梅鳳清 韓立軍 孟慶斌 李 云

(中國(guó)礦業(yè)大學(xué)深部巖土力學(xué)與地下工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室)

在極軟弱地層中，開(kāi)切眼導(dǎo)硐僅靠錨噴或錨網(wǎng)噴支護(hù)系統(tǒng)片面地提高支護(hù)強(qiáng)度難以實(shí)現(xiàn)巷道的長(zhǎng)期穩(wěn)定［1］，由此而出現(xiàn)了通過(guò)2種或2種以上的支護(hù)方式有機(jī)組合的聯(lián)合支護(hù)方式［2-3］。但是，由于極軟弱地層一般圍巖較為松散，容易引起巷道應(yīng)力集中，聯(lián)合支護(hù)方式在使用過(guò)程中往往會(huì)出現(xiàn)許多問(wèn)題。因此，研究基于錨網(wǎng)支護(hù)的新型聯(lián)合支護(hù)技術(shù)意義深遠(yuǎn)。本研究以蒙東地區(qū)西一礦極軟弱地層為背景，通過(guò)理論計(jì)算、FLAC3D和ANSYS數(shù)值計(jì)算、現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)展開(kāi)極軟弱地層中開(kāi)切眼導(dǎo)硐合理支護(hù)技術(shù)的探討。

1 工程概況

蒙東地區(qū)西一礦煤礦目前主采3#煤層。煤層頂?shù)装逯饕獮槟z結(jié)程度極差的泥巖、粉沙巖、砂巖等。煤層抗壓強(qiáng)度最大值為20.1 MPa，最小值為2.9 MPa，平均值為8.77 MPa，為軟煤～中硬煤類;頂、底板白堊系沉積巖抗壓強(qiáng)度最大值為 51.8 MPa，最小值為0.1 MPa，平均值為6.05 MPa，為極軟弱巖類。煤巖層力學(xué)性能低，且存在風(fēng)化、泥化和崩解現(xiàn)象，圍巖自承載能力較低，難以實(shí)施工作面開(kāi)切眼導(dǎo)硐的支護(hù)，對(duì)開(kāi)切眼支護(hù)及頂板控制造成極大影響。

2 合理支護(hù)方式的選擇

為了探索開(kāi)切眼導(dǎo)硐合理的支護(hù)方式，采用FLAC3D數(shù)值軟件［4］模擬不同支護(hù)方式下巷道的支護(hù)效果以及對(duì)圍巖穩(wěn)定性的影響。研究1302工作面開(kāi)切眼導(dǎo)硐在無(wú)支護(hù)、方案一(錨網(wǎng)支護(hù))、方案二(錨網(wǎng)索支護(hù))、方案三(錨網(wǎng)索+工字鋼支護(hù))等4種情況下圍巖的塑性區(qū)分布及變形破壞特征，以確定合理的支護(hù)方案。開(kāi)切眼導(dǎo)硐為4.5 m×3.2 m的矩形斷面，埋置深度為255 m。數(shù)值計(jì)算過(guò)程中錨桿參數(shù)為?20 mm×2 400 mm(間排距700 mm)，錨索參數(shù)為?17.8 mm×6 000 mm(間排距為1 600 mm×2 100 mm)，型鋼支架采用16#工字鋼(排距為1 400 mm)。

2.1 塑性區(qū)分布

數(shù)值計(jì)算結(jié)果表明，無(wú)支護(hù)時(shí)，頂板冒落高度、底板和兩幫破壞深度均較大，分別為3.36、3.35、2.63 m;采用柔性支護(hù)(方案一、二)沒(méi)有明顯改善導(dǎo)硐塑性區(qū)的范圍;采用剛?cè)崧?lián)合支護(hù)(方案三)時(shí)，塑性區(qū)范圍得到明顯改善，頂板冒落高度、底板和兩幫破壞深度分別為1.82、1.63、1.45 m。因此，采用錨網(wǎng)索和工字鋼剛?cè)崧?lián)合支護(hù)方案可以有效控制圍巖塑性區(qū)范圍，保證錨桿、錨索錨固端深入穩(wěn)定巖層，提高錨固效率。計(jì)算所得的塑性區(qū)云圖如圖1所示。

圖1 各支護(hù)方案塑性區(qū)云圖

2.2 位移分析

為了確保開(kāi)切眼工作面的安全與穩(wěn)定，保證工作面有足夠的空間，在數(shù)值模擬過(guò)程中對(duì)導(dǎo)硐頂?shù)装寮皟蓭偷淖畲筘Q直、水平位移進(jìn)行監(jiān)測(cè)。結(jié)果表明，無(wú)支護(hù)時(shí)，頂?shù)装寮皟蓭偷淖畲筘Q直、水平位移均較大;采用柔性支護(hù)(方案一、二)沒(méi)有較大幅度減小位移量;采用剛?cè)崧?lián)合支護(hù)(方案三)時(shí)，頂?shù)装寮皟蓭偷淖畲筘Q直、水平位移分別為38.5、49.3、32.2 mm。因此，采用錨網(wǎng)索和工字鋼剛?cè)崧?lián)合支護(hù)方案可以有效控制頂?shù)装寮皟蓭偷呢Q直和水平位移。監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖2所示。

通過(guò)FLAC3D數(shù)值軟件分別對(duì)無(wú)支護(hù)、柔性支護(hù)、剛?cè)崧?lián)合支護(hù)方案進(jìn)行計(jì)算分析，結(jié)果表明，剛?cè)崧?lián)合支護(hù)方案能夠最大限度地控制圍巖塑性區(qū)的范圍和頂?shù)装寮皟蓭偷呢Q直、水平位移，保證工作的安全與穩(wěn)定。因此，極軟弱地層中采用錨網(wǎng)索和型鋼支架剛?cè)崧?lián)合支護(hù)較為合理。

圖2 不同支護(hù)方案時(shí)最大豎直及水平位移

3 支護(hù)參數(shù)的確定

3.1 錨桿支護(hù)參數(shù)

(1)錨桿長(zhǎng)度。錨桿長(zhǎng)度的變化可以改變支護(hù)作用范圍和支護(hù)強(qiáng)度，但過(guò)長(zhǎng)的錨桿勢(shì)必要增加很大的工程量和造價(jià)，因此有必要對(duì)錨桿的長(zhǎng)度進(jìn)行合理計(jì)算。按組合梁理論［5］計(jì)算，錨桿有效長(zhǎng)度取值為2.2 m。采用控制變量方法，固定錨桿直徑為20 mm，間排距為700 mm，用FLAC3D數(shù)值軟件分別對(duì)錨桿長(zhǎng)度為2.0、2.2、2.4、2.6、2.8 m等5種情況進(jìn)行模擬，結(jié)果表明，當(dāng)錨桿的長(zhǎng)度為2.4～2.8 m時(shí)，可以有效地控制頂?shù)装寮皟蓭偷淖畲笪灰屏?考慮到支護(hù)成本和錨桿長(zhǎng)度與位移的關(guān)系，錨桿長(zhǎng)度取2.4 m較為合理。錨桿的長(zhǎng)度與位移的關(guān)系如圖3所示。

圖3 錨桿長(zhǎng)度與位移的關(guān)系

(2)錨桿直徑。為了得到錨桿直徑的影響和作用規(guī)律，從而選用經(jīng)濟(jì)合理的錨桿直徑，需要對(duì)錨桿的直徑進(jìn)行計(jì)算分析。按組合梁理論［5］計(jì)算，錨桿直徑不小于16 mm，故分別取直徑為16、18、20、22、24 mm等5種情形進(jìn)行模擬。結(jié)果表明，當(dāng)錨桿的直徑為20～24 mm時(shí)，可以有效地控制頂?shù)装寮皟蓭偷淖畲笪灰屏??？紤]到支護(hù)成本和錨桿直徑與位移的關(guān)系，錨桿的直徑取20 mm較為合理。錨桿直徑與位移的關(guān)系如圖4所示。

圖4 錨桿直徑與位移的關(guān)系

(3)錨桿間排距。為了得到錨桿間排距的影響和作用規(guī)律，從而選用經(jīng)濟(jì)合理的錨桿間排距，需要對(duì)錨桿的間排距進(jìn)行計(jì)算分析。按照組合梁理論［5］計(jì)算，錨桿間排距不大于1 000 mm，故分別對(duì)錨桿間排距為600、700、800、900、1 000 mm等5種情況進(jìn)行模擬。結(jié)果表明，當(dāng)錨桿的間排距為600～700 mm時(shí)，可以有效地控制頂?shù)装寮皟蓭偷淖畲笪灰屏??？紤]到支護(hù)成本和錨桿間排距與位移的關(guān)系，錨桿間排距取700 mm較為合理。錨桿的間排距與位移的關(guān)系如圖5所示。

圖5 錨桿間排距與位移的關(guān)系

3.2 錨索布置方式

為防止頂板因剪切破壞而發(fā)生冒頂，應(yīng)考慮布置在頂板的預(yù)應(yīng)力錨索的可靠性，按照懸吊理論［6］計(jì)算得到的錨索的長(zhǎng)度和直徑為?17.8 mm×6 000 mm，間排距為1 600 mm×2 100 mm。為了得到錨索不同布置方式下的影響和作用規(guī)律，從而選用經(jīng)濟(jì)合理的錨索間排距，需要對(duì)錨索的布置方式進(jìn)行計(jì)算分析。因此，對(duì)錨索采用3－2－3、3－3－3、3－4－3及4－4－4等4種情形進(jìn)行模擬。結(jié)果表明，當(dāng)錨索采用3－4－3布置時(shí)，可以有效地控制頂?shù)装寮皟蓭偷淖畲笪灰屏?，因此，錨索采用3－4－3布置較為合理。錨索布置方式與位移的關(guān)系如圖6所示。

圖6 錨索布置方式與位移的關(guān)系

3.3 型鋼支架承載力的計(jì)算

由于工作面開(kāi)切眼導(dǎo)硐支護(hù)方式為錨網(wǎng)索和16#工字鋼支架聯(lián)合支護(hù)，單一的錨網(wǎng)索支護(hù)系統(tǒng)不能滿足結(jié)構(gòu)承載力的要求。因此，在以錨網(wǎng)索支護(hù)系統(tǒng)為主要承載結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上對(duì)型鋼支架進(jìn)行承載力的計(jì)算顯得尤為重要?，F(xiàn)采用ANSYS數(shù)值軟件［7-8］對(duì)型鋼支架進(jìn)行承載能力的計(jì)算。計(jì)算時(shí)，將拱頂?shù)确譃?段，每段長(zhǎng)750 mm;邊墻等分為4段，每段長(zhǎng)800 mm;仰拱等分為6段，每段長(zhǎng)750 mm;計(jì)算時(shí)將40.0%荷載作用在工字鋼支架上。計(jì)算所得型鋼支架的彎矩、軸力分別如圖7(a)、7(b)所示。計(jì)算結(jié)果表明，工字鋼支架最危險(xiǎn)處出現(xiàn)在頂板，該處彎矩值為25.72 kN·m、軸力為61.38 kN，其他部分內(nèi)力均較小。

圖7 型鋼支架內(nèi)力

16#工字鋼支架截面上最大拉應(yīng)力和壓應(yīng)力［9］分別由式(1)、式(2)計(jì)算:

式中，Mmax為最大彎矩，kN·m;Nmax為最大軸力，kN;S為16#工字鋼支架截面面積，cm2;Ix為慣性矩，cm4;Wx為抗彎截面系數(shù)，cm3。

計(jì)算中取值:最大彎矩Mmax為25.72 kN·m，最大軸力為Nmax61.38 kN，16#工字鋼支架截面面積為26.1 cm2，慣性矩Ix為1 127 cm4，抗彎截面系數(shù)Wx為141 cm3。經(jīng)計(jì)算，最大拉應(yīng)力σmax=158.90＜215 MPa，最大壓應(yīng)力σmax=205.94＜215 MPa。因此，選用排拒為1 400 mm的16#工字鋼支架可以滿足承載力的要求。

錨網(wǎng)索和型鋼支架剛?cè)崧?lián)合支護(hù)方案錨桿的參數(shù)為?20 mm×2 400 mm(間排距700 mm)，錨索的參數(shù)為?17.8 mm×6 000 mm(間排距為1 600 mm ×2 100 mm)，型鋼支架采用16#工字鋼(排距為1 400 mm)。開(kāi)切眼錨網(wǎng)索和型鋼支架剛?cè)崧?lián)合支護(hù)如圖8所示。

圖8 剛?cè)崧?lián)合支護(hù)

4 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)效果監(jiān)測(cè)

為了驗(yàn)證錨網(wǎng)索和型鋼支架剛?cè)崧?lián)合支護(hù)方案的可靠性、支護(hù)參數(shù)的合理性，現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)段采用“十字布點(diǎn)法”［10-11］在巷道里程11、47、76、112 m處布置4個(gè)收斂變形監(jiān)測(cè)斷面。監(jiān)測(cè)結(jié)果表明，在監(jiān)測(cè)前1周內(nèi)巷道頂板、兩幫收斂變形迅速增長(zhǎng)，第2周內(nèi)收斂變形趨于緩和，3～4周之后，收斂變形趨于穩(wěn)定。4個(gè)監(jiān)測(cè)斷面兩幫的收斂變形值分別為40、45、42、30 mm，頂板收斂變形值分別為33、26、34、27 mm。巷道頂板、兩幫的收斂變形值均不大，和FLAC3D數(shù)值計(jì)算所得巷道頂板、兩幫最大位移分別為38.5、32.2 mm較為一致。因此，錨網(wǎng)索和型鋼支架剛?cè)崧?lián)合支護(hù)方案有效地控制了極軟弱巖層中開(kāi)切眼導(dǎo)硐大變形的特性，可以滿足巷道支護(hù)結(jié)構(gòu)的承載與穩(wěn)定性要求。巷道監(jiān)測(cè)斷面收斂變形如圖9所示。

圖9 收斂變形監(jiān)測(cè)

5 結(jié)論

(1)通過(guò)FLAC3D數(shù)值軟件對(duì)無(wú)支護(hù)、柔性支護(hù)、剛?cè)崧?lián)合支護(hù)方案的計(jì)算分析，錨網(wǎng)索和型鋼支架剛?cè)崧?lián)合支護(hù)方案能夠最大限度地控制圍巖塑性區(qū)范圍和頂?shù)装?、兩幫的豎直和水平位移，保證巷道的安全與穩(wěn)定。

(2)可以通過(guò)用理論計(jì)算確定錨網(wǎng)索和型鋼支架的初始支護(hù)參數(shù)、用FLAC3D數(shù)值軟件對(duì)錨網(wǎng)索支護(hù)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化、用ANSYS數(shù)值軟件對(duì)型鋼支架進(jìn)行承載力計(jì)算的方法確定合理的剛?cè)崧?lián)合支護(hù)參數(shù)。

(3)現(xiàn)場(chǎng)巷道收斂變形監(jiān)測(cè)結(jié)果和FLAC3D數(shù)值軟件計(jì)算的結(jié)果較為一致。因此，錨網(wǎng)索和型鋼支架剛?cè)崧?lián)合支護(hù)方案可以在蒙東地區(qū)極軟弱地層開(kāi)切眼導(dǎo)硐支護(hù)實(shí)踐中推廣和應(yīng)用。

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