擾動作用下深部巖巷長期大變形機制及控制技術(shù)

黃萬朋,高延法,王 軍

(1.山東科技大學(xué)礦業(yè)與安全工程學(xué)院,山東青島 266590;2.中國礦業(yè)大學(xué)(北京)力學(xué)與建筑工程學(xué)院,北京 100083)

擾動作用下深部巖巷長期大變形機制及控制技術(shù)

黃萬朋1,高延法2,王 軍2

(1.山東科技大學(xué)礦業(yè)與安全工程學(xué)院,山東青島 266590;2.中國礦業(yè)大學(xué)(北京)力學(xué)與建筑工程學(xué)院,北京 100083)

巷道圍巖本身存在一個抗擾動強度,當深部較高的集中應(yīng)力超過其抗擾動強度時圍巖會對外部擾動變得敏感,在圍巖內(nèi)會形成擾動影響區(qū),圍巖擾動影響區(qū)不斷向內(nèi)部的發(fā)育是擾動作用下深部巖巷長期大變形失穩(wěn)的本質(zhì)。針對深部開拓巖石巷道,提出以鋼管混凝土支架為主體的復(fù)合支護技術(shù)。鋼管混凝土支架具有承載力高、結(jié)構(gòu)穩(wěn)定等優(yōu)點,能夠給圍巖提供一個較大的支護阻力,提高擾動影響區(qū)圍巖的抗擾動強度,從而保持巷道長期穩(wěn)定。根據(jù)某礦具體地質(zhì)條件,設(shè)計了合理的支護技術(shù)措施,選用鋼管混凝土支架型號為?194×8的鋼管配合C40強度等級的核心混凝土,該支護體系能夠給巷道圍巖提供1.26 MPa以上的支護強度,工程應(yīng)用效果良好。

開采擾動;深部巖巷;穩(wěn)定性控制;鋼管混凝土支架;支護設(shè)計

深部礦井開采面臨 “三高一擾動”(高地應(yīng)力、高地溫、高巖溶水壓以及強烈的開采擾動)的復(fù)雜力學(xué)環(huán)境,在較高的地應(yīng)力場環(huán)境中,巖體表現(xiàn)出持續(xù)的強流變性,巷道變形具有非常明顯的“時間效應(yīng)”[1-4]。圍巖在強流變過程中穩(wěn)定性變得很差,對外界的擾動影響會非常敏感,此類擾動包括臨近煤層的開采、井下放炮震動、頂板巖層斷裂、沖擊地壓等造成的沖擊震動。外部擾動可以使圍巖流變變形量急劇增加,甚至造成圍巖的突然破壞,導(dǎo)致深部巷道的大變形失穩(wěn)等動力災(zāi)害現(xiàn)象[1,5]。

當前國內(nèi)外關(guān)于巖石流變特性方面的研究已經(jīng)取得了重要進展,但對于擾動作用下巷道圍巖的長期大變形失穩(wěn)機制尚沒有深刻的認識。同時,對于深部井下運輸大巷、中央變電所等使用期限較長的開拓巖石巷道來說,存在外部擾動的情況下,當前的U型鋼支架等支護技術(shù)由于支護強度有限已經(jīng)不能滿足巷道的支護需求,需要一種新的支護手段來對巷道的長期穩(wěn)定性進行控制。因此本文將通過理論分析結(jié)合實驗手段,研究深部巷道圍巖在擾動作用下的應(yīng)力場演變規(guī)律,針對深部開拓巖石巷道提出以鋼管混凝土支架為主體的復(fù)合支護技術(shù),并結(jié)合具體的工程實例,驗證新型支護技術(shù)的支護效果。

1 擾動作用下深部巖巷長期大變形失穩(wěn)機制

1.1 巖石“強度極限鄰域”及抗擾動強度的概念

巖石的“強度極限鄰域”及抗擾動強度是表征深部圍巖在流變狀態(tài)下受擾動影響的2個重要強度指標。所謂巖石強度極限鄰域,是對巖石應(yīng)力狀態(tài)而言的,在簡單的壓(拉、剪)應(yīng)力狀態(tài)下,巖石具有一個強度極限值σc(巖石的單軸抗壓極限強度),依據(jù)一定條件給定一個Δσ,如果巖石受到的應(yīng)力σ滿足下式,則稱巖石處于強度極限鄰域內(nèi)[1,6],即

當圍巖應(yīng)力處于巖石“強度極限鄰域”內(nèi)時,巖石在外部擾動荷載的影響下會產(chǎn)生不可逆的累積擾動變形,而處于鄰域外時受外部擾動影響較小。巖石“強度極限鄰域”可進一步細分為強度極限左鄰域和右鄰域,如巖石所受應(yīng)力尚未達到其強度極限值,稱為處于強度極限的左鄰域;如果超過巖石的極限強度,則處于強度極限的右鄰域。單軸壓縮條件下巖石的強度極限鄰域范圍如圖1所示,左右鄰域的寬度分別用Δσl和Δσr表示,可通過巖石擾動力學(xué)實驗測得。

圖1中,σf為巖石的殘余強度,也即強度極限右鄰域的邊界強度;σr為巖石強度極限左鄰域的閾值強度,在此定義為巖石的抗擾動強度,當圍巖應(yīng)力超過此閾值而尚未達到其極限強度時,即進入了“強度極限左鄰域”范圍,巖石開始對外界擾動變得敏感, σr=σc-Δσl。 在單軸壓縮應(yīng)力狀態(tài)下,左鄰域?qū)?yīng)巖石破壞前的非線性變形區(qū),右鄰域?qū)?yīng)巖石破壞后的應(yīng)變軟化區(qū)。

圖1 單軸壓縮條件下巖石強度極限鄰域Fig.1 Vicinity of rock ultimate strength in uniaxial compression

1.2 擾動作用下圍巖應(yīng)力場演變規(guī)律

以深部圓形巷道為例,巷道開挖后,在較大的地應(yīng)力場作用下,自巷道壁向圍巖內(nèi)部會形成瞬時破裂區(qū)和擾動影響區(qū)的狀態(tài)分布,如圖2(a)所示。

圖2 深部巷道圍巖力學(xué)模型及應(yīng)力場演變規(guī)律示意Fig.2 Mechanical model of surrounding rock and pressure field’s evolution rule in deep tunnel

巷道開挖后,圍巖切向集中應(yīng)力σθ在一定區(qū)域內(nèi)超過了巖體的極限強度而使圍巖發(fā)生破壞,形成瞬時破裂區(qū),破裂區(qū)內(nèi)圍巖處于“強度極限右鄰域”范圍。破裂區(qū)外為擾動影響區(qū),該區(qū)域內(nèi)圍巖應(yīng)力與圍巖強度的關(guān)系為σr＜σθ≤σc,如圖2(a)所示。擾動影響區(qū)內(nèi)圍巖應(yīng)力處于巖石“強度極限左鄰域”內(nèi),使得巷道圍巖對外部擾動的影響比較敏感,在外部擾動荷載作用下,其擾動變形會持續(xù)發(fā)展直至圍巖發(fā)生破壞,從而使擾動影響區(qū)向破裂區(qū)轉(zhuǎn)化,原破裂區(qū)范圍增加,深部巷道的長期變形量進一步增大。

擾動影響區(qū)轉(zhuǎn)化為破裂區(qū)后,圍巖應(yīng)力峰值及流變擾動影響區(qū)繼續(xù)向圍巖內(nèi)部轉(zhuǎn)移,轉(zhuǎn)移過程中圍巖應(yīng)力峰值降低。同時,巷道內(nèi)支護體會給內(nèi)部圍巖提供一定的側(cè)向圍壓,假設(shè)圍巖破裂前后其強度準則仍滿足摩爾-庫倫強度準則,即σ1=σ3ξ+σc,其中σ1為巖石的極限強度,σ3為側(cè)向圍壓,ξ=(1+sin φ)/ (1-sin φ),φ為巖石內(nèi)摩擦角。隨著徑向支護阻力的增大,內(nèi)部圍巖的極限強度及抗擾動強度σr均相應(yīng)增大,在圖1中表現(xiàn)為巖石“強度極限鄰域”范圍的上移。當減小的圍巖應(yīng)力峰值與增大的圍巖抗擾動強度相同時,即σ′θ=σ′r,圍巖應(yīng)力退出巖石“強度極限鄰域”范圍,圍巖流變擾動影響區(qū)最終消失,破裂區(qū)發(fā)展至最大范圍,破裂區(qū)內(nèi)圍巖峰后流變大變形發(fā)育穩(wěn)定后,巷道達到長期平衡狀態(tài),圍巖狀態(tài)及應(yīng)力分布如圖2(b)所示。

綜上所述,擾動作用下深部巷道的長期大變形失穩(wěn),本質(zhì)上是由于在深部較大的地應(yīng)力及外部擾動荷載作用下,圍巖流變擾動影響區(qū)不斷向內(nèi)部轉(zhuǎn)移的結(jié)果。如果擾動影響區(qū)的發(fā)育過程得不到有效控制,則最終圍巖會形成較大范圍的破裂區(qū),導(dǎo)致巷道發(fā)生長期的大變形失穩(wěn)。

1.3 擾動作用下深部巷道保持長期穩(wěn)定的條件

根據(jù)擾動作用下圍巖應(yīng)力場演變規(guī)律,深部巷道圍巖保持長期穩(wěn)定的條件是使擾動影響區(qū)內(nèi)的圍巖應(yīng)力盡早退出巖石“強度極限鄰域”范圍,即: |σc-σ|＞Δσ,從而減小破裂區(qū)尺寸,限制巷道的流變及擾動大變形。強度極限鄰域的邊界閾值,即巖石的抗擾動強度為σr,其判斷條件可轉(zhuǎn)化為σ ＜σr。

深部巷道開挖后,為使擾動影響區(qū)內(nèi)圍巖的抗擾動強度得到有效提高,可對破裂區(qū)圍巖進行錨固,同時在巷道內(nèi)給圍巖提供一個較大的徑向支護反力F,與錨固區(qū)一起給擾動影響區(qū)提供一個較大的圍壓,如圖3所示。支護反力F越大,擾動影響區(qū)內(nèi)圍巖應(yīng)力峰值越早退出巖石“強度極限鄰域”,從而能夠有效控制圍巖的變形;若提供的支護阻力不足,將無法限制擾動影響區(qū)向圍巖內(nèi)部的繼續(xù)轉(zhuǎn)移,巷道將發(fā)生長期大變形直至失穩(wěn)破壞。

圖3 巷道支護作用力學(xué)關(guān)系模型Fig.3 The mechanical relationship between supporting and surrounding rock

2 擾動作用下深部巖巷鋼管混凝土支架支護技術(shù)

在深部高應(yīng)力以及存在外部擾動影響的情況下,為保持巷道長期穩(wěn)定,必須在對圍巖進行柔性讓壓支護的基礎(chǔ)上,在合適的時機進行二次高強度支護。然而當前一般采用的U型鋼支架加強支護,其支護反力只有300～500 kN,支護強度僅為0.3～0.4 MPa,支護能力有限[7]。同時U型鋼支架承受扭轉(zhuǎn)變形的能力較弱,易發(fā)生扭曲變形。

針對上述情況,提出以鋼管混凝土支架為主體的復(fù)合支護技術(shù)。該復(fù)合支護技術(shù)由錨網(wǎng)噴+鋼管混凝土支架組成。初次錨網(wǎng)噴支護主要改善破裂區(qū)圍巖的力學(xué)參數(shù),提高破裂區(qū)圍巖自身的承載能力;二次支護采用鋼管混凝土支架加強支護。鋼管混凝土支架是由高延法教授發(fā)明的一種用于深部軟巖巷道支護的新型支架,能夠給圍巖提供一個較大的支護反力,根據(jù)研究,常用的鋼管混凝土支架(?168 mm以上架型)提供的支護反力可以達到1 500 N～2 500 kN,是U型鋼支架支護能力的3～5倍[7]。初次支護與支架間留設(shè)100～200 mm的讓壓空間,以柔性支護體填充,能夠給圍巖進行適度泄壓,以適應(yīng)深部巷道的圍巖變形。

2.1 支架結(jié)構(gòu)

鋼管混凝土支架是依據(jù)巷道斷面形狀將空鋼管彎曲制作成相應(yīng)的形狀,然后在空鋼管支架內(nèi)充填混凝土形成的構(gòu)件。鋼管混凝土支架結(jié)構(gòu)一般分為4段:頂弧段、左幫段、右?guī)投渭暗谆《?各段之間采用套管連接,相鄰支架間采用連桿連接,支架結(jié)構(gòu)如圖4所示,巷道支護后的圍巖狀態(tài)模型如圖5所示。依據(jù)現(xiàn)在煤礦井下比較常用的巷道斷面形狀,鋼管混凝土支架常用的設(shè)計形狀有圓形、直墻半圓拱形、弧墻圓拱形及弧墻三心拱形等。

圖4 鋼管混凝土支架結(jié)構(gòu)Fig.4 The concrete-filled steel tubular stent

2.2 支架力學(xué)性能分析

圖5 支護作用后的圍巖狀態(tài)力學(xué)模型Fig.5 Mechanical model of surrounding rock’s state

鋼管混凝土支架在力學(xué)性能上具有明顯的優(yōu)點。首先,它通過鋼管管殼的約束作用使內(nèi)部混凝土處于三向受壓狀態(tài),使核心混凝土具有更高的抗壓強度;同時混凝土與鋼管管殼共同承受軸向壓力,增強了鋼管的幾何穩(wěn)定性,能夠避免鋼管壁過早的發(fā)生屈曲破壞。其次,支架具有圓柱狀斷面,無異向性,不易扭曲變形,不會出現(xiàn)U型鋼支架的結(jié)構(gòu)失穩(wěn)現(xiàn)象[8]。根據(jù)《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計與施工規(guī)程》,鋼管混凝土支架的極限承載力按下式計算:

式中,N為鋼混支架的極限承載力,kN;φ′為考慮支架長細比及偏心率影響的折減系數(shù);N0為鋼管混凝土短柱的極限承載力,kN。

以圓形斷面支架為倒進行分析,假設(shè)支架承受均勻圍壓,其力學(xué)結(jié)構(gòu)模型如圖6所示,支架的極限承載力平衡方程為

其中,S為支架間距,m;σ′為支架支護反力,MPa;R為支架斷面半徑,m。解微分方程(2)可得到鋼混支架對圍巖的支護強度為

圖6 鋼混支架承載力計算模型Fig.6 The theoretical calculating model of concrete-filled steel tubular stent

將式(1)代入上式得到

可見,鋼管混凝土支架對圍巖提供的支護強度主要受支架短柱極限承載力、支架斷面半徑、布置間距及折減系數(shù)的影響。在支架布置參數(shù)一定的情況下,其主要受短柱極限承載力的影響。因此研究鋼管混凝土短柱的極限承載力是確定支架支護能力的基礎(chǔ)。

2.3 鋼管混凝土短柱力學(xué)性能試驗

鋼管混凝土支架主要由無縫鋼管與內(nèi)部核心混凝土組成,因此本次試驗主要研究在軸向壓縮條件下不同管徑和壁厚的鋼管搭配不同強度的核心混凝土對鋼管混凝土短柱極限承載力的影響。試驗用的鋼管管徑分別為?159,?168,?180和?194 mm,壁厚分別為6,8,10和12 mm;核心混凝土使用2種等級,其C40等級混凝土的抗壓強度為24.2 MPa;C50等級為34.3 MPa。

鋼管混凝土短柱軸心受壓試驗是在500 t油壓長柱壓力機上進行的,試件的最終變形形態(tài)如圖7所示。?194 mm×12 mm短柱試件由于具有較高承載力而無法使其達到充分變形,但其也已經(jīng)進入明顯的塑流階段。其他的短柱試件的最終變形量均達到了20%以上,變形較充分。

圖7 鋼管混凝土短柱最終變形形態(tài)Fig.7 The final deformation mode of short column samples

試驗得到2組鋼管混凝土短柱的力學(xué)參數(shù)見表1,荷載-變形曲線如圖8所示。

表1 不同規(guī)格鋼管混凝土短柱的力學(xué)參數(shù)Table 1 The sample’s mechanical properties parameters of different kinds of short columns

圖8 不同管徑及壁厚的鋼管混凝土短柱荷載-變形曲線Fig.8 Load-strain comparison curves of different kinds of short columns

根據(jù)試驗結(jié)果顯示,所試驗的鋼管混凝土短柱自身具有很高的承載能力,彈性極限強度為1 900～3 500 kN,塑性極限強度為2 500～4 500 kN。鋼管混凝土短柱的高承載力會使鋼混支架同樣具有較高的支護強度。由試件的荷載-變形曲線看出,短柱的壓縮變形過程可分為3個階段:彈性階段(開始的直線段)、塑流階段(近水平段)和強化階段(曲線上翹段);隨著鋼管管徑與壁厚的增大,短柱的彈性極限強度與塑性極限強度均相應(yīng)增大;不同混凝土等級短柱試件的彈性極限強度相等,均為2 600 kN,C50鋼管混凝土短柱的塑性極限強度比 C40短柱高300 kN,說明混凝土強度等級越高,其塑性極限承載能力越強。

3 深部巖巷支護控制的設(shè)計

某礦五水平中央變電所埋深-1 200 m,圍巖以中硬粉砂巖為主,最大水平構(gòu)造應(yīng)力40～55 MPa,地壓較大;同時巷道服務(wù)期間會受上部兩層煤的重復(fù)采動影響,外部擾動荷載影響明顯,屬于典型的深部開采擾動影響巷道。

3.1 支護強度的計算

3.1.1 錨固區(qū)圍巖力學(xué)參數(shù)的計算

根據(jù)研究,錨桿對破裂巖體力學(xué)參數(shù)的改善主要是對其內(nèi)聚力的提高,因此,假設(shè)錨固體變形破壞前后內(nèi)摩擦角保持不變,這樣處理是安全的,工程上也是允許的。在錨固體變形至殘余強度時仍按摩爾-庫侖準則考慮[9],錨桿對破裂巖體內(nèi)聚力的改善[10-11]可表示為式中,C″為錨固巖體的內(nèi)聚力;C′為破裂巖體的內(nèi)聚力,C′=0.05 MPa;Cm為錨桿給圍巖提供的附加黏聚力。根據(jù)力學(xué)分析得

其中,σs為錨桿屈服強度,MPa;d為錨桿直徑,m; Sc,Sl分別為錨桿布置的間、排距,m。

聯(lián)立以上各式,得到錨桿對破裂巖體內(nèi)聚力的改善公式為

可見,錨桿對破裂巖體力學(xué)參數(shù)的改善取決于選用的錨桿類型及錨桿的布置參數(shù)。

3.1.2 支架支護強度的計算

以圍巖達到最終穩(wěn)定狀態(tài)(擾動影響區(qū)消失,破裂區(qū)達到最大)進行力學(xué)分析,為簡化計算,做以下基本假設(shè):① 巷道為圓形,原巖應(yīng)力場側(cè)壓系數(shù)λ= 1,巷道足夠長,簡化為平面應(yīng)變問題處理;② 認為圍巖應(yīng)力峰值向內(nèi)部轉(zhuǎn)移過程中保持不變,這樣處理是安全的,巷道掘成后瞬時形成的破裂區(qū)與擾動影響區(qū)邊界處的應(yīng)力峰值為σθ=P(1+sin φ)+Ccos φ, P為原巖應(yīng)力;③計算基于圍巖最后的穩(wěn)定狀態(tài),因此不考慮圍巖中間的流變過程;④ 控制破裂區(qū)最終發(fā)展至整個錨固區(qū)域后不再向內(nèi)部擴展,錨固區(qū)半徑R1等于錨桿長度。

(1)錨固區(qū)內(nèi)圍巖應(yīng)力。根據(jù)錨固區(qū)內(nèi)的靜力平衡方程和摩爾-庫倫強度準則有

式中,σmr為錨固區(qū)內(nèi)圍巖徑向應(yīng)力。

解此微分方程并根據(jù)邊界條件計算可得到錨固區(qū)半徑R1位置處的徑向應(yīng)力(即錨固區(qū)給內(nèi)部圍巖施加的側(cè)向圍壓)為

式中,R0為巷道開挖半徑;σg為鋼管混凝土支架提供的支護反力。

(2)穩(wěn)定區(qū)內(nèi)應(yīng)力。錨固區(qū)外圍定義為圍巖穩(wěn)定區(qū),在錨固區(qū)與穩(wěn)定區(qū)界面處,根據(jù)摩爾-庫倫強度準則,在給穩(wěn)定區(qū)邊界處的圍巖施加 σmr的圍壓后,穩(wěn)定區(qū)內(nèi)圍巖巖石的抗擾動強度提高到

式中,σ′r為r=R1處巖石三軸壓縮下的抗擾動強度。

根據(jù)圍巖保持長期穩(wěn)定的條件有:σ′r≥σθ,將各式代入可得二次加強支護需要提供的最小支護反力σg,計算公式為

根據(jù)巷道實際地質(zhì)條件,取圍巖力學(xué)參數(shù)為P= 42.9 MPa,C=17 MPa,φ=45°,R1=2.5 m,R0= 2.2 m,根據(jù)巖石流變及擾動效應(yīng)實驗測得的巷道圍巖的抗擾動強度σr=70.5 MPa,代入上式得到:σg= 1.37-0.46C″。

不同的錨桿布置參數(shù)有不同的C″值,將不同的C″代入上式得到鋼管混凝土支架需要提供的最小支護強度,見表2。

表2 二次加強支護需要的支護強度Table 2 The second reinforced support strength

根據(jù)計算結(jié)果,保持圍巖長期穩(wěn)定所需要的二次支護強度隨錨桿密度的增大而減小,錨桿間排距在0.3～1.0 m時,需要的二次支護強度為 0.95～1.33 MPa。二者在給圍巖提供支護作用方面是互相彌補的?？紤]到錨桿支護密度不宜過小以及鋼管混凝土支架的承載力,錨桿支護間排距為0.6 m時,需要鋼混支架提供的支護強度為1.26 MPa,比較符合工程實踐應(yīng)用。

3.2 鋼管混凝土支架選型

鋼管混凝土支架對巷道圍巖提供的支護強度受鋼混支架短柱的極限承載力、支架斷面半徑、支架布置間距及一個折減系數(shù)的影響。鋼管混凝土支架按0.8 m的排距布置,取 S=0.8;支架斷面半徑R= 2.2 m;考慮到鋼管混凝土支架壓彎時會受長細比與偏心率影響,折減系數(shù)取φ′=0.9,支架需要提供的支護強度為σg=1.26 MPa,因此代入式(3)可得到鋼混短柱的極限承載力N0=2 460 kN。即鋼管混凝土短柱提供2 460 kN的極限承載力時,支架可對圍巖提供1.26 MPa的支護強度。

根據(jù)試驗得到不同鋼管混凝土短柱的極限承載力(表2),考慮一定的安全系數(shù)及經(jīng)濟效益因素,最終選擇鋼管混凝土支架型號為?194×8的鋼管配合C40強度等級的混凝土,其彈性極限強度為2 600 kN,塑性極限強度為3 200 kN。

3.3 巷道支護方案

(1)一次支護錨桿采用20MnSi等強度全螺紋鋼錨桿,直徑25 mm,長度2 500 mm,錨桿布置間排距0.6 m×0.6 m;金屬網(wǎng)采用?5 mm鋼筋焊接的鋼筋網(wǎng),網(wǎng)孔100 mm×100 mm;混凝土噴層厚度100 mm。

(2)二次支護鋼管混凝土支架型號為?194×8的鋼管配合C40強度等級的混凝土,支架斷面采用弧墻圓拱形狀。巷道圍巖與鋼管混凝土支架之間預(yù)留100 mm的變形空間,內(nèi)以水泥背板充填,以滿足巷道圍巖變形卸壓的需求。支護后的巷道斷面如圖9所示。

圖9 支架支護后的巷道斷面Fig.9 The tunnel section after stent supporting

3.4 工程應(yīng)用效果

受采動影響的-1 200 m中央變電所巷道原有支護采用噴錨噴+錨網(wǎng)噴、后架設(shè)U29型鋼支架的聯(lián)合支護措施,但由于支護強度有限無法控制其變形。巷道掘成后經(jīng)歷了2次返修,且返修6個月后巷道變形量依然較大,頂?shù)装逑鲁梁蛢蓭褪諗孔冃瘟砍^1 000 mm,而且仍在不斷增加。采用以鋼管混凝土支架為主體的支護技術(shù)后,巷道的長期流變大變形及擾動變形得到了有效控制。支架安裝1個月后圍巖兩幫收斂變形量為10 mm,頂板下沉量為8 mm;6個月后圍巖變形基本穩(wěn)定,兩幫的收斂變形量為21 mm,頂板下沉量為18 mm;經(jīng)過長期觀測,2 a后的兩幫最終收斂變形量為26 mm,頂板下沉量為25 mm。巷道1 a內(nèi)的圍巖變形曲線如圖10所示。同時,采用新的支護技術(shù)后,巷道底臌現(xiàn)象消失、巷道斷面及支架形狀保持良好,未發(fā)生大的變形,說明鋼管混凝土支架對巷道長期穩(wěn)定性控制起到了積極的作用。巷道支護效果如圖11所示。

圖10 巷道圍巖變形曲線Fig.10 Deformation curves of roadway surrounding rocks

4 結(jié) 論

(1)深部高集中應(yīng)力超過巷道圍巖的抗擾動強度而進入其“強度極限鄰域”內(nèi)時,會造成巷道的長期大變形失穩(wěn)。

(2)鋼管混凝土支架支撐能力強、結(jié)構(gòu)穩(wěn)定,能夠給巷道圍巖提供足夠的支護阻力以提高內(nèi)部圍巖的抗擾動強度,能有效控制深部巖巷的流變擾動變形。

(3)通過試驗得到幾種常用鋼管混凝土短柱試件的彈性極限強度在900～3 500 kN,隨著鋼管管徑、壁厚的增大以及核心混凝土等級的提高,短柱的極限承載能力得到不同程度的提高。

(4)結(jié)合某礦受擾動影響的深部巷道工程實踐,以鋼管混凝土支架為主體的復(fù)合支護技術(shù)能夠給巷道圍巖提供1.26 MPa以上的支護強度,控制巷道兩幫收斂變形量小于30 mm,頂板下沉量小于25 mm,底臌現(xiàn)象消失,支護效果良好。

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Deep rock tunnel’s long large deformation mechanism and control technology under disturbance effects

HUANG Wan-peng1,GAO Yan-fa2,WANG Jun2
(1.College of Mining and Safety Engineering,Shandong University of Science and Technology,Qingdao 266590,China;2.School of Mechanics&Civil Engineering,China University of Mining and Technology(Beijing),Beijing 100083,China)

Surrounding rock has adisturbance-resist strength.It will be sensitive to outside disturbance when concentrated stress is higher than its disturbance-resist strength.A disturbance effected zone will be formed in surrounding rock.Deep tunnel’s long-term large deformation and instability under disturbance condition is mainly caused by disturbance effected zone’s persistently developed towards interior surrounding rock.Aimed at deep rock development roadway,the authors proposed a composite supporting technology which put the concrete-filled steel tubular stent as main subject.The concrete-filled steel tubular stent had advantages such as higher bearing capacity and stable structure.It can provide a larger supporting strength to enhancing surrounding rock’s disturbance-resist strength in disturbance effected zone.Preventing disturbance effected zone’s development.According to deep tunnel’s geological conditions of a coal mine,designed the concrete-filled steel tubular stent is made up by ?194×8 steel and C40 grade concrete.This supporting system can provide more than 1.26 MPa supporting strength.And its application effect is well.

mining disturbance;deep rock tunnel;stability control;concrete-filled steel tubular stent;supporting design

TD322

A

0253-9993(2014)05-0822-07

黃萬朋,高延法,王 軍.擾動作用下深部巖巷長期大變形機制及控制技術(shù) [J].煤炭學(xué)報,2014,39(5):822-828.

10.13225/ j.cnki.jccs.2013.0752

Huang Wanpeng,Gao Yanfa,Wang Jun.Deep rock tunnel’s long large deformation mechanism and control technology under disturbance effects[J].Journal of China Coal Society,2014,39(5):822-828.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2013.0752

2013-06-03 責(zé)任編輯:王婉潔

國家自然科學(xué)基金資助項目(51304127)

黃萬朋(1985—),男,山東聊城人,講師,博士。Tel:0532-86057752,E-mail:huangwanpeng2002@126.com