变形及破坏范文

变形及破坏范文（精选10篇）

变形及破坏 第1篇

金堆城矿区隶属陕西省华县金堆镇, 位于东秦岭山系的南缘。矿区范围4.5 km2。随着矿坑采深及扩帮工作的日益增加, 东帮边坡形成了长约1 000 m、高60 m~120 m, 分布有自996 m~1 224 m共19个原设计高台阶的高陡边坡, 整体坡角为40°, 但单台阶坡角大多大于40°, 高差大于228 m。由于燕门凹大断裂的通过, 矿区东帮北段边坡岩体完整性极差, 遇到降雨或者外力作用时, 极有可能发生大规模变形破坏。因此, 对该边坡进行变形破坏分析及工程治理尤为重要。

1 区域地质环境

矿区总体呈北高南低的特点, 属华北地台边缘隆起带, 即秦岑地轴北缘的震旦寒武纪凹陷带, 主要构造近东西向延伸, 同区域构造方向。区内构造以高角度的正断裂为主, 褶皱构造次之, 斜交东西构造线的平推剪切断裂发育相对较少。出露地层主要为下震旦系火山岩、中震旦系的石英岩, 侵入岩以酸性岩类为主, 基性岩类次之, 岩体风化程度高, 节理裂隙发育, 结构面交错纵横, 不利于边坡稳定。

2 变形破坏模式

2.1 变形机理

东帮北段边坡岩体受区域性燕门凹大断裂的影响, 节理交错发育, 岩体破碎, 在大规模降雨作用下, 雨水贯通节理面, 使得该边坡出现了明显变形加剧的现象, 滑塌体后缘4号公路上出现了新的拉开裂缝, 公路外的排洪渠拉开及原有裂缝明显增大, 排洪渠外侧山头的裂缝出现加长现象, 下错深度在20 cm以上。边坡表层散体状的安山玢岩出现了大规模的滑移现象。

为了分析该段边坡深部岩体的变形破坏情况, 设置了三个深部变形监测孔, 其监测结果如图1~图3所示。

从图1可以看出, 4号公路ZK1以下约26 m深度处出现明显位移, 即为潜在滑面所在的位置;ZK2, ZK4号孔都位于1176平台处, 结合图2, 图3可以看出没有明显位移变化, 但整体有移动现象, 潜在的滑面位于该孔孔底或1176平台以上。

2.2 变形破坏模式

根据现场资料可知, 该边坡表层由散体状的安山玢岩组成, 受张裂隙发育位置控制, 形成了浅表滑移;深部由碎裂状的安山玢岩组成, 破碎程度受区域性燕门凹大型断裂带控制。

根据4号公路上及1176平台处的深部位移监测结果、4号公路旁山顶处下错深度为20 cm以上的裂缝分析可知, 该段边坡可能的潜在的危险滑面有两个, 其后缘均为4号公路旁山顶大裂缝处, 并均经过ZK1号孔深度为26 cm的位置, 其可能的剪出口有1176平台处及1112平台 (坡脚) 处。其变形破坏模式均为近似折线—圆弧形复合破坏形式, 边坡工程地质剖面图见图4。

3 稳定性分析

边坡一般分为稳定 (稳定性系数大于1.2) 、基本稳定 (稳定性系数1.1~1.2) 、稳定性差 (稳定性系数1.0~1.1) 和不稳定 (稳定性系数小于1.0) 四种类型。

本文采用极限平衡法对该段边坡的稳定性进行定量分析, 严格按照GB 50021-2001岩土工程勘察规范及《建筑边坡工程技术规范》中相关规定进行计算, 计算时考虑动水压力的作用, 计算剖面选择最危险的潜在滑面———剪出口为坡脚, 具体的条分图见图5。边坡稳定性分析工况及计算结果见表1。

注:1—素填土;2—安山玢岩;3—潜在危险面;4—滑面;5—水位线;6—水渠;7—方位角;8—钻孔;9—钻孔号·孔口标高/m孔深·稳定水位/m

分析可知, 边坡在降雨和爆破震动作用下都会影响边坡的稳定性, 但高边坡爆破均在安全距离范围内, 因此影响相对降雨较小。为了能够满足工程安全需要, 需要对该段边坡进行综合治理。在治理时除了考虑采用截、排水工程降低地下水位外, 还要适当的采取减震措施。

4 工程治理方案

根据野外实际情况及稳定性分析结果, 提出适用于破碎岩高边坡的防护治理措施:顶部削坡+截、排水工程+预应力锚索框架梁。此种方法对岩土体的深层及表层同时起到了加固的作用。

为了预留施工平台及减小下滑力, 在1176平台以上, 4号公路以下进行削坡, 削坡后各状态下的稳定性系数均有所提高;在4号公路及1176平台上修建水渠进行排水, 根据现场水沟条件确定截水墙的高度为14 m~15 m;锚索框架梁主要分两级进行, 根据《岩土锚杆 (索) 技术规程》的规定及相关规范对预应力锚索框架梁的设计参数进行计算, 其结果见表2。

5 结语

1) 根据东帮边坡的基本特征及深部岩体变形的监测结果, 分析了该边坡变形破坏机理:边坡处于燕门凹大断裂的压碎岩带中, 整体结构为散体———碎裂状, 节理交错发育, 大规模降雨作用下, 雨水贯通节理面, 导致岩体抗风化能力弱, 强度低, 在外力作用下易形成潜在的破坏面。2) 通过对结构面的统计分析及变形现象, 确定了该段边坡的破坏模式为楔形—圆弧形复合破坏, 预测了两种可能的潜在破坏面并采用极限平衡法评价了边坡的稳定性。3) 通过东帮北段边坡的变形破坏分析, 提出顶部削方+截、排水工程+预应力锚索框架梁的综合治理方案, 达到了对岩土体深层与浅层的锚固作用。

摘要：以金堆城采矿场东帮破碎岩高边坡为研究对象, 以实际的野外调查资料为依据, 分析了该段边坡的变形破坏机理及变形破坏模式, 采用极限平衡法评价了该段边坡的稳定性及其发展趋势, 并根据分析结果, 提出了综合治理方案。

关键词：破碎岩高边坡,变形破坏模式,极限平衡法,稳定性

参考文献

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[4]徐建军.锚杆框架梁在高速公路护坡中的应用[J].探矿工程, 2008 (4) :26-28.

变形及破坏 第2篇

基于礼泉县烽火镇兴隆村的`地理位置及地质环境条件,从崩滑区的地质环境条件、成因、规模、变形破坏迹象等,深入分析了兴隆村坡体变形破坏特征,并将宏观定性分析与定量计算相结合,对崩滑体的稳定性进行了分析和评价,结合工程实际对工程治理措施进行了初步研究,从而为防治该类崩塌体积累经验.

作 者：滕宏泉 胡志平段钊 TENG Hong-quan HU Zhi-ping DUAN Zhao  作者单位：滕宏泉,TENG Hong-quan(陕西省地质环境监测总站,陕西西安,710054)

胡志平,HU Zhi-ping(长安大学建筑工程学院,陕西西安,710061)

滑坡变形破坏行为物理模拟研究 第3篇

关键词：滑坡 滑带 物理模拟 变形—时间曲线

Abstract： Different types of landslide deformation and failure behavior is different， the same slope may also exhibit different deformation and failure behavior under different stress conditions. In order to observe slope deformation and failure behavior in different stress condition， a model test framework is designed which angle can be adjusted， and we independent research and development of the model displacement measuring device. We choose Chengdu clay as the slide zone soil materials through a lot of tests， the development of the study on the physical simulation test of the slope deformation and failure of nearly a year， completed 7 kinds angle and 14 groups simulation test. Acquired deformation time curves under different stress conditions by physical simulation. The datas further reveals the characteristics of the landslide deformation-time curve， provides the basis for induction of the curve types of slope deformation-time.

Key Words： Landslide； Sliding zone； Physical simulation； Deformation-time curve

变形及破坏 第4篇

1 底板岩体的渗透性随着破坏而呈现出规律性变化

综合以往的研究经验表明, 不同的岩石应变力渗透曲线变化几乎是一致的, 随着不同岩性岩石在各阶段的变化过程中, 逐一分析归纳各个阶段的岩性岩石表现十分重要。一般在细小裂隙闭合阶段之后的具有弹性化变形的阶段发展比较好, 随后的塑形变形阶段在达到峰值强度时应变力发生软化。通过残余强度值可得出岩性岩石从残留到彻底破碎毁灭的变化过程。在这个过程中岩石体积逐渐缩小, 岩石渗透率随应力的增大而见微小变化, 在岩石峰值达到软化的阶段时, 渗透率达到极大值, 然后再降低, 在残余强度阶段, 所有都趋向于平缓。岩石的渗透性在应变过程中为应变函数, 岩石的空隙和裂隙在这一过程中被挤压, 岩体缩小, 岩石随着应力的极致增强会发生贯穿性破裂, 使得岩性岩石的渗透率增至最大, 然而就这一点而言不同的岩石存在差异性变化[1]。如:李世平等人对殷庄16个砂岩进行的全应力-应变过程的试验。归纳出岩石软化应变阶段时是渗透率发生的频度最大的阶段, 岩石破坏并非与渗透率同步, 而是在破坏达到一定程度才会引发峰值的到来。因此在煤炭开采过程中我们要提前预防岩石的进一步破坏以及破坏后带来岩石的软化。

2 煤炭开采后岩体底板变形破坏特征及规律

我们将通过对FLAC这种近年来新型数值分析方法的模拟去探寻煤炭开采对煤层底板破坏的影响。这种模拟方式是对不同煤层面的长度进行模拟计算。以井田煤层为例, 对煤层的深度、厚度以及倾角进行测量, 再取模型的长、宽、高。模拟结果出来之后, 明显的发现有支撑应力区, 在此区内煤层底板承受着空前高压, 底板岩体对应力呈递减现象。底板在超前压力压缩区呈横弯褶皱状, 岩体下部由于受到水平的拉伸而产生裂隙, 随着拉力的增加会不断地变化[2]。

回采工作过程中下方的底板岩体会随着工作面的增大而增加位移, 当工作面不断推进时, 位移明显加深水平应力是导致煤层底板总应力增加, 造成煤板底部破坏深度增加, 破坏力度增加的重要原因之一。因此在考虑煤层开采底板破坏深度时, 必须对底板变形破坏有全面的了解。岩体卸载区位于回采工作面及采空区, 卸载区域在负荷过程中能够在回采工作面进行一段时间后比较稳定的长期保存下来, 而这一区域正是开采过程中矿压的直接破坏区域[3]。煤层底板中的垂直应力在岩体中随着工作面长度的增大而增加, 在回采工作内, 煤层底板的垂直应力是不断减小, 但在回采工作之后, 它的应力将逐渐增大。根据模拟数据结果并结合实际情况, 在整个开采煤层过程中呈现出的规律就是有稳定到不稳定再到稳定的过程。煤层自上而下结构布局可分为三带:弯曲下沉带、裂隙带和冒落带。横向上不同的四个区域根据煤体底板岩体被开采后造成的影响的特点, 其状态变化也就是岩石由完好到破碎的一个过程, 由原应力原状态到压缩变形到膨胀破坏最后又恢复接近原应力状态。工作面的不断加大, 岩体中的每一个部分都在经历着循环往复的变形过程。随着底板的变动增加, 底板的动荡程度将逐渐减小。在煤炭开采过程中底板岩体处于原岩力状态中时, 渗透率一般比较低, 在底板岩体处于超前支承压力时, 应力逐渐增加, 渗透率会减小。当岩体膨胀, 受到破坏, 岩体渗透率增大, 在此期间渗透率也可能达到最大[4]。在采空压力作用下又恢复到了原来的状态, 渗透率渐小。

3 结束语

煤炭资源是我国的重要资源之一, 近年来, 煤炭资源的大量开掘对环境造成了恶劣的影响。多种矿井地质灾害对我们的生存环境造成极为严重的影响。煤炭开采对底板岩层破坏改变了底板的渗透性, 不同岩性的岩石的渗透率随着应力的变强而减小, 应力增大到极限时就会对岩石进行破坏产生裂缝, 此刻岩石的渗透率达到最大。煤层底板岩层的破坏性及渗透性是有一定的规律。

煤层底板变形破坏除受地质因素控制外, 还受开采因素影响。在煤炭开采过程中, 煤层底板应力受水平应力、垂直应力、工作斜面长度等的影响。尤其是水平应力和工作斜面长度对煤层底板的破坏有较大的影响。因此在煤炭开采过程中不仅要抓住主要的问题, 同时也要综合考虑各种因素。不同岩性岩石在应变过程中为应变的函数, 从微裂闭合阶段到弹性变形阶段是开始转变的过程由闭合向良好发展, 在塑形变形阶段渗透率达到峰值, 应变力软化, 最后到残余强度值, 渗透率趋于平稳。岩石在压力增至极限时会形成贯穿裂隙, 岩石的渗透率增加到最大。在煤炭开采过程中, 煤层顶的底板岩层被破坏的程度与开采空间深浅有着直接关系, 为了避免煤层底板在开采过程中遭到破坏, 需要就煤层底板岩层和顶层横向上的不同区域进行减轻岩层所承载负荷的研究, 尽可能缩小开采区域的范围。煤炭资源是我国的重要资源, 在煤炭开采的过程中, 煤炭开采对煤层底板变形的影响十分必要。要运用科学的理论和技术力求更好地完成煤炭资源的开采, 不仅可以保护地质资源并长期健康地将煤炭开采工作开展下去, 也可以尽最大可能避免对环境污染及地质层的破坏。

摘要：通过系统地对煤炭开采工作及后期回采过程中对底板承受力、应变力及所造成的破坏和渗透性进行研究, 并对实验工作结果和理论探究进行分析归纳, 结果显示, 不同岩性岩石的渗透性在应变过程中呈现出应变函数, 岩石的原生态缝隙和裂缝较容易在微裂隙闭合和弹性化变形阶段被压密, 导致岩石的渗透率会随着应力增大至强度极限时被破坏并形成贯穿式裂隙, 随着岩石的渗透率逐渐增大直至到最大化, 岩石的渗透率会随应力的增加产生由大变小的现象, 并表现十分明显, 并且不同岩性的岩石存在差异性变化。煤层底板岩层在横向上不同的区域在回采工作全面推进过程中, 底板岩体的渗透性会随着破坏而呈现出规律性变化。因此, 分析煤炭开采对煤层底板变形的影响十分必要。

关键词：煤炭开采,煤层底板,变形破坏,渗透性

参考文献

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变形及破坏 第5篇

在研究土门子滑坡地质环境和变形特征的基础上,对滑坡的成因机制、变形破坏模式及起动机制进行了分析.结果表明,该滑坡为前缘牵引后缘平推式,现处于整体蠕动变形局部滑移阶段,持续强降雨是诱发其失稳破坏的主导因素,针对滑坡体可能沿多个剪出口发生变形破坏等特征、提出了相应工程防治建议,对指导该类工程的设计和施工具有参考意义.

作 者：孙东晖 刘建磊 Sun Donghui Liu Jianlei 作者单位：孙东晖,Sun Donghui(中兵勘察设计研究院,北京,100053)

刘建磊,Liu Jianlei(吉林大学建设工程学院,吉林长春,130026)

变形及破坏 第6篇

1 工程概况

余吾煤业3#煤层位于二叠系山西组地层中部, 为陆相湖泊型沉积。3#煤层密度1.39 t/m3, 煤质松软, 煤层厚度较稳定, 煤厚在5.35~6.12 m内, 煤层倾角-3°~10°。3#煤层顶底板围岩特性如表1所示。S2206工作面位于南二采区, 该工作面采用两进两回的通风方式, S2206进风巷位于工作面最外侧, 巷道断面为矩形, 巷道高3.2 m、净宽3.8 m, 沿3#煤层顶板掘进, 巷道最大埋深560 m左右。余吾矿区地应力以垂直应力为主, 大小为14.5 MPa, 水平向侧压力系数为0.9, 水平应力大小为13.1 MPa。S2206进风巷处于大规模松软围岩中, 且受邻近工作面回采的影响, 应力场和破裂损伤区相互叠加, 巷道易产生大变形甚至失稳破坏, 给巷道的安全和快速掘进增添了一定困难。因此, 需研究出合理有效的支护措施, 以保证巷道掘进工作的顺利进行。

2 巷道变形破坏机理分析

基于离散单元法发展而来的UDEC (Universal Distinct Element Code) 软件目前已广泛应用于采矿工程、隧洞工程、边坡工程等方面。与传统有限单元法和有限差分法等软件相比, 其优越性在于能够较好地表征岩体几何非连续特征及模拟节理裂隙的张开、块体滑移、旋转、垮落等大位移、大变形。基于UDEC程序分析节理岩体的优势, 对余吾煤业S2206进风巷非线性大变形破坏机理进行了系统地分析。

2.1 计算模型

根据工程地质概况建立如图1所示的数值计算模型。该计算模型几何尺寸为60 m×50 m;岩体材料满足Mohr-Coulomb弹塑性准则, 节理面接触满足Coulomb滑动准则, 煤岩体物理力学参数取值情况见表2;模型边界条件为:左右两侧面水平方向固定, 底部边界垂直方向固定, 上边界为应力边界;施加垂直荷载14.31 MPa (巷道所处埋深的地应力水平) , 水平向侧压力系数为0.9, 荷载大小13.1 MPa。模拟计算过程:首先, 模型在原岩应力状态下达到平衡状态, 然后开挖巷道, 进行计算。

2.2 计算结果及分析

针对在开挖无支护条件下巷道围岩变形和塑性区分布情况进行分析, 以了解巷道围岩的应变和破坏特征, 确定最佳的支护措施。图2 (a) ~ (f) 分别为计算时步为500、2 000、3 000、4 000、5 000、10 000时巷道围岩塑性区时空演化情况示意图;表3给出了不同计算时步下巷道围岩各特征点位移值。

由图2可知, 巷道开挖后, 由于围岩侧向应力的解除和次生应力场的调整形成, 巷道底板中央区及两帮局部块体首先产生滑移, 形成以张拉破坏为主的塑性区。在巷道左右帮部及两侧底角形成以剪切破坏为主的剪应力增高区域, 该区域有明显的层面效应, 主要集中在煤层。这些张拉破坏区和剪切破坏区为最不利于巷道稳定的关键部位, 应作为支护设计关注的重点。顶板破坏主要集中在临空面正上方, 临空面以外部分破坏较小。随着计算的进行, 围岩塑性区范围逐渐向深部扩展, 以剪切破坏为主的塑性区域明显增大, 同时巷道围岩的变形量也持续增大 (见表3) 。从以上的数值计算结果可以得出, 巷道开挖后, 围岩的变形破坏是一个渐进发展的过程, 局部“关键块体”的垮落或滑移, 将导致巷道其他部位的失稳。因此, 只有对巷道围岩的关键部位采取有针对性的支护对策, 才能确保巷道围岩的长期稳定。

3 支护对策及方案

根据以上对巷道围岩大变形破坏失稳机理的揭示, 可研究得出相应的支护对策:针对顶板的变形和张拉破坏, 采用高预应力锚杆和锚索进行控顶;采用加密锚杆稳帮, 减少帮部的剪切和张拉破坏;采用帮角锚杆和底角锚杆共同抵抗底板变形, 减少两侧底角剪应力集中和底板中部张拉破坏;最后采用全断面喷注浆补强, 对破裂损伤区围岩固结修复, 并与锚杆、锚索形成联合支护结构, 确保巷道的长期稳定。

3.1 顶板支护方案

1) 锚杆:锚杆材料为Φ22 mm×2 400 mm的500#螺纹钢, 锚杆排距900 mm, 每排5根锚杆, 锚杆间距800 mm。靠近巷帮的顶板锚杆安设角度为与铅垂线呈20°, 其余顶锚杆垂直顶板布置。锚杆预紧转矩要求达到300 N·m以上, 锚固力要求达到200 k N以上。配合锚杆安设3 400 mm×80 mm由Φ14 mm的圆钢焊制的钢筋梯子梁, 采用4 000 mm×960 mm金属经纬网 (网格规格40 mm×40 mm) 。

2) 锚索:锚索材料为Φ18.9 mm、1×7股高强度低松弛预应力钢绞线, 长度8 300 mm。垂直巷道顶板每排布置2根锚索, 排距900 mm, 间距1 600 m。采用300 mm×300 mm×12 mm高强度蝶形托板及配套高强度可调心球垫、锁具, 承载能力不低于40 t。锚索预紧力要达到15 t以上, 锚固力要达到40 t。

3.2 帮部支护方案

采用Φ22 mm×2 400 mm的500#螺纹钢锚杆, 锚杆排距900 mm, 每排4根锚杆, 锚杆间距900 mm。巷帮的顶角锚杆安设角度为与水平线呈10°, 巷帮的底角锚杆安设角度为与水平线呈-10°, 其余锚杆水平布置。锚杆预紧转矩要求达到300 N·m以上, 锚固力要求达到170 k N以上。配合锚杆安设2 900 mm×80 mm由Φ14 mm的圆钢焊制的钢筋梯子梁, 采用3 200 mm×960 mm金属经纬网 (网格规格40 mm×40 mm) 。

3.3 底板支护方案

在底板两底角距两帮300 mm处各施工一斜向下60°的锚杆, 锚杆规格为Φ22 mm×2 400 mm, 锚杆排距900 mm。锚杆预紧转矩不低于300 N·m, 锚固力不低于200 k N。

3.4 全断面喷注浆加固

首先进行初喷密封, 喷层厚度为50~100 mm。注浆孔分别布置在顶板、两帮中部及底角两侧, 如图3所示。注浆孔深3 000 mm, 排距为2 700 mm。采用低压注浆, 压力为1.0~1.5 MPa, 注浆材料为硫铝酸盐快硬水泥。支护总体设计如图4所示。

4 现场工业性试验

为了检验支护方案的应用效果, 在余吾煤业S2206进风巷进行了现场工业性试验, 并对巷道围岩表面位移进行了跟踪监测, 结果如图5所示。从监测结果可以看出, 巷道开挖后, 围岩变形量在较短时间就趋于稳定且保持在可控范围内, 说明所采取的支护方案是合理的, 可以保证巷道的长期稳定。

5 结论

1) 软岩煤巷开挖后, 围岩的变形破坏是一个渐进发展的过程, 局部“关键块体”的垮落或滑移, 将导致巷道其他部位失稳。因此, 只有对巷道围岩的关键部位采取有针对性的支护对策, 才能确保巷道围岩的长期稳定。

2) 根据揭示的软岩煤巷围岩大变形破坏失稳机理, 提出了相应的支护对策及支护方案, 即采用高预应力锚杆和锚索控顶, 加密锚杆稳帮, 帮角锚杆和底角锚杆护底, 全断面喷注浆补强, 固结修复破裂损伤区围岩, 并与锚杆、锚索形成联合支护结构, 确保巷道的长期稳定。

3) 通过现场试验的监测结果可以看出, 巷道围岩变形量很快趋于稳定, 并维持在允许的范围内, 说明所采取的支护方案是可行且有效的, 能够确保巷道的安全快速掘进, 对于类似的工程应用问题具有一定的参考价值。

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变形及破坏 第7篇

1.1 地表移动与变形

矿区煤层开采后, 采空区上覆岩层产生垮塌带、断裂带、弯曲带, 在地表形成一个比采空区范围大得多的下沉盆地, 地表移动盆地内移动和变形的指标有下沉、倾斜、曲率、水平移动和水平变形等。残余沉降与开采深度、覆岩性质、顶板管理方法有关。在老采空区上方新建 (构) 筑物时, 应根据开采结束时间, 估计残余下沉的影响。

1.2 地表移动与变形对建 (构) 筑物的影响

地下开采引起的地表移动和变形, 对坐落在影响范围内的建 (构) 筑物将产生影响, 这种影响一般是由地表通过建 (构) 筑物的基础传到建 (构) 筑物上部结构的。在不同的地表变形及大小作用下, 对建 (构) 筑物将产生不同的影响效果。

1.2.1 地表下沉和水平移动对建 (构) 筑物的影响

地表大面积、平缓、均匀的下沉和水平移动, 一般对建 (构) 筑物影响很小, 不致引起建 (构) 筑物破坏, 故不作为衡量建 (构) 筑物破坏的指标。如建 (构) 筑物位于盆地的平底部分, 最终将呈现出整体移动, 建 (构) 筑物各部件不产生附加应力, 仍可保持原来的形态。但当下沉值很大时, 有时也会带来严重的后果, 特别是在地下水位很高的情况下, 地表沉陷后盆地积水, 使建 (构) 筑物淹没在水中, 即使其不受损害也无法使用。非均匀的下沉和水平移动, 对工农业和交通线路等有不利影响。

1.2.2 地表倾斜对建 (构) 筑物的影响

移动盆地内非均匀下沉引起的地表倾斜, 会使位于其范围内的建 (构) 筑物歪斜, 特别是对底面积很小而高度很大的建 (构) 筑物, 如水塔、烟囱、高压线铁塔等, 影响较严重。

倾斜会使公路、铁路、管道、地面上下水系统等的坡度遭到破环, 从而影响它们的正常工作状态。倾斜变形还使设备偏斜, 磨损加大或不能正常运转。

1.2.3 地表曲率变形对建 (构) 筑物的影响

曲率变形表示地表倾斜程度。建 (构) 筑物位于正曲率 (地表上凸) 和负曲率 (地表下凹) 的不同部位, 其受力状态和破环特征也不相同。前者是建 (构) 筑物中间受力大, 两端受力小, 甚至处于悬空状态, 产生破环时, 其裂缝形状为倒八字, 后者是中间部位受力小, 两端处于支撑状态, 其破坏特征为正八字裂缝。

曲率变形引起的建 (构) 筑物上附加应力的大小, 与地表曲率半径、土壤物理力学性质和建 (构) 筑物特征有关。一般是随曲率半径的增大, 作用在建 (构) 筑物上的附加应力减小, 随建 (构) 筑物长度的增大、底面积增大, 建 (构) 筑物产生的破坏也加大。

地表水平变形是引起建 (构) 筑物破坏的重要因素。特别是砖木结构的建 (构) 筑物, 抗拉伸变形的能力很小, 所以它在受到拉伸变形后, 往往是先在建 (构) 筑物的薄弱部位 (如门窗上方) 出现裂缝, 有时地表尚未出现明显裂缝, 而在建 (构) 筑物墙上却出现了裂缝, 破坏严重时可能使建 (构) 筑物倒塌。拉伸变形能把管道和电缆拉断, 使钢轨轨缝加大。压缩变形则能使建 (构) 筑物墙壁挤碎、地板鼓起, 出现剪切或挤压裂缝, 使门窗变形、开关不灵等。

水平变形对建 (构) 筑物的影响程度与地表变形值的大小, 建 (构) 筑物的长度、平面形状、结构、建筑材料、建造质量、建筑基础特点, 建 (构) 筑物和采空区的相对位置等因素有关。其中地表变形值的大小及其分布, 又受开采深度、开采厚度、开采方法、顶板管理方法、采动程度、岩性、水文地质条件、地质构造等因素的影响。

1.3 建 (构) 筑物破坏与地表变形的关系

地表变形使建 (构) 筑物的基础及其结构产生附加应力, 从而使建 (构) 筑物遭受到某种程度的损害。建 (构) 筑物受开采影响的损害程度取决于地表变形值的大小和建 (构) 筑物本身抵抗采动变形的能力。

2建 (构) 筑物抗变形技术措施

新建住宅小区内的建筑物将受采空区的残余影响, 可能产生一定程度损坏, 因此新建建筑物要采取能够抵抗地表残余沉陷变形的抗变形结构技术措施, 才能确保新建建筑物的安全。抗变形结构技术措施包括吸收地表沉陷变形的柔性措施和抵抗地表沉陷变形的刚性措施, 刚柔措施相结合, 使抗变形结构建筑物能够经受各种采动 (空) 沉陷变形的作用而不破坏。

2.1 变形缝

变形缝是设计采动 (空) 区建 (构) 筑物时采用的基本措施之一, 是保护采动 (空) 区建 (构) 筑物免受损失, 经济而有效的方法。当建 (构) 筑物平面形状为L形时, 地表变形可能使其平面转折处产生应力集中而破坏, 因此在转折处宜设置变形缝。另外, 采动 (空) 区建 (构) 筑物附加轴力与建 (构) 筑物长度成正比, 因此减少建 (构) 筑物单体长度是降低附加内力值最有效的方法。当建 (构) 筑物立面各部分参差不齐, 荷载变化较大处也应切割变形缝。一般地, 当地表水平变形值小于3 mm/m时, 建 (构) 筑物单体长度以小于30 m, 最大不超过35 m为宜;当地表水平变形值大于3 mm/m而小于6 mm/m时, 建 (构) 筑物单体长度以小于25 m, 最大不超过30 m为宜。变形缝应从基础至屋顶全部分开, 变形缝宽度应按今后可能产生的地表变形值大小计算确定, 被变形缝分开的各单体体型应力力求简单, 避免高低起伏和平面凹凸曲折。

2.2 基 础

由于该区域曾经受过地下采煤的影响, 地表可能产生了一些采动裂缝, 因此建筑前应对地基进行处理。以提高地基的承载能力及改变地基变形形态。可采用表层压实法, 强夯法, 这些方法在采空区地表已广泛应用。

另外, 采动 (空) 影响的建 (构) 筑物基础, 不仅向地基传递竖向荷载, 还要承受由于地表采动变形作用而产生的水平荷载, 并且要部分地用于承受作用于建 (构) 筑物竖面内的弯矩和剪力。因此采动墙下条形基础的建 (构) 筑物, 应布置成纵横交叉的十字形, 并在基础的上部设置钢筋混凝土基础圈梁, 要求同一单体钢筋混凝土基础圈梁成一个封闭的箍;采用独立基础的建 (构) 筑物, 应采用钢筋混凝土联系梁把同一单体内的独立基础连成一体, 以防止个独立基础移动;采用桩基础的, 应在桩顶设置整体承台梁。钢筋混凝土基础圈梁和联系梁的配筋要按给出的地表变形值的大小计算配筋。可采用钢筋混凝土板式基础, 在墙下要设置钢筋混凝土基础梁, 基础梁的配筋要按给出的地表变形值的大小计算配置。

在满足承载力前提下, 基础应尽可能浅埋, 在基础设置水平滑动层, 且同一单体水平滑动层设置在同一标高上。

2.3 上部结构

根据地表残余变形值的大小, 相应增大建筑物上部结构刚度, 除应满足当地抗震设防烈度要求外, 墙壁圈梁、构造柱设置的位置、数量、断面大小及配筋量均按给出的地表残余变形值大小计算确定。圈梁应在同一水平形成闭合系统, 不被门窗洞口切断。砖墙的标号不低于MU7.5, 砂浆标号不低于M5, 且构造柱与墙体间应加设拉结钢筋。门窗洞口上方要采用钢筋混凝土过梁。采动 (空) 区建筑物的楼、屋面应尽可能采用整体现浇钢筋混凝土板, 楼、屋面板应与墙壁的钢筋混凝土圈梁同时浇捣, 使两者为一体。

2.4 其 它

设备基础应做成整体基础, 整体强度和刚度都比较大, 水平变形对其影响较小, 对倾斜变形的影响较小, 对倾斜变形的影响, 采用地脚螺栓增加或减少垫圈的方法进行调整, 安装时将地脚螺栓预留出调整量。

建筑物内的管道不应埋设于墙体内, 应沿墙体一侧布置。管道穿过墙壁或基础时, 应在墙或基础上留出较大的孔洞, 对于穿孔洞或通过变形缝的管道, 尚应设置柔性接头, 以适宜地表不均匀变形的要求。

我们在采空区上建的某小区, 由于该建筑场地鱼塘较多, 积水较深, 对鱼塘、地基及基础采用了相应的处理措施。在进行地基换填以前, 进行了有效的排水措施。基础及地基处理方案如下:

(1) 筏板基础;

(2) 筏板下放水平滑动层。做法为:2厚油毡中间加滑石粉。油毡面上做20厚1∶2水泥砂浆;

(3) 垫层;

(4) 300 mm厚中砂缓冲层, 压实系数0.95;

(5) 缓冲层下设石屑或自然级配沙砾石。并按1∶1.1 (高:宽) 放坡, 压实系数0.95, 分层夯实, 使承载力达到设计要求, 示意图见图1。

抗变形技术措施:

(1) 在已验收合格的石屑或自然级配沙砾石垫层上加铺300厚中砂缓冲层, 垫层每次铺设250 mm。压实系数不小于0.95。

(2) 基础设置水平滑动层。

(3) 在墙下设置封闭的钢筋混凝土基础梁

(4) 采用钢筋混凝土筏板基础, 按荷载效应标准组合计算板厚及配筋。

(5) 按荷载效应准永久值组合, 并按弯曲理论考虑最大倾斜值进行附加配筋计算。

(6) 按计算单元设置沉降构造缝做法见图2。

(7) 各层楼板均与圈梁浇为一体, 圈梁高均为240 mm, 洞口处另加160 mm高, 做法及配筋见图3。

(8) 楼面及屋面均采用现浇板。

变形及破坏 第8篇

膨胀 (岩) 土是一种吸水膨胀软化、失水收缩开裂的特殊性粘土, 其矿物成分以亲水性较强的蒙脱石和伊利石为主, 遇水后强度大幅度下降[1,2]。膨胀土常呈大面积分布, 公路布线难以避让。对公路的破坏作用主要表现为路基的湿胀和干缩变形导致路面开裂以及柔性路面平整度降低和翻浆冒泥, 因裂缝渗水导致路基强度下降而引起路堤坍塌、滑坡、纵裂缝和沉陷、边坡坍塌及众多的浅层滑动等, 这些破坏形式具有多次反复性特征, 如不加以改造将会造成公路工程的永久性病害[3,4]。

由于膨胀岩的特殊性, 膨胀岩人工边坡的破坏模式往往有着独特的工程特征, 比如:只有6 m高的路堑产生坍塌, 在很缓的坡度下也会产生滑动等, 变形破坏模式随着工程地质特征不同而各有差异。与此相对应, 不同的破坏模式下, 对边坡稳定性分析采用的方法和力学模型也各不相同。

1 自然边坡的调查统计

在现场调查的基础上, 选用与张 (家口) 石 (家庄) 高速公路通过区域岩性、构造以及地下水赋存状况等条件相同或相近的天然斜坡进行量测。对不同高度的边坡进行大量的调查, 测量坡顶、坡底的相对坐标, 从而可以换算成坡长 (L) 与坡高 (H) , 此坡高与其相应的最小坡面水平投影长度即为所获得的一组数据。将这些数据对标在双对数坐标系下, 并把经验汇聚点P的坐标求对数后也投在同一坐标系下, 采用最小二乘法进行估计, 从而得到完整的坡高、坡长的投影规律, 计算任意坡高下稳定自然边坡坡率推算值, 为人工边坡坡率设计提供参考。

2 推荐坡率确定方法

膨胀岩出露地表区域, 风化作用强烈, 表层多已经风化呈土状, 仅保留原岩结构, 自然边坡较缓, 在地貌上多形成浑圆状山丘。挖方边坡在开挖后, 表面膨胀岩很快会产生干缩裂隙, 并致使原岩结构不断破坏, 岩体弱化。但总体而言, 自然形成的边坡经过长时间风化, 已经达到平衡状态, 风化深度、程度较高, 因而形成的自然边坡的坡率一般会比开挖边坡稳定坡率要低。根据所得到的回归方程, 经过计算列出了不同坡高 (4 m~30 m) 所对应的推测坡长值 (见表1) 。

根据试验及相关工程经验, 张家口地区膨胀岩为中~强膨胀性, 对比表1与根据JTG D30—2004公路路基设计规范中相关规定发现, 规范推荐坡率相对自然边坡坡率高1.2倍~1.5倍。

由于规范规定的取值范围跨度很大, 针对具体边坡高度下的坡率并无推荐值, 对于强膨胀性的膨胀岩边坡防护并无特殊坡率规定。根据自然边坡坡率值进行统计, 确定稳定自然边坡坡率值后进行折减, 折减方法如下式:

其中, φ'为自然边坡稳定坡率, 由调查确定;φ为拟推荐人工边坡坡率;S为折减系数, S=1.2~1.5。

根据膨胀性进行S取值, 当膨胀性强时取高值, 膨胀性弱时取低值。

3 裂隙的影响分析

裂隙的分布、倾斜度、形状和粗糙度对岩土体的强度具有明显影响[5], 而膨胀岩边坡与其他类型边坡不同的特征之一就是:在干湿循环作用下能够产生大量裂隙。地表水向下渗透, 主要借助于收缩产生的裂隙进行。干湿循环不但对岩体结构进行破坏, 还能够使裂隙进一步向下发展。

由于裂隙展布深度不同, 单个岩土柱体的破坏也不相同, 形成浅层破坏与深层破坏相结合的破坏模式, 在浅层由于裂隙间距密集, 容易产生倾倒破坏, 从而形成表层的溜坍。在深层, 受到深大裂隙影响, 容易产生滑动, 而整体形态上处于近似圆弧状滑动。

不同位置的裂隙对边坡稳定性影响也不相同, 采用极限平衡法对裂隙位置的影响进行了敏感性分析, 模型采用45°斜坡 (坡比为1∶1) , 坡高为8.0 m, 由膨胀岩组成, 岩体力学参数为:岩体重度20 k N/m, 饱和c值为10 k Pa, Φ=15°。边坡稳定性计算分析见图1。

根据计算结果, 可见边坡上的裂隙位置对整体滑动稳定性影响非常大, 发育于后部的裂隙影响最大。

在边坡防护时, 特别要注意对坡角的保护和对坡顶的保护, 及时封闭, 防止收缩产生, 坡顶产生裂隙, 造成路堑整体失稳。

但在膨胀岩地区, 防止边坡破坏的主要方法仍然为放缓边坡坡率。

4 结语

1) 在膨胀岩地区进行自然坡率调查基础上, 研究膨胀岩不同坡高情况下的自然边坡坡率规律, 并在自然坡率基础上, 对照规范规定坡率, 提出了折减方法, 符合膨胀岩地区实际情况, 能够为工程所应用。

2) 膨胀岩边坡稳定性较差, 除了与干湿循环后强度大为降低有关, 还和收缩造成边坡岩体整体性破坏有关。裂隙是造成边坡渐进破坏和浅层溜坍、滑动破坏的基础, 整体稳定分析表明裂隙位于边坡后部时对稳定性的影响最大。

参考文献

[1]唐大雄, 孙愫文.工程岩土学[M].北京:地质出版社, 1985.

[2]刘特洪.工程建设中的膨胀土问题[M].北京:中国建筑出版社, 1997.

[3]汤国璋.膨胀岩的工程特性与路基工程防治途径[J].兰州铁道学院学报, 2002, 21 (1) :111-115.

[4]答治华, 王小军.堑坡岩石膨胀性评价及设计原则[J].铁道工程学报, 2001 (2) :70-72.

变形及破坏 第9篇

极破碎软岩巷道的支护问题一直是世界性难题, 当前软岩尽管没有“统一”的定义, 但地下软岩工程随处可见, 地下软岩工程费时、费力, 且影响着地下各项工程活动。我国煤矿地下开采存在大量的软岩巷道, 软岩巷道的支护问题制约着矿山的开采活动。现有的支护理论及技术主要有于学馥[1]提出的开挖控制理论和轴变理论, 冯豫等[2]提出的联合支护理论, 郑雨天[3]等提出的“锚喷———弧板支护理论”, 董方庭等[4]提出围岩松动圈理论, 何满潮[5]等提出的关键部位耦合支护理论, 康红普[6]提出的关键承载圈理论, 方祖烈[7]提出的主次承载区理论, 李学彬, 刘国磊[8~9]提出的钢管混凝与巷道承压环强化理论, 侯朝炯[10]等提出的围岩强度强化理论, 陈庆敏[11]等提出的“刚性梁”理论, 以及其他学者相关巷道围岩变形破坏及控制理论的研究与应用[12~18], 这些研究成果为巷道围岩控制提供了很好的技术支撑。然而, 由于矿山地下软岩工程的地质条件非常复杂, 特别是极破碎软岩巷道变形的水文及力学环境的复杂多变, 导致巷道破坏的机制存在多样性, 且现有各种破坏机理与支护控制理论研究的条件和侧重点都不一样。因此, 针对极破碎软岩巷道在特定地质条件下进行深入研究是非常必要的, 也是解决现场实际问题现实所需。

针对木孔煤矿+700运输平巷典型的极破碎软岩巷道变形特点, 系统的分析巷道变形破坏力学机制, 采用理论分析、数值模拟计算方法和现场巷道试验等研究方法, 提出与之相对应的极破碎软岩条件下的支护设计, 通过现场实验巷道, 监测变形显示, 达到了最佳支护效果。

1 工程概况

木孔煤矿位于贵州毕业地区, 矿区地质构造复杂, 褶皱断裂交错发育, 岩溶地质形态多样。井田内主要含煤地层为上二叠统龙潭组, 巷道主要埋深为130~230m, 属浅部开采。+700m运输平巷设计布置在3#煤层的半煤岩巷, 其断面规格为:净宽3600mm, 壁高1600mm, 拱高1800mm, 净高3400mm。原设计采用“11#矿用工字钢拱架 (间距800mm) +金属网”支护, 巷道从2011年6月开始掘进, 工程总量为380m。

巷道所处岩层为炭质粘土岩、粉砂质粘土岩或粉砂岩等强膨胀性极破碎软岩层内, 两帮移近量由原来的3600mm宽巷道变形为2500mm, 巷道变形较大, 底臌严重。如图1为原巷道设计尺寸及支护和变形示意, 虚线轮廓为变形后的形状。

2 变形破坏特征分析

通过对木孔煤矿+700运输平巷掘进后的现场勘察与记录, 总结分析极破碎围岩巷道变形破坏有如下特征:

1) 破坏变形方式多样:巷道出现底顶板大弧下沉、两帮大量移近和严重底鼓等, 巷道表现出较大的整体收敛和破坏, 存在结构面控制型和应力集中控制型两种变形破坏方式。

2) 巷道断面收缩量大, 变形速率高。巷道掘进后的初期收敛速度达到30mm/d, 拱顶下沉近260mm, 两帮移近200~1100mm, 底鼓量近270mm。变形速率与变形量随时间逐渐下降, 巷道至相对稳定后变形为:3600mm×3400mm缩小至2500mm×2800mm。

3) 巷道变形破坏持续时间长。由于软弱破碎围岩具有低强度和强烈的流变性, 巷道掘进后, 围岩的应力重分布往往需要的时间长, 变形破坏延续时间也较长。

4) 巷道交岔点破坏大, 难以支护。巷道交岔点由于断面大, 是巷道支护的难点工程。在巷道各交叉点, 因应力集中大、支护强度不足等因素, 巷道出现了张性裂缝、中间岩柱横向挤出, 直至压裂破坏, 致使顶板因支撑力不足而出现了大幅下沉。

5) 强膨胀性软岩, 底臌较为严重。由于巷道底板在巷道出现滴水后, 产生了吸水膨胀和胶体膨胀, 遇水后容易产生软化和泥化现象, 凸出量比较大。

6) 矿压显现, 钢架破坏。由于巷道原支护采用“工字钢拱架+金属网”进行支护, 钢架大量出现拱顶弯曲和折断, 钢脚出现明显压入底板现象。说明原支护方案不合理, 不能起到支护作用。如图2为现场巷道变形及钢梁破坏照片。

3 极破碎围岩巷道变形力学机理分析

3.1 物理力学分析

为了对巷道围岩进行力学分析, 对围岩矿物的成份作了X射线衍射, 进行了围岩矿物成份分析, 如图3所示为两个岩样的图谱。由图可知:巷道围岩含氧化钼磷酸钾 (k3Mo4P5O24) 占61.4%, 铵云母 (NH4Al3Si3O10 (OH) 2) 占26.5%、斜绿泥石 ( (Mg, Fe) 6 (Si, Al) 4O10 (OH) 8) 占4.6%, 石英 (Si O2) 占4%等矿物, 强膨胀性矿物占了大部分比例。因此, 该区围岩变形力学属ⅠAB型为主, ⅡA型为辅了变形机制[20]。即分子吸水膨胀型和胶体膨胀性, 遇水和空气后容易产生软化、氧化和泥化等软化现象;再者, 该区域断层构造较为复杂, 受到构造应力影响相对较大, 因此出现了构造应力型, 影响巷道的稳定。

通过对+700半煤岩巷道围岩物理化学性质的研究及现场巷道变形特点的分析, 认为+700运输平巷变形破坏主要由于强膨胀性软岩的膨胀、扩容、弯曲及流变主导, 构造应力为辅引起的。巷道埋深仅200m左右, 属浅部开采。巷道掘进开挖以后, 破坏了原有的应力平衡, 在巷道围岩出现了集中应力, 且应力超过了软弱岩层抗剪或是抗拉强度, 在巷道周围集中应力区首先变形破坏, 并向围岩深部发展, 如果不进行及时支护, 直至在一定深处达到新的应力平衡。围岩应力重新达到平衡后, 巷道围岩形成了松动区、塑性区和弹性区, 圆形巷道的塑性区内的应力计算表达式如式 (1) ~ (2) [5]。

式中, σr、σθ为围岩任意点的径向应力、切向应力;C、φ为岩体的粘结力和内摩擦角;Pi为支护抗力;r为巷道围岩任意点的极坐标值。

通过最大拉应力理论及应力协调原理, 得到松动圈和塑性区的半径计算公式, 如式 (3) ~ (4) 所示 (Sr为岩体强度) 。

由式 (1) 、 (2) 可知, 巷道围岩塑性区内的应力与岩石强度条件和支护抗力大小有关, 与原岩应力的大小无关。由式 (3) 、 (4) 可知, 塑性区的范围同样与支护抗力和岩石的强度有关。针对木孔煤矿+700的极破碎底强度软岩巷道来说, 主要在于围岩体的内聚力、内摩擦角及弹性模量均较小, 再加上原以工字钢为主体的被动支护方案严重不合理, 导致了巷道较大的变形破坏。因此, 设计了“全锚+网、带、梯子粱”联合支护方案支护新掘进巷道。

3.2 支护与围岩共同作用力学分析及方案设计

锚索具有拉伸变形回弹性质, 支护预应力较大, 对围岩可起到局部主动支护的作用。对于巷道开挖后, 围岩层处在松散破碎的状态, 在离巷道一定范围内形成了破碎带和塑性变形区, 巷道上覆岩层在自然重力和不均衡应力作用下, 出现了一定范围的垮落。

在加固拱理论的支持下, 首先对松散的岩层用足够密度的锚索进行加固, 围岩受到了挤压, 使该区域内的破碎岩层的粘结力和内摩擦角值增大, 在巷道围岩周围形成均匀的压缩承载带。对于圆形或半圆形巷道中, 在锚索的作用下, 在锚索控制范围形成类似形的压缩强化区, 增强了支撑强度, 让塑性变形区减小。起到了应力平衡拱的作用, 增大了抵抗外力的能力, 如图4所示。而长锚索的锚固端固定在弹性变形的坚固岩层内, 起到悬吊承压拱作用, 使之形成一个强化区与弹性区合二为一的大支撑结构体。从而, 减小或避免了巷道的大变形破坏。由于采用锚索进行支护, 不具有抗剪的能力, 在侧向方向拱结构岩层允许产生小范围的变形, 有利于压力的释放, 重新达到应力平衡。

因此, 选择了如图4所示的“全锚+金属网、钢带、梯子粱”联合支护方案控制围岩变形。具体支护参数为:长锚索-全断面采用5根Φ17.8mm×6500mm锚索, 间、排距为1600mm×1600mm;短锚索-全断面采用10根Φ17.8mm×3500mm锚索, 间、排距为800mm×800mm;底角锚索-采用2根Φ17.8mm×4000mm锚索, 施工时尽量与底板成30°~50°, 排距为1600mm;金属网-全断面使用网格为40mm×40mm柔性机制金属网;钢带和梯子梁-采用3200mm×300mm的W型钢带, 排距1500mm;采用Φ16螺纹钢加工后做梯子梁, 梯子梁排距1500mm。

4 数值模拟分析

4.1 模型及边界条件

根据所给的工程地质资料, 针对前、后支护条件, 采用FLAC3D有限差分程序进行数值模拟计算, 分析巷道围岩的应力和变形。该巷道埋深为230m左右, 巷道断面为4.8m×4.25m, 考虑其硐室开挖在4~6倍的影响范围, 将选取以巷道断面为中心的50 (x) m×20 (y) m×50 (z) m为计算范围, 所建立起来的模型有13670单元, 15642节点, 设置模型底部、侧面为位移边界, 模型上表面为上覆岩层的重力 (应力) 边界, 如式 (5) 为重力计算公式, 式 (6) 为水平应力计算公式[19], 采用CABLE、BEAM和SHELL分别模拟锚索、梯子梁和钢带、金属网。围岩破坏规律符合Mohr—Coulomb强度准则。分析模型见图5所示。

式中, σx为X方向水平应力;σy为Y方向水平应力;σz为Z方向水平应力;μ为泊松比;ρi为第i层岩体的密度;hi为第i层岩体的厚度;n为上覆岩层厚度。

根据煤矿典型柱状图及地质资料, 可选取模型的主要计算参数见表1所示。

4.2 计算结果分析

通过Flac3D有限差分程序进行迭代计算, 得到了原支护和新支护条件下的巷道收敛变形:由于巷道为半煤岩巷, 煤层倾角为17°, 最大变形出现在右上角和左下角处, 图6为新、旧支护条件下的两帮、顶底变形收敛量。从图中可以看出, 在原支护条件下, 巷道两帮变形收敛最大达到了898mm, 而采用全锚+网后, 变形减小到了125mm;在原支护条件下, 顶底板变形收敛为682mm, 在新支护条件下, 则减小到78mm。新的支护条件相对原支护, 大大降低了巷道四周收敛变形量。

图7为原支护条件下, 水平和垂直方向位移等值云图。由水平位移云图可知, 在原支护条件下, 巷道左下帮变形最大值为486mm, 左帮平均收敛值为392.9mm;右上帮变形最大值为401mm, 平均收敛值为332.0mm, 由垂直位移图云可知, 巷道顶板下沉最大值为252mm, 平均为216mm;底板隆起最大值为414mm, 平均为338mm;说明巷道开挖后, 变形较大, 其影响达6.5m范围。模拟变形结果与在原支护下的实际监测值十分靠近, 说明该模型建立及边界条件与现场原岩应力相当近似, 因此, 新支护方案下利用此边界条件是十分接近现场的。

图8为新支护条件下, 水平和垂直方向位移等值云图。由水平位移云图可知, 在新支护条件下, 巷道左下帮变形最大值为70.4mm, 左帮平均收敛值为66.0mm;右上帮变形最大值为41.6mm, 平均收敛值为39.4mm;由垂直位移图云可知, 巷道顶板下沉最大值为37.7mm, 平均为33.7mm;底板隆起最大值为37.4mm, 平均为35.8mm;说明了巷道在新支护条件下, 能有效的控制巷道开挖的影响范围, 支护抗力提供了巷道开挖所产生的不平衡力, 使在道围岩的变形控制在3m范围。

图9为原支护和新支护条件下产生的塑性变形范围, 从图很明显看出, 在原支护条件塑性变形在6.5m左右的范围内。而在新支护条件下, 产生塑性变形的范围大大缩减到了3m的范围之内。

因此, 通过数值模拟计算结果可知, 在“全锚+钢带/金属网+梯子梁”的新支护方案支护巷道的条件下, 能有效的控制巷道大变形破环。

5 巷道支护效果分析

在原支护支护条件下, 巷道变形较大。通过先前的现场监测得知:巷道掘进后的初期收敛速度达到30mm/d, 圆形拱顶下沉近260mm, 两帮移近200~1100mm, 底鼓量近270mm。随着时间的增长, 巷道变形变形速率与变形量逐渐下降, 20个月后巷道才相对稳定。巷道最终变形为:3600mm×3400mm缩小至2500mm×2800mm。

经过物理力学及围岩受力状态分析后, 确定+700半煤岩巷由原来工字钢为主的被动支护改变为“全锚+钢带+金属网+梯子梁”新的支护方案。新掘进巷道改用新方案后, 技术人员在巷道内设监测站进行了巷道收敛变形监测, 结果显示:掘进前期的收敛变形速率变化相对较快, 而后期巷道处于缓慢变形阶段, 最终达到相对稳定状态。如图10所示巷道两帮及顶底板收敛变形量及变形速率。可知, 两帮最终收敛变形为398mm, 顶底板最终收敛变形量321mm, 监测后期的变形收敛速率均小于3mm/d, 变形趋于稳定状态。因此, 巷道在新的支护方案下, 达到了预期的支护效果。

6 结论

针对强膨胀性极破碎围岩半煤岩巷出现的大底臌、折帮和顶板下沉等变形破坏, 支护困难的问题, 运用力学理论分析、数值模拟分析和现场试验研究相结合的方法, 对巷道变形破坏机理及其支护策略进行深入研究。

1) 巷道掘进开挖后, 主要原因在于围岩内含有大量的强膨胀性矿物, 巷道变形破坏受到吸水膨胀、软弱夹层、节理等弱结构面多重影响, 通过新支护方案后, 变形机制由ⅠAB型为主、ⅡA型为辅变化为以ⅡB为主的变形机制。

2) 巷道开挖后, 在巷道周围6.5m范围的内形成了比较破碎松散的围岩体, 形成了垮落区、松散破碎区、塑性变形区和弹性变形区。得到在对松散极破碎的围岩用足够密度的锚索进行主动加固, 能在巷道周围形成均匀的压缩承压强化区, 增强了抵抗外力的能力, 起到应力平衡拱的作用。

3) 提出了“全锚+钢带+金属网+梯子梁”新支护方案。通过试验巷道的监测结果显示:巷道掘进支护后, 监测前期收敛变形速率变化相对较快, 监测后期的变形收敛速率均小于3mm/d, 巷道处于缓慢变形状态。两帮最终收敛变形为399mm, 顶底板最终收敛变形量323mm, 巷道整体变形趋于相对稳定状态, 达到了支护预期。

摘要：针对强膨胀性极破碎围岩半煤岩巷出现的大底臌、折帮和顶板下沉等变形破坏和支护困难的问题, 运用力学理论分析、数值模拟分析和现场试验研究相结合的方法, 研究了巷道变形破坏机理及其控制策略。研究表明:在原以工字钢拱架为主的被动支护条件下, 巷道变形破坏受到吸水膨胀、软弱夹层、节理等弱结构面多重影响, 巷道变形破坏严重。提出了“全断面锚索+金属网、钢带、梯子粱”联合支护, 经过现场实践, 掘进巷道在新方案支护183天后, 两帮、顶底板收敛变形明显减小, 变形处于相对稳定状态, 达到了支护效果。

变形及破坏 第10篇

近年来,锚网支护已成为我国煤矿井下巷道支护的主要类型,锚索支护系统以其锚固范围大、可以施加较大预紧力等特点作为巷道锚网支护的重要组成部分得到广泛应用［1 － 5］。王金华等［6 － 9］认为锚索托盘通过锁具向围岩提供强大的托锚力,锚索托盘的力学变化特征决定了托锚力的扩散效果,与锚索相匹配托盘的强度、类型及尺寸在某种程度上决定了锚索支护系统的成败。在矿山压力的作用下锚索托盘发生弯曲变形,托盘向围岩传递的应力范围大大缩减,致使下部破碎岩体与上部稳定岩体之间发生离层,导致局部冒顶事故的发生,如图1 所示。

在保证安全生产的情况下,降低生产成本,成为矿井生存发展的第一要素。矿用支护材料的再利用是降低生产成本的首选,某些矿井开始利用废弃的U型钢改形托盘作为锚索托盘使用。将废弃的U型钢通过压力机将其压制成平板,按尺寸要求截成长度不一的锚索托板,实现废弃材料的再利用,但国内缺乏这方面的研究成果。

鉴于此,本文将锚索托盘作为支护设计的重要因素,充分发挥废旧U型钢托盘的结构特点,分析改形锚索托盘变形破坏特征,推导了改形锚索托盘弯曲变形破坏方程,并提出了改形托盘发生破坏的控制对策,对于防止锚索支护系统失效,保障顶板安全可靠和提高废弃材料再利用,降低生产成本具有重要的理论意义与实用价值。

1 U型钢改形锚索托盘力学分析

为计算在受力过程中U型钢改形托盘各部分的变形程度,将改形托盘看成以锁具作为支点沿着托盘某一方向的悬臂梁模型。为计算简便,在改形托盘受力过程中将分为纵向和横向两个路径的变形,其它所有的路径变形均是这两个路径变形的矢量和,如图2 所示。将其纵向路径简化为矩形变截面的悬臂梁,横向路径简化为等直面悬臂梁,支点为锁具中心O点。

1. 1 力学模型构建

纵向路径上简化为如图3 所示的矩形变截面的悬臂梁［10］,图中B为改形托盘横向支点,A为改形托盘纵向边界。建立直角坐标系,交点O1通过边界M垂直厚度的中心,y轴为垂直改形托盘,x轴平行于改形托盘平面,M1- N1剖面是矩形变截面悬臂梁的任意剖面图。

利用函数差值得出纵向路径方向悬臂梁变截面的高度h( x) 为:

惯性矩I( x) 的表达式为:

式中: h为悬臂梁横截面高度,m; b为悬臂梁截面宽度,m; H为悬臂梁横截面最大高度,m; l为悬臂梁的长度,m。

将图中变截面长度分成若干段,各分段处截面的惯性矩为I0、I1、I2、I3、……,IN,其中N为正整数。

横向路径方向上悬臂梁截面为等直面,则惯性矩为:

1. 2 公式推导

以弹性力学的基本假设为基础［11 － 12］: 1假设改形托盘是连续的; 2假设改形托盘结构是完全弹性的,即改形托盘在引起形变的外力解除后能完全恢复原形,没有任何剩余的形变; 3假设改形托盘是均质的,由同一种材料组成; 4假设改形托盘各向同性,即钢材的弹性各向完全相同; 5假设改形托盘受力后,整个结构上的结点的位移都远远小于托盘原来的尺寸。

U型钢改形受力过程中,与围岩相接触的面受均布荷载的作用,与锁具相接触的面受点荷载的作用,均布荷载作用下悬臂梁力学模型如图4 所示。

由于U型钢改形托盘简化的悬臂梁满足跨长l大于横截面高度h的10 倍,剪力FS对于梁弯曲变形的影响很小,可忽略不计,则悬臂梁的挠度曲线微分方程为:

沿着托盘横向路径方向为等截面直梁,其弯曲刚度EI为一常量,则式( 5) 可以改写为:

将式( 6) 两端各乘以dx ,经积分得:

式中:C1、C2为通过悬臂梁边界条件ω'A=0、ω'B=0,得悬臂梁横向路径变形曲线方程为:

式中: q为悬臂梁线载荷,,N/m; D= 30mm,为托盘孔直径; E为弹性模量,Pa; l为悬臂梁长度,m; x为距固定端的距离,0 ≤ x ≤ l ,m。

托盘纵向路径方向挠度方程表达式同式( 8) 。

2U型改形锚索托盘工作状态数值模拟分析

2 . 1 数值模型建立及边界条件确定

按照矿用U29 型钢的实际尺寸( 1∶1 的比例) 利用Solidworks三维机械设计软件建立U型钢改形锚索托盘零件,保存格式为. igs,然后导入到ABAQUS有限元分析软件进行模拟计算。

U29 型钢压制成改形托盘后的尺寸为320mm ×280mm( 长 × 宽) ,改形托盘的材料密度取7 858kg / m3,弹性模量取2e + 11Pa,泊松比为0. 29。改形托盘最大厚度处为15mm,最小厚度处为7mm,如图5 所示。图中垂直向托盘表面施加均布载荷P,锁具下端为固定端,模拟井下锚索托盘受力方式。

2. 2 数值模拟研究内容

根据锚索受力过程中呈现的特征,模拟U型钢改形托盘在锚索受力分别为50k N、100k N、150k N、200k N时改形托盘变形破坏特征。通过计算可得出传递到改形托盘表面的均布载荷P分别为0.8MPa、1. 6MPa、2. 4MPa和3. 2MPa。

模拟改形托盘工作状态时,监测路径与力学分析中悬臂梁的路径相一致,如图6 所示。横向路径A—B,方向为由A点指向B点; 纵向路径M—N,方向为由M点指向N点,通过监测路径的变化特征,推导出改形托盘发生弯曲变形的方程。

2. 3 数值模拟结果分析

1) 图7 所示为U型钢改形锚索托盘力学分布特征,图7( a) 所示为改形托盘工作时在外界不同均布荷载作用下,最大位移分别为1. 20mm、2. 39mm、3. 59mm、4. 79mm,且均出现在改形托盘的4 个角处; 图7 ( b) 所示为最大应力分别为1. 02GPa、2.04GPa、3. 06GPa、4. 09GPa,应力集中主要发生在锁具与托盘的接触部位及改形托盘的孔口位置,造成孔口位置在锚索受力较大时容易被撕裂。

2) 监测路径上结点在不同荷载作用下,应力、位移分布特征如图8 所示。

由图8( a) 所示,横向路径由A到B方向的结点位移逐渐减小,最大位移量发生在改形托盘的边沿,为2. 6mm。纵向路径由M到N方向的结点位移也逐渐减小,最大位移量达到3. 06mm,但是由于托盘边缘处凹槽结构,边缘区域结点位移先增大后减小。

图8( b) 所示横向路径上结点由A到B方向上,应力逐渐增加,托盘孔口位置应力达到最大,这是孔口应力集中引起的。沿着纵向路径由M到N方向,由于托盘靠近边缘存在凹槽,局部出现应力集中,故应力增大,而后越靠近托盘孔,应力集中现象越明显。

综上所述,改形锚索托盘纵向路径比横向路径位移量大,应力集中多发生在托盘孔口处。结果表明: 改形托盘的破坏主要表现为纵向路径的弯曲变形和孔口的撕裂。

2. 4 理论推导与数值模拟计算对比分析

U型钢改形锚索托盘在3. 2MPa( 改形托盘承受压力为200k N) 的均布荷载作用下,B - A路径方向的参数q为8. 696 × 10－ 8N / m,E为2 × 1011Pa,lAB=0. 14m,Ieq为6. 275 × 10－ 8m4,N取1; N - M路径方向的参数q为6. 897 × 10－ 8N / m,lMN为0. 16m,I为9. 14 × 10－ 8m4分别带入公式( 8) ,得改形托盘的弯曲变形方程为:

横向路径B - A方向,

纵向路径N - M方向,

由于公式推导是按横向路径B - A,纵向路径N- M方向进行,与数值模拟横向路径A - B和纵向路径M - N方向是相反的。因此,将式( 9) 、( 10) 改形托盘的弯曲变形方程计算出的结果同数值模拟结果绘制在同一坐标图中如图9 所示。

图9( a) 沿横向路径由A到B方向上结点的理论计算与数值模拟结果的位移差值集中在0. 000 8 ~ 0. 008 8 mm范围内,从差值曲线可以看出,理论计算和数值模拟结果很相近。图9( b) 沿纵向路径线M到N方向上结点的数值模拟结果的位移差值在托盘0 ~ 35mm区域之间出现波动,出现这种情况的原因是由于该处的结点选择在托盘的边缘区域,而边缘区域加厚。而悬臂梁假设则忽略了此情况,导致公式计算结果较数值模拟结果偏大。沿纵向路径线其他区域差值在0. 1 ~ 0. 38mm之间。

2. 4 改形托盘变形破坏原因分析

1) 矿用U型钢改形锚索托盘压制成平板,虽然横向路径有3 条较厚的结构,发生弯曲变形量较小,但纵向路径存在较大范围的薄弱区,在纵向方向较易发生变形,且变形量大。

2) 矿用U型钢改形锚索托盘的塑性变形破坏主要发生在孔口的多处撕裂,最终使托盘失去作用。这是由于锚索锁具与改形托盘接触处受U型钢结构的影响,接触不平整,造成改形托盘孔口处局部应力集中,导致孔口被撕裂。如图10 所示。

3) 矿用U型钢改形锚索托盘虽然在压制过程中进行高温加热处理,但所利用的U型钢是煤矿废弃的,在井下U钢受力过程中,大部地方都受到屈服变形,局部可能受到扭曲破坏,钢材的内部结构不同程度受到损伤,降低了原U型钢本来的强度,是U钢改形托盘变形破坏的重要原因。

3 U型钢改形锚索托盘现场试验

3. 1 改形托盘控制对策

1) U型钢改形托盘不应压制成平板,而是压制到有一定凹槽时为止,使U型钢保持一定的原有状态。一方面使改形托盘不至于产生较大的塑性变形; 另一方面使改形托盘增大了变形空间,有利于锚索受力过大时,通过改形托盘释放部分能量,减少了锚索破断的几率。

2) U型钢改形托盘压制后进行热处理,以增加废旧U型钢钢材的强度,降低其发生塑性变形破坏的机率。

3) 安装U型钢改形托盘时,在下部增加一个10mm厚,长 × 宽为100mm × 100mm的Q235 平托板,增大孔口强度,避免U型钢改形托盘孔口发生撕裂,降低锚索支护系统失效的风险。

3. 2 改形托盘井下试验

将U型钢改形锚索托盘在新郑煤电公司进行井下试验,改形托盘采用废弃U29 在压力机作用下压制成具有一定凹槽的平板状,并切制成长度为320mm,中心钻 28mm的孔。 使用的锚索采用15. 2mm,长度8 000mm,并匹配相应的锁具,采用锚索测力计对锚索受力过程进行监测,观测锚索在不同受力状态下的变形破坏情况。

锚索测力计监测结果如图11 所示: 1锚索锚固后施加60k N的预紧力,改形后的锚索托盘在锚索施加预紧力后,锚索受力呈衰减的趋势,但最低降到30k N; 而对于锚索采用平托盘时,往往会衰减到0,表明U型钢改形后的锚索托盘在一定程度上补偿了预紧力的损失。2锚索在受力230k N时锚索托盘未产生大的变形。表明U型钢改形后锚索托盘可以有效与锚索相配。

实践表明,将新改进的U型钢改形托盘应用于该矿井下,取得了较好的效果,避免了改形托盘被撕裂、发生大弯曲变形的情况,充分利用了废弃U型钢,节约了煤矿的支护成本。

4 结论

1) 运用弹性力学的基本原理,推导了U型钢改形锚索托盘纵向路径的变截面弯曲变形方程和横向路径弯曲变形方程。

2) 利用数值模拟方法,建立了U型钢改形锚索托盘数值模型,模拟分析了均布荷载作用下改形托盘的力学特征。结果表明,改形托盘4 个角发生弯曲变形量最大,且纵向路径弯曲变形明显大于横向其次,受锚索锁具的作用,应力集中在孔口周围,受力过大时,孔口易发生撕裂现象。

3) 通过理论计算与数值模拟对比分析得出,数值模拟结果与理论计算差值较小,表明理论推导的正确性。