一種新型復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿在巷道二次加固中的應(yīng)用

朱自新,趙東方,王余偉,劉忠平

(1.華亭煤業(yè)集團(tuán)公司馬蹄溝煤礦,甘肅 平?jīng)?744103;2.陜西開(kāi)拓新礦業(yè)工程有限公司,陜西 西安 710054)

0 引言

對(duì)于深部開(kāi)采條件的煤礦,其破碎圍巖巷道的穩(wěn)定問(wèn)題已成為制約深部礦井開(kāi)采的關(guān)鍵因素[1]。深部巷道圍巖長(zhǎng)期受高應(yīng)力作用,開(kāi)挖面發(fā)生破碎變形,產(chǎn)生離層冒落、片幫等破壞現(xiàn)象,嚴(yán)重影響巷道正常使用。對(duì)于傳統(tǒng)的巷道變形問(wèn)題,可采用錨網(wǎng)支護(hù)技術(shù)進(jìn)行加固,但是當(dāng)巷道處于含有各種節(jié)理、裂隙等結(jié)構(gòu)面的特殊地層時(shí),傳統(tǒng)錨網(wǎng)支護(hù)技術(shù)所取得的支護(hù)效果并不顯著,需要通過(guò)錨注或二次加固技術(shù)來(lái)加固圍巖[2]。目前,二次加固技術(shù)已相繼在全國(guó)各大礦區(qū)的極不穩(wěn)定圍巖巷道中得到廣泛應(yīng)用[3-4]。

近年來(lái),眾多專(zhuān)家學(xué)者對(duì)預(yù)應(yīng)力錨桿(索)力學(xué)機(jī)理進(jìn)行系統(tǒng)研究,取得諸多成果。李鈾等[5]運(yùn)用數(shù)值方法和模型試驗(yàn)討論深部裂隙巖體錨桿參數(shù)與錨固應(yīng)力范圍的聯(lián)系;文志杰等[6]通過(guò)分析錨桿孔壁形態(tài)對(duì)全長(zhǎng)黏結(jié)型預(yù)應(yīng)力錨桿承載強(qiáng)度的影響,得出不同結(jié)構(gòu)面特征下錨桿承載能力和錨固作用力的變化規(guī)律;羅衛(wèi)華等[7]采用半無(wú)限體柱狀孔洞在均布?jí)毫ψ饔玫牧W(xué)分析方法,對(duì)預(yù)應(yīng)力錨桿的加固機(jī)理展開(kāi)研究;楊校輝等[8]利用拔拉實(shí)驗(yàn)探究了軟巖深基坑預(yù)應(yīng)力錨桿的受力變形特征,給出了預(yù)應(yīng)力錨桿長(zhǎng)度確定方法;張進(jìn)鵬等[9]根據(jù)深部裂隙巖體在注漿加固后錨固體的破壞特征,提出一種新型預(yù)應(yīng)力錨注加固方法;羅基偉等[10]基于軟巖隧道施工現(xiàn)場(chǎng)的微震監(jiān)測(cè)資料分析了新型預(yù)應(yīng)力錨桿-錨索協(xié)同支護(hù)機(jī)理。

綜上所述,錨桿、錨索及其組合支護(hù)方式是當(dāng)今世界各國(guó)礦山廣泛采用的支護(hù)方式,但傳統(tǒng)的錨桿、錨索支護(hù)技術(shù)難以有效抵抗動(dòng)載擾動(dòng)條件下回采巷道的大變形。筆者通過(guò)對(duì)比當(dāng)今世界預(yù)應(yīng)力錨桿的結(jié)構(gòu)組成、作用機(jī)制及優(yōu)缺點(diǎn),研發(fā)出一種既具有機(jī)械錨桿的整體滑移釋能能力,又具有注漿錨桿加固作用的新型復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿。新型復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿既具有較大的抗拔力,又可以充分發(fā)揮注漿加固圍巖裂隙和錨桿軸向約束圍巖變形的作用,使其在動(dòng)載作用下,保持巷道圍巖穩(wěn)定,對(duì)礦井工作面的安全高效生產(chǎn)具有意義。為保證馬蹄溝煤礦安全運(yùn)輸生產(chǎn),選取馬蹄溝煤礦3506運(yùn)輸順槽為工程背景,對(duì)運(yùn)輸順槽圍巖大變形問(wèn)題展開(kāi)分析,設(shè)計(jì)合理的支護(hù)方案,并開(kāi)展現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用,取得良好的二次加固效果。

1 復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿錨固段抗拔力分析

復(fù)合錨固預(yù)應(yīng)力注漿錨桿由桿體鉆頭及桿體組成。桿體為空芯桿體段,桿體材料為MnSi左旋無(wú)縱筋專(zhuān)用錨桿螺紋鋼,鉆頭為合金鉆頭,鉆頭與桿體通過(guò)螺紋連接,如圖1所示。

圖1 復(fù)合錨固預(yù)應(yīng)力注漿錨桿結(jié)構(gòu)

為分析復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿的力學(xué)特性,作出如下假定:①巖石均勻且各向同性;②桿體鉆頭段螺旋槽為剛性材質(zhì),忽略其彈性變形;③不計(jì)自旋錨桿自重對(duì)錨固力的影響,如圖2所示。

圖2 復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿抗拔力分析模型

復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿的抗拔力主要由機(jī)械錨固段與漿液錨固段上的摩擦阻力組成,即

Qu=Qf+Qe

(1)

式中,Qf和Qe分別為自旋鉆頭螺旋槽和錨固體與孔壁圍巖的摩阻力。

1.1 機(jī)械錨固段摩阻力計(jì)算

根據(jù)單根錨桿周?chē)鷰r體的破壞情況,將錨桿周?chē)茐牡膸r體簡(jiǎn)化為圓筒形狀[11-12],自旋錨桿上、下螺旋槽與巖體間的摩擦阻力按圓筒形面上的摩阻力為

(2)

式中,B為鉆孔直徑;γ為巖體有效容重;H3為底部螺旋槽孔深;H2為頂部螺旋槽孔深;Ku為水平側(cè)壓力系數(shù);c為巖體粘聚力;φ為巖體內(nèi)摩擦角。

1.2 錨桿漿液錨固段摩阻力計(jì)算

設(shè)漿液錨固段的最終破壞形式為錨固劑與圍巖界面滑移。不考慮錨固體受力變形中其物理力學(xué)參數(shù)的變化,建立如圖3所示的錨桿單元體受力分析模型。

圖3 預(yù)應(yīng)力下錨桿受力分析

沿錨桿長(zhǎng)度方向取單位長(zhǎng)度dx的微元體分析,可得物理平衡方程[13]

dQ(x)=πBτ(x)dx=πBKeu(x)dx

(3)

式中,Q(x)為x處錨固體的軸力;τ(x)為x處錨固體與圍巖界面的剪應(yīng)力;Ke為錨固劑與圍巖界面的剪切剛度系數(shù);u(x)為x處錨固體的軸向位移。由式(3)可得

u(x)=D1sinh(kx)+D2cosh(kx)

(4)

將邊界條件Q(0)=Q0,Q(l2)=0代入式(4)解得

(5)

將式(5)代入式(4)得

(6)

由式(6)可知,當(dāng)τ(0)=[τ]時(shí),Q0達(dá)到最大值,即為錨固力Qe

Qe=πBtanh(kl2)[τ]

(7)

式中,[τ]為錨固劑與圍巖界面的抗剪強(qiáng)度。

將式(2)、式(7)帶入式(1)得復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿的抗拔力為

(8)

2 二次加固巷道圍巖變形范圍的確定

2.1 圍巖與初期支護(hù)錨桿相互作用力學(xué)模型

在運(yùn)輸順槽掘進(jìn)過(guò)程中,通常采用預(yù)應(yīng)力錨桿對(duì)圍巖進(jìn)行初期支護(hù),錨桿與圍巖兩者之間存在協(xié)調(diào)變形關(guān)系[14]。為分析錨桿與圍巖的相互作用,假設(shè):①?gòu)?fù)用巷道縱向長(zhǎng)度遠(yuǎn)大于橫向?qū)挾?且復(fù)用巷道縱向長(zhǎng)度無(wú)限長(zhǎng),按平面應(yīng)變問(wèn)題計(jì)算;②復(fù)用巷道開(kāi)挖初期,巖體均質(zhì)、連續(xù)且各向同性;③將錨桿與圍巖視為統(tǒng)一整體,且兩者之間無(wú)相對(duì)滑動(dòng);④桿體抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)大于周?chē)鷰r體的抗拉強(qiáng)度。沿復(fù)用巷道縱向方向任取單位長(zhǎng)度進(jìn)行分析,建立復(fù)用巷道圍巖錨桿力學(xué)分析模型如圖4所示。其中,l0為錨桿長(zhǎng)度;rm為復(fù)用巷道中心至錨桿中性點(diǎn)的距離;τ(r)為錨桿表面摩阻力;Q為錨桿預(yù)應(yīng)力;r0為復(fù)用巷道等效開(kāi)挖半徑。

圖4 巷道初期支護(hù)錨桿受力模型

2.2 錨桿內(nèi)力分布基本規(guī)律

建立錨桿內(nèi)力分布模型如圖5所示。其中,σ(r)為錨桿所受正應(yīng)力。根據(jù)圍巖變形不同階段,將圍巖劃分不同區(qū)域,不同區(qū)域巖體徑向移動(dòng)速率不同,且破碎區(qū)巖體移動(dòng)速率>塑性區(qū)巖體移動(dòng)速率>彈性區(qū)巖體移動(dòng)速率。根據(jù)假設(shè)條件③,錨桿與圍巖符合協(xié)調(diào)變形關(guān)系,處于圍巖表層的一段桿體受到正摩阻力,沿錨桿方向向里,正摩阻力逐漸轉(zhuǎn)為負(fù)摩阻力,在錨桿內(nèi)端摩阻力為零。由力學(xué)平衡可知,錨桿軸力在正負(fù)摩阻力交界點(diǎn)處達(dá)到最大值,交界點(diǎn)即錨桿中性點(diǎn)。

2.3 錨桿內(nèi)力大小計(jì)算

2.3.1 錨桿的軸力分布

取微段桿體,建立桿體的受力模型如圖6所示。其中,q(r)為桿體摩阻力;r為運(yùn)輸順槽中心至桿體軸線(xiàn)上某點(diǎn)的距離。

由力學(xué)平衡條件可得

Asdσ(r)=q(r)Cdr

(9)

式中,As為桿體橫截面面積;C為桿體周長(zhǎng)。

由式(9)可得

(10)

根據(jù)錨桿本構(gòu)關(guān)系可知

(11)

式中,Ea為桿體彈性模量;u(r)為桿體某界面處巖體徑向位移。

聯(lián)立式(10)和(11)可得

(12)

錨桿變形忽略不計(jì),任意微段桿體所受摩阻力為

q(r)=Ks[u(r)-u(m)]

(13)

式中,Ks為桿體的剪切剛度系數(shù);u(m)為錨桿中性點(diǎn)處周?chē)鷰r體的徑向位移。

將式(13)代入式(12)得

(14)

桿體在任意界面處的軸力為

(15)

由式(15)可得

(16)

聯(lián)立式(14)和(16)得

(17)

解之得

(18)

由基本假設(shè)條件可知,任一界面處桿體圍巖的徑向位移為

(19)

式中,C1為常數(shù)。

當(dāng)該界面位于圍巖塑性區(qū)內(nèi)時(shí)

(20)

(21)

將式(19)代入式(18)得

(22)

式中,C2為常數(shù)。

由邊界條件N(r0)=0可得

(23)

將式(23)代入式(22)得桿體在任一截面上軸力為

(24)

2.3.2 錨桿中性點(diǎn)確定

對(duì)預(yù)應(yīng)力復(fù)合錨桿,錨桿表面剪應(yīng)力τ及預(yù)應(yīng)力Q作用下的靜力平衡條件為

(25)

預(yù)應(yīng)力復(fù)合錨桿的剪應(yīng)力為[15]

(26)

式中,Ab為錨桿折算橫截面面積;m為常數(shù)。其大小分別為

(27)

(28)

式中,Ec為粘接劑彈性模量;Ac為粘接劑橫截面面積。

將式(26)代入式(25)中得

(29)

將式(28)代入式(29)得錨桿中性點(diǎn)至運(yùn)輸順槽中心的距離為

(30)

2.3.3 中性點(diǎn)處錨桿軸力最大值計(jì)算

由式(24)、式(30)可知,錨桿最大軸力值為

(31)

3 二次加固中復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿長(zhǎng)度計(jì)算

3.1 巷道錨固圍巖變形范圍的確定

由文獻(xiàn)[16]可知,在初期錨桿支護(hù)后運(yùn)輸順槽圍巖的等效塑性區(qū)半徑大小為

(32)

式中,Pi為支護(hù)阻力;A和t為常系數(shù),其大小分別為

(33)

運(yùn)輸順槽在初次錨桿支護(hù)后的圍巖等效破碎區(qū)半徑為

(34)

3.2 二次加固復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿長(zhǎng)度計(jì)算

3.2.1 機(jī)械錨固段長(zhǎng)度

安裝時(shí),使錨桿機(jī)械錨固段位于圍巖塑性區(qū)內(nèi)。根據(jù)錨固端粘結(jié)力與桿體抗拔力的關(guān)系可得復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿錨入圍巖塑性區(qū)內(nèi)的機(jī)械錨固段為[17]

(35)

式中,σb為自旋錨桿的設(shè)計(jì)抗拉強(qiáng)度;τc為自旋錨桿與塑性區(qū)圍巖的粘結(jié)強(qiáng)度。

3.2.2 漿液錨固段長(zhǎng)度

復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿通過(guò)錨桿注漿通道,對(duì)破碎區(qū)圍巖進(jìn)行注漿加固,提高破碎區(qū)圍巖的整體性。漿液凝固后,使?jié){液錨固段的錨桿與破碎區(qū)圍巖緊密粘結(jié),形成漿液錨固段。由式(34)可得漿液錨固段長(zhǎng)度為

(36)

由圖2可知,二次加固中復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿的理論長(zhǎng)度為

(37)

4 工程應(yīng)用

4.1 工程概況

馬蹄溝煤礦3506運(yùn)輸順槽的地面標(biāo)高為+1 465～+1 505 m,運(yùn)輸順槽所在巖層主要為5號(hào)煤層。煤層賦存基本穩(wěn)定,煤層厚度為9.2～13.2 m,平均傾角21°,硬度f(wàn)=2～3。該煤層主要為黑色塊狀,其次為條帶狀、薄層狀,結(jié)構(gòu)均一。煤巖主要以暗煤、亮煤組成,中間夾有條帶狀和透鏡狀鏡煤,局部含有少量絲炭。

末采階段,受3505采動(dòng)工作面超前支承壓力與鄰近采空區(qū)側(cè)向支承壓力相互疊加影響,3506運(yùn)輸順槽圍巖應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生顯著變化,導(dǎo)致運(yùn)輸順槽長(zhǎng)期處于高應(yīng)力環(huán)境中。由于運(yùn)輸順槽圍巖自穩(wěn)性能差,流變時(shí)間長(zhǎng),超前支承壓力與側(cè)向支承壓力相疊加使運(yùn)輸順槽圍巖裂隙更為發(fā)育。其中,在超前支承壓力與側(cè)向支承壓力影響下,運(yùn)輸順槽頂板下沉量增大;水平應(yīng)力對(duì)運(yùn)輸順槽兩幫煤體產(chǎn)生擠壓,產(chǎn)生幫鼓;底板在兩幫傳來(lái)的支承壓力下產(chǎn)生擠壓流動(dòng)形成嚴(yán)重底鼓,導(dǎo)致運(yùn)輸順槽原有支護(hù)結(jié)構(gòu)失效,圍巖發(fā)生嚴(yán)重變形。圍巖初期支護(hù)后現(xiàn)狀如圖7所示。

圖7 運(yùn)輸順槽圍巖初期支護(hù)后現(xiàn)狀

4.2 運(yùn)輸順槽圍巖變形范圍確定

將相關(guān)計(jì)算參數(shù)代入式(21)可得運(yùn)輸順槽未支護(hù)時(shí)的圍巖塑性區(qū)半徑為

(38)

將式(38)代入式(20)可得常系數(shù)C1=0.087。將C1=0.087代入式(30)可得rm=3.72 m。

由式(31)可得中性點(diǎn)處錨桿的最大軸力為

Nmax=5.26 kN

(39)

由式(34)得錨桿初次支護(hù)后的圍巖等效破碎區(qū)半徑為

(40)

4.3 運(yùn)輸順槽二次錨注關(guān)鍵參數(shù)分析

在運(yùn)輸順槽圍巖變形控制問(wèn)題中,使用復(fù)合預(yù)應(yīng)力注漿錨桿對(duì)圍巖進(jìn)行二次加固,采用淺孔全斷面錨桿注漿加固方案,依次對(duì)運(yùn)輸順槽頂板、兩幫進(jìn)行注漿錨固。

4.3.1 復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿機(jī)械錨固段長(zhǎng)度計(jì)算

復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿機(jī)械錨固段采用自旋式錨桿,其設(shè)計(jì)抗拉強(qiáng)度σb=250 MPa,鉆孔直徑32 mm。自旋錨桿鉆頭與塑性區(qū)圍巖的粘結(jié)強(qiáng)度[17]取τc=5 MPa。將上述數(shù)據(jù)代入式(29)中得機(jī)械錨固段的錨桿長(zhǎng)度為

l3=0.4 m

(41)

4.3.2 復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿漿液錨固段長(zhǎng)度計(jì)算

由錨桿初次支護(hù)后的圍巖等效破碎區(qū)半徑可知,運(yùn)輸順槽在二次加固中復(fù)合錨桿漿液錨固段長(zhǎng)度為

(42)

錨桿外露長(zhǎng)度l1取0.1 m,由式(41)、式(42)可得復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿理論長(zhǎng)度為2.63 m。

綜上所述,選用MZGK80-32/22×B內(nèi)自閉式中空注漿錨桿,錨桿長(zhǎng)2 700 mm,壁厚≥4 mm,托盤(pán)厚6 mm,錨固力大于50 kN。鉆孔直徑為32～38 mm。注漿材料為水泥-水玻璃復(fù)合漿液。注漿錨桿間距700 mm,排距1 000 mm,頂部錨桿均與頂板垂直,兩幫角部錨桿與水平方向夾角為15°,注漿錨桿布置如圖8所示。

圖8 順槽二次錨注聯(lián)合支護(hù)布置

4.4 運(yùn)輸順槽圍巖二次加固效果分析

為檢驗(yàn)運(yùn)輸順槽的二次加固效果,采用十字布點(diǎn)法監(jiān)測(cè)其圍巖變形的狀況。支護(hù)方案實(shí)施期間,每2天收集1次監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù),共監(jiān)測(cè)30 d,運(yùn)輸順槽變形趨于穩(wěn)定。

由現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)可知,在原有支護(hù)條件下運(yùn)輸順槽圍巖持續(xù)發(fā)生變形,其中頂板最大移近量273 mm,兩幫最大變形量245 mm。使用復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿二次錨注加固后,運(yùn)輸順槽圍巖變形趨于穩(wěn)定,在加固后的30 d內(nèi),監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)顯示,頂板最大移近量88 mm,兩幫最大移近量102 mm,相比二次注漿加固前圍巖的變形量分別減少了68%、58%。結(jié)果表明,二次加固方案實(shí)施后運(yùn)輸順槽圍巖變形控制效果顯著,滿(mǎn)足運(yùn)輸順槽安全生產(chǎn)條件。運(yùn)輸順槽圍巖變形控制及其效果如圖9所示。

圖9 運(yùn)輸順槽二次加固施工及加固效果

5 結(jié)論

(1)提出一種新型復(fù)合錨固預(yù)應(yīng)力注漿錨桿,根據(jù)錨桿的結(jié)構(gòu)特性,建立復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿的受力分析模型,基于該力學(xué)模型,分別給出機(jī)械錨固段與漿液錨固段錨桿抗拔力的計(jì)算方法。

(2)通過(guò)預(yù)應(yīng)力錨桿與圍巖相互作用的力學(xué)分析模型,得到運(yùn)輸順槽在初期支護(hù)作用下的圍巖變形范圍。提出在順槽二次加固中復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿長(zhǎng)度的理論計(jì)算公式。

(3)以馬蹄溝煤礦3506運(yùn)輸順槽為工程背景,運(yùn)用上述理論成果計(jì)算出運(yùn)輸順槽錨固圍巖的破碎區(qū)大小,確定了復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿的錨固范圍。現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果表明,二次加固后順槽變形量顯著減小,圍巖控制效果良好。