2.重慶大學(xué) 煤礦災(zāi)害動(dòng)力學(xué)與控制國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,重慶 400030)

以某煤礦+1070南回風(fēng)巷為工程背景,采用數(shù)值模擬、理論分析、工業(yè)試驗(yàn)等方法,分析了巷道圍巖的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和力學(xué)性質(zhì),基于彈塑性理論和巷道圍巖的承載特征,提出了巷道圍巖變形的“復(fù)合雙梁”耦合作用模型。研究表明,層狀復(fù)合圍巖巷道的變形是一個(gè)耦合作用過程,巷道頂板的離層破壞會(huì)影響巷道兩幫載荷的分布,進(jìn)而影響巷道底板的載荷分布;隨著頂板離層加劇,巷幫的壓力逐漸增大,底板變形的不協(xié)調(diào)性增強(qiáng),進(jìn)而使巷道底鼓加劇;反之,巷道兩幫和底板的破壞又會(huì)加劇頂板的離層失穩(wěn)。最后,基于巷道圍巖的“復(fù)合雙梁”耦合作用機(jī)制和數(shù)值模擬研究結(jié)果，提出了相應(yīng)的錨噴網(wǎng)聯(lián)合支護(hù)形式,經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)表明該方法對(duì)巷道圍巖變形的控制作用效果明顯。

復(fù)合圍巖;變形破壞機(jī)制;復(fù)合雙梁耦合作用;圍巖控制;聯(lián)合支護(hù)

復(fù)合巖層在含煤巖系中普遍存在[1-2]。由于復(fù)合巖層巷道圍巖各巖層力學(xué)性質(zhì)的差異性,以及結(jié)構(gòu)面對(duì)層間作用的弱化,將會(huì)使巷道圍巖物理力學(xué)性質(zhì)被削弱,導(dǎo)致圍巖變形量增大,極大地增加了圍巖控制的難度[3-4]。目前,對(duì)于復(fù)合巖層巷道圍巖支護(hù)理論的研究主要是考慮巖層層面對(duì)頂板離層的作用,并利用彈塑性力學(xué)、巖石力學(xué)和材料力學(xué)的相關(guān)理論進(jìn)行失穩(wěn)判定,再結(jié)合工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)獲得巷道支護(hù)參數(shù)[5-6]。針對(duì)復(fù)合巖層巷道的支護(hù)手段,主要強(qiáng)調(diào)對(duì)頂板離層的控制,主張采用高預(yù)應(yīng)力、強(qiáng)力支護(hù)[7-8];對(duì)于特厚復(fù)合頂板則是以疊加拱承載體強(qiáng)度理論[9]、拱-梁耦合支護(hù)理論[10]、梯次支護(hù)作用理論等為理論指導(dǎo)的錨桿和錨索的耦合支護(hù)形式[11];對(duì)于破碎軟弱厚復(fù)合頂板,要強(qiáng)化圍巖的整體性,主要采用“注漿+錨噴網(wǎng)+錨索”聯(lián)合支護(hù)形式[12]。目前對(duì)于巷道圍巖變形破壞機(jī)制和控制的研究大多數(shù)是基于工程實(shí)踐的理論概述,并無相關(guān)的完整力學(xué)模型及推導(dǎo),而且這些研究往往只是針對(duì)巷道圍巖某一部分的研究,對(duì)于巷道圍巖的整體變形機(jī)制缺乏明確的解釋。

筆者結(jié)合通洲集團(tuán)安達(dá)煤業(yè)公司礦9+10#煤層+1070南回風(fēng)大巷的層狀復(fù)合圍巖的實(shí)際地質(zhì)情況,采用數(shù)值模擬計(jì)算、力學(xué)理論推導(dǎo)計(jì)算以及現(xiàn)場(chǎng)實(shí)踐相結(jié)合的方法,構(gòu)建了巷道圍巖變形的耦合作用模型,揭示了巷道圍巖的變形機(jī)制；結(jié)合錨桿錨索耦合支護(hù)理論,得到了相應(yīng)的圍巖控制手段。為類似地質(zhì)情況巷道的圍巖控制提供了合理有效的依據(jù)。

1 數(shù)值模擬計(jì)算

1.1 地質(zhì)概況

山西通洲集團(tuán)安達(dá)煤業(yè)有限公司礦+1070南回風(fēng)大巷位于太原組下段頂部的9+10#煤層,煤層傾角0～5°,平均為2°,為近水平煤層,煤層厚度0.36～3.52 m,平均厚度1.94 m。巷道沿煤層底板掘進(jìn),巷道埋深為320 m,寬4.70 m,高2.70 m；直接頂為石灰?guī)r和泥巖的多軟弱夾層的復(fù)合結(jié)構(gòu),節(jié)理裂隙發(fā)育,老頂為堅(jiān)硬的細(xì)粒砂巖和石灰?guī)r；直接底板為泥巖和粉砂巖,且泥巖占的比例較大,老底為較堅(jiān)硬的粉砂巖。

1.2 數(shù)值模型建立及運(yùn)算參數(shù)設(shè)定

為分析巷道圍巖受力及變形過程,采用有限差分法軟件FLAC3D對(duì)巷道無支護(hù)下變形破壞進(jìn)行數(shù)值模擬。依據(jù)巷道頂?shù)装宓膶?shí)測(cè)資料,建立如圖1所示的數(shù)值計(jì)算模型,模型尺寸(長×寬×高)為:20 m×3 m×25 m；共分有37 800個(gè)單元,44 472個(gè)節(jié)點(diǎn)。

圖1 數(shù)值計(jì)算模型Fig.1 Numerical calculation model

模型側(cè)面限制水平移動(dòng),底部固定；模型上表面為應(yīng)力邊界,施加的荷載為10 MPa；模擬上覆巖體的自重,側(cè)壓系數(shù)取1.2,載荷大小為12 MPa；本構(gòu)模型選用Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則。煤巖層巖石力學(xué)參數(shù)取值如表1所示。

表1 數(shù)值模擬模型巖層物理力學(xué)參數(shù)

1.3 模擬結(jié)果及分析

1.3.1 巷道圍巖變形的動(dòng)態(tài)特性

圖2(a)為巷道頂板中部垂直位移的時(shí)間曲線(動(dòng)態(tài)步)圖;圖2(b)為巷道兩幫隨頂板變形的垂直位移動(dòng)態(tài)圖;圖2(c)為巷道底板不同區(qū)域隨巷幫變形的垂直位移動(dòng)態(tài)圖。

圖2 巷道圍巖位移關(guān)系曲線Fig.2 Relationship curves of displacement of roadway surrounding rock

由圖2(a)可以看出,隨著應(yīng)力加載時(shí)間的不斷推移,巷道頂板巖層下沉量極速增大,大約加載到4 000步時(shí)，頂板巖層的下沉量達(dá)到最大,之后出現(xiàn)小幅回落,最后逐漸趨于穩(wěn)定。同時(shí)，各巖層間出現(xiàn)離層,尤其是在軟弱夾層處最嚴(yán)重。圖2(b)中l(wèi)為兩幫測(cè)點(diǎn)距巷幫表面的距離,由圖可以看出,巷道兩幫的下沉量隨頂板下沉量增大而呈正比例關(guān)系；隨著頂板下沉，巷幫表面的垂直位移逐漸小于內(nèi)部圍巖的位移,且位移相差并不大,這是由于表層圍巖破壞出現(xiàn)卸載,應(yīng)力向巷幫內(nèi)部轉(zhuǎn)移的結(jié)果。圖2(c)中b為底板測(cè)點(diǎn)距巷道中心的水平距離,由圖可以看出,隨巷幫的下沉，巷道底板各部分巖層均出現(xiàn)下沉,其下沉速度逐漸減小,并且也有回彈現(xiàn)象；同時(shí)越靠近巷道中心的測(cè)點(diǎn)，下沉量越小,基本保持穩(wěn)定;而遠(yuǎn)離巷道中心處下沉量較大,近似為正比例關(guān)系,說明該處巷道圍巖較完整。

1.3.2 垂直應(yīng)力分布與分析

圖3為巷道垂直應(yīng)力分布云圖。由圖可以看出，巷道頂?shù)装宓谋韺右欢ǚ秶怪睉?yīng)力較小,巷道兩幫的表層垂直應(yīng)力也顯著降低；但是，在距巷幫約1.8 m以外出現(xiàn)垂直應(yīng)力集中區(qū),同時(shí)在軟弱夾層處垂直應(yīng)力分布不均,出現(xiàn)應(yīng)力等值線轉(zhuǎn)折。

圖3 垂直應(yīng)力分布云圖Fig.3 Distribution contour chart of vertical stress

巷道開挖使原巖應(yīng)力重新分布,巷道圍巖由三向應(yīng)力狀態(tài)變?yōu)殡p向應(yīng)力狀態(tài)或單向應(yīng)力狀態(tài),巷道圍巖的強(qiáng)度和剛度顯著降低,在水平應(yīng)力和垂直應(yīng)力的共同作用下巷道圍巖集聚大量的彈性勢(shì)能。當(dāng)能量積聚到一定限度時(shí),巷道的直接頂、直接底以及兩幫巖層向巷道空間移動(dòng);當(dāng)變形達(dá)到一定的限度后，巷道圍巖發(fā)生斷裂破壞,彈性勢(shì)能得到釋放,巷道表層的巖層垂直應(yīng)力顯著降低,尤其是巷道頂、底板巖層最為明顯。而頂板軟弱夾層的存在使巷道頂板巖層發(fā)生不協(xié)調(diào)變形,進(jìn)而導(dǎo)致破壞范圍增大。對(duì)于巷道兩幫,其承受巷道頂板轉(zhuǎn)移的較大應(yīng)力,在高應(yīng)力作用下巷幫巖層發(fā)生剪切破壞,其破壞寬度可由a=h×cotθ式求得(式中，h為巷道高度,θ為巷幫巖層的剪切破壞角)。由上述巷道和巖層的已知參數(shù)可求得破壞寬度約為1.77 m,這與數(shù)值模擬的結(jié)果基本吻合。

1.3.3 巷道塑性區(qū)分布及分析

圖4為巷道的塑性區(qū)分布圖。由圖4可知，巷道的塑性區(qū)主要集中在巷道表層圍巖及頂板的軟弱夾層處,且巷道兩幫和頂板的塑性破壞區(qū)分布范圍較廣；但底板的塑性破壞區(qū)分布范圍較小。從塑性區(qū)的破壞性質(zhì)分析可以看出,巷道兩幫只有剪切塑性破壞,頂?shù)捉翘幰舶l(fā)生剪切塑性破壞；而巷道頂板的中部以及軟弱夾層處發(fā)生拉伸破壞,巷道底板相對(duì)較完整。

圖4 塑性區(qū)分布圖Fig.4 Distribution of plastic zones

巷道圍巖之所以出現(xiàn)上述的塑性區(qū)分布特征,主要是由于巷道開挖導(dǎo)致應(yīng)力的轉(zhuǎn)移,巷道頂?shù)装宓捻數(shù)捉翘幮纬蓧簯?yīng)力集中區(qū)[13]；并且該處圍巖應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生改變,巖石的抗壓和抗剪強(qiáng)度被極大削弱,在高應(yīng)力作用下發(fā)生剪切塑性破壞。對(duì)于巷道頂板,其破壞主要是由于頂板離層造成的,層狀復(fù)合頂板通常含較多軟弱夾層,其層間作用較弱,很容易發(fā)生離層形成疊加梁結(jié)構(gòu)；而這些巖梁結(jié)構(gòu)剛度較低,在水平載荷和垂直載荷的共同作用下發(fā)生撓曲變形,進(jìn)而產(chǎn)生拉伸破壞。對(duì)于巷道兩幫,由于其承受很大的轉(zhuǎn)移荷載,在高應(yīng)力作用下巷幫巖層產(chǎn)生塑形剪切破壞而發(fā)生片幫。對(duì)于巷道底板,其將一直承載上部巖層傳遞的荷載；但巷道底板各部分承受的荷載差距較大,兩幫處明顯大于巷道中心處,致使底板下沉不協(xié)調(diào),進(jìn)而造成底板兩底角發(fā)生剪切破壞。

2 巷道圍巖變形的力學(xué)分析

2.1 力學(xué)模型的建立

由上述分析可知,層狀復(fù)合巖層巷道的頂板、底板和兩幫是一個(gè)相互作用的整體。結(jié)合巷道圍巖的變形破壞特征,可以建立以下的力學(xué)模型,如圖5所示。

圖5 巷道圍巖整體變形力學(xué)模型Fig.5 Mechanical model of global deformation of surrounding rock

巷道的直接頂板可視為縱橫彎曲組合梁結(jié)構(gòu),巷道兩幫和底板可視為復(fù)合彈性地基梁結(jié)構(gòu),該巷道圍巖組合結(jié)構(gòu)主要受鉛垂均布載荷q和水平線性荷載p的作用。圖中a為巷道兩幫的破壞范圍,b為巷道寬度。

2.2 力學(xué)結(jié)構(gòu)失穩(wěn)的機(jī)理

2.2.1 巷道頂板的失穩(wěn)

對(duì)于巷道頂板,其失穩(wěn)主要是由于頂板巖層離層造成的，可由離層的載荷條件和變形條件判斷其離層狀態(tài)。若考慮直接頂有n層巖層,則其離層條件有以下兩點(diǎn)。

1) 載荷條件:

(1)

式中：(qn)i為n層巖層對(duì)第i層巖層影響時(shí)作用的載荷,可由關(guān)鍵層理論求得[14],

(2)

hi,γi,Ei(i=1,2,…，n)分別為各巖層的厚度、體積力和彈性模量。

2) 變形條件:

(3)

由兩端固支梁模型可知,受均布荷載作用下,由固支梁的性質(zhì)可知梁的兩端截面所受的切應(yīng)力和正應(yīng)力均最大,分別為：

(4)

由于軟弱夾層的存在，削弱了頂板巖層的完整性,致使巖梁兩端截面所受正應(yīng)力和剪應(yīng)力均較高,當(dāng)達(dá)到巖梁的抗拉強(qiáng)度或者是抗剪強(qiáng)度時(shí),巖梁兩端發(fā)生拉伸破壞或者剪切破壞而斷裂;進(jìn)而由巖梁的結(jié)構(gòu)和受力特征，可視其為縱橫彎曲梁結(jié)構(gòu)。

由縱橫彎曲梁理論知，梁撓度最大的部位是梁的中部,且其最大撓度為[15],

(5)

(6)

2.2.2 巷道兩幫的失穩(wěn)

在巷道圍巖的整個(gè)大空間范圍內(nèi),可將巷道頂板的荷載視為全部作用于頂板的主關(guān)鍵層巖梁上；而巷道兩幫及巷道空間可視為巖性不一致的較薄墊層,巷道直接底板可視為范圍有限的彈性層狀基礎(chǔ)。假設(shè)，墊層和層狀基礎(chǔ)都滿足Winkler地基假設(shè),則巖梁所受的地基支撐反力p′與巖梁的下沉量(即撓度)w成正比[15],即

(7)

由于巖梁所受的地基支撐反力與地基所受的壓力是一對(duì)作用力與反作用力,而對(duì)于q′關(guān)鍵是求出巖梁的下沉量w。由巷道直接頂所受載荷形式以及結(jié)合局部彈性地基梁理論,該模型的地基梁應(yīng)該選取無限長梁結(jié)構(gòu),即a→∞；并且該作用荷載的分布并不是呈線性關(guān)系。由于本文主要是研究兩幫破壞區(qū)的變形和受力,為簡化問題可將破壞區(qū)以外視為變形很小或不變形,則可選取巷幫承載體的長度a為一有限值,可由上述a=h×cotθ式求得。由于巷道兩幫具有對(duì)稱性,因此可以選取一幫為研究對(duì)象,巷道兩幫的彈性地基梁模型如圖6所示,巷幫破壞區(qū)與非破壞區(qū)界面處取為固定約束,而靠近巷道空間處為自由端。

圖6 巷幫彈性地基梁力學(xué)模型Fig.6 Mechanical model of timoshenko bean of sidewall

(8)

(9)

由圖6可知，上述問題的邊界條件為，

當(dāng)x=a時(shí):

當(dāng)x=0時(shí):

將上述初始條件代入可求得:M0=0，Q0=0，y0=0，θ0=0，則可求得其撓度方程為：

(10)

將(10)式代入(7)式可知煤幫所受載荷為：

(11)

再將各未知變量和參數(shù)代入,得

(12)

最后可得,

(13)

由雙曲函數(shù)的性質(zhì)可知，ch(x)在第一象限內(nèi)單調(diào)遞增,則由式(13)可知煤幫所受壓力在x方向呈負(fù)比例周期變化,且振幅隨x增大而增大，但煤幫壓力逐漸減小;同時(shí)振幅隨h增大而減小,但煤幫壓力卻逐漸增大。

(14)

則巷幫所受側(cè)向壓力為：

(15)

2.2.3 底板的變形失穩(wěn)

圖7 巷道底板力學(xué)模型及變形形式Fig.7 Mechanical model and deformation form of floor

對(duì)于巷道底板,主要研究兩幫破壞范圍內(nèi)的變形特征,則可以建立圖7(a)所示的彈性地基梁模型。由于巷道幾何形狀和受力狀況都具有對(duì)稱性,因此巷道底板的變形也具有對(duì)稱性,從而可以選取巷道的一邊為研究對(duì)象,則由彈性地基梁理論可得底板的載荷段的撓度修正項(xiàng)為：

(16)

式中:Ed,Id分別為直接底板的彈性模量和慣性矩。

(17)

其中:

(18)

上述(17)(18)式中:

(19)

由式(15)可以看出,巷道底板不同區(qū)域的下沉變形不是均勻同步的,其變形形式如圖7(b)所示。巷道兩幫破壞區(qū)范圍內(nèi)的底板下沉量較大,而巷道空間范圍內(nèi)下沉量較小。

2.3 巷道圍巖失穩(wěn)的耦合機(jī)理

若以底板的變形破壞為依據(jù),則由上述分析可建立以下的關(guān)系式：

(20)

式中:Δy為巷道底板變形的相對(duì)位移差,可由式(16)求得;f(tf)為底板的狀態(tài)函數(shù),可由式(17)求得,tf為底板的狀態(tài)參量;g(tw)為兩幫的狀態(tài)函數(shù),可由式(13)求得,tw為兩幫的狀態(tài)參量;h(tr)為頂板的狀態(tài)函數(shù)；q,p,h,E,b,a,C,k,φ均為頂板的狀態(tài)參量。

綜上所述,巷道圍巖的變形失穩(wěn)是一個(gè)整體耦合作用的過程,對(duì)于上述的本構(gòu)力學(xué)模型我們可以定義其為“復(fù)合雙梁”耦合模型,即“頂板縱橫彎曲梁——幫、底復(fù)合彈性地基梁”作用模型。

3 圍巖控制原理及支護(hù)

3.1 巷道圍巖控制原理

由以上分析可以看出,要對(duì)巷道圍巖的穩(wěn)定性進(jìn)行控制應(yīng)該注重支護(hù)體的整體性、協(xié)調(diào)性、可變形性、密閉性、多層次性。具體地說,首先應(yīng)該充分利用巷道圍巖本身這個(gè)最主要的承載結(jié)構(gòu);其次,巷道圍巖的控制要從巷道圍巖整體出發(fā),使圍巖各部分的支護(hù)相互協(xié)調(diào);再其次,要考慮支護(hù)結(jié)構(gòu)有一定的讓壓能力,以保證支護(hù)體在發(fā)揮作用前不被壓壞;同時(shí)由于該類巷道圍巖一般較破碎,應(yīng)該對(duì)其圍巖表層進(jìn)行密閉施工;最后,考慮到該類巷道頂板軟弱層較厚,若只對(duì)表層圍巖加固很難使頂板保持穩(wěn)定,因此應(yīng)該結(jié)合鋼筋網(wǎng)、混凝土、錨桿和錨索的支護(hù)效應(yīng)，分層次、多梯度對(duì)頂板進(jìn)行支護(hù)。

3.2 巷道圍巖支護(hù)技術(shù)設(shè)計(jì)

基于上述的巷道圍巖的耦合作用分析,并結(jié)合+1070水平南軌道大巷的支護(hù)設(shè)計(jì),對(duì)于+1070水平南回風(fēng)大巷的支護(hù)設(shè)計(jì)如下,巷道支護(hù)斷面圖如圖8所示。

圖8 巷道支護(hù)斷面圖(mm)Fig.8 Roadway support section

1) 頂板支護(hù)。巷道頂板采用錨網(wǎng)噴聯(lián)合支護(hù)。頂板錨桿的規(guī)格:最小長度2.4 m,直徑18 mm;支護(hù)參數(shù):錨桿間距0.9 m,排距1.0 m,每排設(shè)置錨桿6根,錨桿設(shè)計(jì)錨固力為80 kN,預(yù)緊力為50 kN(扭矩不低于200 N·m),最小錨固長度0.9 m；每根錨桿使用CK2335、K2360樹脂錨固劑各一支。同時(shí)頂板靠近兩幫的錨桿(即頂角處)向兩幫傾斜約20°。

頂板錨索的規(guī)格:最小長度為6.0 m,直徑為15.24 mm;支護(hù)參數(shù):錨索間距1.8 m,排距3.0 m,每排設(shè)置錨索2根,錨索設(shè)計(jì)錨固力150 kN,預(yù)緊力100 kN,最小錨固長度0.9 m,每根錨索使用CK2335樹脂錨固劑一支,K2360樹脂錨固劑兩支。

噴漿厚度為100 mm,噴射混凝土強(qiáng)度為C25;網(wǎng)片選用?6 mm的鋼筋網(wǎng),網(wǎng)格間距為100 mm×100 mm。

2) 兩幫支護(hù)。兩幫同樣采用錨網(wǎng)噴聯(lián)合支護(hù)。兩幫錨桿規(guī)格:最小長度1.8 m,直徑18 mm;支護(hù)參數(shù):錨桿間距1.1 m,排距1.0 m,每排設(shè)置錨桿3根,錨索設(shè)計(jì)錨固力50 kN,預(yù)緊力30 kN(扭矩不低于200 Nm),最小錨固長度0.6 m,每根錨桿使用K2360樹脂錨固劑一支。同時(shí)，兩幫靠近頂、底板的錨桿(即頂、底角處)分別向頂、底板傾斜約20°。

噴漿厚度為100 mm,噴射混凝土強(qiáng)度為C25;網(wǎng)片選用?6 mm的鋼筋網(wǎng),網(wǎng)格間距為100 mm×100 mm。

3) 底板管理?；仫L(fēng)大巷一般不對(duì)底板進(jìn)行支護(hù),但是應(yīng)該注意對(duì)巷道底板施工質(zhì)量的監(jiān)控,做到盡量使巷道底板平整,對(duì)于某些如斷層和破碎帶等的特殊地質(zhì)條件,可采用噴漿、打底錨桿等的處理方法。

3.3 應(yīng)用效果

3.3.1 數(shù)值模擬效果

如圖9(a)所示為巷道支護(hù)后的垂直應(yīng)力分布圖。對(duì)比圖3巷道支護(hù)前的垂直應(yīng)力分布可以看出,采用該支護(hù)方案后,巷道圍巖表層的低應(yīng)力區(qū)明顯縮小,且兩幫圍巖深處的垂直應(yīng)力集中區(qū)的集中應(yīng)力也明顯減小,同時(shí)頂板的應(yīng)力等值線也較之前平滑。再結(jié)合圖4和圖9(b)巷道支護(hù)前后的塑性區(qū)分布圖可以看出,采用本研究方法支護(hù)后,巷道圍巖的塑性破壞區(qū)的范圍顯著減小,尤其是巷幫和頂板的變化最為明顯。

通過數(shù)值模擬巷道支護(hù)前后的結(jié)果可以看出,采用本研究方法支護(hù)后，巷道圍巖表層的破壞區(qū)范圍顯著縮小,兩幫的應(yīng)力集中得到較大的緩解,同時(shí)頂板的離層得到了較好的控制。

圖9 應(yīng)用效果Fig.9 Application effect

3.3.2 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)效果

+1070南回風(fēng)大巷采用本巷道支護(hù)方案后,通過對(duì)該巷道的圍巖的監(jiān)測(cè)發(fā)現(xiàn)，巷道的頂?shù)装逡平?、巷道兩幫收斂量都有明顯的減弱。巷道在掘進(jìn)30 d后，巷道頂?shù)装逡平烤S持在25 mm左右,并逐漸趨于平穩(wěn);兩幫收斂量維持在15 mm左右,也逐漸趨于平穩(wěn)。同時(shí)，通過對(duì)巷道表面的觀察發(fā)現(xiàn),巷道表層圍巖一直處于較完整狀態(tài),并未出現(xiàn)網(wǎng)兜、混凝土噴層脫落、金屬網(wǎng)撕裂、錨桿錨索拉斷等的現(xiàn)象。

綜上所述,多軟弱夾層頂?shù)装逑锏赖膰鷰r得到了有效的控制,同時(shí)也說明了巷道圍巖“復(fù)合雙梁”耦合作用模型的合理性。

4 結(jié)論

1) 多軟弱夾層復(fù)合頂?shù)装逑锏绹鷰r的破壞具明顯的大變形特征,在頂?shù)装遘浫鯅A層的削弱下,巷道頂板下沉量大、片幫嚴(yán)重,同時(shí)有底鼓隱患。

2) 巷道頂板、底板和兩幫的變形破壞具有明顯的耦合作用特征。頂板的破壞失穩(wěn)會(huì)增大兩幫所受荷載,使巷幫下沉量和破壞范圍增大;巷幫的破壞又增大了巷道底板變形量,使底板不同區(qū)域的位移差加大,巷道底鼓加劇;同時(shí)巷道兩幫和地板的變形破壞又會(huì)削弱頂板的穩(wěn)定性。

3) 基于巷道圍巖的變形特征建立了“復(fù)合雙梁”耦合作用模型,并通過力學(xué)分析解釋其耦合作用機(jī)理。

4) 根據(jù)“復(fù)合雙梁”耦合作用模型,并針對(duì)安達(dá)煤業(yè)+1070南回風(fēng)大巷的實(shí)際工程地質(zhì)背景,提出合理的支護(hù)方案。結(jié)合工程實(shí)踐和數(shù)值模擬的結(jié)果表明,該技術(shù)對(duì)巷道圍巖控制作用明顯。

[1] 岳中文,楊仁樹,閆振東,等.復(fù)合頂板大斷面煤巷穩(wěn)定性試驗(yàn)研究[J].煤炭學(xué)報(bào),2011,36(S1):47-52.

[2] 張國華,梁冰,李鳳儀.東榮二礦回采巷道特類復(fù)合頂板活動(dòng)規(guī)律分析[J].遼寧工程技術(shù)大學(xué)學(xué)報(bào),2004,23(1):15-17.

[3] 余偉健,王衛(wèi)軍,張農(nóng),等.深井煤巷厚層復(fù)合頂板整體變形機(jī)制及控制[J].中國礦業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào),2012,41(5):725-732.

[4] 余偉健,王衛(wèi)軍,文國華,等.深井復(fù)合頂板煤巷變形機(jī)理及控制對(duì)策[J].巖土工程學(xué)報(bào),2012,34(8):1501-1508.

[5] 楊峰,王連國,賀安民,等.復(fù)合頂板的破壞機(jī)理與錨桿支護(hù)技術(shù)[J].采礦與安全技術(shù)學(xué)報(bào),2008,25(3):286-289.

[6] 何滿潮,齊干,陳騁,等.深部復(fù)合頂板煤巷變形破壞機(jī)制及耦合支護(hù)設(shè)計(jì)[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào),2007,26(5):987-993.

[7] 柏建彪,侯朝炯,杜木民,等.復(fù)合頂板極軟煤層巷道錨桿支護(hù)技術(shù)研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào),2001,20(1):53-56.

[8] 余偉健,高謙,朱川曲.深部軟弱圍巖疊加拱承載體強(qiáng)度理論及應(yīng)用研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào),2010,29(10):2134-2142.

[9] 楊雙鎖.煤礦回采巷道圍巖控制理論探討[J].煤炭學(xué)報(bào),2010,35(11):1842-1853.

[10] 高明仕,郭春生,李江鋒,等.厚層松軟復(fù)合頂板煤巷梯次支護(hù)力學(xué)原理及應(yīng)用[J].中國礦業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào),2011,40(3):333-338.

[11] 蘇學(xué)貴,宋選民,李浩春,等.特厚松軟復(fù)合頂板巷道拱——梁耦合支護(hù)結(jié)構(gòu)的構(gòu)建及應(yīng)用研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào),2014,33(9):1828-1836.

[12] 張廣超,何富連.深井高應(yīng)力軟巖巷道圍巖變形破壞機(jī)制及控制[J].采礦與安全技術(shù)學(xué)報(bào),2015,32(4):571-577.

[13] 錢鳴高,石平五,許家林.礦山壓力與巖層控制[M].徐州:中國礦業(yè)大學(xué)出版社,2010:78-79.

[14] 劉鴻文.材料力學(xué)(Ⅰ)[M].北京:高等教育出版社,2009:112-197.

[15] 龍馭球.彈性地基梁的計(jì)算[M].北京:人民教育出版社,1982:1-68.

[16] 趙明華.土力學(xué)與基礎(chǔ)工程[M].武漢:武漢工業(yè)大學(xué)出版社,2000:106-121.

(編輯：龐富祥)

Research on Surrounding Rock Coupling Deformation Mechanism of Roadway with Layered Compound Strata and Its Control Technology

WANG Hui1,YANG Shuangsuo1,2,NIU Shaoqing1

(1.College of Mining Engineering,Taiyuan University of Technology,Taiyuan,Shanxi 030024,China;2.StateKeyLaboratoryofCoalMineDisasterDynamicsandControl,ChongqingUniversity,Chongqing400030,China)

On the basis of the real engineering background of+1070 southern return airway of Anda Mine of Tongzhou Group,the numerical calculation,theoretical analysis and industrial test were performed,and the structural form and mechanical properties of surrounding rock of roadway were analyzed.The coupled model with compound Timoshenko beam and elastic foundation beam was established on the basis of elastic-plastic theory and bearing form of surrounding rock. The results show that the surrounding rock deformation is a coupling process,the roof separation leads to the differences in working slope loading distribution,and in the load distribution of floor. As the aggravation of roof separation,the bearing pressure of sidewall increases gradually. Meanwhile,the deformation incompatibility of floor is remarkably enhanced,which results in the aggravation of floor heave.On the other hand,the stability of roof is decreased with the deformation of sidewall and floor.Finally,the technology of anchoring and shotcreting net combined supporting based on the coupled model was put forward to control the deformation of surrounding rocks of roadway effectively. And it has been applied to engineering practice successfully.

compound surrounding rock;deformation failure mechanism;coupling action;surrounding rock controlling;combined support

1007-9432(2016)05-0605-08

2016-02-03

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目：涵蓋峰后大變形過程的巷道圍巖與支護(hù)平衡規(guī)律及控制機(jī)理研究(51274145)；重慶大學(xué)煤礦災(zāi)害動(dòng)力學(xué)與控制國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室訪問學(xué)者基金資助項(xiàng)目

王輝(1992-)，男，云南曲靖人，碩士生，主要從事礦山壓力與巷道支護(hù)研究,(E-mail)1046256239@qq.com

牛少卿，博士，主要從事采場(chǎng)礦壓控制研究，(E-mail)shaoqingniu@qq.com

TD 322

A

10.16355/j.cnki.issn1007-9432tyut.2016.05.009