围岩应力变化（共7篇）
围岩应力变化 篇1
新奥法施工的隧道设计的基本思想是隧道开挖后,围岩松驰,围岩应力减小,围岩应力部分传递给隧道支护结构;随着围岩进一步松驰,隧道支护结构受到围岩压力增加,直到围岩和支护结构的变形相等,两者一起达到变形稳定[1,2]。只要知道支护结构安装距隧道开挖面的距离(如图1中A点),就可以从隧道拱顶沉降(LDP)曲线上B点得到支护结构安装时初始位移u0,由此可以得到支护特性曲线在图1中的初始位置(C点),以及支护特性曲线与围岩位移曲线的交点D的具体位置,由D点可以算出支护结构承担的围岩压力和产生的变形和支护结构的安全性状。支护结构的刚度和围岩收敛(GRC)曲线共同决定了D点的位置。为了充分发挥围岩的自稳能力,通常允许围岩产生部分塑性变形,所以,从支护结构经济角度讲,D点在GRC曲线上的位置应在弹塑性变形分界点E的右侧。可见隧道围岩拱顶沉降和塑性压力对隧道围岩稳定性和支护结构经济合理性都是至关重要的。本文采用FLAC3D计算围岩拱顶沉降和塑性压力随埋深和围岩等级的变化特性,指导不同埋深、不同类型围岩的隧道设计和施工。
1 计算模型
FLAC3D计算过程中首先将求解域划分成若干网格,然后用差分方程近似表示网格节点上的微分方程。FLAC3D每计算一步结束后,都进行一次坐标更新,将位移增量累计到坐标系中,因此,网格和其所代表的材料都发生移动和变形。围岩应变的增量形式表示为:
采用FLAC3D有限差分软件对隧道开挖支护进行模拟计算。模拟范围取3~5倍洞径,隧道直径为7 m,隧道埋深分别为30 m、100 m、200 m、300 m、400 m和500 m。模型上下边界分别离隧道边缘30 m和35 m,左右边界离隧道边缘40 m,模拟隧道开挖长度为60 m。考虑到精度要求和计算时间的限制,单元划分按照从模型外边界到隧道逐渐加密的原则,数值模型全断面形状如图2所示。
模型计算单元采用6面体,共划分为39 000个单元和41 236个节点。模型顶部为应力边界条件,根据埋深等因素确定边界应力,施加不同的均布荷载,其余边界为单向约束位移边界条件。围岩的初始应力场分为竖向应力场和水平应力场,竖向应力等于上覆岩体的自重应力,水平应力等于竖向应力与初始侧压力系数的乘积。初始侧压系数的计算公式为[3]:
式中:H为隧道埋深;K为初始侧压力系数。
隧道开挖之前,由程序根据岩体参数计算初始地应力,初始地应力对应的位移必须清零。针对II~V级围岩进行分析,围岩参数列于表1中[4]。
2 计算结果
2.1 隧道拱顶纵向沉降
图3为II~V级围岩在300 m埋深情况下开挖后的总位移情况,可以看出,V级围岩已经发生严重的坍塌现象。
图4是不同埋深隧道开挖引起围岩拱顶沉降。从图4可以看出,伴随撑子面的推进,围岩变形都要经历从急剧发展到趋于缓和,最终达到稳定状态。图4中的曲线又称为围岩纵向沉降曲线(LDP),为预报围岩破坏提供动态信息,是确定初始支护结构实施时间和优化施工流程的理论依据。
图5表示了II~IV级围岩拱顶沉降随埋深的变化规律。对于岩性较好的II级围岩,无论是开挖面处收敛值还是最终收敛值随埋深基本呈线性增加,表明围岩变形以弹性变形为主,拱顶位移较小,围岩自稳能力很好;III级围岩开挖面处拱顶沉降与隧道埋深保持线性关系,最终拱顶沉降与隧道埋深出现明显非线性增加关系,表明围岩变形开始向塑性方向发展,拱顶收敛值较II级时有较大增长;IV级围岩最终拱顶沉降与隧道埋深的关系均出现突出的非线性增加关系,曲线呈下凸形状,类似于指数函数关系。V级围岩隧道拱顶沉降随埋深呈非线性快速增加,埋深200 m的隧道围岩拱顶沉降达到2 000 mm以上,埋深300 m以上的隧道在无支护的情况下,拱顶沉降不收敛,隧道不稳定。埋深越大,收敛值发展速度越快,围岩拱顶收敛值很大,塑性变形比较厉害。
图6绘制了各级围岩隧道开挖面拱顶沉降收敛比随埋深的变化规律,开挖面收敛比定义为开挖面的拱顶沉降与拱顶最大沉降之比。不同级别围岩,开挖面收敛比随埋深变化规律差别很大。II级围岩500 m埋深范围内收敛比控制在25%~28%,收敛比随埋深增加基本呈线性下降趋势,拱顶最大位移不超过11 mm,围岩自稳能力较好;III级围岩开挖面处收敛比发展趋势与II级围岩类似,但是收敛比例明显低于对应的II级围岩,埋深超过200 m后,开挖面收敛比例便不足25%,500 m埋深时,拱顶最大位移超过45 mm,开挖后拱顶部位变形比较厉害;IV级围岩在埋深100~200 m部分,开挖面收敛比急剧下降,埋深超过200 m后,收敛比已不足20%,500 m埋深时收敛比接近15%,说明围岩开挖变形程度很大,洞周围岩自稳能力急剧减小,塑性区迅速向深部发展,可能形成大范围的松动破坏区域。V级围岩埋深超过30 m时,开挖后围岩变形急速发展,后续变形相当严重,基本没有自稳能力。
2.2 围岩塑性压力
采用考虑应变软化的弹塑性本构,以MohrCoulomb破坏准则为破坏依据。在围岩进入塑性状态后,岩体强度(c和φ)减小,围岩塑性区范围扩大。假设围岩为理想弹塑性材料,当支护抗力等于围岩初始地应力时,围岩收敛值为零。随着支护抗力减小,围岩收敛值逐步变大,开始阶段,围岩处于弹性状态,支护抗力与围岩收敛值成线性关系;进入塑性状态后,随着塑性区扩大,收敛值发展速度加快。根据上述围岩变形特点,从初始应力开始,采用荷载间距逐步减小的形式设置支护力,利用FLAC3D计算不同支护抗力下的围岩拱顶收敛值,围岩达到塑性屈服的支护压力即为塑性压力。支护压力与拱顶沉降的关系称为围岩收敛曲线(GRC),图7绘制了不同埋深II~V级围岩收敛曲线,从图7可以看出,围岩收敛曲线随围岩级别不同和埋深不同呈现出很大差异。围岩级别越高、埋深越浅,岩体塑性变形量越小。II级围岩在埋深500 m之内塑性变形量很小,围岩基本能够自稳,可根据实际情况采取一些措施保障安全度即可。III级、IV级围岩在埋深超过300 m时,塑性变形明显,收敛值明显增大,尤其IV级围岩,围岩最大收敛值达200 mm,必须及时施作支护防止围岩松动,以保证围岩的稳定。V级围岩有明显的松动破坏特征,在埋深较浅的情况下,围岩已经开始出现很大的松动区,开挖前必须使用超前支护加强前方岩体强度和刚度。
图8绘制了II~V级围岩塑性压力随埋深变化情况。图中可看出,各级围岩塑性变形压力基本都随埋深增加而增大,两者基本成线性关系;同一埋深下,从II级到V级围岩,围岩塑性变形压力逐渐变大,说明岩体越弱,对应的塑性变形压力越大。支护结构支护力的大小与塑性变形压力密切相关,要根据塑性变形压力的大小,确定合理的支护抗力。
圆形隧道围岩处于弹性状态所需的最小支护抗力的理论表达式为:
式中:pi为所求的最小支护抗力,p0为围岩初始应力,φ为围岩内摩擦角。
由式(2)计算得到的塑性压力与数值计算结果比较如图9所示,圆形断面隧道围岩的塑性压力理论计算结果与数值计算结果基本一致,但浅埋围岩塑性压力理论计算结果略小于数值模拟结果,深埋围岩塑性压力理论计算结果大于数值模拟结果。曲墙式断面隧道围岩的塑性压力理论计算结果与数值计算结果有差异,原因是理论公式是基于圆形断面提出的,与曲墙式隧道数值计算条件有差距。
2.3 围岩应力分析
图10是II~V级围岩应力集中系数(最大主应力与围岩初始应力比)σ1/σ0随埋深的变化情况,应力集中系数σ1/σ0随着深度增加而增加,表明围岩应力集中速度没有应力随深度增加速度快。从图10中可以看出,随着围岩埋深增加,σ1/σ0值呈递减趋势;相同埋深条件下,围岩级别越高即岩性越好,σ1/σ0值越大。II级围岩在500 m埋深的σ1/σ0值都在2.2之上;200~500 m埋深的III级围岩的σ1/σ0值在2.0左右,相比同等条件下的II级围岩有一定幅度减小;IV级围岩埋深超过100 m后,σ1/σ0值小于2.0。围岩岩性越好,围岩抗压强度越大,围岩应力集中系数越高,岩爆的可能性越大。
根据《工程岩体分级标准》[5],岩爆判据可以采用σc/σ1表示,σc为岩石单轴抗压强度,σ1为围岩最大主应力。岩石单轴抗压强度可以由粘聚力和内摩擦角计算得到,即
图11表示了最大主应力与岩石抗压强度(σc/σ1)的比值随埋深的变化情况。随着隧道埋深增加,σc/σ1减小,表明隧道埋深越大,围岩发生岩爆的可能性越大。随着围岩等级降低,即围岩强度减小,σc/σ1减小。
图12分别绘制了不同埋深情况下围岩应力集中系数σ1/σ0值随泊松比μ、弹性模量E、内摩擦角φ和粘聚力c的变化情况。应力集中系数σ1/σ0随泊松比μ增加而减小,随弹性模量E、内摩擦角φ和粘聚力c增加而增加,表明强围岩(弹性模量E、内摩擦角φ和粘聚力c大、泊松比μ小)中应力集中程度高。不同埋深下,围岩参数对σ1/σ0值的影响效果不同。隧道浅埋时,泊松比μ、弹性模量E、内摩擦角φ和粘聚力c变化对σ1/σ0值的影响明显;随着埋深增加,影响效果逐渐减弱[6]。图12中在400 m和与500 m埋深时,σ1/σ0随4个参数的变化曲线基本重合,表明埋深超过一定深度后,σ1/σ0值基本稳定,这种现象并不意味着埋深大的围岩中应力集中现象步明显,由于围岩初始应力很大,使得对应力集中系数σ1/σ0影响不明显。事实上,埋深很大的围岩中的应力集中程度根大。
3 结论
采用FLAC3D程序对II~V级围岩在6种不同埋深的位移和应力进行了数值分析,得出了以下结论:
(1)隧道围岩拱顶沉降曲线(LDP)为确定初始支护时间提供依据,对保证围岩稳定具有重要意义。隧道围岩拱顶沉降随埋深增加而增加、随围岩等级降低而增加;V级围岩的埋深超过200 m,拱顶沉降不收敛,隧道围岩处于不稳定状态。隧道围岩拱顶沉降的数值模拟结果表明,深埋弱围岩隧道开挖的初期要早施作支护,避免隧道失稳破坏。
(2)各级围岩在不同埋深下的塑性压力埋深增加而增加、随围岩等级降低而增加,表明埋深越大、围岩等级越低,隧道支护结构所承受的围岩压力越大。岩体塑性压力的数值模拟结果与圆形随道的弹塑性理论公式得计算结果基本吻合。
(3)围岩应力集中系数随埋深增加而增加、随围岩等级降低而减小,表明埋深越大,围岩应力集中程度快、围岩等级越高,应力集中程度越高。围岩应力集中系数随泊松比增加而减小,随弹性模量E、内摩擦角φ和粘聚力c增加而增加。不同埋深的围岩参数对σ1/σ0值的影响效果不同。浅埋时围岩参数对应力集中系数影响明显;深埋时围岩应力集中系数趋于定值。
(4)围岩的最大主应力与岩石抗压强度的比值随埋深增加而减小,随着围岩等级降低而减小,表明隧道埋深越大,围岩发生岩爆的可能性越大。
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围岩应力变化 篇2
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。
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炮采空掘矿压与围岩应力分析 篇3
1 工作面概况
工作面位于采区中上部, 上方为未采面, 下方为采空区。工作面煤层平均3.1m, 倾角1°~5°, 属于稳定。27071工作面运输巷沿煤层底板留6m煤柱沿空掘进。采用矩形断面, 规格为3.2×3.0 (m2) 。巷道顶部支护采用锚杆、金属网配合钢带支护, 间排距800mm×800mm;两帮采用锚网支护, 间排距1000mm×1000mm。锚杆规格均为φ20×2000mm, 材质为左旋无纵筋螺纹钢。
2 巷道矿压显现实测
在运输巷距工作面80、130、180m处布置3组围岩变形观测站。用测枪测量顶底板和两帮移近量, 分析结果为:两帮累计移近量1005mm, 移近速度平均20mm/d, 最大速度位于距工作面7m左右处, 为84mm/d。顶底板累计移近量733mm, 移近速度平均15mm/d, 最大速度也是位于距工作面7m左右处, 为65mm/d。
3 巷道围岩应力实测
3.1 测点布置
在上帮煤体 (工作面侧) 中布置4个测点, 分别距煤帮表面3、5、7、9m。在下帮距煤帮表面3m布置1个测点。上、下帮的全部测点均水平布置, 钻孔位置距巷道底板1.5m, 钻孔水平间距0.5m。
3.2 实测结果及分析
根据工作面的推进情况安排测量次数, 当测点距离工作面50m以外时, 每天观测一次, 当距工作面50m以内时, 每班分别观测一次。
3.2.1 巷道上帮。
围岩应力随工作面推进的变化曲线可以看出: (1) 5、7、9m处应力的变化规律基本一致, 那就是随工作面推进, 应力逐渐升高, 至25m后应力增高变得显著, 至6m左右时达到最大, 而后又逐渐降低。25m后应力变得显著和上述矿压显现规律一致;应力最大处和巷道表面移近速度最大处基本一致, 说明上帮回采引起的应力峰值在工作面前方6m处左右。 (2) 从距工作面相同距离处的应力值来看, 5、7、9m应力值依次降低, 这说明5m处应力是回采引起的应力峰值和垂直巷道方向的支承压力峰值的叠加, 也说明上帮垂直巷道方向的支承压力峰值在距煤帮5m处左右。 (3) 上帮煤体3m测点的应力在距工作面16m时达到最大8.3MPa, 而此后逐渐下降至6MPa, 说明巷道上帮3m范围内的煤体为塑性区, 这个范围内的煤体破碎, 承载能力低。
3.2.2 巷道的下帮。
一般煤矿下帮的宽度为6米左右, 在前方的工作断面30米的地方应力增高, 一般到16米处于9MPa的最高值, 随着高度的降低应力值也降低, 一般到3.5MPa为止。这样的情况表明在工作断面为16米的地方, 由于不能承受增加的压力作用, 煤层支柱的承载力大幅度的降低。
4 对巷道维护的建议
一般巷道在回采时到1005mm两帮巷道时, 处于733mm的顶底板处, 按照标准的分类属于极不稳定型的巷道, 开始破坏, 所能承受的压力也处于最低值。所以应该大幅度的提高巷道支护设备, 一般要超前巷道支护25米的长度。
5 数据分析
根据这次观测的数据表明, 矿压与围岩有必然的规律, 一般懂工作断面前25米开始应力值显著, 支护长度由20米到25米的时候, 应力值峰值在工作断面6米处, 支柱压力峰值一般在5米处表现很高, 上帮由于收到采动的影响很大, 断面在距离巷道5米出, 应力可以达到2.5, 上帮3米处, 应力承受能力低, 在下帮中间的煤层, 破碎成都也很高, 一般在3.5MPa左右, 所以, 在掘进的时候要提高相应处的支护, 确保安全生产。
6 炮采工作面爆破的安全措施
6.1 采煤工作面的爆破工作要求
采煤工作面爆破工作应满足不崩坏顶板;不崩倒、崩坏支架;不崩翻刮板输送机;不留底煤, 以减少工人起底煤的工作量;不出大块煤炭, 以减少工人二次破碎的工作量。爆破自装率高, 爆破后要求煤体松动适度, 使尽量多的煤落进刮板输送机, 以减少人工攉煤量, 同时防止把煤抛到采空区一侧, 以进步煤炭采出率;炮眼利用率高, 以保证采煤工作面的循环进度。爆破消耗的时间少, 应尽量增加每一次爆破的炮眼个数, 以减少放炮次数, 缩短放炮的辅助时间, 进步出煤工效;爆破材料消耗量少, 应公道布置炮眼和装药量, 降低炸药、雷管消耗量, 进步经济效益。
6.2 采煤工作面炮眼布置方式
采煤工作面炮眼布置方式一般有以下几种: (1) 单排眼布置方式:在煤层为1.0m以下的薄煤层或煤质松软、节理发达的中煤层中, 可沿工作面中间打一排向下倾斜的炮眼, 称为单排眼。炮眼与工作面煤壁的夹角为65。~75。 (2) 双排眼布置方式:在煤层1.0m~1.5m, 煤质中硬的中煤层中, 可靠近顶、底板沿工作面打两排眼, 称为双排眼。如上、下两排眼互相错开, 又称三花眼。
6.3 采煤工作面爆破参数确定
6.3.1 炮眼角度
采煤工作面的炮眼, 顶眼一般有仰角, 底眼有俯角, 视顶底板稳定程度及煤质软硬情况而定。炮眼与煤壁在水平面的角度, 一般为65°~75°。煤质较软时取较大值, 煤质较硬时取较小值。
6.3.2 炮眼深度
采煤工作面的炮眼深度取决于一次推进度和回采工艺要求。炮采工作面一般多采用小进度, 一次推进度为1.0m~1.2m。采用金属支柱、绞接顶梁的炮采工作面, 每次进度应根据顶梁长度而定, 而炮眼深度要大于每次进度0.2m。
6.3.3 炮眼间距
邻近炮眼的间距, 可根据煤的硬度和块度要求而定。采煤工作面的炮眼间距一般为1.0m~1.2m。
6.3.4 装药量
采煤工作面的炮眼装药量是指每米炮眼的炸药用量。它是依据煤层硬度、炮眼数目、炮眼深度而定的, 并与工作面的采高、循环进度有关。一般顶眼、中间眼的装药量比底眼要少, 采用双排眼、三花眼布置时, 底眼与顶眼的装药量可按1:0.5~0.7的比例分配;采用三排眼、五花眼布置时, 底眼、中间眼、顶眼的装药量可按1:0.75:0.5的比例分配。
6.4 炮采的安全要求
煤矿的经济效益是重要的, 但是安全是第一位的, 在下面的情况下, 绝对不允许放炮。工作面没有收拾好, 采煤设备、电缆没有响应的防护措施, 不准放炮。有爆炸危险的工作面, 特别是粉尘增多时, 在距离放炮地点20米范围内没有清扫干净, 没有洒水降尘的, 不准放炮。采煤工作面通风量不够, 在没有明显改善通风情况下, 不准放炮。在采煤工作面不具备上、下安全出口不通畅的情况下, 支柱不牢固, 煤层帮具备安全隐患, 没有得到及时处理的, 不准放炮。
摘要：煤矿采用炮采空掘方式, 存在的主要问题是采动影响很明显, 因炮采的影响巷道变形量大, 支护难度大。因此, 为保证煤矿的安全生产, 应该采用科学的巷道维护技术和安全的开采技术, 本文实际测量了炮采空掘矿压与围岩的应力分析, 为煤矿的安全生产, 巷道维护技术以及开采方式提供了技术数据。
关键词：炮采空掘,沿空掘巷,矿压显现,围岩应力,维护效果
参考文献
[1]胡方田.采煤概论.中国劳动社会保障出版社.2006[1]胡方田.采煤概论.中国劳动社会保障出版社.2006
超长综放工作面围岩应力分布规律 篇4
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。
围岩应力变化 篇5
作为预应力让压均压锚杆, 就是通过锚固在岩体内的树脂与支护体外的托盘施加一定的预应力, 控制巷道围岩的早期变形, 消除顶板中的拉应力区, 将松动破裂的岩体锚固在上部未松动的岩层中。随着围岩的变形, 锚杆施加给围岩的力也越大, 而锚杆受到的围岩的反作用力也越大, 如果一味地增加锚杆的强度, 锚杆会很快被拉断, 这就需要锚杆具有一定的让压均压性, 在巷道围岩蠕变阶段锚杆能提供恒定的工作阻力, 以保护锚杆不被拉断失效, 从而起到维护巷道稳定的目的。
1 预应力锚杆在加固围岩的力学机制分析
首先, 运用线弹性理论的解析法, 着重分析在均匀、连续、各向同性岩体中的圆形洞室。预应力锚杆沿圆形洞室径向设置, 且沿轴向等间距布置, 分析计算在围岩中产生的附加应力, 然后, 将其推广到具有不同开挖曲率半径的洞室围岩, 得出预应力锚杆提供给围岩附加应力状态的普遍形式。
令R为洞室半径, L为预应力锚杆长度。如果锚杆所提供的预应力为T, 沿周向等间距布置n根锚杆, 则其在锚固围岩的内外边界上产生的附加径向压应力q及q'分别为:
该问题是轴对称平面应变问题, 在R≤r≤R1范围内其弹性力学解答为:
上述各表达式中, r为所研究平面内任一点的径向坐标, E为弹性模量, v为泊松比。根据径向应力以压应力为正而拉应力为负, 径向位移与分别为围岩的弹性模r方向相反为正。根据以上各式, 可以得出预应力锚杆提供给围岩的附加应力和附加位移的大致分布。锚固产生的附加应力基本上限于锚杆的有效长度范围, 这与圣维南原理相吻合, 对远离该锚杆的其它锚杆之处影响很小。因此, 当洞室开挖边界接近于圆弧状, 且用若干预应力锚杆等间距加固时, 锚固所产生的附加应力除接近锚固点处比较复杂外, 其余部分的分布则比较均匀。
2 预应力在锚杆加固围岩的作用分析
预应力在锚杆加固围岩时, 随地下工程地质条件的变化, 围岩的状态也变得更加复杂, 锚杆所要施加的预应力也不相同。预应力锚杆受力状态也随着围岩条件的变化而变化, 尤其是受动压和反复采动影响的回采巷道, 在不同的各种因素影响下会发生拉、剪、扭等力学现象。由于预应力锚杆的作用机制比较复杂, 很难用单一指标来衡量预应力锚杆的作用, 只能要根据具体的地质和采矿条件来分析其主要作用。预应力锚杆对围岩的加固作用主要有以下几个方面:
2.1 对围岩表面提供支护抗力, 改变了巷道开挖边界的约束性质, 达到控制围岩剪胀变形发展的目标。
预应力锚杆对围岩加固作用原理是利用钢材具有较高的抗拉强度和一定的抗剪强度加固围岩。随着巷道开挖的完成, 围岩的弹性变形和塑性变形即告结束, 要维护巷道空间的稳定, 必须通过一定的手段来限制围岩的进一步变形, 即剪胀变形的发展。在巷道开挖完成后, 及时根据具体的条件安装预应力锚杆, 通过预应力锚杆主动给围岩比较高的初撑力, 能够有效地阻止围岩剪胀变形的发展。这一点可以通过预应力锚杆的支护特征线得到很好解释。
2.2 加固围岩, 使破碎区及塑性区的岩体整体化, 充分调动围岩的自身承载能力, 使其形成具有较高承载能力的组合梁或组合拱。
由于普通锚杆没有预应力, 就像棚子支护一样, 属于被动支护, 只有当巷道围岩变形到一定程度时, 锚杆才起作用;相比普通的锚杆来讲, 预应力锚杆是在巷道掘进后立即安装锚杆, 并且在高预应力作用下尽可能使巷道围岩由开挖后的单向应力或双向应力状态变为开挖前的三向应力状态, 这种支护属于主动支护, 它能够尽可能快地控制顶板离层, 消除顶板的拉应力区, 利用锚杆的预应力将开挖后的软弱岩层挤压并悬吊在上方的稳定岩层之中。
在预应力锚杆的高预应力作用下, 对于破碎区的岩块, 一方面增大了岩块之间的裂隙闭合、滑移面上的摩擦力;另一方面, 由于锚杆是一种典型的异质包体, 它在岩体中起到了“销钉作用”, 增大了破坏面的抗剪强度, 相当于提高了破坏面的等效凝聚力。对于巷道顶板面临的典型的层状结构地层, 由于预应力锚杆的高预应力作用, 将巷道顶板锚固范围内的数个薄岩层锁紧成一个较厚的岩层, 即成为一个组合梁, 其最大弯曲应变和应力均大大减小, 组合梁的挠度也较小。
在拱形巷道围岩的破裂区中安装预应力锚杆时, 在杆体两端将形成圆锥形分布的压应力, 如果巷道周边布置锚杆群, 只要锚杆的间排距设置合理, 各个锚杆形成的压应力圆锥体将相互交错, 就能在岩体中形成一个均匀的压缩带, 即承压拱, 这个承压拱可以承受其上部破碎岩石施加的径向载荷。在承压拱内的岩石径向及切向均受压, 处于三向受力状态, 其围岩强度得到提高, 支撑能力也相应加大。
2.3 改善围岩应力场, 强化围岩体的力学参数, 提高围岩的稳定性, 增大围岩体残余强度。
井下巷道的开挖后, 开挖边界附近围岩的应力状态向不利于稳定的方向转化, 应力方面表现为由原来的主应力差值较小转化为主应力差值较大, 改变了围岩的原始应力状态。在这种应力状态的转化过程中, 开挖边界附近围岩产生一定的塑性区, 并向约束最弱的方向产生塑性松动。这种塑性松动导致围岩体的力学性质发生变化, 使得弹性模量E、粘聚力c、残余粘聚力c'、内摩擦角φ及峰值强度与残余强度均有不同程度的降低。在围岩中设置预应力锚杆后, 将在围岩中产生附加的锚固应力, 尤其在锚杆群作用下, 围岩又变成了三向应力状态。由于岩石的抗压强度远大于其抗拉强度, 可通过调整围岩的应力状态来有效地提高围岩的稳定性。
2.4 阻止结构面的滑移, 提高其抗剪能力和抗滑能力, 增加围岩的稳定性。
岩体中一般均有结构面 (如节理面等) , 结构面对岩体的强度、变形性能、渗透性、各向异性、力学上的连续性, 以及岩体中应力分布等, 均有显著的影响。一般来说, 结构面是影响岩体力学问题的一个控制性因素。开挖后的围岩, 由于其主应力差较大, 节理面对其稳定性起控制作用。为了使围岩不沿节理面产生滑移, 最有效的方法之一就是在其中设置预应力锚杆。
2.5 改善围岩体的受力状态以及围岩应力场。
关于预应力锚杆对巷道围岩应力场的改善机制, 由于模型试验和现场观测均存在较大困难, 国内外的研究者比较少。根据弹塑性力学理论, 巷道开挖后, 围岩将产生二次应力分布, 应力重新分布的结果将使巷道四周围岩的径向应力减小, 切向应力增大, 这种应力分布状态将导致巷道围岩产生压剪破坏。在锚杆预应力的作用下, 围岩的径向应力得到显著的提高, 径向应力的增大使应力分布趋于均匀, 应力集中减缓, 围岩的二次应力分布得以改善, 从而提高了岩体的承载能力。
3 结束语
总之, 开挖后的围岩一般是不稳定的, 要使其保持稳定, 必须改善围岩中的应力状态及开挖边界的约束性质, 行之有效的方法之一, 就是在围岩中设置预应力锚杆, 在围岩中产生有利于围岩稳定的应力状态及约束条件。
摘要：锚杆支护的实质就是锚杆和锚固区域的岩体相互作用而组成锚固体, 形成统一的承载结构。巷道围岩锚固体强度提高以后, 可以减少巷道周围破碎区、塑性区的范围和巷道的表面位移, 控制围岩破碎区、塑性区的发展, 从而有利于保持巷道围岩的稳定。
关键词：巷道支护,围岩稳定性,松动圈,塑性变形,支护阻力,二次应力分布
参考文献
[1]陈炎光, 陆士良, 侯朝炯.中国煤矿巷道围岩控制[M].徐州:中国矿业大学出版社, 1994.
围岩应力变化 篇6
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
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围岩应力变化 篇7
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
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