一種新型復合預應力錨桿在巷道二次加固中的應用

朱自新,趙東方,王余偉,劉忠平

(1.華亭煤業集團公司馬蹄溝煤礦,甘肅 平涼 744103;2.陜西開拓新礦業工程有限公司,陜西 西安 710054)

0 引言

對于深部開采條件的煤礦,其破碎圍巖巷道的穩定問題已成為制約深部礦井開采的關鍵因素[1]。深部巷道圍巖長期受高應力作用,開挖面發生破碎變形,產生離層冒落、片幫等破壞現象,嚴重影響巷道正常使用。對于傳統的巷道變形問題,可采用錨網支護技術進行加固,但是當巷道處于含有各種節理、裂隙等結構面的特殊地層時,傳統錨網支護技術所取得的支護效果并不顯著,需要通過錨注或二次加固技術來加固圍巖[2]。目前,二次加固技術已相繼在全國各大礦區的極不穩定圍巖巷道中得到廣泛應用[3-4]。

近年來,眾多專家學者對預應力錨桿(索)力學機理進行系統研究,取得諸多成果。李鈾等[5]運用數值方法和模型試驗討論深部裂隙巖體錨桿參數與錨固應力范圍的聯系;文志杰等[6]通過分析錨桿孔壁形態對全長黏結型預應力錨桿承載強度的影響,得出不同結構面特征下錨桿承載能力和錨固作用力的變化規律;羅衛華等[7]采用半無限體柱狀孔洞在均布壓力作用的力學分析方法,對預應力錨桿的加固機理展開研究;楊校輝等[8]利用拔拉實驗探究了軟巖深基坑預應力錨桿的受力變形特征,給出了預應力錨桿長度確定方法;張進鵬等[9]根據深部裂隙巖體在注漿加固后錨固體的破壞特征,提出一種新型預應力錨注加固方法;羅基偉等[10]基于軟巖隧道施工現場的微震監測資料分析了新型預應力錨桿-錨索協同支護機理。

綜上所述,錨桿、錨索及其組合支護方式是當今世界各國礦山廣泛采用的支護方式,但傳統的錨桿、錨索支護技術難以有效抵抗動載擾動條件下回采巷道的大變形。筆者通過對比當今世界預應力錨桿的結構組成、作用機制及優缺點,研發出一種既具有機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合預應力錨桿。新型復合預應力錨桿既具有較大的抗拔力,又可以充分發揮注漿加固圍巖裂隙和錨桿軸向約束圍巖變形的作用,使其在動載作用下,保持巷道圍巖穩定,對礦井工作面的安全高效生產具有意義。為保證馬蹄溝煤礦安全運輸生產,選取馬蹄溝煤礦3506運輸順槽為工程背景,對運輸順槽圍巖大變形問題展開分析,設計合理的支護方案,并開展現場應用,取得良好的二次加固效果。

1 復合預應力錨桿錨固段抗拔力分析

復合錨固預應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左旋無縱筋專用錨桿螺紋鋼,鉆頭為合金鉆頭,鉆頭與桿體通過螺紋連接,如圖1所示。

圖1 復合錨固預應力注漿錨桿結構

為分析復合預應力錨桿的力學特性,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,忽略其彈性變形;③不計自旋錨桿自重對錨固力的影響,如圖2所示。

圖2 復合預應力錨桿抗拔力分析模型

復合預應力錨桿的抗拔力主要由機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 機械錨固段摩阻力計算

根據單根錨桿周圍巖體的破壞情況,將錨桿周圍破壞的巖體簡化為圓筒形狀[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為水平側壓力系數;c為巖體粘聚力;φ為巖體內摩擦角。

1.2 錨桿漿液錨固段摩阻力計算

設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參數的變化,建立如圖3所示的錨桿單元體受力分析模型。

圖3 預應力下錨桿受力分析

沿錨桿長度方向取單位長度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力;Ke為錨固劑與圍巖界面的剪切剛度系數;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τ(0)=[τ]時,Q0達到最大值,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度。

將式(2)、式(7)帶入式(1)得復合預應力錨桿的抗拔力為

(8)

2 二次加固巷道圍巖變形范圍的確定

2.1 圍巖與初期支護錨桿相互作用力學模型

在運輸順槽掘進過程中,通常采用預應力錨桿對圍巖進行初期支護,錨桿與圍巖兩者之間存在協調變形關系[14]。為分析錨桿與圍巖的相互作用,假設:①復用巷道縱向長度遠大于橫向寬度,且復用巷道縱向長度無限長,按平面應變問題計算;②復用巷道開挖初期,巖體均質、連續且各向同性;③將錨桿與圍巖視為統一整體,且兩者之間無相對滑動;④桿體抗拉強度遠大于周圍巖體的抗拉強度。沿復用巷道縱向方向任取單位長度進行分析,建立復用巷道圍巖錨桿力學分析模型如圖4所示。其中,l0為錨桿長度;rm為復用巷道中心至錨桿中性點的距離;τ(r)為錨桿表面摩阻力;Q為錨桿預應力;r0為復用巷道等效開挖半徑。

圖4 巷道初期支護錨桿受力模型

2.2 錨桿內力分布基本規律

建立錨桿內力分布模型如圖5所示。其中,σ(r)為錨桿所受正應力。根據圍巖變形不同階段,將圍巖劃分不同區域,不同區域巖體徑向移動速率不同,且破碎區巖體移動速率>塑性區巖體移動速率>彈性區巖體移動速率。根據假設條件③,錨桿與圍巖符合協調變形關系,處于圍巖表層的一段桿體受到正摩阻力,沿錨桿方向向里,正摩阻力逐漸轉為負摩阻力,在錨桿內端摩阻力為零。由力學平衡可知,錨桿軸力在正負摩阻力交界點處達到最大值,交界點即錨桿中性點。

2.3 錨桿內力大小計算

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為運輸順槽中心至桿體軸線上某點的距離。

由力學平衡條件可得

Asdσ(r)=q(r)Cdr

(9)

式中,As為桿體橫截面面積;C為桿體周長。

由式(9)可得

(10)

根據錨桿本構關系可知

(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。

聯立式(10)和(11)可得

(12)

錨桿變形忽略不計,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;u(m)為錨桿中性點處周圍巖體的徑向位移。

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)

聯立式(14)和(16)得

(17)

解之得

(18)

由基本假設條件可知,任一界面處桿體圍巖的徑向位移為

(19)

式中,C1為常數。

當該界面位于圍巖塑性區內時

(20)

(21)

將式(19)代入式(18)得

(22)

式中,C2為常數。

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 錨桿中性點確定

對預應力復合錨桿,錨桿表面剪應力τ及預應力Q作用下的靜力平衡條件為

(25)

預應力復合錨桿的剪應力為[15]

(26)

式中,Ab為錨桿折算橫截面面積;m為常數。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)得錨桿中性點至運輸順槽中心的距離為

(30)

2.3.3 中性點處錨桿軸力最大值計算

由式(24)、式(30)可知,錨桿最大軸力值為

(31)

3 二次加固中復合預應力錨桿長度計算

3.1 巷道錨固圍巖變形范圍的確定

由文獻[16]可知,在初期錨桿支護后運輸順槽圍巖的等效塑性區半徑大小為

(32)

式中,Pi為支護阻力;A和t為常系數,其大小分別為

(33)

運輸順槽在初次錨桿支護后的圍巖等效破碎區半徑為

(34)

3.2 二次加固復合預應力錨桿長度計算

3.2.1 機械錨固段長度

安裝時,使錨桿機械錨固段位于圍巖塑性區內。根據錨固端粘結力與桿體抗拔力的關系可得復合預應力錨桿錨入圍巖塑性區內的機械錨固段為[17]

(35)

式中,σb為自旋錨桿的設計抗拉強度;τc為自旋錨桿與塑性區圍巖的粘結強度。

3.2.2 漿液錨固段長度

復合預應力錨桿通過錨桿注漿通道,對破碎區圍巖進行注漿加固,提高破碎區圍巖的整體性。漿液凝固后,使漿液錨固段的錨桿與破碎區圍巖緊密粘結,形成漿液錨固段。由式(34)可得漿液錨固段長度為

(36)

由圖2可知,二次加固中復合預應力錨桿的理論長度為

(37)

4 工程應用

4.1 工程概況

馬蹄溝煤礦3506運輸順槽的地面標高為+1 465～+1 505 m,運輸順槽所在巖層主要為5號煤層。煤層賦存基本穩定,煤層厚度為9.2～13.2 m,平均傾角21°,硬度f=2～3。該煤層主要為黑色塊狀,其次為條帶狀、薄層狀,結構均一。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采動工作面超前支承壓力與鄰近采空區側向支承壓力相互疊加影響,3506運輸順槽圍巖應力狀態發生顯著變化,導致運輸順槽長期處于高應力環境中。由于運輸順槽圍巖自穩性能差,流變時間長,超前支承壓力與側向支承壓力相疊加使運輸順槽圍巖裂隙更為發育。其中,在超前支承壓力與側向支承壓力影響下,運輸順槽頂板下沉量增大;水平應力對運輸順槽兩幫煤體產生擠壓,產生幫鼓;底板在兩幫傳來的支承壓力下產生擠壓流動形成嚴重底鼓,導致運輸順槽原有支護結構失效,圍巖發生嚴重變形。圍巖初期支護后現狀如圖7所示。

圖7 運輸順槽圍巖初期支護后現狀

4.2 運輸順槽圍巖變形范圍確定

將相關計算參數代入式(21)可得運輸順槽未支護時的圍巖塑性區半徑為

(38)

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

由式(31)可得中性點處錨桿的最大軸力為

Nmax=5.26 kN

(39)

由式(34)得錨桿初次支護后的圍巖等效破碎區半徑為

(40)

4.3 運輸順槽二次錨注關鍵參數分析

在運輸順槽圍巖變形控制問題中,使用復合預應力注漿錨桿對圍巖進行二次加固,采用淺孔全斷面錨桿注漿加固方案,依次對運輸順槽頂板、兩幫進行注漿錨固。

4.3.1 復合預應力錨桿機械錨固段長度計算

復合預應力錨桿機械錨固段采用自旋式錨桿,其設計抗拉強度σb=250 MPa,鉆孔直徑32 mm。自旋錨桿鉆頭與塑性區圍巖的粘結強度[17]取τc=5 MPa。將上述數據代入式(29)中得機械錨固段的錨桿長度為

l3=0.4 m

(41)

4.3.2 復合預應力錨桿漿液錨固段長度計算

由錨桿初次支護后的圍巖等效破碎區半徑可知,運輸順槽在二次加固中復合錨桿漿液錨固段長度為

(42)

錨桿外露長度l1取0.1 m,由式(41)、式(42)可得復合預應力錨桿理論長度為2.63 m。

綜上所述,選用MZGK80-32/22×B內自閉式中空注漿錨桿,錨桿長2 700 mm,壁厚≥4 mm,托盤厚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 順槽二次錨注聯合支護布置

4.4 運輸順槽圍巖二次加固效果分析

為檢驗運輸順槽的二次加固效果,采用十字布點法監測其圍巖變形的狀況。支護方案實施期間,每2天收集1次監測數據,共監測30 d,運輸順槽變形趨于穩定。

由現場監測數據可知,在原有支護條件下運輸順槽圍巖持續發生變形,其中頂板最大移近量273 mm,兩幫最大變形量245 mm。使用復合預應力錨桿二次錨注加固后,運輸順槽圍巖變形趨于穩定,在加固后的30 d內,監測數據顯示,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%。結果表明,二次加固方案實施后運輸順槽圍巖變形控制效果顯著,滿足運輸順槽安全生產條件。運輸順槽圍巖變形控制及其效果如圖9所示。

圖9 運輸順槽二次加固施工及加固效果

5 結論

(1)提出一種新型復合錨固預應力注漿錨桿,根據錨桿的結構特性,建立復合預應力錨桿的受力分析模型,基于該力學模型,分別給出機械錨固段與漿液錨固段錨桿抗拔力的計算方法。

(2)通過預應力錨桿與圍巖相互作用的力學分析模型,得到運輸順槽在初期支護作用下的圍巖變形范圍。提出在順槽二次加固中復合預應力錨桿長度的理論計算公式。

(3)以馬蹄溝煤礦3506運輸順槽為工程背景,運用上述理論成果計算出運輸順槽錨固圍巖的破碎區大小,確定了復合預應力錨桿的錨固范圍。現場監測結果表明,二次加固后順槽變形量顯著減小,圍巖控制效果良好。