趙光明, 劉之喜, 孟祥瑞, 秦志宏

(1.安徽理工大學 深部煤炭安全開采與環(huán)境保護全國重點實驗室, 安徽 淮南 232001; 2.安徽理工大學 煤礦安全高效開采省部共建教育部重點實驗室, 安徽 淮南 232001)

我國一半以上的煤炭資源處于地下一千米以下, 并且近年來隨著煤礦開采強度逐步增強, 我國大部分煤礦進入了深部掘進開采階段[1–2]。與淺部煤炭開采相比, 深部開采時由于煤巖組織結構、行為特征和工程響應發(fā)生了根本變化[3], 會導致深部圍巖巷道產(chǎn)生劇烈變形和破壞, 維護難題愈演愈烈[4]。針對維護深部巷道圍巖穩(wěn)定的問題, 國內外學者開展了大量研究并取得了豐碩的成果[5–7], 研究表明深井巷道的蠕變是圍巖失穩(wěn)的重要因素之一。

關于巷道流變問題, 均是從室內巖石蠕變試驗出發(fā), 而巖石流變本構模型的研究是流變理論研究的基礎, 是將理論應用于現(xiàn)場的必經(jīng)環(huán)節(jié), 對精準評價工程實踐中由于蠕變引起的安全問題尤為重要。巖石本構模型主要分為3類: 第1類, 利用經(jīng)驗公式對蠕變曲線進行描述與表征, 該方法雖然較簡單, 但不能反映巖石變形破壞過程中巖石破壞本質特征, 并且工程適用性較差[8–11]; 第2類, 根據(jù)流變曲線特征利用流變元件進行串聯(lián)或者并聯(lián)組成巖石本構模型[12–17]; 第3類, 在第2類的基礎上通過引入損傷力學或非線性流變元件進行串聯(lián)或者并聯(lián),建立能夠描述和表征蠕變階段的蠕變本構模型[18–21]。隨著研究的不斷深入, 部分學者將實驗室內建立的本構模型應用于工程實踐方面。在關于工程應用方面, 楊永杰[22]等采用室內蠕變試驗數(shù)值模擬以及現(xiàn)場測試等手段對礦柱的長期承載穩(wěn)定性進行了分析, 研究結果表明改進的Burgers模型可以較好地描述巖石蠕變的各個階段以及預測礦柱長期穩(wěn)定性; 左清軍[23]等以隧道施工泥巖的流變?yōu)檠芯繉ο? 利用室內常規(guī)三軸蠕變試驗, 分析了含水率對蠕變的影響, 通過引進劣化因子, 建立了泥質板巖考慮水劣化影響的本構模型, 通過數(shù)值模擬驗證了本構模型的可行性, 可用于描述富水性圍巖時效性劣化規(guī)律; 余東明[24]等以Burgers模型為基礎, 通過引進D-P準則的黏彈塑性元件, 推導出了其應力場與黏彈塑性蠕變解, 研究結果表明: 剪脹角對圍巖位移變化存在明顯的影響, 并且支護反力不能完全控制圍巖變形的增加; 張明[25]等通過對比Hook-Kelvin和Burgers兩種模型發(fā)現(xiàn), 前者對于描述硬巖流變性質較好, 利用Hook-Kelvin體進行了參數(shù)擬合, 并且發(fā)現(xiàn)實驗室內確定參數(shù)可用于硐室群施工期和運營期長期穩(wěn)定性數(shù)值仿真模擬; 王旭峰[26]等利用平頂山礦區(qū)砂質泥巖蠕變曲線特征與數(shù)值模擬, 揭示了軟巖巷道蠕變破壞機制, 并提出了分階段、分層次的深部軟巖巷道蠕變控制對策及支護方案; 趙同彬[27]等基于深部泥巖數(shù)字散斑蠕變試驗, 建立了蠕變損傷本構模型, 采用 FISH函數(shù)編制程序實現(xiàn)其在FLAC3D中的開發(fā), 對深部巖體的蠕變破壞特征進行了分析。在上述關于流變的理論中主要對流變本構模型及圍巖穩(wěn)定性預測方面進行研究, 具有較強的理論意義。但是對于服務年限長的巷道, 即使在穩(wěn)定階段, 圍巖仍以較大的速率變形, 其原因在于圍巖大范圍的塑性流動以及與時間有關的黏性流動。與時間有關的黏性流動不僅致使圍巖變形量增長, 而且產(chǎn)生的時效性劣化致使圍巖整體強度降低。降低勻速變形速率可以有效控制圍巖變形量與圍巖劣化, 因此在一次支護的基礎上, 需要采用新的支護方式降低圍巖在勻速變形階段產(chǎn)生的變形速率。

筆者以實驗室研究為基礎, 分析室內蠕變的變形特征, 利用Laplace逆變換推導圓形巷道圍巖位移表達式, 利用理論分析與非圓形巷道等效變換方式得到塑性區(qū)半徑, 結合現(xiàn)場工業(yè)試驗, 確定塑性區(qū)半徑, 進一步得到圍巖時效變形公式, 采用數(shù)值模擬方式印證表達式的正確性?；趶椥韵锏滥Ｐ团c彈塑性巷道模型, 采用能量耗散表征圍巖損傷劣化時效特征, 并結合圍巖時效變形曲線特征, 提出了一次支護應采用隨掘隨支的方式。通過數(shù)值模擬一次支護后圍巖的變形特征, 發(fā)現(xiàn)圍巖的持續(xù)蠕變變形存在誘發(fā)圍巖失穩(wěn)的可能。因此, 在一次支護的基礎上提出了二次支護, 通過數(shù)值模擬分析圍巖剪應力、垂直應力以及塑性區(qū), 確定二次支護的錨桿長度, 進而為深部巷道的圍巖穩(wěn)定及支護技術提供必要的理論基礎和科學依據(jù)。

1 工程概況

1.1 工程地質

信湖煤礦81采區(qū)帶式輸送機上山相對地面位置為村莊、農(nóng)田、溝渠, 井下位置處在井底車場東北, 位于81采區(qū)中部, 淺部至F1斷層保護煤柱, 深部連接81采區(qū)帶式輸送機石門, 左翼靠近81采區(qū)軌道上山(平行凈垛41 m), 右翼為81采區(qū)回風上山(平行凈垛40 m); 巷道自上山起坡點起至運輸上山上口N66點, 全長約987 m(斜距)。81采區(qū)帶式輸送機上山的平面、剖面圖及柱狀圖如圖1所示。信湖煤礦81采區(qū)巷道埋深近千米, 原巖應力測試結果為25.3 MPa, 圍巖變形量在30 d內達35~50 mm。

1.2 信湖煤礦巖樣及其試驗方案

巖樣取自信湖煤礦81采區(qū)井底車場附近穩(wěn)定性較差的4號硐室交叉點周圍的圍巖, 4號硐室交叉點地處水平標高–962 m。巖樣按照《煤和巖石物理力學性質測定方法》要求加工成標準試件, 試樣尺寸為直徑50 mm、高100 mm(圖2)。鑒于取芯地點深度近千米, 因此實驗室圍壓設置為25 MPa, 結合常規(guī)三軸壓縮試驗曲線, 設置軸向應力為80 MPa。

圖2 泥巖試樣Fig.2 Mudstone sample

圖3為泥巖常規(guī)三軸蠕變曲線。筆者以Burgers模型為研究對象, 通過泥巖室內試驗可知巖石彈性模量, 利用彈性模量可知其應變模量與剪切應變模量。采用流變曲線分解法對衰減蠕變階段參數(shù)進行擬合。由于衰減蠕變階段本構模型包含冪函數(shù),且冪函數(shù)包含2個需要擬合的參數(shù), 為了便于擬合,將本構模型轉換為的形式, 擬合結果見表1。

表1 泥巖常規(guī)三軸蠕變參數(shù)Table 1 Conventional triaxial creep parameters of mudstone

圖3 常規(guī)三軸蠕變曲線Fig.3 Conventional triaxial creep curve

1.3 直墻半圓拱巷道半徑等效方法

在進行巷道圍巖失穩(wěn)特征與機理的研究中, 構建圍巖蠕變位移表達式是基礎問題, 而圍巖位移表達式的建立通常以彈塑性理論中圓形孔洞為基礎進行求解, 巷道圓形的等效半徑是關鍵因素, 因此在進行巷道位移理論值計算前應進行巷道半徑的等效計算。鑒于多數(shù)巷道并非理論計算的圓形巷道, 通過等效半徑方法確定直墻半圓拱巷道的半徑。

為推導方便, 假設巷道形狀為圓形, 利用圓形洞室彈塑性應力分布理論, 以半徑R0的圓形巷道及其圍巖均質同性為條件, 基于修正芬納方程可以得到巷道圍巖塑性區(qū)半徑范圍。

在工程實踐中通常巷道并非圓形巷道, 而非圓形巷道的塑性區(qū)厚度以及圍巖位移的理論計算相對較困難, 為了適應工程需要, 采用等效直徑、等效面積等方式對直墻半圓拱巷道塑性區(qū)半徑進行描述, 并進行對比分析。在等效直徑的研究方面,對于矩形巷道通常選擇對角線作為矩形的等效直徑[28], 為便于分析直墻半圓拱型巷道的有效半徑,筆者基于前人關于等效半徑的研究成果[29–30], 對不同形式的等效方法進行對比, 選用合理的等效方案對直墻半圓拱巷道的有效半徑進行計算。

方法1: 矩形外接圓等效半徑法, 如圖4(a)所示,將直墻半圓拱矩形部分對角線當做直墻半圓拱的等效半徑。

圖4 巷道半徑示意圖Fig.4 Schematic diagram of radius of roadway

方法2: 等效面積法, 如圖4(b)所示, 將直墻半圓拱面積當做圓, 通過公式求解其半徑。

方法3: 最大半徑法, 如圖4(c)所示, 在直墻半圓拱的面積內尋求最大直徑, 以此半徑求圍巖彈性區(qū)與塑性區(qū)以及破碎區(qū)。

為方便應用, 將各最大半徑確定方法采用函數(shù)表達式表示。

通過對比可知, 矩形外接圓等效半徑法小于最大半徑法; 當1a>3.276時, 最大半徑法計算所得的半徑大于等效面積法。直墻半圓拱巷道圍巖變形量應大于內接圓法所計算的半徑。

1.4 直墻半圓拱巷道圍巖塑性區(qū)范圍

信湖煤礦81采區(qū)上山巷道所處圍巖的基本物理力學參數(shù)見表2。

表2 試驗巷道圍巖力學參數(shù)Table 2 Test the mechanical parameters of roadway surrounding rock

經(jīng)計算信湖煤礦81采區(qū)帶式輸送機上山在拱頂2.6 m處塑性區(qū)厚度達最大, 約為1.86 m。

81采區(qū)帶式輸送機上山幫部位置聲波測試采用CT2超聲波圍巖裂隙探測儀, 測試過程中記錄波速與孔深的變化曲線, 便可判斷出圍巖塑性區(qū)的范圍。聲波測試結果如圖5所示。由圖5可知, 聲波波速隨圍巖完整性增強而增高, 巷道圍巖完整性較好, 則巷道穩(wěn)定性較高, 波阻抗就越小, 實測的聲波波速越大, 反之則低; 測孔波速呈現(xiàn)淺部小、深部大的變形規(guī)律。聲波波速在孔深1.9 m內, 圍巖最高波速為1.6 km/s, 最低波速1.27 km/s; 隨著孔深的增加, 聲波波速逐漸增大, 在距孔口2.0~2.6 m時,聲波波速不斷增大并逐步趨于穩(wěn)定, 波速基本穩(wěn)定在2.04 km/s左右。

圖5 聲波測試結果Fig.5 Acoustic test results

利用高清探頭觀測鉆孔內的裂隙發(fā)育情況, 判斷巷道掘進后圍巖塑性區(qū)半徑。鉆孔窺視結果如圖6所示。

圖6 81采區(qū)帶式輸送機上山鉆孔窺視結果Fig.6 Peeking results of the drilling hole on the belt machine in 81 mining area

結合圖5, 6可知, 0.5 m范圍內圍巖整體性較差,裂隙發(fā)育, 圍巖松散程度較高; 0.5~1.5 m圍巖裂隙相對0.5 m范圍有所減少; 1.5~1.8 m范圍裂隙發(fā)育,包含縱向裂隙與橫向裂隙; 1.8~2.1 m處有微裂隙,并且裂隙寬度逐漸減小; 大于2.3 m巷道圍巖較為完整, 密實性較好。通過鉆孔窺視, 判斷圍巖塑性區(qū)厚度范圍為1.5~2.1 m。

綜上所述, 通過卡斯特納公式[31]進行理論計算、聲波測試、鉆孔窺視對信湖煤礦81采區(qū)帶式輸送機上山圍巖裂隙發(fā)育范圍進行分析, 所得結果基本一致, 得到81采區(qū)帶式輸送機上山圍巖塑性區(qū)厚度為1.5~2.1 m。

2 直墻半圓拱巷道位移解析解與損傷劣化

Burgers模型作為一種經(jīng)典流變模型, 能夠較好地描述巖石流變曲線, 筆者以此模型為基礎對巷道圍巖位移表達式進行推導。Burgers模型示意如圖7所示, 圖中η1,η2,E1,E2為模型的力學參數(shù);ε1為瞬時應變;ε2為衰減蠕變階段應變。

圖7 Burgers模型Fig.7 Burgers model

2.1 圓形巷道位移解析解

Burgers模型的本構可以描述為

采用張量可以描述為

式中,P1,P2,Q1,Q2為的微分多項式;Sij,eij為三維元件參數(shù), 分別表示應力與應變;iiσ與iiε為應力與應變球張量表示形式。

將Laplace算子H1,H2,G1,G2分別表示η1,η2,E1以及E2。結合式(2), (3)可得:

根據(jù)彈性理論可知彈性剪切模量G與體積模量K可以采用彈性模量與泊松比進行描述,

其中,E為巖石彈性模量;μ為泊松比。

根據(jù)式(3)~(5)推導得到

通過對式(6)進行整理可得:

在等圍壓狀態(tài)下, 圓形軸對稱巷道徑向位移表達式為

式中,P0為原巖應力;R0為巷道半徑;r為巷道塑性區(qū)半徑。

考慮巖體(E,μ)與時間和應力有關, 對式(9)進行變換, 得

將式(7)和(8)代入式(10), 可得

式(11)可以改寫成

通過等式代換求解可得

結合式(12)和(13)可得

2.2 直墻半圓拱巷道位移解析解及其驗證

基于D-P準則, 以試驗巷道具體工程地質條件為例, 對巷道開掘后圍巖塑性區(qū)范圍進行理論計算?；谀獱枿C庫倫準則, 初始地應力按自重應力計算。巷道尚未支護, 支護反力pi為0。為便于分析驗證本構模型的正確性與合理性, 采用FLAC數(shù)值模擬軟件對巷道變形進行模擬。試驗巷道位移變形量的模擬結果與理論結果如圖8所示。通過利用最大半徑值對巷道位移進行計算, 可知模擬結果位于理論計算的最大塑性區(qū)半徑與最小塑性區(qū)半徑之間。

圖8 巷道位移變形Fig.8 Simulation diagram of tunnel displacement and deformation with

由圖8可知, 在巷道位移變形過程中, 隨著時間的增加位移整體呈非線性演化趨勢, 在變形初期巷道產(chǎn)生瞬時變形, 瞬時變形后其變形速率隨之減小, 隨著時間的增長巷道位移變形量進一步增大,呈勻速變形的特征。由模擬結果可知, 在勻速蠕變階段巷道頂板下沉量約為10 mm/d, 變形速率較大,在巷道掘進過程中應進行支護, 以防止圍巖時效性劣化, 造成安全隱患。為了減小頂板位移量應進行隨掘隨支。

2.3 深井巷道圍巖損傷劣化機制與一次支護時機

巷道開挖前處于三向等壓狀態(tài), 即

式中,1σ,2σ,3σ分別為最大主應力、中間主應力及最小主應力。

鑒于圍巖無法進行加卸載試驗, 因此圍巖儲存的彈性能密度采用公式進行計算, 計算公式為

假設巷道開挖瞬間完成, 周圍圍巖體處于彈性狀態(tài), 圍巖并未產(chǎn)生分區(qū), 力學模型如圖9所示, 圖中re為塑性變形后圍巖彈性區(qū)擴展半徑;r為塑性區(qū)半徑。

圖9 圍巖力學模型Fig.9 Mechanical model of surrounding rock

在極坐標下, 切向應力與徑向應力可以描述為

式中,θσ為彈性區(qū)切向應力;rσ為彈性區(qū)徑向應力。

根據(jù)胡可定律, 垂直巷道斷面方向的應力為

將式(17)和(18)代入式(16)可得圍壓彈性能密度表達式:

則巷道圍巖積聚的能量可以通過極坐標下雙重積分得到

巷道開挖后, 一旦圍巖積聚能量大于儲能極限, 圍巖產(chǎn)生裂隙形成塑性區(qū), 釋放部分能量, 其余的能量向深部轉移(圖9)。

根據(jù)巷道圍巖彈塑性解析解, 在未支護情況下塑性區(qū)應力為

式中,σPθ為塑性區(qū)切向應力;σPr為塑性區(qū)徑向應力;φ為圍巖的內摩擦角。

基于塑性區(qū)應力狀態(tài)可得塑性區(qū)內的彈性能密度

由圍巖彈性區(qū)以及彈塑性區(qū)的徑向應力與切向應力分布可知, 圍巖應力與圍巖的塑性區(qū)半徑以及巷道半徑密切相關, 圍巖能量密度僅代表該位置的能量密度演化規(guī)律, 不能代表整個彈性區(qū)或塑性區(qū)的能量密度, 并且在塑性區(qū)應力表達式中包含余切與正弦函數(shù), 若將彈性能密度代入式(20), 采用二重積分得到圍巖整體能量的計算難度較大。因此, 為了便于分析可以通過計算不同位置的能量密度, 擬合半徑與能量密度的經(jīng)驗公式。

彈性力學模型的彈性能密度經(jīng)驗公式可以描述為

式中,r′為彈性模型中圍巖深度。

彈塑性力學模型的彈性能密度經(jīng)驗公式可以描述為

式中,r˙為彈塑性模型中塑性區(qū)圍巖深度。

以時間為軸線, 可以認為彈塑性力學模型(圖9(b))是由彈性力學模型(圖9(a))逐漸演變而成, 所以圍巖形成塑性區(qū)所耗散的能量可由彈塑性模型的塑性區(qū)半徑內彈性力學模型的彈性能密度與彈塑性狀態(tài)的彈性能密度差值進行表征, 即

在上述分析和研究中將81采區(qū)帶式輸送機上山巷道斷面等效為圓形巷道, 并且給出了巷道圍巖塑性區(qū)范圍。巷道參數(shù)分別取:P0=25 MPa, 等效圓形巷道半徑為R0=2.83 m,E=5.7 GPa,μ=0.18,c=2.81 MPa,φ=26.5°, 則圍巖塑性區(qū)厚度為1.6~2.1 m。

謝和平[16]等認為巖體能量耗散會造成巖體內部不可逆損傷, 而巖體損傷必然導致其強度與力學參數(shù)的劣化。為了分析圍巖塑性區(qū)形成過程中的劣化過程, 對圓形巷道彈性力學模型與圓形巷道彈塑性力學模型中深度為0.4, 0.8, 1.2, 1.6, 2, 2.1 m處儲存的彈性能密度進行計算, 對比2種模型所儲存的彈性能密度, 彈性能密度與圍巖深度演化規(guī)律如圖所示10。

由圖10可知, 在彈性力學模型中圍巖儲存的彈性能密度隨著圍巖深度的不斷增加而逐漸減小, 表明前部圍巖達到儲能極限后會率先產(chǎn)生損傷, 逐漸向深部轉移直至該深度的圍巖儲存彈性能低于該處的儲能極限, 說明圍巖損傷劣化是一個由淺部向深部轉移的過程, 該過程中淺部圍巖產(chǎn)生損傷, 圍巖逐漸劣化, 直至圍巖產(chǎn)生損傷, 釋放的彈性能向深部轉移。

圖10 彈性能密度與圍巖深度演化規(guī)律Fig.10 Evolution law of elastic energy and depth of surrounding rock

在時間效應作用下圍巖由于時效而不斷有變形產(chǎn)生, 即不斷有能量耗散, 而能量耗散與圍巖半徑呈正比, 說明在圍巖蠕變過程中塑性區(qū)范圍不斷增大, 其塑性區(qū)半徑亦不斷增大, 如圖11所示, 圍巖塑性區(qū)半徑可能由r變?yōu)閞1, 如果任由圍巖蠕變塑性區(qū)會進一步演變?yōu)閞2。說明蠕變產(chǎn)生的能量耗散會使圍巖產(chǎn)生損傷, 表現(xiàn)為圍巖的塑性區(qū)增大而其承載能力劣化, 因此需要進行及時支護。

圖11 圍巖塑性區(qū)半徑演化示意Fig.11 Schematic diagram of radius evolution of plastic zone in surrounding rock

基于上述分析, 主體巷道一次支護采用“錨網(wǎng)索噴注+錨帶網(wǎng)索噴注”聯(lián)合支護, 即錨桿(普通錨桿?22 mm×2 600 mm, 間排距800 mm×800 mm; 注漿錨桿?25 mm×2 800 mm, 間排距1 600 mm×1 600 mm)+錨索(普通錨索?21.8 mm×7 300 mm, 間排距1 600mm×1 600 mm; 注漿錨索為?22 mm×7 000 mm, 間排距2 400 mm×2 400 mm)+混凝土噴層100 mm。一次支護示意如圖12所示, 由于一次支護錨索與一次支護注漿錨索在沿巷道走向方向上位置不同, 而在斷面圖中的位置相同, 因此在斷面圖(圖12(b))上只標注顯示一次支護錨索。

圖12 巷道一次支護示意Fig.12 Schematic diagram of roadway support section

為了驗證該一次支護方案的支護效果, 選用FLAC3D進行數(shù)值模擬。結合信湖煤礦81采區(qū)帶式輸送機上山實際情況建立數(shù)值模型, 模型以巷道軸線方向(掘進方向)為Y軸, 垂直于巷道的軸線方向為X軸, 垂直方向為Z軸, 向上為正。模型尺寸為X×Y×Z=60 m×150 m×83 m, 分別對模型側向位移和底部垂直位移進行約束, 上端面自重應力為24.5 MPa。模擬結果表明, 巷道在經(jīng)歷衰減蠕變階段后, 進入勻速蠕變過程, 在勻速蠕變過程中其頂?shù)装逡平砍蕜蛩僭黾?。一次支護后巷道頂板位移隨時間變化如圖13所示。在支護初期巷道頂板位移速率隨時間增長而逐漸減小; 在勻速蠕變階段, 其位移速率約為0.4 mm/d, 鑒于機巷服務年限,若一直保持勻速蠕變, 則巷道頂板位移量會致使巷道變形過大而影響服務年限, 并造成安全隱患。

圖13 一次支護后巷道頂板位移模擬結果Fig.13 Roadway roof and floor movement

3 信湖煤礦二次支護方案與現(xiàn)場工業(yè)試驗

由上節(jié)分析可知, 在巷道進入勻速蠕變階段后, 其仍以一定變形量持續(xù)變形, 圍巖蠕變變形與圍巖整體損傷劣化呈正相關性。若在此基礎上持續(xù)變形, 巷道仍將以相對較高的速率不斷劣化, 其仍存在失穩(wěn)的風險。

3.1 二次支護時機的選擇

眾多學者[32–34]在關于巷道支護的研究中提出二次支護的動態(tài)補強概念, 為巷道長期穩(wěn)定支護提供了新思路。一次支護后支護結構與圍巖相互作用, 圍巖釋放的部分能量將由錨桿(索)吸收, 致使用于驅動巷道塑性區(qū)發(fā)展的應變能減少, 圍巖損傷劣化速率逐漸降低。雖然錨桿通過提供支護阻力以調整圍巖能量耗散, 若通過一次支護增加錨桿吸能而完全控制能量向深部轉移, 阻止圍巖進一步損傷劣化并不現(xiàn)實, 因此需要開展二次支護。

定義垂直應力峰值比率k來表征一次支護后圍巖應力峰值的變化程度, 以揭示一次支護后圍巖垂直應力峰值隨滯后時間的變化規(guī)律。

式中,σmaxi+1為i+1時刻的垂直應力峰值;σmaxi為i時刻的垂直應力峰值; Δt為i+1時刻與i時刻的時間差。

81采區(qū)帶式輸送機上山一次支護后兩幫垂直應力峰值隨時間變化曲線如圖14所示。

圖14 一次支護后不同時刻峰值應力變化規(guī)律Fig.14 Changes of peak stress at different times after a support

由圖14可知, 10, 30, 50, 60, 80, 90 d的垂直應力峰值分別為29.57, 29.71, 29.90, 30.01, 30.10,30.14 MPa。81采區(qū)帶式輸送機上山一次支護后的60 d, 幫部垂直應力峰值變化增量相對于前期有所減小, 曲線在此處出現(xiàn)明顯的拐點, 同時垂直應力峰值比率k達到最大值, 隨后k值降低, 并不再隨著時間的增長而變化, 說明一次支護50~70 d內垂直應力峰值增長明顯變慢。從數(shù)值角度驗證了理論分析得到的81采區(qū)帶式輸送機上山一次支護與動態(tài)補強的最佳時機為50~70 d。

3.2 二次支護方案及其模擬

二次支護參數(shù)的選擇對整個巷道支護至關重要。本文采用數(shù)值模擬分析確定二次支護時機, 并定性研究二次支護中錨桿的支護長度。

為了能全面研究二次支護錨桿長度在支護中所起的作用, 模擬時在一次支護的基礎上, 考慮6種不同的工況, 二次支護錨桿長度分別取2.2, 2.6,3.0, 3.2, 3.4, 4.0 m, 一個斷面施加14根錨桿, 錨桿的間排距為800 mm ×800 mm。

模型計算過程為: 先對模型進行原始地應力場的計算, 待初始地應力形成后, 對巷道進行一次支護, 支護完成后再進行動態(tài)補強, 模擬動態(tài)補強錨桿長度從2.2 m增加至4.0 m, 分析不同錨桿長度對支護效果的影響。

圖15~16為不同動態(tài)補強錨桿長度巷道圍巖垂直應力及剪應力云圖。

圖15 不同錨桿長度二次支護后巷道圍巖垂直應力云圖Fig.15 Nephogram of vertical stress in roadway surrounding rock under different anchor rod lengths after secondary support

由圖15可知, 隨著動態(tài)補強錨桿長度的增加,巷道兩幫圍巖應力集中區(qū)的應力峰值呈下降趨勢,從28.13 MPa減小至27.973 MPa。

由圖16可知, 巷道圍巖的剪切應力隨動態(tài)補強錨桿長度的增加而增大, 說明一次支護后進行動態(tài)補強能夠改善巷道圍巖應力場, 但當動態(tài)補強錨桿增加至3 m以上后, 其改善效果減弱。

圖16 不同錨桿長度二次支護后巷道圍巖剪應力云圖Fig.16 Shear stress nephogram of roadway surrounding rock under different anchor rod lengths after secondary support

圖17為一次支護后二次支護中不同動態(tài)補強錨桿長度下巷道圍巖在160 d時的最大位移。

圖17 不同長度錨桿二次支護后巷道頂板與幫部位移Fig.17 Displacement of roadway roof and side parts after secondary support with different lengths of bolt

由圖17可知, 在其他參數(shù)相同的條件下, 動態(tài)補強錨桿長度越長, 巷道周邊最大垂直位移及水平位移的數(shù)值越小, 說明支護效果與動態(tài)補強錨桿長度成正比系。在動態(tài)補強錨桿長度為3 m時, 曲線存在拐點, 說明當動態(tài)補強錨桿長度小于3 m時,動態(tài)補強錨桿長度的增加對位移的影響比較顯著,增加動態(tài)補強錨桿長度有利于控制巷道圍巖的變形; 當動態(tài)補強錨桿長度超過3 m時, 動態(tài)補強錨桿長度對減小圍巖的變形量并不明顯。因此, 二次支護中動態(tài)補強錨桿最佳長度為3 m。

81采區(qū)帶式輸送機上山巷道二次支護后的平、剖面示意如圖18所示。由于二次支護錨桿與一次支護錨桿在巷道斷面圖中顯示的位置相同, 因此在斷面圖(圖18(b))中只標注顯示二次支護錨桿;由于一次支護錨索與一次支護注漿錨索在沿巷道走向方向上位置不同, 而在斷面圖中的位置相同,為了顯示一次支護注漿錨索位置, 因此在斷面圖(圖18(b))上只標注顯示一次注漿錨索。

圖18 支護示意圖Fig.18 Schematic diagram of suppor

二次支護后巷道位移變形監(jiān)測結果見圖19。

圖19 二次支護后巷道表面位移Fig.19 Surface displacement of roadway after secondary support

由圖19可知, 進行二次支護后, 巷道位移勻速變形速率明顯降低, 巷道勻速變形量與第一次支護后的勻速變形相比明顯減小。說明二次支護能有效降低巷道在勻速蠕變階段的變形量, 能夠保證巷道在服務期限內的正常使用。在一次支護基礎上進行二次支護可以有效防止圍巖在勻速蠕變階段產(chǎn)生位移, 基于一次支護模擬結果增加二次支護,支護時機選擇50 d。

3.3 現(xiàn)場監(jiān)測結果及分析

信湖81采區(qū)帶式輸送機上山屬于深井高應力巷道, 其服務于整個81采區(qū), 服務年限較長。對該處巷道圍巖從一次支護到二次支護的全過程變形進行位移監(jiān)測, 監(jiān)測結果如圖20所示。

圖20 信湖81采區(qū)帶式輸送機上山表面位移Fig.20 Mountain surface displacement of sealing-tape machine uphill in Xinhu 81 mining area

由圖20可知, 在巷道開挖后的14 d內(約距離掘進工作面30 m), 巷道頂?shù)装寮皟蓭蛧鷰r移近速率較快, 之后圍巖的變形速率逐漸變緩; 兩幫移近量最大為49 mm, 頂?shù)装逡平孔畲鬄?9 mm, 兩幫最大位移變形速率為10 mm/d, 頂?shù)装遄畲笪灰谱冃嗡俾始s為9 mm/d。

在一次支護后約40 d逐步對布置的礦壓監(jiān)測區(qū)域進行動態(tài)補強, 動態(tài)補強后, 圍巖變形量較小,平均位移增量約0.5 mm/d, 可見81采區(qū)帶式輸送機上山經(jīng)過補強支護后, 圍巖移近量小, 支護情況良好, 支護設計滿足巷道需求, 動態(tài)補強能夠有效控制圍巖的變形, 提高圍巖自承能力。

4 結 論

(1)利用非圓形巷道等效變換、理論計算以及現(xiàn)場工業(yè)試驗, 確定了塑性區(qū)半徑, 結合圓形巷道圍巖位移表達式得到了直墻半圓拱巷道的圍巖時效變形公式, 進一步利用數(shù)值模擬方式驗證了表達式的正確性。

(2)基于不同狀態(tài)下的巷道力學模型, 分析了圍巖塑性區(qū)形成過程中的能量耗散, 利用能量耗散表征了圍巖損傷劣化時效特征, 并且結合理論計算圍巖時效變形曲線特征, 從時效性能量耗散角度提出了一次支護時機。

(3)通過數(shù)值模擬一次支護后圍巖變形特征, 分析了圍巖在一次支護后的時效性損傷劣化演化趨勢, 在一次支護基礎上提出了二次支護, 并且通過數(shù)值模擬分析圍巖剪應力、垂直應力以及塑性區(qū),確定二次支護錨桿長度, 結合應力峰值以及應力峰值比率確定了二次支護時機。

(4)基于深部直墻半圓拱巷道圍巖表面位移觀測, 說明本文提出的支護方案能夠較好地控制圍巖變形, 可為類似條件的深部巷道支護提供了參考。