于遠(yuǎn)祥，柯 達(dá)，王京濱，王賦宇，陳寶平

(西安科技大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院，陜西 西安 710054)

隨著淺部煤炭資源的逐步枯竭，對(duì)深部煤炭資源的開采利用成為解決能源問(wèn)題的重要途徑。大量深埋回采巷道開挖后圍巖發(fā)生劇烈的冒頂、片幫及底臌等變形破壞，嚴(yán)重影響了煤礦的安全高效生產(chǎn)。由于巷道兩幫的煤體強(qiáng)度通常較頂?shù)装鍘r層低，變形量顯著而成為巷道圍巖控制的重點(diǎn)和難點(diǎn)。長(zhǎng)期以來(lái)，大量專家學(xué)者和現(xiàn)場(chǎng)技術(shù)人員對(duì)兩幫煤體的變形破壞范圍進(jìn)行了深入研究。侯朝炯等[1]基于松散介質(zhì)應(yīng)力平衡理論研究了巷道煤幫與頂板界面上的應(yīng)力分布規(guī)律及其極限平衡區(qū)寬度;鄭桂榮等[2]根據(jù)煤巷兩幫煤體的受力特點(diǎn)，通過(guò)簡(jiǎn)化煤幫應(yīng)力分布曲線，建立了煤幫破裂區(qū)厚度的理論計(jì)算公式;李樹清等[3]應(yīng)用彈塑性極限平衡理論分析了錨注聯(lián)合支護(hù)條件下的煤幫塑性區(qū)寬度;于遠(yuǎn)祥等[4]基于煤幫支承壓力的雙曲函數(shù)分布模型，提出了煤幫極限平衡區(qū)和破碎區(qū)的計(jì)算公式，并分析了煤幫極限平衡區(qū)寬度的主要影響因素;單仁亮等[5]指出巷道幫部的破壞主要由幫部薄弱體壓剪破壞與交界面滑移破壞共同作用導(dǎo)致;劉德峰等[6]考慮工程擾動(dòng)和巖體地質(zhì)強(qiáng)度對(duì)煤幫巖體在變形過(guò)程中的影響，建立了非線性摩爾庫(kù)倫準(zhǔn)則，確定了煤幫滑移面正應(yīng)力及其極限平衡區(qū)寬度;李延軍[7]討論了大跨度開切眼煤幫極限平衡區(qū)深入圍巖的最大深度;黃慶享等[8]基于巷道底板極限平衡深度計(jì)算模型，得到了巷幫極限平衡區(qū)寬度與巷道底板破壞深度成線性增長(zhǎng)關(guān)系的規(guī)律。

上述專家學(xué)者從不同角度對(duì)巷道幫部巖體的變形破壞規(guī)律進(jìn)行了系統(tǒng)深入的分析，所得研究成果對(duì)確定合理的巷道開挖及支護(hù)方案具有重要參考價(jià)值。工程實(shí)際中，由于巷道幫部巖體的變形破壞與其應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)密切相關(guān)，但從現(xiàn)有關(guān)于巷道幫部變形的研究中可以看出，基于巖體自身的應(yīng)力應(yīng)變極限條件來(lái)反演分析巷道幫部極限平衡區(qū)寬度的研究成果還較少。因此，筆者通過(guò)建立巷道煤幫在支撐壓力作用下的力學(xué)分析模型，運(yùn)用彈性理論，從分析煤幫巖體的應(yīng)力應(yīng)變?nèi)胧郑Y(jié)合煤幫巖體的變形特征來(lái)反演分析煤幫的極限平衡區(qū)寬度，并基于工程實(shí)例對(duì)所得結(jié)論進(jìn)行驗(yàn)證，為研究回采巷道兩幫穩(wěn)定性及其控制措施提供新的思路。

1 巷道幫部煤體受力變形分析

1.1 煤幫力學(xué)分析模型的建立

巷道開挖后，圍巖應(yīng)力發(fā)生重新分布并在其幫部形成支承壓力。在無(wú)支護(hù)情況下，在垂直支承壓力作用下幫部巖體將會(huì)依次出現(xiàn)破碎區(qū)、塑性區(qū)及彈性區(qū)3個(gè)區(qū)域，如圖1所示[9]。

圖1 巷道煤幫支承壓力分布模型

為方便討論，將巷道煤幫上方支承壓力簡(jiǎn)化為直線分布形式，如圖2所示。

圖2 巷道煤幫支承壓力簡(jiǎn)化模型

1.2 煤幫巖體變形計(jì)算原理

盡管巷道幫部巖體具有非連續(xù)、非均質(zhì)且各向異性的物理力學(xué)特性，但由于開挖卸載所引起的巷道幫部巖體變形范圍通常較小，且直線分布形式能基本反映煤幫上方支承壓力的客觀分布規(guī)律，不妨設(shè)巷道幫部巖體連續(xù)、均質(zhì)且各向同性，支承壓力按均勻荷載和線性荷載兩種工況進(jìn)行疊加。在煤幫一定范圍內(nèi)任取一單元體作為研究對(duì)象，根據(jù)半無(wú)限體在法向荷載作用下各應(yīng)力分量的分析原理，分別計(jì)算各部分荷載作用下該單元體產(chǎn)生的各應(yīng)力分量σx，σy及τxy，然后將各應(yīng)力分量進(jìn)行疊加即可求得煤幫內(nèi)任一點(diǎn)的應(yīng)力分量[10-11]。建立均勻分布荷載和線性分布荷載作用下巷道煤幫內(nèi)任一點(diǎn)的受力模型如圖3所示和圖4所示。由彈性理論可知均勻分布荷載下煤幫巖體中任一點(diǎn)的應(yīng)力分量分別為

(1)

(2)

(3)

圖3 均勻分布荷載

同理，線性分布荷載下煤幫巖體中任一點(diǎn)的應(yīng)力分量分別為

(4)

(5)

(6)

圖4 線性分布荷載

1.3 煤幫巖體應(yīng)力分量的確定

將式(1)～(6)中的所有變量采用直角坐標(biāo)值x和y表示。令峰值應(yīng)力P1=kγH，P0=γH，按荷載分布形式，將圖2所示巷道煤幫支承壓力簡(jiǎn)化模型劃分為3個(gè)部分，各部分應(yīng)力分量計(jì)算如下:

(1)極限平衡區(qū)線性荷載

煤幫極限平衡區(qū)線性荷載計(jì)算模型如圖5所示。由式(4)～(6)可得該區(qū)內(nèi)任一點(diǎn)的應(yīng)力分量為

(7)

(8)

(9)

(2)彈性區(qū)均布荷載

煤幫彈性區(qū)均布荷載計(jì)算模型如圖6所示。由式(1)～(3)可得該區(qū)內(nèi)任一點(diǎn)的應(yīng)力分量為

(10)

(11)

(12)

圖5 極限平衡區(qū)線性荷載計(jì)算模型

圖6 彈性區(qū)均布荷載計(jì)算模型

(3)彈性區(qū)線性荷載

煤幫彈性區(qū)線性荷載計(jì)算模型如圖7所示。由式(4)～(6)可得該區(qū)內(nèi)任一點(diǎn)的應(yīng)力分量為

(13)

(14)

(15)

圖7 彈性區(qū)線性荷載計(jì)算模型

1.4 煤幫巖體應(yīng)力應(yīng)變分析

通過(guò)確定煤幫巖體內(nèi)任一點(diǎn)在各部分支承壓力作用下的應(yīng)力分量，由彈性力學(xué)理論可得該點(diǎn)的應(yīng)力分量大小為

(16)

將巷道煤幫巖體簡(jiǎn)化為均質(zhì)連續(xù)的彈性體，根據(jù)虎克定律可得煤幫巖體內(nèi)任一點(diǎn)的應(yīng)變分量為

(17)

式中,E,μ分別為煤幫巖體的綜合彈性模量和泊松比。

2 巷道煤幫極限平衡區(qū)寬度分析

2.1 支承壓力下煤幫巖體柱條模型的建立

工程實(shí)際中，巷道開挖后，煤幫巖體在較大的豎向支承壓力作用下向巷道內(nèi)產(chǎn)生膨脹變形，進(jìn)而導(dǎo)致煤幫巖體出現(xiàn)朝向巷道內(nèi)的徑向拉應(yīng)變，該應(yīng)變值隨支承壓力的增加而不斷增大。對(duì)某一具體界面上的煤幫巖體而言，其在支承壓力下的變形破壞具有明顯的“壓縮柱條”撓曲特征，如圖8所示。

圖8 煤幫巖體“壓縮柱條”分析模型

當(dāng)煤幫彈塑性界面上的巖體在其上方支承壓力作用下產(chǎn)生的徑向拉應(yīng)變達(dá)到其極限拉應(yīng)變時(shí)，該界面上“壓縮柱條”巖體將均處于撓曲斷裂的臨界狀態(tài)。由于煤幫上方支承壓力的連續(xù)分布，在由彈塑性界面至煤幫表面的不同界面上，“壓縮柱條”巖體所發(fā)生的撓曲變形量逐漸增大，多個(gè)并列“壓縮柱條”巖體的徑向撓曲變形連續(xù)疊加并在煤幫表面產(chǎn)生“幫臌”，最終在煤幫一定深度范圍內(nèi)形成一個(gè)連續(xù)的極限平衡區(qū)[12-14]。

2.2 煤幫巖體撓曲斷裂力學(xué)分析

以煤幫彈塑性界面巖體為研究對(duì)象，忽略該界面巖體自重及其在垂直方向上的壓縮變形，建立支承壓力下彈塑性界面巖體的的“壓縮柱條”模型如圖9所示。

圖9 煤幫彈塑性界面巖體“壓縮柱條”模型

如圖9(c)所示，取x截面以下部分為分離體，以x截面的形心為中心建立力矩平衡方程得:

(18)

式中，M為x截面形心的彎矩;Fp為煤壁所受垂直方向壓力;w為煤壁撓度;M0為煤壁固定端力矩;h為巷道設(shè)計(jì)高度。

由材料力學(xué)理論[15]可知

M=-EIw″

(19)

式中，EI為煤壁的彎矩剛度。

由式(18)和(19)可得

(20)

令

(21)

則由式(20)和(21)可得

(22)

微分方程(22)的通解為

(23)

式中，c1和c2均為微分方程的通解系數(shù)。

由圖9可知壓縮柱條變形的邊界條件為

(24)

由式(23)和(24)可得

(25)

將式(23)代入式(21)得:

(26)

(27)

式中，k∈Z。

解之得:

x=(-1.39k+0.65)h

(28)

考慮x≥0的實(shí)際情況，當(dāng)k=0時(shí)，有

x=0.65h

(29)

式(29)表明，煤幫彈塑性界面上的“壓縮柱條”巖體在支承壓力作用下的水平撓曲變形曲線為正弦半波，其水平撓曲位移的最大值位于距離底板0.65h處。當(dāng)該點(diǎn)巖體發(fā)生的水平拉應(yīng)變達(dá)到其極限拉應(yīng)變時(shí)，“壓縮柱條”巖體將進(jìn)入撓曲斷裂臨界狀態(tài)，這與文獻(xiàn)[8，16-17]的研究結(jié)果相吻合。

2.3 煤幫極限平衡區(qū)寬度計(jì)算

由上述分析可以看出，在煤幫彈塑性界面上發(fā)生最大水平撓曲位移的單元體位于(x0,0.35h)，將其坐標(biāo)(x0,0.35h)代入式(7),(8),(10),(11),(13)及(14)得該單元在各部分支承壓力作用下的應(yīng)力分量分別為

(30)

(31)

(32)

將式(30)～(32)代入式(16)得煤幫彈塑性界面上具有最大水平位移的單元巖體的應(yīng)力分量為

(33)

(34)

對(duì)于峰值支承壓力下的煤幫彈塑性界面而言，發(fā)生最大水平應(yīng)變的單元煤體的水平拉應(yīng)變將達(dá)到其極限拉應(yīng)變，由式(17),(33)及(34)得

(35)

由式(35)可以看出，巷道煤幫極限平衡區(qū)寬度是一個(gè)關(guān)于煤幫巖體極限拉應(yīng)變的隱函數(shù)，其大小不僅取決于煤體的極限拉應(yīng)變、泊松比及彈性模量，而且與原巖應(yīng)力大小及巷道開挖后發(fā)生重分布的峰值應(yīng)力水平及煤幫彈性區(qū)寬度密切相關(guān)。

2.4 煤幫極限平衡區(qū)寬度影響因素分析

(1)極限平衡區(qū)寬度與巖體彈性模量的關(guān)系

參考文獻(xiàn)[1]及[18-20]所述圍巖物理力學(xué)參數(shù)，設(shè)某回采巷道埋深H=600 m，其上覆巖層容重γ=25 kN/m3，煤幫巖體的平均泊松比μ=0.3，極限拉應(yīng)變?chǔ)舤max=0.35×10-3，煤幫彈塑性界面上應(yīng)力集中系數(shù)K=1.5，將上述參數(shù)代入式(35)可得

arctan(0.715x0)+0.585]×109

(36)

由式(36)可得煤幫極限平衡區(qū)寬度與巖體綜合彈性模量的關(guān)系如圖10所示。

圖10 煤幫極限平衡區(qū)與巖體彈性模量的關(guān)系

(2)極限平衡區(qū)寬度與巖體極限拉應(yīng)變的關(guān)系

當(dāng)巷道煤幫相關(guān)參數(shù)分別為:H=600 m，γ=25 kN/m3，μ=0.3，K=1.5，E=3.4 GPa，由式(35)可得

11arctan(0.715x0)+0.6}×10-4

(37)

由式(37)可得煤幫極限平衡區(qū)寬度與巖體極限拉應(yīng)變的關(guān)系如圖11所示。

圖11 煤幫極限平衡區(qū)與巖體極限拉應(yīng)變的關(guān)系

(3)極限平衡區(qū)寬度與巷道埋深的關(guān)系

同理，當(dāng)巷道煤幫相關(guān)參數(shù)分別為:H=600 m，γ=25 kN/m3，εtmax=0.35×10-3，μ=0.3，K=1.5，E=3.4 GPa，由式(35)可得

13.7arctan(0.715x0)-0.75]

(38)

由式(38)可得煤幫極限平衡區(qū)寬度與巷道埋深的關(guān)系如圖12所示。

圖12 煤幫極限平衡區(qū)與巷道埋深的關(guān)系

3 巷道煤幫破裂區(qū)寬度計(jì)算

由文獻(xiàn)[4]可知，回采巷道開挖后，煤幫處于二向受壓狀態(tài)，承載能力大幅度降低。與此同時(shí)，由于應(yīng)力集中，煤幫受力急劇增加，當(dāng)煤幫表面巖體所受壓應(yīng)力超過(guò)其極限強(qiáng)度時(shí)，表面巖體將由塑性狀態(tài)進(jìn)入破裂狀態(tài)，形成如圖1所示的破裂區(qū)，其寬度為

(39)

式中，系數(shù)β和B分別由下式確定:

(40)

式中，c0,φ0及Ks分別為巷道煤幫與頂?shù)装褰缑娴酿ぞ哿Α?nèi)摩擦角及剪切剛度系數(shù);N為煤幫彈塑性界面上所受的水平推力，其大小為

N=λkγHh

(41)

式中，λ為煤幫彈塑性界面上的側(cè)壓力系數(shù)。

此時(shí)，巷道煤幫塑性區(qū)寬度為

Lp=x0-Ls

(42)

4 算例分析

4.1 工程概況

陜西澄合百良煤礦4號(hào)主采煤層14501工作面運(yùn)輸巷設(shè)計(jì)為4 000 mm×4 600 mm的矩形斷面，平均埋深為600 m，在運(yùn)輸巷350～450 m里程處，由于幫部煤體整體強(qiáng)度較低，盡管開挖初期對(duì)巷道圍巖采取了高強(qiáng)度的錨桿(索)支護(hù)(圖13)，但仍然出現(xiàn)了嚴(yán)重幫臌和頂板下沉變形，兩幫收斂速率高達(dá)40～45 mm/d，嚴(yán)重影響了后期回采工作的正常開展。

圖13 14501工作面運(yùn)輸巷原支護(hù)方案

本文將根據(jù)上述理論公式確定14501工作面運(yùn)輸巷煤幫的極限平衡區(qū)及其破裂區(qū)，進(jìn)而對(duì)巷道圍巖的原支護(hù)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。

4.2 14501工作面運(yùn)輸巷煤幫變形分析

(1)煤幫極限平衡區(qū)寬度分析

經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試和工程類比，百良礦巷道煤幫巖體各參數(shù)的取值見表1。

表1 煤幫各計(jì)算參數(shù)取值

Table 1 Value of calculating parameters of coal wall

參數(shù)γ/(kN·m-3)Ks/(GPa·m-1)c0/MPaφ0/(°)λkE/GPaμεtmax/10-3取值250.143.0270.751.53.40.150.35

在14501工作面運(yùn)輸巷350～450 m段開挖前后，煤幫上方原巖應(yīng)力和支撐壓力峰值大小分別為

P0=γH=25×103×600=1.5×107Pa

(43)

P1=1.5×25×103×600=2.25×107Pa

(44)

設(shè)煤幫彈性區(qū)寬度為巷道設(shè)計(jì)高度，將式(43)和(44)代入式(33)和(34)得

(45)

(46)

將表1中相關(guān)參數(shù)、式(45)及(46)代入式(35)并化簡(jiǎn)得

1.1arctan(0.715x0)+0.32

(47)

由式(47)即可解得14501運(yùn)輸巷350～450 m段煤幫的極限平衡區(qū)寬度為x0=3.2 m。

(2)煤幫破裂區(qū)寬度分析

將表1中相關(guān)參數(shù)代入式(40)和(41)可得

(48)

N=0.75×1.5×25×103×600×4=

6.75×107N

(49)

103×600tan 27°)=1.03

(50)

將式(50)代入式(39)得煤幫破裂區(qū)寬度為

(51)

上述計(jì)算表明，14501工作面運(yùn)輸巷350～450 m段巷道幫部錨桿未錨入塑性區(qū)，導(dǎo)致幫部巖體嚴(yán)重變形。在將幫部錨桿長(zhǎng)度由2.2 m調(diào)整到2.8 m后，現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果表明，巷道幫部巖體的收斂速率大大降低，頂?shù)装宸€(wěn)定狀態(tài)得以顯著改善。

5 結(jié) 論

(1)本文以彈性理論為基礎(chǔ)，將巷道幫部巖體簡(jiǎn)化為均質(zhì)、連續(xù)的介質(zhì)，通過(guò)建立支承壓力下回采巷道煤幫的受力模型，推導(dǎo)了煤幫巖體的應(yīng)力應(yīng)變解析解公式，為客觀反映煤幫巖體的變形破壞規(guī)律提供了理論依據(jù)。

(2)基于煤幫彈塑性界面巖體在支承壓力下的壓縮柱條模型，根據(jù)材料力學(xué)理論，建立了該界面巖體所產(chǎn)生的徑向極限拉應(yīng)變與煤幫極限平衡區(qū)寬度的理論公式，結(jié)果表明:極限平衡區(qū)寬度與煤幫巖體的彈性模量及其極限拉應(yīng)變呈反相關(guān)，與巷道埋深呈正相關(guān)關(guān)系。

(3)工程實(shí)例分析表明，本文提出的相關(guān)理論公式具有一定的科學(xué)合理性，能夠較好地闡述巷道幫部變形的力學(xué)原理，對(duì)深埋礦山巷道甚至其他地下硐室施工具有一定的參考價(jià)值。