围岩应力分布数值模拟（精选7篇）
围岩应力分布数值模拟 篇1
1前言
数值模拟作为矿井采场观测的一种重要手段,可以从定量的角度定义“三区”、“三带”的范围及形态[1]。本文在五虎山煤矿12号煤层相关顶板力学性质测试的基础上,结合生产实际,利用试验获取的煤岩力学参数,应用ANSYS软件对五虎山煤矿1201工作面采场围岩应力场分布规律进行模拟研究,岩体控制区域精确划分对于研究顶板垮落规律、煤壁围岩稳定性、液压支架支护强度、工作面推进速度确定及采空区遗煤处理等工作都有着重要的影响[2]。
2采场概况
五虎山煤矿1201工作面是其12号煤层盘区北翼的第一个工作面,工作面平均采高为4.2m,在工作面南侧是1 2号煤层的回风上山,东侧是1203回风巷,北侧是井田的开采边界,西侧600m是总回风巷。1201工作面开采采用的是走向长壁后退式全部垮落综合机械化开采方法,工作面的回采率为95%,工作面可服务17个月。随着工作面的回采,采场围岩应力重新分布,上覆岩石发生移动破坏,形成了“横三区”、“竖三带”。
3有限元模型的建立
屈服准则采用Drucker-Prager准则,模型的尺寸选取宽为320m,高为120m,模拟采空区的宽度值为200m,工作面推进距离取200m,模型包含4个边界,模型的左、右边界限制水平位移,下边界限制垂直位移。模型的左右两侧施加水平方向约束,底边施加竖直方向约束,模型上边界施加压力[3]。根据井田地质综合柱状图可知,模型上方地层的厚度约为200m,因此模型顶部受到的压力p=ρgh=2 500×10×200Pa=5MPa,其中ρ取煤岩的近似平均密度。通过试验室测试,12号煤层及12号煤顶板的密度、弹性模量、泊松比、单轴抗压强度见表1所示,计算模型如图1所示。
根据库仑准则,岩石单轴抗压强度与粘聚力和内摩擦角的关系为:
式中:σc——单轴抗压强度,MPa;
C——粘聚力,MPa;
φ——内摩擦角,(°)。
4 1201工作面围岩应力场分布规律模拟
4.1支承压力分布规律模拟分析
利用所建模型,采用ANSYS有限元软件得到的随1201工作面推进支承压力分布云图如图2所示。在工作面回采早期阶段,卸压区只出现在煤层顶底板附近,切眼位置和煤壁位置则出现应力集中现象。伴随着工作面的不断向前推进,煤壁处的应力集中现象显现强烈并且范围不断扩大,则在煤层的顶底板位置也就会慢慢出现卸压区域和应力增高的区域[4]。
4.2“三区”范围的模拟分析
在“三区”范围的模拟分析过程中,观测线的布置方法是在距离12号煤底板28.9m的13号煤上界面(0号观测线)、距离12号煤底板12.9m的13上2号煤层上界面(1号观测线)、12号煤上界面(2号观测线)、距离12号煤顶板14.7m(3号观测线)、距离12号煤顶板26.9m(4号观测线)、距离12号煤顶板37.8m(5号观测线)、距离12号煤顶板48.9m(6号观测线)处各设置一条观测线,进行观测,如图3所示。
由于观测过程中,原岩应力值都是变化的,可由其集中系数来说明支承压力分布的情况。
当1201工作面回采到200m位置时,距离12号煤底板28.9m的13号煤上界面及距离12号煤底板12.9m的13上2号煤层上界面支承压力的分布规律如图4所示。由图4可知,由于1201工作面的推进,使得以上煤层位置都形成了应力增高的区域和应力降低的区域,这些区域分别位于1201边缘煤体下方及采空区内,并且随着作用距离的增加而有逐渐衰减和扩散的趋势。其中工作面后部大约42m范围内,卸压达到了30%,这样使得其煤层的透气性大大增强,并伴有诸多裂隙随之产生。
工作面推进200m时2号～6号观测线上应力集中系数情况见图5～图7。
从图5中可看出该图描述了12号煤上界面及距离12号煤顶板14.7m处的支承压力分布规律情况,在图中可清晰地分辨出压力的各个变化区域(降低、增高、稳定)和重新压实的区域。离层区域的起始位置可选在压力下降最大处,重新压实区域的位置可选在原始压力位置[5]。
从图6中可以看出重新压实的区域为4号观测线压力最低值为19m处,其离层区从此处开始,范围到前方70m。5号观测线压力最低值为25m,其离层区范围可圈定为25～70m。支承影响区在离层区的前部,重新压实区在其后部。
从图7中可以得知,6号观测线的支承压力值得波动比较小,都在20%以内变化,这时就表明4号观测线代表的岩层已经处在弯曲下沉带之中。
4.3“三带”范围的模拟分析
岩石有3种破坏形式,分别为受压、受拉和剪切破坏。可将超过岩石抗拉强度的双向受拉区域表示为“三带”中的冒落带[6]。若考虑到岩石为非均质体,岩石本身缺陷的影响和操作方便性,可将最大主应力和最小主应力同时达到受拉状态的区域范围定义为冒落带,以此可推得裂隙带为岩石应力超过屈服强度(抗剪强度)出现塑性变形的岩层区域。裂隙带的高度为最大主应力下降幅度超过20%的岩层高度,若降幅达不到以上值的情况便把它归结为弯曲下沉带。由此可知冒落带的区域和裂隙带的区域主要是受最大、最小主应力,岩石应力强度的影响,可以从其最大、最小主应力及岩石应力的变化情况来确定“三带”的区域[7,8]。如图8、图9所示为工作面向前推进200m时最小、最大主应力变化情况。
由以上分析可以断定,在本研究范围内垮落带最大高度约为距本煤层顶板14.7m,裂隙带最大高度约为距本煤层顶板48.9m (包含垮落带),厚度达6m的砂页岩为关键层,在其上覆岩层区域为弯曲下沉带。
5结语
1201工作面在开采时,其上覆的9号、10号煤层以及下覆的13上2号和13号煤最大卸压值均达到或超过30%。根据12号煤层不同距离的观测数据判断“三区”范围有所区别,在4号观测线距离工作面19m处位置支承压力下降最大,在5号观测线此点是距离工作面25m处的位置,以此拐点确定“三区”范围。从数值模拟分析中可知,“三带”的区域可以通过其最大、最小主应力及岩石应力的变化情况来确定,同时覆岩中厚硬关键层也影响了各带的高度,其中,裂隙带与弯曲下沉带的厚度还受两带中厚硬岩层位置的影响。
参考文献
[1]吴健斌.大倾角煤层工作面矿压显现的数值模拟分析[J].煤炭工程,2010,(5),80-82.
[2]胡殿明,林柏泉.煤层瓦斯赋存规律及防治技术[M].徐州:中国矿业大学出版社,2006.100-109.
[3]祁瑞清,唐万军.锚杆支护对层状岩层巷道作用的二维有限元分析[J].中国矿业,2009,(4):78-81.
[4]李锋.深部煤层开采底板破坏特征研究[D].邯郸:河北工程大学,2012.
[5]邢玉章,王学民,姜铃.沿空巷道锚网支护技术数值模拟研究[J].顶板压力与管理,2005,(4):71-73.
[6]邢真强,何启林,彭伟.正行煤矿综放工作面采空区“三带”分布规律研究[J].矿业安全与环保,2013.(2):5-7.
[7]周德永.回采面顶板覆岩卸压抽放瓦斯机理及合理参数研究[J].矿业安全与环保,2003,(4):3-6.
[8]梁世伟.榆阳煤矿2301工作面导水裂隙带高度的数值模拟[J].中国安全生产科学技术,2013,(3):46-50.
围岩应力分布数值模拟 篇2
1.1 高地应力区岩体特性
高地应力定义。在地应力的实测和研究中,对于高地应力的概念至今还没有一个明确的定义,以下从两方面来讨论高地应力的定义和特征:
1)从成因来考虑。自重应力和构造应力是地应力的主要组成部分,在自重应力影响相同的情况下,构造应力决定了一个地区的地应力值的高低。从这点出发,所谓“高”是一个相对的概念,高地应力的划分应以构造应力在地应力场中的贡献大小为根据,建议用下式来分类:
n=I1/I
其中,I1为实测地应力的主应力之和;I
2)从量方面来考虑。高地应力区一般地应力数值较高,多在20.0 MPa以上。应以发生岩爆和岩芯饼化的临界地应力为标准,区分和定义高地应力,提出当空间最大的一个地应力值超过3倍以上该地区岩体抗剪断强度时,该地应力称为高地应力[3]。
1.2 锦屏辅助洞高地应力分布规律
锦屏工程区长期以来地壳急剧抬升,雅砻江急剧下切,山高谷深。地貌上属于地形急剧变化地带,因此,原储存于深处的大量能量,在地壳迅速抬升后,虽经剥蚀作用使部分能量释放,但残余部分很难释放排尽,因而本区是地应力相对集中地区,有较充沛的弹性能储备。
从测试方法的机理和长探洞所处工程地质条件及测试成果的系统分析考虑,在应力解除法、AE法、水压致裂法三种方法的测试成果中,水压致裂法测试成果能较确切的反映雅砻江岸坡地带及埋深1 843 m下的地应力场分布,在洞深3 005 m(埋深1 843 m)处地应力值是42.11 MPa。从已有地应力测试成果分析可得锦屏工程区地应力特征如下:
1)埋深大于1 200 m时,地应力场由谷坡地带局部地应力转变为以垂直应力为主的自重应力场;
2)最大主应力、中间主应力和最小主应力均随埋深增加而增加,但递增关系呈非直线关系;
3)σ1/σ3比值随洞深的增加而减小,即最小主应力随洞深增加的速率大于最大主应力随洞深增加速率。
由初始地应力场反演回归分析得工程区三维地应力场分布规律:
1)断层对初始地应力场的影响是局部的,深部岩体受断层的影响比浅层岩体受断层的影响要大一些。主应力矢量分布规律、变化趋势、方位和倾角与不考虑断层时基本相同,只是由于断层的影响,在靠近断层附近的岩体主应力值有所减小。
2)锦屏工程区地应力场基本上是以自重为主,引水隧洞洞线附近地应力场的侧压力系数为:Kx=σx/γH=0.7～1.2之间;Ky=σy/γH=0.6～1.0之间;Kz=σz/γH=0.8～1.1之间。
3)在引水隧洞高程1 600 m处,最大和最小主应力值分别为54 MPa和32 MPa。通过以上分析知,在埋深2 500 m处的最大主应力值达54 MPa,因此锦屏工程区属高地应力区。锦屏工程引水隧洞处于高地应力区,开挖时,岩体将表现出高地应力区岩体的特性。高地应力引起围岩应力高度集中,将对围岩稳定和支护结构安全产生不利影响。
2 数值模拟分析
锦屏交通辅助洞埋深大,最大约2 500 m,工区处于高地应力区,在开挖卸载后出现应力集中,为了更好的了解该隧洞在开挖过程中的应力状态,进行了数值模拟计算。采用ANSYS9.0进行数值模拟,选取单元类型为Plane42平面单元,有限元模型采用弹塑性本构模型,在ANSYS中,DP材料选项使用Drucker-Prager屈服准则。本隧洞系硬质岩隧洞,采取一次性全断面开挖,进行模拟时未考虑锚杆和喷射混凝土的支护作用,即模拟未支护前的围岩应力场。
初始地应力状态有两种应力状态:一种选取中部最大埋深处断面,由拟合主应力求得的竖直应力为49 MPa,水平应力为34 MPa;另一种选取水平应力与竖直应力相近的断面,竖直应力为28 MPa,水平应力为26.4 MPa。开挖断面取停车带加宽断面,断面形状为马蹄形断面,断面洞径最宽处为9.20 m,高为7.2 m。数值模拟中物理力学参数的设定以表中大理岩参数均值为标准,即E=22 250 MPa,μ=0.215,γ=2 650 N/m3,C=2.1 MPa,φ=50°。隧洞开挖采取全断面一次性开挖,初始状态模型上部及左右两侧作为荷载边界,施加两种荷载情况,底部约束为竖直方向位移。加宽带断面计算模型:计算区域为50 m×50 m,开挖前模型单元个数为2 220个、节点个数为2 243个;开挖后计算模型单元个数为1 680个、节点个数为1 764个。
如图1所示,初始水平应力26.4 MPa,竖直应力28 MPa的情况下,最小拉应力为2.11 MPa,最大拉应力为6.32 MPa,最大拉应力已超过岩体单轴抗拉强度均值5.425 MPa,在拱顶岩壁上的岩石会被拉裂。
如图2所示,初始水平应力34 MPa,竖直应力49 MPa的情况下,最小拉应力为2.34 MPa,最大拉应力为9.38 MPa,最大拉应力已远超过岩体单轴抗拉强度均值5.425 MPa,在拱顶岩壁上会发生岩爆。
如图3所示,初始水平应力28.4 MPa,竖直应力28 MPa的情况下,隧洞在开挖后的第三主应力均为压应力,拱顶处仅为6.01 MPa,拱脚处最大为36.1 MPa,墙角处最大为54.2 MPa。
如图4所示,初始水平应力34 MPa,竖直应力49 MPa的情况下,隧洞在开挖后的第三主应力均为压应力,拱顶处仅为9.86 MPa,拱脚处最大为39.4 MPa,墙角处最大为88.7 MPa。
总体来说,随着应力的增大,在拱顶处第一主应力均为拉应力,第三主应力的最大值量值在-54.2 MPa～-88.7 MPa 之间,只是局部破坏,隧洞整体自稳能力较好,仅在局部区域施作随机锚杆即可保证围岩稳定。
本隧洞处于高地应力区,且隧洞埋深大,在隧洞开挖后部分区域必然出现应力集中现象,甚至发生屈服,围岩进入塑性区。
如图5所示,初始水平应力26.4 MPa,竖直应力28 MPa的情况下,塑性区出现在隧洞侧壁,发展深度最大为1.5 m。
如图6所示,初始水平应力34 MPa,竖直应力49 MPa的情况下,塑性区也出现在隧洞侧壁,发展深度最大为2.5 m。
相比较,应力增加的情况下,塑性区也在向深部发展。
3 结语
通过分析影响围岩稳定性的各种因素,并列举出通用的几种失稳判据。结合本工区地应力分布规律和岩体特性,建立起高地应力作用下隧洞围岩结构非线性有限元仿真计算模型,考虑两种不同断面。
采用ANSYS9.0进行数值模拟,通过计算分析得出了不同的应力状态下围岩的最大主应力场、塑性区发展情况。计算分析表明,隧洞在局部出现严重破坏,但整体来说,由于岩体完整,而整体稳定性较好。
参考文献
[1]李华晔.地下洞室围岩稳定性分析[M].北京:中国水利水电出版社,1999:78-82.
[2]朱维申,何满潮.复杂条件下围岩稳定性与岩体动态施工力学[M].北京:科学出版社,1995:2-11.
[3]张志良,徐志英.高地应力区地下洞室围岩稳定和变形分析[J].河海大学学报,1999,19(6):771-774.
围岩应力分布数值模拟 篇3
1 工程概况
甘肃魏家地煤矿的二号石门穿三层煤而过, 三煤层厚度为6m~7m, 煤层结构简单。受三号煤交叉分割影响, 二号石门分为全岩段、上煤下岩段、全煤段、上岩下煤段四大段。二号石门根据矿方要求设计为马蹄形断面 (图1) 。
2 数值模型建立
FLAC2D是一个用于工程力学计算的二维显示有限差分程序。最早由岩土和采矿工程师开发, 适用于模拟土体、岩石或其他弹塑性材料。材料可以由单元以及由网格区域代替, 网格区域可形成任意形状以适应模型的要求。本文即采取该软件进行分析工作。
2.1 计算工况
(1) 自重应力平衡;
(2) 全断面开挖隧道 (新奥法) , 应力释放30%, 计算平衡;
(3) 施做初期支护, 应力释放30%, 计算平衡;
(4) 施做二次衬砌, 应力释放剩余的40%, 计算平衡。
2.2 计算参数
2.3 数值模型
根据现场资料及巷道附近围岩段地形, 选取其中一个隧道断面建立数值计算模型。鉴于FLAC2D对计算规模的可适应性, 该数值模型在计算中划分8000个单元网格, 见图2。
3 模拟计算
3.1 应力分析
从图3中的a图 (自重应力平衡) 可以看出模型顶部竖向位移最大, 随着深度的增加, 竖向位移不断减小, 符合实际情况。开挖应力释放30%后b图的竖向位移分布图可以看出应力在巷道断面边缘比较集中, 但是总体上来看仍然是随深度增加的, 当再次释放30%时的图c可以看出, 应力的变化不是那么明显。最后加二次衬砌后围岩应力再次释放40%, 此时应力在隧道边缘集中的现象更加明显, 这与施工中的实际情况是相符合的。
3.2 位移分析
开挖后从竖向位移分布图看出图4中a图上部下沉, 下部弯曲沉降, 水平方向的位移不明显。当施做初期支护可以观察到竖向的位移发生明显的变化, 且偏于开挖处, 水平方向的位移仍然没有很明显的变化, 当施做二次衬砌后竖向隧道基本可以与外岩体达到平衡见图c, 水平方向变化不明显。
3.3 轴力、弯矩、剪力的分析
对巷道施加二次初衬后轴力出现上拱大, 下部小, 在右下角出现较大的变化, 剪力左侧出现了最大值, 其弯矩在两曲线交点处是最大, 这与模型的建立中交点处没进行平滑处理, 导致应力在此集中有关。施加二衬后轴力有了明显的增大, 且分布比较均匀说明二衬达到了平衡围岩应力作用, 但是弯矩的变化曲线还是比较尖锐, 这也是与连接点没平滑处理有关, 此时剪力的分布已经趋于平缓, 说明下部结构比较稳定。保证了巷道的稳定性。
4 结论
本文利用FLAC2D软件建立数值模型来模拟计算了魏家地煤矿二号石门围岩段开挖支护过程, 计算分析了巷道开挖前自重应力平衡、全断面开挖、施做初期支护和施做二次衬砌等四个过程中围岩和支护结构的变形、受力等情况, 从模拟计算结果来看, 有以下结论:
(1) 对巷道围岩应力的释放率选择为全断面开挖后释放30%, 初次支护后释放30%, 二次衬砌完成后释放40%。这样的围岩应力释放率分配是合理的。
(2) 计算结果基本和施工实况一致。隧道的各向应力趋于平衡, 但是应力集中的现象还是比较的明显, 这主要是没对过渡处进行平滑处理的原因, 理论上说来计算是可行的。但在实际施工中应考虑更多的参数影响。
摘要：在煤矿巷道的支护工程中, 初次支护的强度和时间都和巷道围岩的应力释放率有很大的关系, 本文对某煤矿巷道进行了全断面开挖释放围岩应力30%, 初次支护释放围岩应力30%, 二次支护释放剩余40%的围岩应力的FLAC二维数值模拟计算。计算结果显示, 隧道的各向应力趋于平衡, 可以满足施工要求。
关键词：煤矿巷道,应力释放率,FLAC,平衡
参考文献
[1]李俊鹏, 等.开挖过程中隧洞围岩应力释放规律的数值研究[J].水利与建筑工程学报, 2007, 5 (4) :59-62.
[2]姚军, 等.地应力释放对隧道围岩稳定性影响的研究[J].浙江工业大学学报, 2010, 38 (6) :629-632.
[3]李岩, 等.盾构型地铁区间隧道围岩稳定性位移分析方法[J].陕西建筑, 2009, 165:46-47.
[4]杨树新, 等.高地应力环境下硐室开挖围岩应力释放规律[J].煤炭学报, 2010, 35 (1) :26-30.
[5]郭瑞, 等.隧道开挖过程中应力释放及位移释放的相关关系研究[J].铁道工程学报, 2010, 9:46-50.
围岩应力分布数值模拟 篇4
巷道原岩应力场包括自重应力场和构造应力场,然而长期以来人们往往只注重于研究自重应力场对于巷道稳定性的影响,对于构造应力场对巷道变形、破坏特征的影响不是很清楚。构造应力由构造运动引起,其基本特点是以水平应力为主,具有明显的方向性和区域性[1]。水平应力是影响巷道顶板冒落、底板鼓起、两帮内挤的主要因素,关于水平应力对巷道围岩稳定性的影响,国内外的研究表明:巷道顶底板破坏的主要因素是水平应力而不是垂直应力[2]。人们常将水平应力与垂直应力的比值称为侧压力系数,通过改变侧压力系数λ取值来研究水平应力对巷道稳定性的影响。经过长期发展,煤矿锚杆支护设计方法已经由过去简单的经验法、理论计算向数值计算、现场监测为基础的动态信息反馈设计法过渡,然而无论何种方法在支护设计时,却很少考虑侧压力系数的影响以及由此引起的顶、帮围岩不同的破坏模式。不同水平应力作用下巷道围岩不同部位的应力分布及变形、破坏特征是不同的,对此的深刻认识,将为不同构造应力作用下确定合理的支护设计提供理论依据。
水平应力对巷道周边应力分布及围岩变形破坏特征起重要作用,目前对其研究主要集中在以下几个方面:
(1)文献[2]中通过相似材料模拟试验和数值模拟方法研究不同水平应力作用下锚杆支护巷道以及无支护条件下巷道围岩变形破坏特征,较好的反映了巷道顶板的冒落和底板的鼓起状况。
(2)文献[3,4,5,6]都运用数值分析软件对半圆拱形巷道在不同λ取值下围岩应力状态、破坏模式、破坏过程及变形特征进行了数值模拟分析,总结了半圆拱形巷道围岩应力分布的一些规律,也对岩石的变形破坏机制有了新的认识。
(3)研究结果表明:围岩塑性区的形状与大小与侧压系数取值有重要关系,λ≤1时顶板塑性区的大小随λ的增大变化不明显;λ>1时顶板塑性区的大小随λ的增大而迅速增大, 而巷道两帮处的塑性区范围在减小[7,8,9] 。
本文利用有限元的方法,求出了未支护直墙半圆拱形巷道在不同侧压力系数λ下的应力分布,发现了其内在的规律性。通过对其应力分布规律的了解,可以进一步掌握巷道围岩在不同侧压力系数下塑性区分布及变形破坏规律,进而为确定定量化的支护设计提供依据。
1 数值分析方法及模型参数
本文采用大型通用有限元数值计算软件ABAQUS作为分析工具,研究直墙半圆拱形巷道在不同侧压力系数λ下巷道围岩应力场、塑性区、位移场分布规律。试样模型尺寸50 m ×50 m,半圆拱形巷道宽4 m,高3.6 m。采用平面应变模型,模拟巷道开挖前,先采用ABAQUS中geostatic分析步进行初始地应力的平衡,竖向应力 σz等于上覆岩层自重,水平应力σx=λσz。模型左右两侧1方向的位移U1=0,底面上3方向的位移U3=0,顶面为应力边界,在上边界施加15 MPa 的垂直应力来模拟上覆岩层。侧压力系数λ依次取0.2、0.5、1、1.5、2、2.5、3、3.5。
模型为单一均质材料,其物理力学参数根据细砂岩参数确定,具体参数见表1。选用理想弹塑性模型,采用Mohr-Coulomb屈服准则。
2 数值模拟结果及分析
巷道开挖过程中临空面的产生而引起的应力重分布及应力集中,使巷道原有的应力平衡状态被打破,围岩应力与围岩强度相互作用将在巷道周边依次产生破裂区、塑性区、弹性区[10]。
圆形巷道的轴对称问题,其线弹性解析解表明,σt(环向应力)的最大值位于巷道周边,σr(径向应力)的最小值也位于巷道周边。本文中直墙半圆拱形巷道围岩在弹塑性条件下的水平应力及垂直应力的数值解与上述圆形巷道解析解有一定类似之处。本文中顶、底板围岩中水平应力可近似看作σt,帮部围岩中水平应力可近似看作σr,顶、底围岩中垂直应力可近似看作σr,帮部围岩中垂直应力可近似看作σt。
为了深入了解在不同水平应力作用下巷道周边围岩的应力分布规律,在巷道断面模型中沿垂直于巷道顶板、底板及右帮部分别设置一条长 20 m的测线,每条测线均匀布置200个测点。由于模型左右对称,故帮部仅选取右帮为代表进行分析,分别选取λ=0.2、1、2、3.5时的数值解为代表进行巷道围岩应力分布的分析。综合处理在不同侧压系数下每条测线的记录数据,结果如图1所示。
2.1 围岩应力分布
图1所示,是直墙半圆拱形巷道围岩在不同侧压力系数下的应力分布曲线,可以看出:
(1)对图1(a)、(b)、(c)分析,并通过对直墙半圆拱形巷道周边应力场进行数值计算,得出如下结论:当0<λ<0.27 时,在巷道顶板产生环向拉应力区域;当0<λ<0.56时,在巷道底板处产生环向拉应力区域;当λ>3.6时,在巷底板产生径向拉应力区域。拉应力区域在底板中呈反拱形分布,底板的拉应力值要大于顶板,拉应力区域也要大于顶板。拉伸作用使巷道顶底板围岩整体性能降低,易在巷道顶底板形成径向的裂缝,从而造成顶板围岩破裂、冒落,底板底鼓。在顶底板围岩中的垂直应力先随距巷道顶底板距离的增大而增大后趋于稳定,且应力值随侧压力系数的增大而增大,这是由于远离巷道开挖空间,λ增大改善了围岩的应力状态,顶底板内部岩层中承载垂直应力的能力逐渐增强。在侧压力系数大于1时,在巷道顶底板周边岩层产生了环向应力集中现象,且环向应力峰值随侧压力系数的增大而增大。在巷道顶底板中以水平应力为主,巷道围岩松动塑性区是以环向应力达到峰值为分界点,由此可以看出随侧压力系数的增大,顶底板围岩卸载区增大、塑性区厚度增大,此时要适时增大锚杆长度,使锚杆锚固端处于弹性区内,有效地控制围岩塑性区范围,避免围岩塑性区过大而造成的巷道维护困难。
(2)从图1(b)分析可知,在帮部围岩中的水平应力,随距巷道帮部距离的增大而增大后趋于稳定。垂直应力(环向应力)随侧压力系数的增大而减少,且从应力峰值的位置可以看出,帮部塑性区厚度随侧压力系数的增大而减小。侧压力系数大于2时,帮部基本无塑性区出现。在侧压力系数小于1时,在帮部没有出现明显应力卸载区仅有一定厚度的塑性区出现。在帮部围岩处于弹性状态时,完全可以少用或不用锚杆支护,因为此时围岩还具有较好的承载性能,可以通过预留变形量以释放较大的变形能来维护巷道的稳定性。
(3)巷道开挖后,巷道顶底板周边岩层处于单向水平压应力状态、而巷道两帮周边岩层处于单向垂直压应力状态。随着向岩体内部发展,岩体逐渐由单向应力状态向三向应力状态转变。当围岩应力超过围岩屈服强度后,岩体产生破裂破坏及塑性变形区以达到应力释放的目的,环向应力峰值向围岩内部转移,直到达到新的平衡。
在确定支护设计方案时,要根据巷道在不同侧压下其顶板、帮部、底板围岩的不同应力状态,弹性或塑性、受拉或受压来考虑采用何种支护方式及相应的支护参数。在非轴对称荷载作用下,巷道顶板与帮部围岩所处的状态是不同的,其所表现出的变形破坏特征也不尽相同,其支护设计按理说也应该不同,然而目前在煤矿实际施工中,可能是出于施工方便的考虑,两帮一般采用与顶板一样的支护设计参数,锚杆支护的合理性、经济性无法保证。
2.2 巷道围岩应力集中系数
巷道开挖后,在巷道围岩周边产生了环向应力集中现象,决定巷道稳定性的关键因素是环向应力值的大小。由图2可以看出,当0.5≤λ≤2时,随侧压力系数增大,顶、底板围岩中水平应力集中系数增大,而帮部围岩中竖向应力集中系数减小。当2<λ≤3.5时,顶、底板应力集中系数出现微降,而帮部竖向应力集中系数先减小后微升。当λ<1时,帮部的竖向应力集中系数大于顶底板,其围岩状态要比顶底板差,此时应加强帮部的支护,提高帮部岩体的刚度、强度以使高应力向顶底板转移,进而控制帮部变形量。随着λ的增大,帮部竖向应力集中向顶、底板转移 ,帮部围岩受力条件改善,而顶底板则产生了较大的压剪应力集中,此时应加强顶底板支护,重点在于保证顶底板岩体的完整性,从而保证其承载性能。
2.3 围岩塑性区
巷道开挖后,环向应力在洞壁附近发生集中,致使这一区域岩体屈服而进入塑性状态[11]。如图3所示,显示了随侧压力系数的变化,巷道围岩塑性区的变化规律。验证了前文的结论,随侧压力系数的增大,帮部塑性区向顶、底板转移。当λ>1时,帮部无塑性区产生,而随λ增大,顶、板塑性区范围不断扩大,且底板塑性区大于顶板,塑性区呈现楔形分布。塑性区是确定支护设计的重要依据,在较高水平应力作用下,顶、底板塑性区要大于帮部,此时巷道支护控制的重点在顶底板。
2.4 巷道表面位移
从图4可以看出, 在侧力系数小于1时,顶、底板变形量随侧压力系数的增大而减小但影响程度较小 。这是因为当侧压力系数较小时,巷道顶底板基本无塑发区产生,顶底板周边岩体基本处于单向水平压应力状态,岩体基本处于压缩阶段,弯曲变形较小。当1<λ<3时,顶底板产生环向应力集中,围岩产生了塑性变形区,在卸载区内以产生较大变形量达到应力释放的目的,因此顶底板变形量随侧压力系数增大而增大。而当λ大于3时,顶板变形量减小,可能是由于两帮对顶板产生了一定的约束作用。顶板岩层沿节理弱面破坏后,离层增大,岩块间产生挤压错动,岩块松动,直至在自重作用下失稳冒落。底板岩层在水平应力作用下,形成褶曲形构造,向巷道空间鼓起。帮部在水平应力作用下产生了类似于梁在垂直应力作用下产生的弯曲变形,且随λ增大,变形量逐渐增大。帮部虽然没有产生较大的塑性区但变形量较大,此时应在一定的支护阻力作用下通过预留变形量释放围岩的变形能,维持帮部围岩稳定。当λ<2时,顶、底、帮部变形量相近,随λ增大,其差距越来越大,其中底鼓量最大,因此要根据实际的侧压大小,确定相应的支护方案及控制要点。
3 结论
(1)当λ在一定取值范围内,巷道顶、底板会产生一定的环向或径向拉应力区域,从而使围岩整体性能降低,使巷道围岩产生压拉破坏。
(2)影响巷道稳定性的关键因素是巷道开挖后因应力重分布而产生的环向应力集中,随侧压力系数的增大,帮部环向应力集中向顶、底板转移,帮部围岩受力条件改善,顶、底板围岩产生了压剪应力集中使围岩屈曲。
(3)随λ增大,帮部塑性区向顶、底板转移,在较大水平应力作用下巷道顶、底板会产生较大的塑性区及应力释放区,此时巷道支护控制的重点在顶、底板。而水平应力小于垂直应力时,会在帮部产生较大环向应力集中及塑性区,此时应对帮部围岩加强支护。
(4)当λ<1时,顶、底板变形量受侧压力系数影响程度较小,当λ>2时,侧压力系数对巷道变形影响显著。随λ增大,帮部变形量逐渐增大,顶板先减小后增大最后减小,底板先减小后增大。
(5)现场施工中要根据实际的侧压的大小,掌握其应力分布及变形破坏特征,充分利用围岩的自稳特性,采取技术、经济最佳的支护方案。根据顶板、底板、帮部围岩的实际应力状态确定相应的支护类型以及相应支护参数,而不能盲目的由顶板支护参数来确定帮部支护参数。
参考文献
[1]康红普.煤矿井下应力场类型及相互作用分析[J].煤炭学报,2008,33(12):1329-1335KANG Hong-pu.Analysis on types and interaction ofstress fields in underground coalmines[J].Journal of Chi-na Coal Society,2008,33(12):1 329-1 335
[2]勾攀峰,韦四江,张盛.不同水平应力对巷道稳定性的模拟研究[J].采矿与安全工程学报,2010,27(2):143-148GOU Pan-feng,WEI Si-jiang,ZHANG Sheng.Numericalsimulation of effect of horizontal stress at different levelson stability of roadways[J].Journal of Mining&SafetyEngineering,2010,27(2):143-148
[3]刘加冬,陆文,路洪斌,等.半圆拱形巷道围岩应力分布规律的研究[J].矿业快报,2008,24(3):22-25LIU Jia-dong,LU Wen,LU Hong-bin,et al.Study onnumerical simulation of stress distribution rules of archedtunnel surrounding rock[J].Express Information of Min-ing in-Dustry,2008,24(3):22-25
[4]郭建卿,杨子泉,唐辉.侧压系数对巷道变形及周边应力分布规律影响[J].采矿与安全工程学报,2011,28(4):566-570GUO Jian-qing,YANG Zi-quan,TANG Hu.The effectof lateral pressure coefficient on deformation and stressdistribution rules around roadway[J].Journal of Mining&Safety Engineering,2011,28(4):566-570
[5]李占海,朱万成,冯夏庭,等.侧压力系数对马蹄形隧道损伤破坏的影响研究[J].岩土力学,2010,31(Z2):434-441LI Zhan-hai,ZHU Wan-cheng,FENG Xia-ting,et al.Effect of lateral pressure coefficients on damage and fail-ure process of horseshoe-shaped tunnel[J].Rock andSoil Mechanics,2010,31(Z2):434-441
[6]张哲,唐春安,于庆磊,等.侧压系数对圆孔周边松动区破坏模式影响的数值试验研究[J].岩土力学,2009,30(2):413-418ZHANG Zhe,TANG Chun-an,YU Qing-lei,et al.Nu-merical simulation on influence coefficient of lateral pres-sure on broken zone of circular aperture[J].Rock andSoil Mechanics,2009,30(2):413-418
[7]陈立伟,彭建兵,范文,等.基于统一强度理论的非均匀应力场圆形巷道围岩塑性区分析[J].煤炭学报,2007,32(1):20-23CHEN Li-wei,PENG Jian-bing,FAN Wen,et al.Analysisof surrounding rock mass plastic zone of round tunnel un-der non-uniform stress field based on the unified strengththeory[J].Journal of China Coal Society,2007,32(1):20-23
[8]朱以文,黄克戬,李伟.地应力对地下洞室开挖的塑性区影响研究[J].岩石力学与工程学报,2004,23(8):1344-1348ZHU Yi-wen,HUANG Ke-jian,LI Wei.Study of effectof in-situ stresses on plastic region induced by excavationsof underground openings[J].Chinese Journal of RockMechanics and Engineering,2004,23(8):1 344-1 348
[9]潘阳,赵光明,孟祥瑞.非均匀应力场下巷道围岩弹塑性分析[J].煤炭学报,2011,36(Z1):53-57PAN Yang,ZHAO Guang-ming,MENG Xiang-rui.Elas-tic-plastic analysis on surrounding rock mass under non-u-niform stress field[J].Journal of China Coal Society,2011,36(Z1):53-57
[10]钱鸣高,石平五.矿山压力与岩层控制[M].徐州:中国矿业大学出版社,2003:47-55
超长综放工作面围岩应力分布规律 篇5
平朔井工一矿14106综放工作面为井工一矿太西采区4煤首采工作面, 为研究4煤接续工作面布置及其顶板管理工作以及4煤回采过程中对9煤的影响, 需对超长综放工作面围岩应力分布规律进行研究。4煤工作面日推进度平均5 m以上, 年产可达800万t, 在4煤的高度集中、高强度回采过程中, 4煤相邻工作面各回采巷道矿压显现强烈, 均出现过不同程度的巷道片帮冒顶事故, 巷道底鼓严重。FLAC3D是一个三维显式有限差分程序, 通过给定材料本构模型, 采用显式拉格朗日快算原理和混合离散单元划分技术, 可以模拟三维岩石、土壤及其它材料所发生的力学行为。中煤平朔公司井工一矿主采4煤, 应用FLAC3D软件针对4煤及其底板岩层的破坏特征进行相关研究。
2 数值模型方案
4煤属近水平煤层, 煤层较稳定。煤钻孔柱状图如图1所示。
4煤工作面基本顶初次来压步距约为40 m, 周期来压20 m, 因此将数值模型走向模拟长度确定为240 m, 倾向模拟工作面长度为340 m, 其中包括两边各20 m的边界过渡区域。整个模型4个立面均固定法向位移, 底面同样固定法向位移, 模型如图2所示。依据煤层柱状确定的煤岩物理力学参数如表1所示。
3 工作面采动引起应力集中分析
煤层开采后, 在切眼后方煤体、工作面前方煤体及顺槽两侧等都会形成应力集中, 如图3所示。
不同推进度工作面走向及倾向垂直应力等值线如图4、5所示。
从图4可看出, 当工作面推进距离为40~120 m时, 工作面前方的应力集中带明显, 应力峰值逐渐增大, 峰值位置向工作面煤壁深部转移, 侧向应力与超前应力变化一致;当工作面推进至160 m时, 应力各项指标趋于稳定, 超前应力峰值位置均在煤壁前方15 m左右, 超前应力峰值约为12 MPa, 超前应力集中系数为2.4。从图5可知, 侧向应力峰值位置均在煤壁前方4m左右, 侧向应力峰值约为11 MPa, 侧向应力集中系数为2.2;顶板卸压带高度达到26 m, 底板卸压带深度达到25 m。
4 不同深度垂直应力随工作面推进变化规律
计算过程中对采场进行分步开挖, 从模拟中可以看出, 在工作面前方70 m处底板屈服深度趋于25 m, 因此, 在切眼前方70 m的分析断面底板内布置了4个测点, 各测点在底板中与煤层垂距分别为10 m、20 m、30 m、40 m, 以记录工作面推进时本断面内各测点的垂直应力变化, 如图6所示。在监测过程中, 工作面与各测点所在断面相对水平距离为-70~110 m。
由图6中底板不同深度处的应力曲线可以得出, 工作面推进过程中底板中应力变化规律如下:当工作面距测点35 m外时, 煤层底板下部10 m处测点垂直应力无变化, 维持在5.0 MPa不变, 当工作面推进至35 m处时, 底板压力开始持续增大, 垂直应力开始发生改变, 在25 m范围内快速增加5.8 MPa后, 达到峰值10.8 MPa, 随后工作面继续推进20 m, 底板卸压, 垂直应力由峰值快速降至1.6 MPa, 并在随后的过程中不再变化;当工作面距测点30 m外时, 煤层底板下部20 m处测点垂直应力基本无变化, 维持在5.2 MPa不变, 当工作面推进至30 m处时, 底板压力开始持续增大, 垂直应力开始发生改变, 在20 m范围内快速增加4.4 MPa后, 达到峰值9.6 MPa, 随后工作面继续推进22 m, 底板持续卸压, 垂直应力由峰值降低至3.2 MPa, 并在随后的过程中缓慢减小趋于稳定;当工作面距测点23 m外时, 煤层底板下部30m处测点垂直应力由5.8MPa缓慢降低至5.3MPa;当工作面推进至23 m处时, 底板压力开始持续增大, 垂直应力开始发生改变, 在13 m范围内快速增加3.3 MPa后, 达到峰值8.6 MPa, 随后工作面继续推进30 m, 底板持续卸压, 垂直应力由峰值降低至4.0 MPa, 并在随后的过程中持续减小至稳定;当工作面距测点20 m外时, 煤层底板下部30 m处测点垂直应力由5.9 MPa缓慢降低至5.5 MPa, 当工作面推进至20 m处时, 底板压力开始持续增大, 垂直应力开始发生改变, 在11 m范围内快速增加2.4 MPa后, 达到峰值7.9 MPa, 随后工作面继续推进40 m, 底板持续卸压, 垂直应力由峰值降低至4.8 MPa, 并在随后的过程中缓慢减小至稳定。
不同深度曲线较为相似, 都经历相同的变化过程, 当工作面持续推进, 断面各测点处的垂直应力会从平衡状态应力基础上加速增大至峰值, 底板压力不断增加, 随后又从应力峰值快速卸压至较小压力状态, 直至稳定。
5 不同深度支承压力随工作面推进变化规律
不同深度支承压力随工作面推进变化规律如图7所示。由图7可知, 底板中距煤层距离10 m、20 m、30 m和40 m处的支承压力峰值分别为10.8 MPa、9.6 MPa、8.6 MPa和7.9 MPa, 测点区域底板所在埋藏深度约200 m, 原岩应力为4.9 MPa, 则测点处应力集中系数约为2.2、1.9、1.7、1.6, 支承压力峰值随着工作面下底板深度的增加而逐渐降低, 且有趋于一定值不变的趋势, 最大最小支承压力峰值的差值为2.9 MPa;各测点支承压力影响峰值区域均在工作面前方0~35 m范围, 且随着深度的增加峰值区域不断缩小, 煤层底板下40 m处支承压力影响峰值区域在工作面前方0~20 m范围内;断面中不同深度各测点在工作面从上方推过后, 在垂直应力的变化上有不同表现, 随着深度的增加测点处进入应力稳定状态的时间越长, 所需滞后工作面的距离越大, 且应力稳定值也越来越高。这表明:深度越大, 底板受到的塑性破坏程度越低, 底板的完整性越高, 直至底板恢复原岩应力状态。
6 结论
(1) 沿工作面推进方向, 前方煤体下底板垂直应力集中, 应力集中系数随着埋深的增加而逐渐减小, 采空区底板垂直应力呈现卸压状态;
(2) 应力集中区与应力卸压区以底板原岩应力等值线为界, 且该原岩应力等值线并不是过巷道煤壁垂直于煤层的直线, 而是深入煤体斜向工作面底板岩层内的曲线, 应力等值线均成“泡”形;
(3) 沿工作面推进方向, 工作面前方煤体下底板水平应力集中, 但应力集中程度远小于垂直应力;
(4) 工作面侧向煤壁前方煤体下底板水平应力集中, 但其值小于沿工作面推进方向煤体底板下的水平应力。
围岩应力分布数值模拟 篇6
1 实验方案
现采用FLAC软件建模, 模拟煤层厚度一定, 直接顶的厚度不同时, 观察由于直接顶的厚度不同对帮部应力分布带来的不同。采矿活动是一个不断对天然地质体的破坏活动, 随着采矿活动的进行, 天然地质体的平衡状态也处于不断的破坏过程, 同时岩体的应力状态在不断地发生着重新分布的过程。本模型在数值计算过程中, 并不考虑时间对岩体天然地应力的影响, 因此在模型建立之后就首先将模型计算至平衡状态, 在开挖完成后再次进行应力的平衡计算。
2 数值模型建立
通过理论解的估算和FLAC的试算, 并结合试验矿矿床的实际情况分析, 本次试验采用三维模式建模。模型尺寸150m×50m×5m, 即模型总体厚度为150m, 宽50m厚度为5m。模型共分十层, 由上至下依次为土层、中砂岩层、泥质砂岩层、粗砂岩层、含粒粗砂岩层、细砂岩层、粉砂岩层、煤层、粗砂岩层和细砂岩层。本次建模有五种不同的方案。
方案完成后, 开始在FLAC3D中进行建模, 在建好的模型完成平衡以后, 进行开挖。每次开挖的位置相同, 在煤层的中部 (15m-35m) 处。
从图1-5中可以看出受采动影响地层应力重新分布, 采空区的影响范围左右呈现环形应力分布, 上下呈现漏斗状应力分布。采空区端部应力集中影响范围随顶板厚度的增大而减小。具体变化见图6。
3 实验结果
(1) 软件模拟的3m厚的煤层, 顶板从5m-5m应力集中显现不同。发现随着顶板厚度的增加围岩应力逐渐集中, 而且在顶板上的影响范围越来越大, 底板的影响范围越来越小。
(2) 从方案一到方案五的应力图中可以看出, 最大主应力集中在采空区左右两侧。
(3) 从方案一到方案五随着煤层直接顶厚度的降低, 应力集中程度逐渐降低。从应力分布范围来看, 煤层底板总体呈扇形分布, 从方案一到方案五采空区对煤层底板的影响范围逐步扩大, 对煤层顶板的影响范围逐步减小, 并呈现收缩态势。
(4) 由上述规律可知:随着煤层直接顶的厚度增加, 片帮、冒顶的风险增大, 而对底板的稳定性影响不明显。
参考文献
[1]严红.特厚煤层巷道顶板变形机理与控制技术[D].中国矿业大学 (北京) , 2013.
[2]刘洋, 王铁林.基于FLAC~ (3D) 的多煤层开采应力分布影响的数值模拟[J].微计算机信息, 2010, 31:197-198+210.
[3]杨彦利.陶二煤矿2~#煤层底板破坏规律研究[D].河北工程大学, 2009.
[4]刘玉成.煤层开采地表移动过程的FLAC~ (3D) 模拟研究[J].煤炭科学技术, 2012, 05:93-95+128.
[5]赵国贞.厚松散层特厚煤层综放开采巷道围岩变形机理及控制研究[D].中国矿业大学, 2014.
[6]李为腾, 等.深部顶板夹煤层巷道围岩变形破坏机制及控制[J].煤炭学报, 2014, 01:47-56.
[7]宋录生, 等.“顶板-煤层”结构体冲击倾向性演化规律及力学特性试验研究[J].煤炭学报, 2014, S1:23-30.
围岩应力分布数值模拟 篇7
随着我国交通建设的快速发展, 作为交通工程不可缺少的重要组成部分的隧道工程也得到迅猛发展。隧道前方掌子面的不良地层条件很容易引起隧道塌方、涌水、岩溶等灾害, 而洞室塌方是隧道施工中最常见的灾害之一。因隧道围岩失稳使隧道发生突发性坍塌、堆塌或者崩塌, 常会产生较为严重的安全事故[1,2,3]。
在数值研究方法方面, 国内外许多学者进行了研究, 并取得一些成果。1936年, Terzaghi在研究土坡稳定性时提出了“渐进性破坏”的概念[3,4]。1995年, N.P.Kripakov等人[5]对矿井采场的破坏过程进行了模拟。E.Eberhardt等人[6] (2004) 研究了瑞士某边坡的破坏过程, 并采用有限元、离散元以及两者相结合的混合方法对边坡的破坏过程, 及其诱发机理进行了研究。彭芳乐等人[7] (2005) 提出了一种非线性的弹塑性有限元解析方法, 并利用此方法对Huang的模型试验结果进行了较为全面的数值解析。目前对隧道围岩多采用等效连续介质模型进行分析。然而, 岩体中普遍发育着不同构造、产状和特性的节理裂隙。
本文以Ⅴ类围岩为研究对象, 分析围岩破坏过程。以江西某隧道为背景, 采用离散元软件PFC模拟隧道围岩破坏过程, 并提出了围岩动态压力拱的概念。研究成果对隧道塌方事故的预防及治理提供了一定的参考。
1 隧道围岩破坏过程分析
研究隧道围岩变形破坏时, 常采用理想弹塑性模型, 并且把隧道收敛仅归结于因卸荷引起的弹性区岩体的体积变形, 从而忽略了引起隧道收敛的主要因素是围岩变形扩容, 并且岩体的破坏具有渐进性。现场实测结果也表明, 隧道围岩破坏是渐进的, 并非卸荷瞬间完成, 这也说明了隧道围岩收敛具有时效性。因此, 研究围岩破坏过程时忽略其弹塑性变形是不符合实际情况的。
将实际问题简化为图1, 并假定为轴对称平面应变问题。
如图1所示, 隧道半径为r0, 围岩破坏区半径为R, 远场应力为P0。那么在围岩破坏区, 应力满足平衡微分方程:
且满足破坏准则:
其中, σθ为隧道破坏区的环向应力;σr为隧道破坏区的径向应力;σc为隧道破坏区岩石的单轴抗压强度;φ为隧道破坏区岩石内摩擦角。
联立式 (1) , 式 (2) , 并将边界条件r=r0, σr=0代入, 则可得:
当r→∞时, σr=P0;根据弹性理论可得应力分布为:
假设经过时间dt, 围岩破坏区半径扩展至R (t+dt) , 隧道半径变为r0 (t+dt) 。在时间dt内, r=R (t) 处径向应力改变量为:
2 数值模拟
以江西武吉线何市隧道YK83+352塌方作为原型进行PFC2D颗粒流模拟。2006年11月, 何市隧道右线YK83+352附近掌子面顶部因围岩自稳性太差出现较大的坍塌情况, 形成长、宽、高约为8 m×8.0 m×5 m的塌方区域。
以江西某隧道YK83+352塌方作为原型, 根据实际情况, 得到相似比如下:几何相似比:Cl=50;泊松比、应变、摩擦角相似比:Cμ=Cε=Cφ=1;容重相似比:Cγ=1;强度、应力、粘聚力、弹性模量相似比:CRc=CRt=Cσ=Cc=CE=Cc=50。由此确定PFC2D模型尺寸宽度为1.6 m, 高度2.0 m。
2.1 模型的建立
采用PFC建立模型, 其墙体宽度为1.6 m, 高度为2.0 m, 一共由4段组成。通过反复调整最终确定模型的基本参数及计算结果如表1所示。
2.2 塌方的颗粒流模拟
隧道开挖后计算模型如图2所示。图3为隧道塌方稳定后的最终破坏形态素描图, 隧道塌方高度约70 mm, 宽度约150 mm。按照相似比, 对应实际塌方高度约为3.5 m, 塌方宽度约为7.5 m。
如图4所示, 图中展示了隧道的破坏过程。从图中可看出隧道变形破坏最初发生在隧道的顶部。在隧道围岩变形过程中, 洞室上方的围岩首先出现裂纹, 岩体向下变形, 且发生垮落。岩体垮落后洞室上方围岩就会产生松动, 并且塌方范围呈逐渐向上发展的趋势, 松动后的岩体呈小块向下掉落, 直到形成稳定的塌落拱。
隧道最终塌方的数值计算结果与现场塌方原型的比较如图5所示。从图中可以看出, 与实际结果相比, 数值计算得到的隧道塌方高度及塌方宽度的结果均较小, 但其量值差别不大, 由此说明, 数值计算中所选取的细观参数较为合适。
3 围岩压力拱分析
压力拱的产生是地下隧道工程中拱效应现象之一。压力拱的发生与塌落拱不同, 它是由于隧道开挖后, 在自重作用下, 地下岩体逐渐向隧道开挖方向发生变形;而围岩强度又限制着该部分岩体发生变形, 导致荷载被传递到该部分岩体的邻近围岩, 就使荷载传递路线出现了偏离, 从而形成了压力拱[9,10]。
按前述动态压力拱边界的判别方法, 得到计算过程中塌落拱与压力拱的变化情况如图6所示。从图6中可看出:隧道上方的实线表示了不同时刻的塌落拱形状, 而虚线表示隧道压力拱 (与隧道塌落拱相对应) 的形态。压力拱1为隧道开挖完成后塌方前形成的压力拱最初形态, 最初压力拱1的形态与隧道开挖断面形状相类似。随隧道围岩变形的发展, 隧道压力拱逐渐向外扩展, 直到塌方结束, 就形成了一个稳定的压力拱。在隧道塌方过程中, 洞底部的压力拱向外扩展的幅度最小, 拱顶最大。
4 结语
因隧道开挖卸荷而产生的围岩应力重分布以及岩体的应变软化使隧道围岩发生破坏具有时效性。为了研究隧道围岩的破坏过程, 以Ⅴ类围岩为研究对象开展隧道围岩破坏过程的数值分析研究, 研究结论如下:
1) 隧道围岩破坏具有时效性, 是渐进的, 隧道围岩破坏区逐步扩展而引起围岩不断变形扩容, 以及弹性区体积应变的变化是隧道围岩收敛具有时效性的根本原因。
2) 通过数值计算得到的隧道塌方高度及塌方宽度的结果均比现场监测结果小, 但其量值差别不大, 由此说明, PFC模拟结果与现场基本一致。
3) 结合数值计算的结果, 发现随隧道塌方的发展, 压力拱逐渐向外扩展, 至最终塌方结束时形成一稳定的压力拱, 从而提出了围岩动态压力拱的概念。
参考文献
[1]蔡美峰, 何满朝, 刘东燕.岩石力学与工程[M].北京:科学出版社, 2002.
[2]王戍平.破碎围岩隧道的模拟试验研究[D].杭州:浙江大学博士学位论文, 2004.
[3]汪成兵.软弱破碎隧道围岩渐进性破坏机制研究[D].上海:同济大学博士学位论文, 2007.
[4]Terzaghi K.Stability of slopes of natural clay[A].Proe.Int.Conf.soil Mech.and Found Engng.Cambridge, MA, USA, 1936 (1) :161-165.
[5]Kripakov N R, Sun M C, Donato D A.ADIN Aapplied toward simulation of progressive failure in underground mine struetures[J].Computers&Structures, 1995, 56 (2/3) :329-344.
[6]Eberhardt E, Stead D, Coggan J S.Numerical analysis of initiation and Progressive failure in natural rock slopes-the 1991Randa rockslide[J].Intemational Joumal of Rock Mechanics&Mining Scienees, 2004 (41) :69-87.
[7]PENG Fang1e, Tatsuoka Fumio.Num Erical Study For wide.Slabe Effect on Reinforced Sandy Ground[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005 (24) :268-277.
[8]陈成宗.工程岩体声波探测技术[M].北京:中国铁道出版社, 1990.
[9]朱志伟.地下工程数值计算分析若干计算技术研究及其工程应用[D].上海:同济大学, 1999.