大断面硐室围岩变形机理及合理支护技术研究

大断面硐室围岩变形机理及合理支护技术研究
郝明月
【摘要】针对陈四楼煤矿复杂条件下大断面硐室围岩变形难以有效控制情况,采用现场调查、理论分析、数值模拟等方法进行了研究,推导出围岩变形的计算公式,分析了硐室围岩变形的影响因素,以及采用正交试验法并结合数值模拟软件FLAC得出最佳支护参数,提出了大断面硐室围岩控制技术.现场实践表明,硐室围岩变形量在控制范围之内,硐室支护稳定.
【期刊名称】《中州煤炭》
【年(卷),期】2018(040)009
【总页数】5页(P194-198)
【关键词】大断面硐室;力学分析;正交试验;数值模拟;支护参数
【作者】郝明月
【作者单位】河南能源化工集团永煤公司陈四楼煤矿,河南永城476600
【正文语种】中文
【中图分类】TD354
0 引言
陈四楼煤矿规模的不断扩大及机械化水平的大幅度提高，为井下大断面硐室的使用提供了条件。

目前，国内许多大型煤矿已建成或正在修建大断面硐室，这些硐室普遍具有地质条件复杂、断面大、埋藏深等特征[1-5]。

地下岩体未受开挖扰动前，
处于相对平衡的原始应力状态，硐室开挖后，围岩自身应力平衡被打破，并引起相应的应力调整，超过岩体极限屈服强度，产生破碎区、塑性变形区、弹性变形区，其中围岩塑性区的变形对硐室的稳定性起着决定性的影响[6-11]。

因此，研究硐室围岩塑性变形的影响因素，分析总结围岩变形规律，对硐室围岩稳定性控制具有十分重要的意义。

1 围岩塑性变形力学分析
1.1 理论推导计算
为了不使建立的模型和求解的过程过于复杂，作出基本假设：①硐室断面简化为圆形；②硐室围岩为各向同性均质连续介质；③满足圆形硐室二次应力弹塑性分布的条件；④在弹、塑性区边界上，围岩的粘结力为零，计算模型如图1所示。

由弹塑性二次应力计算时，建立满足静力平衡条件的微分方程：
(1)
图1 计算模型Fig.1 Computing model
围岩塑性区内切向应力σθ和径向应力σr满足方程：
(2)
联立式(1)、(2)，得出：
(3)
解方程得：
(4)
由弹、塑性区边界条件，可计算得到：
(5)
(6)
(7)
σr=P0(1-sin φ)
(8)
(9)
当无支护时，Pi=0，则式(9)变形为：
(10)
在小变形的条件下，假设塑性区内岩体εv为0，可得塑性区内任一点径向位移up 的微分方程：
(11)
积分得出：
(12)
C2由弹、塑性区边界上的变形协调条件求得：
(13)
其中：
(14)
(15)
式中，E为弹性模量；μ为泊松比；K为体积模量；G为切变模量。

将式(14)、(15)代入式(13)，得到：
(16)
则任一点径向位移up为：
(17)
将塑性区外半径Rp计算式(10)及式(8)代入式(17)，即可得到硐室围岩塑性变形计算公式：
(18)
由此可知，硐室开挖后，未进行支护情况下，硐室围岩的塑性变形量up与围岩所处环境的原岩应力P0，围岩的内聚力c、内摩擦角φ、切变模量G、硐室半径ra 大小等有关，存在显著的尺寸效应。

1.2 硐室围岩变形影响因素分析
采用单因素分析法[12-14]，变化2个因素，其他因素不变的条件下，分析了不同因素对围岩塑性变形量的影响。

如要分析围岩的初始应力P0对围岩变形的影响，只改变初始应力P0的数值，其他参数值选用相似条件下的经验数值。

分别选取围岩内聚力c、内摩擦角φ以及围岩的初始应力P0对围岩塑性变形量进行分析，如图2所示。

由图2(a)可知，围岩变形量随着初始应力P0的增加呈指数递增趋势，当应力值达到20 MPa时，围岩变形量急剧增加，说明在高应力作用条件下，应注意加强围
岩支护强度，确保围岩的安全稳定。

由图2(b)可知，围岩变形量随内聚力c的增加呈递减趋势，当内聚力c增加到一
定值(c=8.0 MPa)时，围岩塑性变形量收敛于一个稳定值。

其中当内摩擦角φ<40°时，内聚力c对围岩塑性变形量影响较为明显；当内摩擦角φ>40°时，内聚力c
对围岩塑性变形量影响较弱。

由图2(c)可知，对于不同围岩岩性，围岩塑性变形量随内摩擦角φ增大而减小。

但围岩塑性变形量的下降幅度并不大，特别是当围岩内聚力c>4 MPa时，内摩擦角φ与围岩塑性变形量的呈近乎于平直线关系，对围岩塑性变形量几乎没有影响。

图2 初始应力P0 、内聚力c、内摩擦角φ与围岩变形的关系曲线Fig.2 Relationship between initial stress P0，cohesive force c，internal friction angle φ and deformation of surrounding rock
2 数值计算方案
2.1 计算方案
陈四楼煤矿北翼-640泵房所对应的地面标高为+34.64～+35.37 m，井下标高为-615.70～ -603.30 m，埋藏深度约为600 m，硐室施工附近断层发育处岩石较破碎，构造应力集中，地质条件复杂，根据施工难易程度、施工工程量、施工速度以及矿井类似地质条件下硐室的支护情况确定硐室设计断面形状为拱形，设计断面尺寸：宽×高=4.2 m×4.6 m。

为了更准确地得到硐室最合理的支护参数，进行尽可能多的方案比较，此次计算采用数值模拟软件FLAC [15-17] 。

采用正交试验法取锚杆长度、锚杆直径、锚杆间排距、锚杆预紧力4个因素为优化因素，每个因素设计3个水平，则可设计出4
因素3水平的正交数值试验表L934，具体模拟方案见表1。

表1 数值模拟方案Tab.1 Numerical calculation schemes方案锚杆长度/m锚杆直径/mm锚杆间排距/m×m预紧力
/kN12.0220.7×0.76022.0240.8×0.88032.0260.9×0.910042.2220.8×0.810052 .2240.9×0.96062.2260.7×0.78072.4220.9×0.98082.4240.7×0.710092.4260.8×0.860
锚索采用φ21.6 mm的7股钢绞线，设计长度为6.3 m，间排距均为1.6 m，沿硐室拱顶布置，全断面共5根，预紧力为150 kN，锚固长度为2.4 m。

2.2 计算参数
由于硐室在轴向上的尺寸远大于硐室的宽度和高度，因此，为了避免次要因素的干扰，此次模拟可近似简化为平面应变问题来模拟[18-19]。

根据现场调研实测和相关的岩石试验数据，采用围岩分类RMR法和差值计算得出围岩物理力学参数(表2)。

表2 围岩物理力学参数Tab.2 Calculation parameters of rock mechanics围岩容重γ/(kN·m-3)内摩擦角φ/(°)内聚力C/MPa弹性模量E/GPa泊松比μ抗压强度Rc/MPa抗拉强度Rt/MPa中细砂岩27.1429.1212.240.2522.61.69砂质泥岩23.2344.376.850.3416.81.30
2.3 计算结果与分析
2.3.1 建立模型
硐室所处平均埋深约600 m，净断面尺寸:宽×高=4 200 mm×4 600 mm，硐室开挖应力影响范围约为本身跨度的4～6倍[20]，因此，计算模型大小可设计为100 m×75 m，以硐室为中心，模型网格划为75×200个，硐室周围网格作加密处理(图3)。

图3 平面计算模型Fig.3 Plane computation model
2.3.2 结果处理与分析
按照正交数值实验表采用FLAC依次分别对9组方案进行模拟，对计算结果进行
记录并整理可得出硐室围岩的顶板最大下沉量、两帮移近最大量、最大底鼓量、塑性区半径、安全系数(表3)。

表3 硐室围岩最大位移量、塑性区半径、安全系数Tab.3 Maximum displacement，plastic zone radius and safety factor of chamber surrounding rock方案顶板下沉量/mm两帮移近量/mm底鼓量/mm塑性区半
径/m安全系数
1153.40168.30119.604.650.76233.2459.3174.181.871.4938.8349.4862.531.1 91.42425.8740.1250.241.281.65549.0275.2960.281.641.186126.70171.30115 .307.510.927129.20131.70136.3012.640.608119.50198.10216.407.700.95911 3.60169.20281.205.641.08
通过对比分析表中数据可得出方案4所取因素水平为最佳支护参数。

模拟所得到
的应力分布和塑性区范围如图4、图5所示。

图4 硐室应力分布Fig.4 Stress distribution of chamber
图5 硐室塑性区范围分布Fig.5 Plastic zone range distribution of chamber
由图4、图5可知，硐室围岩应力分布均匀，围岩峰值应力在硐室围岩深部，距硐室围岩表面较远，同时围岩塑性区范围不大，此支护参数下硐室围岩安全系数为
1.65，硐室围岩处于稳定状态。

2.3.3 支护优选方案的确定
综上分析，确定硐室采用锚杆、锚索、金属网和梯子梁联合支护。

锚杆长度为2.2 m，锚杆直径为22 mm的左旋螺纹钢，锚杆间排距均为0.8 m，锚杆预紧力为100 kN，每根锚杆采用2节Z2350型中速树脂药卷加长锚固。

锚索长度为6.3 m，锚索直径为21.6 mm的7股钢绞线，间排距均为1.6 m，沿硐室拱顶布置，全断面共5根，预紧力为150 kN，每根锚索采用4节Z2350型中速树脂药卷加长锚
固，锚固长度为2.4 m。

喷射混凝土层厚度为100 mm，水泥标号P.O 42.5。

金属网为φ6 mm，规格为1 000 mm×800 mm，网格尺寸100 mm×100 mm。

梯子梁由φ12 mm圆钢焊制而成。

硐室全断面挂钢丝网和钢筋梯子梁。

硐室支护设计参数如图6所示。

图6 硐室支护设计参数Fig.6 Design parameters of chamber supporting
3 现场应用与监测分析
在硐室两帮及顶底板布置测点并进行观测，将观测数据整理并绘制围岩变形量随时间的变化曲线如图7所示。

硐室掘进后 1～15 d 内，围岩变形剧烈，两帮最大移近量达61 mm，平均 4.1 mm/d；顶板最大下沉量可达 44 mm，平均 2.9
mm/d；底鼓量最大达 21 mm，平均 1.4 mm/d。

在之后的15～70 d 内为硐室围岩变形速度减缓，两帮移近量为52 mm，平均0.95 mm/d；顶板下沉量为 39 mm，平均0.71 mm/d；底鼓量为52 mm，平均 0.71 mm/d。

经70 d之后，硐室围岩变形趋于稳定，围岩变形量也几乎不再增加。

可知，大断面硐室围岩变形达到稳定需2个月以上，持续变形时间长，需要进行合理有效的支护，才能保证硐室稳定。

图7 围岩变形量随时间的变化曲线Fig.7 Deformation curve of surrounding rock with time
4 结论
(1)通过弹塑性力学结合岩石力学联合推导分析得出了围岩的变形量与围岩所处环境的原岩应力P0，围岩的内聚力c、内摩擦角φ、切变模量G、硐室半径ra大小等有关，存在显著的尺寸效应。

(2)设计了4因素3水平的正交试验，结合数值模拟软件FLAC得出了硐室最优支护参数并应用到实践。

现场观测表明，硐室掘进后1～15 d，围岩变形剧烈；在之后的15～70 d 硐室围岩变形速度减缓；经70 d后，硐室围岩变形趋于稳定。

参考文献(References)：
【相关文献】
[1] 曾朝辰，符如康.双岩巷共用排矸系统在巷道掘进中的设计与应用[J].中州煤炭，2015(12)：87-90.
Zeng Chaochen，Fu Rukang.Design and application of sharing gangue system in double rock roadway in tunnel excavation[J].Zhongzhou Coal，2015(12)：87-90.
[2] 曾朝辰.煤矿巷道排矸系统转弯机构的设计及应用[J].中州煤炭，2016(1)：181-183.
Zeng Chaochen.Design and application of turning mechanism of coal mine roadway drainage system[J].Zhongzhou Coal，2016(1)：181-183.
[3] 张豪，陶建松.煤矿带式输送机变频调速系统的改造与应用[J].煤炭工程，2015(10)：74-76. Zhang Hao，Tao Jiansong.Transformation and application of variable frequency speed control system of coal mine belt conveyor[J].Coal Engineering，2015，(10)：74-76.
[4] 张长友，张豪.中厚偏薄煤层高效智能集成装备技术研究与应用[J].煤矿机械，2015(2)：14-16. Zhang Changyou，Zhang Hao.Research and application of high efficiency and intelligent integrated equipment technology of medium and thick thin seam[J].Coal Mine Machinery，2015(2)：14-16.
[5] 符如康，张长友，张豪.煤矿综采综掘设备智能感知与控制技术研究及展望[J].煤炭科学技术，2017，45(9)：72-78.
Fu Rukang，Zhang Changyou，Zhang Hao.Research and prospect of intelligent perception and control technology for fully-mechanized mining equipment in coal
mine[J].Coal Science and Technology，2017，45(9)：72-78.
[6] 孟磊.基于FLAC3D数值建模的煤矿综采面回撤锚网支护技术研究[J].中州煤炭，2016(3)：54-56.
Meng Lei.Research on retracting anchor net support technology of fully-mechanized coal mining face based on FLAC3D numerical modeling[J].Zhongzhou Coal，2016(3)：54-56. [7] 董伟，崔建井，冯周卫.复杂地质条件下大断面硐室施工技术[J].煤炭技术，2005，24(7)：10-12.
Dong Wei，Cui Jianjing，Feng Zhouwei.Construction technology of large section chamber under complex geological conditions[J].Coal Technology，2005，24(7)：10-12. [8] 董亚宁.复杂水文地质条件下大断面硐室施工技术[J].现代矿业，2014，30(2)：132-134.
Dong Yaning.Construction technology of large section chamber under complex hydrogeological conditions[J].Modern Mining，2014，30(2)：132-134.
[9] 曹建波.成庄矿复杂地质条件特大断面硐室综合加固技术[J].煤矿支护，2013(4)：23-27.
Cao prehensive reinforcement technology for large section chamber in complex geological condition of Chengzhuang Coal Mine[J].Coal Mine Support，2013(4)：23-27.
[10] 石红星，郭相平，李瑾.注浆加固技术在永久硐室底鼓治理中的应用[J].煤矿开采，2010，
15(6)：54-56.
Shi Hongxing，Guo Xiangping，Li Jin.Application of grouting reinforcement technology
to floor heave control of permanent chamber[J].Coal Mining，2010，15(6)：54-56. [11] 王杰.动压影响硐室底鼓控制综合加固技术[J].煤矿开采，2013，18(3)：69-71.
Wang prehensive strengthening technology of chamber bottom drum control
with dynamic pressure[J].Coal Mining，2013，18(3)：69-71.
[12] 侯朝炯，郭励生，勾攀峰.煤巷锚杆支护[M].徐州：中国矿业大学出版社，1999.
[13] 蔡美峰，何满朝，刘东燕.岩石力学与工程[M].北京：科学出版社，2009.
[14] 何满朝，袁和生.中国煤矿锚杆支护理论与实践[M].北京：科学出版社，2004.
[15] 张农.巷道滞后注浆围岩控制理论与实践[M].徐州：中国矿业大学出版社，2004.
[16] 彭文斌.FLAC3D实用教程[M].北京：机械工业出版，2007.
[17] 陈育民，徐鼎平.FLAC/FLAC3D基础与工程实例[M].北京：中国水利水电出版社，2008.
[18] 于学馥.岩石记忆与开挖理论[M].北京：冶金工业出版社，1993.
[19] 周维恒.高等岩石力学[M].北京：煤炭工业出版社，1993.
[20] 董方庭.巷道围岩松动圈支护理论及技术[M].北京：煤炭工业出版社，2001.。