毕业论文-永煤集团城郊煤矿1.2Mt-a新井设计

第页专题部分综放沿空掘巷煤柱留设数值模拟研究摘要：为了防止煤柱冲击矿压的现象，提高回采率，采用UDEC3.1进行数值模拟，分析了沿空掘巷上区段工作面煤体内应力变化，以及小煤柱煤巷变形破坏规律，最终确定出合理的小煤柱宽度并应用于工程实践。关键字：综放沿空掘巷数值模拟窄煤柱1引言中国是世界上煤炭资源最丰富的国家之一。据不完全统计，我国煤炭探明总储量在9000亿吨以上，居世界前列，已知含煤面积55万多平方千米，煤种齐全，煤层赋存条件多种多样，煤矿开采条件复杂。据统计表明，在我国一次能源生产和消费中，煤炭资源占75%，在未来的2050年中，我国一次能源生产和消费以煤为主的格局不会改变[1]。从20世纪50年代开始，国内外展开了沿空掘巷的无煤柱护巷技术的试验研究，对无煤柱护巷的矿压显现规律及围岩控制进行了系统研究，取得了大量的成果，推动了沿空掘巷技术的发展。1.1沿空掘巷研究意义我国煤矿每年新掘巷道约1.3万km，其中受采动影响的煤巷约占80%[2]。沿空掘巷是在第一个工作面采空区岩层活动基本终止，回采引起的应力重新分布趋于稳定后，沿采空区边缘掘进回采巷道，巷道位于应力降低区，采用宽度较小的煤柱和合理的支护技术可以保证巷道在掘进及其掘进后围岩变形较小。沿空巷道只经历一次采动影响，其应力环境和维护条件由于沿空留巷，所以我国无煤柱护巷大部分采用沿空掘巷。综放沿空掘巷工作面煤层为厚煤层、采高大，受采空区侧向支承压力作用，下区段煤体边缘形成的破碎区和塑性区的宽度大于薄及中厚煤层，因此，综放沿空掘巷一般处于塑性区及破碎取煤体中[3]。通过数值模拟对综合机械化放顶煤沿空掘巷研究，对提高煤炭回采率、井下作业人员安全及建设矿井高产高效矿井具有重要的意义。1.2国内外研究现状国内外学者在沿空掘巷研究方面做了大量工作，主要体现在以下几个方面：①合理煤柱留设的研究；②综放沿空掘巷矿压显现规律的研究；③沿空掘巷围岩控制与支护技术的研究。1.2.1国内沿空掘巷研究状况王卫军，侯朝炯，柏建彪等人根据砌体梁理论，老顶以给定变形方式作用十综放沿空巷道围岩，应用能量原理分析了巷道围岩的变形机理，建立了巷道顶煤的力学模型，运用变分法对老顶给定变形下顶煤的变形进行了初步求解，并对顶煤下沉量与支护阻力、煤体弹性模量、巷道宽度的关系进行了探讨[4]。靖洪文，王猛，汪小东，张春宇等采用数值模拟方法，利用FLAC3D计算程序系统模拟了留设5m煤柱护巷时回采巷道围岩和小煤柱应力演化过程，对无支护、有支护情况下的巷道顶、底板及两帮的应力分布特征，巷道围岩位移特征和沿空煤巷围岩破坏区演化规律进行了对比分析。为保证综放沿空煤巷的稳定提供了理论与技术依据[5]。李学华，张农，侯朝炯用理论分析和数值计算方法研究了综采放顶煤面沿空巷道的围岩稳定性，分析了影响掘巷位置的几个因素—老顶岩层垮落特征、直接顶和煤体变形特点及采空侧支承压力分布规律，提出了沿空巷道的合理位置。研究成果应用于兴隆庄煤矿5318综采放顶煤面沿空巷道描杆支护，并取得了成功[6]。此外，李德海，李东升，宋长胜以弹塑性力学为基础，建立了条带设计弹性理论的复变函数模型，使用弹性理论的复变函数方法计算了条带开采时采空区周围的应力分布，进而推导出在特定的地质条件下，条带开采时所需留设的煤柱宽度的理论公式；并以弹塑性力学为基础，结合应力平衡微分方程和库仑准则求出了保留条带煤柱的应力极限平衡区宽度及其理论公式，对极限平衡理论进行了修正。近年来国内外学者在应用有限元进行煤柱受力与屈服行为分析方面，也做了不少尝试，包括:考虑材料硬化建立了弹塑性模型；应用塑性增量理论采用了概化的VonMises屈服准则;建立了考虑煤层界面效应的本构模型；采用理想弹塑性模型提出了Coulomb-Mohr流动函数;考虑煤岩组成的复杂性和材料特性的变异性采用了基于“单兀材料弹性、单元变化随即”的唐氏模型及其RFPA软件等。1.2.1国外沿空掘巷研究现状Gaddy等人首次把实验室确定的煤岩试块强度应用十煤柱强度计算，提出了Hollad-Gaddy公式。Obert-Dwvall/Wang根据硬岩弹性力学理论提出了适用十煤柱高宽比为1/8的Obert-Dwvall/Wang公式。核区强度不等理论。格罗布拉尔把煤柱核区强度与实际应力联系在一起，从而确定核区内不同位置的强度，提出了用十长条煤柱的破坏包络面计算公式，但因其常数复杂，降低了实用性。1.2.3煤柱稳定性分析从国内外研究发展趋势总体来看，留设煤柱护巷的方式受各种条件限制，主要有两种趋势，一种为宽煤柱方式，目的是为了避开压力峰值，减少对巷道的破坏;另一种为窄煤柱或无煤柱留巷方式，两者在不同条件下都有比较广泛的应用，研究与发展水平也各具特色。国内外采用多种手段从不同角度研究应力分布和变形与破坏状态是分析煤柱稳定性的重要依据。国内外在这方面做过许多现场观测、试验研究和理论研究。谢和平等提出了煤柱的破坏失稳是典型的非线性过程；崔希民、缪协兴应用从属面积法分析原理，得出倾斜煤层条带煤柱应力表达式，认为剪应力对煤柱强度和稳定性有影响；高玮通过极限平衡法分析了煤层倾角对煤柱稳定性的影响等。此外，非线性科学理论在矿业工程领域得到了越来越广泛的应用，如神经网络理论已经应用十岩体力学参数的预测、地表沉陷及其建筑物损害程度的预测等方面;突变理论是用来研究不连续现象的一门新兴非线性学科，在采矿工程等学科也得到广泛的应用。中国矿业大学侯朝炯教授提出用沿空掘巷围岩大、小结构的稳定性原理指导综放沿空掘巷的实践，作为综放沿空掘巷锚杆支护成功的应用理论依据。湖南科技大学朱川曲根据围岩稳定性影响因素的隶属函数，建立了综放沿空掘巷围岩稳定性分类模型，为综放沿空掘巷支护方式、支护参数的合理选择及施工和管理提供了依据。西安科技大学张嘉凡、石平五根据郭家湾煤矿的实际情况，采用有限元仿真试验模拟方法，对煤柱群及顶板稳定性进行弹塑性分析，提出了弹性核的消失是煤柱丧失稳定性的标志，并指出合理的煤柱留设对采场的围岩变形控制起决定性作用，不适当地多留煤柱，既降低了采出率，支撑着更大范围的上覆岩层悬不垮，增加了大面积垮落灾变的可能性。图1-1为沿空掘巷力学模 图1-1为沿空掘巷力学模型1.2.4综放沿空掘巷矿压显现规律研究国内外学者对沿空掘巷矿压显现规律的研究，主要表现在:①研究了采空区侧向支撑压力分布规律，指出留窄煤柱沿空掘巷巷道位置处十侧向支承压力峰值附近，因此，留窄煤柱沿空掘巷不仅在掘进期间围岩强烈变形，在掘后稳定期间仍保持较大的变形速度；②综放工作面沿空掘巷，由十煤层采放厚度大，冒落计石和剩余浮煤难以充满采空区，老顶下沉并在采空区边缘发生断裂，煤体上的顶板弯曲并以一定角度向采空区倾斜，侧向支承压力向煤体内转移，在顶板弯曲下沉、支承压力转移过程中，边缘煤体被破坏，形成一定厚度的破碎区，煤柱承载作用较小，同时在煤体边缘一定范围内形成应力降低区，为沿空掘巷创造了有利条件；③留窄煤柱改善巷道掘进条件，对加快掘进速度以及隔离采空区是有利的。1.2.5综放沿空掘巷支护状况研究综放工作面上、下两巷的支护形式和维护状况直接关系到综放工作面产量、效率、效益、采出率的提高和安全状况的改善。我国过去两巷长期使用金属支架，由于金属支架属于被动支护，支护阻力一般偏低，造成巷道维护困难，安全状况恶化，特别是回采工作面上、下端头和超前支护复杂，严重影响了回采工作面的推进速度，影响了综放生产能力的发挥。近期，我国高强度、超高强度树脂锚固锚杆支护系统和小孔径锚索的试验成功，开创了综放实体煤巷道支护技术的新局面。国内高地应力巷道一般采用二次支护理论，即巷道支护分两次进行，一次支护在保持巷道稳定的前提下，允许围岩有一定的变形以释放压力;隔一定的时间后实施二次支护，保持巷道的长期稳定。但是，这种理论目前已遇到了极大的挑战，在深部动压影响区、构造应力带、软岩破碎带等地点，采用二次支护后仍出现变形破坏等问题，甚至需要三次、四次支护，巷道周而复始地发生破坏，围岩变形长期得不到有效控制。1.2.6综放沿空掘巷工程实践研究1）辽宁工程技术大学的张宝安，黄明，梁宏友等人通过对窄煤柱护巷机理的数值模拟分析以沈阳煤业集团红阳矿的“孤岛”工作面为例，基于岩体的渐近损伤模型，应用RFPA程序计算分析了不同尺寸护巷煤柱的变形场和应力场。着重探讨了窄煤柱沿空掘巷的护巷机理。研究结果表明了护巷煤柱宽度对回采巷道的围岩变形有很大的影响，当煤柱宽度为3-5m时巷道最容易维护[7]。2)中国矿业大学柏建彪，侯朝炯利用数值计算分析，研究了综放沿空掘巷围岩变形及窄煤柱的稳定性与煤柱宽度、煤层力学性质及锚杆支护强度之间的关系，提出了(1)采用高强度锚杆支护的窄煤柱具有较大的支撑作用，是沿空掘巷围岩的一个重要承载结构，窄煤柱失稳必然导致巷道难以维护，窄煤柱与顶板控制同等重要。(2)合理的窄煤柱宽度应能保证巷道变形量较小、使煤柱中部能存在位移量较小、目_稳定的部分。合理的窄煤柱宽度为:软煤4-5m，中硬煤3-4m。(3)提高锚杆支护强度对窄煤柱稳定的作用随煤层力学性质及煤柱宽度而变化。提高锚杆支护强度对软煤中宽度为4-7m煤柱及中硬煤中宽度为4m煤柱的稳定性作用较大，对软煤中3m宽度以下煤柱及中硬煤中其他宽度煤柱的稳定性作用较小；提高锚杆支护强度对软煤煤柱稳定性的作用显著大于对中硬煤煤柱稳定性的作用。3）杨同敏等人通过对潞安矿务局王庄矿4320综放面留5m窄煤柱的锚网支护实践分析认为:掘进影响期巷道围岩变形量小，累计变形量顶底板38.06mm，两帮为32.46mm，最大变形速度顶底为5.3mm/d，两帮为1.61mm/d掘进50m后趋于稳定[8]。窄煤柱综放开采技术在我国经过二十多年的发展，取得了一定的成功，目前的研究多集中在采场上覆岩(煤)层的活动规律，如关键层理论和砌体梁理论的提出和优化，而对综放开采巷道上方煤层的支承压力分布规律及矿压显现规律等的系统研究较少，理论还不够成熟。1.3本论文的研究内容本课题主要以综放工作面沿空掘巷窄煤柱为研究对象，针对窄煤柱的受力变形规律计算机数值模拟分析从而（1）分析沿空掘巷的围岩应力分布演化规律及巷道围岩变形规律；（2）通过模拟不同煤柱宽度时，巷道围岩应力分布规律和巷道变形规律，对模拟结果进行分析，确定出最合理的煤柱宽度，以提高资源采出率；（3）根据所确定的合理煤柱宽度对不同支护方式和参数进行模拟分析，提出合理的支护方案。既提高煤炭的采出率，又节省矿井支护经济消耗。

2不同宽度煤柱下巷道围岩变形与破坏数值模拟2.1数值模拟软件简介UDEC(UniversalDistinctElementCode)是一种基于非连续体模拟的离散单元法二维数值计算程序。它主要模拟静载或动载条件下非连续介质(如节理块体)的力学行为特征，非连续介质是通过离散块体的组合来反映的，节理被当作块体间的边界条件来处理，允许块体沿节理面运动及回转。单个块体可以表现为刚体也可以表现为可变形体。UDEC3.10提供了适合岩土的7种材料本构模型和5种节理本构模型，能够较好地适应不同岩性和不同开挖状态条件下的岩层运动的需要，是目前模拟岩层破断后移动过程较为理想的数值模拟软件。UDEC离散单元法数值计算工具主要应用于地下岩体采动过程中岩体节理、断层、沉积面等对岩体逐步破坏的影响评价。离散元法的基本原理和特点：离散元法以受节理裂隙切割或分立的块体为出发点，将研究区域划分为单元。单元因受节理等不连续面控制，在运动过程中，单元节点之间可以分离，即一个单元与相邻节点可以分开。单元之间的相互作用力可以根据力和位移的关系求出，而个别单元的运动则完全按该单元所受的不平衡力和不平衡力矩的大小，按牛顿运动定律求出。在UDEC中，块可以是刚性的或者是变形的，接触是变形的，它既适用于小位移、小应变，也适用于大位移、大应变；材料可以是线性的，也可以是非线性的；材料可以是松散的，也可以是密实的；适用于少数块体，也适用于多数块体，还适用于断裂和非断裂两种情况。这次计算所用的UDEC是二维离散元数值计算程序，它应用于计算机计算，主要包括两方面的内容：一是离散的岩块允许大变形，允许沿节理面滑动、转动和脱离冒落；一是在计算的过程中能够自动识别新的接触。二维的UDEC既可以用于解决平面应变问题，也可以用于解决平面应力问题。UDEC可以定量地分析任何一点的应力、应变、位移状态，并可以对其进行全程监测，所有的工作均可以以直观化的图像和数据表述。分析问题简洁直观明了。UDEC同其他的离散元方法相比有更多的适用性和优点，Cundall和Hart在概括了几种不同的离散元方法和极限平衡方法的特性，显示出UDEC不同凡响的超众之处。UDEC是应用基于拉格朗日的显示差分法求解运动方程和动力方程；在离散元计算中仍然满足动量守恒定律。UDEC中有多种材料模型，如摩尔—库仑模型、零模型(模拟开挖)和节理模型，适用于不同的岩土介质。同时UDEC可以很好地用“struct”模拟各种不同的支护系统，如喷射混凝土、金属支架、锚杆、桁架锚杆、锚杆的端锚和全锚以及锚杆和拉杆的预紧力等，这是其他软件所做不到的。国内外实用经验证明，UDEC于工程实际问题的解决，于研究设计工作都很有裨益，是被证实为一种很好的数值计算软件，是解决岩土工程问题的理想工具。2.2模型建立根据巷道边界条件、煤层顶、底板情况及倾角，确定了实体煤巷道的计算模型，据此分析实体煤巷道受采动影响时巷道围岩变形破坏规律。(1)模型模拟几何尺寸:xy=170m×80m(2)模型边界条件:巷道完全在实体煤中掘进，左侧为工作面，右侧为实体煤，上下两侧各为岩层，岩层性质根据柱状图确定。整个模型在左、右及下部均为固定边界，没有水平位移，即Sx=0。为了计算更加准确，更加符合实际条件，划分网格时，巷道开掘位置附近要加密。在模型上部施加垂直应力，应力大小为:P=(埋深一模型以上岩层高)x平均容重=(304-54)x2.5/100=6.25Mpa(3)计算模型方案及模拟过程计算方案:由于实体煤巷道受力条件比较简单，主要是模拟不同宽度下沿空掘巷窄煤柱应力演变规律及受力变形规律。 图2-1沿空掘巷数值模拟模型4)计算参数的选取根据现场实际情况，取下列参数及相关资料，确定模型材料计算力学参数如表所示。表2-1模型材料计算力学参数(5)计算模型方案:根据煤层条件及现场实际应用的可行性，本次计算在其他条件不变的情况下计算分析不同宽度时煤柱破坏状况，共设计了5个计算模型。对于煤体一一小煤柱巷道分别模拟宽度为1m,3m,5m,8m,10m时巷道围岩及煤柱的破坏情况。2.3模拟过程首先开采上区段工作面，然后根据煤柱的大小确定沿空巷道开挖的位置，为了计算准确更加符合实际条件，在开挖巷道周围位置附近加密网格的划分，之后开采下区段工作面。由此模拟沿空巷道围岩变形与破坏规律，并确定合理煤柱尺寸，建立模型如下图所示。2.3.1不同宽度下窄煤柱下，掘巷期间巷道铅垂应力分布不同尺寸煤柱掘巷后垂直应力分布特征对于确定合理的煤柱尺寸具有重要的意义[9]。若煤柱尺寸偏大，掘巷引起的应力集中大多位于煤柱范围内，已处于塑性状态和部分破碎的煤柱始终处于高压区，煤柱必然发生塑性流变、破坏，甚至失稳。在这样的过程中，压力会逐渐转移到煤体内。在应力重新转移过程中，沿空掘巷会发生明显的顶板下沉、底膨以及两帮相对移近，巷道掘后难以维护。对于尺寸较小的煤柱，由于掘巷引起的应力大多转移到煤体内，煤柱上应力低于原岩应力，处于卸压状态，此时煤柱不起支撑作用。这样的煤柱虽处于塑性状态，目前部分已破碎，但巷道掘后无应力的再次调整，只要采取及时支护，提高支护强度，煤柱不会再发生破坏、失稳，巷道掘后易于维护。综上所述，合理的煤柱尺寸应选较小值。由以上五幅图分析，1m煤柱完全避开了侧向峰值应力，掘巷期间窄煤柱垂直应力分布较小，但由于煤柱自身承载能力较小，被完全压碎，故其巷道变形较大；3-5m煤柱处于侧向支撑压力的应力降低区，虽然煤柱部分被压碎，但是煤柱仍具有一定的支撑能力，所以巷道围岩变形量较小。8-10m煤柱时煤柱内部铅垂应力分布较大，部分达30Mpa，因此巷道围岩变形量比5m煤柱时大，底膨量很大，另两帮移近量移近量较小。图2-3窄煤柱宽度1米，铅垂应力分布图2-4窄煤柱宽度3米，铅垂应力分布图2-6窄煤柱宽度8米，铅垂应力分布图2-7窄煤柱宽度10米，铅垂应力分布图2-5窄煤柱宽度5米，铅垂应力分布2.3.2不同宽度下窄煤柱下，掘巷期间巷道水平应力分布图2-8煤柱宽度1米，水平应力分布图2-9煤柱宽度3米，水平应力分布图2-11煤柱宽度8米，水平应力分布图2-12煤柱宽度10米，水平应力分布图2-10煤柱宽度5米，水平应力分布顶煤的水平应力等值线近似呈抛物线形，在巷道两顶角部位集中程度显著大于巷道中部。以上五幅图揭示，厚煤层沿空掘巷水平应力峰值出现在距离采空区边缘15-20m处，且随着窄煤柱宽度的增加，应力峰值向采空区边缘靠近。煤柱宽度小于等于五米时，水平引力峰值主要集中在巷道右侧的实体煤或顶板中，应力峰值达30Mpa。随着煤柱宽度的增加，应力峰值不断向左移动，并在煤柱上部靠近采空区一侧出现峰值，最高值达25Mpa，煤柱内部集中大量弹性能，对采矿生产的安全，留下隐患。2.3.3不同宽度下窄煤柱下，掘巷期间巷道的水平变形图2-13窄煤柱宽度1米，水平变形图2-14窄煤柱宽度3米，水平变形图2-16窄煤柱宽度8米，水平变形图2-17窄煤柱宽度10米，水平变形图2-15窄煤柱宽度5米，水平变形巷道水平位移最大值集中在巷道两帮，表现为巷道两帮的相对移近量。窄煤柱帮水平位移随煤柱宽度增大而增大，煤柱3一5m时位移量较小，煤柱8m时位移量最大，然后逐渐减小。实体煤帮位移随煤柱宽度增大而减小，煤柱5m时最小，随后随煤柱增大位移量增大，但变化不太明显。2.4测线统计2.4.1不同宽度窄煤柱顶板垂直位移巷道水平位移最大值集中在巷道两帮，表现为巷道两帮的相对移近量。窄煤柱帮水平位移随煤柱宽度增大而增大，煤柱3-5m时位移量较小，煤柱8m时位移量最大，然后逐渐减小。实体煤帮位移随煤柱宽度增大而减小，煤柱5m时最小，随后随煤柱增大位移量增大，但变化不太明显。2.4.2不同宽度窄煤柱底板垂直位移观测线设置于巷道底板，且距巷道底部5m，观测数据显示，底板变形在巷道掘进期间较小，均小于120mm。且煤柱1-3m时，底板垂直位移峰值出现在靠近实体煤一侧，距实体煤0.5-1m，当煤柱宽度大于5m时，巷道垂直峰值出现在巷道中部，而巷道两侧底板垂直位移较小，均小于90mm，且变形与煤柱宽度的影响较小。2.4.3不同宽度窄煤柱顶板垂直应力顶板观测线显示，煤柱宽度对顶板内部垂直应力分布影响较大，煤柱宽度越小，应力分布越不稳定，甚至出现应力突变，甚至出现应力拉伸状态。煤柱宽度为1-3m时，顶板应力变化较大，最大值超过30Mpa，这对于巷道支护难度很大。当煤柱宽大大于5m时，巷道顶板垂直应力分布较小，且分布均匀。2.4.4不同宽度窄煤柱底板垂直位移巷道底板垂直应力分布类似抛物线，总体分布为巷道中部应力由于巷道开挖想巷道两侧转移，使巷道底板中部垂直应力减小，两侧垂直应力增加。底板应力值较小，最大值在7.2Mpa。

3巷道支护设计3.1理论计算根据极限平衡理论[10]，最小煤柱宽度的计算公式为:式中x1为窄煤柱帮锚杆有效长度，取为2.4m；x式中，m为煤层采厚，取5.0m;A为侧压系数，取为0.25;Φ0为煤层界面的内摩擦角，取18；C0为煤层界面的粘聚力，取0.1MPa；k为应力集中系数，取2；p为岩层平均密度，取值为1350Kg/m3；H为巷道埋深，取300mp为对煤帮的支护阻力，因上区段巷道采用锚杆支护，可取PX=1000KPa。经计算X2=1.58m3.2支护参数工作面运输平巷断面设计为矩形，面积为4.5m×3.5m，巷道的支护技术方案如图1所示图3-1工作面运输平巷支护技术方案3.2.1顶板支护技术方案(1)普通支护。巷道顶板每排布置6根Φ22mm×2400mm锚杆，间距为900mm。锚杆从巷道中心向两帮均匀布置，靠帮的2条锚杆距巷帮均为150mm并与顶板垂直方向成20°夹角分别向两帮倾斜布置。(2)加强支护。顶板每隔2排锚杆布置1排锚索，每排2根(排距为1.8m)，用T型钢带连接，锚索向巷道帮倾斜15°布置。钢铰线采用Φ21.6mm低松弛预应力左旋钢铰线，长度为6.3m,钢铰线使用4块M2350树脂药卷固定。每条钢铰线使用一个钢铰线配套的锁具固定。钢铰线外露长度为300mm，锚索张拉力应在12t左右。3.2.2两帮支护技术方案窄煤柱帮和实体煤帮均采用布置5根ΦX22mm×2400mm锚杆，间排距为800mm×900mm。锚杆自顶板200mm处开始均匀向下布置，中部3根锚杆垂直巷帮布置。上部、下部两锚杆与水平方向成30夹角分别向顶、底板方向倾斜布置。当现有支护方式不能保证沿空煤柱的稳定时，根据窄煤柱帮围岩内部变形情况和施工状况对煤柱帮采取打锚索、注浆或锚索和注浆相结合的加强支护措施。

4总结4.1沿空掘巷巷道围岩主应力分布与煤柱宽度关系对于煤体—小煤柱巷道。煤柱宽度为5m时，巷道顶、底板受力最小，受上区段工作面回采与本区段工作面回采影响在煤柱上产生应力集中，煤柱中应力分布区域划分明显，主应力相差较大，即上区段采空区侧与巷道侧支承压力较小，约为17.5Mpa，而在煤柱中部支承压力较大约为32.5Mpa，高应力区域范围较小。煤柱宽度为8m时的应力分布情况与煤柱宽度4m时接近，所不同的是煤柱中高应力区域范围逐渐变大，煤柱两侧支承压力约20Mpa，而煤柱中部支撑压力约30Mpa。随着煤柱宽度进一步加大，巷道顶、底板所受支承压力逐渐减小，煤柱存在一定的应力集中。煤柱护巷巷道主应力分布与煤柱宽度关系。根据对小煤柱护巷主应力分析可知，煤柱宽度为3-5m时，随着煤柱宽度的增加，煤柱内应力集中程度逐渐降低，应力集中区域范围逐渐减小。当煤柱宽度在8-10m时，煤柱内应力集中程度又开始提高，应力集中区域范围逐渐增大。更小的护巷煤柱，如1m，煤柱被完全压碎，依靠人工支护与煤体残余支撑压力支撑。巷道变形较大，且向采空区一侧出现较大位移。综上所述，可将煤柱宽度根据其护巷效果设置为煤柱宽度在3-5m之间时，随着煤柱宽度增加，煤柱上应力集中程度逐渐降低，煤柱宽度的增加对巷道围岩变形及破坏起到了较好的控制作用，尤其是煤柱宽度在5m时，巷道受力条件最好，且避开了侧向支承压力高峰区。过小、过大煤柱对巷道维护不利，同时留设过大的煤柱对于矿井生产率不利。4.2沿空掘巷巷道围岩侧向塑性区扩展与煤柱宽度关系图4-1数值模拟沿空掘巷塑性区沿空掘巷巷道围岩侧向塑性区扩展与煤柱宽度关系，对于煤体一小煤柱巷道，不同煤柱宽度下其围岩塑性区扩展。当煤柱宽度为3m时，巷道围岩均出现不同程度破坏，尤其以巷道顶板及煤柱破坏为主，巷道顶板约有70%左右处于塑性破坏状态，煤柱侧顶角尤为严重，而煤柱几乎完全处于塑性或塑性破坏状态，其原因主要时因为老顶在巷道上方向采空区回转，以及由于工作面回采造成煤柱上应力集中而引起，巷道底板及实体煤帮相对破坏程度较轻，只是处于塑性流动状态，而巷道表面四周围岩基本破坏。煤柱宽度为5m时，巷道顶板破坏区域减小，顶板主要处于塑性流动状态，煤柱的破坏程度也有所降低，在煤柱中部出现部分未破坏的塑性流动区域，破坏区域主要集中与靠采空区一侧与煤柱底部。而巷道底板与实体煤侧几乎没有塑性破坏，巷道表面四周围岩仍存在破坏区域，但是比煤柱宽度3m时有所减少。当煤柱宽度为8m时，巷道围岩的破坏主要集中与煤柱靠采空区一侧，约占煤柱宽度的50%，而煤柱中部为塑性流动区，巷道表面及深部围岩在顶、底及实体煤侧均无破坏，处于塑性流动状态，只是煤柱侧帮煤有略微破坏，围岩整体完整程度很好。当煤柱宽度为10m时，巷道顶板深部围岩破坏程度减轻，但是煤柱煤体的破坏程度反而有所增大，塑性流动区减少，破坏区增多，而且巷道表面围岩破坏程度加重，两帮及顶板均有较大破坏。综上所述，巷道四周表面围岩破坏仍然严重，尤其是巷道两帮表面，有较在一定范围内巷道表面及深部围岩的破坏逐渐减轻，当煤柱宽度在3-5m时围岩的完整性程度提高随着煤柱宽度增加，一旦超出这一范围，煤柱宽度在8-10m时，煤柱的破坏程度反而增大，尤其时巷道表面围岩的破坏反而加剧，因此并非煤柱越宽其护巷效果就越好。

参考文献[1]毛久海.综放沿空巷道围岩控制及其支护技术研究[D].西安:西安科技大学,2008.4[2]陈炎光,陆士良,侯朝炯等.中国煤矿巷道围岩控制[M].徐州:中国矿业大学出版社,1994[3]柏建彪.沿空掘巷围岩控制[M].徐:中国矿业大学出版社,2006[4]王卫军，侯朝炯，柏建彪等，综放沿空巷道顶煤受力变形分析[J].岩土工程学报.2001,23(2)[5]靖洪文,王猛,汪小东等.综放沿空煤巷不同支护方式围岩变形演化规律的数值模拟[J]辽宁工程技术大学学报(自然科学版)2002.8（2）[6]李学华,张农,侯朝炯.综采放顶煤面沿空巷道合理位置确定[J].中国矿业大学学报,2000,29(2)[7]张宝安，黄明，梁宏友.窄煤柱护巷机理的数值模拟分析[J].辽宁工程技术大学学报.2003,22[8]杨同敏、贾双春等，综放面沿空掘巷无煤柱开采[[J]，矿山压力与顶板管理，1998,02:2[9]郭保华，涂敏，厚煤层沿空掘巷合理煤柱尺寸的数值分析[[J]，陕西煤炭，2006,02:1

翻译英文ModifiedMohr–Coulombcriterionfornon-lineartriaxialandpolyaxialstrengthofjointedrocksMahendraSinghn,BhawaniSinghDepartmentofCivilEngineering,IITRoorkee,Roorkee247667,IndiaAbstract:Rocksencounteredincivilandminingengineeringfieldsareinvariablyjointedandactundertriaxialorpolyaxialstressconditions.TheMohr–Coulombshearstrengthcriterionisthemostwidelyusedcriterionforjointedrocks.Initspresentformtherearetwomajorlimitationsofthiscriterion;firstlyitconsidersthestrengthresponsetobelinear,andsecondlytheeffectoftheintermediateprincipalstressonthestrengthbehaviourisignored.Amodifiednon-linearformofMohr–Coulombstrengthcriterionhasbeensuggestedinthisstudytoovercometheselimitations.Barton’sconceptofcriticalstateforrockshasbeenimbibedinthelinearMohr–Coulombcriteriontodeduceasemi-empiricalexpressionfornon-linearcriterion.However,theshearstrengthparametersoftheconventionalMohr–Coulombcriterionareusedintheproposedcriterion.Theproposedcriterionisasimpleandrationalnonlinearpolyaxialstrengthcriterionforanisotropicjointedrocks.Inanearlierpublication[1]theapplicabilityofthecriterionwasevaluatedforintactrocks.Inpresentpaperthecriterionisextendedtojointedrocks,whichareanisotropicinnature.Theapplicabilityoftheproposedcriterionhasbeenverifiedbyapplyingittoextensiveexperimentaldataontriaxialandpolyaxialtestresultsonjointedrocksavailablefromliterature.Applicabilityofthecriterion,toexplainrockburstconditionsforsomeIndianrocks,isalsodemonstrated.Keywords:JointedrockTriaxialPolyaxialStrengthcriterionRockburst

1.IntroductionRocksencounteredincivilandminingengineeringapplica-tionsare,ingeneral,jointedandanisotropicinnature.Theirstrength,underprevailingconfiningstressconditions,isneededwhileanalysingproblemsrelatedtodeeptunnels,undergroundexcavationsandfoundations.Thestrengthofjointedrock,asawhole,dependsonstrengthoftheintactrock,jointgeometryandsurfacecharacteristicsofthejoints.Dependingonjointgeometryandjointstrengthcharacteristicstherockblocksmayundergosliding,shearing,splittingorrotationatthetimeoffailure.Substantialresearchhasbeencarriedoutinpasttounderstandthemechanicalbehaviourofrockjoints[2–6].Theoutcomeofthesestudiesmaybeusedtoanalysetherockmassbehaviourifthejointsaremodelledexplicitly.Classificationapproaches[7–8]considertherockmassasanequivalentcontinuum,andtheeffectoftheointsisconsideredimplicitly.Theseapproacheshavefoundwideacceptabilityinthefield.Laboratorystudiesonrocksandmodelmaterialshavealsofield.Laboratorystudiesonrocksandmodelmaterialshavealsoequivalentcontinuum[9–13].Theseequivalentcontinuumapproachescanbeusedtocharacterizetherockmass,fromwhichtherockmassstrengthunderunconfinedstatemaybeobtained.Theeffectofconfinement(triaxialorpolyaxial)maythenbeincludedusinganappropriatestrengthcriterion.Themainobjectiveofthepresentstudyistosuggestanapproachinwhichtheeffectofminorandintermediateprincipalstressonthestrengthofjointedrockmasscanbeobtainedwithadequateaccuracyatanygivenconfiningpressure.Thestrengthbehaviouroftherocksisgenerallyexpressedbyastrengthcriterion.Mohr–Coulombstrengthcriterionisthemostwidelyusedcriterionforintactandjointedrocksaswell.Asdiscussedinearlierpublication[1],thecriterioninitspresentformsuffersfromtwomajorlimitations:(i)itignoresthenon-linearityinstrengthbehaviour,and(ii)theeffectofintermediateprincipalstressisnotconsideredinitsconventionalform.Anon-linearstrengthcriterionforintactrockswassuggestedbySinghetal.[1],whichisanextendedformoftheconventionalMohr–Coulombcriterion.Theintermediateprincipalstresswasalsoincorporatedinthecriterion.Usingavailableextensivedatafromtriaxialandpolyaxialtestsitwasshownthattheproposedsimplecriterionworksbetterthantheotherpopularcriteriainvogue.AnimportantadvantageoftheproposedcriterionisthattheconventionalMohr–Coulombshearstrengthparametersareretainedassuch.Inpresentpaper,thecriterionproposedforintactrock[1]isextendedtojointedrocks.Theapplicabilityoftheproposedcriterionhasbeenverifiedbyapplyingittodatabaseavailablefromliterature.2.TriaxialconditionsThecompletederivationofthecriterionforintactrockshasalreadybeenpresentedin[1].ThecriterionwasdeducedfromBarton’sconceptofcriticalstateinrocks[14].Barton[14]statesthat‘‘criticalstateforanyintactrockisdefinedasstressconditionunderwhichMohr-envelopeofpeakshearstrengthoftherocksreachesapointofzerogradient.Thisconditionrepresentsthemaximumpossibleshearstrengthoftherock.Foreachrock,therewillbeacriticaleffectiveconfiningpressureabovewhichtheshearstrengthcannotbemadetoincrease’’.ModifiedMohr–Coulombcriterionforintactrock[1]initsgeneralform,wasexpressedaswhereδ3andδ1aretheeffectiveminorandmajorprincipalstressesatfailure;δciistheUCSoftheintactrock,definedaswhereδ3andδ1aretheMohr–Coulombshearstrengthparametersobtainedbyconductingtriaxialstrengthtestsonrockspecimensatlowconfiningpressures(δ3→0);Aisanempirical.constantfortherocktypeunderconsideration,andscrtiisthecriticalconfiningpressurefortherock.Byemployingcriticalstateconcept[14],Eq.(1)wasreducedtothefollowingform:Orwhereμioisthecoefficientofinternalfriction(tanΦio)oftherockunderlowstresses.Thecriticalconfiningpressurewilldependontheparticularrocktypeanditslithology.Howeverstatisticalanalysisofmorethan1100triaxialtestdatain[1]hasshownthatthecriticalconfiningpressureforanintactrockcanbetakennearlyequaltoitsUCSwithoutintroducingerrorofengineeringcriterionforintactisotropicrocksundertriaxialstressconditionsignificanceinthepredictionofconfinedstrength.ThemodifiedMohr–Coulombmaythereforebeexpressedas(5)Brown[15]conductedanumberoftriaxialtestsonintactandjointedrockmassspecimensundertriaxialstresscondition.Fig.1(redrawnfromBrown[15])showsaplotindicatingvariationofshearstressatfailurewithnormalstressforintactandjointedrock.Itisobservedfromthisplot,thatthefailureenvelopesforjointedandintactrocktendtomergewitheachotheratsufficientlyhighconfiningpressure(zone3,Fig.1).Thefailureenvelopefortheintactrockrepresentstheupperlimitofallthefailureenvelopes.Non-linearityinstrengthbehaviouratlows,isveryhighincaseofjointedrockascomparedtotheintactrock.Consequently,thedifferencbetweenthestrengthvaluesofntactandjointedrockishighatlowconfiningpressures.Asconfiningpressureincreases,thedifferencebetweenthestrengthoftheintactandthejointedrockdecreases.Atsuffi-cientlyhighconfiningpressurethisdifferencetendstoreducetoalmostzero.Inotherwordsbeyondthisconfiningpressure,theeffectofjointsceasestoexist,andthejointedrockbehaveslikeanintactrock;astheintactrockfollowscriticalstateconcept,thejointedrockwillalsofollowthesame.Takingtheideafromtheabovediscussion,amodelforstrengthbehaviourofjointedrocksisshowninFig.2.iThestrengthofjointedrockisassumedtoincreasewithconfiningpressurefollowingaparabolicvariationandthestrengthenvelopemergeswiththatofintactrockatasufficientlyhighconfiningpressure.Further,accordingtothecriticalstateconcept[14],thefailureenvelopewillbecomenearlyhorizontalatcriticalconfiningpressureofthejointedrock.Incriticalstate,thedeviatorstressatfailure(δ3→0)willbenearlysameforbothintactandjointedrocks.So,thesemi-empiricalexpressionfortriaxialstrengthcriterionforthejointedrockmaybewrittenas:whereδ1,δ3aretheeffectivemajorandminorprincipalstressesatfailureforjointedrock,δcrtjisthecriticalconfiningpressureofthejointedrock,δcjistheanisotropicUCSofthejointedrockinthedirectionofmajorprincipalstress,hereaftertermedrockmassstrength,anddefinedasWhereCj0andΦjoMohr–Coulombshearstrengthpara-metersoftheanisotropicjointedrockatlowconfiningpressure(δ3→0);AjisanempiricalconstantwhichaccountsforthedeviationinstrengthofjointedrockfromconventionallinearMohr–Coulombcriterion.Ithasalreadybeenshownin[1]thatforallpracticalpurposes,theaveragevalueofcriticalconfiningpressureforanintactisotropicrockmaybetakenequaltoitsUCS,sThefailureenvelopeofthejointedrockmaymergewiththefailureenvelopeoftheintactrockeitherataconfiningpressurelessthanδciormorethan.However,whenbothintactandjointedrockreachcriticalstate,thestrengthwillbeequalasitisevidentthatmergerofthetwofailureenvelopeshastotakeplaceatahighconfiningpressure.Nowconsideringthecriticalconfiningpres-sureofthejointedrockequaltoδcrtj,thegradientofthefailureenvelopeofjointedrockshouldbeasymptotictoahorizontallineats¼s.DifferentiatingEq.(6)withrespecttoδ3yieldsThemodifiedMohr–CoulombcriterionforjointedrockmaynowbeexpressedasThemaximumdeviatoricstressatfailureforjointedrockwillbereachedwhenδ3=δcrtjWhereThemaximumdeviatoricstress(δ3)atfailurefortheintactrockmaybeobtainedbyputtingδ3equaltoδciintheRHSoftheEq.(5)asWhereAsdiscussedearlier,thestrengthofintactandjointedrockswillbenearlyequalincriticalstate.Equatingthemaximumdeviatoricstressesatfailureforintactandjointedrock,thefollowingexpressionisobtained:Usingexpression(14)thefrictionangleofthejointedrockmaynowbepredicted.ItneedsintactrockpropertiesδciandΦio.3.ConcludingremarksRockmassesencounteredincivilandminingengineeringapplicationsareinvariablyjointed.Mohr–Coulomblinearstrengthisthemostwidelyusedstrengthcriteriontoassessthestrengthbehaviourofgeologicalmaterials.However,initsconventionalform,thecriterionconsidersthestrengthbehaviourtobelinestressarandalsoignorestheeffectoftheintermediateprincipalstress.InpresentstudytheMohr–Coulombcriterionhasbeenmodifiedtoconsiderthenon-linearityinassessingthestrengthbehaviour.Barton’scriticalstateconcept,whichwasoriginallysuggestedforintactrocks,hasbeenusedtodeducethenon-linearstrengthcriterion.730triaxialtestresultsforvarietyofrocks(δci9.5to123MPa)suggeststhatthecriticalstateconceptisapplicabletojointedrocksaswell.ThebackanalysisalsoindicatesthatthecriticalconfiningpressureequaltotheUCSoftheintactrockmaybeusedinthecriterionwithoutintroducingerrorofengineeringsignificance.Theparametersoftheproposedtriaxialstrengthcriterion(sandf)canbeeasilyobtainedusingclassificationapproachesandthelaboratorytestresultsofintactrocks.Thecriterionhasalsobeenextendedtopolyaxialstressconditions.Asetof54polyaxialtestresultshasbeenanalysedtochecktheapplicabilityofthecriteriontopolyaxialstressconditionsinanisotropicjointedrocks.Thecriterionhasbeenfoundtoworkwellforthosefailurepatternswhereassumptionofequivalentcontinuumisvalidandtheequivalentpropertiesarefunctionofintactrockpropertiesandjointcharacteristics.Forsituationswherewedgeformedbyintersectingjointsislikelytoslidealongdominatingjointplanes,anappropriatecriterionforrockjointsshouldbeused.Asaroughguide-lineitisrecommendedthattheproposedpolyaxialcriterionforjointedrockscanbeusedwithconfidenceforsuchsituationshavingscjthanabout7%ofs.Thepolyaxialstrengthcriterionhasbeenusedtoderiveexpressionfoanalysingrockburstcondition.AcasestudyfromIndiantunnelhasbeenanalysedusingtheproposedcriterionandtheresultsoftheproposedcriterionarefoundtobemorerealistic.Itissuggestedthatthesimplepolyaxialstrengthcriterion(Eq.26)maybeusedinthenon-linearstressanalysisofundergroundopeningsinnaturalrockmasses.References[1]SinghM,RajA,SinghB.ModifiedMohr–Coulombcriterionfornon-lineartriaxialandpolyaxialstrengthofintactrocks.IntJRockMechMinSci2011;48:546–55.[2]PattonFD.Multiplemodesofshearfailureinrock.In:proceedingsofthe1stinternationalcongressonrockmechanics,Lisbon;1966.p.509–513.[3]BartonNR.Reviewofnewshearstrengthcriterionforrockjoints.EngGeol1973;7(4):287–332.[4]LadanyiB,ArchambaultG.Evaluationofshearstrengthofajointedrockmass.In:Proceedings24thinternationalgeologicalcongress,Montreal;1972.p.249–270.[5]KulatilakePHSW,ShouG,HuangTH,MorganRM.Newpeakshearstrengthcriteriaforanisotropicrockjoints.IntJRockMechMinSciGeomechAbstr1995;32(7):673–97.[6]GrasselliG,EggerP.Constitutivelawfortheshearstrengthofrockjointsbasedonthree-dimensionalsurfaceparameters.IntJRockMechMinSci2003;40(1):25–40.[7]BieniawskiZT.Engineeringclassificationofjointedrockmasses.TransSouthAfrInstCivEng1973;15(12):335–44.[8]BartonN,LienR,LundeJ.Engineeringclassificationofrockmassesforthedesignoftunnelsupport.RockMech1974;6(4):183–236.[9]RamamurthyT.Strengthandmodulusresponseofanisotropicrocks.In:HusdonJA,editor.ComprehensiveRockEngineering,vol.1.Oxford:Perga-mon;1993.p.313–29.[10]RamamurthyT,AroraVK.Strengthpredictionforjointedrocksinconfinedandunconfinedstates.IntJRockMechMinSciGeomechAbstr1994;31(1):9–22.[11]SinghM,RaoKS,RamamurthyT.Strengthanddeformationalbehaviourofjointedrockmass.RockMechRockEng2002;35(1):45–64.[12]KulatilakePHSW,HeW,UmJ,WangH.Aphysicalmodelstudyofjointedrockmassstrengthunderuniaxialcompressiveloading.IntJRockMechMinSci1997;34(3–4):paperNo.165.[13]KulatilakePHSWLiangJ,GaoH.Experimentalandnumericalsimulationsofjointedrockblockstrengthunderuniaxialloading.JEngMech2001;127(12):1240–7.[14]BartonN.Theshearstrengthofrockandrockjoints.IntJRockMechMinSciGeomechAbstr1976;13(9):255–79.

翻译中文改进的莫尔-库仑准则对非线性三轴和多轴节理岩石的强度影响马亨德拉辛格，帕杜迦巴瓦妮·辛格土木工程系，罗克分校鲁尔基247667，印度摘要：在民用和采矿工程领域遇到的岩石在三轴或多轴应力条件下都不约而同地有结合行为，莫尔库仑抗剪强度准则是节理岩石最广泛使用的标准。以其目前的形式这个标准主要有两个限制，首先考虑的强度反应是线性的；其次，中间主应力效应的强度特性被忽略。莫尔库仑强度准则的一种改进的非线性形式已在这项研究中提出以克服这些限制，巴顿的岩石的临界状态的概念已被莫尔库仑强度准则吸纳，推导出一个半经验表达的非线性标准。然而，传统的莫尔库仑强度准则的抗剪强度参数使用在提出的标准中，提出的标准是一个简单的和合理的非线性各向异性节理岩体的多轴强度准则，在较早出版[1]适用的标准为完整的岩石进行了评估。在本文件中这个标准被扩展到节理岩体，它在本质上是各向异性，提出的标准的适用性已经被核实，通过大量的三轴和多轴的测试结果的实验数据，以及关于节理岩石的有效文献，准则的适用性也被证明可以解释一些印度岩爆条件。关键词：节理岩体三轴多轴强度准则岩爆1介绍民用和采矿工程应用中遇到的岩石，在一般情况下，都有节理和各向异性的性质，它们的强度，在当时围压条件下需要同时分析深层巷道、地下工程和地基等相关问题。作为一个整体，节理岩体的强度取决于完整岩石的强度、接头的几何形状和表面特性，根据岩石块接头的几何形状和接头的强度特性，在发生故障时可能发生滑动，剪切，分割或旋转。在过去已进行大量的研究来了解岩石节理力学状态[2-6]，这些研究结果可用于分析岩体的状态如果接头是正确的模型。分类方法[7-8]考虑为等效连续岩体，影响面被认为是固有的，已经发现这些方法在该领域被广泛接受，实验室也涉及研究岩石和模型材料领域，实验室对岩石和模型材料的研究也等效连续[9–13]。这些等效连续方法或许可以获得无压状态下的岩体强度，禁闭（三轴或多轴）可能影响包括使用适当的强度准则，本研究的主要目的是提出一个轻微对裂隙岩体中间主应力强度的影响，可以使任何围压的方式下都有足够的精度。岩石强度特性通常用强度准则来表示，莫尔库仑强度准则是节理岩体最有效的以及最广泛使用的准则，在早些时候公布的讨论中，以其目前的形式标准主要受到两个限制：（i）它忽略了非线性强度状态，（ii）中间主应力的影响没有考虑其传统形式。辛格[1]等人提出了完整的岩石非线性强度准则，这是传统的莫尔库仑强度准则的扩展形式，中间主应力也被纳入标准。利用现有的三轴和多轴试验结果的大量数据表明，提出的简单的标准比其他流行的标准更好，提出的标准的一个重要优势是保留了传统的莫尔库仑强度准则抗剪强度参数等。在本论文中，提出了完整的岩石[1]标准扩展到了节理岩体中，提出的标准的适用性已经被证实，通过在有效文献数据的基础上应用。2三轴条件完整岩石的完整推导标准已经提出[1]，这个标准是从巴顿的岩石临界状态[14]的概念中推导出的，巴顿[14]指出，“任何完整岩石的临界状态被定义为在压力条件下岩石抗剪强度达到最高点，这种条件代表了岩石最大可能的剪切强度，对于每一块岩石，会有一个临界有效的压力，在它以上的剪切强度就不能增加了。为完整的岩石[1]修正的莫尔库仑强度准则，其一般的形式表示为:这里,δ3及δ1，分别是破坏时次要的和主要的主应力，δci是完整岩石的黏聚力：其中Сi0和Φi0是莫尔库仑抗剪强度段的参数，通过岩石标本在低压（δ3→0）三轴强度试验获得，A是一个正在审议的岩石类型的经验常数，δcrti是岩石的主要围压，采用临界状态概念[14]，（1）式减少到以下形式：或者其中μio是岩石低应力下的内部摩擦系数(tanΦio)。临界围压将取决于岩石特定的类型及其岩性，然而超过1100组的三轴试验