深部井巷工程高预应力NPR耦合支护技术

孙晓明张勇何满潮杨金坤

1.深部岩土力学与地下工程国家重点实验室,北京 100083;2.中国矿业大学(北京)力学与建筑工程学院,北京 100083

煤炭资源是我国的支柱能源,埋深大于1 000 m的煤炭资源占已探明储量(5.57 ×1012t)的53% 。伴随着浅部资源的开采殆尽,深部煤炭资源的开采日趋常态化。据统计,我国现有开采深度达到或超过1 000 m 的矿井有45 处(包含11 处历史开采深度曾达到千米的矿井),新建或改扩建的部分矿井开采深度也已经达到1 000 m,未来还将新建30 余对千米深井[1-3]。因此,深部煤炭资源的安全高效开采将是未来我国能源安全的重要保障。

进入深部开采后,煤炭资源赋存环境突出表现为“三高一复杂”(高应力、高地温、高渗透压及地层复杂)的特征,使得深部井巷工程的大变形灾害致灾机理十分复杂,而现有的支护材料以延伸率低为主,支护围岩承载体系无法适应深部工程大变形岩体的稳定性控制要求,导致深部井巷工程中的大变形灾害事故的发生频率和剧烈程度不断增加,如采场和巷道围岩大变形失稳、瓦斯突出、冲击地压、突水等[4]。因此,深部井巷工程岩体的稳定性控制技术,成为制约深部煤炭资源安全高效开采的关键技术难题之一。

本文依托于国家重点研发计划“煤矿深井建设与提升基础理论及关键技术”的相关研究成果,在课题组对深部井巷工程围岩大变形特征调研的基础上,阐述煤矿井巷工程支护材料的发展历程,分析具有高预应力、高恒阻、大变形及抗冲击性能的系列NPR 支护材料发展历程,推导NPR 支护材料恒阻力计算公式,建立NPR 支护-围岩本构方程,揭示高预应力NPR 耦合支护机理,提出深部井巷工程高预应力NPR 耦合支护技术及设计方法,并在典型深部矿井大强煤矿泵房吸水井硐室群工程中开展了现场应用研究。

1 深部井巷工程岩体破坏特征

目前,国内外专家对于深部开采的界定还未达成完全统一[5-7],但普遍认为煤炭资源开采进入800 ～1 000 m,即已经达到深部开采阶段。为此,课题组对进入深部开采阶段的矿井开展了大量的现场调研工作。分析发现,受复杂工程地质力学环境的影响,现有支护条件下深部井巷工程岩体稳定性控制效果不佳,如采区大巷全面收缩(大强煤矿埋深1 040 m,第三系软岩),回采巷道顶沉、底鼓、帮缩量大、锚杆索破断严重(南屯煤矿九采区),轨道石门底鼓严重、反底拱梁扭弯、折断(石垭口煤矿埋深约980 m),抗冲击效果不佳(龙家堡煤矿埋深约1 200 m),如图1所示。

图1 深部井巷工程典型破坏特征Fig.1 Typical failure characteristics of deep roadway engineering

根据典型深部煤矿井巷工程的调研结果,结合室内试验、理论及数值分析等研究成果,可将深部井巷工程岩体破坏原因归纳为3个方面。

(1) 高且复杂的应力场。埋深大、应力水平高(大于20 MPa),受断层、褶曲等地质构造的影响,深部井巷工程岩体所处的应力水平高、方向复杂多变;对于受采动应力影响的工程岩体,在动载荷的影响下,围岩极易发生动力型失稳破坏。

(2) 围岩完整性差、强度低、流变特征显著。已有研究成果[8]及调研结果均显示,深部井巷工程岩体揭露后,围岩完整性相对较差,层理显著,节理及裂隙发育;岩体强度低,且黏土矿物含量相对较大,易吸水软化,进而导致围岩变形量大且持续时间长。

(3) 支护承载体系的不适性。现有深部井巷工程岩体稳定性控制技术体系均以小变形支护材料为主,变形量往往不大于200 mm,然而深部工程岩体的变形往往大于500 mm,这就使得井巷工程围岩局部变形量过大,支护材料易屈服破断,使得局部围岩失稳,进而导致工程岩体整体失稳。

综上所述,深部井巷工程岩体灾害大多是由小变形发展到非线性大变形,而现场实际工程支护破坏情况表明,现有锚杆/索支护材料为具有泊松比(Poisson’s Ratio,PR)效应的材料,简称PR 材料,即受拉时发生颈缩变形而破断的小变形材料,无法适应致灾岩体的大变而发生破断和功能失效,从而导致深部井巷工程灾害发生。因此,为保证深部井巷工程大变形岩体稳定性,需要研发具有大变形、承载力强且抗冲击性能显著的新型支护材料。

2 深部井巷工程支护新材料

为解决深部井巷工程岩体大变形控制难题,提高支护材料适应岩体大变形的能力,Cook 等[9]提出了屈服锚杆理念,Ortlepp 等[10]研发了Spilt bolt。国内学者相继研发了H 型杆体可延伸锚杆[11-12]、改进型杆体可延伸锚杆[13]、柔刚性可伸缩锚杆[14]、可延伸锚杆[15]等。屈服锚杆的特点是锚杆变形量较大但承载力小[16]。

1995年,Kaiser 等[17]提出了吸能锚杆的设计准则,即锚杆的吸能能力是承载能力和变形能力的积[18]。据此,国内外学者先后研发了 Cone bolt[19-20]、D 形锚杆[21-22]、Durabar 锚杆[23]、MD 锚杆[24]等为代表的杆体延伸型吸能锚杆,以及Roofex 锚杆[25]、Garford 锚杆[26]、Yield - Lok 锚杆[27]和防冲吸能锚杆/索[28]等为代表的构件滑移型吸能锚杆。吸能锚杆的特点是具有一定的抗动载冲击能力和适应围岩变形能力,但锚杆承载力普遍较小。

无论是屈服锚杆还是吸能锚杆,都是基于PR材料研发的,虽然各具特点,但仍然难以满足深部井巷工程大变形岩体稳定性控制的需求。为此,基于“理想塑性”材料(法国力学家圣维南所提)所具有的忍受大变形而强度不下降的独特性质[29],何满潮于2004年提出了“理想塑性材料是一种具有负泊松比(Negative Poisson's Ratio,NPR)效应材料”的猜想,并在国家自然科学基金重大项目、国家973 计划项目以及国家重点研发计划项目等支持下,历经多年系统研究,研制了具有“高恒阻、大变形、吸收能量、抗冲击”超常力学特性的NPR 系列新材料,并成功应用于深部井巷支护实际工程。

2.1 1G NPR 锚杆/索

1G NPR 材料由PR 锚杆/索材料和设置在尾端的NPR 恒阻装置组合而成,于2009年研制成功,2010年获得国家发明专利[30]。目前,已经形成了适合于深部不同条件下井巷支护工程需求的1G NPR 锚杆/索系列产品,包括恒阻值200 kN、恒阻变形量/行程1 000 mm 的1G NPR 锚杆和恒阻值350 kN、500 kN,恒阻变形量/行程1 000 mm 的1G NPR 锚杆/索等(图2)。

图2 1G NPR 锚杆/索系列新材料Fig.2 1G NPR bolt / cable series new materials

2.1.1 恒阻力确定及其本构方程

NPR 恒阻装置的纵向截面如图3所示[31]。其恒阻体的尾端外部直径略大于套筒内壁直径,恒阻体贯入将导致恒阻套筒发生径向膨胀,由此产生的增阻效应达到产生恒定阻力效果,由于套管的径向变形不大于5% ,可视为纯弹性变形,恒阻锥体可视为刚体,在恒阻变形阶段,外部荷载T等于恒阻值P0。

图3 NPR 恒阻装置示意图[30-31]Fig.3 NPR constant resistance device

根据NPR 恒阻装置结构,Sun 等[32]给出了恒阻力的确定公式。恒阻力的大小与恒阻锥体和套筒的几何参数及材料特性有关。恒阻锥体的几何常数Ic、套筒的弹性常数Is表达式[33]如下:

式中,α为锥体锥角的一半,(°);h为恒阻锥体的高度,m;a、b分别为恒阻体小端和大端直径,m;E为套筒的弹性模量,Pa;μ为套筒的泊松比。

在恒阻阶段,当外力P0被锚杆的杆体传递到恒阻体上时,圆环形的套筒内壁在集中力作用下的荷载分布p(z),可以根据弹性力学理论通过边界条件求解。如图3所示的极坐标系中,p(z)在锥面分布规律为随着横坐标z的增加呈线性分布,表达式为

对锥面上线性分布的p(z)的水平分量进行积分,再根据力的平衡条件即可得到NPR 恒阻装置的恒阻力P0:

式中,f为界面摩擦系数。

NPR 锚杆的恒阻力由套筒弹性常数、锥体几何常数和滑动界面摩擦特性决定,与静荷载条件下的外部荷载无关。通过调节恒阻体外径和恒阻套筒内径的相对尺寸以及套筒内壁的摩擦系数,即可得到不同NPR 锚杆/索恒阻力的设计值。

在上述基础上,给出了NPR 锚杆的本构方程[30]:

式中,x0为杆体的在恒阻变形之前发生的最大弹性变形量;k为杆体刚度系数。

式(5)描述NPR 锚杆弹性阶段的变形,式(6)描述内部恒阻体滑移过程的黏滑运动。其中,恒阻体黏滑运动的下限恒阻力P′0和上限恒阻力P0计算如下:

恒阻体滑移过程中,摩擦系数f′是与频率ω有关的参数:

式中,f为静摩擦系数;fd为动摩擦系数。

2.1.2 超长力学性能

采用自主研发的大行程静力拉伸实验系统进行的大量拉伸力学特性测试结果表明[33],NPR 恒阻装置在拉伸过程中具有负泊松比效应(拉伸颈胀现象,图4),以及明显的恒阻大变形“理想塑性”力学特性(图5)。结合拉伸过程中的红外温度变化测试结果可以看出,NPR 恒阻装置中的锥形体在套管内的滑移运动过程中,表现为整体塑性变形下的均匀能量吸收特性。

图4 NPR 恒阻装置的负泊松比效应Fig.4 Negative Poisson's ratio effect of NPR constant resistance device

图5 1G NPR 锚杆/索的理想塑性和米级大变形力学特性Fig.5 Ideal plasticity and large deformation mechanical properties of 1G NPR anchor cable

采用自主研发的动力冲击测试系统进行的大量冲击动力学实验结果表明[34-35],1G NPR 锚杆/索通过恒阻拉伸变形吸收能量,且能够承受多次冲击而不断(图6)。

图6 1G NPR 锚杆/索冲击动力学特性Fig.6 Impact dynamic characteristics of 1G NPR anchor cable

为了验证1G NPR 锚杆/索在深部建井工程中的抗爆、防冲性能,在沈阳红阳三矿埋深800 m 的废弃巷道中,采用围岩深部爆破模拟冲击能量释放过程,并进行支护防冲性能的对比试验[34]。试验结果表明,在装药量为10.0 kg(矿用3 号乳化炸药,相当于2.8 级矿震能量释放当量)的爆破冲击作用下,普通锚索支护巷道岩体冲出、整体崩塌,部分锚索、锚杆被冲断、拉出;1G NPR 锚索支护巷道整体仍然稳定。

1G NPR 锚索支护两次爆破冲击试验结果[30]表明:第一次11.0 kg 装药量爆破试验后,巷道表观基本没有变化,整体稳定,只是局部出现较小网兜变形现象;第二次19.0 kg 装药量爆破后,除巷道局部网兜现象略有加大、刚度较低的铁丝网出现破坏之外,巷道整体仍处于稳定状态(图7)。

图7 两次爆破冲击试验前后巷道状态Fig.7 Roadway state before and after two blasting impact tests

2.2 2G NPR 材料

在1G NPR 锚杆/索研发基础上,何满潮等[36]提出了2G NPR 新材料的概念,即要同时满足以下3个条件:具有负泊松比效应,泊松比显著变小;屈服平台消失;应变值大于20% 。为此,通过创新冶炼添加剂配方及加工工艺,实现了夹杂物纳米级细粒化,形成晶界共格和晶内共格(包括孪晶共格和纳米第二相共格),使共格面积比最大化,从而成功研制了满足了上述条件的NPR 钢新材料,并实现了大工业化生产。基于2G NPR 钢新材料,研制了2G NPR 锚杆/索等系列产品[36-37]。

室内试验结果表明,2G NPR 材料具有高强高韧、连续大变形和颈缩不明显的特性(图8),抗拉强度1 000 ～1 110 MPa,屈服强度900 ～950 MPa,延伸率达到25% ～30%,且反复弯曲以及180°弯曲无裂纹(图9);其滞回耗能是PR 钢(Q235)的7 ～8 倍,且在高速冲击下表现为恒阻大变形及无颈缩特性。

图8 拉伸断口形态对比Fig.8 Comparison of tensile fracture morphology

图9 NPR 钢抗弯特性Fig.9 Bending characteristics of NPR steel

2.3 NPR 支护材料的优越性

2.3.1 性能指标

在拉伸力学特性方面,1G NPR 锚杆/索在恒阻力、恒阻拉伸变形量等指标方面,优于现有国内外深部井巷围岩大变形控制材料(图10)。

图10 1G NPR 锚杆/索拉伸特性对比Fig.10 Comparison of 1 G NPR bolt /cable tensile properties

在吸能特性方面,根据Cai 等[38]统计结果,在全世界27 种锚杆产品中,NPR 锚杆的吸能特性远远优于其他产品,并被命名为He-bolt。同时,评价认为,NPR 锚杆/索具有高恒阻、大行程拉伸特性,较国际上其他产品具有超常的能量吸收能力。

2.3.2 预应力施加

深部井巷工程开挖支护后对锚杆/索支护材料施加足够的预应力是限制围岩初期有害变形的关键。为此,课题组提出了两种结构设计以保证NPR 系列支护材料高预应力的施加:结构设计一,是对于NPR 恒阻装置和PR 材料相结合形成的1G NPR 锚杆/索材料(图11),其恒阻值设定为PR 材料屈服强度σs的90% ,使PR 材料在拉伸变形中不产生破断,这样就将美国预应力设计中PR 材料屈服强度的60% ,提高了30% ,将中国设计提高了50% ;结构设计二,是对于2G NPR 材料,把NPR恒阻装置和2G NPR 锚杆/索材料相结合(图12),将恒阻值设定为2G NPR 材料屈服强度的90% ,实现了高恒阻的目标,使得支护预应力水平大幅度提升。

图11 1G NPR 锚杆/索预应力设计Fig.11 1G NPR anchor/cable pre-stress design

图12 2G NPR 材料预应力设计Fig.12 2G NPR material pre-stress design

3 高预应力NPR 耦合支护技术

3.1 技术原理

现有研究[8]表明,要想成功实现深部井巷围岩的稳定性控制,必须对开挖后的围岩施加尽可能高的预应力,从而改善围岩应力环境,控制围岩初期有害变形,同时支护系统应当能够通过自身变形适应围岩的整体变形,使得支护-围岩能够共同作用,提高支护承载系统的有效性。

根据摩尔-库伦准则,深部工程围岩未开挖时,处于原始地应力状态,包络曲线位于摩尔包络线之内,整体是稳定的(图13)。由于开挖后形成临空面,导致一向应力σ3卸载为0(图13中箭头①),按照静水压力下围岩应力分布特点,应力集中系数最大可以达到原岩应力的2 倍。由于传统支护不能将已卸载的围岩应力恢复到较高的状态,从而会造成围岩失稳。而NPR 支护可以有效地提供高预应力,改善开挖工程岩体的受力状态,提高锚固范围内岩体的承载性能,使得因开挖已卸载的应力尽可能的恢复(图13中箭头②);且因NPR 系列支护材料独特的大变形性能,可有效控制围岩的初期变形,同时这种变形是在高恒定阻力下进行的,这样既可以保证围岩局部的支护效果,又可以确保整个支护系统变形协调;此外,NPR 支护材料一般需要施加与恒阻值相等的高预应力,这样就保证了整个支护体系的应力均匀化,使得NPR 支护体系内部达到一种应力耦合的支护状态,确保了深部井巷工程岩体的稳定性。

图13 开挖补偿力学效应Fig.13 Mechanical effect of excavation compensation

3.2 高预应力NPR 耦合支护设计方法

基于高预应力NPR 耦合支护原理,提出了深部井巷工程高预应力NPR 耦合支护理论(图14),即深部井巷工程岩体开挖后,对开挖临空面及时施加高预应力NPR 支护,从而最大限度地改善围岩应力状态,提高锚固范围内围岩承载性能,通过恒阻支护体与围岩共同变形,有控制地释放围岩内部的变形能量;根据现场实际工况,在恒阻变形后可对较破碎岩体进行注浆加固,确保了支护承载范围内工程岩体的完整性,实现了NPR 支护体与围岩的共同承载作用。

图14 深部井巷工程高预应力NPR 耦合支护理论Fig.14 High pre-stress NPR coupling support theory for deep roadway engineering

基于以往研究[39],NPR 锚杆/索在理想弹性阶段存在外加荷载P与阻力P0相等的情况:

此时,NPR 锚杆/索位移为0;当外加荷载小于NPR锚杆/索的恒阻力P0时,设位移为X0;在理想塑性阶段,当外加荷载等于P0时,输出任一位移X,则单个NPR 锚杆/索吸收的能量可以表示为

式中,W为NPR 支护系统吸收的能量,也是岩石对外做的功,可以根据NPR 锚杆/索的本构方程式(5)、式(10)、恒阻力P0的表达式(4)以及模拟试验来确定。第一项(P0X0)/2 =W0,是由于杆体材料弹性变形吸收的弹性能;第二项P0(X-X0),是NPR 锚杆/索在结构屈服阶段的大变形吸收的能量。式(11)也可表示为NPR 支护岩体的能量平衡方程可以写为

式中,U为围岩的总势能;UD为岩体的变形能。

UD包括弹性变形能UeD与塑性变形能UpD,即

由式(14)可知,岩体中残存的能量ΔU,即NPR 支护材料可吸收的能量为

由于在NPR 支护岩体本构方程的推导过程中,并没有涉及岩体的结构,因此,上述本构方程无论对于何种结构的工程岩体都是适用的。

以圆形断面巷道NPR 支护为例,巷道断面收缩而产生的位移为X0,设支护围岩所需要的NPR锚杆/索的数量为N个,数量足够多,使得围岩的变形是大致均匀的;假设支护岩体的平均位移为,由N个NPR 锚杆/索吸收的能量为。

将式(12)代入式(15)可得

式中,P0为锚杆/索的载荷,N;Δ为锚杆/索吸收的能量,J;为支护岩体的平均位移,m;X0为巷道断面收缩而产生的位移,m。

式(16)即是NPR 支护设计的基本关系式。

4 深部泵房吸水井集约化硐室群高预应力NPR 耦合支护技术

大强煤矿位于辽宁省康平县张强镇与内蒙古自治区通辽市科尔沁左翼后旗的交界处,矿井主、副、风井井筒设计深度1 000 m,是目前东北地区最深的软岩矿井,也是我国中生代最深的软岩矿井。泵房吸水井硐室群布置于中生代侏罗系地层中,岩性以粉砂岩、砂质泥岩为主,围岩地层柱状如图15所示。

图15 地层柱状Fig.15 Stratum column

4.1 技术原理

泵房吸水井硐室群是井底车场工程的重要组成部分,其长期稳定性是矿井安全运营的关键。常规泵房吸水井设计为一台泵设一个吸水小井,然后通过配水巷与水仓相连,排水泵及吸水小井的个数根据排水量的需求而定。排水量要求越大,吸水小井的个数及配水巷长度越大(图16)。

图16 传统泵房吸水井硐室群布局设计Fig.16 Layout design of chamber group of suction well of traditional pump house

在深部井巷工程条件下,由于应力水平高、工程地质条件复杂,使得泵房吸水井硐室群支护难度和破坏程度不断增加。尤其是常规设计泵房硐室、吸水井、配水井、配水巷系统复杂,各种因素交织在一起,造成硐室、巷道支护条件恶劣,传统支护形式下的硐室、巷道围岩失稳,翻修屡屡出现,不仅耗资巨大,而且造成排水设备系统受压破坏,严重影响泵房的正常运转,危及矿井安全生产。

针对深部泵房吸水井硐室群稳定性控制问题,研发了基于深井泵房吸水井集约化设计[40]的高预应力NPR 耦合支护技术。该技术改变传统一泵一井的设计方式,采用组合吸水井设计,在工程量大大减小的同时,消除硐室群开挖空间效应;以高预应力NPR 锚网索支护为主体,配合其他耦合支护方式,确保泵房吸水井硐室群的长期稳定(图17)。

图17 泵房吸水井集约化设计Fig.17 Intensive design of pump house suction well

4.2 控制效果分析

4.2.1 计算模型

以大强煤矿-890 m 水平泵房吸水井硐室群工程地质条件为背景,建立传统设计和集约化设计数值计算模型(图18)。该模型长×宽×高为100 m ×75 m × 80 m,侧面限制水平移动,底部固定,模型上表面为应力边界,模拟上覆岩体的自重边界,施加荷载23.7 MPa。材料破坏符合摩尔-库伦强度准则。原支护形式为普通锚网喷+锚索+普通混凝土支护,采用Cable 单元模拟左旋等强螺纹钢锚杆/索,采用Pile 单元模拟底角锚杆,并采用Fish语言编辑程序模拟端锚锚杆的受力特性,工程岩体的物理力学计算参数见表1。

表1 计算模型物理力学参数Table 1 Physical and mechanical parameters of calculation model

图18 计算模型Fig.18 Calculation model

泵房硐室群开挖顺序如图19所示。其中,传统设计分为7 步[图19(a)]:①泵房→②壁龛吸水井→③泵房→④壁龛吸水井→⑤泵房→⑥壁龛吸水井→⑦配水巷;集约化设计开挖过程分为4 步[图19(b)]:①泵房→②泵房→③壁龛吸水井→④泵房。

图19 开挖顺序Fig.19 Excavation sequence

由于硐室的大量开挖,形成较多岩柱,这些岩柱由原来三向和两向的受力状态变成两向和单向的受力状态,引起更多隐患。因此,对巷道断面变形与力学特性分析时,该断面应当包含岩柱,选取岩柱断面为相邻吸水井中间的位置,如图20所示。

图20 监测断面Fig.20 Monitoring section

4.2.2 不同布局设计围岩变形对比

开挖后泵房吸水井硐室群围岩不同方向位移云图如图21所示,分别表示巷道临空面围岩的X、Y和Z方向的位移。吸水井壁龛与泵房连接处容易出现较大的位移,但集约化通过将多个吸水井进行整合,减少了泵房与壁龛接触面积,进而减少了单位面积的位移值,降低了该连接处的变形。

图21 两种设计下围岩位移云图Fig.21 Cloud chart of surrounding rock displacement under two design

硐室群开挖后,不同布局设计岩柱断面1 ～4的位移云图如图22所示。传统布局设计下,由于壁龛和吸水井的开挖,岩柱侧发生较大位移,即巷道在岩柱一侧帮缩较明显,而另一侧帮缩不明显,于是,整个巷道两帮产生了不均匀的变形;采用集约化设计后,断面1 和断面4 部位受单侧吸水井影响,巷道位移由传统的单侧位移较大到集约化的两侧位移对称化,岩柱的位移值减小,同时表现为对称变形;断面2 和断面3 部位,受双侧吸水井影响,岩柱一侧位移值较大。

图22 两种设计下不同岩柱断面位移云图Fig.22 Cloud chart of different rock pillar sections under two design

泵房硐室群整体开挖后,不同设计下岩柱断面1 ～4 塑性区分布如图23所示。相比于集约化设计,传统设计巷道塑性区较大,且表现为明显的非对称性,同一时间产生的塑性区不均匀,拉塑性区和剪塑性区均大量存在,这种不均匀分布主要因巷道及硐室的多次开挖,导致了围岩在扰动应力叠加作用下塑性区不断扩展。

图23 两种设计下不同岩柱断面塑性区分布Fig.23 Distribution of plastic zones of different rock pillar sections under two designs

综上所述,无论从岩柱断面的位移、应力还是巷道塑性区,传统设计导致较大的岩柱位移、应力集中现象以及不均匀的塑性区,同时,开挖步骤较多,对岩柱的工程扰动较大,造成支护难度增大,围岩变形破坏严重;而集约化设计简化了硐室布局,降低了开挖扰动影响,有利于硐室群围岩强度的保护。

4.2.3 不同支护形式下控制效果分析

对普通锚网索+钢架传统支护与高预应力NPR 耦合支护技术控制效果进行对比分析。建立1G NPR 锚索单元时,通过Fish 语言在NPR 锚索锚固段端头设置相对于抗拉强度较高的锚固剂强度,并设定与围岩刚性接触;另外,在NPR 锚索自由段端头也设置与围岩刚性接触,并模拟托盘。大变形工作原理如下:当施加在NPR 锚索上的轴力达到设计恒阻值后,NPR 锚索即刻产生轴向拉伸变形;当变形量达到额定伸长量时,判定锚固剂失效,释放锚杆单元,使其达到设定的大变形效果;最后利用Fish 语言判断NPR 锚索自由端头与锚固端头相对位移量,同时监测其轴力变化特征。数值模拟中NPR 锚索参数见表2。支护计算模型如图24所示。

表2 1G NPR 锚索参数Table 2 Parameters of 1G NPR cable

图24 支护计算模型Fig.24 Support calculation model

为了对比不同支护形式下泵房硐室群围岩稳定性控制效果,选取3个巷道断面作为研究对象,断面位置如图25所示,其中,断面2 为泵房和吸水井的组合断面。

图25 监测断面设置Fig.25 Monitoring section setting

(1)位移场对比分析。图26为整体开挖临空面X、Y、Z三个方向的位移云图。可以看出,采用高预应力NPR 耦合支护后,吸水井和泵房连接处的单位面积位移值较传统支护明显减小。

图26 两种设计下围岩位移云图Fig.26 Cloud chart of surrounding rock displacement under two designs

图27为不同断面X方向位移云图。可以看出,NPR 支护相比于传统支护,围岩变形量得到有效控制,不同断面处围岩变形量大幅度减少,平均减小约75% ;消除了原有支护下围岩非对称变形,保证了支护断面的完整性。

图27 两种支护下不同断面处X 向位移云图Fig.27 Cloud chart of X-direction displacement at different sections under two kinds of supports

图28为不同断面处Z方向位移云图。可以看出,相比于传统支护设计,采用高预应力NPR 耦合支护设计后,围岩最大变形量均小于100 mm,平均减小约68% ,且围岩变形趋于均匀化,支护-围岩承载结构保证了围岩的稳定性。

图28 两种支护下不同断面处Z 向位移云图Fig.28 Cloud chart of Z-direction displacement at different sections under two kinds of supports

(2)塑性区对比。图29为不同断面处塑性区的分布。可见,与传统支护相比,NPR 支护下巷道围岩塑性区分布及发展趋势得到有效控制;高预应力NPR 支护不仅能够限制塑性区的初期有害发展,而且提高了浅部围岩的承载能力,将传统支护下围岩表面的拉剪单元转变为压剪单元,保证了泵房硐室群的长期稳定。

图29 两种支护下不同断面塑性区分布Fig.29 Plastic zone distribution at different sections under two kinds of supports

5 工程应用

5.1 深部泵房吸水井集约化硐室群高预应力NPR 耦合支护设计

按照深部泵房吸水井集约化硐室群NPR 支护技术要求,结合大强煤矿泵房吸水井所处工程地质条件,将原设计3个吸水小井改为1个组合井,整体采用NPR 锚网索+喷射混凝土+立体桁架支护形式,泵房、壁龛以及组合吸水井设计断面如图30所示。

图30 泵房硐室群高预应力NPR耦合支护设计断面(单位:mm)Fig.30 Cross section of high pre-stressed NPR coupling support design for pump chambers(unit:mm)

5.1.1 1G NPR 锚网索+喷射混凝土初次支护

1G NPR 短锚索直径φ21.8 mm,长度3 300 mm,外露长度150 ～250 mm,间排距700 mm× 700 mm,三花布置;采用树脂药卷端头锚固,树脂锚固剂型号为CK2370 型,用量为2 支/根,预紧力为350 kN。

1G NPR 长锚索直径φ21.8 mm,长度8 300 mm,外露长度150 mm ～250 mm,布置方式为“2—3—2”,间排距为1 400 mm× 2 100 mm;采用CK2860和M28100 树脂药卷端头锚固,用量每根各1 支,预紧力为350 kN。

钢筋网采用φ6.5 mm 钢筋焊接而成,网片尺寸为1 100 mm× 800 mm,网格尺寸100 mm×100 mm。

底角锚杆采用φ43 mm 无缝钢管,长度2 200 mm,排距为1 000 mm,内插钢筋并注浆。

初喷混凝土厚度60 mm。

5.1.2 立体桁架+喷射混凝土二次支护

立体桁架材料为12 号矿用工字钢,支架间距1 000 mm(交叉点位置桁架间距有所调整);每架支架共分4 段,顶拱部支架之间通过夹板连接件用M20 × 70 螺栓连接,墙部支架与底拱部支架之间利用平衡消力接口连接板及M20 × 70 螺栓连接。支架之间通过等边9 号角钢拉杆及焊接A3 钢连接件连接,扁钢焊接位置间距800 mm。其中,顶拱及两帮支架为三角状连接,底部支架为直杆连接,采用M18×70 螺栓连接。

底拱采用浇筑混凝土,初次浇筑100 mm,永久浇筑至地坪设计高度,浇筑混凝土强度等级C40。

根据监测数据,待围岩变形趋稳后,复喷混凝土与钢架接触;待整体变形稳定后,复喷混凝土覆盖钢架;喷射混凝土强度等级C20。

5.2 应用效果

为了检验工程控制效果,根据泵房硐室群巷道布置情况(图31),共设2 组表面位移测站,1 组布置在泵房中,1 组布置在壁龛内。

图31 泵房吸水井硐室群测站及测点布置Fig.31 Layout of group measuring stations and measuring points of intake well chamber of pump house

现场监测曲线(图32)显示:泵房围岩的累计顶板下沉量为61 mm,两帮收缩量为119 mm,底鼓量为44 mm;吸水井壁龛硐室围岩的顶板累计下沉量为54 mm,两帮收缩量为109 mm,底鼓量为41 mm。现场应用效果如图33所示。

图33 泵房吸水井硐室群施工及效果Fig.33 Construction of chamber group of pump house suction well and its effect

6 结 论

(1) 基于深部井巷工程调研结果,总结了深部井巷工程岩体破坏特征:顶板下沉、帮缩、底鼓量巨大,且流变特征显著;现场支护体系破坏严重,以锚杆/索拉剪破断为主。分析了其破坏原因:复杂的地质力学环境,高采掘应力叠加使得围岩应力场高且复杂;岩体强度低、层理节理发育,围岩吸水后强度减弱明显;以小变形材料为主的支护体系无法适用于工程岩体大变形控制。

(2) 提出了以NPR 锚网索为核心的深部泵房吸水井集约化硐室群高预应力NPR 耦合支护技术。将原有3个吸水小井优化为1个组合井,消除硐室群开挖空间效应,同时以高预应力NPR 锚网索支护为主体,配合立体桁架+喷射混凝土耦合支护方式,优化了支护围岩应力场分布,确保了泵房吸水井硐室群的长期稳定。数值分析表明,此技术有效消除了硐室群开挖诱发的空间效应,保证了泵房硐室群的长期稳定。

(3) 基于上述研究成果,制定了适用于大强煤矿深部井巷工程稳定性控制对策,并开展了现场工业性试验。与原有支护设计相比,高预应力NPR耦合支护设计方案应用后,提高了支护-围岩承载能力,围岩变形量整体减小68% 以上,最大变形量小于100 mm,且经过多年的监测变形量未增加。现场监测数据显示,高预应力NPR 耦合支护技术有效保证了大强煤矿深部井巷工程的长期稳定性。

致 谢

感谢国家重点研发计划“深地资源勘查开采”重点专项(NO.2016YFC0600900)项目组所有参与专家及单位的支持和帮助。