破碎带围岩六篇

破碎带围岩 篇1

孙疃矿井位于安徽省濉溪县临涣矿区东部, 是淮北矿业集团公司临涣矿区矿井之一。向北东距宿州市约23 km, 矿井井田东西宽约3～5 km, 南北长约10 km, 面积约43 km2, 工业广场内设有主、副、风三个井筒。主井净直径为5.0 m, 基岩破碎段深度为320.65～328.98 m;副井净直径为7.0 m, 基岩破碎段深度为292.61～317.28 m;风井净直径为6.0 m, 基岩破碎段深度为280.91～296.17 m。基岩破碎段均为单层钢筋混凝土井壁。由于三个井筒穿过的基岩破碎带较厚, 岩石破碎比较严重, 井壁受力复杂。

2 基岩破碎带围岩和井壁共同作用理论分析

井壁所受的压力及其变形, 来自于围岩在自身平衡过程中的变形或破裂导致的对井壁的作用。因此, 围岩性态及其变化状况对井壁的作用有重要影响。

另一方面, 井壁以自己的刚度和强度抑制岩体变形和破裂的进一步发展, 而这一过程同样也影响井壁自身的受力。于是, 围岩和井壁形成一种共同体;共同体两方面的藕合作用和互为影响的情况成为围岩-井壁共同作用。

岩体中开掘竖井前已存在着原岩应力, 而且是处于平衡状态, 掘进竖井后破坏了原岩应力状态, 在竖井围岩中引起了应力重新分布。若把井筒看作是一个半无限体的垂直孔。在垂直井筒轴线截取一薄片来研究, 当工程中的岩体应力处在岩石应力-应变曲线峰前区弹塑性阶段时, 可采用弹塑性力学分析方法。给出了各区的应力表达式如下:

弹性区应力:

塑性区应力:

塑性区半径:

井筒周边围岩的弹塑性位移计算公式为:

式中, p0, p1, E, υ, R0分别表示原岩应力、支护反力、材料弹性常数以及井筒半径。

第一水平取在深为292.6 m处, 此处原岩应力按地压计算为5.8522 MPa, 代入参数, 解方程组得:p1=0.789 MPa, u0=10.2 mm

第二水平取在深为317.3 m处, 此处原岩应力按地压计算为6.346 MPa, 代入参数, 解方程组得:P1=0.860 MPa, u0=11.2 mm

3 破碎基岩段信息化施工监测分析

(1) 监测内容。本次井壁施工监测的内容包括井壁承受压力和井壁钢筋应力。

(2) 监测结果及分析。各水平井壁承受压力测试结果如图1、2所示。

从图1来看, 井壁所承受的压力在各个方向上分布不太均匀。在后期近一年多的观测中, 井壁平均压力基本维持在0.135 MPa左右。

从图2来看, 井壁平均压力基本维持在0.27 MPa左右。

各水平井壁环向钢筋应力测试结果如图3、4所示。

井壁中环向钢筋应力主要受自身温度应力、约束温度应力和井壁压力的影响, 由图3、4测试结果可见, 井壁中环向钢筋主要承受压应力 (受压为负) , 这表明井壁压力对环向钢筋受力的贡献力最大, 而且环向钢筋应力的变化规律与井壁压力的变化规律基本一致, 两水平井壁南部环向钢筋应力值最大, 这和图1、2所表现的两水平南部井壁承受最大压力有着必然的联系。图3、4中环向钢筋应力差别较大, 是由井壁受不均匀侧压所引起的, 第一水平东、北部和第二水平东部的实测井壁压力值很小, 从而导致该部位的环向钢筋受压程度相对较弱。环向钢筋应力随着井壁压力的作用同样在初期压力增长迅速, 一水平南部环向钢筋10 d内达到13.82 MPa, 二水平南部环向钢筋10 d内达到29.67 MPa。随后进入缓慢增长阶段, 直至最后趋于稳定。

在观测过程中, 两个水平中最大环向钢筋压应力不超过40 MPa, 远小于钢筋的屈服应力300 MPa, 可知环向钢筋受力处于安全状态。

4 结论

由理论计算解出的井壁和围岩形成共同作用体后井壁所承受围岩压力的大小, 第一水平计算结果为0.789 MPa, 现场实测的最大压力为0.232 MPa, 而稳定后基本维持在0.135 MPa左右;第二水平计算结果为0.860 MPa, 现场实测的最大压力为0.59 MPa, 而稳定后基本维持在0.27 MPa左右, 说明该处的井壁承受的压力较小, 井壁是安全的。

摘要：通过对基岩破碎带围岩和井壁共同作用理论分析, 并对副井的施工过程、井壁受力状况进行信息化监测, 通过信息反馈, 做到提前分析预测, 及时了解井壁的安全状况;并通过井壁混凝土的温度监测, 了解井壁的温度变化规律, 以确保该井筒安全、高效、快速地建设。

破碎带围岩 篇2

1 工程概况

某隧道的起点为DK237+763, 终点为D326+821, 隧道全长890.5km, 隧道中设置有5座斜井, 最大埋深值为768m。隧道内部存在断层破碎段, 断层破碎段的起讫里程为DK292+192~643, 均为V级围岩, 总长度为451m。高地应力是断层破碎围岩出现的主要原因, DK292+192~643中的围岩受到高地应力及地壳运动的影响, 已经变得密实且破碎, 在开挖隧道后发现围岩多呈粉末状。断层破碎段当中的断层泥砾δ0为350k Pa, 破碎岩δ0为620k Pa, 视电阻率在45Ω·m~280Ω·m之间, 岩体波速在2581m/s~2814m/s之间。为了保证隧道施工的顺利进行, 决定对该段围岩进行特殊处理。

2 隧道断层破碎围岩段施工控制技术分析

2.1 超前注浆预加固控制技术

在对本工程的围岩状况进行考察后决定先采用超前导管注浆技术对隧道岩面进行加固处理。首先沿轮廓线在开挖面设置钻孔, 随后利用小导管将胶凝浆液注入钻孔中, 浆液硬化后便可以预加固断层破碎围岩, 从而起到超前支护作用, 并保证隧道开挖作业的安全性。本工程采用的小导管直径为45mm, 壁厚为4.0mm, 开挖隧道时的循环长度为5.5m, 每个循环之间的搭接长度均>1.5m, 在拱顶120°范围内小导管的环向间距为30m。在施工的过程中将锚固剂填塞到小导管中, 同时在小导管中插入直径为20mm的螺纹钢筋, 以便能够使导管的抗压强度及抗弯刚度得以增强。钻眼时采用YT28型长钻杆, 钻杆长度为4.0m, 钻眼完成后将钻杆拔出, 并将小钢管插入, 在插入钢筋及加入锚固剂的同时注入水泥浆液, 当注浆压力上升到1MPa时可停止注浆施工[2]。对于地下水较为丰富的破碎围岩地段, 本工程结合了深孔注浆工艺, 利用小导管完成平导超前及地表超前预注浆施工。经超前注浆加固控制后, 断层破碎围岩段形成了大范围且厚度达到设计要求的加固区, 在预加固后可进行开挖施工及其他支护作业。

2.2 短台阶开挖控制技术

完成超前预加固处理后本工程采用了短台阶工艺进行开挖施工, 同时起爆上台阶与下台阶, 爆破施工的循环进尺为2.5m, 为避免断层破碎围岩坍塌, 在爆破时将下台阶的炸药用量控制在0.5kg/m3~0.85kg/m3之间, 上台阶为1.0kg/m3~1.3kg/m3。围岩周边眼安放直径为20mm的小药卷, 起爆时采用间隔导爆技术, 周边炮眼的装药量≤0.5kg/m3。为了避免对断层破碎围岩的稳定性造成影响, 在施工中严格控制上台阶的高度, 使其保持在6m左右, 以便留有足够宽度的操作平台, 开挖好上台阶后暂停开挖施工, 3d后开始开挖下台阶, 在开挖过程中确保预支护变形量≤5cm。下台阶与仰拱之间的距离为20m, 以便于施工机械进入开挖操作平台, 开挖好下台阶后暂停施工, 7d后开始处理仰拱, 处理仰拱时确保预期加固的变形量≤10cm[3]。为了加快钢筋绑扎、矮边墙及防水板的施工进度, 在开挖时还要保证掌子面与拱墙混凝土衬砌之间的距离为45m左右, 上台阶及下台阶的开挖施工完成30d后才可在拱墙喷射或浇筑混凝土, 在拱墙施工阶段保证预加固变形量≤25cm。

2.3 围岩支护控制技术

开挖后及时进行初期支护处理, 在支护施工中采用了型钢钢架, 钢架由仰拱部分、上断面及下断面部分组成, 确认钢架的各部分连接牢固后紧贴围岩布置钢架, 如超挖部分较多, 则将预制混凝土块置于超挖部分。为了避免钢拱架出现下沉现象, 本工程在钢拱架与围岩之间焊接了钢板, 钢板规模为15mm×230mm×500mm, 在钢板的定位孔中打入锁脚锚管, 以便增加钢拱架的抗变形能力及避免发生位移。钢筋网的规格为150cm×150cm, 网格间距为25cm×25cm, 在本工程中安装了2层钢筋网, 以减少破碎围岩的回弹量、提高受喷性及加快混凝土的喷射速度。在锚支护施工中使用的锚杆为螺纹钢, 直径为25mm, 钻孔深度达到标准后将浸透的锚固剂塞入其中, 随后插入螺纹钢, 确定锚杆到达孔底后安装好垫板及拧紧螺栓, 将钢架与锚杆尾部焊接牢固。完成锚杆施工后便可以喷射混凝土, 混凝土的坍落度为95mm~105mm, 速凝剂添加量为1.0%~1.5%, 水灰比为0.48。喷射混凝土的顺序为从上到下、先喷墙壁后喷射仰拱, 喷射时喷嘴与工作面应保持垂直, 且两者距离应保持在2.0m左右[4]。在完成混凝土喷射施工及钢架施工后可进行衬砌施工, 衬砌厚度为85cm, 安装好模板后连续灌注混凝土。此外, 对于破碎围岩中的泥带, 则在坍穴口设置临时排水管道, 管道为直径为60mm的钢管, 以便及时排除断层泥, 改善围岩支护效果。

3 结束语

综上所述, 断层中的破裂围岩可对隧道工程的施工质量造成影响。为了有效控制破碎围岩, 避免不良地质条件影响工程建设质量, 则应注意在施工过程中采用科学合理的施工工艺控制破碎围岩, 改善破碎围岩的支护质量及强度。

参考文献

[1]毕强, 葛根荣, 王毅.调整线路平纵断面解决隧道中线施工偏差的原则及方法探讨[J].高速铁路技术, 2014 (1) :53-56.

[2]李文江, 孙明磊, 朱永全, 朱正国, 李玉良.软弱围岩隧道台阶法施工中拱脚稳定性及其控制技术[J].岩石力学与工程学报, 2012, 31 (z1) :2729-2737.

[3]王剑晨, 张顶立, 张成平, 房倩, 苏洁, 杜楠馨.北京地区浅埋暗挖法下穿施工既有隧道变形特点及预测[J].岩石力学与工程学, 2014 (5) :947-956.

松软破碎围岩掘进防冒顶技术措施 篇3

一、主要技术方案及措施

1、采取控制爆破技术。针对施工中围岩破碎情况，采用控制炮眼深度、间距，严格控制装药量（局部周边眼装药量控制1/5～1/2节），必要时增打周边空眼，采用切割预裂爆破技术，降低爆破对围岩的破坏程度。

2、采用巷道两翼及上部超前，中下部滞后的施工方法。通过采取这一措施，使中下部围岩自然抵御迎头片帮，起到了控制围岩暴露面积，缩短围岩暴露时间的作用，降低了工作面初期的支护难度，为工作面的正常支护赢得宝贵的时间。

3、采用金属锚杆超前护顶、前探梁超前支护措施，控制顶板垮落，确保施工安全。由于工作面岩性总体为孤石堆积，一旦掉落一块，必将接二连三，且静压与冲击状态对支架的受力性能差别巨大，因此，控制巷道断面以外的岩石冒落成为该技术应用的关键所在！施工中，我们采用3.5m长钻杆凿眼， 25×3m焊接管作为锚杆材料，锚杆间距视情况控制在0.25m～0.4m，排距控制在1.2m～2.0m，通过采取这一措施，使工作面的顶帮孤石均处在锚杆和支架的控制之内，有效地控制了顶板冒落，降低了岩石冒落对支架的冲击力，结合采用超前支护，保障了施工安全。

4、加强支架的整体性。在金属拱架间设置4～5根 16钢筋结合螺帽固定的拉杆，视情况补打支架间的纵向竖向支撑等，降低支架的架设难度，保证支架的架设安全，显著提升了支架的整体稳定性。

5、合理选择支护强度。原设计采用15～18kg/m钢轨拱架，其受力性能较差。经论证，采用9#矿工钢作为支架材料，矿工钢拱架连接位置根据各作业地点原始条件情况灵活选择，使矿工钢拱架在满足支护强度的前提下尽可能达到方便现场操作；此外，根据各地点巷道压力情况，适当控制棚距，并酌情增设竖撑等，棚距由原常规的1000mm调整为600～800mm，保证支架强度满足要求。

6、适时采用短掘短砌施工方法。主斜井+360交岔点及+360主平峒局部极破碎，巷道压力巨大。对此，及时组织短掘短砌施工方法，确保支护强度，避免了冒顶后患。

7、坚持一次成巷。施工地段围岩极破碎、断面大、淋水大，一次成巷施工难度极大。对于是否一次成巷施工，筹建处组织了多次的技术研讨，展开了激烈的争论，基本形成了一次成巷的共识。对于主、副斜井斜面三岔门的施工问题，采用通过绳道口开掘的方式，结合松软岩层防冒顶施工技术，实现了一次成巷施工。此后，该矿井巷工程全部实施一次成巷施工，避免了二次扩刷可能造成的冒顶隐患，减少了二次支护成本和施工难度。

8、加强现场施工安全技术管理。针对各施工段的围岩破碎情况，适时组织现场跟班技术指导，保障作业地点退路畅通，做好必要的退路、支护防范等工作，为松软破碎带岩层掘进的施工安全保驾护航。

二、取得成效

1、确保施工安全。通过采取上述措施，使所有的作业人员均能在支架及锚杆的保护下进行作业，确保了施工人员的生命安全。

2、减少冒顶工程量。刚开工时（2005年12月），在主斜井+360施工通道施工中，由于未采取以上施工技术，平均每米巷道冒顶量为2.82m3。从2006年元月份开始采取以上施工技术，延米冒顶量为0.335m3(主要是在+360主平峒距峒口83～91m处，由于断面大，围岩象孤石堆积在一起，压力大，金属拱架间距1m，支护强度不够，造成冒顶224m3)。减少冒顶量1549m3。

3、显著降低坑木耗。施工初期，由于经验不足，选择的支护间距为1m，使用18kg/m钢轨，支护强度不够，2005年2月13日在+360主平峒开口约80m处，发生长度8m的冒顶，接顶使用 14×4m 木柱267根、板皮800块，耗用坑木共计30.16m3；+360主平峒前段80m共用坑木111.52m3，延米耗用坑木1.394m3。采取防冒顶措施后延米耗用坑木0.61m3，按660m计算，节约坑木517.44m3。

4、保障施工进度。在+360上部井巷工程，设计断面主要为车场、三岔门，断面跨度大的情况下，每月平均单进达65m。

5、稳定职工队伍。在施工初期，由于未采取以上安全技术措施，对顶板冒顶控制能力差，施工安全受到严重威胁，且施工进度慢，导致个别职工产生惧怕畏缩情绪，自采取安全技术措施后，施工安全得到保障，至今为止，合同工稳定率达100%。

6、一次成巷的效果。按设计断面一次成巷，减少二次扩刷时应力加大、顶板管理难度加大而产生的冒顶。在前期的主斜井+360斜面三岔门施工中，没有一次成巷，而是采用小断面掘进后扩刷成巷，产生大冒顶，处理了一个月半。

7、节约投资成本。以上施工技术的实施，仅上列的减少冒顶工程量1549m3以及节约坑木耗517.44m3，就创造效益1549m3×220元/m3+517.44m3×650元/m3=67.72万元。

三、结束语

破碎带围岩 篇4

关键词：采矿工程,软岩巷道,破碎性围岩,巷道支护,大变形,顶板离层,松动圈

0 引言

煤炭是我国的主要能源, 随着浅部资源的减少和匮乏, 我国煤炭开采逐渐转向深部。随着矿井向深部的延伸, 应力环境的恶化, 很多在浅部没有暴露的问题在深部越发明显。很多构造破碎带由于围岩本身强度低, 在高应力的作用下, 具有非线性大变形和显著的流变变形特征, 使得该类巷道的维护极为困难, 严重地影响着矿井支护的安全状况。开展破碎软弱条件下巷道围岩变形机理、变形规律及控制手段研究, 对煤矿巷道围岩控制具有普遍的理论价值和重大的实践意义。

1 破碎软弱围岩控制理念

传统的软岩巷道的支护理论和技术更多的是仅从支护前的巷道工程地质条件出发, 采用静态的观点分析问题, 很少从巷道维护的全过程出发, 也很少考虑开挖后围岩对支护的动态力学响应, 采用常规支护时, 巷道在整个维护期间稳定性都在降低, 围岩赋存状态始终处于劣化状态, 因而很多软岩巷道稳定性问题解决的不够理想。20世纪80年代以后, 巷道围岩控制技术快速发展, 支护围岩关系的认识更加深入, 围岩不仅被看作传递和产生载荷的介质, 同时也是与各种在其内部或外部支撑的支护结构物构成统一的、相互作用的共同承载体。因此加固围岩以改善和提高围岩本身的力学性能已成为支护技术发展的主流, 采用先进科学的维护技术能够改善或保持围岩的稳定性, 满足工程要求。笔者认为动态加固过程控制的软岩巷道综合控制技术原理包括如下几个要点:

1.1软岩巷道维护是支护结构与围岩结构相互作用的过程, 其变形与破坏不仅表现为岩石材料的变形破坏, 更主要的表现为整体结构的变形与失稳, 软岩结构力学效应在工程中占主导地位, 控制并允许有限制的围岩变形, 并保持围岩结构的稳定, 通过预留空间来满足工程需要是支护的唯一目的。现代支护理论很强调在巷道围岩变形与稳定过程中, 通过支护的作用改善围岩的力学性能, 强化支护围岩结构, 达到稳定围岩限制变形的目的, 实现主动支护, 以最经济的方式满足工程要求。

1.2岩体结构和地应力是客观存在的, 对特定的工程而言, 巷道围岩条件选择的余地很少, 而支护及工程施工对巷道围岩稳定性的作用则具有主观性, 属于能动的因素。

1.3复杂岩体的施工与维护是一个非线性的力学过程, 其稳定性与支护路径有关, 有必要运用动态规划原理进行科学的分析, 根据岩体及工程特点合理运用支护技术和施工方法。

1.4随巷道开挖围岩的赋存状态是动态变化的, 是围岩强度不断降低的动平衡过程;在这个过程中巷道围岩总能保持一定的自稳能力, 但随其内部结构和外部约束的变化而消涨;通常采动软岩巷道围岩变形和破坏表现为明显的阶段性特征, 各阶段的力学性能和强度变化规律各不相同, 动态监测巷道围岩的变形和强度弱化过程, 针对性地采取加固补强措施。

1.5不同支护技术的组合, 同一支护的不同加固时机对巷道围岩的变形和稳定有不同的影响, 应当优化组合;开挖与支护方式、支护时机的不同组合导致的围岩变形和破坏应该是不同的。支护选型应以充分利用和维持围岩自稳能力, 强化围岩支撑结构为标准, 优先选择主动加固方式的支护技术, 包括混凝土喷层、高性能预拉力锚杆支护、围岩注浆加固等技术。

2 破碎软弱矿井巷道围岩强化控制机理

软岩巷道围岩强度弱化和破坏是围岩变形的根源, 并表现出阶段性特征。掘巷初期围岩主要表现为张剪复合型的卸荷破坏, 强度的弱化主要有两个原因: (1) 应力状态由三维向二维转化; (2) 开挖导致的周边应力集中, 在卸压和主应力调整过程中产生较大的主应力差, 导致浅部围岩的剪切破裂, 逐渐形成破裂圈;随后的一段时期围岩处于相对稳定的平衡状态, 并继续变形, 围岩物化性质受水气浸蚀, 经过一段时间的变形积累, 支护围岩结构的平衡趋于极限状态;围岩受环境影响长时强度进一步降低, 周围采掘工程产生的应力扰动, 直接的采动影响等因素破坏了第二阶段的相对平衡, 围岩加速变形, 直至支护失效。

因而优良的巷道支护应针对围岩破坏和强度弱化原因采用分阶段加固:

(1) 随掘巷及时封闭围岩并补偿径向阻力;

(2) 随巷道初期围岩剧烈变形, 浅部围岩的破坏主要是应力调整过程中产生的剪应力, 在这个动态的调整过程中, 提供横穿结构面的岩块、区域间的剪切阻力, 阻止破坏的发生, 适时提高围岩的剪切强度;

(3) 破裂圈形成以后, 围岩处于低侧限约束下的破裂状态, 宏观裂隙大量产生, 帮角等剪切破坏区裂隙发育, 承载结构大大弱化, 岩块多为点线接触, 强度全面降低, 此阶段需全面提高围岩强度, 主要是削弱宏观裂隙的不利影响, 改善结构面 (主要是破裂面) 的力学性能, 使其整体稳定性能大幅度提高, 促使承载结构的形成和稳定。

支护选型应考虑下列条件:

(1) 直接作用于周边浅部围岩, 针对破坏特点、强度弱化的原因及时有效地采取加固措施;

(2) 在巷道围岩的变形过程中维护, 在不同阶段分别采取“护”、“让”、“支”、“限”技术, 以适应围岩的变形特征, 并最大限度地利用围岩的自承能力, 实现围岩稳定;

(3) 主动加固并直接改善围岩破裂体力学性能, 以最大限度地提高围岩的承载能力, 促使围岩形成整体结构;

(4) 由于构造应力的方向性、岩体赋存的不均匀性和分层性, 巷道周围会出现一些薄弱部位, 应及时采取主动支护手段, 有效地强化这些关键部位。

据此优化的分阶段支护技术概括为:及时喷层、适时锚喷、滞后注浆。

(1) 及时喷层

(2) 适时锚喷

(3) 关键部位锚索加强

(4) 滞后注浆

3 破碎软弱围岩强化控制对策

3.1 稳定破碎顶板的预加固技术:

从已掌握的资料看, 断层带内岩体极其破碎, 预计揭露顶板没有自稳时间或自稳时间极短, 难以满足必要的处理时间, 并可能因控制不及时导致大范围抽冒, 因此超前预加固是必要的, 结合破碎岩体内的钻孔机具选择、成孔质量、注浆效果及施工难度, 选择合理的循环加固深度及加固方式, 有效控制顶板是十分关键的, 这既是保持顶板安全稳定的基础, 又是后续分歩实施围岩综合控制技术的前提。

3.2 降低流变速度的综合控制技术:

以预应力技术为核心的新型锚杆支护技术是控制顶板离层确保顶板安全的有效技术;以高强预应力支护为基础的综合控制技术方案所形成的有效支护强度是降低巷道流变速度、保持长期稳定的关键。3.3组合支护技术:两种以上的主动支护方式的联合即组合支护, 常见的是组合方式有:预拉力锚杆和预拉力锚索的组合支护、高性能锚杆和围岩注浆的组合支护、高性能锚杆和U型钢组合支护及锚架注组合支护等。

4 结束语

由于深部破碎软岩巷道变形破坏各种诱因的多变性, 其变形规律特别复杂, 各种支护手段控制机理不同, 针对深部破碎软弱围岩提出动态加固过程控制控制理念, 系统研究深部软岩巷道针对性的强化控制机理, 为实现合理科学的围岩控制方案提供支持。

参考文献

[1]顾士亮.软岩动压巷道围岩稳定性原理及控制技术研究[D].徐州:中国矿业大学, 2004.

破碎带围岩 篇5

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。

隧道断层破碎带施工技术 篇6

针对上述情况, 结合施工生产要素及施工生产能力, 按照"管超前、严注浆、短开挖、不 (弱) 爆破、强支护、快封闭、勤测量、速反馈"的施工原则, 在拱部超前小管棚注浆预固结围岩的保护下, 采用二部台阶法进行施工。拱部预留核心土, 周边采用风镐开挖, 核心土及中槽运用装载机开挖。

1 超前小管棚施工

1.1 工艺原理

在破碎松散岩体中超前钻孔, 打入小导管并压注具有胶凝性质的浆液, 浆液在注浆压力的作用下呈脉状快速渗入破碎松散岩体中, 并将其中的空气、水分排出, 使松散破碎体胶结、胶化, 形成具有一定强度和抗渗阻水能力的以浆胶为骨架的固结体, 从而提高围岩的整体性、抗渗性和稳定性;使超前小管棚与固结体形成一个具有一定强度的壳体, 在壳体的保护下进行开挖支护施工。

1.2 小管棚及注浆设计

采用4m/根的∮42mm小导管布设在拱部, 外插角5°~7°, 环向间距33cm, 纵向环距2.5m, 即每施作一排小导管, 开挖支护2.5m;压注1:1水泥浆液, 采用525#普通硅酸盐水泥, 浆液中掺水泥用量3~5%的40Be'水玻璃, 以缩短浆液的胶化固结时间, 控制浆液的扩散范围。

1.3 施工要点

1.3.1 小导管加工4m/根的∮42mm小钢

管一端加工成尖锥形, 距另一端100cm的位置开始至尖锥端之间按梅花型间距为20cm布设∮6mm的孔眼4排, 以利于小导管推进和浆液渗入破碎岩体。

1.3.2 小导管安设如岩体松软, 采用YT-

28型风动凿岩机直接推送, 如遇夹有坚硬岩石处, 先用YT-28型风动凿岩机钻眼成孔后再推进就位。

在施作小导管前应注意:

a.喷3~5cm厚混凝土封闭掌子面作为止浆墙, 为注浆作好准备工作;b.准确测量隧道中心线和高程, 并按设计标出小导管的位置, 误差±15mm;c.用线绳定出隧道中心面, 随时用钢尺检查钻孔或推进小导管的方向, 以控制外插角达到设计的标准;d.施工顺序为从两侧拱腰向拱顶进行, 为提前注浆留好作业空间。

1.3.3 注浆选用UB6型注浆泵注浆, 采用浆液搅拌桶制浆。

为防止浆液从其他孔眼溢出, 注浆前对所有孔眼安装止浆塞, 注浆顺序从两侧拱脚向拱顶。由于岩体孔隙不均匀, 考虑风镐环形开挖的方便, 同时要达到固结破碎松散岩体的目的, 保证开挖轮廓线外环状岩体的稳定, 形成有一定强度及密实度的壳体, 特别是确保两侧拱脚的注浆密实度和承载力, 采取注浆终压 (0.8~1.2MPa) 和注浆量双控注浆质量, 拱脚的注浆终压高于拱腰至拱顶。通过现场试验确定拱脚终压为1.2MPa, 拱腰范围为1.0MPa, 拱顶为0.8MPa.注浆时相邻孔眼需间隔开, 不能连续注浆, 以确保固结效果, 又达到控制注浆量的目的。

2 开挖为控制超欠挖及减少对围岩的扰

动, 拱部弧形及边墙周边均采用风镐分台阶开挖, 核心土及中槽均采用装载机开挖 (石质部分采用弱爆破) , 开挖进尺根据围岩稳定性确定钢拱架的间距, 即0.5~1.0m。

3 锚喷初期支护

3.1 初期支护参数系统锚杆采用3m/根的

WTD25型中空注浆锚杆, 纵向、环向间距均为100cm, 梅花型布置;拱墙设钢拱架, 间距50cm, 钢拱架每侧拱脚设4m/根的WTD25中空注浆锁口锚杆, 按梅花型布置在钢拱架的两侧, 环向间距50cm;挂∮6双层钢筋网, 网格尺寸为15cm×15cm, 喷射混凝土厚25cm。

3.2 喷射混凝土材料及机具选定

3.2.1 机具喷混凝土采用Bz-5型混凝土喷射机, 压力为0.2~0.4MPa。

3.2.2 水泥及细骨科采用425并普通硅酸盐水泥;

细骨料选用福州闽江砂, 砂率控制在50%, 含泥量≤3%。

3.2.3 粗骨科采用规格为7~15mm的碎石, 经试验选用各项指标均达到设计要求的碎石。

3.2.4 粘稠剂选用STC型粘稠剂, 经现场

试验, 最佳掺量为水泥用量的10%, 3min初凝, 6min终凝, 而且可大量减少回弹量。

3.2.5 水灰比水灰比过大、过小都会使混凝土回弹量增加, 浪费大量的材料;

经现场多次试验确定, 水灰比为o.47的混凝土喷射效果最佳。

3.3 喷射混凝土开挖后为缩短围岩的暴

露时间, 防止围岩进一步风化, 必须先初喷混凝土3~5cm厚再封闭围岩;待钢格栅及钢筋网安设好后, 再喷混凝土10~12cm;最后在下一循环喷射混凝土时分两次喷射至设计厚度。

3.3.1 采用掺STC型粘稠剂半湿式喷射混凝土工艺, 减小洞内粉尘污染及回弹量。

3.3.2 喷射前用高压风将岩壁面的粉尘和

杂物吹干净, 水泥、粗、细骨料加少量水, 用搅拌机干拌, 水量按水灰比配制混凝土应加入水总量的20%;拌好后将干料运至喷射作业点再进行人工拌和, 并按水泥用量的10%掺入粘稠剂。

3.3.3 喷射作业分段、分片由下向上依次分层进行, 每段长度为3m.

为加快混凝土强度的增长速度及提高混凝土的喷射效果, 用多盏碘钨灯提高作业环境温度。

3.3.4 喷头喷射方向与岩面偏角小于10°, 夹角为45°;

喷头至受喷面距离在0.6~1.0m之间, 喷头呈螺旋形均匀缓慢移动, 一般绕圈直径在0.4m为宜。

3.4 注浆在初喷混凝土封闭围岩后按设计布设锚杆和注浆。

锚杆孔位误差控制在《隧道施工规范》规定的误差范围之内。

3.4.1 钻进用YT-28型手持式风动凿岩

机凿孔并清孔, 应沿径向进行钻孔, 确保锚入稳定岩层的深度。

3.4.2 插入锚杆将安装好锚头的WTD25中空注浆锚杆插入锚孔。

3.4.3 安装止浆塞、垫板、螺母在锚杆尾端安装止浆塞、垫板和螺母。

3.4.4 注浆通过快速注浆接头将锚杆尾端和UB6型注浆机连接。

开动机器压注1:1水泥浆, 掺水泥用量3%的40Be'的水玻璃, 为了保证锚固质量及改良围岩结构, 注浆终压必须达到0.8MPa。

3.5 钢筋网片采用∮6冷拔螺纹钢, 购买成品;

挂设时网片必须随受喷面的起伏铺设, 与受喷面间留3cm作为保护层, 网片与系统锚杆焊接牢固, 确保喷射混凝土时不移动。

3.6 安设钢拱架:工字钢除锈后按设计要求分节加工成型, 钢拱架分节间通过钢板用螺栓联接或焊接。

3.6.1 钢拱架严格按设计间距架立。

3.6.2 为充分发挥钢拱架的承载能力, 首先要求钢拱架必须垂直且与线路方向垂直;

其次, 严格控制左、右拱脚标高, 以防拱架偏斜或侵入衬砌厚度。

3.6.3 钢拱架底部必须置于基岩上, 以防下沉变形。

3.6.4 监控量测初期支护完成后, 在拱顶、

拱脚及边墙处埋设测点进行拱顶下沉和水平收敛量测。测试元件用∮12圆钢加工而成, 每根元件长25cm, 锚入初期支护体20cm, 外露5cm, 以防震动影响量测结果。水平收敛量测采用铁科院武汉岩体力学研究所研制的收敛仪进行观测。量测频率开始6h观测1次, 然后根据变形量的减小而减小量测频率, 即12h、24h、48h、72h、168h, 根据量测结果及时调整工序及预留变形量、开挖进尺等, 便于指导施工, 确保施工安全。量测点每隔5m布设1组。经量测, 拱顶最大累计下沉量为11mm, 水平最大累计收敛量为13mm。通过对断层破碎带采用超前小导管棚预支护、人工环形及周边开挖技术和锚喷初期支护措施, 且通过现场监控量测得出以下结论:

周边人工开挖可减小对围岩的扰动, 有效控制超欠挖。超前小管棚注浆预支护, 可以大量减少拱部围岩的掉块, 保证了施工安全、质量和进度。

摘要：本文对鹤顶山隧道断层破碎带段采用小管棚预支护、锚喷初期支护施工技术作了详细叙述, 并对开挖方法作了简要介绍。

关键词：隧道,断层,破碎带,支护施工

参考文献