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    回采巷道底板破壞范圍及其影響研究

    2018-03-05 05:14:35黃慶享郝高全
    關(guān)鍵詞:底鼓內(nèi)聚力主應(yīng)力

    黃慶享,郝高全

    0 引言

    我國(guó)煤炭開(kāi)采深度以每年8~12 m的速度遞增[1],埋深的增加導(dǎo)致高應(yīng)力軟巖巷道底鼓問(wèn)題突出[2-5]。關(guān)于軟巖巷道底板破壞機(jī)理和支護(hù)問(wèn)題,國(guó)內(nèi)學(xué)者開(kāi)展了大量研究。楊建中從巷道底板巖體極限承載力入手,研究了巷道底鼓機(jī)理,認(rèn)為底鼓主要是超過(guò)了極限承載力,發(fā)生剪切破壞和擠出造成的[6];董方庭等提出了巷道圍巖的松動(dòng)圈理論,指出圍巖松動(dòng)圈的范圍越大,巷道支護(hù)越困難,給出了底板松動(dòng)圈的破壞深度[7];姜耀東等根據(jù)底板巖性和應(yīng)力水平的差異,將底鼓分為4種形式:擠壓性底鼓、撓曲褶皺性底鼓、遇水膨脹性底鼓以及剪切錯(cuò)動(dòng)性底鼓,將底板研究引向深入[8]??导t普等對(duì)深部軟巖巷道穩(wěn)定性進(jìn)行了深入研究,認(rèn)為底鼓是由底板巖體塑性流動(dòng)、巖石擴(kuò)容、水理作用和彎折斷裂多種作用的結(jié)果[9];初明祥等研究了底板斷裂、隆起和幫腳移動(dòng)特征,認(rèn)為底鼓始于巷道底角與底板中部,兩幫腳發(fā)生外移是造成底鼓的主要原因[10];王衛(wèi)軍等研究認(rèn)為巷道兩幫和底板存在相互影響,提出加固兩幫可在一定程度上控制回采巷道底鼓[11];劉泉聲等提出底鼓主要是軟弱破碎圍巖的擠壓流動(dòng)變形造成的[12];張紅軍等提出采用“錨桿”和“錨注”聯(lián)合支護(hù)能有效減小圍巖變形量,提高承載結(jié)構(gòu)的整體性與承載能力[13];袁亮等提出了基于“應(yīng)力狀態(tài)恢復(fù)改善、圍巖增強(qiáng)、破裂固結(jié)與損傷修復(fù)、應(yīng)力峰值轉(zhuǎn)移與承載圈擴(kuò)大”的深部巖巷圍巖穩(wěn)定控制理論[14];黃慶享等基于多年的實(shí)測(cè)和實(shí)踐,認(rèn)為巷道“底板-兩幫-頂板”之間存在相互影響,指出巷道圍巖控制應(yīng)當(dāng)將“底-幫-頂”作為一個(gè)整體進(jìn)行控制,據(jù)此提出了巷道圍巖“極限平衡圈”支護(hù)理論,以及“治頂先治幫,治幫先治底”和“整環(huán)控制”的軟巖巷道支護(hù)原則[15-16]。上述研究為文中提供了良好基礎(chǔ),其中關(guān)于底板破壞深度的確定是底鼓控制的重要參數(shù),對(duì)此目前的認(rèn)識(shí)不統(tǒng)一,研究尚不深入。

    文中以陜西省蔣家河煤礦煤層巷道為背景,通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)、物理模擬和數(shù)值計(jì)算,揭示底板破壞的機(jī)理,通過(guò)理論分析確定巷道底板破壞深度,完善了“極限平衡圈”理論。

    1 巷道變形破壞特征

    陜西省彬縣蔣家河煤礦主采煤層埋深為545~641 m,埋深大,地應(yīng)力較高。煤層底板主要為砂質(zhì)泥巖及炭質(zhì)泥巖,強(qiáng)度低。ZF204運(yùn)輸順槽設(shè)計(jì)寬5.0 m,高3.1 m,巷道頂板出現(xiàn)噴層開(kāi)裂等變形,頂?shù)装逡平窟_(dá)1 300 mm.巷道兩下幫變形量比較嚴(yán)重,靠近采空區(qū)側(cè)下幫變形量300~440 mm,工作面?zhèn)认聨妥冃瘟?0~260 mm.

    巷道總長(zhǎng)1 270 m,底鼓量在400~900 mm的巷段長(zhǎng)度超過(guò)450 m,巷道底鼓量超過(guò)900 mm的長(zhǎng)度超過(guò)300 m,局部最大底鼓量達(dá)1 100 mm.巷道底鼓形狀為中間大,兩側(cè)小,如圖1所示。

    圖1 巷道變形特征(mm)Fig.1 Deformation characteristics of entry

    2 底鼓型巷道變形破壞實(shí)驗(yàn)分析

    2.1 巷道變形破壞物理模擬

    根據(jù)地質(zhì)報(bào)告,巷道圍巖物理力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1.采用幾何相似比1∶25,進(jìn)行物理相似模擬實(shí)驗(yàn)。采用河砂做骨料,選取石膏、大白粉做膠結(jié)材料,采用云母粉模擬原生層理與構(gòu)造裂隙,相似材料及配比見(jiàn)表2.模型尺寸為:1 200 mm×909 mm×120 mm,模型巷道寬20 cm,高12.4 cm,如圖2所示。

    根據(jù)實(shí)測(cè)采動(dòng)支承壓力峰值,實(shí)驗(yàn)加載至1.68倍原巖應(yīng)力模擬采動(dòng)影響,加載后巷道變形破壞有如下規(guī)律。

    表1 煤巖層物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 Physical and mechanical parameters of rock

    表2 相似材料配比Tab.2 Similar material proportion

    圖2 巷道物理模擬模型(cm)Fig.2 Physical simulation model of entry

    1)頂?shù)装逡平? 350 mm,兩幫移近量700 mm,頂板下沉量為350 mm,底鼓量1 000 mm.模擬巷道變形情況基本與實(shí)際相符;

    2)巷道圍巖變形破壞主要為底板破壞,底板破壞深度3 750 mm;

    3)巷道頂板和兩幫下沉,兩幫腳內(nèi)收,底板中部向上隆起,兩幫腳底板向內(nèi)平移,形成以底鼓為主的收斂移動(dòng),如圖3所示;

    4)巷道底板和幫腳處圍巖變形最為劇烈,以擠壓流動(dòng)型變形破壞為主,如圖4所示。

    圖3 實(shí)驗(yàn)巷道變形Fig.3 Deformation of entry

    圖4 巷道變形位移矢量Fig.4 Deformation displacement vector of entry

    2.2 巷道底板破壞數(shù)值模擬

    依據(jù)巷道圍巖地質(zhì)條件,采用FLAC3D模擬軟件建立數(shù)值模擬模型。模型長(zhǎng)寬高尺寸為25 m×25 m ×23 m.覆巖載荷為16.25 MPa,下邊界z方向固定,左右邊界x方向位移固定,前后邊界y方向位移固定(圖5)。

    圖5 模型邊界約束Fig.5 Model boundary

    巷道圍巖位移規(guī)律:巷道垂直位移分布為巷道中部底鼓量最大達(dá)800 mm,兩底腳處底板底鼓量較小為300 mm,頂板最大下沉量500 mm,兩肩下沉量300 mm,頂板相對(duì)于兩肩下沉200 mm,頂?shù)装遄畲笠平? 300 mm,是原巷道高3.1 m的41.9%.巷道底鼓變形量中間大兩邊小(圖6),水平位移分布為巷道上幫移近量200~300 mm,中幫最大移近量600 mm,底板兩側(cè)移近量500 mm,為巷寬的12%(圖7)。

    圖6 巷道垂直位移分布Fig.6 Vertical displacement of entry

    巷道圍巖應(yīng)力分布規(guī)律:巷道最大垂直應(yīng)力30 MPa,位于兩幫2~4 m深處(圖8);最大水平應(yīng)力14 MPa,位于巷道頂板2.5~4 m 和底板4.5~6 m處(圖9),在巷道周?chē)纬蓱?yīng)力卸荷圈。

    圖7 巷道水平位移分布Fig.7 Horizontal displacement of entry

    圖8 巷道垂應(yīng)力分布Fig.8 Vertical stress of entry

    圖9 巷道水平應(yīng)力分布Fig.9 Horizontal stress of entry

    3 巷道底板破壞深度分析

    3.1 建立巷道底板破壞力學(xué)模型

    對(duì)于擠壓流動(dòng)型底鼓巷道,由于底板強(qiáng)度弱,引入地基極限承載力理論進(jìn)行分析。選取巷道一側(cè)作為研究對(duì)象,建立巷道底板破壞力學(xué)模型如圖10所示。

    圖10 底板破壞力學(xué)模型Fig.10 Mechanical model of floor failure

    受煤幫均勻載荷P和底板上均布載荷q的作用,底板oac區(qū)與ocb區(qū)分別處于主動(dòng)和被動(dòng)塑性應(yīng)力狀態(tài)。底板最大破壞(極限平衡區(qū))深度為hd.主動(dòng)契體A上的最小主應(yīng)力為σ3A,最大主應(yīng)力為σ1A;被動(dòng)契體B上的最小主應(yīng)力為σ3B,最大主應(yīng)力為 σ1B.根據(jù)極限平衡條件,σ3A=σ1B.A區(qū)底板最大主應(yīng)力為垂直應(yīng)力,B區(qū)最大主應(yīng)力為水平應(yīng)力。

    3.2 底板極限承載力

    3.2.1 不考慮底板自重的極限承載力

    被動(dòng)破壞區(qū)B的最小主應(yīng)力為σ3B=q,主動(dòng)破壞區(qū)A的最大主應(yīng)力為巖體極限承載P,內(nèi)摩擦角α=45°+/2,為巖石的內(nèi)摩擦角;c為內(nèi)聚力。被動(dòng)破壞區(qū)B的最小主應(yīng)力為σ3B與最大主應(yīng)力σ1B.根據(jù)Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則

    將σ3B=q代入(1)式得

    由極限平衡條件,σ3A=σ1B得

    主動(dòng)破壞區(qū)A的最小主應(yīng)力為σ3A與最大主應(yīng)力σ1A,根據(jù)Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則,有

    將(3)代入(4)得

    由σ1A=P可得巷道兩幫底板極限承載力

    若巷道底板無(wú)支護(hù),即q=0時(shí)

    可見(jiàn),底板極限承載力與內(nèi)聚力成正比,與內(nèi)摩擦角正相關(guān)。

    鄭穎人等認(rèn)為,巖土體漸進(jìn)失穩(wěn)過(guò)程中強(qiáng)度參數(shù)是不斷衰減的,并且內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角的衰減速度和程度不同[17]。借鑒雙折減系數(shù)強(qiáng)度折減法[18]提出底板強(qiáng)度折減系數(shù)η,折減后內(nèi)聚力c*為ηc,內(nèi)摩擦角*為 arctan(ηtan),可得

    內(nèi)聚力 c為1.72 MPa, 為35°時(shí),可求出極限承載力P隨著η的減小而降速減小(圖11)。

    圖11 底板極限承載力與折減系數(shù)的關(guān)系Fig.11 Ultimate floor bearing load vs.reduction factor

    3.2.2 考慮底板自重的極限承載力

    考慮底板自重時(shí),設(shè)煤幫處底板破壞深度為hd,底板巖層容重為γ,則被動(dòng)破壞區(qū)B的最小主應(yīng)力為σ3B=q+1/2γhd,主動(dòng)破壞區(qū)A的最大主應(yīng)力為巖體極限承載P為

    可見(jiàn),不計(jì)自重的極限承載力略小,一般可按照不計(jì)自重的公式(8)進(jìn)行計(jì)算。

    取底板容重 γ=24 000 N/m3,內(nèi)聚力c=1.72 MPa,底板破壞深度hd=3.57 m,分別取 =28°~38°,可得P隨內(nèi)聚力c的減小而線性減小,隨內(nèi)摩擦角的減小非線性減小(圖12)。

    圖12 巷道底板極限承載力P與c和的關(guān)系Fig.12 Ultimate floor bearing load P vs.c and

    3.3 巷道底板穩(wěn)定性分析

    考慮巷道開(kāi)挖后的側(cè)向支承壓力峰值系數(shù)k,巷幫承受的載荷為P1

    式中 P0為巷道原巖應(yīng)力,MPa.

    則巷道底板穩(wěn)定性判據(jù)為

    3.4 巷道底板破壞范圍確定

    根據(jù)土力學(xué)普朗德?tīng)枺鹚辜{、梅耶霍夫與漢森等計(jì)算地基極限承載力,可將極限平衡區(qū)的發(fā)展規(guī)律,簡(jiǎn)化為主動(dòng)極限區(qū)、被動(dòng)極限區(qū)與過(guò)渡區(qū)[19]。在《礦山壓力與巖層控制》中,利用其計(jì)算采場(chǎng)底板破壞深度[20]。建立底板極限平衡底板破壞范圍模型如圖13所示,圖中,L為巷幫下部底板極限平衡區(qū)寬度,m;γθ為oc邊長(zhǎng),m;γθ為過(guò)渡區(qū)螺旋半徑,m;hbd為巷幫底板破壞區(qū)深度,m;hdmax為底板最大破壞深度,m;lmax為底板破壞最深點(diǎn)位置與煤幫距離,m.

    圖13 巷道底板極限平衡深度計(jì)算模型Fig.13 Model of limit equilibrium depth of floor

    圖13 中A主動(dòng)極限區(qū)和被動(dòng)極限區(qū)B的滑移線均為兩組直線。其中α=π/4+/2,β=π/4--2.而過(guò)渡區(qū)C的滑移線一組為對(duì)數(shù)螺線。通過(guò)文獻(xiàn)[20]可知θ=π/4+/2時(shí)破壞深度最大為

    當(dāng)θ=π/4-/2時(shí),幫腳底板破壞深度

    將(14)代入(12)和(13)中得

    由(18)可以求得

    可以看出,值一定時(shí),底板巖體幫腳破壞深度隨煤幫極限平衡區(qū)寬度線性增長(zhǎng)。

    巷道底板破壞最大深處與巷幫距離為

    4 底鼓巷道圍巖極限平衡圈支護(hù)分析

    4.1 巷道圍巖極限平衡圈模型

    “極限平衡圈理論”認(rèn)為,巷道底板破壞會(huì)引起兩幫破壞擴(kuò)展,兩幫破壞又會(huì)導(dǎo)致頂板破壞范圍增大,應(yīng)當(dāng)將“底-幫-頂”作為一個(gè)相互影響的整體進(jìn)行支護(hù),支護(hù)的對(duì)象是巷道極限平衡圈內(nèi)的巖體。根據(jù)極限平衡圈理論[15-16],考慮底板破壞的極限平衡圈范圍如圖14所示。

    設(shè)W0為巷道開(kāi)挖寬度,巷道左右側(cè)(符號(hào)下標(biāo)分邊取1,2),若 l1max+l2max<W0,則巷道底板成“W”破壞;若l1max+l2max≥W0,巷道底板成反拱形破壞。

    當(dāng) l1max=l2max=0.5W0時(shí),有

    代入(17)可得底板破壞引起巷幫破壞深度為(可作為巷幫錨桿長(zhǎng)度確定的依據(jù))

    頂板極限平衡拱的高度為

    將(20)代入(21),可得頂板極限平衡拱高度為(可作為頂板錨索長(zhǎng)度的確定依據(jù))y

    lim=

    圖14 巷道支護(hù)的極限平衡圈Fig.14 Limit equilibrium ring of roadway support

    4.2 實(shí)例分析

    以蔣家河煤礦ZF204運(yùn)輸順槽為例,巷道底板未支護(hù),q=0 MPa;內(nèi)聚力 c=1.72 MPa;底板容重γ =24 kN/m3; =35°;W0=5.0 m,η =0.9;c*=1.55 MPa;*=32.22°;k=1.68;P0=16.25 MPa.由公式(8)得巷道極限承載力

    23.99 MPa

    而P1=kP0=27.3 MPa>P,故底板破壞。

    1)l1max=l2max=0.5W0=2.5 m,巷道底板最大破壞深度hdmax為

    hdmax=l1max× cot =3.57 m

    2)巷幫破壞深度

    3)巷幫底板破壞深度為

    4)巷道頂部的平衡拱、極限平衡拱高度

    原巖應(yīng)力P0=16.25 MPa,頂板巖石抗壓強(qiáng)度σc=65.32 MPa,抗拉強(qiáng)度 σt=4.25 MPa,巷幫高度hw=3.1 m,巷寬 W0=5.0 m,巷幫破壞深度 L=1.87 m.

    兩幫穩(wěn)定時(shí)的平衡拱高度

    有底板破壞時(shí)的極限平衡拱

    根據(jù)上述計(jì)算,巷道底鼓使頂板破壞區(qū)高度增加了2.71 m.頂板錨索長(zhǎng)度按照極限平衡拱高度取6 m,兩幫錨桿長(zhǎng)度取2 m.根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn),按照幫部底板破壞深度的70%取底板錨桿長(zhǎng)度2.0 m.實(shí)踐表明,巷道變形量小于10%,巷道在使用期間安全穩(wěn)定。

    5 結(jié)論

    1)巷道兩幫下沉,兩幫腳內(nèi)收,底板中部上升,頂板下沉,形成向巷道中心的收斂變形。巷道底板破壞嚴(yán)重,為擠壓流動(dòng)型底鼓;

    2)巷道底板極限承載力隨底板內(nèi)聚力、內(nèi)摩擦角和折減系數(shù)的減小而減小;

    3)巷道幫腳底板破壞深度和底板最大破壞深度隨巷幫極限平衡區(qū)寬度線性增長(zhǎng);

    4)巷道兩側(cè)最大底板破壞區(qū)不重疊時(shí),底板成“W”型破壞;重疊時(shí)底板成拱形破壞。底板與兩幫和頂板破壞區(qū)相互影響,共同形成巷道“極限平衡圈”。

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