CN112903480A - 一种深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏判断及其控制方法 - Google Patents
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Abstract
本发明涉及煤矿开采技术领域，提供了一种深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏判断方法，包括如下步骤：S1、构建几何模型；S2、构建力学模型，对假想岩体受矿震产生震动速度、锚杆冲击动载力进行相应分析，并获得锚杆冲击拉伸破坏力学判据。本发明还提供了一种基于上述深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏判断方法的控制方法。本发明的优点在于：本发明对深部巷道锚杆“动‑静载”拉伸破断机理方面进行研究，并最终得出深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏判断与控制方法，将其用于煤矿开采领域，可最终实现深部巷道中“支护‑围岩”局部结构的良好工况和稳定。
Description
技术领域
本发明涉及煤矿开采技术领域，尤其涉及一种深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏判断及其控制方法。
背景技术
锚杆(索)能够对围岩施加较高的预紧力，并充分“调动”围岩本身的承载强度，改善和形成“支护-围岩”体结构。其属于主动支护形式，在国内外的地下煤矿支护等工程领域均得到广泛应用，且逐渐成为煤矿巷道首选的支护方式。目前，我国大部分矿区巷道锚杆(索)支护率已超过90％。
另外，随着浅部煤炭资源不断开采和枯竭，深部开采巷道冲击地压不断出现。与浅地表矿山动力显现相比，深井巷道冲击地压具有破坏严重、影响范围广以及灾后可修复性差等特点，受到了政府部门、生产单位和科研人员持续关注。
由于深部开采明显受到了高地应力、高地温、高岩溶水压和强烈采掘扰动等“三高一扰动”影响，同时，深部冲击地压矿井往往受矿震(动载)影响，巷道的围岩环境及其支护控制受到了更大的挑战。针对这一难题，深部矿井普遍采用高强度锚杆(索)支护，其具有承载能力高、稳定性和整体性高等特点，较好的解决了巷道围岩大变形的问题，但其仍然存在锚杆(索)破断的问题。对于锚杆(索)的破断，其轻者能够弹射伤人，重者则可能引起局部巷道支护失效，引起更大范围的巷道围岩失稳，甚至造成巷道冲击。同时，由于锚杆(索)破断仅在极短的时间内发生，无法实现监测、预警和人员防护等，属于隐蔽性灾害，将给采矿安全带来极大的威胁。因此，为了实现锚杆(索)支护效果定性评估和深部巷道围岩稳定，需要开展深部巷道锚杆(索)的主要受力特点和拉伸破坏形式的研究。
然而，目前为止，学者在深部巷道锚杆“静载”受力变形和拉伸破断方面的开展的研究和成果比较丰富，而“动-静载”拉伸破断机理研究相对较少，研究成果也只能定性描述，影响动载系数的因素和大小等定性结果还需要进一步探索。
发明内容
本发明所要解决的技术问题在于提供一种基于“动-静载”拉伸破断机理的深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏判断及其控制方法。
本发明采用以下技术方案解决上述技术问题：
一种深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏判断方法，包括如下步骤：
S1、构建几何模型：
基于锚杆或锚索的支护原理，建立“支护-围岩”局部结构简化空间模型；当所述“支护-围岩”局部结构发生破坏，巷道直接顶首先发生破坏，并逐渐向周边扩展；假想直接顶存在处于破坏状态的假想岩体，在锚杆预紧力作用下岩体间无明显间隔或分层现象，锚杆和锚固段未发生破坏，“支护-围岩”局部结构处于悬吊状态；此时，将假想岩体质量计为M，巷道锚杆支护的排距为a、间距为b，直接顶厚度为m，则对于单个锚杆来说，其控制的假想岩体体积不超过a×b×m；按最大估算，假想岩体长度×宽度×厚度＝a×b×m；
S2、构建力学模型并进行相应分析：
S21、对假想岩体受矿震产生震动速度进行分析
当厚硬岩层破断运动或覆岩空间结构失稳诱发矿震，震源能量瞬间释放并在采场和巷道围岩产生不同程度的震动响应；将震源和考察的巷道视为2个独立的“点”，震源在岩体介质中传播的是能量；设震源能量为U，震源距假想岩体中心之间直线距离为r，震源岩体介质的能量衰减是传播路径距离的幂指数衰减函数，表示为：
Ur＝U·r-λ 式(1)；
式(1)中：Ur为距震源直线为r的岩体介质单位能量，λ为传播距离方向上岩体介质综合衰减系数；
假设震源传递至假想岩体的单位能量全部被吸收，则质量为M的假想岩体吸收能量大小Um表示为：
Um＝πρ2·Ur 式(2)；
式(2)中：ρ为质量为M的假想岩体当量半径，设岩体平均容重为γ，考虑质量相等4πρ3γ/3＝M或者4πρ3/3＝abm，估算
假想岩体吸收的能量全部转化成假想岩体的动能，估算假想岩体最大震动速度vm为：
考虑震源与假想岩体的空间关系，估算假想岩体竖直向下的震动速度vv：
式(4)中：β为震源传播方向与垂直方向之间夹角；
S22、对锚杆冲击动载力进行分析
当假想岩体冲击于底部岩体，静止的底部岩体和相连锚杆产生冲击效应；此时假设：假想岩体冲击过程中不发生明显变形，被冲击的托盘及考察构件质量远小于冲击物的质量，冲击后冲击物与被冲击物附着在一起形成统一运动系统，认为只有系统动能与势能相互转化，同时冲击过程中锚杆未发生脱锚和破断现象，并在其弹性变形范围之内；
假想岩体与托盘发生冲击的整个过程，系统减少的重力势能V：
V＝MgΔd 式(5)；
冲击过程中系统减少的动能T：
冲击过程中，托盘受迫与假想岩体一起运动；假定锚杆在冲击过程中产生的应力不超过其弹性极限，动载荷作用下仍然满足胡克定律，因此锚杆增加的动载应变能Vεd：
式(7)中：Pd为锚杆和托盘受到的冲击动载集中力，Δd为锚杆在动载情况下拉伸变形量；
锚杆单独在静载Pj＝Mg和动载Pd作用下，对应的拉伸变形量Δj、Δd分别为：
式中：l为锚杆锚固末端至托盘之间的自由段长度，E、S分别为锚杆的弹性模量和截面面积；
根据冲击过程，冲击物和被冲击物组成系统能量转化守恒关系为：
V+T＝Vεd 式(10)；
联立式(5)～(10)化简并得到Δd和Δj之间关系
求解Pd＝kMg，其中
基于分析得到
则Pd≈2Mg，此时取Pd＝2Mg；
S23、锚杆冲击拉伸破坏力学判据
设锚杆直径为D，施加的预紧力为Ft，矿震引起的动载拉伸力Pd＝2Mg，再根据圣维南原理和截面法，锚杆截面上“叠加”的拉伸应力σtc大小为：
不考虑锚杆其他受力或变形，杆体截面上各点处于纯拉应力状态；若锚杆极限抗拉强度为[σt]，则锚杆“动-静”载荷拉伸破坏力学判据为：
接着得到锚杆冲击拉伸破坏满足条件：
作为本发明的优选方式之一，所述步骤S21中，依据式(4)表明：vv大小与矿震能量大小、震源传播距离及路径、以及假想岩体的质量参数有关；在开采条件一定的情况下，采场矿震能量和巷道围岩介质及其顶板破坏特征能够定性分析，因此，能够估算vv大小。
作为本发明的优选方式之一，所述步骤S22中，Pd的物理意义为：由矿震引起假想岩体运动产生的瞬间、动态、平均集中力。
作为本发明的优选方式之一，所述步骤S22中，Pd大小的推理过程为：
相对于锚杆预紧力F来说Pd是动态的，
是锚杆静态预紧力的增量；由于影响Pd大小参数涉及锚杆自身因素，同时与矿震能量大小及传播路径和假想岩体参数有关，Pd随着假想岩体的质量增加而增加；同时，当假想岩体突然冒落到托盘，U＝0或vv＝0时，k＝2，Pd＝2Mg；
有矿震动载的其他情况下，U＞0J；当U＞105～106J认为具有矿震诱发巷道冲击危险，r取值几十至上百米、λ＝1.0～2.0、l＜2～3m、β＝0～90°、覆岩平均容重γ＝2.5×103kg/m3，重力加速度g＝9.8m/s2，M的数量级取0～103kg，分析得到
即Pd≈2Mg；
因此，该步骤中，Pd大小取Pd＝2Mg。
作为本发明的优选方式之一，所述步骤S23中，公式(13)：已知巷道围岩特征和锚杆支护参数，能够校核锚杆的“动-静”条件下工作可靠性；公式(14)：已知巷道围岩特征和部分锚杆支护参数，能够进行锚杆的“动-静”条件下强度或直径的参数选型。
作为本发明的优选方式之一，所述步骤S23中，根据式(14)可推断：“锚杆是否拉伸破坏”与锚杆的尺寸D以及自身强度[σt]有关，同时还与锚杆预紧力Ft及间排距、顶板围岩影响的参数有关。
一种深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏控制方法，基于上述所述的深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏判断方法；所述控制方法通过“增大锚杆直径或增加支护密度”以及“合理二次支护时机及增加支护强度”两个方面来实现巷道变形控制；其中，所述二次支护时机具体设定在一次支护尚未失效、围岩变形趋于速率稳定时进行。
作为本发明的优选方式之一，一方面，根据锚杆的屈服载荷公式
锚杆的屈服载荷Ps与锚杆直径的平方成正比；直径提高后，其屈服载荷提高；另一方面，根据锚杆的动载破坏临界条件
当锚杆直径提高，引起锚杆破断的假想岩体质量增加，减小矿震诱发锚杆动载破坏的可能性；至于增加支护密度，在整体围岩支护强度要求一定的情况下，单个锚杆的支护应力减小，引起锚杆破断的假想岩体质量增加，提高锚杆稳定性；至于其中的锚杆直径和密度具体参数根据锚杆“动-静”载荷拉伸破坏力学判据进行选择。
作为本发明的优选方式之一，二次支护在一次支护尚未失效、围岩变形趋于速率稳定时进行，对假想岩体进行排查，并根据锚杆的动载破坏临界条件进行二次支护锚杆长、直径、预紧力参数设计；同时，在与一次支护相协调的情况下，再于二次支护中增加支护密度，提高巷道单位面积锚杆支护强度，以及相对减小假想岩体范围和质量，降低单个锚杆承受的载荷，控制锚杆破断的发生。
本发明相比现有技术的优点在于：本发明对深部巷道锚杆“动-静载”拉伸破断机理方面进行研究，提供了一种基于“动-静载”拉伸破断机理的深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏判断方法，其通过对假想岩体受矿震产生的震动速度以及锚杆冲击动载力等方面的分析，获得锚杆冲击拉伸破坏力学判据；通过所述判据可具体确定影响动载系数的因素和大小；同时，基于上述判断方法，本发明还延伸出了一种深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏控制方法，通过该方法可最终实现深部巷道中“支护-围岩”局部结构的良好工况和稳定。
附图说明
图1是深部巷道锚杆的“静载”状态受力图；
图2是发生“静载”拉伸破断的锚杆杆体图；
图3是深部巷道锚杆的“动-静载”状态受力图；
图4是发生“动-静载”拉伸破断的锚杆杆体图；
图5是实施例1中以巷道顶板为例的“支护-围岩”局部结构平面图；
图6是实施例1中以巷道顶板为例的“支护-围岩”局部结构剖面图；
图7是实施例1中假想岩体受矿震产生震动过程中震源与假想岩体、周围岩体以及锚杆等结构间的空间关系图；
图8是实施例1中假想岩体与托盘发生冲击的整个过程受力示意图；
图9是实施例1中锚杆在承受矿震引起的静载与动载拉伸力时的“叠加”拉伸应力表示图；
图10是实施例2中锚杆杆体的轴向拉伸应力应变曲线图；
图11是实施例2中“支护-围岩”相互作用状态图。
具体实施方式
下面对本发明的实施例作详细说明，本实施例在以本发明技术方案为前提下进行实施，给出了详细的实施方式和具体的操作过程，但本发明的保护范围不限于下述的实施例。
目前，与浅部巷道锚杆(索)支护对比，深部巷道锚杆(索)的主要受力特点和拉伸破坏形式有；
(1)“静载”拉伸破断：深部巷道围岩受到的自重应力大、围岩环境更复杂，因此巷道具有大变形、变形快及长期蠕变(塑性范围大)等基本特点，为控制巷道围岩变形，通常采取高强度锚杆(索)支护技术。参见图1，在围岩长期变形和体积膨胀过程中，锚杆(索)受到的预紧力可能“缓慢性”增加，并可能出现“越拉越紧”的状况，随着时间累积效应，锚杆(索)后期将承受较大的“静载”应力，一旦“静载”应力超过其极限强度，锚杆将发生“静载”拉伸破断。
参见图2，此类破坏的杆体基本不发生弯曲变形，破坏断口有明显颈缩，主要是杆体轴向受预紧力“缓慢性”增加造成拉伸屈服的结果。
(2)“动-静载”拉伸破断：深部锚杆(索)除了受到较大“静载”应力之外，还能够受到“动载”应力影响，参见图3，巷道煤壁或顶板与锚杆(索)形成的局部“支护-围岩”结构体，在吸收由开采厚硬岩层破断运动或覆岩空间结构失稳诱发的矿震能量后，产生冲击效应和形成锚杆动载应力，由于矿震具有一定的“瞬时性”特点，因此，锚杆承受的拉伸应力不超过其破断强度时，如果受到动载冲击影响瞬间形成锚杆“动-静”应力叠加，当叠加应力超高其极限强度，仍能够发生拉伸破坏。
参见图4，此类破坏的杆体未发生明显颈缩，且杆体端头配件有明显的挤压痕迹和弹性现象，破坏位置位于锚杆端部小螺纹段，破坏锚杆大都具有小螺距、高强度等特点，主要是杆体轴向受动载应力造成锚杆拉伸应力瞬间增加和拉伸变形。
锚杆“静载”和“动-静载”拉伸的主要原因是杆体承受的拉应力超过了锚杆的极限拉伸强度。目前，学者在锚杆“静载”受力变形和拉伸破断方面的开展的研究和成果比较丰富，而“动-静载”拉伸破断机理研究相对较少，研究成果也只能定性描述，影响动载系数的因素和大小等定性结果还需要进一步探索，本发明主要在锚杆“动-静载”拉伸破断方面进行研究。据此，本发明通过下述实施例1～3进行说明。
实施例1
本实施例的一种深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏判断方法，包括如下步骤：
S1、构建几何模型：
基于锚杆或锚索的支护原理，建立“支护-围岩”局部结构简化空间模型。以巷道顶板为例，如图5、图6所示，通常巷道直接顶首先发生破坏，并逐渐向周边扩展；假想直接顶存在处于破坏状态的假想岩体(假想岩体，与周边岩体分离，具备对立运动的机制，一般为潜在的劣化或失稳岩体)，在锚杆预紧力作用下岩体间无明显间隔或分层现象，锚杆和锚固段未发生破坏，“支护-围岩”局部结构处于近似的稳定的悬吊状态。此时，假想岩体质量计为M，如果在巷道锚杆支护的排距a和间距b一定的情况下，直接顶厚度为m，则对于单个锚杆来说，其控制的假想岩体的体积一般不超过a×b×m，按最大估算假想岩体长度×宽度×厚度＝a×b×m。
S2、构建力学模型并进行相应分析：
S21、对假想岩体受矿震产生震动速度进行分析
厚硬岩层破断运动或覆岩空间结构失稳诱发的矿震，震源能量瞬间释放并在采场和巷道围岩产生不同程度的震动响应，根据相关理论研究和实践，如果震源距离考察的巷道(围岩)相对较远时，能够将震源和考察的巷道(围岩)视为2个独立的“点”，震源在岩体介质中传播的是能量，设震源能量为U，震源距假想岩体中心之间直线距离为r，震源岩体介质的能量衰减是传播路径距离的幂指数衰减函数，近似表示为：
Ur＝U·r-λ 式(1)；
式(1)中：Ur为距震源直线为r的岩体介质单位能量，λ为传播距离方向上岩体介质综合衰减系数；
震动能量岩体介质的震动效应是一种复杂的、非线性的复杂过程，本质是能量的转化，假设震源传递至假想岩体的单位能量全部被吸收，则质量为M的假想岩体吸收能量大小Um表示为：
Um＝πρ2·Ur 式(2)；
式(2)中：ρ为质量为M的假想岩体当量半径，设岩体平均容重为γ，考虑质量相等4πρ3γ/3＝M或者4πρ3/3＝abm，估算
假想岩体吸收的能量全部转化成假想岩体的动能，估算假想岩体最大震动速度vm为：
参见图7，通常介质运动方向与震动能量传播方向保持一致，矿震震源一般位于高于岩层(高于顶板岩层赋存高度)，从假想岩体可能性运动机制角度分析，在假想岩体水平及上方方向，周围岩体紧密接触其无运动空间，可视为刚性岩体，受围围岩介质的“阻碍”作用，矿震引起假想岩体水平方向的动能或速度，能够发生碰撞等消耗和传递，最终水平速度降为零，在假想岩体下方方向，运动的岩体能够与底部托盘碰撞，由于托盘下部具备一定的运动空间，碰撞后的假想岩体与托盘一起向下运动，并对锚杆产生动载应力。因此，根据研究对象运动分析和为了实现锚杆动载应力求解的目的，考虑震源与假想岩体的空间关系，估算假想岩体竖直向下的震动速度vv：
式(4)中：β为震源传播方向与垂直方向之间夹角。
依据式(4)表明：vv大小与矿震能量大小、震源传播距离及路径、以及假想岩体的质量参数有关；在开采条件一定的情况下，采场矿震能量和巷道围岩介质及其顶板破坏特征能够定性分析，因此，能够进一步估算vv大小。
S22、对锚杆冲击动载力进行分析
假想岩体以一定震动速度作用于底部岩体(相对于假想岩体来说，底部岩体近似认为静止)，其速度迅速将为0，在极短的时间内静止的底部岩体和相连锚杆产生冲击效应。冲击过程能够在瞬间完成，采用近似的能量计算法研究冲击办下和应力。为了突出主要矛盾和简化计算，进行如下假设：假想岩体(或称为冲击物)冲击过程中不发生明显的变形，被冲击的托盘及考察构件(主要是锚杆)质量远小于冲击物的质量，可忽略不计，冲击后冲击物与被冲击物(托盘)附着在一起形成统一运动系统，冲击时热能、声响等能量损失，即认为只有系统动能与势能相互转化，同时冲击过程中锚杆未发生脱锚和破断等现象，并在其弹性变形范围之内。
参见图8，假想岩体(冲击物)与托盘(被冲击物)发生冲击的整个过程，系统减少的重力势能V：
V＝MgΔd 式(5)；
冲击过程中系统减少的动能T：
冲击过程中，托盘受迫与假想岩体一起运动；假定锚杆在冲击过程中产生的应力不超过其弹性极限，动载荷作用下仍然满足胡克定律，因此锚杆增加的动载应变能Vεd：
式(7)中：Pd为锚杆和托盘受到的冲击动载集中力，Δd为锚杆在动载情况下拉伸变形量；
锚杆单独在静载Pj＝Mg和动载Pd作用下，对应的拉伸变形量Δj、Δd分别为：
式中：l为锚杆锚固末端至托盘之间的自由段长度，E、S分别为锚杆的弹性模量和截面面积。
根据冲击过程，冲击物(假想岩体)和被冲击物(锚杆+托盘)组成系统能量转化守恒关系为：
V+T＝Vεd 式(10)；
联立式(5)～(10)化简并得到Δd和Δj之间关系
进一步求解Pd＝kMg，其中
则：
Pd的物理意义：由矿震引起假想岩体运动产生的瞬间、动态、平均集中力；
Pd大小：相对于锚杆预紧力F来说，Pd是动态的，
是锚杆静态预紧力的增量；由于影响Pd大小参数涉及锚杆自身因素，如弹性模型、截面面积和裸露长度等，同时与矿震能量大小及传播路径和假想岩体参数有关，总体来说Pd随着假想岩体的质量增加而增加；同时，同时不难发现，当假想岩体突然冒落到托盘，U＝0或vv＝0时，k＝2，Pd＝2Mg；
有矿震动载的其他情况下，U＞0J；一般情况下U＞105～106J认为具有矿震诱发巷道冲击危险，r取值几十至上百米、λ＝1.0～2.0、l＜2～3m、β＝0～90°、覆岩平均容重γ＝2.5×103kg/m3，重力加速度g＝9.8m/s2，M的数量级取0～103kg，分析得到
即Pd≈2Mg，一般可取Pd＝2Mg。
该步骤方法和结果为定性分析矿震引起巷道围岩冲击和锚杆拉伸破坏特征提供基础。
S23、锚杆冲击拉伸破坏力学判据
理想状态下锚杆在轴向承受载荷主要以拉伸载荷为主，主要包括了静载荷和动载荷两个部分，静载荷由锚杆安装时施加的预紧力形成，动载荷主要由矿震引起“支护-围岩”局部结构动载形成，也是静态预紧力(拉伸力)的增量，锚杆拉伸破坏应力需要考虑预紧应力和动载应力。设锚杆直径为D，施加的预紧力为Ft，矿震引起的动载拉伸力Pd(或Pd＝2Mg)，根据圣维南原理和截面法，锚杆截面上“叠加”的拉伸应力σtc大小：
参见图9，不考虑锚杆其他受力或变形，杆体截面上各点处于纯拉应力状态；若锚杆极限抗拉强度为[σt]，则锚杆“动-静”载荷拉伸破坏力学判据为：
接着得到锚杆冲击拉伸破坏满足条件：
根据式(14)可推断：“锚杆是否拉伸破坏”与锚杆的尺寸D以及自身强度[σt]等有关，同时还与锚杆预紧力Ft及间排距、顶板围岩等影响的M等参数有关。
实施例2
本实施例说明深部锚杆拉伸破断机理：
(1)深部锚杆拉伸破断机理
对于深井巷道，地应力分布复杂，巷道岩体变形大，从围岩有效控制角度出发，通常采用的锚杆具有高强度、高预应力两方面特征和能力：施加较大初始预紧力的能力；控制高应力煤岩体塑性扩容、膨胀及离层等长期变形的能力。
锚杆杆体材料通常由螺纹钢等材料制成，相应的轴向拉伸应力应变曲线如图10所示。由图10中可知，杆体在整体发生屈服后，其延伸才能有效发挥。此时，工况点近似在a～b，而屈服极限与强度极限之间的应力范围较小，一旦锚杆受到外部作用(如矿震动载等)受力状态接近“强度极限”点，锚杆就可能发生拉伸破断。因此，深井“支护-围岩”局部结构中，锚杆往往临近“强度极限”状态。虽仍然能够发挥效果，但较容易发生破断。
(2)深部锚杆拉伸破断控制机理及途径
“支护-围岩”局部结构控制原理：
深部巷道围岩稳定性主要由“支护-围岩”局部结构控制，该结构的承载能力除了与锚杆、围岩本身力学性质有关外，还有他们之间相关作用效果密切相关。“支护-围岩”相互作用状态有两种：一是限定变形，二是给定变形。限定变形指巷道围岩变形由支护阻力限定，即通过提高支护阻力，实现减小围岩变形量，或者是，随着围岩变形量增大，支护结构承受的载荷增大，支护结构对围岩变形起到限制作用。给定变形是指支护结构受载荷大小取决于围岩变形情况，围岩以变形作用于支护结构，这种情况下支护结构难以阻止围岩变形，只能延缓变形速率。
如图11所示，“支护-围岩”相互作用状态有具有“非法区”，当结构处于高支护力非法区时，满足围岩较小变形量但需要牺牲非常大支护阻力代价，支护阻力难以满足；当结构处于围岩大变形非法区时，虽然支护阻力小，但是巷道围岩变形持续增加，可能造成巷道失稳或功能失效。“支护-围岩”相互作用状态位于A～D，具体来说当A～B范围时，围岩变形量对应的支护阻力接近支护结构能提供的最大支护阻力，此时虽然围岩变形得到了有效控制，但是支护结构承受的载荷较大，锚杆接近或者处于极限工作状态，一旦受采矿震等动载影响，就可能发生锚杆拉伸破断。C～D范围时，巷道围岩变形较大，持续变形可能影响巷道使用想过，但是所需的支护阻力小，锚杆承受的载荷较小，锚杆未能发挥工作效果。B～C范围时，虽然通过牺牲一定的围岩变形量，但是支护结构承受的载荷明显减小，此时锚杆处于弹性状态，不易发生矿震动载拉伸破断。
因此，考虑“支护-围岩”局部结构，实现巷道变形控制和锚杆、围岩稳定的前提是锚杆强度。
实施例3
本实施例的一种深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏控制方法，基于实施例1中深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏判断方法与实施例2中机理。所述控制方法通过“增大锚杆直径或增加支护密度”以及“合理二次支护时机及增加支护强度”两个方面来实现巷道变形控制。
(1)增大锚杆直径或增加支护密度
一方面，从锚杆的屈服载荷公式
可以看出，锚杆的屈服载荷Ps与锚杆直径的平方成正比，对于同一种锚杆材料，直径提高后，其屈服载荷明显提高，如锚杆直径从22mm提高到28mm，其屈服载荷相应的提高了61.9％；另一方面，从锚杆的动载破坏临界条件
间接看出，直径提高后，引起锚杆破断的假想岩体质量增加，减小矿震诱发锚杆动载破坏的可能性。增加支护密度，单个锚杆屈服载荷为减小，但是整体围岩支护强度要求一定的情况下，单个锚杆的支护应力(如预紧力等)减小，同样可以达到引起锚杆破断的假想岩体质量增加目的，对锚杆稳定性提高有利。锚杆直径和密度可以结合传统支护设计方法和动载冲击拉伸破断判据等，确定最优支护参数。
在巷道围岩及外部条件一定情况小，即实际支护阻力一定，增大直径相当于提高单个锚杆最大预紧力，增加支护密度相当于降低单个实际预紧力，因此，增大直径、增加支护密度均有利于提高对于单个锚杆工作范围，提高整体巷道围岩稳定性。
(2)合理二次支护时机及强度
一般情况下，巷道达到稳定前变形量较大，延续时间较长，需要开巷后及时进行二次支护，达到遏制围岩变形的目的。一次支护后由于围岩变形和破坏，容易形成潜在的的假想岩体，二次支护应该在一次支护尚未失效、围岩变形趋于速率稳定时进行，重点对假想岩体进行排查，并根据锚杆的动载破坏临界条件
进行二次支护锚杆长队、直径、预紧力等参数设计。如果在与一次支护相协调的情况下，二次支护即增加支护密度，可以明显提高巷道单位面积锚杆支护强度，以及相对减小假想岩体范围和质量，降低单个锚杆承受的载荷，控制锚杆破断的发生。
一次支护完成后，低支护阻力(或预紧力)能够导致巷道围岩快速变形，同时进一步增加一次支护锚杆的预紧力，在巷道未达到规定变形量之前，再次分析一次支护阻力及锚杆预紧力，评估潜在的假想岩体质量及分布范围，并根据当前围岩限定变形和锚杆动载冲击情况，估算支护阻力迅速实施二次支护，保证前后两次支护的协调性和叠加效果，最终实现“支护-围岩”局部结构的良好工况和稳定。
以上所述仅为本发明的较佳实施例而已，并不用以限制本发明，凡在本发明的精神和原则之内所作的任何修改、等同替换和改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。
Claims (9)
1.一种深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏判断方法，其特征在于，包括如下步骤：
S1、构建几何模型：
基于锚杆或锚索的支护原理，建立“支护-围岩”局部结构简化空间模型；当所述“支护-围岩”局部结构发生破坏，巷道直接顶首先发生破坏，并逐渐向周边扩展；假想直接顶存在处于破坏状态的假想岩体，在锚杆预紧力作用下岩体间无明显间隔或分层现象，锚杆和锚固段未发生破坏，“支护-围岩”局部结构处于悬吊状态；此时，将假想岩体质量计为M，巷道锚杆支护的排距为a、间距为b，直接顶厚度为m，则对于单个锚杆来说，其控制的假想岩体体积不超过a×b×m；按最大估算，假想岩体长度×宽度×厚度＝a×b×m；
S2、构建力学模型并进行相应分析：
S21、对假想岩体受矿震产生震动速度进行分析
当厚硬岩层破断运动或覆岩空间结构失稳诱发矿震，震源能量瞬间释放并在采场和巷道围岩产生不同程度的震动响应；将震源和考察的巷道视为2个独立的“点”，震源在岩体介质中传播的是能量；设震源能量为U，震源距假想岩体中心之间直线距离为r，震源岩体介质的能量衰减是传播路径距离的幂指数衰减函数，表示为：
Ur＝U·r-λ 式(1)；
式(1)中：Ur为距震源直线为r的岩体介质单位能量，λ为传播距离方向上岩体介质综合衰减系数；
假设震源传递至假想岩体的单位能量全部被吸收，则质量为M的假想岩体吸收能量大小Um表示为：
Um＝πρ2·Ur 式(2)；
式(2)中：ρ为质量为M的假想岩体当量半径，设岩体平均容重为γ，考虑质量相等4πρ3γ/3＝M或者4πρ3/3＝abm，估算
假想岩体吸收的能量全部转化成假想岩体的动能，估算假想岩体最大震动速度vm为：
考虑震源与假想岩体的空间关系，估算假想岩体竖直向下的震动速度vv：
式(4)中：β为震源传播方向与垂直方向之间夹角；
S22、对锚杆冲击动载力进行分析
当假想岩体冲击于底部岩体，静止的底部岩体和相连锚杆产生冲击效应；此时假设：假想岩体冲击过程中不发生明显变形，被冲击的托盘及考察构件质量远小于冲击物的质量，冲击后冲击物与被冲击物附着在一起形成统一运动系统，认为只有系统动能与势能相互转化，同时冲击过程中锚杆未发生脱锚和破断现象，并在其弹性变形范围之内；
假想岩体与托盘发生冲击的整个过程，系统减少的重力势能V：
V＝MgΔd 式(5)；
冲击过程中系统减少的动能T：
冲击过程中，托盘受迫与假想岩体一起运动；假定锚杆在冲击过程中产生的应力不超过其弹性极限，动载荷作用下仍然满足胡克定律，因此锚杆增加的动载应变能Vεd：
式(7)中：Pd为锚杆和托盘受到的冲击动载集中力，Δd为锚杆在动载情况下拉伸变形量；
锚杆单独在静载Pj＝Mg和动载Pd作用下，对应的拉伸变形量Δj、Δd分别为：
式中：l为锚杆锚固末端至托盘之间的自由段长度，E、S分别为锚杆的弹性模量和截面面积；
根据冲击过程，冲击物和被冲击物组成系统能量转化守恒关系为：
V+T＝Vεd 式(10)；
联立式(5)～(10)化简并得到Δd和Δj之间关系
求解Pd＝kMg，其中
基于分析得到
则Pd≈2Mg，此时取Pd＝2Mg；
S23、锚杆冲击拉伸破坏力学判据
设锚杆直径为D，施加的预紧力为Ft，矿震引起的动载拉伸力Pd＝2Mg，再根据圣维南原理和截面法，锚杆截面上“叠加”的拉伸应力σtc大小为：
不考虑锚杆其他受力或变形，杆体截面上的各点处于纯拉应力状态；若锚杆极限抗拉强度为[σt]，则锚杆“动-静”载荷拉伸破坏力学判据为：
接着得到锚杆冲击拉伸破坏满足条件：
2.根据权利要求1所述的深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏判断方法，其特征在于，所述步骤S21中，依据式(4)表明：vv大小与矿震能量大小、震源传播距离及路径、以及假想岩体的质量参数有关；在开采条件一定的情况下，采场矿震能量和巷道围岩介质及其顶板破坏特征能够定性分析，因此，能够估算vv大小。
3.根据权利要求1所述的深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏判断方法，其特征在于，所述步骤S22中，Pd的物理意义为：由矿震引起假想岩体运动产生的瞬间、动态、平均集中力。
4.根据权利要求1所述的深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏判断方法，其特征在于，所述步骤S22中，Pd大小的推理过程为：
相对于锚杆预紧力F来说Pd是动态的，
是锚杆静态预紧力的增量；由于影响Pd大小参数涉及锚杆自身因素，同时与矿震能量大小及传播路径和假想岩体参数有关，Pd随着假想岩体的质量增加而增加；同时，当假想岩体突然冒落到托盘，U＝0或vv＝0时，k＝2，Pd＝2Mg；
有矿震动载的其他情况下，U＞0J；当U＞105～106J认为具有矿震诱发巷道冲击危险，r取值几十至上百米、λ＝1.0～2.0、l＜2～3m、β＝0～90°、覆岩平均容重γ＝2.5×103kg/m3，重力加速度g＝9.8m/s2，M的数量级取0～103kg，分析得到
即Pd≈2Mg；
因此，该步骤中，Pd大小取Pd＝2Mg。
5.根据权利要求1所述的深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏判断方法，其特征在于，所述步骤S23中，公式(13)：已知巷道围岩特征和锚杆支护参数，能够校核锚杆的“动-静”条件下工作可靠性；公式(14)：已知巷道围岩特征和部分锚杆支护参数，能够进行锚杆的“动-静”条件下强度或直径的参数选型。
6.根据权利要求1所述的深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏判断方法，其特征在于，所述步骤S23中，根据式(14)可推断：“锚杆是否拉伸破坏”与锚杆的尺寸D以及自身强度[σt]有关，同时还与锚杆预紧力Ft及间排距、顶板围岩影响的参数有关。
7.一种深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏控制方法，其特征在于，基于权利要求1～6任一所述的深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏判断方法；所述控制方法通过“增大锚杆直径或增加支护密度”以及“合理二次支护时机及增加支护强度”两个方面来实现巷道变形控制；其中，所述二次支护时机具体设定在一次支护尚未失效、围岩变形趋于速率稳定时进行。
8.根据权利要求7所述的深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏控制方法，其特征在于，一方面，根据锚杆的屈服载荷公式
锚杆的屈服载荷Ps与锚杆直径的平方成正比；直径提高后，其屈服载荷提高；另一方面，根据锚杆的动载破坏临界条件
当锚杆直径提高，引起锚杆破断的假想岩体质量增加，减小矿震诱发锚杆动载破坏的可能性；至于增加支护密度，在整体围岩支护强度要求一定的情况下，单个锚杆的支护应力减小，引起锚杆破断的假想岩体质量增加，提高锚杆稳定性；至于其中的锚杆直径和密度具体参数根据锚杆“动-静”载荷拉伸破坏力学判据进行选择。
9.根据权利要求7所述的深部巷道锚杆或锚索冲击拉伸破坏控制方法，其特征在于，二次支护在一次支护尚未失效、围岩变形趋于速率稳定时进行，对假想岩体进行排查，并根据锚杆的动载破坏临界条件进行二次支护锚杆长、直径、预紧力参数设计；同时，在与一次支护相协调的情况下，再于二次支护中增加支护密度，提高巷道单位面积锚杆支护强度，以及相对减小假想岩体范围和质量，降低单个锚杆承受的载荷，控制锚杆破断的发生。
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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| CN114233394A (zh) * | 2021-11-26 | 2022-03-25 | 安徽理工大学 | 一种回采巷道围岩监测及支护方法 |
| CN114233394B (zh) * | 2021-11-26 | 2023-10-31 | 安徽理工大学 | 一种回采巷道围岩监测及支护方法 |
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| Publication number | Publication date |
|---|---|
| CN112903480B (zh) | 2024-01-26 |
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