动载对巷道锚杆支护结构扰动作用的数值模拟*

2021-07-15王金羽王正义李鹏波蔡啟辉章凌宇王文龙丁康

矿业工程研究 2021年1期

王金羽,王正义,李鹏波,蔡啟辉,章凌宇,王文龙,丁康

(常州工学院土木建筑工程学院,江苏常州 213032)

覆岩断裂、掘进爆破所引发的采掘扰动是煤矿地下开采过程中的常见现象,常引起采场和巷道围岩失稳,严重时可诱发冲击地压等动力灾害[1-3].

近年来,许多学者已经对动载诱发冲击地压做了较为深入研究.宫凤强等[4]通过真三轴加载试验研究了深部圆形隧洞板裂屈曲岩爆的发生过程,发现岩爆过程可划分为平静期、细颗粒弹射和剥落期、板裂屈曲破坏和强烈破坏4个时期.马念杰等[5]研究了均质圆形巷道围岩塑性破坏区的产生,指出围岩蝶形塑性区瞬间出现急剧、跳跃式扩展从而释放大量弹性能是巷道发生冲击的原因；姜福兴等[6]以临空巷的应力场分布为切入点,建立了相应的工程力学模型,分析得到了临空巷冲击地压发生的应力条件、应力梯度条件及煤体的冲击倾向性条件,并推导了冲击危险的工程判据；谢龙等[7]研究了不同侧压系数对动载诱发巷道底板冲击地压的影响；何江[8]通过对煤矿不同能级矿震的最大峰值速度和动载应变率进行计算统计,模拟采动动载诱发煤岩冲击破坏的内在机制.

然而,巷道锚杆支护结构中锚杆才是维护结构稳定和承受动力荷载的核心构件,其动态响应规律和失效特性是巷道冲击地压研究需要解决的关键科学问题,但目前的相关研究还较少,认识还不够深入.基于此,文章以陕西胡家河矿为工程背景,建立了巷道锚杆支护结构数值分析模型,研究巷道不同位置锚杆轴力的动态响应规律,分析动载能量和位置对巷道锚杆支护的影响,并提出针对性的抗冲防控建议,可为预防动载诱发巷道冲击地压提供一定参考.

1 数值模型建立

基于陕西胡家河矿实际条件建立数值计算模型,如图1所示.图1中,模型的尺寸为55 m×80 m,巷道尺寸为5 m×4 m.采用Cable单元模拟全长锚固锚杆,每根锚杆划分为10个单元,锚杆长度2 m,锚杆直径22 mm,锚杆间排距0.8 m.

图1 数值计算模型

采用摩尔-库仑准则,模型两侧边界设为水平简支约束,固定两侧边界水平方向位移,下部边界设为固支约束固定其水平和垂直方向位移,上部边界根据埋深条件施加均布载荷,根据矿井实际条件,模拟埋深600 m,模型上边界均布载荷15 MPa.模型物理力学特性参数[9]见表1.

表1 模型物理力学参数

在静力平衡基础上,在距巷道20 m粗砂岩顶板位置处施加能量为1×106J震源,动载形式为正弦波,频率20 Hz,作用时间为0.1 s(2个周期).采用静态边界设置,视巷道围岩为平面应变问题.

以锚杆轴力为主要分析对象,研究巷道不同位置锚杆轴力的动态响应规律;此外,通过改变动载能量和动载位置,来模拟不同能级震源和不同位置震源对巷道锚杆支护的影响.

2 巷道锚杆支护动力损伤失效特性

2.1 巷道锚杆支护动态响应规律

选取巷道顶板垂向锚杆、顶板斜向锚杆(仰角60°)、帮部水平锚杆、帮部斜向锚杆(仰角30°)的第1，3，5，7和10单元作为研究对象(单元1和10分别表示距巷道表面最近处和最远处的锚杆单元),分析巷道锚杆支护的动态响应规律.巷道锚杆轴力时程曲线如图2所示.由图2a可知,动载下顶板垂向锚杆各单元轴力没有立即发生变化,表明应力波加载后需经一段时间传播至锚固围岩,然后才对支护体产生影响.顶板垂向锚杆各单元轴力在动载下开始下降(临近震源处的10号单元轴向力出现负值,即呈受压状态),随后锚杆轴力开始迅速增大,最后达到峰值点,在峰值点附近小范围震动直到应力波加载结束.此外,距离震源位置越近,锚杆轴力波动越大,靠近巷道表面锚杆单元轴力波动值相比近震源侧锚杆单元减小量较大,表明应力波在传播过程中发生衰减,并且衰减的幅值较大.

图2 巷道不同位置锚杆轴力时程曲线

由图2b可知,顶板斜向锚杆中间单元与近震源侧单元轴力在应力波影响下开始下降,并出现波动,而近巷道表面锚杆轴力并没有下降,而是在应力波扰动下锚杆轴力直接增大.与顶板垂向锚杆相比,其锚杆轴力波动幅值较小,波动周期较短,表明应力波对顶板斜向锚杆轴力影响比对顶板垂向锚杆小.由图2c可知,帮部水平锚杆各单元轴力在动载影响下迅速增大,最后达到峰值点,在峰值点附近小范围震动直到应力波加载结束.同样的,靠近巷道表面的锚杆单元轴力波动值相比近震源侧锚杆单元减小量较大.由图2d可知,由于帮部斜向锚杆距离震源位置相比水平锚杆较近,帮部斜向锚杆轴力在动载扰动下出现小范围波动.

综上,震源对锚杆轴力的影响与震源位置距锚杆距离有关,锚杆距离震源越近锚杆轴力受到的影响越大[10].但锚杆轴力变化主要是由于应力波扰动下围岩失稳,锚杆与岩体之间剪切力增大,锚杆承受较大的支撑力,锚杆轴力增大.

2.2 动静载下巷道锚杆支护受力对比

静载模型加载情况:按照第1节中的模型尺寸、材料参数和边界条件建立数值模型并计算至模型初始平衡;然后按巷道尺寸开挖巷道,并采用Cable单元设置巷道锚杆,再次计算锚固巷道模型至新的应力平衡.此外,动载模型加载情况:在上述静载模型的静力平衡基础上,按照第1节中的动力参数在距巷道20 m粗砂岩顶板位置处施加能量为1×106J震源.分别记录和比较动静载下巷道不同位置锚杆轴力的分布结果,如图3所示.由图3a可知,顶板垂向锚杆轴力在临近巷道表面前半段缓慢上升,而在后半段锚杆轴力迅速增大,在距表面1.6 m处达到最大值,之后在最大值附近波动.由图3b可知,顶板斜向锚杆轴力峰值位置与静载时相同,峰值过后锚杆轴力出现波动,整体呈下降趋势.由图3c和图3d可知,帮部水平锚杆与斜向锚杆在施加动载前后的锚杆轴力分布规律整体保持不变,仅在数值上有所提高,锚杆轴力最大值位置也与静载时相同,并且在峰值点位置锚杆轴力变化幅度大.综上可知,动载下锚杆轴力峰值点位置保持不变,与静载条件下相同;而顶板垂直锚杆和斜向锚杆的轴力波动较大,尤其是顶板斜向锚杆轴力分布不均衡,表明顶板围岩受到应力波扰动影响较大.

图3 动静载下巷道不同位置锚杆轴力分布对比

动载下巷道不同位置锚杆轴力最大值分布曲线如图4所示.由图4可知,动载扰动下顶板垂向锚杆轴力最大值约为380 kN,帮部水平和斜向锚杆轴力都达到500 kN,顶板斜向锚杆轴力最大值为750 kN,表明在距巷道顶板20 m处施加1×106J的动载时,锚杆轴力都达到其屈服极限,锚杆失效或被拉断,无法起到支撑巷道稳定的作用.此外,顶板斜向与帮部斜向锚杆轴力最大值均比顶板垂向和帮部水平锚杆的大,且锚杆轴力峰值点位置更靠近巷道表面,这是由于斜向锚杆位于巷道四角位置处,巷道围岩应力相对较大,动载下该处围岩表面破碎严重,使得锚杆需对围岩提供较大的支撑力,因此相应的锚杆轴力较大.

图4 动载下巷道不同位置锚杆轴力最大值分布曲线

3 动载因素对锚杆支护损伤失效的影响

3.1 动载能量的影响

以顶板垂向锚杆为分析对象,获得不同能量级别矿震扰动下锚杆轴力增量曲线,如图5所示.由图5可知,在1×103J和1×104J矿震扰动下,锚杆轴力增量不大,几乎没有影响,在距离震源最近处,锚杆轴力分别增加约25 kN和50 kN;而能量在1×105J以上的矿震对巷道影响较大,锚杆轴力增加显著,其中1×105J矿震下锚杆轴力最大增量为120 kN,而1×106J矿震下轴力增量为300 kN,此时锚杆发生破断失效.此外,靠近巷道表面的锚杆单元轴力增量不大,矿震主要影响靠近震源侧的锚杆单元,因此锚杆在矿震扰动下发生破断大都发生在锚杆中点及中点靠震源侧位置.基于上述分析,若在顶板关键层位置处(距离巷道20 m)发生能量大于1×105J的矿震,应密切关注锚杆支护情况.

图5 不同能量级别矿震扰动下锚杆轴力增量

3.2 动载位置的影响

相同能量(1×106J)矿震在不同距离条件下的顶板垂向锚杆轴力最大值分布如图6所示.由图6可知,靠近巷道表面的锚杆单元轴力增量不大,矿震主要影响靠近震源侧的锚杆单元,因此锚杆在矿震扰动下发生破断大都发生在锚杆中点及中点靠震源侧位置.在1×106J能量矿震影响下,当震源距离巷道大于32 m时,锚杆各单元轴力最大值基本不变;当震源距离巷道小于32 m时,远离震源侧锚杆单元轴力相差不大,而锚杆单元越靠近震源则其轴力变化幅度越大,表明近震源侧锚杆单元受到扰动影响较大[11].

图6 不同距离矿震扰动下锚杆轴力最大值分布

顶板垂向锚杆轴力最大值随震源距巷道距离变化曲线如图7所示.由图7可知,震源距离巷道依次为17，22，…，42 m时,锚杆轴力最大值分别为400，290，220，180，180，180 kN,锚杆轴力大致呈指数型函数衰减,表明应力波在传播过程中衰减规律,即距离震源越近应力波幅值衰减速度越快,而随着传播距离的增大,应力波衰减速度逐渐减小[12].当震源距巷道距离小于27 m时,锚杆轴力大于220 kN,此时锚杆可能发生拉断失稳.