中国云贵川等南方地区广泛分布着近距离煤层群
[1-3]。受上部煤层开采扰动影响,下部煤层开采时普遍面临再生顶板支护困难的难题
[4-6]。由于再生顶板强度低、破碎度高,常规锚杆支护难以实现有效控制。因此,探究再生顶板的稳定性控制方法,对于保障近距离煤层的安全开采及巷道稳定具有重要意义
[7-9]。
在巷道破碎顶板控制方面,中外学者取得了丰富的研究成果。Zhang
[10]研究了弱胶结围岩的应力分布和演化特征,并通过U形钢配合柔性锚杆对再生顶板进行了控制。He等
[11]与Fan等
[12]分别从定量分析与数值模拟角度,深化了对破碎围岩裂隙演化规律的认识。Pan等
[13]通过改变水灰比和锚杆数量,研究了注浆试件的宏观力学响应与裂纹扩展模式。宋天奇等
[14]通过相似模拟试验结合数值模拟等手段,揭示了再生顶板运移规律及浆体充填时机。马文强等
[15]与池小楼等
[16]分别利用数值模拟和综合试验手段,深入分析了注浆锚固对再生顶板稳定性的影响及其采动力学行为。朱永建等
[17]则从微观尺度揭示了注浆固结机制,为宏观力学性能提升提供了微观解释。曾一凡等
[18]开展不同破碎岩石粒径、浓度的破碎岩石注浆试验,深入研究了浆液的流动扩散规律。这些研究为再生顶板的稳定性控制提供了坚实的理论与技术支撑。
在锚杆锚固机理研究方面,相关成果同样显著。Xia等
[19]通过理论分析研究了锚杆与围岩相互作用机理,并改进了协同作用锚固理论。Teng等
[20]通过室内物理模拟和计算机断层(computed tomography,CT)扫描试验,直观呈现了锚杆在层状岩体内部的加固作用机理。Zhang等
[21]通过配合比试验和强度试验研究了高性能注浆材料配合锚杆对软岩隧道的变形控制机制。王凤云等
[22]通过相似模型试验,研究了长短锚杆对深埋隧道软弱围岩锚固效果的影响。万军利等
[23]通过室内试验和现场试验,研究了预应力钢锚管注浆锚索力学特性,开发了边坡复合加固方法。李军臣等
[24]研究了冲击动载作用下不同预紧力锚固体的动态力学性能和变形破坏过程。刘少伟等
[25]针对捻距参数进行了深入研究,揭示了其对锚索锚固力的影响机制。刘洪涛等
[26]采用理论分析及数值模拟的方法,研究了支护阻力对巷道围岩塑性区尺寸的影响。姜明伟等
[27]通过锚杆拉拔试验,优化了锚杆肋间距和肋高,提出了“吸能锚杆-低阻抗混凝土注浆-喷浆-挂网”组合支护技术。这些工作系统性地完善了锚杆锚固的理论体系,并为支护参数设计提供了重要参考。
尽管前人的研究奠定了坚实基础,但仍有需要深化之处:其一,现有研究多集中于分析单一或少数几个因素的作用,缺乏将锚杆长度、数量、直径等关键支护参数进行系统组合与对比,未能量化各因素对岩体强度影响的主次顺序,导致在实际支护设计中缺乏明确的参数优化依据。其二,针对再生顶板这类特殊介质,其内部裂隙在锚固支护作用下从萌生、扩展到贯通的演化规律尚不清晰。鉴于此,在已完成的配比优化研究基础上,现采用正交试验法,系统设计并制作加锚胶结试件对此进行研究,以探究再生顶板的合理支护参数及其裂隙演化规律。
1 试验方法
1.1 试验设计的背景
在开采近距离薄煤层群时,上覆薄煤层开采完后顶板垮落并重新压实,与上覆薄煤层的底板一起组成下部薄煤层的顶板,通常被称为再生顶板。如
图1所示,再生顶板强度低,较为破碎,且极易在回采扰动影响下出现巷道变形、顶板冒落等问题,需要对其进行注浆加固并结合锚杆锚网进行支护控制,以保证巷道的正常使用。
1.2 试验方案设计
试验通过控制锚杆数量、锚杆直径、锚深比和有无锚网4个因素变量,研究各因素对胶结试件单轴抗压强度的影响及其作用强弱。锚杆选用304不锈钢材质螺杆,直径为6、8、10、12 mm。锚网选用304不锈钢材质金属网,丝径0.5 mm,方孔3.7 mm。采用正交实验法设计试验方案,以试件单轴抗压强度作为考察标准,以锚杆数量、锚杆直径、锚深比和有无锚网作为试验因素(
A、
B、
C、
D),得到正交实验表,具体如
表1和
表2所示。
1.3 试件的制备
根据引言中提到的前期研究工作得到的配比优化结果
[28],试验采用的水泥为P·S·A32.5矿渣硅酸盐水泥。粗骨料取自煤矿现场产生的煤矸石,粒径为5~8 mm。细骨料为2.5细度模数标准中砂。水是符合标准的本地自来水。试件的水灰比为0.45,具体配比为水∶水泥∶煤矸石∶砂子=220∶489∶1 015∶676。根据
表2正交实验表中设计好的试验方案制作试件。首先称量相应的试验材料并进行充分搅拌,然后将已搅拌均匀的试验材料装入规格为150 mm×150 mm×150 mm的模具中并进行充分振捣填实。为避免后期钻孔加锚产生不可控的裂隙对试验结果造成较大的影响,故采用预埋的方式施加锚固手段。锚网的长×宽×高为140 mm×140 mm×150 mm,在试件中居中布置。每种方案制作3个试件,待试件初凝后拆模,并养护28 d。具体如
图2所示。
1.4 试验装置及方法
试验采用AEwin-USB型声发射监测系统采集记录声波数据,采用湖南科技大学的RMT-150C岩石力学试验系统进行单轴压缩试验。采用控制行程的方法,行程加载速率为0.02 mm/s,加载至试件完全破坏。加载时同步启动声发射监测系统,记录加载过程中试件产生的振铃计数和声波能量。具体如
图3所示。
2 试验结果与分析
2.1 抗压强度
所有试件加载完成后,通过计算得到各试件的单轴抗压强度值,对抗压强度数据进行正交实验结果处理得到
表3。
从
表3可以得到,在锚杆数量因素中,两根加锚的试件比单根加锚的试件单轴抗压强度提高了49.7%,3根加锚的试件比两根加锚的试件单轴抗压强度减少了6.3%。在锚杆直径因素中,锚杆直径8 mm的加锚试件比锚杆直径6 mm的加锚试件单轴抗压强度提高了5.1%,锚杆直径10 mm的加锚试件比锚杆直径8 mm的加锚试件单轴抗压强度提高了3.5%,锚杆直径12 mm的加锚试件比锚杆直径10 mm的加锚试件单轴抗压强度提高了0.5%。在锚深比因素中,锚深比2∶3的试件比锚深比1∶3的试件单轴抗压强度提高了9.3%,全贯通的试件比锚深比2∶3的试件单轴抗压强度减少了8.0%。在锚网因素中,布置有锚网的试件比无锚网的试件单轴抗压强度提高了14.5%。所以,最优方案为
A2B4C2D2,即锚杆数量2根,锚杆直径12 mm,锚深比2∶3,布置有锚网配合制作的试件单轴抗压强度最高。绘制出因素—指标趋势图作进一步分析,具体如
图4所示。
在锚杆数量因素中,k2>k3>k1,说明试件的单轴抗压强度随着锚杆数量的增加先增大然后略微减小。在此试件尺寸基础上,锚杆会对试件的加锚面产生一定的锚固约束作用,随着锚杆加锚数量的增加,试件受到的锚固作用会随之增强,当锚杆增加到一定数量时,锚杆对试件的锚固约束作用达到一个极限,此时继续增加锚杆加锚数量不会对试件的单轴抗压强度起到提升的作用,反而会造成试件单轴抗压强度的降低。
在锚杆直径因素中,k4>k3>k2>k1,说明试件的单轴抗压强度随着锚杆直径的增大缓慢增大。在此试件尺寸基础上,随着选用的锚杆直径逐渐增大,锚杆的抗剪能力和抗拉拔能力也会随之增加。并且,锚杆直径越大,与试件的接触表面积也越大,使得锚杆与试件间的胶结力随之增大,锚杆对试件的加锚面起到的锚固约束作用也随之增强。
在锚深比因素中,k2>k3>k1,说明试件的单轴抗压强度随着锚深比的增加先增大后减小。试件发生破坏时多为X状共轭斜面剪切破坏,锚深比为1∶3的锚杆处于试件侧面的易剪切破坏区域,发挥的锚固作用有限。当锚深比增加到2∶3时,锚杆能够锚固到试件中心的核心区域,此时能够起到较好的锚固作用。当全贯通加锚时,锚杆穿过试件中心的核心稳定区进入另一侧面的易剪切破坏区域,相较于锚深比为2∶3的情况,受到了更大的剪应力,使试件较早发生破坏。
在锚网因素中,k2>k1,说明布置锚网能够使试件的单轴抗压强度略微提升。当试件布置有锚网时,随着轴向应力的不断增大,试件发生横向扩容变形现象,此时锚网会约束试件的横向扩容变形,起到一个被动式围压的作用,但因其约束力不足以完全限制扩容,锚网会随着试件的扩容变形产生相应的柔性变形并持续提供给试件一个逐渐增强的横向约束力,并且锚网能够兜住破碎的岩块使其不会脱落,岩块在摩擦力的作用下相互咬合,从而导致试件的抗压强度得到一定的增大。
2.2 不同加锚数量试件应力及能量特征
由
表3中可知,
RA>
RD>
RC>
RB,影响试件抗压强度的主要因素为锚杆数量,其次为有无锚网,再次为锚深比,最后为锚杆直径。结合
图4可以看出,锚杆数量此因素在不同水平时抗压强度值波动较大,表现出较强的敏感性,而其他3个因素在不同水平时抗压强度值波动较小,对单轴抗压强度表现出的敏感性较差。说明锚杆数量对于试件的单轴抗压强度影响较大,相对而言,另外3个因素对于试件的单轴抗压强度影响不明显。据此绘制试件在不同加锚数量下的应力曲线、振铃计数曲线及能量曲线,从应力及能量角度对不同加锚数量试件做进一步分析,具体如
图5所示。
由
图5可以得到,当试件单根加锚时,振铃计数峰值比应力峰值提前了70 s,当试件两根加锚时,振铃计数峰值比应力峰值提前了5 s,当试件三根加锚时,振铃计数峰值比应力峰值提前了50 s。说明适当提高加锚数量能够限制试件裂隙的发育速度,若加锚数量过多,反而对限制试件裂隙发育起到较差的效果。
根据声波监测系统监测到的振铃计数曲线可以得到,当试件单根加锚时,振铃计数峰值为12 400次。当试件两根加锚时,振铃计数峰值为38 000次。当试件三根加锚时,振铃计数峰值为21 500次。振铃计数峰值随着加锚根数的增加呈现先增大后减小的趋势。根据声波监测系统监测到的累计能量曲线可以得到,单根加锚的试件的累计能量为1.98×106mV·ms,两根加锚的试件的累计能量达6.8×106 mV·ms,三根加锚的试件的累计能量达2.85×106 mV·ms。累计能量随着加锚根数的增加也呈现先增大后减小的趋势。说明适当增加锚杆数量能起到较好的锚固效果,此时试件能承受更大的应力,当其达到屈服强度进入塑性破坏阶段时,会产生更多的裂隙并释放出更多的能量。
2.3 不同加锚数量试件破坏特征
如
图6所示,试件加锚面破坏形态与加锚数量有关,主要分为3种情况:锚杆单根加锚时,试件呈X状共轭斜面剪切破坏,试件的锚固面破坏严重,锚杆四周出现较多的裂隙,单根加锚不足以控制锚固面保持较好的稳定性,只能锚固住锚杆周围较小的区域,锚杆锚固作用有限。锚杆两根加锚时,试件呈X状共轭斜面剪切破坏,试件的锚固面保持一定的完整性,两根锚杆之间裂隙发育程度较弱,锚杆控制加锚面取得了较好的锚固效果,锚固住了中心区域使试件锚固面保持稳定。锚杆三根加锚时,试件呈现Y状斜面剪切破坏,试件的锚固面整体完整性较好,但是整个锚固面的裂隙发育程度较高,左侧锚杆被竖向裂隙贯通而失效破坏,中间锚杆因主斜裂隙贯通而失效破坏,右侧锚杆周围密布细小裂隙,相较而言锚固面较为完整,锚杆起到了较好的锚固作用。
如
图7所示,试件侧面破坏形态与锚深比有关,主要分为3种情况:锚杆锚深比为1∶3时,试件呈X状共轭斜面剪切破坏,由于锚杆锚固深度不足,在发生剪切破坏时锚杆随剥离的岩块一起脱落,锚杆没有发挥足够的锚固时间就脱落失效,锚杆锚固效果较差。锚杆锚深比为2∶3时,试件呈Y状斜面剪切破坏,锚杆锚固至试件中心区域提供了一定的抗剪力,使得锚固区域不易发生剪切破坏,主控裂隙经由锚杆底部贯通,锚杆发挥了足够长的锚固时间直到试件整体破坏,加锚面锚固效果也因此较好。锚杆锚深比为1∶1时,试件呈层状拉伸破坏,在锚杆锚固力的作用下,锚杆周围锚固区域对加载时产生的压剪力有足够强的抵抗,裂隙由离锚杆较远的区域发育并上下贯通并逐渐向中心区域发育,使得试件出现层状剥离的情况,锚杆发挥了足够长的锚固时间直到试件整体破坏,但因为无法从加锚面的相对面泄压,导致加锚面破坏较为严重,加锚面锚固效果较差。
3 数值模拟分析
3.1 数值模型的建立
为了分析不同加锚数量对试件单轴压缩时裂隙演化规律的影响,建立了PFC颗粒流数值模型。扫描煤矸石轮廓绘制几何图形并导入PFC中生成粗骨料clump,利用颗粒生成细骨料ball。通过计算粗细骨料的体积确定了数值模型的clump-ball比例和孔隙率。根据试件尺寸确定模型尺寸为150 mm×150 mm。在PFC数值模拟参数标定方面,试错法虽然有耗时较长的缺点,但因其力学特性结果以及宏观破坏结果与试验结果一致的优点,逐渐成为主流方法
[29-31]。即通过不断调整PFC数值模型细观参数,使得数值模拟的应力应变曲线以及破坏与试验结果达成一致,即可视为参数标定完成。根据上述方法确定了数值模型力学细观参数,具体如
表4所示。数值模拟结果如
图8所示,与前述试验结果基本一致。
3.2 裂隙发育特征
图9为试件裂隙数量累计曲线,可知,在应变0.007 5附近裂隙开始初步发育,此时出现少量的剪裂隙,随着加载应力的持续增加,裂隙处于稳定发育阶段,裂隙总数量增长比较平缓,基本以剪裂隙发育为主。在应变达到0.012 5后,裂隙进入加速发育阶段,裂隙总数量增长加快,多数为剪裂隙发育,拉裂隙开始初步发育。在应变达到0.017 5后,裂隙进入充分发育阶段,此时裂隙总数量大幅度增长,剪裂隙和拉裂隙都出现快速增长的现象,数量上还是以剪裂隙占多数,小部分为拉裂隙。在应变值达到0.02附近,试件进入破坏阶段,在此阶段试件已达到屈服强度完全破坏,由于试件破坏释放掉能量应力开始减小,裂隙总数量继续保持较快增长但增长幅度开始放缓。
3.3 裂隙演化规律
由
图10可以看出,在裂隙稳定发育阶段,裂隙发育速度较为缓慢,裂隙数量出现较少,此时在粗骨料和细骨料的胶结部位出现蓝色剪裂隙。随着裂隙进入加速发育阶段,裂隙发育速度开始加快,试件的剪应力区域出现细密的蓝色剪裂隙且大多出现在粗骨料和细骨料的胶结部位,少量红色拉裂隙也开始初步发育。当裂隙进入充分发育阶段,裂隙发育速度开始大幅加快,试件中大量的蓝色剪裂隙发育并相互贯通,部分裂隙开始出现在粗骨料部位,此时伴随有一定数量的红色拉裂隙产生。当进入试件破坏阶段,裂隙发育保持着较快的速度,此时已贯通的裂隙逐步拓展为裂缝且试件剪力区不断产生新的裂隙并持续相互贯通,应力得到释放泄压,在裂缝拓展过程中伴随有红色拉裂隙产生。
通过观察裂隙演化发育的过程可以看出,不同加锚数量的试件进行单轴压缩试验均呈现X状共轭剪切破坏。当试件单根加锚时,锚固力作用在试件最中心区域,对于裂隙的发育影响较小。当试件两根加锚时,在两根锚杆的中间形成锚固区限制此区域的裂隙发育,裂隙先在两侧区域发育贯通,再逐步向中心区域发育贯通,当裂隙发育贯通至锚杆锚固位置时才能造成锚杆锚固失效,锚杆起到锚固作用的时间较长,较好地发挥了锚杆锚固作用。当试件三根加锚时,三根锚杆之间形成锚固区,裂隙由两侧区域发育并贯通,再逐步向中心发育贯通,两侧锚杆由于过于靠近两侧边界,会较快地因裂隙贯通而造成锚固失效,此时只剩中心锚杆起到锚固作用,锚固效果反而不如两根加锚。
4 讨论
通过数值模拟结合试验结果分析可知,试件强度随锚杆数量增加呈现先显著提升后略微下降的趋势。这一现象可归因于锚杆在试件中形成的“有效约束区”与“应力干扰区”之间的动态平衡。当锚杆数量为2根时,能够在试件内部形成一个相对完整且对称的强化骨架,有效分担外部荷载,并约束内部裂隙的扩展,从而显著提升整体承载能力。然而,当锚杆数量增加至3根时,过密的锚杆布局可能导致两个负面效应:其一,锚杆对完整岩样的切割效应加剧,在一定程度上削弱了试件的原生强度;其二,多根锚杆在受力过程中可能产生应力场的重叠与干涉,导致局部应力集中,反而成为潜在的破坏起点,这一点在数值模拟中三根加锚试件两侧锚杆过早失效的现象中得到了印证。因此,锚杆加固存在一个“最优数量”或“门槛效应”,并非越多越好,其核心在于形成最优的空间协同约束,而非简单的材料堆砌。
敏感性分析显示,锚杆直径、锚深比和锚网对试件强度的单独影响相对较弱。但这并不意味着它们在工程实践中可以忽略不计。首先,锚杆直径的增加能提升锚杆本身的抗剪与抗拉拔能力,但在本文试验的试件尺度下,其提供的增量约束相对于锚杆数量带来的结构效应而言是次要的。然而,在现场大尺度工程中,锚杆直径的增大对于控制大范围岩体变形、防止杆体被剪断至关重要。其次,关于锚深比,发现锚深比为2∶3时效果最佳。锚深比过小则锚固端未深入核心承压区,易在浅部剪切滑移中失效;而全贯通锚杆虽能提供更长的锚固路径,但其自由端暴露于另一侧的破坏区,在剪切作用下更易成为应力集中和裂隙贯通的通道,这与王凤云等
[22]关于长短锚杆在深部围岩中差异化作用的研究结论对应。最后,锚网的作用主要体现在峰后阶段,通过兜裹碎块、提供摩擦和柔性约束来维持峰后残余强度,抑制脆性破坏,其对于保障巷道安全而非单纯提高峰值强度更具实际价值。因此,在工程设计中,应在优先确定最优锚杆数量的基础上,综合考虑成本与效益,合理配置其他支护参数。
5 结论
(1)通过正交试验得到了不同支护因素的最优水平,锚杆数量2根,锚杆直径12 mm,锚深比2∶3,布置有锚网配合锚固的试件单轴抗压强度最高。试件单轴抗压强度随着锚杆数量的增加先增大后减小,随着锚杆直径的增大随之逐渐增大,随着锚深比的增加先增大后减小,布置锚网能够提高试件的单轴抗压强度。
(2)通过敏感性分析得到锚杆数量此因素在不同水平时抗压强度值波动较大,表现出较强的敏感性。锚杆加锚数量对单轴抗压强度影响较大,另外3个因素对单轴抗压强度影响不明显。
(3)通过分析应力-时间、振铃计数-时间、累计能量-时间曲线,发现适当提高加锚数量能够限制裂隙的发育速度并起到较好的锚固效果,此时试件能承受更大的应力,当达到屈服强度进入塑性破坏阶段时,会产生更多的裂隙并释放更多的能量。
(4)通过颗粒流数值模拟得到,在试件的破坏过程中,剪裂隙起主导作用,试件发生剪切破坏时,裂隙先在两侧区域发育贯通,再逐步向中心区域发育贯通,直到裂隙发育贯通至锚杆锚固位置时造成锚杆锚固失效,两根加锚时锚杆起到锚固作用的时间较长,裂隙较慢发育到锚杆位置,起到了较好的锚固作用。
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