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新疆某矿回采巷道最佳锚杆布置参数研究
2019-05-17
以新疆某矿Ⅰ1采区回采巷道为研究背景,基于 FLAC有限差分软件,对比分析了回 采巷道有支护和无支护时的塑性区范围、应力和位移变化规律;对顶板中点和右帮中点分别进行了 竖向位移监测和水平位移监测,对比分析了不同锚杆布置参数条件下的围岩位移变化量;对应力集 中系数和围岩位移进行了无量纲化处理,得到了综合评价指标。综合 FLAC数值模拟结果和综合 评价指标,得出了最优锚杆布置参数,可为现场回采巷道掘进和维护提供参考。
Serial No. 600 April. 2019 现ꢀ 代ꢀ 矿ꢀ 业 MODERN MINING 总第 600期 2019 年 4 月第 4 期 新疆某矿回采巷道最佳锚杆布置参数研究 1 ,2 1,2 1,2 1,2 1,2 张连卫 ꢀ 刘长武 ꢀ 卢永虎 ꢀ 周贤良 ꢀ 冯ꢀ 波 ( 1. 水力学与山区河流开发保护国家重点实验室;2. 四川大学水利水电学院) ꢀ ꢀ 摘ꢀ 要ꢀ 以新疆某矿Ⅰ1 采区回采巷道为研究背景,基于 FLAC 有限差分软件,对比分析了回 采巷道有支护和无支护时的塑性区范围、应力和位移变化规律;对顶板中点和右帮中点分别进行了 竖向位移监测和水平位移监测,对比分析了不同锚杆布置参数条件下的围岩位移变化量;对应力集 中系数和围岩位移进行了无量纲化处理,得到了综合评价指标。 综合 FLAC 数值模拟结果和综合 评价指标,得出了最优锚杆布置参数,可为现场回采巷道掘进和维护提供参考。 关键词ꢀ 回采巷道ꢀ 布置参数ꢀ 无量纲化ꢀ 数值模拟ꢀ 综合评价指标 DOI:10. 3969 / j. issn. 1674-6082. 2019. 04. 052 Study on the Optimal Anchor Bolt Layout Parameters in the Mining Roadway of a Mine in Xinjiang 1 ,2 1,2 1,2 1,2 1,2 Zhang Lianwei ꢀ Liu Changwu ꢀ Lu Yonghu ꢀ Zhou Xianliang ꢀ Feng Bo 1. State Key Laboratory of Hydraulics and Mountain River Engineering; . College of Water Resource and Hydropower,Sichuan University) ( 2 Abstractꢀ Based on the study background of Ⅰ1 mining area of a mine in Xinjiang and FLAC finite difference software,the variation laws of plastic zone range,stress and displacement in the mining roadway with and without support are compared and analyzed;vertical displacement monitoring and horizontal dis- placement monitoring are carried out for the middle point of roof and right side respectively,the variation of surrounding rock displacement under different anchor bolt layout parameters is compared and analyzed; the stress concentration coefficient and surrounding rock displacement are treated with dimensionless pro- cessing and the comprehensive evaluation index is obtained. Based on the numerical simulation results of FLAC and the comprehensive evaluation index analysis,the optimal anchor bolt layout parameters are ob- tained,which provides a reference basis for tunneling and maintenance of the mining roadway. Keywordsꢀ Mining roadway,Layout parameters,Dimensionless processing,Numerical simulation, Comprehensive evaluation index ꢀ ꢀ 随着地下矿山开采深度的增加,巷道支护愈发 1ꢀ 工程背景 # 困难,常出现局部冒顶、底板隆起以及两帮失稳破坏 新疆某矿Ⅰ1 采区 6 矿层厚度为 1 ~ 8. 74 m,埋 # [ 1] 等现象 。 本研究以新疆某矿Ⅰ1 采区为例,对巷 道支护后围岩的应力和位移进行 FLAC 数值模拟分 析,同时对应力集中系数和围岩位移进行无量纲化 处理,得到综合评价指标,进而优选出最佳锚杆布置 参数。 深为 240 m。 回采巷道位于 6 矿层,巷道断面为 6 m × 3 m 的矩形。 该矿层结构简单,可采指数为 0. 93, 属于较稳定矿层。 顶板主要包含砂质泥岩、粉砂岩 和细砂岩等岩层,底板主要包含砂质泥岩、粉砂岩和 # 泥岩等岩层。 6 矿层以及顶底板各岩层的物理力学 参数见表 1。 2 ꢀ 回采巷道支护的数值模拟计算模型 ꢀ ꢀ 张连卫(1995—),男,硕士研究生,610065 四川省成都市。 通信作者ꢀ 刘长武(1963—),男,教授,博士,博士研究生导师, 10065 四川省成都市。 根据现场地质条件,设定沿巷道横断面向右的 方向为 X 轴正方向,竖直向上的方向为 Y 轴正方 6 # 向 。计算模型顶部取到粗砂岩岩层,距离6 矿层顶 1 76 ꢀ ꢀ 张连卫ꢀ 刘长武等:新疆某矿回采巷道最佳锚杆布置参数研究ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 2019 年 4 月第 4 期 表 1ꢀ 基本物理力学参数 顶板和两帮正在发生或过去发生的剪切破坏单元也 岩层 体积模量 剪切模量 内摩擦角 黏聚力 抗拉强度 密度 大幅减少。 3 名称 / GPa / GPa / (°) / MPa / MPa / (kg/ m ) 砂质泥岩 6. 25 1. 10 4. 05 2. 80 3. 57 1. 20 1. 00 1. 20 35 35 35 35 36 29 40 4. 16 5. 00 7. 00 5. 00 4. 50 5. 00 5. 00 2. 5 2. 5 2. 5 2. 3 3. 2 1. 5 5. 5 2 250 2 650 2 660 2 600 2 250 1 600 2 560 中砂岩 细砂岩 泥岩 5. 40 8. 75 6. 25 4. 40 7. 57 4. 50 粉砂岩 软矿层 粗砂岩 图 3ꢀ 巷道有支护时围岩塑性区分布 施加锚杆后围岩塑性区范围缩减,原因主要为: ① 锚杆对破裂围岩起到加固作用,按照一定的间排 # 面 18 m,模型底部取到粉砂岩岩层,距离 6 矿层底 面 14 m,即模型在 Y 方向上的高度为 35 m;巷道两 侧各取 17 m,即计算模型在 X 方向上的宽度为 40 m。 模型尺寸为 40 m×35 m(图 1)。 取模型的左右 边界以及下边界的位移值为 0,上边界为自由边界, 对于上边界以上未模拟到的岩层,将其自重应力作 为外荷载的方式加载至上边界。 即固定 X = ꢁ20 m 和 X =20 m 来约束 X 方向位移,固定 Y=0 m 来约束 底面位移。 距布置锚杆可以减少新裂纹的出现以及旧裂纹的扩 展与贯通,进而提高围岩的强度和整体性;②施加锚 杆促使距离巷道较近的围岩由双向应力状态过渡到 三向应力状态,从根本上提高了巷道围岩的抗剪能 [ 2] 力和抗压能力 。 3. 2ꢀ 巷道围岩竖向应力对比分析 巷道无支护和有支护时围岩的竖向应力云图分 别如图 4、图 5 所示。 对比分析图 4、图 5 可知:巷道 无支护和有支护时的围岩应力分布规律大体相似且 均呈对称分布,巷道开挖后顶板围岩出现应力拱现 象,同时顶板和底板出现拉应力,巷道无支护时拉应 力峰值为 0. 030 MPa,巷道有支护时拉应力峰值减 为 0. 012 MPa。 巷道无支护时,在距离两帮 1. 5 m 的区域出现高压应力区,压应力峰值达 12. 8 MPa; 巷道有支护时,在距离两帮 2. 0 m 的区域出现高压 应力区,两帮围岩应力减小至 11. 8 MPa。 总体上, 在锚杆支护后,巷道围岩的竖向应力峰值有所降低, 高应力围岩区有向距离巷道更远区域转移的趋势。 图 1ꢀ 回采巷道数值模拟计算模型 3 ꢀ 模拟结果对比分析 数值模拟计算过程中采用直径为 20 mm 的锚 杆对回采巷道顶板及两帮进行支护。 3 . 1ꢀ 巷道围岩塑性区对比分析 图 2 为巷道无支护时围岩塑性区的范围。 由图 可知:巷道开挖后围岩应力重新分布,出现塑性 2 区,围岩大多发生剪切破坏,巷道顶板围岩和两帮围 岩塑性区破坏深度分别达 2. 0 m 和 2. 5 m。 图 4ꢀ 巷道无支护时围岩竖向应力分布 图 2ꢀ 巷道无支护时围岩塑性区分布 图 3 为巷道有支护时围岩塑性区的范围(以锚 杆间排距为 0. 75 m×0. 75 m 为例)。 由图 3 可知: 巷道支护后围岩塑性区范围减小,巷道顶板围岩塑 性区的破坏深度由 2. 0 m 减少为 1. 5 m,两帮围岩 塑性区破坏深度由 2. 5 m 减少为 2. 0 m。 对比图 2 和图 3 可知:巷道支护后围岩塑性区范围明显缩减, 图 5ꢀ 巷道有支护时围岩竖向应力分布 3 . 3ꢀ 巷道围岩竖向位移对比分析 巷道无支护和有支护时围岩在竖直方向的位移 1 77 总第 600 期 现代矿业 2019 年 4 月第 4 期 云图分别如图 6、图 7 所示。 由图 6 可知:围岩均有 向巷道自由空间移动的趋势,距离巷道越近的围岩, 竖向位移越大。 对比图 6、图 7 可知:锚杆支护后巷 道围岩的竖向位移由 1. 83 cm 减小至 1. 64 cm。 图 9ꢀ 右帮中点 D 点水平位移与时步变化曲线 表 2ꢀ 支护方案 方案 一 锚杆长度/ m 锚杆直径/ mm 锚杆间排距/ m 0. 65×0. 65 0. 75×0. 75 0. 85×0. 85 1. 0×1. 0 2. 5 2. 5 2. 5 2. 5 20 20 20 20 图 6ꢀ 巷道无支护时围岩竖向位移分布 二 三 四 4 . 1ꢀ 顶板竖向位移和右帮水平位移的变化规律 不同锚杆间排距条件下顶板中点 A 点的竖向 位移、右帮中点 D 点的水平位移分别如图 10、图 11 所示。 对比分析可知:A 点竖向位移和 D 点水平位 移的变化趋势基本相似;A 点竖向位移和 D 点水平 位移均随着锚杆间排距的增大而增大,其中,锚杆间 排距为 1. 0 m×1. 0 m 和 0. 85 m×0. 85 m 时,A 点竖 向位移较 0. 75 m×0. 75 m 分别增加了 2. 46% 和 1. 图 7ꢀ 巷道有支护时围岩竖向位移分布 为进一步对比分析巷道无支护和有支护时顶底 板和两帮的位移变化,对顶板中点 A、底板中点 B 进 行竖向位移监测,对左帮中点 C、右帮中点 D 进行水 平位移监测。 考虑到顶板和底板、左帮和右帮的相 似性,本研究重点重点分析 A 点和 D 点的位移变化 特征。 以锚杆间排距为 0. 75 m×0. 75 m 为例,监测 数据如图 8、图 9 所示。 分析可知:巷道无支护和有 支护时 A 点水平位移和 D 点竖向位移的变化趋势 大致相同,巷道开挖后围岩位移迅速增加,而后逐渐 降低直至达到稳定状态。 其中,A 点竖向位移减少 了 10. 34% ,D 点水平位移减少了 19. 57% 。 8 7 2% ,D 点水平位移较 0. 75 m×0. 75 m 分别增加了 . 47% 和 3. 14% ;当锚杆间排距由 0. 75 m×0. 75 m 减小至 0. 65 m×0. 65 m 时,顶板竖向位移和右帮水 平位移分别降低了 0. 17% 和 0. 64% 。 可见,当锚杆 间排距减小至 0. 75 m×0. 75 m 时,顶板竖向位移和 右帮水平位移明显降低,锚杆支护对控制围岩位移 起到了积极作用;当锚杆间排距由 0. 75 m×0. 75 m 减小至 0. 65 m×0. 65 m 时,顶板竖向位移和右帮水 平位移略有降低,可见降低锚杆间排距对控制围岩 位移的作用并不明显。 考虑到支护成本以及掘进速 度,适当降低支护密度可以提高成巷速度以及经济 效益,但是间排距过大会降低锚杆的支护强度,进而 较难控制围岩的位移和变形,因此,1. 0 m×1. 0 m、 0 . 85 m×0. 85 m 锚杆间排距不符合最佳方案要求; 当提高锚杆支护密度时,即锚杆间排距由 0. 75 m× . 75 m 减小至 0. 65 m×0. 65 m 时,锚杆支护对围岩 图 8ꢀ 顶板中点 A 点竖向位移与时步变化曲线 0 4 ꢀ 不同锚杆布置参数下的巷道支护效果 本研究重点讨论在锚杆直径和长度基本相同的 位移和变形的控制作用并未有显著提高。 因此,在 现场工程地质条件下,0. 75 m×0. 75 m 为较适宜的 锚杆间排距。 条件下,锚杆布置参数(间排距)对巷道支护效果的 影响。 以锚杆间排距为变量设计了 4 种巷道围岩支 护方案,如表 2 所示。 4 . 2ꢀ 评价指标无量纲化 应力集中系数和围岩位移变化是决定回采巷道 1 78 ꢀ ꢀ 张连卫ꢀ 刘长武等:新疆某矿回采巷道最佳锚杆布置参数研究ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 2019 年 4 月第 4 期 巷道的稳定性问题转化为求解综合评价指标函数最 [ 7-8] 大值问题 如表 3 所示。 由表 3 可知:当锚杆间排距为 0. 75 m 0. 75 m 时,综合评价指标函数取最大值,为最优锚 杆布置参数。 。 4 种锚杆间排距条件下的评价指标 × 表 3ꢀ 4 种锚杆间排距条件下的评价指标 间排距/ m K j K j0 K′ j Δ j Δ j0 Δ′ j Y 图 10ꢀ A 点竖向位移变化 0 0 0 . 65×0. 65 1. 857 2. 012 0. 077 1. 638 1. 830 0. 105 0. 097 . 75×0. 75 1. 852 2. 012 0. 079 1. 641 1. 830 0. 111 0. 102 . 85×0. 85 1. 897 2. 012 0. 057 1. 671 1. 830 0. 087 0. 078 1 . 0×1. 0 1. 909 2. 012 0. 051 1. 681 1. 830 0. 081 0. 072 5 ꢀ 结ꢀ 论 ( 1)锚杆支护可以显著控制回采巷道的顶板竖 向位移和右帮水平位移,锚杆支护后,巷道围岩的竖 向应力峰值减小,高应力区向距离巷道更远处转移; 锚杆支护后,回采巷道围岩塑性区范围明显缩减,顶 板和两帮正在发生或过去发生的剪切破坏单元大幅 度减少,表明锚杆支护后围岩的抗拉强度和抗剪强 度得到了有效提高。 图 11ꢀ D 点水平位移图变化 [ 5] 稳定性的重要指标 。 根据模拟结果得到的应力 集中系数和围岩位移变化量,采用评价指标无量纲 化处理方法,对不同锚杆间排距条件下巷道的支护 效果进行对比分析。 评价指标无量纲化的公式为 ( 2) 当锚杆间排距由 0. 85 m×0. 85 m 减小至 Kj0 - Kj ìK′j = Kj0 Δ′j = Δj0 - Δj Δj0 0. 75 m×0. 75 m 时,顶板竖向位移和右帮水平位移 明显降低,锚杆支护对控制围岩位移起到了良好的 效果,当锚杆间排距由 0. 75 m×0. 75 m 减小至 0. 65 m×0. 65 m 时,锚杆支护对围岩位移的控制作用并 未显著增加,因此,从支护成本以及围岩安全稳定方 面考虑,在现场工程地质条件下,选用 0. 75 m×0. 75 m 的锚杆间排距较合理。 í , (1) î 式中,Kj0 为第 j 组方案支护后的最大应力集中系 数;Kj 为巷道开挖后未进行支护时的最大应力集中 系数;K′j 为第 j 组方案支护后的应力集中系数评价 指标;Δj0 为第 j 组方案支护后巷道围岩的最大位 移,m;Δj 为巷道开挖后未进行锚杆支护时围岩的最 大位移,m;Δ′j 为第 j 组方案支护后的位移评价指 标。 参ꢀ 考ꢀ 文ꢀ 献 [ 1]ꢀ 李ꢀ 勃,刘长武,刘德峰,等. 层状松软厚矿床大断面回采巷道 锚杆-锚索联合支护研究[J]. 金属矿山,2017(1):63-66. 2]ꢀ 徐志英. 岩石力学[M]. 北京:中国水利水电出版社,1993. 3]ꢀ 马元军,胡毅夫,吴伟伟. 急倾斜复杂矿体采场结构参数优化 研究[J]. 矿冶工程,2013,33(2):22-26. 得到应力集中系数和围岩位移的评价指标后, 对其赋予权重,采用加权方式构建评价指标函数。 综合评价指标函数为 [ [ 3 D Y = α1 K′j + α2 Δ′j , (2) [4]ꢀ 陈育民. FLAC / FLAC 基础与工程实例[ M]. 北京:中国水利 水电出版社,2009. 式中,Y 为考虑应力集中系数和围岩位移且经过无 量纲处理后的综合评价指标函数;α1 、α2 为权重,α1 3 D [ [ 5]ꢀ 彭文斌. FLAC 实用教程[M]. 北京:机械工业出版社. 2008. 6]ꢀ 贾安立,黄ꢀ 旭. 高应力厚煤层全煤巷道锚杆支护研究[J]. 煤 炭科学技术,2005(7):45-48. = 0. 3,α2 =0. 7。 4 . 3ꢀ 综合评价指标分析 [ 7]ꢀ 候朝炯,郭励生,勾攀峰,等. 煤巷锚杆支护[M]. 徐州:中国矿 业大学出版社,1999. 巷道进行锚杆支护后,最大应力集中系数和围 岩位移的减小量越大,回采巷道就越趋于稳定;最大 应力集中系数和围岩位移量的减小量越大,相应地 应力集中系数评价指标和位移评价指标就越大,进 [8]ꢀ 侯朝炯,勾攀峰. 巷道锚杆支护围岩强度强化机理研究[J]. 岩 石力学与工程学报,2000(3):342-345. ( 收稿日期 2018-09-07ꢀ 责任编辑ꢀ 王小兵) [ 3-6] 而综合评价指标函数值就越大 ,因此,提高回采 1 79
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