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矿业工业工程论文 大埋深高应力区域开拓工程支护新技术研究

2018-12-03 16:48:44来源:组稿人论文网作者:婷婷

  1绪论

  1.1研究目的及背景

  煤炭是国民经济和社会发展的基础,并在我国一次能源生产与消费结构中始终占70%左右,而且煤炭在将来相当长的时期内仍将是我国的主要能源,我国煤矿以井工开采为主,需要在井下开掘大量的巷道,据不完全统计,每年我国国有大中型煤矿新掘进的巷道总长度达数千公里,2005年度原国有重点煤矿的巷道掘进长度为7598.4km,80%以上是煤巷和半煤岩巷。因此,保持巷道畅通和稳定对煤矿建设和生产具有重要意义,巷道支护成本和可靠性直接影响到煤炭企业的经济效益和安全生产。我国的煤炭资源埋深在1 000 m以下的为2.95万亿t,占煤炭资源总量的53%。

  目前,我国有100余处煤矿开采深度超过600m,有19处煤矿开采深度超过1000m,最深达到1300 m,煤矿开采深度以8~12 m/a的速度增加。预计在未来20a我国很多煤矿将进入到1000~1500m的开采深度。随着煤矿开采深度和强度的不断增加,出现了大量的支护困难巷道,包括深部巷道、高地应力巷道,受强烈动压影响巷道,围岩松软破碎、极破碎巷道,特大断面巷道,沿空巷道等。巷道冒顶、片帮及底鼓层出不穷,巷道往往需要多次维修与翻修,巷道安全得不到保证,巷道维修费用大大超过成巷费用,大量的巷道因维护不当而报废,造成很多矿井连年亏损。

  资料显示,顶板事故次数占全国煤矿事故总次数的50~55%,顶板事故死亡人数约占全国煤矿死亡人数的30~40%。据统计,即使是一些生产技术优越的矿井,近年来也时常发生很多巷道顶部事故:2002年4月25日,开滦(集团)公司林西矿发生巷道冒顶事故,11名矿工全部遇难;2002年7月25日山东裕隆矿业集团公司唐阳煤矿1302东工作面上部跳采段发生冒顶事故,造成3人死亡;2004年9月21日上午,邢矿集团东庞煤矿发生冒顶事故,5名在井下作业的矿工被埋,造成3人死亡,2人受伤。

  赵固二矿为焦作煤业集团新建矿井,主采煤层为2-1煤煤层,厚度为6.0m~6.59m,平均6.32m,巷道掘进过程中巷道断面尺寸宽度4.8m,高度3.3m,钻场区域巷道与钻场总跨度在10m左右。为了采煤工作的顺利接替进行,开拓采准深度不断增加,在西盘区进行了开拓工作,由于西盘区煤与瓦斯突出缘故,需要在西盘区煤层下方开拓了两条平行永久大巷,一条是西胶带运输巷,一条是底板瓦斯措施巷,间距约为40m,巷道埋深平均约-800m,同时西胶带运输巷支护形式主要以全封闭U型钢支护为主,底板瓦斯措施巷以全封闭矿用工字钢支护为主,由于巷道埋深大、巷道围岩较为破碎、巷道断面大,并受高水压、高构造应力的影响,使得巷道在掘进期间发生顶板下沉、两帮收敛、底鼓、支护体失稳等破坏现象。但实践表明,巷道由于隔水层薄弱,加上两巷道底板为较稳定的L9石灰岩,两帮为软弱泥岩,顶板为泥岩、砂质泥岩和粉砂岩组合软岩,且易受地压、地质条件影响,巷道两帮初期变形速率快,变形量大,发生顶板下沉、底板鼓起、两帮挤出等现象,并在两个月内仍然持续变形,导致大量支护体破坏,如锚杆(索)破断、失效,支架折断、扭曲等现象,同时需要多次维护与加固,维护工作量和支护成本增大,对赵固二矿安全高效开采带来了严重影响。

  由以上分析可知,急需开展大埋深高应力区域开拓工程的支护新技术研究工作,本课题拟以赵固二矿为依托,采用实验室试验、现场测试、理论分析、数值模拟的综合方法对大埋深高应力区域破断结构及规律、变形破坏规律、支护机理、支护技术及支护方案进行系统的研究,目的是对大埋深高应力区域的巷道支护设计提供理论依据。开展该项研究对减少巷道支护和维护成本、提高经济效益、保证矿井安全高效生产等具有重要意义。

  1.2国内外研究现状

  1.2.1巷道围岩控制理论研究现状

  20世纪60年代奥地利工程师Rabcewicz在总结前人经验的基础上,提出一种新型隧道设计施工方法,被称为新奥地利隧道施工方法,简称新奥法(NATM)新奥法认为应充分发挥围岩的自承载能力,促使围岩本身变为支护结构的重要组成部分。

  悬吊支护理论认为锚杆支护的作用是将直接顶板悬吊到上覆坚硬岩层上。巷道开挖后围岩应力重新分布,出现松动破碎区,并在其上部形成自然平衡拱,锚杆支护的作用是将顶板下部松动破碎的岩层悬吊在自然平衡拱上。

  组合梁理论认为端部锚固锚杆提供的轴向力将对岩层离层产生约束,并且增大了各岩层间的摩擦力,与锚杆杆体提供的抗剪力一同阻止岩层间产生相对滑动。锚杆将各个岩层夹紧形成组合梁,组合梁厚度越大,梁的最大应变值越小。

  组合拱理论认为在松散破碎的岩层中安装锚杆,假设锚杆间距足够小,锚杆共同作用形成的锥体压应力区相互叠加,在岩体中产生一个均匀的压缩带承受载荷。锚杆支护的作用是形成较大厚度和较高强度的组合拱,拱内岩体受径向和切向应力约束,处于三向应力状态,大大提高岩体承载能力,组合拱厚度越大,越有利于围岩的稳定。组合拱充分考虑了锚杆支护的整体作用,在软岩巷道中得到较为广泛的应用。

  冯豫、陆家梁、郑雨天、朱效嘉等提出的联合支护理论认为对于巷道支护,一味提高支护刚度是不行的,要先柔后刚、先抗后让、柔让适度、稳定支护。由此发展起来的支护形式有锚网喷技术、锚喷网架技术、锚带网架技术、锚带喷架等联合支护技术。

  方祖烈提出的主次承载区支护理论认为巷道开挖后在围岩中形成拉压区域。压缩区域在围岩深部,体现了围岩的自承载能力,是维护巷道稳定的主承载区;张拉区域形成于巷道周围,通过支护加固也具有一定的承载能力,但与主承载区域比,只起辅助的作用。

  陆士良等对锚杆锚固力作用机理进行深入研究后认为,锚杆支护一般在巷道开挖完成后实施,此时围岩的弹塑性变形已经完成,使锚杆产生锚固力的是围岩的峰后剪胀变形,随着剪胀变形的渐进发展,锚杆从径向和切向两个方向上产生支护阻力,锚杆的锚固作用使得围岩在较高的应力状态下获得稳定、平衡。

  侯朝炯等提出的围岩强度强化理论包括,(1)锚杆支护实质是锚杆与锚固区域的岩体相互作用组成锚固体,形成统一的承载结构;(2)锚杆支护可提高锚固岩体的弹性模量、黏聚力和内摩擦角等力学参数,改善锚固岩体的力学性能;(3)巷道围岩存在破碎区、塑性区和弹性区,锚杆锚固区域岩体的峰值强度、峰后强度及残余强度均能得到强化;(4)锚杆支护可改变围岩的应力状态,增加围压,提高围岩的承载能力,改善巷道支护状况;(5)围岩锚固体强度提高后,可减小巷道周围破碎区、塑性区范围和巷道表面位移,控制围岩破碎区、塑性区的扩展,从而利于巷道围岩稳定。

  何满潮提出的软岩工程力学支护理论认为,复合型变形力学机制是软岩变形和破坏的根本原因,并提出以转化复合型变形力学机制为单一变形力学机制的支护理论。同时指出要对软岩巷道实施成功支护,必须运用3个技术关键:

  (1)正确地确定软岩变形力学机制的复合型;

  (2)有效地将复合型变形力学机制转化为单一型;

  (3)合理地运用复合型变形力学机制的转化技术。

  董方庭等提出的围岩松动圈理论认为,凡是裸体巷道,其松动圈都接近于0,此时巷道围岩的弹塑性变形虽然存在,但并不需要支护;松动圈越大,收敛变形越大,支护就越困难。围岩一旦产生松动圈,最大变形载荷是松动圈产生过程中的碎胀变形,围岩破裂过程中的岩石碎胀变形是支护控制的对象。松动圈尺寸不同,锚喷支护的作用机理也不同。

  孙晓明、何满潮等提出的耦合支护理论认为,对软岩巷道围岩由于塑性大变形而产生的变形不协调部位,通过支护的耦合而使其变形协调,从而限制围岩产生有害的变形损伤,实现支护一体化、荷载均匀化,达到巷道稳定目的。并指出软岩巷道实现耦合的基本特征是巷道围岩与支护体在强度、刚度及结构上的耦合。

  樊克恭等通过研究,对巷道围岩弱结构破坏失稳过程及非均称控制进行了全面、系统的论述,研究了不同弱结构类型巷道围岩塑性变形区域的形态与围岩弱结构类型之间的关系,指出弱结构体破坏对巷道稳定性的影响,并提出弱结构巷道围岩破坏主控性与非均称控制机理。

  1.2.2巷道围岩控制技术研究现状

  1)锚杆支护技术研究现状

  锚杆支护作为一种插入围岩内的巷道支护方式,不仅给巷道围岩表面施加托锚力起到支护作用,还能给锚固岩体施加约束围岩变形的锚固力,使被锚固岩体强度得到提高,起到加固围岩的作用。

  当前锚杆支护以其优良的支护性能、低廉的支护成本广泛应用于各类岩土工程中,我国煤矿自1956年开始使用锚杆支护,最初在岩石巷道推广应用,上世纪60年代开始在煤巷试验应用,80年代开始将煤巷锚杆支护作为行业重点攻关方向,并在“九五”期间形成了成套高强螺纹钢树脂锚杆支护技术,基本解决了煤矿Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ类顶板支护问题,在部分复杂条件下也取得了成功。但在围岩覆存较为广泛的Ⅳ、Ⅴ类巷道中存在问题突出表现为:(1)巷道围岩变形剧烈,巷道断面得不到有效控制;(2)局部冒顶现象屡有发生,锚杆锚固区内离层、甚至锚杆锚固区整体垮冒等恶性事故时有发生。

  2)棚式支护研究现状

  棚式金属支架是软岩巷道中最常用的被动支护手段,它通过提供被动的径向支护力,直接作用于巷道围岩表面,来平衡围岩的变形压力,约束围岩变形。我国巷道棚式支护也取得很大发展:(1)支架材料主要有矿用工字钢和U型钢,并已形成系列;(2)研究和发展了力学性能较好、使用可靠、方便的连接件;(3)研究、设计了多种新型可缩性金属支架;(4)提出了确定巷道断面和选择支架的方法;(5)改进支架本身的力学性能,提高支架承载能力。

  3)注浆加固技术

  注浆加固能够显著改善工程岩体的力学性能及其完整性,促使围岩形成整体

  结构,而且可以封堵裂隙,防止岩体泥化和风化,同时能够改善锚杆和金属支架的受力状况,在使用浆材得当的前提下,能够充分保护和发挥围岩体的自承载能力,在软岩巷道工程中得到了广泛应用。

  4)联合支护技术

  联合支护是指多种不同性能的单一支护的简单叠加,复合支护是指几种支护形式的组合或采用复合材料进行支护,而耦合支护是指对软岩巷道围岩由于塑性大变形而产生的变形不协调部位,通过支护的耦合而使其变形协调,从而限制围岩产生的有害变形和损伤,实现支护一体化、载荷均匀化,从而达到巷道稳定的目的。

  2大埋深高应力巷道围岩物理力学参数评估

  2.1底板措施巷岩石物理力学参数测定

  2.1.1取岩芯目的

  顶板围岩是采场矿山压力控制及巷道锚杆支护的直接对象,顶板围岩的稳定性、强度、组合情况以及力学特性对锚杆支护参数设计起到至关重要的作用。为了解顶板岩层组合情况、岩性变化、围岩结构以及岩石的力学性质,为了更为准确的了解赵固二矿大埋深高应力巷道围岩性质,特进行取岩芯试验探究进行实验室试验,以确定围岩岩石物理力学参数。

  根据焦集团赵固二矿要求,本实验委托河南理工大学能源科学与工程学院岩体力学研究实验室,按照中华人民共和国炭行业部标准MT38-48-87《与岩石物理力学性质测定方法》规定,对赵固二矿-770m水平二1底板岩石物理力学参数进行测定。

  2.1.2取岩芯分析

  1取样地点、方法

  岩样来自赵固二矿二1底板,为了尽可能保持原有结构和状态不受破坏真实反映岩石的力学特性,负责取样工作配备有责任心的工程技术人员,按照《与岩石物理力学性质测定方法》规程进行采样。在-770m水平二1底板巷道布置4个取样钻孔,所有岩样逐个进行编号,标明岩样的名称、采样地点等,同时做好试样的描述和纪录工作。试样采出后,由专人搬运上井,试样在搬运过程中应做到轻拿轻放,尽量保持岩石原有的结构状态,部分岩样见图1所示。

  图1部分岩样图

  从取芯结果上来看,在打钻过程中,钻杆推进速度较快,岩芯的取出率较低,完整性较差,所取岩性较为破碎,岩性以泥岩、砂质泥岩为主,由于岩样缺失严重,各岩性所在层位难以确定,平均岩芯取出率在35%以下,岩芯破碎严重。

  2测定内容

  从以上岩样的较为破碎的岩块中,取出不同岩性的岩石,做捣碎实验,来测定岩石的坚固性系数,余下的较为完整的部分做抗拉、抗压实验,以测定不同岩性的单轴抗拉强度、抗压强度和岩石变形参数。

  2.1.3岩芯物理力学参数测定结果

  2.1.3.1岩石坚固性系数(f值)测定

  a仪器设备及用具

  捣碎筒计量筒如图2,分筛(孔径20mm、30mm和0.5mm各一个),天平(最大称量1000克,感量0.5克),小锤、漏斗、容器。

  图2岩石坚固性系数测试仪器图3 MP500B精密天平b采样与制样

  1)岩样采出后应入时用纸包上并浸蜡封固(或用塑料袋包严),以防风化。

  2)岩样要附有标签,注明采样地点、层位、时间等。

  3)在岩样携带、运送过程中应注意不得摔碰。

  4)把岩样用小锤破制成20~30mm的小块,用孔径为20mm和30mm的筛子筛选。

  5)称取制备好的试样50g为一份,每一份为一组,共称取三组。

  c测定步骤

  1)将玻璃筒放置在水泥地板或20mm厚的铁板上,放入试样一份,将2.4kg重锤提高至600mm高度,使其自由落下冲击试样,每份冲击3次,把5份捣碎后的试样装在同一容器中。

  2)把每组(5份)捣碎后的试样一起倒入孔径为0.5mm的分样筛中筛分,筛到不再漏下岩粉为止。

  3)把筛下的粉末用漏斗装入计量筒内,轻轻敲打使之密实,然后轻轻插入具有刻度的活塞尺与筒内粉末面接触。在计量筒口相平处读取数值h(即粉末在计量筒内实际测量高度,mm)。

  当h≥30mm时,冲击次数n即可定为3次,按以上步骤断续进行其它各组的测定。

  当h≯30mm时,第一组试样作废,每份试样冲击次数n改为5次,按以上步骤进行冲击、筛分和测量,仍以每5份作一组,测定粉末高度h.

  4)坚固性系数的计算

  坚固性系数按下式计算:

  f=20n/h

  式中f—坚固性系数;

  n—每份试样冲击次数,次;

  h—每组试样筛下粉的计量高度,mm。

  测定平行样3组(每组5份),以算术平均值,计算结果取一位小数。

  a测定过程b泥岩组c砂质泥岩组d粉砂岩组图4岩石坚固性系数测定d测定结果及分析

  按照以上实验步骤和计算方法,整理得到不同岩石坚固性系数如表1所示。

  表1岩石坚固性系数一览表

  岩性岩样

  分组冲击次数/n计量筒读数/mm各组样坚固性系数f岩块平均普氏系数f泥岩第一组5283.63.5第二组5283.6第三组5293.4砂质

  泥岩第一组5263.83.9第二组5263.8第三组5254.0粉砂

  岩第一组10424.84.8第二组10424.8第三组10414.9从以上测定结果可以看出,赵固二矿底板泥岩坚固性系数在3.5左右,岩石级别在Ⅴ~Ⅴa级之间,属于中等坚固类岩石;砂质泥岩坚固性系数在3.9左右,岩石级别在Ⅴ级,属于中等坚固类岩石;粉砂岩坚固性系数在4.8左右,属于较为坚固类岩石。

  2.1.3.2岩石抗拉强度测定

  a试件加工及规格

  按煤炭行业标准MT38-48-87《煤与岩石物理力学性质测定方法》规定的要求,实验室采用锯、钻和磨工序加工成Φ50mm×30mm圆盘体,每种岩性加工一组,每组加工3件。加工成型部分岩样,见图4所示。

  a泥岩b砂质泥岩c粉砂岩d试件加载图4试件分组及加载过程b测定步骤及计算方法

  岩石单轴抗拉强度是岩石主要力学参数之一,由于直接拉伸岩样夹持的困难性,抗拉强度通常采用间接法测定,其中圆盘岩样巴西劈裂就是岩石力学试验规程推荐的抗拉强度测试方法。对称圆盘煤与岩样受集中载荷P的作用下,在载荷作用方向的圆盘直径平面中心有:

  基于岩石的抗拉强度远低于抗压强度,则σx达到煤与岩样的抗拉强度σt时中心起裂发生破坏。通常采用劈裂法测定时,首先把劈裂夹具置于试验机下承压板上,将制备好的试样放入劈裂夹具内并调整对中。试验采用行程控制,加载速率为0.005mm/s,在计算机控制下进行加载至试样破坏。抗拉强度按下列公式计算:

  式中:-抗拉强度,;

  P-破坏载荷,KN;

  D-试样直径,cm;

  L-试样厚度,cm。

  c测定结果及分析

  岩石抗拉强度测定结果见表2。

  表2抗拉强度测定结果

  采样地点岩性试样编号煤样尺寸(mm)抗拉强度()直径高度单值均值二1煤底板泥岩A-4-149.532.01.561.48A-4-249.528.01.53A-349.630.61.34砂质泥岩B-2-149.231.41.682.60B-2-249.434.32.62B-449.434.53.50粉砂岩A-1649.431.79.848.71A-1749.438.49.18A-1849.532.67.11从上表可以看出,泥岩平均抗拉强度在1.34~1.56MPa之间;砂质泥岩平均抗拉强度在1.68~3.50MPa之间;细砂岩平均抗拉强度在7.11~9.84MPa之间;

  2.1.3.3岩石抗压强度及变形参数测定

  a试件加工及规格

  按煤炭行业标准MT38-48-87《煤与岩石物理力学性质测定方法》规定的要求,实验室采用锯、钻和磨工序加工成Φ50mm×100mm圆盘体,每种岩性加工一组,由于岩芯较为破碎,泥岩组和粉砂岩组各加工2件岩样,砂质泥岩组加工3件。加工成型部分岩样,见图4所示。

  a泥岩组b砂质泥岩组c粉砂岩组d试件加载图5试件分组及加载过程b测定步骤及计算方法

  岩石抗压强度是目前岩土工程中使用最广泛力学特性参数。它是指岩石单轴压缩时能承受最大应力值。首先把制备好的试样置于试验机下承压板上,装上轴向位移传感器和两个横向位移传感器并调整到位。试验采用位移控制,加载速率为0.02mm/s,在计算机控制下进行加载直至试样破坏。岩石单轴抗压强度按下列公式计算:

  式中:σC—抗压强度,;

  P—破坏载荷,KN;

  F—试样初始截面,cm2。

  由于岩石试样的尺寸并非标准试样,试验《规程》以高径比为2的标准试样,对于非标准试样的试验结果用下式折算成标准尺寸强度:

  式中:σL—为非标准试样的强度,;

  σC—折算成标准试样抗压强度,;

  D—非标准试样的直径,cm;

  L—非标准试样的高度,cm。

  岩石坚固性系数是岩石坚固程度的指标,又称普氏系数,通常是用单轴抗压强度除以10来表示岩石的坚固程度。坚固性系数按下列公式计算:

  式中:f—坚固系数,

  σC—抗压强度,。

  岩石变形参数反映岩石受压缩时的变形特征,通常用弹性模量和变形模量表示。在压缩过程中各个阶段变形特征有所不同,单轴压缩试验全应力-应变对比曲线,见图3-9~3-12所示,大致具有压密阶段、弹性阶段、屈服阶段和破坏4个阶段。从图3-9~3-12可以看出岩石在不同的应力水平,应力和应变的关系不是完全线性关系,通常把应力应变曲线直线段的斜率称之平均模量或弹性模量,把原点与应力-纵向应变曲线上50%抗压强度点连线的斜率称之割线模量或变形模量E50。弹性模量Eτ、变形模量E50以及泊松比μ分别以下列公式计算:

  式中:Eτ—弹性模量(应力-纵向应变曲线上直线段的斜率),MPa;

  E50—变形模量(原点与应力---纵向应变曲线上50%抗压强度点连线的斜率),MPa;

  △σ—纵向应力-应变曲线中直线段的应力增量,;

  △ε—纵向应力-应变曲线中直线段的应变增量;

  σ50—抗压强度的50%的应力值,MPa;

  ε50—试样承受σ50应力时的纵向应变值;

  △σP—纵向应力-应变曲线中直线段的应力平均值;

  △εP—横向应力-应变曲线中直线段的应变平均值。

  c测定结果及分析

  岩石抗拉强度和变形参数测定结果见表3和表4。

  表3抗压强度测定结果

  采样地点岩性试样编号煤样尺寸(mm)抗压强度()直径高度单值均值二1煤底板泥岩B-1149.596.270.674.5B-1749.597.078.4砂质泥岩B-5-149.298.660.244.4B-5-249.497.042.4B-349.496.730.6粉砂岩A-1549.4101.0128.3131.7A-2249.499.0135.0表4弹性模量、变形模量和泊松比的测定结果

  岩石名称试样编号Eτ/E50/泊松比单值均值单值均值单值均值泥岩B-1113.812.78.57.60.250.26B-1711.66.70.27砂质泥岩B-5-112.611.26.55.80.330.31B-5-211.06.10.32B-39.94.90.29粉砂岩A-1539.029.929.724.90.350.33A-2220.80.10.31二1煤层底板钻孔不同种岩石的抗压强度存在一定差异,粉砂岩的抗压强度、弹性模量明显大于泥岩和砂质泥岩,泥岩和砂质泥岩的平均抗压强度在30.6~78.4 MPa之间,弹性模量在9.9~13.8GPa之间,变形模量在4.9~8.5GPa之间,泊松比在0.25~0.33之间,表明底板泥岩属于中等坚硬岩石类;粉砂砂岩平均抗压强度在128~135 MPa之间,弹性模量在20.8~39.0GPa之间,变形模量在20.1~29.7GPa之间,泊松比在0.31~0.35之间,表明底板粉砂岩属于坚硬岩石类。

  3大埋深高应力巷道变形规律研究

  3.1赵固二矿支护现状及工程地质概况

  (1)巷道基本位置

  底板措施巷位于Ⅰ盘区西翼,开口位置在西横贯IV辅胶段30m处巷道东帮,随矿井西部抽采向下延伸,平面位置与Ⅰ盘区胶带运输大巷(西段)平行。I盘区底板措施巷掘进设计为随抽采向下延伸,巷道底板沿L9灰岩掘进,沿掘进方向岩层倾角平均为-5°,局部会发生小幅变化,岩层赋存稳定。该巷道顶板为泥岩及砂质泥岩,底板为L9灰岩,赵固二矿的11080上顺槽底板瓦斯措施巷与底抽巷相连,布置于二1煤层下方,沿工作面走向布置,是为预抽11080工作面煤体内瓦斯而布置。

  岩层顶底板情况表

  巷

  道

  顶

  底

  板

  情

  况顶底板名称岩石名称平均厚度岩性特征煤层二1煤6.48m煤层坚硬,稳定性较好顶板泥岩

  砂质泥岩14.28m中等~较坚硬岩类,稳定性较好直接底L9石灰岩2m隐晶质结构,裂隙发育基本底泥岩、砂质泥岩10.5m裂隙发育,充填方解石L9石灰岩灰岩9.7m隐晶质结构,裂隙发育巷道围岩柱状图

  巷道与煤层相互位置关系图

  (2)地质构造

  根据三维地震勘探资料显示:预计该巷道无明显断层、向斜、背斜等特殊地质构造,但由于该段巷道北侧是以F17断层的派生断层F17-1断层为主的断裂构造破碎带,局部地段顶底板会较为破碎,易发生顶板下沉、底板鼓起、两帮挤出等现象,造成支护破坏、巷道变形,掘进期间要及时做好支护工作。(补充)

  3.2表面位移观测

  3.2.1观测目的

  巷道表面相对位移是指巷道开挖一定时间内巷道顶底板和两帮的相对位移量。其目的是探究巷道表面位移时间的变化规律,从中找出巷道围岩移动与支护参数之间的关系,为进行合理支护设计提供可靠的基础数据,为准确评估支护效果提供量化指标。

  3.2.2测试方法

  采用十字布点法(如图4-17),在两帮和顶低版的中点安设外露端带空的300mm长短煤杆,在孔中穿入线绳。测量时将顶底和两帮线绳拉紧,利用钢卷尺量取图示4个参数(如表4-3),分别计算绝对和相对移近量。

  3.2.3测点布置

  A4测点表面位移变形顶板变形从架棚后开始记录,记录时长95天,累计变形42mm。其中1月12日到24日变形较快,累计变形30mm,变形速率为2.3mm/d。

  两帮记录时长111天,架棚前16天累计变形48mm,平均变形速率3mm/天,架棚后95天内累计变形140mm,平均变形速率1.5mm/d。

  A4测点(T310)布置于通尺310m处,1月12日架设工钢棚,测点移至工钢棚上,总体趋势为顶板下沉,且两帮收敛,均不剧烈。

  3.2.4数据分析

  A5测点表面位移变形顶板变形观测时长75天,此处顶板成“变尖”趋势。喷浆前13天,顶板总变形量为12mm,平均变形速率1mm/d,喷浆后共62天,累计变形97mm,平均变形速率1.6mm/d。两帮变形观测时长219天,喷浆前13天,两帮移近量为47mm,平均收敛速率3.6mm/d,喷浆后共206天,累计变形323mm,平均变形速率1.5mm/d。A5测点(T320)布置于通尺330m处,1月11日喷浆。顶板成“尖角”趋势。两帮收敛剧烈。

  

  A7测点表面位移变形顶板变形观测从架棚后开始,时长75天,此处顶板成“变尖”趋势,累计变形22mm,平均变形速率0.3mm/d。

  两帮变形观测从架棚后开始,时长203天,累计变形270mm,平均变形速率1.3mm/d。变形较为缓和。

  A7测点(T342)布置于通尺342m处,1月12日架棚。变形观测从架棚后开始进行。顶板成“尖角”趋势,两帮收敛剧烈。均比较缓和,且变形较稳定。

  A8测点表面位移变形顶板变形观测从架棚后开始,时长95天,此处顶板成“变尖”趋势,累计变形54mm,平均变形速率0.6mm/d两帮变形观测从架棚后开始,时长203天,累计变形361mm,平均变形速率1.8mm/d.

  A8测点(T353)布置于通尺353m处,1月12日架棚。变形观测在架棚后开始,总趋势为顶板变尖,两帮收敛。均比较缓和,且变形较稳定。

  A9测点表面位移变形顶板变形观测从架棚后开始,时长20天,此处顶板成下沉趋势,累计变形15mm,平均下沉速率0.75mm/d。

  两帮变形观测从架棚后开始,时长203天,累计变形688mm,平均变形速率3.4mm/d.

  A9测点(T370)布置于通尺370m处,1月12日架棚。观测从架棚后开始,总体趋势为顶板下沉,两帮收敛。顶板下沉量较小,两帮收敛较为显著。

  A14测点表面位移变形顶板变形观测从架棚后开始,时长50天,此处顶板成下沉趋势,前10天下沉速度大,平均1mm/d,共50天,累计变形15mm,平均下沉速率0.3mm/d。总体下沉不剧烈。两帮变形观测时长167天,架棚前10天收敛剧烈,累计变形162mm,平均变形速率16.2mm/d,架棚后157天,累计变形198mm,平均变形速率1.3mm/d。A14测点(T400)布置于通尺400m处,2月25日架棚。顶板观测从架棚后开始,两帮观测从2月16号开始。总体趋势为顶板下沉,两帮收敛,顶板下沉不剧烈,架棚前两帮收敛明显,架棚后收敛减缓。

  A16测点表面位移变形

  在一次支护观测中,顶板变形观测时长52天,其中3月4号到3月7号这3天下沉速度较大,平均3mm/d,此后趋于缓和。观测时长52天累计变形28mm,平均下沉速率0.5mm/d,顶板总体稳定,下沉量小。

  在一次支护观测中,两帮变形观测时长147天,累计变形573mm,平均变形速率3.9mm/d。其中初期:2月24日到3月15日,20天内累计变形264mm,平均变形速率为13.2mm/d,变形十分剧烈。此后变形趋于平稳。A17测点(T428.7)是一次支护测点,布置于通尺428.7m处。总体趋势为顶板下沉,两帮收敛。顶板较为稳定,两帮收敛日趋减缓。4大埋深高应力巷道控制机理研究

  4.1大埋深高应力岩石性质

  与浅部岩体相比,深部岩体更凸现出具有漫长地质历史背景、充满建造和改造历史遗留痕迹、并具有现代地质环境特点的复杂地质力学材料,如图所示。

  深部工程岩体产生冲击地压、岩爆、瓦斯突出、流变、底板突水等非线性力学现象的原因,归根结底是由于深部岩体因其所处的地球物理环境的特殊性和应力场的复杂性所致。受其影响,深部岩体的受力及其作用过程所属的力学系统不再是浅部工程围岩所属的线性力学系统(虽然由于地质条件的复杂性也含有非线性力学问题),而是非线性力学系统,其稳定性控制的难点和复杂性在于不再含有线性问题,如表所示。

  材料受力特点力学特点能量场特点加载过程叠加原理工程设计方法地面建筑材料(砖)自重线性保守无关遵循数设计浅部岩体自重&低地应力线性保守无关遵循深部岩体自重&高地应力非线性耗散场密切相关不遵循非线性力学设计4.1.1大埋深高应力岩体变形性质

  4.1.1.1深部岩体的脆-延转化

  岩石在不同围压下表现出不同的峰后特性,在较低围压下表现为脆性的岩石可以在高围压下转化为延性,脆-延转化通常与岩石强度有关。脆-延转化是岩石在高温和高压作用下表现出的一种特殊的变形性质,如果说浅部低围压下岩石破坏仅伴有少量甚至完全没有永久变形的话,则深部高围压条件下岩石的破坏往往伴随有较大的塑性变形。

  在赵固二矿大埋深高应力巷道现场观测过程中,我们发现,巷道围岩岩石的破坏往往都是塑性变形,岩石的脆性特征不明显。

  4.1.1.2深部岩石的流变特性

  在深部高应力环境中,岩石具有强时间效应,表现为明显的流变或蠕变。一般认为,优质硬岩不会产生较大的流变,但南非深部开采实践表明,深部环境下硬岩同样会产生明显的时间效应。对于软岩巷道,岩石在高应力和其他不利因素的共同作用下,其蠕变更为显著,这种情况在核废料处置中十分普遍,蠕变的发生还与岩体中微破裂导致的岩石剥离有关。

  在上一章的巷道变形监测结果中,从表面位移观测曲线可以明显看出,巷道围岩有持续变形的趋势,变形持续增加,说明在赵固二矿的大埋深高应力区域,虽然巷道围岩本身为中硬岩石,但在高应力的作用下,仍呈现出了软岩的流变或者蠕变特征。

  4.1.1.3深部岩石的扩容性质

  国外学者首次在单轴压缩实验中观测到岩石破裂前出现体积增大现象,、在围压下同样也观测到了扩容现象,不过,随着围压的增大,扩容的数值会降低。实验进一步表明,在低围压下,岩石往往会在低于峰值强度时由于内部微裂纹张开而产生扩容现象,但在高围压下,岩石的这种扩容现象不明显甚至完全消失。

  4.2.5深部岩体开挖岩溶突水瞬时性

  浅部资源开采中,矿井水主要来源是第四系含水层或地表水通过采动裂隙网络进入采场和巷道,水压小,渗水通道范围大,而深部的状况却十分特殊,首先,随着采深加大,承压水位高,水头压力大;其次,由于采掘扰动造成断层或裂隙活化,而形成渗流通道相对集中,矿井涌水通道范围窄,使奥陶系岩溶水对巷道围岩和顶底板形成严重的突水灾害。

  在赵固二矿的底板措施巷,西部胶带运输巷以及11080工作面底板措施巷的掘进过程中,深部岩体开挖突水瞬时性体现的极其明显,巷道开挖初期,在打锚杆锚索过程中,钻机打钻过程中有大量的涌水涌出,在顶板裂隙中也有大量的涌水。

  4.1.2深部岩石的强度和破坏特征

  研究表明,随着开采深度的增加,岩石破坏机理也随之转化,由浅部的脆性能或断裂韧度控制的破坏转化为深部开采条件下由侧向应力控制的断裂生长破坏,更进一步,实际上就是由浅部的动态破坏转化为深部的准静态破坏,以及由浅部的脆性力学响应转化为深部的潜在的延性行为力学响应。

  4.1.3深部岩石的破碎诱导机理

  在深井开采中,坚硬矿岩出现的好凿好爆现象给人们重要启示,这种现象应该是高应力所致。因此,在深部开采中,如何有效地预防和抑制由高应力诱发的岩爆等灾害性事故发生的同时,又充分利用高应力与应力波应力场叠加组合高效率的破裂矿岩,应成为深部开采中需要迫切研究的课题

  4.1.4深部岩石力学环境

  深部开采与浅部开采的区别在于深部岩石所处的特殊环境,即三高一扰动的复杂力学环境。三高主要是指高地应力、高地温、高岩溶水压。

  4.1.4.1高地应力

  进入深部开采以后,仅重力引起的垂直原岩应力通常就超过工程岩体的抗压强度(>20 MPa),而由于工程开挖所引起的水平应力集中则远大于工程岩体的强度(>40MPa)。据已有的地应力资料显示,深部岩体形成历史久远,留有远古构造运动的痕迹,其中存有构造应力场或残余构造应力场。二者的叠合累积为高应力,在深部岩体中形成了异常的地应力场。据南非地应力测定,在3500~5000m之间,水平地应力为95~135 MPa。

  在赵固二矿西部深部区域现场调研过程中发现,巷道锚杆锚索工钢棚等支护体大量破断失效,说明巷道围岩内部存在有巨大地应力,在巷道开挖后得到释放,从而造成巷道的大变形,引起支护体破断失效。

  4.1.4.2高地温

  根据量测,越往地下深处,地温越高。地温梯度一般为30~50e/km不等,常规情况下的地温梯度为30e/km。断层附近或导热率高的异常局部地区,地温梯度有时高达200e/km。岩体在超常规温度环境下,表现出的力学、变形性质与普通环境条件下具有很大差别。地温可以使岩体热胀冷缩破碎,而且岩体内温度变化1e可产生014~015 MPa的地应力变化。岩体温度升高产生的地应力变化对工程岩体的力学特性会产生显著的影响。

  在赵固二矿西部开拓区域,地温显现尤为明显,掘进头温度明显高于东部采煤工作面温度。

  4.1.4.3高岩溶水压

  进入深部以后,随着地应力及地温升高,同时会伴随岩溶水压的升高,在采深大于1000m时,其岩溶水压将高达7MPa,甚至更高。岩溶水压的升高,使得矿井突水灾害更为严重。

  4.2支护强度对大埋深高应力巷道控制作用分析

  工程中实践表明,软岩巷道围岩具有变形量大,初期变形速度快,变形持续时间长等特征。由于引起软岩巷道围岩变形破坏的原因是多方面的,围岩变形破坏本质机理到目前还处于研究探索过程,有必要根据赵固二矿实际地质条件,对软岩巷道围岩的塑性区分布特征、位移变化规律和应力分布特征进行数值模拟研究。

  4.2.1数值模拟计算软件的选择

  有限元法、边界元法、离散元法和有限差分法是现在工程领域广泛使用的主要数值分析方法。其中ANSYS、NASTRAN、FLAC、UDEC、ASKS以及ADINA等程序是国际上面向现场工程实践的通用程序。这些软件的功能都十分完善,包含多种不同条件下的分析程序和功能强大的前、后处理程序[125-146]。与ANSYS、ADINA等程序相比,计算和分析岩土工程问题中的不稳定问题是FLAC和UDEC的优越之处,因而对于软岩巷道的持续大变形问题,采场的采动影响规律,煤层开采后的岩层移动,露天矿的边坡稳定,堤坝的稳定性等在岩土工程中几何和物理这样高度非线性问题的稳定性分析上具有很好的适用性。

  有限差分计算法与有限元计算法相比,具有如下优点:第一,在模拟围岩的塑性破坏和塑性流动时,所采用的“混合式离散法”(Matri和Cundall)比有限元方法中普遍采用的“简化积分法”在物理意义上更为合理;其次,模拟计算中均采用动态运动方程,保证了数值方法的稳定性;第三,采用“显式”解法,计算中无需存储任何矩阵。先是利用运动方程由内力和外力得到新的速度、位移方程,然后由速度得到应变率从而得到新的应力方程,每仪个时步为一个循环。选择的时步很小时,在一个时步内,材料中某处的应力改变对其周围网格产生影响的信息还未从一个网格传递到另一个网格,运算时各网格的已知变量的量值均保持不变,更新网格的所有变量。经过这样处理后,即使是本构关系高度非线性的材料,计算时每个单元内由应变求应力时也无需反复迭代,减小了计算步数。第四,有限差分法的计算过程中无需建立总体刚度矩阵,即使在发生大变形的计算模式下每一时步更新坐标就变得容易。通过每一时步的计算后用位移增量来更新坐标,因此可保证网格与其材料同步运动、变形。有限差分法中每一个时步内基本计算模式都是小变形计算,但其多步运算后的结果就可看做是大变形模式。因此,有限差分方法对于研究非线性几何大变形问题是科学合适并且高效的。

  表3-1有限元、离散元和有限差分方法比较

  有限元、离散元法有限差分法先

  进

  性随计算机发展起来的现代计算技术,适用于特定地质结构的岩层稳定比有限元、离散元先进,是国内外锚杆支护

  参数设计应用最广的方法,代表这一数性分析。值分析方法的发展方向。

  科

  学

  性在进行特性地质结构的岩层稳定性

  分析时更科学合理。但在类似

  节理裂隙发育且难于准确描述的煤层巷道围岩等条件下使用时,节理裂隙参数受人的主观因素影响大。适用于一般的大变形问题,反映较真实的材料实际动态行为和支护体与围岩的相互作用。适用于在难以描述巷道围岩节理裂隙的条件下使用。实用

  性除具有离散元方法的部分优点外,还具有力学模型简单,易于通用的有点。成

  熟

  度尽管国外已有计算软件,但仅停留在简单应用层次;适用于局部矿井的锚杆支护设计,没有形成锚杆支护通用、标准化设计软件。目前已完善了“工程地质评估--初始设计--现场监测--反馈信息--修改设计”的动态设计方法研究。实践研究表明,有限差分法在煤巷锚杆支护设计上具有明显的优越性。如表3-1所示,因此本文的数值模拟软件选用三维有限差分计算软件FLAC3D。该软件利用拉格朗日有限差分原理,可求解大变形问题。本文模拟时弹塑性材料模型采用莫尔-库仑模型来模拟巷道开挖产生围岩稳定性大变化,同时也能很方便计算分析支护体与围岩的相互作用。FLAC3D软件具有强大的后处理功能,不仅可以绘制应力云图、应变曲线或彩色对比图形等,也可以用列表的方式打印出来。

  4.2.2模型的建立

  (1)建模目的

  依据赵固二矿的地质条件与围岩变形规律及破坏特征,模拟在不同支护强度下围岩的变形特征、塑性区分布特征、应力分布特征等情况,寻求不同支护条件下对软岩巷道围岩控制机理。

  (2)模型构建

  模型巷道位于煤层中,巷道顶板主要为泥岩,砂质泥岩和粉砂岩,巷道底板煤,砂质泥岩和泥岩,为计算精确,我们将巷道四周建模网格划分较细,巷道较远处建模网格比较粗,但为初始力平衡,两者比例相差不大。建立的模型网格如图3-3,计算模型断面尺寸为:长宽高55m50m44m,建立了520000块,543090块。巷道宽度为5000m,巷道高度为4000m,巷道周围网格每格代表0.5m。

  (3)岩体物理力学参数是影响模拟结果的重要因素之一,确定岩体力学参数也是一项艰难的工作。为了在保证研究有效性的前提下降低工作量,采用新型的岩石取芯钻机在指定地点采取岩芯,把采取的岩芯按照要求进行模块后,在实验室通过试验取得岩体的物理力学参数,但是做实验的岩芯是岩体里局部很小的岩石,所得到的力学参数可以视为岩石的参数,而数值模拟的建模的是大范围的岩体,岩体中存在大量的裂隙、节理,导致实验室做出的力学参数与岩体的力学参数相比存在很大的差别,用于数值模拟需对实验室得到参数进行相应折减。

  图3-3模型及断面图

  根据现场地质情况,赵固二矿试验巷道埋深约800m左右,在模拟模型的上边界施加的以模型上方岩体自重的垂直应力为主的应力,约为10.8MPa。为了方便计算,最大水平主应力等于垂直应力,测压系数取1.0。限制模型水平边界沿x方向的位移和速度;固定约束底边,在x、y、和z三个方向上限制位移和速度。由于本次模拟是以软弱围岩为特征的地质模型,主要实体为煤岩体。因此模拟的模型采用基于弹塑性理论的摩尔-库伦强度准则。

  4.2.3巷道围岩变形特征

  1)不同支护强度下软弱围岩垂直位移分布

  软弱围岩巷道垂直位移在不同支护强度下的分布特征如图3-4所示:

  由下述图表可以看出:

  (1)当支护强度从0.05MPa逐渐增加到0.3MPa过程中,顶板下沉量和底鼓量都逐渐减小,但顶板的变形减小程度都很小,当支护强度为0.05MPa时,顶板下沉量最大为224.7mm,当支护强度为0.3MPa时,顶板下沉量最大为157mm,顶板下沉量减少了67.7mm,减少30.1%,底鼓量变化不大。随着支护强度继续增加,从0.3MPa到0.4MPa时,顶底板的变形量大幅度减小,顶板下沉量从157mm到54.9mm,减少了103.9mm,减少66.1%,底鼓量从457.9mm到117.7mm,减少了340.2mm,减少74.2%。

  0.05MPa0.1MPa0.15MPa0.2MPa0.25MPa0.3MPa0.35MPa0.4MPa图3-4围岩在不同支护强度下的垂直位移分布特征图

  (2)当支护强度在0.3MPa以下时,顶板下沉量约200mm以上,由于现场条件复杂,顶板下沉量普遍要大于计算机数值模拟值,下沉量超过了锚索的延伸量,导致锚索破断,围岩大面积变形破坏。而底鼓量也约450mm以上,是顶板下沉量的2倍多,底鼓严重,多次进行卧底,这与赵固二矿实际情况也比较吻合,原因在于巷道直接底是煤,往下依次为砂质泥岩和泥岩,顶板岩性要比底板岩性稳定,并且底板埋深也高于顶板,在底板处的应力要大于顶板处应力。随着支护强度继续增加,顶底板变形量都大幅度减少,尤其是底鼓量,但是工程上由于支护材料,支护形式,支护工艺和支护成本等原因,使支护强度能达到0.3MPa以上还有很大难度。

  图3-5不同支护强度围岩垂直位移-强度曲线

  2)不同支护强度下软弱围水平位移分布

  软弱围岩巷道水平位移在不同支护强度下的分布特征如图3-6所示:

  图3-7不同支护强度围岩水平位移-强度曲线

  由下述图表可以看出:(1)当支护强度从0.05MPa逐渐增加到0.3MPa过程中,两帮移近量都逐渐减小,但减少程度都很小,当支护强度为0.05MPa时,左帮移近量最大为389.8mm,右帮移近量最大为383mm,当支护强度为0.3MPa时,左帮移近量最大为343.5mm,右帮移近量最大为337.5mm,两帮移近量约减少了90mm,减少11.5%。随着支护强度继续增加,从0.3MPa到0.4MPa时,两帮移近量继续减小,左帮移近量从343.5mm到285.7mm,右帮移近量从337.5mm到279.9mm,两帮移近量约减少了115mm,减少17.1%。

  0.05MPa0.1MPa0.15MPa0.2MPa0.25MPa0.3MPa0.35MPa0.4MPa图3-6围岩在不同支护强度下的水平位移分布特征图

  (2)当支护强度从0.05MPa增加到0.4MPa时,两帮移近量会逐渐减小,但不会大幅度减小,主要是因为巷道在煤体里开挖,两帮都是煤,加上围岩条件都属于软弱围岩,这与赵固二矿实际情况也比较吻合,其采用多次扩帮进行围岩让压,而后继续补打锚杆,控制围岩变形。

  4.2.4巷道围岩应力分布特征

  (1)不同支护强度下软弱围岩垂直应力分布

  软弱围岩巷道垂直应力在不同支护强度下的分布特征如图3-8所示:

  0.05MPa0.1MPa0.15MPa0.2MPa0.25MPa0.3MPa0.35MPa0.4MPa图3-8围岩在不同支护强度下的垂直应力分布特征图

  表3-2两帮垂直应力峰值及位置随支护强度的变化

  支护强度/MPa峰值大小/MPa峰值距两帮应力位置/m0.0516.75.80.116.96.00.1516.45.70.216.35.50.2515.55.40.314.55.30.3514.45.30.414.35.2

  图3-9两帮垂直应力峰值及位置随支护强度的变化图

  由上述图表可以看出:

  (1)由于巷道围岩软弱,巷道两帮中产生垂直应力集中,当支护强度0.05MPa时,垂直应力峰值为16.7MPa,随着支护强度逐渐增加,两帮垂直应力峰值变小,当支护强度0.4MPa时,垂直应力峰值为14.3MPa,应力峰值范围在14.3MPa~16.9MPa之间,垂直应力集中系数范围在1.32~1.56之间。

  (2)巷道两帮的垂直应力峰值位置随支护强度增加逐渐向围岩浅部移动,但是由于煤体两帮易破碎,移动范围不大,距离巷帮范围约在5.2m~6m之间。

  (3)当支护强度从0.05MPa逐渐增加到0.3MPa过程中,垂直应力峰值和距巷帮位置都逐渐减小,但当支护强度为0.3MPa后,再继续增加支护强度,垂直应力峰值和距巷帮位置没有明显变化。

  (2)不同支护强度下软弱围水平应力分布

  由下述图表可以看出:

  (1)巷道在顶底板中产生水平应力集中,当支护强度0.05MPa时,水平应力峰值为15.8MPa,随着支护强度逐渐增加,顶底板水平应力峰值变小,当支护强度0.4MPa时,水平应力峰值为15MPa,应力峰值范围在15MPa~15.8MPa之间,水平应力集中系数范围在1.38~1.46之间。

  (2)巷道顶底板的水平应力峰值位置随支护强度增加逐渐向围岩浅部移动,移动范围不大,但是由于巷道底板为煤,易破碎,水平应力集中向深部转移,因此,水平应力峰值距离巷道底板距离值要大于顶板距离,距巷道顶板范围约在4.4m~5m之间,距巷道底板范围约在6.8m~7.2m。

  (3)当支护强度从0.05MPa增加到0.25MPa过程中,水平应力峰值和距顶底板位置都基本保持不变,但当支护强度为0.3MPa后,水平应力峰值和距顶底板位置突然变小,再增加支护强度,水平应力峰值和距顶底板位置没明显变化。

  0.05MPa0.1MPa0.15MPa0.2MPa0.25MPa0.3MPa0.35MPa0.4MPa图3-10围岩在不同支护强度下的水平应力分布特征图

  表3-3顶底板水平应力峰值及位置随支护强度的变化

  支护强度/MPa峰值大小/MPa峰值距顶板应力位置/m峰值距底板应力位置/m0.0515.85.07.20.115.85.07.20.1515.85.07.20.215.85.07.20.2515.74.870.315.24.56.90.3515.14.56.90.415.04.46.8

  图3-11顶底板水平应力峰值及位置随支护强度的变化图

  Fig.3-11 Roof and floorhorizontalstress peak-supporting strength curve graph

  4.2.5巷道围岩塑性区分布特征

  在不同支护强度下的软弱围岩巷道塑性区分布特征如图3-12所示。

  由下述图表可以看出:

  (1)软岩巷道围岩的破坏形状成椭圆形,但顶板塑性区扩展速度小于两帮和底,主要是由于巷道在煤层开挖,底板又为煤层,加上巷道底板的应力高于顶板应力,应力集中向深部转移。

  (2)在巷道浅部围岩顶底板和两帮处出现拉应力破坏形式,在巷道的帮角和底角呈现剪切破坏的形式,局部剪切破坏,彼此带相互贯通,逐渐形成范围较大的塑性破坏区。

  (3)当支护强度从0.05MPa到0.25MPa时,围岩塑性区变化很小,顶板塑性区最大深度为4m,底板塑性区最大深度为7m,两帮塑性区最大深度为5.5m。当支护强度为0.3MPa时,巷道底板塑性区变化显著,底板塑性区最大深度为4m,之后继续增加支护强度,围岩塑性区变化范围不大,达到最大支护强度0.4MPa时,顶板塑性区最大深度为3.5m,底板塑性区最大深度为4m,两帮塑性区最大深度为3.0m。

  (4)随着支护强度的增加,顶板塑性区变化很小,塑性区最大深度的变化

  0.05MPa0.1MPa0.15MPa0.2MPa0.25MPa0.3MPa0.35MPa0.4MPa图3-12围岩在不同支护强度下的水平塑性区分布特征图

  表3-4软弱巷道围岩塑性区最大深度随支护强度变化规律

  支护强度/MPa顶板塑性区最大深度/m底板板塑性区最大深度/m两帮塑性区最大深度/m0.05475.50.1475.50.15475.50.2475.50.25475.50.345.54.50.353.5440.43.543范围为3.5~4.0m,都超过锚杆的锚固范围。底板和两帮塑性区变化显著,底板塑性区最大深度的变化范围为4~7.0m,两帮最大深度的变化范围为3.0~5.5m。

  图3-13软弱巷道围岩塑性区最大深度随支护强度变化图

  4.2.6小结

  本章首先针对软岩持续变形的特点,应用粘弹性力学分析软岩巷道围岩稳定的力学机理,然后运用计算机数值模拟方法,分析在不同支护强度下巷道围岩的变形特征、应力分布特征和塑性区分布特征,得到以下主要结论:

  (1)根据软岩巷道粘弹性力学分析,得到围岩表面变形的表达式:

  巷道表面位移:

  围岩表面变形速度:

  由上式可见,围岩位移量与时间成正比关系,当时,围岩位移量最小,但随着时间的延长,围岩的位移量不断增大。围岩位移速率与时间成反比,当时,围岩位移速率最大,随着时间的增长,围岩的速率逐渐减小,经过一定的时间才趋于稳定。

  (2)根据不同支护强度下软岩巷道数值模拟分析,得到:

  ①从围岩变形特征看,当支护强度小于0.3MPa时,巷道顶底板及两帮变形量都超过200mm以上,随着支护强度继续增加,围岩变形量都能一定程度减少,但仍会持续缓慢变形。

  ②从围岩应力特征特征看,随着支护强度继续增加,巷道垂直应力集中在距离巷帮范围约在5.2m~6m之间,巷道水平应力集中距巷道顶板范围约在4.4m~5m之间,距巷道底板范围约在6.8m~7.2m。

  ③从围岩塑性区特征特征看,随着支护强度的增加,顶板塑性区变化很小,塑性区最大深度的变化范围为3.5~4.0m,底板和两帮塑性区变化显著,底板塑性区最大深度的变化范围为4~7.0m,两帮最大深度的变化范围为3.0~5.5m。

  综上所述:软岩巷道随着支护强度增加,围岩变形破坏会逐渐减少,但围岩初期变形破坏和后期持续缓慢变形具有不可克服性,很大一部分变形是给定变形,要求支护材料与大变形特征相适应。

  5大埋深高应力巷道控制技术研究

  5.1巷道支护形式

  锚杆支护

  ①根据侯朝炯教授等提出的巷道锚杆支护“围岩强度强化”理论,锚杆能够显著改善破裂围岩的粘聚力C和内摩擦角φ,从而相应提高锚同区内岩体的峰值强度、峰后强度及残余强度。安装锚杆后,可以有效地降低巷道围岩塑性区、破裂区的发展速度,减少巷道表面位移,保持巷道围岩的初期稳定。

  ②锚杆能提供给锚固体内的裂隙岩体一对自平衡的法向约朿力,提高描固体的整体性,并强化其承载能力。当锚杆较长或破裂区发育半径小于锚杆长度时,锚杆深入破碎区外围岩层,能对破裂区围岩起到一个悬吊作用,进而给围岩提供一个径向支护作用力,改变围岩应力状态,使破裂区围岩由二维应力状态转化为三维应力状态,而破裂围岩强度对围压值十分敏感,在低围压状态下随围压增加强度直线上升。以圆形巷道为例,锚杆对围岩力学状态的改变机理如图4.7所示。

  ③对于层状围岩,由于锚杆既能承受拉应力又能承受一定的剪应力,可以提高各个若层间的摩擦力,阻止围岩各层之间的层向滑动,从而增大围岩的整体性,提高其整体承载能力。

  图锚杆对围岩应力状态改变图

  由于深部巷道围岩初期变形剧烈,变形量较大,因此采用锚网喷支护尽早对围岩进行初次支护,尽量缩短支护滞后时间,以便能及时控制破裂区和塑性区的发展速度。冋时受深部围岩流变大变形的影响,要求支护体在其支护强度范围内存较大的变形量,这就要求初次支护的锚杆杆体要具冇较高的柔性和较大的延伸率,能适应围岩前期的碎胀大变形,避免在一次加强支护作用之前描杆体过早破断导致一次支护失效。

  5.1.1锚杆、锚索支护,联合支护

  锚杆支护的作用原理视围岩条件和采用的支护方式的不同而有所不同。在破碎围岩条件下,单体锚杆的悬吊作用已不明显,锚杆的约束与抗剪作用增强,一方面可以控制岩层变形、离层的发展,另一方面可以使岩体处于三向应力状态,从而提高岩体的抗剪破坏的强度和承载能力。但锚杆的这些作用在某种意义上都

  不是支护作用,因为锚杆的约束力仅仅是锚固岩体中的内力,锚杆对锚固端外围的岩体没有支承和约束作用,锚杆本身不是直接的支护体,而真正起支护作用的是围岩自身,锚杆是通过其加固或增强作用提高锚固范围内岩体的强度和承载能力,从而保持围岩自身的稳定。因此,锚杆与被锚固的岩层共同组成了支护体,锚杆在支护体中起增强作用,提高支护体的支护强度。

  5.1.1.1适用性

  煤巷支护用小孔径预应力锚索与其它岩土工程大型锚索相比,结构有所简化,如图5-3。

  锚索材料选用高强度预应力钢绞线,承载能力高。如直径15.24mm低松弛钢绞线最低破断载荷达到260.7kN。直径18mm的5号钢锚杆杆体极限载荷为127.3kN;直径16mm的25号锰硅钢锚杆杆体极限荷载为116.6kN,都大大低于高强度钢绞线承载能力。用钢绞线制作的锚索有一定柔性,运输和安装都很方便。锚索的杆体长度,根据支护需要,可选用5~8m或者更长。对于松软岩层厚度特别大的煤层复合顶板,锚固端仍可进入坚硬的老顶当中,锚固力会大大提高。

  图5-3煤巷锚索结构示意

  钢纹段2—锚具3—垫板4—钢托板5—挡片6—树脂

  L1—张拉端L2—自由段L3—锚固段

  锚索在安装过程中,采用小型千斤顶张拉,其预紧力能达到100kN以上。这是棚子支护无法比拟的,对于特别容易离层下沉的复合顶板尤为重要。锚索不仅是一种主动支护形式,更是加固岩体使其主动承载的支护方法。

  5.1.1.2锚索参数设计的选择和计算

  (1)压力估算

  由于复合顶板岩性的不均匀性,离层现象较严重,离层厚度大,应用普氏公式计算顶压误差很大。依据这类顶板的冒落特征,锚索支护荷载可用在特定条件下危岩冒落理论来估算。即煤间的夹岩、不可采煤层、其上的伪顶和松软直接顶是有冒落危险的岩层。

  (2)支护密度和预应力钢绞线的选择

  在顶板压力确定的情况下,支护密度与单根锚索的承载能力成反比。承载能力主要决定于预应力筋的材质和规格。设计时,可先选定预应力筋,依据有关参数计算锚索可承受的荷载,然后计算支护密度(亦可先确定支护密度,计算出锚索荷载,从而选用预应力筋)。根据支护密度值确定锚索间排距。要反复计算几次,选取恰当的值。

  (3)锚固长度的确定

  分别计算锚固剂与钢绞线的粘结长度L,锚固剂与岩体粘结长度La,选取其中最大值。

  锚固计可用水泥砂浆,亦可用树脂卷。锚固长度也可按抗拔试验确定。实际应用中多采用工程类比法选取。

  (4)钻孔深度的确定

  岩孔深度为锚索锚固段长度和自由段长度之和,通常以锚固段进入坚硬岩层来选取。岩孔直径选28~32mm。对于小直径岩孔,钻孔阻力小、速度快,节约锚固剂,已是煤炭行业成熟的技术。

  5.1.1.3优缺点

  锚杆支护优点:锚杆支护作为一种有效的采准巷道支护方式,由于对巷道围岩强度的强化作用,可显著提高围岩的稳定性,加之具有支护成本较低、成巷速度快、劳动强度减轻、提高巷道断面利用率、简化回采面端头维护工艺、明显改善作业环境和安全生产条件等优点,

  锚杆支护其缺点:是它属于隐性支护,对支护质量和可靠性的监测和检测不易,有时会出现无明显先兆的冒顶事故,此外,对变形量很大的岩巷、塑性较大的巷道的回采巷道,支护效果不易保证,导致巷道无法使用。层和层理十分发育,稳定性很差,极易发生离层垮冒,即使在同一巷道内顶板赋存状态也是频繁变化,构造影响随处可见,随时可遇。对于上述软岩巷道,锚杆支护不能有效的控制顶板离层,恶性冒顶事故时有发生。垮落现象频繁,安全事故时有发生。

  锚索支护优点:两个优点:(1)锚索的长度较大,能够锚入到深部比较坚固稳定的岩层中,并且能够施加相当数量级的预应力,是一种有效的主动支护方式;(2)锚索的施工比较灵活,可以和其它加固措施相结合,不缩小巷道断面,施工速度快,安全可靠,费用低。

  锚索支护缺点:由于锚索本身材质限制,锚索延伸率较小,在大埋深高应力巷道支护过程中,往往不能适应巷道的大变形特征,又因为巷道变形过程中释放出的巨大地应力是锚索强度的数倍,因此锚索在大埋深高应力区域经常发生破断现象。

  5.1.2锚喷支护形式

  5.1.2.1支护理论

  人们通常所说的锚喷支护实质上指的是一个支护的系列,它包括:锚杆支护、喷混凝土支护(包括喷浆)、锚杆喷混凝土支护、锚杆喷混凝土加金属网支护等四类支护方法。

  锚杆支护的主体是锚杆,从目前的情况来讲,锚杆支护的基本理论主要有以下三大类。

  a)悬吊理论:该理论认为锚喷支护锚杆的作用就是将已破坏了的围岩经过锚杆作用,把其悬吊在深部稳定岩层之上。只适用于开巷后破坏范围小,有稳定顶板岩层的井巷。

  b)组合梁:该理论认为一层层的岩石在锚杆的作用下形成一个坚固的承重梁承担外部压力。适用于层状岩石的梯、矩形井巷的顶板支护设计。

  c)组合拱:认为破坏的围岩在锚杆作用下形成一个坚固的拱形压缩带,它本身具有较高的强度又有柔性。

  喷射混凝土支护:混凝土在高速高压作用下快速喷射到围岩上使围岩与喷层紧密结合,并通过岩石裂缝进入围岩使围岩象砌碹井巷一样形成砌体,同时封闭了围岩。

  5.1.2.2锚杆

  目前煤矿上广泛应用的有三类锚杆。管缝式锚杆、树脂锚杆、水泥卷式锚杆,除此外还有一些其它类型的锚杆,如过去用过的倒楔式、钢丝绳砂浆等以及后来新出现的一些。如自钻式、拉胀式、塑料、玻璃钢以及用于工作面巷道的专利品复合竹锚杆和配合“三小”的推广而出现的小直径药卷锚杆。

  5.1.2.3锚喷支护施工监测

  在现场施工中,使用锚喷支护测试仪器进行监测,所使用的监测仪器主要有喷层测定仪、锚杆拉力仪、多点位移计、收敛计等。

  5.1.3注浆加固技术

  5.1.3.1围岩注浆控制机理

  深部巷道围岩变形过程中,告体内部裂隙会随着变形量的增大而逐渐发育,使岩体内部结构发生破坏,裂隙发育至一定程度后会造成围岩的破碎失稳。一次支护中的的挂钢丝网+混凝土喷层措施只是对巷道围岩表面的固结,锚杆虽然能深部围岩内部,但其对裂隙发育的控制是存限的。因此,为保证破碎围岩的整体性,提高围岩强度和承载能力,有必耍对围岩内部发育裂隙进行注浆加固处理。通过现场监测,当围岩变形至一定程度后,预计内部裂隙已经充分发育后,通过注浆设备将浆液注入围岩内部,利用充填浆液来充填和固结围岩中原有的和变形发育的裂隙面,提高岩体整体性及其自身强度,为巷道进一步稳定提供更好的围岩条件。其作用表现在以下几个方面:

  ①通过注浆,从围岩内部改善了破裂岩体的物理力学性质,增加了岩体的静、动弹性模量,减弱了岩体的各向异性,保证了围岩的完整统一,提高了其承载能力;

  ②通过围岩注浆,使浆体和裂隙面胶结,能够提高提高岩体的粘聚力C和内摩擦角φ,从而提高破碎岩体的强度;

  5.1.4锚注联合支护

  5.1.4.1锚注联合支护型式

  选择根据不稳定地层的具体情况,针对不同类型的巷道采用不同类型的锚注支护结构。

  新掘巷道。对于新掘巷道均需采用二次支护的方法进行施工,且根据所用锚杆类型分为两种支护形式。一种是一次支护采用普通锚杆进行锚喷支护,二次支护时采用内注浆锚杆注浆加固及喷网带支护,要求注浆压力较小时采用普通式锚杆,注浆压力较大时采用端锚式;另一种是一次支护直接采用端锚内注浆锚杆进行锚喷支护,同时预留及保护好内注浆锚杆的孔口和螺纹,二次支护时再进行注浆加固及喷网带支护。

  加固巷道。这里主要指因局部变形破坏而影响稳定,但断面仍满足要求的巷道,或经修复后围岩仍较完整的巷道。当裂隙极其发育时可采用普通内注浆锚杆;裂隙发育情况一般时,可采用端锚内注浆锚杆,以便于加大注浆压力。

  修复巷道。指经过多次破坏修复后又出现严重破坏的巷道。此时可采用:一是锚注与锚喷的联合支护,也就是先进行注浆加固,然后涮大断面,再采用内注浆锚杆进行一次支护,最后再进行锚注加固;二是型钢与锚注的联合支护结构,也就是涮大断面,采用型钢支架一次支护,然后用普通内注浆锚杆进行加固。

  5.1.4.2内注浆锚杆支护参数的确定

  对于普通内注浆锚杆,可根据围岩松动范围来确定。不再经动压作用的巷道,锚杆长1500~1800mm,经动压或围岩裂隙很发育时,为2000~2200mm。

  锚杆间排距。一般情况下间排距为1.0×1.0m;围岩裂隙极其发育,用普通内注浆锚杆时,可扩大到1.5×1.5m;采用型钢支架与锚杆联合支护时,锚杆排距可与支架同;当一次支护采用内注浆锚杆时,其间排距按普通锚杆确定,一般为0.6~0.8m。

  锚杆锚固力。普通内注浆锚杆的锚固力在40~50kN,因此可采用4分焊管;而端锚内注浆锚杆的锚固力一般在50~70kN,因此采用22mm无缝管。

  5.1.3.3注浆材料与参数的确定

  注浆材料。在新掘巷道中,一般可采用水泥、水泥-水玻璃单液浆;在裂隙极其发育且裂隙尺寸较大时,可在一次注浆的水泥浆液中掺加细骨料,如细砂、粉煤灰、矸石粉等,而在二次复注时采用单液浆;当巷道处于强膨胀性岩层中时,可采用PM型、SPM型等化学浆液;而淋水较大时,可采用水泥—水玻璃双液浆。

  注浆压力。顶帮注浆压力为1.2~1.5MPa,底角为1.5~2.0MPa;浆液中掺加细骨料时,为1.0~1.2MPa。

  5.1.5架棚支护

  刚性棚子支护属被动支护,矿用工字钢在跨度3m以上时,弯矩不大,承载力有限。棚子刹顶对顶板的预紧力很小,不能有效减弱顶板下沉。在地应力增大地带,棚梁往往严重弯曲或压翻,不得不增加中柱或补架新棚。在采掘机械的发展要求巷道断面越来越大的情况下,梯形棚子更显得不适应。况且,钢性棚子运输和架设困难,耗费钢材多,成本较高,影响煤矿企业的经济效益。在煤层间岩石厚度达到2m以上时,采用单体锚杆加喷浆的办法较好地解决了一部分复合顶板的支护问题。喷浆厚度一般为3~5cm。喷层封闭了顶板,防止顶板风化和剥落,提高了锚杆托板的承载力。但这种方法锚固深度仍然不大,支护强度不会提高很多。

  5.1.6联合支护

  根据巷内主体支护目的的不同,锚杆、工字钢支架联合支护分两种情形:①锚杆支护为主的巷道局部采用工字钢支架辅助支护,通常在初次单独使用锚杆支护时,为了安全、稳妥起见,而采用工字钢支架支护作为预防性措施,其发展趋势是工字钢支架将被逐步取消;②工字钢支架支护巷道利用锚杆进行补强、加固。在巷道条件困难或有特殊需要时合理采用,能大大改善控制围岩的效果。但是,锚杆与工字钢支架分别属于不同性能的支护手段,具有不同的支护作用,如何有效保证锚杆与工字钢支架分别发挥各自的加固作用是两者联合应用的前提和关键。

  5.2巷帮刚性长螺纹支护技术研究

  5.2.1刚性长螺纹锚杆结构与性能

  刚性长螺纹锚杆由金属杆体、杆体连接头、连接螺栓及高强长螺纹锚尾组成,见图5-12,刚性长螺纹锚杆具体技术要求及检验结果见表5-2。

  1-锚尾螺纹;2A、2B-锚尾杆体;3-连接头;4-连接螺栓;5-锚固头

  图5-12刚性长螺纹锚杆

  表5-2刚性长螺纹锚杆性能参数检验结果

  检验项目技术要求检验结果01020304杆体屈服强度(MPa)≥335363360363——杆体抗拉强度(MPa)≥455576573576——杆体伸长率(%)≥1533.032.032.0——螺纹、螺母组装件承载力F1(kN)——279.0279.0276.0——螺母组装件承载效率系数η≥0.901.541.541.53——托盘承载力(kN)≥137187184185——锚固力(kN)≥126168172173——

  5.2.2刚性长螺纹锚杆科学先进性

  赵固二矿巷道顶板下沉量大,破坏深度大,变形持续时间长,经常出现锚杆锚索破断情况,需要不断补打锚杆,锚索,既增加支护成本,又影响掘进速度。为此巷道顶板支护采用5M刚性长螺纹锚杆,即专用连接头将刚性长螺纹锚尾与锚杆杆体连成一体的树脂锚杆,这种锚杆的螺纹部分刚性大,不变形,既能像锚索支护将破碎顶板悬吊与顶板深部围岩稳定区,又有较高的延伸率适应顶板较大下沉量,提供持续支护阻力。

  1)刚性长螺纹锚杆长度大,与岩体的锚固力可靠,能有效控制顶板下沉;

  2)锚杆的长度尤其是尾部的长度还可以根据实际需要进行设计加工,刚性长螺纹结构强度较高,增加了锚尾的抗剪切力,提高了支护效果。

  5.3大埋深高应力巷道支护技术

  53.1支护技术现状

  对于深井软岩巷道,国内目前的支护手段往往是一次支护配合二次支护,在巷道刚刚开挖后立即进行一次支护,一次支护的形式往往是铺设金属网,打锚索锚杆,并进行及时的喷浆,喷浆厚度一般为几十毫米。一次支护的作用是,在巷道开挖初期,利用锚杆锚索配合金属网在第一时间支护巷道顶板,防止巷道冒顶,喷浆但厚度不大是为了及时凝固在巷道围岩表面,及时隔绝空气,防止围岩风化瓦解,并隔绝围岩裂隙的水。二次支护一般在巷道开挖后变形速率减缓趋于稳定时,一般为十几天到一个月不等。二次支护的形式一般为,补打锚杆锚索,架设工钢棚,喷浆(厚度为200mm左右),壁后注浆。二次支护的作用是补强支护和刚性支护,在巷道释放完初期变形能后,对巷道进行强力支护,控制巷道围岩变形,防止巷道变形由塑性变形转变为蠕变变形。

  5.3.2目前存在问题

  深井软岩巷道支护目前主要的问题在于:

  (1)普通锚杆长度小,锚杆锚固范围在离层严重的2-3M深的围岩内部,锚固段不牢固,锚杆长度小于板类松散垮漏体高度,不能锚固到稳定岩层。

  (2)锚索由于自身延伸率低,在赵固二矿大范围采用的6m锚索,延伸量仅有180mm,根据矿压观测中的表面位移观测结果,180mm的延伸量不能适应大埋深高应力巷道的顶板剧烈下沉。

  (3)锚杆锚索的支护性能不匹配,无法提供系统的支护力,

  5.3.3新支护技术设计思路

  通过对目前赵固二矿实际工程应用中存在的锚杆由于长度不足,锚索延伸率低造成的支护失效的分析,在此提出了采用可刚性长螺纹锚杆替代巷道顶板的锚杆锚索,支护顶板,基于以下几项原因:

  1)使用刚性长螺纹锚杆支护,允许顶板离层量高达300-600mm,可以与顶板围岩协调变形,避免了因锚索伸长率低被各各击破引起的冒顶,延伸量远大于普通锚杆。

  2)刚性长螺纹锚杆可以根据顶板岩层的厚度进行设计,使锚杆直接锚固在顶板易垮漏体之外的稳定岩层上,避免出现像普通锚杆因长度过短锚固失效;

  3)刚性长螺纹锚杆在顶板类散体形成倒梯形锚固体,其楔形挤紧作用可以有效防止巷道顶板松散跨漏体的冒落;

  4)使用刚性长螺纹锚杆替代锚索更经济,掘进速度更快。

  6大埋深高应力巷道合理施工工艺研究

  6.1支护参数数值模拟研究

  (1)国内学者采用Flac3D研究了深部软岩巷道随着支护强度的提高,巷道围岩内部破坏范围变化,垂直应力分布的变化,水平应力分布的变化,垂直位移的变化[74],研究结果如下表所示:

  表3.2采用锚索数量不同时支护强度

  Table3.2 The supporting strength of the roadway in different number of anchor cables

  锚索数量/根2468支护强度/MPa0.310.390.470.55下面分别对4种不同支护强度的巷道进行数值适应性分析,为了对比各种支护强度对巷道围岩变形破坏的控制程度,模拟过程中暂不考虑锚索破断问题。

  方案一:支护强度为0.31MPa方案二:支护强度为0.39MPa。

  方案三:支护强度为0.47MPa方案四:支护强度为0.55MPa。

  图3.4巷道不同支护强度布置

  Figure 3.4 Cables’layout of the roadway under different support strength

  数值模拟结果汇总如下:

  表3.3数值模拟分析结果

  Table3.3 Result of numerical simulation analysis

  支护强度无支护0.31MPa0.39MPa0.47MPa0.55 MPa破坏范围顶板4.25m3.75m3.75m3.50m3.50m巷帮3.25m3.25m3.25m3.25m3.25m垂直应力变化垂直应力峰值20.0MPa19.5 MPa19.0 MPa18.7 MPa18.5 MPa应力集中系数2.01.951.901.871.85峰值应力距巷帮距离3.25m3.25m3.25m3.25m3.25m水平应力变化水平应力峰值20.1MPa19.5 MPa19.3 MPa19.1 MPa19.0 MPa应力集中系数2.011.951.931.911.90峰值应力距顶板距离4.25m3.75m3.5m3.5m3.25m垂直位移变化顶板位移520mm478mm445mm420mmm407mm底板位移257mm254mm253mm253mmm250mm(2)通过这次数值模拟分析可以得出以下几项结论:

  不难看出,这四种支护条件下模拟的顶板下沉量均远远超出了工程应用中锚索的150mm左右的延伸量,可以推测很多支护体尤其是锚索在此过程中已经发生了破断失效的现象。

  单纯地从模拟结果可以得出,当支护强度从0MPa提高到0.55MPa时,围岩塑性区范围减小了1m,降低了25%,竖直方向应力集中系数和水平应力集中系数变化很小,垂直位移减小了110mm,降低了20%;其中支护强度从0MPa提高到0.31MPa,在围岩支护过程中,效果明显,但当再加强支护时,巷道塑性区范围与变形位移都没有明显的优化效果。

  结合上述模拟结论可以得出,在当前的支护能力下,当支护强度高于0.3MPa以后,对11080工作面底板措施巷支护效果并没有改善。围岩的变形能无法被高效的释放,开挖后释放的巨大的地应力就会释放到锚索上,然而锚索自身的延伸量有限,当断面由于其变形剧烈导致持久收缩,锚索无法够承受此类收缩时,必将会导致锚索破断的后果。所以,即便采用锚索的高强支护无法安全地保证11080工作面底抽巷顶板安全。

  由上述分析可以得出,在深部软岩巷道支护过程中,超过一定的支护强度后,继续支护强度对巷道围岩控制效果的提高作用非常有限,在赵固二矿现有的工程现场实践中,巷道一次支护基本采用的锚杆配合锚索支护,提高支护强度基本依靠加大支护断面内锚索的数量,断面内直径21.6mm的锚索最大数量达到5根。支护效果不甚理想,且支护成本非常高,因此,根据赵固二矿的工程实践在此模拟几种四种支护形式下的围岩支护效果。支护形式如下:

  a普通锚杆b三根长锚杆+普通锚杆

  c五根锚索+普通锚杆d五根长锚杆+普通锚杆

  图3.5四种支护形式示意图

  Fig.3.5 Diagram the four kinds of support form

  采用Flac-3d对试验巷道进行数值模拟计算,建模情况如下:

  图3.6数值模拟模型

  Fig.3.6 Numerical simulation model

  (1)数值模拟四种支护形式示意图

  (1)普通锚杆(2)三根长锚杆+普通锚杆

  (3)五根锚索+普通锚杆(4)五根长锚杆+普通锚杆

  图3.7数值模拟四种支护形式示意图

  6.1.1巷道在四种支护形式下的塑性破坏区对比分析

  通过数值模拟分析了四种支护形式下巷道围岩内部塑性区的特征,可以得出以下几项结论:

  (1)深部高应力区域的巷道周围塑性区呈现“蝶形”,即巷道肩部和底角方向的塑性区明显大于巷道顶部和巷帮。塑性区的最大深度出现在“蝶形”前方,最大深度接近12m,

  (2)巷道顶板处和巷帮位置出现了小范围的拉破坏区域。说明出现了水平应力集中现象。

  (3)发现在数值模拟过程中,支护体对于巷道塑性区的影响效果很小,通过仔细观察分析,可以看出普通锚杆支护过程中,巷道围岩内部塑性区相对较大,说明围岩内部破坏范围大,尤其是顶板内部的塑性区大,第二种支护方案的塑性区和第三种支护方案的塑性区基本相同。

  (4)第二种和第四种方案采用刚性长螺纹锚杆,长锚杆的长度可以将顶板锚固到围岩上方稳固区域内,而普通锚杆的锚固长度较短,锚固范围全部是破碎的围岩塑性区,可想而知锚固效果较差。而对于第三种支护方案来说,锚索延伸率很小,在这样的大变形条件下,很可能早已发生了破断。

  (1)普通锚杆(2)三根长锚杆+普通锚杆

  (3)五根锚索+普通锚杆(4)五根长锚杆+普通锚杆

  图3.8四种支护形式下围岩塑性区对比

  6.1.2巷道在四种支护形式下的水平应力对比分析

  通过数值模拟分析了四种支护形式下巷道围岩水平应力分布的特征,可以得出以下几项结论:

  (1)在赵固二矿的地质条件下,巷道底板内部的水平应力比顶板要大。

  (2)在普通锚杆支护条件下,巷道顶板水平应力比另外三种支护方案的应力要小,但巷道底板水平应力比另外三种支护方案的应力集中更严重,说明,在普通锚杆支护效果下的巷道顶板更破碎,而另外三种支护方案尤其是第四种支护方案的顶板水平应力更大,水平应力集中区域大,说明顶板较普通锚杆支护来说更为完整。

  (1)普通锚杆(2)三根长锚杆+普通锚杆

  (3)五根锚索+普通锚杆(4)五根长锚杆+普通锚杆

  图3.9四种支护形式下水平应力分布特征

  6.1.3巷道在四种支护形式下的垂直应力对比分析

  通过数值模拟分析了四种支护形式下巷道围岩垂直应力分布的特征,可以得出以下几项结论:

  (1)深部高应力区域的巷道顶板内部,出现了小范围的垂直应力降低区,说明该部位是破碎的区域。顶板内部的垂直应力降低区越大,说明破碎范围越大,从四种支护方式的数值模拟结果来看,第二,三,四种的支护效果基本一致,破碎区范围小于普通锚杆支护。

  (2)深部高应力区域的巷道帮部出现了垂直应力升高区,是由于巷道开挖后,原本巷道部位的围岩承担的垂直应力被巷帮的围岩承担,因而垂直应力出现了升高区,且由于顶板内部破碎区范围的不同,导致巷帮垂直应力不同程度的升高,从模拟结果来看,第二,三,四种的支护效果基本一致,巷帮承受的垂直应力小于普通锚杆支护。

  (1)普通锚杆(2)三根长锚杆+普通锚杆

  (3)五根锚索+普通锚杆(4)五根长锚杆+普通锚杆

  图3.10四种支护形式下垂直应力分布特征

  6.1.4巷道在四种支护形式下的垂直位移对比分析

  通过数值模拟分析了四种支护形式下巷道围岩垂直位移分布的特征,可以得出以下几项结论:

  (1)对于四种支护形式,巷道围岩垂直位移变形基本没有实质性的区别。

  (2)普通锚杆支护条件下,巷道顶板下沉量较大,第二种方案和第四种方案,即顶板采用长锚杆支护的顶板下沉量略小于第三种方案的顶板下沉量,但不考虑第三种方案中锚索发生了破断失效。

  (1)普通锚杆(2)三根长锚杆+普通锚杆

  (3)五根锚索+普通锚杆(4)五根长锚杆+普通锚杆

  图3.11四种支护形式下垂直应力分布特征

  通过采用FLAC-3D数值模拟软件分析了四种四种支护形式下巷道围岩塑性区的特征,围岩水平应力分布特征,垂直应力分布特征和垂直位移分布特征。可以得出以下几项结论:

  1)总体上来看,在目前的支护强度下,支护形式的改变对巷道围岩改变没有实质性的改变。

  2)通过仔细的对比分析可以看出,不论从塑性区的大小,水平应力分布,垂直应力分布和垂直位移情况,第一种支护方案(普通锚杆)支护效果略差,且主要体现在塑性区范围较大,普通锚杆在支护顶板时,将巷道顶板锚固在不稳定的塑性区即破碎区,加大的冒顶隐患。而锚索和长锚杆支护顶板时,可以将顶板锚固在稳定的深部围岩内部。

  3)第四种支护方案在巷道肩部布置两根长锚杆,在一定程度上降低了两肩部塑性区的大小,减小了冒顶隐患,在现场没有采用第四种支护方案,具体的支护效果可以在现场工业性试验结束后进行对比分析。

  6.2最佳支护时机研究

  在深井软弱围岩巷道支护过程中,假如对其膨胀时释放的变形能不及时采取控制措施,无疑将导致围岩强度大幅度降低,十分不利于对围岩的支护效果。目前针对深井高应力巷道采用的较为有效的支护方式是一次支护配合二次支护。二次支护一般在巷道开挖后变形速率减缓趋于稳定时进行,一般为十几天到一个月不等。二次支护是对巷道进行强力支护,控制巷道围岩变形,防止巷道变形由塑性变形转变为不稳定蠕变变形。

  理论与实践结果证明,适当的控制围岩膨胀变形能的释放,选择合理的二次支护时机是深井软弱围岩井巷控制技术的重点。在此我们采用三种方法确定二次支护的时间。

  6.2.1最大延伸量法

  在西原体模型中,当σ=σs是巷道由稳定蠕变到不稳定蠕变的临界值,当σ>σs时,巷道变形速率开始迅速增加,因此掌握合理的二次支护对巷道支护效果有着重要的影响作用,是巷道控制由“让”到“抗”的转折点。

  在粘弹性力学分析中,得出了巷道围岩变形速率与时间的关系,即,赵固二矿在一次支护过程中,采用的普通锚杆长度为2.4m,锚固长度0.5m,因此自由端长度为1.9m,实际使用过程中,普通锚杆的延伸率基本可以达到17.5%,因此可以得出,普通锚杆承受的巷道最大围岩变形量为:1.9m*0.175=333mm。

  图4.5巷道变形量与时间关系曲线

  根据上一章推导得出的巷道变形量与时间曲线,当巷道变形达到333mm的时间约为巷道开挖后的16天后,此时一次支护中的锚杆出现大量破断失效,所以二次支护的时间可以在巷道开挖后的15天进行。

  6.2.2公式分析法

  弹粘塑性力学分析结果巷道围岩变形量与时间的关系式

  的函数曲线如下所示:

  图4.6巷道变形速率与时间关系曲线

  该变形速率公式由和常数项5组成,在巷道开挖初期,即时间t取小值时,的值很大,此时巷道变形速率以为主;随着巷道开挖后的时间增加,剧烈减小,变形速率逐渐趋近于常数项5,此时巷道变形速率以常数项5为主。

  我们将巷道开始进行稳定变形作为巷道开挖初期的围岩内部变形能完全释放的关键点,但巷道何时由剧烈变形进入到稳定变形的,这个时间点很难把握,在此,我们给出以下的判断准则巷道围岩变形速率公式中的随着时间t增加剧烈衰减,等到该项的值和常数项5不在一个数量级上的时候,我们认为巷道变形趋于稳定,巷道开挖初期内的变形能释放完全。即

  当时,巷道变形速率趋于稳定。

  解,可以得出,t=19,我们可以得出从这个角度来讲说明巷道开挖后第19天后开始进入稳定变形,巷道开挖初期的变形能得到释放,此时适宜进行二次支护。

  6.2.3最大破碎区半径法

  当破碎区的半径接近一次支护的控制范围RD时,认为此时一次支护已充分发挥作用,此时围岩应力达到临界值σ=σs[87]。

  对巷道围岩进行一次支护后,考虑到支护阻力P1的作用,经推导得出围岩内塑性区半径为:

  当破碎区的半径接近一次支护的控制范围半径RD时,继续变形将导致围岩失稳,需对其进行二次支护。此时,巷道围岩允许的最大变形量为:

  r0为巷道外接圆半径,2.8;P为巷道原岩应力ϒH,取20kN/m3,H为800 m;C为围岩的黏聚力,取1.6MPa;ϕ为围岩的内摩擦角,取30°;G为围岩的体积模量,取6.3GPa。针对该巷的具体条件,RD取6m。

  带入计算可求出:Ur0=183mm,初期的顶板下沉平均速度约为10mm/d,因此可以得出,巷道达到允许最大变形量的时间为开挖后18d。因此最终确定二次支护时间应在开挖后的15d。具体时间可根据现场施工条件调整。

  7现场试验与应用

  7.1工程概述

  7.1.1试验巷道概况

  赵固二矿的11080上顺槽底板瓦斯措施巷与底抽巷相连,布置于二1煤层下方,沿工作面走向布置,是为预抽11080工作面煤体内瓦斯而布置。巷道由于隔水层薄弱,加上两巷道底板为较稳定的L9石灰岩,两帮为软弱泥岩,顶板为泥岩、砂质泥岩和粉砂岩组合软岩,且易受地压、地质条件影响,巷道两帮初期变形速率快,变形量大,发生顶板下沉、底板鼓起、两帮挤出等现象,并在两个月内仍然持续变形,该巷道位置如图所示。

  7.1.2矿方支护方案

  (1)说明:

  1、一次支护形式为初喷50mm+锚网索支护,二次支护采用12#工钢棚+复喷160mm联合支护。

  2、锚杆规格:φ20×2400mm,顶板锚杆间排距:800×800mm,起拱线下锚杆间排距为600×800mm。锚固长度不小于1200mm(CK2360、Z2360型锚固剂各一卷),巷道起拱线以上的锚杆托盘为W型钢带、δ10×150×150mm托盘配合使用,巷道起拱线以下的锚杆托盘为δ10×150×150mm铁托盘。锚杆锚固力不低于70kN,锚杆螺帽扭矩力不小于150N·m。

  3、锚索规格:φ21.6×6250mm,间排距:1600×800mm,锚固长度不小于2400mm(CK2360、Z2360型锚固剂各两卷),锚索托盘采用长度500mm的16#槽钢配δ12×120×120mm、δ12×80×80mm钢板和δ50×120×120mm木垫板配合使用,锚索预紧力不低于100kN,锚固力不低于200kN。

  材料消耗量/m支护断面普通

  锚杆锚索/套加长锚杆锚杆托盘锚杆

  树脂网材料网面积/m211080底抽巷104.4010296#方形金属网224、棚间距为中对中600mm,底拱下铺设金属网,喷砼厚度160mm,铺砼厚度150mm,强度为C25。

  5、金属网片使用φ6mm钢筋焊接,网幅900×1700mm,网片搭接100mm,每格用14#铅丝四角绑扎。其中顶板①~②区段铺设双层网,网片接口和网格要错开,双层网铺设后。网幅内以400mm的间距将两层网片连接在一起。使两层网为一个整体。

  说明:

  7.1.3试验支护方案

  1、一次支护形式为初喷30mm+锚网+钢筋梯支护。

  2、锚杆规格:φ20×2400mm,间排距:800×800mm,锚固长度不小于1200mm(CK2360、Z2360型锚固剂各一卷),锚杆锚固力不低于70kN,锚杆螺帽扭矩不低于150N·m。

  3、钢筋梯中间三个锚杆采用φ20×5000mm的高强锚杆,间排距:800×800mm,锚固长度不小于1200mm(CK2360、Z2360型锚固剂各一卷),锚杆锚固力不低于70kN,锚杆螺帽扭矩不低于150N·m。

  4、金属网片使用φ6mm钢筋焊接,网幅900×1700mm,网片搭接100mm,每格用14#铅丝四角绑扎。其中顶板①~②区段铺设双层网,网片接口和网格要错开,网幅内以400mm的间距将两层网片连接在一起。使两层网为一个整体。

  材料消耗量/m支护断面普通

  锚杆加长锚杆(5m)锚索锚杆

  托盘锚杆

  树脂网材料网面积/m211080底抽巷12.53.75016.25336#方形金属网227.2矿压观测及支护效果分析

  7.2.1深基点位移监测

  7.2.2.1概况

  深基点巷道位移观测采用四基点数显深基点位移计,实时监测记录顶板各位置岩层位移情况,及时发现冒顶隐患,进行冒顶监测与预报,并为支护设计提供基础数据。具体监测原理、目的及仪器等详见第四章。

  7.2.2.2测点布置

  根据围岩变形破坏剧烈程度和现场条件,设计两帮采用2m和6m双基点式离层仪,顶板采用1m、2m、4m、6m。根据读数算出各点相对位移量,得出围岩内部松动破坏范围。本试验巷道深基点位移观测选取在赵固二矿11080下顺槽底抽巷中距巷口335m处、345m处、355m处进行全断面监测,测站布置如图所示,

  7.2.2.3观测数据及分析

  (1)第一断面,通尺位置335m,

  由图可以看出,在掘巷阶段前5天的时间内,巷道变形速度最快,左帮收缩变形,但变形量不大,此时迅速发生离层现象,在第5天至20天,第20天至第35天和第40天到第70天的三个阶段内,变形速率稳定,巷道持续变形。0-2m内的离层量不断增加,而2-6m内的离层基本不变。在第35天到第40天,第70天两个时间节点时,巷道受掘进影响,巷道出现短期内的变形速率加快。总的来看,左帮离层变形不剧烈,离层集中在0-2m范围内,占总离层量的80%以上。最后总的离层量为140mm。

  由图可以看出,在掘巷阶段前5天的时间内,巷道变形速度最快,右帮收缩变形,变形量稍大于左帮,此时迅速发生离层现象,在第5天至20天,第20天至第35天和第40天到第70天的三个阶段内,变形速率稳定,0-2m内的离层量不断增加,而2-6m内的离层基本不变。在第20天,第35天到第40天,第70天两个时间节点时,巷道受掘进影响,巷道出现短期内的变形速率加快。总的来看,右帮变形较左帮相比较为剧烈,总得来看不剧烈,离层集中在0-2m范围内,占总离层量的90%左右。最后总的离层量为180mm

  由图可以看出,在掘巷阶段前5天的时间内,巷道变形速度最快,左肩收缩下沉变形,此时迅速发生离层现象,在第5天至20天,第20天至第35天和第40天到第70天的三个阶段内,变形速率稳定,其中前一个月内巷道变形速率最小,30天以后变形速率有所增加。0-2m内的离层量不断增加,而2-6m内基本不产生离层。在第20天,第35天到第40天,第70天三个时间节点时,巷道受掘进影响,巷道出现短期内的变形速率加快。相对于两帮离层来看,肩部离层较为剧烈,总体来看不剧烈,离层集中在0-2m范围内,占总离层量的80%左右。最后总的离层量为250mm。

  由图可以看出,在掘巷阶段前5天的时间内,巷道变形速度最快,右肩收缩变形,变形量稍大于左帮,此时迅速发生离层现象,在第5天至20天,第20天至第35天和第40天到第70天的三个阶段内,变形速率稳定,其中前一个月内巷道便携性速率最小,30天以后变形速率有所增加。0-2m内的离层量不断增加,而2-6m内基本不产生离层。在第20天,第35天到第40天,第70天三个时间节点时,巷道受掘进影响,巷道出现短期内的变形速率加快。相对于两帮离层来看,肩部离层较为剧烈,总体来看不剧烈,离层集中在0-2m范围内,占总离层量的95%左右。最后总的离层量为350mm。

  (2)第二断面

  由图可以看出,在掘巷阶段前5天的时间内,巷道变形速度最快,左帮收缩变形,此时迅速发生离层现象,在第5天至20天,第25天至第40天两个阶段内,变形速率稳定,其中前20天内巷道变速率最小,20天以后变形速率有所增加,且变形速率稳定,0-2m内的离层量不断增加,而2-6m内不再继续离层。在第20天左右时,巷道受掘进影响,巷道出现短期内的变形速率加快。离层集中在0-2m范围内,占总离层量的80%左右。最后总的离层量为160mm,左帮离层不剧烈。且巷道有持续变形的趋势,呈现出蠕变特性。

  由图可以看出,在掘巷阶段前5天的时间内,巷道变形速度最快,右帮收缩变形,此时迅速发生离层现象,在第5天至20天,第25天至第40天两个阶段内,变形速率稳定,其中第5天至第20天内巷道变速率最小,20天以后变形速率有所增加,且变形速率稳定,0-2m内的离层量不断增加,而2-6m内不再继续离层。在第20天左右时,巷道受掘进影响,巷道出现短期内的变形速率加快。离层集中在0-2m范围内,占总离层量的80%左右。最后总的离层量为160mm,右帮离层整体不剧烈,基本与左帮离层情况一致。且巷道有持续变形的趋势,呈现出蠕变特性。

  由图可以看出,在掘巷阶段前5天的时间内,巷道变形速度最快,左肩收缩下沉变形,此时迅速发生离层现象,第5天以后,巷道以稳定的变形速率持续变形,变形较为剧烈。在第20天左右时,巷道受掘进影响,巷道出现短期内的变形速率加快。离层集中在0-2m范围内,占总离层量的80%左右。最后总的离层量为250mm。且巷道有持续变形的趋势,呈现出蠕变特性。

  由图可以看出,在掘巷阶段前5天的时间内,巷道变形速度最快,右肩收缩变形严重,此时迅速发生离层现象,在第5天至18天,第25天至第40天两个阶段内,变形速率稳定,其中第5天至第20天内巷道变速率最小,20天以后变形速率有所增加,且变形速率稳定,0-2m内的离层量不断增加,而2-6m内不再继续离层。在第20天左右时,巷道受掘进影响,巷道出现短期内的变形速率加快。离层集中在0-2m范围内,占总离层量的85%左右。最后总的离层量为330mm,右肩离层较为剧烈。且巷道有持续变形的趋势,呈现出较明显的蠕变特性。

  (3)第三断面

  由图可以看出,在掘巷阶段前5天的时间内,巷道变形速度较慢,左帮收缩变形,变形量稍大于左帮,此时迅速发生离层现象,在第5天至20天,第20天至第35天两个阶段内,变形速率稳定,其中前20天内巷道便携性速率最小,20天以后变形速率有明显增加。0-2m内的离层持续增加,而2-6m内离层量保持不变。在第20天左右,巷道受掘进影响,巷道出现短期内的变形速率加快。之后巷道以较大的速率发生变形,左帮离层较为剧烈,离层集中在0-2m范围内,占总离层量的80%左右。最后总的离层量为300mm。且巷道有持续变形的趋势,变形速率加快,呈现出蠕变特性。

  由图可以看出,在掘巷阶段前5天的时间内,巷道变形速度最快,右帮收缩变形,变形量稍大于左帮,此时迅速发生离层现象,在第5天至20天,第20天至第35天两个阶段内,变形速率稳定,其中前20天内巷道变形速率最小,20天以后变形速率有明显增加。0-2m内的离层持续增加,而2-6m内离层量保持不变。在第20天左右,巷道受掘进影响,巷道出现短期内的变形速率加快。之后巷道以较大的速率发生变形,右帮离层较为剧烈,离层集中在0-2m范围内,占总离层量的90%左右。最后总的离层量为250mm。且巷道有持续变形的趋势,变形速率加快,呈现出蠕变特性。

  由图可以看出,在掘巷阶段前6天的时间内,巷道变形速度最快,右帮收缩变形,变形量稍大于左帮,此时迅速发生离层现象,在第5天至19天,第19天至第35天两个阶段内,变形速率稳定,其中前19天内巷道变形速率最小,离层基本发生在0-2m的范围内,2-6m内无离层。20天以后变形速率有明显增加。0-2m内的离层持续增加,而2-6m内离层量保持不变。在第19天左右,巷道受掘进影响,巷道出现短期内的变形速率加快。之后巷道以较大的速率发生变形,左肩离层较为剧烈,离层集中在0-2m范围内,占总离层量的90%左右。最后总的离层量为240mm。且巷道有持续变形的趋势,变形速率加快,呈现出蠕变特性。

  由图可以看出,在掘巷阶段前5天的时间内,巷道变形速度最快,右帮收缩变形,变形量稍大于左帮,此时迅速发生离层现象,在第5天至18天,第18天至第45天两个阶段内,变形速率稳定,其中前18天内巷道变形速率最小,18天以后变形速率有明显增加。0-2m内的离层持续增加,而2-6m内离层量保持不变。在第20天左右,巷道受掘进影响,巷道出现短期内的变形速率加快。之后巷道以较大的速率发生变形,右帮离层较为剧烈,离层集中在0-2m范围内,占总离层量的80%左右。最后总的离层量为350mm。且巷道有持续变形的趋势,变形速率加快,呈现出蠕变特性。

  通过分析机械式深基点位移计数据得出,以下结论:

  (1)巷道开挖初期前5天内,围岩发生迅速离层变形,变形速率最快。在第5天至第18天内,巷道围岩变形速率变缓,巷道持续变形,围岩0-2m内离层

  继续发展,2-6m内的离层不再扩展。在18天至23天左右,巷道围岩受到采动影响,变形速率突增。23天以后以较稳定速率持续变形。呈现出较明显的流变,蠕变特征。

  (2)巷道围岩离层多发生在0-2m的浅部,0-2m浅部离层量占0-6m整个离层量的80%以上,巷道离层不会向深部扩展。

  (3)长锚杆支护试验段巷道肩部离层比巷道帮部离层更加严重,帮部离层量平均在150mm,肩部离层约250mm,说明肩部离层量不会向帮部扩展。巷道离层具有明显的局部性。

  (4)巷道围岩离层在观测末期仍保持高速率的发展,说明了大埋深高应力巷道的变形持续性,大变形的变形特征。

  7.2.2巷道表面位移观测

  7.2.2.1观测目的

  巷道表面相对位移是指巷道开挖一定时间内巷道顶底板和两帮的相对位移量。其目的是弄清巷道表面位移时间的变化规律,从中找出巷道围岩移动与支护参数之间的关系,为进行合理支护设计提供可靠的基础数据,为准确评估支护效果提供量化指标。

  7.2.2.2测试方法

  采用十字布点法(如图7-15),在两帮和顶低版的中点安设外露端带空的300mm长短煤杆,在孔中穿入线绳。测量时将顶底和两帮线绳拉紧,分别计算绝对和相对移近量。

  图7-15表面位移测点布置图

  表面位移测站断面布置图

  7.2.2.3观测数据及分析

  从测站1表面位移观测曲线可以看出,在巷道开挖前期的6天内,巷道两帮迅速收敛,顶板迅速下沉,在第18天受采动影响变形速率发的明显暂时性的增加。在23天以后,巷道保持一定的速率继续变形,且顶板下沉速率大于两帮收敛速率。顶板下沉剧烈,两帮收敛严重。顶板下沉速率11mm/d,两帮收缩速率6.5mm/d。

  从测站2表面位移观测曲线可以看出,在巷道开挖前期的5天内,巷道两帮迅速收敛,顶板迅速下沉,在第18天受采动影响变形速率发的明显暂时性的增加。在23天以后,巷道保持一定的速率继续变形,且顶板下沉速率和两帮收敛速率基本相等。顶板下沉剧烈,两帮收敛严重。顶板下沉,两帮收敛速率约为9mm/d。

  从测站3表面位移观测曲线可以看出,在巷道开挖前期的5天内,巷道两帮迅速收敛,顶板迅速下沉,在第18天受采动影响变形速率发的明显暂时性的增加。在23天以后,巷道保持一定的速率继续变形,且顶板下沉速率小于两帮收敛速率,前18天巷道变形速率为,两帮收敛速率10mm/d,顶板下沉速率6mm/d,18天以后两帮收敛速率为15mm/d,顶板下沉速率为7mm/d,顶板长锚杆支护效果明显。

  从测站4表面位移观测曲线可以看出,在巷道开挖初期,巷道两帮迅速收敛,顶板缓慢下沉,两帮变形呈现出典型的深井软岩巷道的变形特征,开挖初期的10天内,两帮收缩速率,25mm/d,第10天至第35天,巷道变形速率为2mm/d,35天以后两帮收敛速率30mm/d,两帮呈现出持续变形的趋势。顶板下沉速率缓慢,总体保持同一变形速率,变形速率2.6mm/d,远远小于两帮收敛速率。顶板长锚杆支护效果非常明显。

  从测站5表面位移观测曲线可以看出,在巷道开挖初期,巷道两帮迅速收敛,顶板缓慢下沉,两帮变形呈现出典型的深井软岩巷道的变形特征,开挖初期的4天内,两帮收缩速率,20mm/d,第5天至第13天,巷道变形速率为2.5mm/d,13天以后两帮收敛速率13mm/d,两帮呈现出持续变形的趋势。顶板下沉速率缓慢,总体保持同一变形速率,变形速率1.5mm/d,远远小于两帮收敛速率。顶板长锚杆支护效果非常明显。

  表面位移观测总结:

  通过对巷道表面位移观测结果分析可以得出以下结论

  (1)顶板下沉观测结果说明:在原支护段顶板下沉速率略大于两帮变形速率,而在长锚杆试验段,顶板下沉速率远远小于两帮收敛速率,长锚杆支护效果非常好,锚索最大延伸量为180mm,普通锚杆最大延伸量为360mm,而长锚杆的最大延伸量为750mm,由表面位移观测数据可以得出,在原支护方案试验段,顶板下沉均超过200mm,说明锚索在已经发生了破断失效现象,从而造成了顶板下沉剧烈。而在长锚杆支护段,顶板下沉速率缓慢,说明长锚杆没有发生破断,并提供持续的支护阻力。

  (2)在原支护段和长锚杆支护段的两帮变形观测结果说明,在长锚杆试验段巷帮支护不够合理,在原支护方案试验段,两帮布置有锚索,可以提供较高的支护阻力,而在长锚杆支护段,巷帮仅仅采用了普通锚杆支护,参照顶板支护效果,在今后的支护优化过程中,可以适当在起拱线附近增加一对长锚杆。

  (3)在巷道开挖初期前5至10天的时间内,,巷道变形速率最快,顶板两帮变形速率高达25mm/d,此时巷道围岩内部巨大的地应力在开挖初期得到释放,造成了如此大的变形速率;在经历过开挖初期的20天左右时间内,巷道变形速率放缓。此时锚杆锚索的支护效果明显,在巷道开挖后30天开始,巷道变形速率开始增加,此时是出现了锚杆锚索等支护体发生破断现象,造成了巷道支护强度减弱,此时补打普通锚杆作用不明显。

  7.2.3矿压观测小结

  通过长期的矿压观测,可以得出以下几项重要结论:

  (1)赵固二矿的西部巷道围岩变形基本分为三个阶段,第一阶段,巷道开挖初期5至10天左右,这段时间由于巨大的地应力释放,巷道变形快,巷道围岩内部迅速发生离层。第二阶段,经历了初期的剧烈变形后,大部分地应力得到释放,巷道开始缓慢变形,大约持续20天。第三阶段,从第30天左右开始,巷道变形速率开始增加,出现了锚杆锚索等支护体发生破断现象,造成了巷道支护强度减弱,此时补打普通锚杆作用不明显,究其原因不难发现,普通锚杆长度为2.4m,而在2m内的离层一般高达0.2至0.3m左右,锚杆锚固段基本处于破碎离层区域,锚固区域极其不稳定。

  (2)巷道围岩离层多发生在0-2m的浅部,0-2m浅部离层量占0-6m整个离层量的80%以上,巷道离层不会向深部扩展。帮部离层量平均在150mm,肩部离层约250mm,说明肩部离层量不会向帮部扩展。巷道离层具有明显的局部性。

  (3)在原支护段和长锚杆支护段的两帮变形观测结果说明,在长锚杆试验段巷帮支护不够合理,在原支护方案试验段,两帮布置有锚索,可以提供较高的支护阻力,而在长锚杆支护段,巷帮仅仅采用了普通锚杆支护,参照顶板支护效果,在今后的支护优化过程中,可以适当在起拱线附近增加一对长锚杆。

  (4)在巷道开挖前10天内,巨大的地应力释放,此时巷道支护以“让”为主,采用多种手段保证顶板安全,释放围岩压力,支护体应该能适应围岩变形,并提供持续的支护阻力。在第30天左右,巷道变形速率加快,开始呈现出深井软岩的蠕变流变的变形特性,此时应当及时进行二次支护,支护以“抗”为主,

  采用注浆等手段使巷道围岩形成稳固的整体,提高围岩自身抵抗变形能力。

  7.3支护参数优化设计

  7.3.1支护参数优化依据

  1,在第一阶段的长锚杆现场工业性试验结果表明,长锚杆的大延伸量特性在巷道开挖初期能适应巷道的大变形,经历过初期的剧烈变形后,长锚杆不发生破断。

  2,长锚杆的锚固区域处于较为稳定的深部围岩,由离层观测结果可以知道,围岩离层量绝大多数产生在0-2m的浅部区域,深部区域基本不发生离层,因此长锚杆锚固段围岩更为稳固。

  3,在长锚杆试验段内,赵固二矿只在顶部采用了三根长锚杆,在其他部位没有采用长锚杆或者锚索,试验结果表明,长锚杆对顶板下沉有非常好的支护作用。但在帮部没有采用长锚杆或者锚索支护,因此两帮变形明显。应当在帮部起拱线附近增加一对长锚杆,并进行工业性试验。

  7.3.2参数优化设计方案

  1、一次支护形式为初喷30mm+锚网+钢筋梯支护。

  2、锚杆规格:φ20×2400mm,间排距:800×800mm,锚固长度不小于1200mm(CK2360、Z2360型锚固剂各一卷),锚杆锚固力不低于70kN,锚杆螺帽扭矩不低于150N·m。

  3、钢筋梯中间三个锚杆采用φ20×5000mm的高强锚杆,间排距:800×800mm,锚固长度不小于1200mm(CK2360、Z2360型锚固剂各一卷),锚杆锚固力不低于70kN,锚杆螺帽扭矩不低于150N·m。

  4、在起拱线上两边各采用一根φ20×3700mm的高强锚杆,锚固长度不小于1200mm(CK2360、Z2360型锚固剂各一卷),锚杆锚固力不低于70kN,锚杆螺帽扭矩不低于150N·m。

  5、金属网片使用φ6mm钢筋焊接,网幅900×1700mm,网片搭接100mm,每格用14#铅丝四角绑扎。其中顶板①~②区段铺设双层网,网片接口和网格要错开,网幅内以400mm的间距将两层网片连接在一起。使两层网为一个整体。

  材料消耗量/m支护

  断面普通

  锚杆锚索/套超长锚杆5m超长锚杆

  3.7m锚杆

  托盘锚杆

  树脂网材料网面积/m211080底抽巷1003.752.516.25336#方形金属网227.4技术经济效益评价

  赵固二矿西部巷道支护材料消耗表(原支护方案)

  支护材料数量费用(元/套)费用(元/m)合计(元/个)φ20×2400mm普通螺纹钢锚杆1942.5807.53254Φ21.6×6250mm锚索4.43501540锚索锁具4.42088δ10×150×150mm托盘1914266W型钢带11121324500mm16#槽钢梁4.440176δ12×120×120mm钢板4.41253δ12×80×80mm钢板4.4626.4CK2360型锚固剂27.5382.5Z2360型锚固剂27.5382.5

  赵固二矿西部巷道支护材料消耗表(长锚杆试验方案)

  支护材料数量费用(元/套)费用(元/m)合计(元/个)φ20×2400mm普通螺纹钢锚杆1042.54251757.5Φ20×5000mm超长锚杆3.75140525Φ20×3700mm超长锚杆2.5100250δ10×150×150mm托盘16.2514227.5W型钢带11.25121353260mm钢筋梯1.257087.5CK2360型锚固剂16.25348.75Z2360型锚固剂16.25348.75

  数据表明,长锚杆支护方案比原支护方案可以节省支护成本46%,每米巷道支护成本至少节省近1500元。西胶带,底抽巷和11080工作面底抽巷剩余总掘进长度约为一万米,若采用该一次支护形式,将节约大约1500万元支护成本。

  8主要结论及创新点

  8.1主要结论

  按照合同和项目论证报告的要求,本项目已完成了全部研究内容,达到了研究目的,并取得了一定得科研成果。本项目研究过程中采用现场调研与实测、数值模拟、理论分析相结合的研究方法,结合现场工程实践,对赵固二矿大埋深高应力区域巷道变形与破坏规律,巷道控制机理,巷道控制技术以及巷道合理施工工艺进行了研究,主要得出以下几项研究结果:(1)通过对赵固二矿大埋深高应力区域岩石巷道顶板及两帮进行顶板结构窥视、深部位移、表面位移监测,揭示了沿空巷道及钻场围岩变形大、变形持续时间长、围岩破坏深的规律,为巷道支护设计提供了理论依据。(2)采用数值模拟,理论计算的方法,研究了支护强度对围岩变形特征、应力分布、塑性区分布及软化破碎区分布的影响,研究表明,支护强度的提高,对于巷道围岩的变形特征、应力分布、塑性区分布及软化破碎区分布不大,单纯的提高支护强度并不能有效的改善巷道围岩状态。(3)基于对大埋深高应力巷道的表面位移观测,深部位移观测结果,结合理论分析,数值模拟,提出了在一次支护过程中,采用刚性长螺纹锚杆替代锚索支护巷道顶板,并进行了现场工业性试验,解决了大埋深高应力巷道顶板下沉剧烈,威胁巷道安全的问题。(4)给出了给出了大埋深高应力条件下巷道合理支护形式与锚杆支护参数,保障了巷道安全、降低了支护成本、加快了支护速度,提高了经济效益。主要结论如下:

  (1)大埋深高应力巷道围岩物理力学

  ①顶板结构窥视结果表明在大埋深高应力区域巷道开挖后巷道顶板围岩内部变形有以下几个特征:第一,破碎区域多发生在浅部,绝大多数集中在2m范围以内,而且越靠近浅部,破碎越严重。第二,变形具有瞬时性,具有随挖随变的特性。第三,在大埋深高应力区域巷道顶板内部破碎严重,顶板下沉剧烈,且浅部形成较大的网兜,造成很大的顶板隐患。第四,大埋深高应力区域岩体开挖岩溶突水具有瞬时性的特征。究其原因有以下几方面:首先,随着采深加大,承压水位高,水头压力大;其次,由于采掘扰动造成断层或裂隙活化,而形成渗流通道相对集中,矿井涌水通道范围窄,使奥陶系岩溶水对巷道围岩和顶底板形成严重的突水灾害。另外,突水往往发生在采掘活动结束后的一段时间内,具有明显的瞬时突发性和不可预测性。

  ②岩石在不同围压条件下表现出不同的峰后特性,由此,最终破坏时应变值也不相同,岩石抗压强度及变形参数测定试验表明,与浅部(低围压)开采中岩石破坏以脆性为主,通常没有或仅有少量的永久变形或塑性变形的特性不同的是;进入深部开采以后,岩石表现出的实际就是它的峰后强度特性,在高围压作用下岩石可能转化为延性,破坏时其永久变形量通常较大。

  ③在进行岩石物理力学参数测定实验过程中,发现所测定的岩石强度较高,验证了岩石的强度随深度的增加而有所提高这一规律,相对于浅部的泥岩,砂质泥岩和粉砂岩来说,大埋深区域内的岩石强度更大,岩石更为坚硬。

  对于此类现象,有的学者认为随着开采深度的增加,岩石破坏机理也随之转化,由浅部的脆性能或断裂韧度控制的破坏转化为深部开采条件下由侧向应力控制的断裂生长破坏,更进一步,实际上就是由浅部的动态破坏转化为深部的准静态破坏,以及由浅部的脆性力学响应转化为深部的潜在的延性行为力学响应。

  (2)大埋深高应力巷道变形规律研究

  通过对赵固二矿大埋深高应力区域巷道进行详细密集的表面位移观测,深部位移监测,得出以下几项结论:

  (1)通过对西胶带与底抽巷的表面位移观测结果分析得出以下结论:

  ①在大埋深高应力区域巷道相对于浅部巷道,变形十分剧烈,支护体(锚杆,锚索)大量破断失效,安装仪器后,在巷道开挖初期的5-10天内,巷道变形剧烈,变形速率大,两帮迅速收缩,顶板剧烈下沉,巷道变形速率超过13mm/d,在巷道开挖第20天左右,变形速率趋于稳定,变形速率稳定在4mm/d。两帮平均收缩500mm以上。呈现出变形量大的变形特征。

  ②在经过了巷道开挖初期后,变形速度变缓,但仍保持一定的速率持续变形,并有一直持续的趋势,在安装仪器后,部分测点观测时间长达7个月之久,但巷道变形仍在持续,并有持续变形的趋势,锚杆锚索大量破断。这种持续不间断的现在呈现出了大埋深巷道变形的持续性。

  ③赵固二矿深部软岩巷道在开挖初期,变形最为剧烈,表现为顶板下沉剧烈,两帮收缩严重,锚索比锚杆破断率高。这种现象呈现出了大埋深高应力巷道变形的瞬时性。

  (2)通过对西胶带与底抽巷的离层观测结果分析得出以下结论:

  ①巷道开挖初期前5天内,围岩发生迅速离层变形,变形速率最快。在第5天至第18天内,巷道围岩变形速率变缓,巷道持续变形,围岩0-2m内离层

  继续发展,2-6m内的离层不再扩展。在18天至23天左右,巷道围岩受到采动影响,变形速率突增。23天以后以较稳定速率持续变形。呈现出较明显的流变,蠕变特征。

  ②巷道围岩离层多发生在0-2m的浅部,0-2m浅部离层量占0-6m整个离层量的80%以上,巷道离层不会向深部扩展。

  ③巷道围岩离层在观测末期仍保持高速率的发展,说明了大埋深高应力巷道的变形持续性,大变形的变形特征。

  (3)通过对西胶带与底抽巷的锚杆破断情况分析得出以下结论

  ①顶板锚索在巷道开挖2个月左右开始发生大量破断。原因在于锚索的延伸率只有3%,,6000mm的锚索延伸量仅为180mm。不能适应大埋深高应力巷道顶板剧烈下沉。

  ②巷道肩部起拱线附近的锚杆破断现象严重。原因在于肩部离层严重,离层量大,普通锚杆的锚固部位发生离层后围岩极不稳定,导致锚杆锚固失效。

  (3)大埋深高应力巷道控制机理研究

  ①通过理论研究,分析了深部岩石的工程特性,并结合赵固二矿取岩芯试验和测定岩石物理力学参数试验结果,可以知道赵固二矿的高应力区域开拓工程是典型的深井软岩开拓工程。西部的大埋深高应力区域具有典型的深井软岩的特征,呈现出明显的大变形和强流变性特性,动力响应的突变性,围岩瞬时突水性等工程软岩特征。

  ②通过本节不同让压支护强度对巷道围岩变形破坏的数值模拟分析,研究了支护强度对围岩变形特征、围岩应力分布、围岩塑性区分布的影响在巷道开挖后初期,各让压支护强度作用下的巷道围岩表面的变形量和变形速率基本相等;随着时间的延长,不同支护强度下的围岩表面变形曲线开始出现分化,围岩表面变形量的差别随时间逐渐增大,支护强度的作用随时间逐渐显现,支护强度越大,围岩表面的变形量越小,围岩变形趋于稳定的时间越短,支护效果越好。

  ③经过力学分析,公式推导,得出了巷道围岩变形量随时间t的变形公式,得出以下结论围岩位移速率与时间成反比,当时,围岩产生位移的速率最大,随着时间的推移,围岩产生的位移速率逐渐减小,经过一定的时间趋于稳定。

  (4)大埋深高应力巷道控制技术研究

  研究提出了适用于大埋深高应力条件下的支护技术:

  ①巷道顶板采用以刚性长螺纹锚杆为主的支护形式,基于延伸量高这一优点,对刚性长螺纹锚杆支护允许顶板离层量高达300-600mm,可以与顶板围岩协调变形,适应顶板下沉,避免了因锚索伸长率低被各各击破引起的冒顶;刚性长螺纹锚杆可以根据顶板岩层的厚度进行设计,由于其较大的长度,可使锚杆直接锚固在顶板易垮漏体之外的稳定岩层内,避免了普通锚杆因长度过短锚固失效;刚性长螺纹锚杆在顶板类散体形成倒梯形锚固体,其楔形挤紧作用可以有效防止巷道顶板松散跨漏体的冒落。

  ②巷帮采用刚性长螺纹锚杆,刚性长螺纹锚杆杆体采用无纵肋螺纹钢式杆体,使其能与围岩变形协调匹配并保证持续的工作阻力;锚杆尾部采用强度大于杆体强度的刚性长螺纹结构,锚杆杆体变形时刚性长螺纹结构不发生变形;刚性长螺纹锚杆长度大,与岩体的锚固力可靠,能有效控制巷帮变形;可以在扩帮后继续拧紧,或更换锚尾后重复使用,解决了扩帮后巷帮重新打锚杆的难题,充分利用原有支护。增加了巷道支护的安全程度,减少了巷道扩帮支护费用,又提高了施工的速度。

  (5)大埋深高应力巷道合理施工工艺研究

  ①设计了合理的刚性长螺纹锚杆支护方案,并进行了现场工业性试验,试验结果表明该方案可以有效降低支护成本,保证巷道顶板安全。

  ②采取了三种计算方法对二次支护时机进行了研究分析,即最大延伸量法,公式分析法,最大破碎区半径法。最大延伸量法得出的二次支护时间为巷道开挖后的第15天后进行;公式分析法得出在开挖后的第19天进行二次支护;最大破碎区半径法得出在开挖后的15天后进行。

  8.2创新点

  (1)研究提出了大埋深高应力巷道刚性长螺纹锚杆支护形式,并成功应用于深井高应力巷道支护,现场工业性试验表明该支护形式大大提高了巷道整体支护性能,极大的提高了巷道顶板安全,解决了大埋深高应力巷道围岩变形量大、易冒顶的支护难题,大大降低了一次支护成本

  (2)采取了三种计算方法对二次支护时机进行了研究分析,即最大延伸量法,公式分析法,最大破碎区半径法。最大延伸量法得出的二次支护时间为巷道开挖后的第15天后进行;公式分析法得出在开挖后的第19天进行二次支护;最大破碎区半径法得出在开挖后的15天后进行。

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