深部直墙半圆拱巷道围岩时效损伤劣化特征与动态补强技术

赵光明, 刘之喜, 孟祥瑞, 秦志宏

(1.安徽理工大学 深部煤炭安全开采与环境保护全国重点实验室, 安徽 淮南 232001; 2.安徽理工大学 煤矿安全高效开采省部共建教育部重点实验室, 安徽 淮南 232001)

我国一半以上的煤炭资源处于地下一千米以下, 并且近年来随着煤矿开采强度逐步增强, 我国大部分煤矿进入了深部掘进开采阶段[1–2]。与浅部煤炭开采相比, 深部开采时由于煤岩组织结构、行为特征和工程响应发生了根本变化[3], 会导致深部围岩巷道产生剧烈变形和破坏, 维护难题愈演愈烈[4]。针对维护深部巷道围岩稳定的问题, 国内外学者开展了大量研究并取得了丰硕的成果[5–7], 研究表明深井巷道的蠕变是围岩失稳的重要因素之一。

关于巷道流变问题, 均是从室内岩石蠕变试验出发, 而岩石流变本构模型的研究是流变理论研究的基础, 是将理论应用于现场的必经环节, 对精准评价工程实践中由于蠕变引起的安全问题尤为重要。岩石本构模型主要分为3类: 第1类, 利用经验公式对蠕变曲线进行描述与表征, 该方法虽然较简单, 但不能反映岩石变形破坏过程中岩石破坏本质特征, 并且工程适用性较差[8–11]; 第2类, 根据流变曲线特征利用流变元件进行串联或者并联组成岩石本构模型[12–17]; 第3类, 在第2类的基础上通过引入损伤力学或非线性流变元件进行串联或者并联,建立能够描述和表征蠕变阶段的蠕变本构模型[18–21]。随着研究的不断深入, 部分学者将实验室内建立的本构模型应用于工程实践方面。在关于工程应用方面, 杨永杰[22]等采用室内蠕变试验数值模拟以及现场测试等手段对矿柱的长期承载稳定性进行了分析, 研究结果表明改进的Burgers模型可以较好地描述岩石蠕变的各个阶段以及预测矿柱长期稳定性; 左清军[23]等以隧道施工泥岩的流变为研究对象, 利用室内常规三轴蠕变试验, 分析了含水率对蠕变的影响, 通过引进劣化因子, 建立了泥质板岩考虑水劣化影响的本构模型, 通过数值模拟验证了本构模型的可行性, 可用于描述富水性围岩时效性劣化规律; 余东明[24]等以Burgers模型为基础, 通过引进D-P准则的黏弹塑性元件, 推导出了其应力场与黏弹塑性蠕变解, 研究结果表明: 剪胀角对围岩位移变化存在明显的影响, 并且支护反力不能完全控制围岩变形的增加; 张明[25]等通过对比Hook-Kelvin和Burgers两种模型发现, 前者对于描述硬岩流变性质较好, 利用Hook-Kelvin体进行了参数拟合, 并且发现实验室内确定参数可用于硐室群施工期和运营期长期稳定性数值仿真模拟; 王旭峰[26]等利用平顶山矿区砂质泥岩蠕变曲线特征与数值模拟, 揭示了软岩巷道蠕变破坏机制, 并提出了分阶段、分层次的深部软岩巷道蠕变控制对策及支护方案; 赵同彬[27]等基于深部泥岩数字散斑蠕变试验, 建立了蠕变损伤本构模型, 采用 FISH函数编制程序实现其在FLAC3D中的开发, 对深部岩体的蠕变破坏特征进行了分析。在上述关于流变的理论中主要对流变本构模型及围岩稳定性预测方面进行研究, 具有较强的理论意义。但是对于服务年限长的巷道, 即使在稳定阶段, 围岩仍以较大的速率变形, 其原因在于围岩大范围的塑性流动以及与时间有关的黏性流动。与时间有关的黏性流动不仅致使围岩变形量增长, 而且产生的时效性劣化致使围岩整体强度降低。降低匀速变形速率可以有效控制围岩变形量与围岩劣化, 因此在一次支护的基础上, 需要采用新的支护方式降低围岩在匀速变形阶段产生的变形速率。

笔者以实验室研究为基础, 分析室内蠕变的变形特征, 利用Laplace逆变换推导圆形巷道围岩位移表达式, 利用理论分析与非圆形巷道等效变换方式得到塑性区半径, 结合现场工业试验, 确定塑性区半径, 进一步得到围岩时效变形公式, 采用数值模拟方式印证表达式的正确性。基于弹性巷道模型与弹塑性巷道模型, 采用能量耗散表征围岩损伤劣化时效特征, 并结合围岩时效变形曲线特征, 提出了一次支护应采用随掘随支的方式。通过数值模拟一次支护后围岩的变形特征, 发现围岩的持续蠕变变形存在诱发围岩失稳的可能。因此, 在一次支护的基础上提出了二次支护, 通过数值模拟分析围岩剪应力、垂直应力以及塑性区, 确定二次支护的锚杆长度, 进而为深部巷道的围岩稳定及支护技术提供必要的理论基础和科学依据。

1 工程概况

1.1 工程地质

信湖煤矿81采区带式输送机上山相对地面位置为村庄、农田、沟渠, 井下位置处在井底车场东北, 位于81采区中部, 浅部至F1断层保护煤柱, 深部连接81采区带式输送机石门, 左翼靠近81采区轨道上山(平行净垛41 m), 右翼为81采区回风上山(平行净垛40 m); 巷道自上山起坡点起至运输上山上口N66点, 全长约987 m(斜距)。81采区带式输送机上山的平面、剖面图及柱状图如图1所示。信湖煤矿81采区巷道埋深近千米, 原岩应力测试结果为25.3 MPa, 围岩变形量在30 d内达35~50 mm。

1.2 信湖煤矿岩样及其试验方案

岩样取自信湖煤矿81采区井底车场附近稳定性较差的4号硐室交叉点周围的围岩, 4号硐室交叉点地处水平标高–962 m。岩样按照《煤和岩石物理力学性质测定方法》要求加工成标准试件, 试样尺寸为直径50 mm、高100 mm(图2)。鉴于取芯地点深度近千米, 因此实验室围压设置为25 MPa, 结合常规三轴压缩试验曲线, 设置轴向应力为80 MPa。

图2 泥岩试样Fig.2 Mudstone sample

图3为泥岩常规三轴蠕变曲线。笔者以Burgers模型为研究对象, 通过泥岩室内试验可知岩石弹性模量, 利用弹性模量可知其应变模量与剪切应变模量。采用流变曲线分解法对衰减蠕变阶段参数进行拟合。由于衰减蠕变阶段本构模型包含幂函数,且幂函数包含2个需要拟合的参数, 为了便于拟合,将本构模型转换为的形式, 拟合结果见表1。

表1 泥岩常规三轴蠕变参数Table 1 Conventional triaxial creep parameters of mudstone

图3 常规三轴蠕变曲线Fig.3 Conventional triaxial creep curve

1.3 直墙半圆拱巷道半径等效方法

在进行巷道围岩失稳特征与机理的研究中, 构建围岩蠕变位移表达式是基础问题, 而围岩位移表达式的建立通常以弹塑性理论中圆形孔洞为基础进行求解, 巷道圆形的等效半径是关键因素, 因此在进行巷道位移理论值计算前应进行巷道半径的等效计算。鉴于多数巷道并非理论计算的圆形巷道, 通过等效半径方法确定直墙半圆拱巷道的半径。

为推导方便, 假设巷道形状为圆形, 利用圆形洞室弹塑性应力分布理论, 以半径R0的圆形巷道及其围岩均质同性为条件, 基于修正芬纳方程可以得到巷道围岩塑性区半径范围。

在工程实践中通常巷道并非圆形巷道, 而非圆形巷道的塑性区厚度以及围岩位移的理论计算相对较困难, 为了适应工程需要, 采用等效直径、等效面积等方式对直墙半圆拱巷道塑性区半径进行描述, 并进行对比分析。在等效直径的研究方面,对于矩形巷道通常选择对角线作为矩形的等效直径[28], 为便于分析直墙半圆拱型巷道的有效半径,笔者基于前人关于等效半径的研究成果[29–30], 对不同形式的等效方法进行对比, 选用合理的等效方案对直墙半圆拱巷道的有效半径进行计算。

方法1: 矩形外接圆等效半径法, 如图4(a)所示,将直墙半圆拱矩形部分对角线当做直墙半圆拱的等效半径。

图4 巷道半径示意图Fig.4 Schematic diagram of radius of roadway

方法2: 等效面积法, 如图4(b)所示, 将直墙半圆拱面积当做圆, 通过公式求解其半径。

方法3: 最大半径法, 如图4(c)所示, 在直墙半圆拱的面积内寻求最大直径, 以此半径求围岩弹性区与塑性区以及破碎区。

为方便应用, 将各最大半径确定方法采用函数表达式表示。

通过对比可知, 矩形外接圆等效半径法小于最大半径法; 当1a>3.276时, 最大半径法计算所得的半径大于等效面积法。直墙半圆拱巷道围岩变形量应大于内接圆法所计算的半径。

1.4 直墙半圆拱巷道围岩塑性区范围

信湖煤矿81采区上山巷道所处围岩的基本物理力学参数见表2。

表2 试验巷道围岩力学参数Table 2 Test the mechanical parameters of roadway surrounding rock

经计算信湖煤矿81采区带式输送机上山在拱顶2.6 m处塑性区厚度达最大, 约为1.86 m。

81采区带式输送机上山帮部位置声波测试采用CT2超声波围岩裂隙探测仪, 测试过程中记录波速与孔深的变化曲线, 便可判断出围岩塑性区的范围。声波测试结果如图5所示。由图5可知, 声波波速随围岩完整性增强而增高, 巷道围岩完整性较好, 则巷道稳定性较高, 波阻抗就越小, 实测的声波波速越大, 反之则低; 测孔波速呈现浅部小、深部大的变形规律。声波波速在孔深1.9 m内, 围岩最高波速为1.6 km/s, 最低波速1.27 km/s; 随着孔深的增加, 声波波速逐渐增大, 在距孔口2.0~2.6 m时,声波波速不断增大并逐步趋于稳定, 波速基本稳定在2.04 km/s左右。

图5 声波测试结果Fig.5 Acoustic test results

利用高清探头观测钻孔内的裂隙发育情况, 判断巷道掘进后围岩塑性区半径。钻孔窥视结果如图6所示。

图6 81采区带式输送机上山钻孔窥视结果Fig.6 Peeking results of the drilling hole on the belt machine in 81 mining area

结合图5, 6可知, 0.5 m范围内围岩整体性较差,裂隙发育, 围岩松散程度较高; 0.5~1.5 m围岩裂隙相对0.5 m范围有所减少; 1.5~1.8 m范围裂隙发育,包含纵向裂隙与横向裂隙; 1.8~2.1 m处有微裂隙,并且裂隙宽度逐渐减小; 大于2.3 m巷道围岩较为完整, 密实性较好。通过钻孔窥视, 判断围岩塑性区厚度范围为1.5~2.1 m。

综上所述, 通过卡斯特纳公式[31]进行理论计算、声波测试、钻孔窥视对信湖煤矿81采区带式输送机上山围岩裂隙发育范围进行分析, 所得结果基本一致, 得到81采区带式输送机上山围岩塑性区厚度为1.5~2.1 m。

2 直墙半圆拱巷道位移解析解与损伤劣化

Burgers模型作为一种经典流变模型, 能够较好地描述岩石流变曲线, 笔者以此模型为基础对巷道围岩位移表达式进行推导。Burgers模型示意如图7所示, 图中η1,η2,E1,E2为模型的力学参数;ε1为瞬时应变;ε2为衰减蠕变阶段应变。

图7 Burgers模型Fig.7 Burgers model

2.1 圆形巷道位移解析解

Burgers模型的本构可以描述为

采用张量可以描述为

式中,P1,P2,Q1,Q2为的微分多项式;Sij,eij为三维元件参数, 分别表示应力与应变;iiσ与iiε为应力与应变球张量表示形式。

将Laplace算子H1,H2,G1,G2分别表示η1,η2,E1以及E2。结合式(2), (3)可得:

根据弹性理论可知弹性剪切模量G与体积模量K可以采用弹性模量与泊松比进行描述,

其中,E为岩石弹性模量;μ为泊松比。

根据式(3)~(5)推导得到

通过对式(6)进行整理可得:

在等围压状态下, 圆形轴对称巷道径向位移表达式为

式中,P0为原岩应力;R0为巷道半径;r为巷道塑性区半径。

考虑岩体(E,μ)与时间和应力有关, 对式(9)进行变换, 得

将式(7)和(8)代入式(10), 可得

式(11)可以改写成

通过等式代换求解可得

结合式(12)和(13)可得

2.2 直墙半圆拱巷道位移解析解及其验证

基于D-P准则, 以试验巷道具体工程地质条件为例, 对巷道开掘后围岩塑性区范围进行理论计算。基于莫尔–库伦准则, 初始地应力按自重应力计算。巷道尚未支护, 支护反力pi为0。为便于分析验证本构模型的正确性与合理性, 采用FLAC数值模拟软件对巷道变形进行模拟。试验巷道位移变形量的模拟结果与理论结果如图8所示。通过利用最大半径值对巷道位移进行计算, 可知模拟结果位于理论计算的最大塑性区半径与最小塑性区半径之间。

图8 巷道位移变形Fig.8 Simulation diagram of tunnel displacement and deformation with

由图8可知, 在巷道位移变形过程中, 随着时间的增加位移整体呈非线性演化趋势, 在变形初期巷道产生瞬时变形, 瞬时变形后其变形速率随之减小, 随着时间的增长巷道位移变形量进一步增大,呈匀速变形的特征。由模拟结果可知, 在匀速蠕变阶段巷道顶板下沉量约为10 mm/d, 变形速率较大,在巷道掘进过程中应进行支护, 以防止围岩时效性劣化, 造成安全隐患。为了减小顶板位移量应进行随掘随支。

2.3 深井巷道围岩损伤劣化机制与一次支护时机

巷道开挖前处于三向等压状态, 即

式中,1σ,2σ,3σ分别为最大主应力、中间主应力及最小主应力。

鉴于围岩无法进行加卸载试验, 因此围岩储存的弹性能密度采用公式进行计算, 计算公式为

假设巷道开挖瞬间完成, 周围围岩体处于弹性状态, 围岩并未产生分区, 力学模型如图9所示, 图中re为塑性变形后围岩弹性区扩展半径;r为塑性区半径。

图9 围岩力学模型Fig.9 Mechanical model of surrounding rock

在极坐标下, 切向应力与径向应力可以描述为

式中,θσ为弹性区切向应力;rσ为弹性区径向应力。

根据胡可定律, 垂直巷道断面方向的应力为

将式(17)和(18)代入式(16)可得围压弹性能密度表达式:

则巷道围岩积聚的能量可以通过极坐标下双重积分得到

巷道开挖后, 一旦围岩积聚能量大于储能极限, 围岩产生裂隙形成塑性区, 释放部分能量, 其余的能量向深部转移(图9)。

根据巷道围岩弹塑性解析解, 在未支护情况下塑性区应力为

式中,σPθ为塑性区切向应力;σPr为塑性区径向应力;φ为围岩的内摩擦角。

基于塑性区应力状态可得塑性区内的弹性能密度

由围岩弹性区以及弹塑性区的径向应力与切向应力分布可知, 围岩应力与围岩的塑性区半径以及巷道半径密切相关, 围岩能量密度仅代表该位置的能量密度演化规律, 不能代表整个弹性区或塑性区的能量密度, 并且在塑性区应力表达式中包含余切与正弦函数, 若将弹性能密度代入式(20), 采用二重积分得到围岩整体能量的计算难度较大。因此, 为了便于分析可以通过计算不同位置的能量密度, 拟合半径与能量密度的经验公式。

弹性力学模型的弹性能密度经验公式可以描述为

式中,r′为弹性模型中围岩深度。

弹塑性力学模型的弹性能密度经验公式可以描述为

式中,r˙为弹塑性模型中塑性区围岩深度。

以时间为轴线, 可以认为弹塑性力学模型(图9(b))是由弹性力学模型(图9(a))逐渐演变而成, 所以围岩形成塑性区所耗散的能量可由弹塑性模型的塑性区半径内弹性力学模型的弹性能密度与弹塑性状态的弹性能密度差值进行表征, 即

在上述分析和研究中将81采区带式输送机上山巷道断面等效为圆形巷道, 并且给出了巷道围岩塑性区范围。巷道参数分别取:P0=25 MPa, 等效圆形巷道半径为R0=2.83 m,E=5.7 GPa,μ=0.18,c=2.81 MPa,φ=26.5°, 则围岩塑性区厚度为1.6~2.1 m。

谢和平[16]等认为岩体能量耗散会造成岩体内部不可逆损伤, 而岩体损伤必然导致其强度与力学参数的劣化。为了分析围岩塑性区形成过程中的劣化过程, 对圆形巷道弹性力学模型与圆形巷道弹塑性力学模型中深度为0.4, 0.8, 1.2, 1.6, 2, 2.1 m处储存的弹性能密度进行计算, 对比2种模型所储存的弹性能密度, 弹性能密度与围岩深度演化规律如图所示10。

由图10可知, 在弹性力学模型中围岩储存的弹性能密度随着围岩深度的不断增加而逐渐减小, 表明前部围岩达到储能极限后会率先产生损伤, 逐渐向深部转移直至该深度的围岩储存弹性能低于该处的储能极限, 说明围岩损伤劣化是一个由浅部向深部转移的过程, 该过程中浅部围岩产生损伤, 围岩逐渐劣化, 直至围岩产生损伤, 释放的弹性能向深部转移。

图10 弹性能密度与围岩深度演化规律Fig.10 Evolution law of elastic energy and depth of surrounding rock

在时间效应作用下围岩由于时效而不断有变形产生, 即不断有能量耗散, 而能量耗散与围岩半径呈正比, 说明在围岩蠕变过程中塑性区范围不断增大, 其塑性区半径亦不断增大, 如图11所示, 围岩塑性区半径可能由r变为r1, 如果任由围岩蠕变塑性区会进一步演变为r2。说明蠕变产生的能量耗散会使围岩产生损伤, 表现为围岩的塑性区增大而其承载能力劣化, 因此需要进行及时支护。

图11 围岩塑性区半径演化示意Fig.11 Schematic diagram of radius evolution of plastic zone in surrounding rock

基于上述分析, 主体巷道一次支护采用“锚网索喷注+锚带网索喷注”联合支护, 即锚杆(普通锚杆ϕ22 mm×2 600 mm, 间排距800 mm×800 mm; 注浆锚杆ϕ25 mm×2 800 mm, 间排距1 600 mm×1 600 mm)+锚索(普通锚索ϕ21.8 mm×7 300 mm, 间排距1 600mm×1 600 mm; 注浆锚索为ϕ22 mm×7 000 mm, 间排距2 400 mm×2 400 mm)+混凝土喷层100 mm。一次支护示意如图12所示, 由于一次支护锚索与一次支护注浆锚索在沿巷道走向方向上位置不同, 而在断面图中的位置相同, 因此在断面图(图12(b))上只标注显示一次支护锚索。

图12 巷道一次支护示意Fig.12 Schematic diagram of roadway support section

为了验证该一次支护方案的支护效果, 选用FLAC3D进行数值模拟。结合信湖煤矿81采区带式输送机上山实际情况建立数值模型, 模型以巷道轴线方向(掘进方向)为Y轴, 垂直于巷道的轴线方向为X轴, 垂直方向为Z轴, 向上为正。模型尺寸为X×Y×Z=60 m×150 m×83 m, 分别对模型侧向位移和底部垂直位移进行约束, 上端面自重应力为24.5 MPa。模拟结果表明, 巷道在经历衰减蠕变阶段后, 进入匀速蠕变过程, 在匀速蠕变过程中其顶底板移近量呈匀速增加。一次支护后巷道顶板位移随时间变化如图13所示。在支护初期巷道顶板位移速率随时间增长而逐渐减小; 在匀速蠕变阶段, 其位移速率约为0.4 mm/d, 鉴于机巷服务年限,若一直保持匀速蠕变, 则巷道顶板位移量会致使巷道变形过大而影响服务年限, 并造成安全隐患。

图13 一次支护后巷道顶板位移模拟结果Fig.13 Roadway roof and floor movement

3 信湖煤矿二次支护方案与现场工业试验

由上节分析可知, 在巷道进入匀速蠕变阶段后, 其仍以一定变形量持续变形, 围岩蠕变变形与围岩整体损伤劣化呈正相关性。若在此基础上持续变形, 巷道仍将以相对较高的速率不断劣化, 其仍存在失稳的风险。

3.1 二次支护时机的选择

众多学者[32–34]在关于巷道支护的研究中提出二次支护的动态补强概念, 为巷道长期稳定支护提供了新思路。一次支护后支护结构与围岩相互作用, 围岩释放的部分能量将由锚杆(索)吸收, 致使用于驱动巷道塑性区发展的应变能减少, 围岩损伤劣化速率逐渐降低。虽然锚杆通过提供支护阻力以调整围岩能量耗散, 若通过一次支护增加锚杆吸能而完全控制能量向深部转移, 阻止围岩进一步损伤劣化并不现实, 因此需要开展二次支护。

定义垂直应力峰值比率k来表征一次支护后围岩应力峰值的变化程度, 以揭示一次支护后围岩垂直应力峰值随滞后时间的变化规律。

式中,σmaxi+1为i+1时刻的垂直应力峰值;σmaxi为i时刻的垂直应力峰值; Δt为i+1时刻与i时刻的时间差。

81采区带式输送机上山一次支护后两帮垂直应力峰值随时间变化曲线如图14所示。

图14 一次支护后不同时刻峰值应力变化规律Fig.14 Changes of peak stress at different times after a support

由图14可知, 10, 30, 50, 60, 80, 90 d的垂直应力峰值分别为29.57, 29.71, 29.90, 30.01, 30.10,30.14 MPa。81采区带式输送机上山一次支护后的60 d, 帮部垂直应力峰值变化增量相对于前期有所减小, 曲线在此处出现明显的拐点, 同时垂直应力峰值比率k达到最大值, 随后k值降低, 并不再随着时间的增长而变化, 说明一次支护50~70 d内垂直应力峰值增长明显变慢。从数值角度验证了理论分析得到的81采区带式输送机上山一次支护与动态补强的最佳时机为50~70 d。

3.2 二次支护方案及其模拟

二次支护参数的选择对整个巷道支护至关重要。本文采用数值模拟分析确定二次支护时机, 并定性研究二次支护中锚杆的支护长度。

为了能全面研究二次支护锚杆长度在支护中所起的作用, 模拟时在一次支护的基础上, 考虑6种不同的工况, 二次支护锚杆长度分别取2.2, 2.6,3.0, 3.2, 3.4, 4.0 m, 一个断面施加14根锚杆, 锚杆的间排距为800 mm ×800 mm。

模型计算过程为: 先对模型进行原始地应力场的计算, 待初始地应力形成后, 对巷道进行一次支护, 支护完成后再进行动态补强, 模拟动态补强锚杆长度从2.2 m增加至4.0 m, 分析不同锚杆长度对支护效果的影响。

图15~16为不同动态补强锚杆长度巷道围岩垂直应力及剪应力云图。

图15 不同锚杆长度二次支护后巷道围岩垂直应力云图Fig.15 Nephogram of vertical stress in roadway surrounding rock under different anchor rod lengths after secondary support

由图15可知, 随着动态补强锚杆长度的增加,巷道两帮围岩应力集中区的应力峰值呈下降趋势,从28.13 MPa减小至27.973 MPa。

由图16可知, 巷道围岩的剪切应力随动态补强锚杆长度的增加而增大, 说明一次支护后进行动态补强能够改善巷道围岩应力场, 但当动态补强锚杆增加至3 m以上后, 其改善效果减弱。

图16 不同锚杆长度二次支护后巷道围岩剪应力云图Fig.16 Shear stress nephogram of roadway surrounding rock under different anchor rod lengths after secondary support

图17为一次支护后二次支护中不同动态补强锚杆长度下巷道围岩在160 d时的最大位移。

图17 不同长度锚杆二次支护后巷道顶板与帮部位移Fig.17 Displacement of roadway roof and side parts after secondary support with different lengths of bolt

由图17可知, 在其他参数相同的条件下, 动态补强锚杆长度越长, 巷道周边最大垂直位移及水平位移的数值越小, 说明支护效果与动态补强锚杆长度成正比系。在动态补强锚杆长度为3 m时, 曲线存在拐点, 说明当动态补强锚杆长度小于3 m时,动态补强锚杆长度的增加对位移的影响比较显著,增加动态补强锚杆长度有利于控制巷道围岩的变形; 当动态补强锚杆长度超过3 m时, 动态补强锚杆长度对减小围岩的变形量并不明显。因此, 二次支护中动态补强锚杆最佳长度为3 m。

81采区带式输送机上山巷道二次支护后的平、剖面示意如图18所示。由于二次支护锚杆与一次支护锚杆在巷道断面图中显示的位置相同, 因此在断面图(图18(b))中只标注显示二次支护锚杆;由于一次支护锚索与一次支护注浆锚索在沿巷道走向方向上位置不同, 而在断面图中的位置相同,为了显示一次支护注浆锚索位置, 因此在断面图(图18(b))上只标注显示一次注浆锚索。

图18 支护示意图Fig.18 Schematic diagram of suppor

二次支护后巷道位移变形监测结果见图19。

图19 二次支护后巷道表面位移Fig.19 Surface displacement of roadway after secondary support

由图19可知, 进行二次支护后, 巷道位移匀速变形速率明显降低, 巷道匀速变形量与第一次支护后的匀速变形相比明显减小。说明二次支护能有效降低巷道在匀速蠕变阶段的变形量, 能够保证巷道在服务期限内的正常使用。在一次支护基础上进行二次支护可以有效防止围岩在匀速蠕变阶段产生位移, 基于一次支护模拟结果增加二次支护,支护时机选择50 d。

3.3 现场监测结果及分析

信湖81采区带式输送机上山属于深井高应力巷道, 其服务于整个81采区, 服务年限较长。对该处巷道围岩从一次支护到二次支护的全过程变形进行位移监测, 监测结果如图20所示。

图20 信湖81采区带式输送机上山表面位移Fig.20 Mountain surface displacement of sealing-tape machine uphill in Xinhu 81 mining area

由图20可知, 在巷道开挖后的14 d内(约距离掘进工作面30 m), 巷道顶底板及两帮围岩移近速率较快, 之后围岩的变形速率逐渐变缓; 两帮移近量最大为49 mm, 顶底板移近量最大为39 mm, 两帮最大位移变形速率为10 mm/d, 顶底板最大位移变形速率约为9 mm/d。

在一次支护后约40 d逐步对布置的矿压监测区域进行动态补强, 动态补强后, 围岩变形量较小,平均位移增量约0.5 mm/d, 可见81采区带式输送机上山经过补强支护后, 围岩移近量小, 支护情况良好, 支护设计满足巷道需求, 动态补强能够有效控制围岩的变形, 提高围岩自承能力。

4 结 论

(1)利用非圆形巷道等效变换、理论计算以及现场工业试验, 确定了塑性区半径, 结合圆形巷道围岩位移表达式得到了直墙半圆拱巷道的围岩时效变形公式, 进一步利用数值模拟方式验证了表达式的正确性。

(2)基于不同状态下的巷道力学模型, 分析了围岩塑性区形成过程中的能量耗散, 利用能量耗散表征了围岩损伤劣化时效特征, 并且结合理论计算围岩时效变形曲线特征, 从时效性能量耗散角度提出了一次支护时机。

(3)通过数值模拟一次支护后围岩变形特征, 分析了围岩在一次支护后的时效性损伤劣化演化趋势, 在一次支护基础上提出了二次支护, 并且通过数值模拟分析围岩剪应力、垂直应力以及塑性区,确定二次支护锚杆长度, 结合应力峰值以及应力峰值比率确定了二次支护时机。

(4)基于深部直墙半圆拱巷道围岩表面位移观测, 说明本文提出的支护方案能够较好地控制围岩变形, 可为类似条件的深部巷道支护提供了参考。