相似材料模型在矿山压力方面的应用.doc

第六章相似材料模型在矿山压力方面的应用 相似材料模型在矿山压力方面应用极为广泛.从工程类别分有:井巷、桐室，受采动影响的巷道，采场以及涉及与三下采煤、开采顺序有关的岩层移动方面的模型等.在模型规模上，有技术先进和没备复杂的三维加压的平面应变模型及立体模型，也有各种常用的中型平面应力模型，甚至简易的局部性的模型. 第一节简易模型 为了探讨说明某些原理的内在规律或局部力学关系，可利用简易的模拟试验方式.对与所探讨的规律关系不大的因素尽可能采取省略、简化的方法，这样可更快、更有针对性地制作模型和求得其规律。这也是模拟研究中一种经常采用的有效的方法. 一、巷遭支护阴力与顶板离层析裂的关系 在井下观侧及模拟试验时经常发现巷道顶板出现分层离层与折裂，这是围岩移动导至支架受力的普遍形式.为探索这一矿压显现与岩层强度及支护阻力间的关系，特做成简易的局部相似模型进行试验，如图6一1a所示. 图6一t巷道顶板离层折裂的模拟试验 a-部相似模型;b-顶板离层折裂，w-巷道觉度，S-佰向可缩量 C- 据研究，这种顶板离层折裂经常与巷道的切向应力增大有关，而巷道附近的径向应力常为降低带，故在厚20cm的模型侧面上加压作为模拟切向应力，在模型顶面留有活动缩量而不加压，即设径向应力为零，模型底部留出82cm长的外露面作为巷道顶面，用一些连杆对此外露面施加不同的支护阻力，以及在外露面上模拟有锚杆及芜锚杆两种加固方式，然后施加切向应力而求取离层折裂时的极限值.模型受压破裂后的状态如图6一1b所示， 试验结果如图6一2所示，从中可见，在分层厚度相同而岩层强度不同即相似材料强度不同时，随着支架阻力增加，该岩层能承受晌极限切向应力也将增加。然而，当支架阻力增至一定值启，这种影响就不明显了这也说明支架阻力对不同的岩层强度及切向应力状态下有不同的合理值.当岩层强度为85. 6Mpa,而支架支撑力达0.5Mpa时岩层所能承受的极限切向应力可达80 MPa以上.此外，图中还表明了在不同的岩层强度情况下，有锚杆与没有锚杆支护时支护阻力与极限切向应力间的关系，虚线表示加锚杆支护的情况.可见加锚杆是有利的 利用这个简易模型还研究了应在什么情况下加打巷道中间立柱。试验情况是:一开始支架阻力很小，所以顶板很快出现离层弯曲，当岩层切向压缩8 cm时，加上中间立柱，阻力为0.6 M Pa,破坏切向应力只增加7%，即由岩层单向抗压强度的160f增加到23%，这说明打中柱的时间过迟如图6 -3a所示. 如呆一开始就打上中柱，则阻止围岩破坏的能力就大大提高了，如图6-3b所示可使极限切向应力增加至岩层单向坑压强度的65%,说明了及时支护的重要性。图6一2支架阻力与极限切向应力的关系图6一3支护滞后与初撑力对围岩变形破坏的影响 a一支护滞后;b-及时支护二、操柱、矿柱的承载能力利用模型可研究煤柱尺寸、形式与其强度的关系二从已完成的研究成果中可找出模型材料及模型尺寸和其强度之间的函数关系，根据试验结呆，达长L由一5163cm的立方体煤样和抗压极限强度的关系曲线如图6一4所示.对于一种给定材料的几何相似模型，其抗压强度Re理应与模型尺寸无关，但上述结呆表明煤柱的强度是随L-，而改变的.这种结果是因为随着试样尺寸增加，其中包含砚面的可能性愈大. 另一试验是研究煤柱模型的形状因素即高h及宽I(另一水平方向的长度与煤柱强度无关)，结果是在试件的高宽比小于1时，抗压强度Re较普通煤岩试样的强度要高，而且随而增加，即估计这是由于试件两端面的摩擦力造成约束，使矮试件的核心形成三向压缩而使强度加大. 一般情况下，在煤柱模型试验时，加压板与试件间的摩擦引起的端部水平限制力住往随试件而异.为了更相似于井下煤柱的加载条件而采用如图6一5的煤柱模型，煤柱端部是和顶底板相连的，钢圈是为了对端部产生一个均匀的水平约束力，这力可由贴在钢圈表面的应变片测得. 长沙矿山研究院在研究开采锑矿床的房柱法采场中大量矿柱破坏倒塌引起采场冒顶事故的试验中，采用了简易的模拟试验.模拟方法是制作线比为1 : 200的采场采场形状为走向及倾向长均为60m的方形，矿体厚10m,倾角15,采场内有4排5列共20个直径为4m的矿柱.用模具制成的采场顶底板及矿柱养护28天后，用胶粘合，其配比为:模拟顶底板的水泥(500):河砂=1:1;模拟矿柱的水泥(400):河砂=1 :2;所用粘胶，树脂:乙二胺:二丁脂=100:15:8.然后在试验机上加载，利用百分表侧量顶底板移近量，用贴在矿柱上的电阻应变片测量矿柱的应变，其加载装置如图6一6所示。 共试验了四组模型:其中两组为试验具有全部矿柱采场的整体承栽能力;两组为试验分批倒塌矿往后采场的承载能力，此外还分别加载单个矿柱以求其支承能力. 试验结果为: 1。模型中矿柱破坏型式基本同于现场矿柱破坏情况，见图6一7.这三种分别为拉伸、滑移和剪切破坏型，是现场常见的破坏形式. 2.采场整体承载能力随着矿柱数减少而降低，但并非线性关系(见图6一8) 这表明此承载能力还与倒塌矿柱的位置有关，因此在考虑矿柱支承预板的承载能力时还应注意顶板的最大聚压点， 3.当采场矿柱倒塌后，原来所支承的顶板压力转移到其他未破坏的矿柱上，大部分转移到相邻矿柱上.当矿柱一侧的相邻矿柱破坏后，其应变(或应力)增加21 %，而两侧的矿柱破坏后则增加57%。 三、检验地下圈形并巷的破坏准则 假如一地下结构物或结构件的最大强度是可以由实验室得到的力学性质数据求取的，如坑压、抗弯及抗拉强度等，则要先定一个破坏准则.模型与原型即试件和结构物的应力状态一般是不同的，但假如模型是原型缩小物，而且是由原型的材料制成，则两者应力状态是相同约由于试验误差及岩石性质的变化，在试验时应做一些模型求得统计上合理的平均强度，而且模型的形式应简单些，则误差可少些. 进行破坏性试验的模型可由两种材料制成，即原型材料(岩石)或相似材料.当模型由原型材料制成时，可满足下列条件: 若线比为则及又若R为强度极限，则 图6一9a为中间有一圆孔的大理石及砂岩模型，受单向压力F x或双向压力Fr及进行破坏试验设模型为一薄板，则其应力状态如图6一96所示.又因受压载荷较自重大得多，故可忽略不计。l原型中巷道的深度较其垂直尺寸大得多，单轴受压时在T T附近沿，方向出现拉裂缝，双轴受压时沿cc线出现压碎破坏.T及C点的应力可利用弹性力学中的下式求得在单轴压缩条件下，= 0则C点的切应力由得在T点，得的双向压缩条件下，C点的切应力为,，在T点则表6-1列出了这些点的极限应力及实验室单轴试验得出的压、拉、弯强度，以作比较。表中双轴受压时两种岩石模型在C点的极限压应力和单轴抗压强度相近。在模型单轴受压时r点的极限拉应力和抗弯强.度(外沿的抗拉强度)相近，但这两种岩石的单轴抗拉强度比模型上相应的极限应力的一半还小.由此结果可知:对于圆形井巷处于单轴或双轴应力状态一下，最大应力理论是有根据的，当具有局部侧向限制或不限制的岩体应力超出其单轴抗压强度或抗弯强度时就要产生破坏， 四、用砌块换型研究采场上扭岩层的平衡条件 在煤层开采过程中，靠近采场的上覆岩层中通常存在厚度较大的较坚硬岩层这个岩层在下沉过程中，有可能断裂成规则的块沃，并相互存在力的联系，因而使其在运动过程中处于相对平衡状态.这就是所谓采场上覆岩层中形成的“砌体梁”.这种“砌体梁”力学结构的存在将对工作面产生保护作用。当其失稳时将使工作面支架受载增大，甚至使工作面顶板切落而造成事故. 为此，研究“砌体梁”的形成条件，讨论其失稳的可能性及其影响因素，对煤犷开采将具有重大的理论及实际意义，中国矿业大学矿压研究窒通过非连续介质砌块模型方法，探讨了较坚硬的厚岩层断裂后的运动规律和在不同条件下破断岩块所形成的结构物平衡和失稳条件。 (一)相拟模拟材料及浏试方法 本试验线比采取1:4 U,采用类似岩石的脆性材料制作模型，用石膏浇注人试模后固结成块，水膏比为1.15:1,经干燥后，使其容重控制在0.45g/cm2左右。此时，石膏砌块的力学指标如表6 -2所示。: 在试验中，为了求得各种砌块几何尺寸对平衡的影响，采用的砌块尺寸有下列几种:151014cm;201014cm;401014cm;601014cm 模型的有效长度为1,2m和l.6m两种.为了考查模型长度对块体失稳规律的影响，曾将模型长加大至6 m,结果影响不明显，模型宽度为14cm,砌块高度为10cm,共试验了由8块、6块，3块、2块砌块组成的模型共四种，模型的布置如图6一10所示. 模型的初始水平力T用螺旋干斤顶加压，通过电阻式测力环荷重传感器作用在摸型上，并在试验过程中测水平力T的数值变化. 砌体梁的下沉用百分表和电阻式位移传感器配合应变仪及x-y自动记录仪铡最。模型的加载用铁块 每块砌块下面安放一用螺丝拧紧的支撑铁夹板，模拟砌块的支撑物，当逐一拧松螺丝取出夹板时，即为模拟下部被开采， 此外，将中部一砌块沿宽度分两半浇制，在两端按一定间距贴上电阻应变片，然启将两半砌块粘合，用以测定砌块活动时端面及铰接点受力变化. (二)脚体梁的平衡条件试验结果 试验中产生三种不同的失稳现象. 1.变形失稳 试验开始后，随看不断拆除支撑物(相当于进行回采)后，砌体梁跨度L及梁止载荷Q(包括砌块自重及加载总重)不断增加，岩梁中部一F沉S也不断加大，为了继续保持三铰拱结构的平衡，水平挤压力T也随之加大，如图6一II所示。此时T值应为: 式中K一水平力平衡力臂与梁高之比. 按几何图形考虑，当砌块梁中部下沉量等于梁高，即S=h时，在一直线上，则水平力达最大值而砌块梁失稳， 由试验可知下列结果:三铰拱顶和支座 1)砌块间铰接并非线接触，随着接触点应力超过极限而破坏将成为面接触，使两对应端面上合力T间垂距缩小卜据表6一3统计其平衡力臂K约为梁高的78% ,即式中K=0 .78_2)当s等于粱厚h的时，水平力可使砌块铰接点处于不稳定的流变状息，砌块梁下沉速度愈来愈大而产生变形失稳，岩层内铰点同时产生剪切破坏， 3)变形尖稳主要是砌体梁的水平力所形成的平衡力矩M随着梁中部下沉量增加逐渐趋向极限值，如图6一I2所示因而不足以平衡由载荷形成的旋转力矩，使砌块离煤.石壁较远的一端急剧回转，这种变形失稳不一定对机道工作空间带来大的危害，因失稳后又能形成新的三铰拱式平衡. 2.滑动失稳 如果水平挤J盛力T较小，岩块间的摩擦力不足以支撑砌体梁Q形成的剪力时，就要发生滑动失稳. 在试验中，这种情况常产生在回采不久，即L不大的情况，因此s很小，即砌块未充分回转，未形成足够的T力，以及硬岩层厚度较大，载荷作用较大时.如在模型的跨距吞L=40cm、h=10cm块间的接触面与垂线的夹角=00, =420时，易产生滑动失稳.此时，Tt g(-) 老顶的这种失稳引起采场支架倾倒，顶板沿煤壁下切，对工作面的安全威胁较大. 3.铰接点拉裂失稳 这是试验中大部分模型最常见的，累计有11次产生砌体梁拉裂失稳 当砌体梁有一定下沉而产生足够的水平力时，在岩块l1形成的摩擦力足以平衡岩块间的剪力，而不发生滑动此时，岩梁两端岩块上部张开而使最大剪力集中作用在两端铰接点上，如图6一13所示。因AB岩块的接触面积很小而岩块的抗拉强度较低，尤其是分层面更低，当剪力形成的A块端部拉应力达到强度极限时就产生片状拉裂，B块即以G, D块间铰点为轴发生转动.同时，B块前端前移，按老顶下沉角为20一60计，每旋转10，前端前移8. 7-13 . 4mm,和A块下端第二次接触，继而又产生拉裂.这样连续数次拉裂形成三角形扇状拉裂带，在工作面煤壁处产生顶板的台阶下沉、错动后，A, B岩块间接触面积加大，不再继续产生拉裂现象而又呈平衡状态. 这种破坏形式的特点是，只在三铰拱脚处的A和F岩块中发生破裂，而在其他岩块上不发生破坏.由于B块下铰点处主要是受压应力，故未破裂. 试验中，块体的坑拉强度为8. 2-7. 8K Pa,据l.1次拉裂失稳统计，砌块被拉坏时的剪力为400-500N,基本上是一定值.着假设拉裂局部应力的分布呈三角形，则受拉面积A为: 母摸型宽脸工4cm,故拉裂面的初始长为0.8cm,即相当于原型沿拉裂岩层方向长为32cm. 老顶岩层的拉裂失稳易造成采场端部冒顶、台阶下沉，将工作面支架向煤壁推倒等安全事故，影响采场正常生产.为防止这类事故，应加强顶板来压预侧预报，摸清可能拉裂失稳位置，加强支护强度及稳定性 第二节井巷矿山压力模拟试验 影响地下工程，如井筒、巷道、石同室等矿山压力大小及其分布的因素有很多，诸如断面形状及尺寸、围岩性质、采动情况、支架结构及特性、施工组织以及开采深度及地应力等.为分析这些复杂而且众多的影响因素对地下工程稳定性的作用，很早就应用了相似模拟试验方法。 进行模拟试验可采取单独对模拟支架加载的方法，但由于地斤工程与承受固定静载的地面结构不同，向井巷支架加载的围岩，可看作是一种特殊的天然结构，井巷矿山压力通常是“支架一围岩”力学平衡系统相互作用的结果。因此，利用脆性相似材料模拟围岩的地下工程矿山压力试验具有玉要意义. 井巷相似模型通常用于:研究地下工程的破坏机理及各影响因素对井巷稳定性的作用。研究支架与围岩的相互作用，确定支护参数及方式，研究在动压影响下巷道与开采空I的关系及维护方式，如跨巷开采、沿空留巷等，以及研究在各种条件下井巷围岩的位移场及应力场， 一、立井矿山压力的模拟试验 勺研究井筒深度、直径及支架特性对井筒矿山压力及稳定性的影响，全苏煤矿测量研究院进行了下列试验. 试验条件为:围岩的容重为22kN/m3,密度为2.88g/cm3，空隙度36%,湿度15-19%,内摩擦角16200泊桑比0.20.35,粘结力2.5MPa,抗压强度R,45MPa，开采深度H.为1500mm以内 为便于进行有关灼试验项目，采取直径为1. 5m的圆筒形立体模拟试验台，选取的几何线比为1:20，则该试验台可模拟直径为30m范围内的围岩，模型高0.8m相当于模拟井筒深16m范国. 采用的相似材料容重为15kN/m3，故应力比为29.3.因最大深度时原始地压为33MPa故模型上应加压1. 126MPa,模型的总加压面积为1. 78m2,总加压能力为2000kN_采用均匀分布J 10台zoor的液压缸加载，其布置如图6一14所示 为了便于试验，作为模型外壁的铁筒2安装在高1.2m的平台1上，顶座8用拉杆5与底平台相连，在制作模型时，上顶座可围绕一根拉杆回转而移开，顶盖及底平台中心有一直径350mm的观测孔。 相似材料的配比主要根据单轴杭压强度为0.153MP。及其他参数选取. 模拟试验的量测方法为:测量围岩移动采用在模型筒壁处按设4台百分表，利用埋在模型内的深基点拉动百分表来求取位移量，在模型的直径方向按设16个微压计测量围岩的应力分布及变化，如图6-15所示. 井筒模拟支架有下列三种: 1.刚性支架.由厚9 mm，直径300mm的金属管制成(图6一16 a)， 2.柔性文架.也由直径为300mm的金属管制成，但厚度仅1.2mm(图616b) ,在管壁增加柔性块以补足厚度上的差值，柔性块按方格形排列布置在筒表面，柔性块本身可作为测力计，如图8-16d所示.在模型高处可侧量井筒中部支架受力， 3初撑力可调支架.如图6-1fic所示，利用中间锥体移动，可压缩弹簧而调节支架初撑力. 为了研究施工次序对井筒上矿压显现的影响而专门设计制作了施工模拟支架，如图6一I7所示，支架由安装在总的骨架上的三个可动节组成.每节高255mm,模拟分段高5. 1m的井筒支架.每节分为8片通过撑杆支在可调锥体上，此锥体可用专门的手把调节，使每个锥体可上下移动而按任何次序改变各节的直径，彼此互不影响甲若模拟推进井筒可减少分节直径，而模拟支架及充填则可采用增加分节直径的方法. 共制作并试验了六个模型，包括:改变井筒直径，分别为2.1, 6.0, 7.5m,采用刚性与可缩性两种支架，每个模型改变加压载荷，相当于井深变化于100-1000m范围内，研究支架与围岩相互作用、支架类型及开掘施工工序与矿山压力的关系. 研究结果表明:随着井筒深魔增加，载荷增长的特点是不同的.按深度可分为三区，各区内支架平均载荷和深度成线性关系.各区内岩石处于不同的状态，产生不同的矿压显现，这是由岩石强度特性及应力情况引起的。 深度100-300m为第一区，此区内支架载荷是由于岩石蠕变及出现有限的局部垮落形成的.此区内每百米深度载荷绝对增长值为50-100kN/m2. 深度300-500m为第二区，载荷急剧增长，每百米深度增加400kN/m2，这表明岩石的应力状态有改变，导致非弹性变形急剧发展，破坏了岩依的连续性。 当井筒深度大于550米为第三区，岩石转入塑性状态，每加深百米载荷增长1400kN/m2 研究结果还表明支架上载荷与井筒直径关系密切，见衰6- 4. 井筒施工次序对支架与围岩关系的研究表明:井筒总变形的8090%产生在井壁刚暴露至安设支架期间.其中50-60%是在掘进后瞬时产生的，在离工作面5-10m后变形强度渐弱，直至总移动量的80-90%.其余的5-I5%总变形量产生在砌筑支架及进行壁后充填区.因此，约95%-97%的井壁变形量产生在安设支架前.围岩强烈移动处位于离支架0.71.2m处，即此距离为井筒直径乘系数0.20.3 二、地下门宣稼定性的挑拟试脸 武汉水利电力学院等单位对某地下水电站桐室的稳定性进行了模拟试验，其主洞室的尺寸为:长x宽x高二125 x 17. 5 x 39.2m (一)模拟范围为82.5 x 12. 5 x 25.85m,试验的任务为通过平面应变相似材料模型研究此地下雨室在围岩失稳时的破坏形态和机理. 所研究的侗室处于厚层状灰质白云岩及白云质灰岩地段，铜室下有F, F2两条断层通过。 根据确室围岩应力重新分布的影响范围、_断层的位置、拱顶上覆岩层的深度，以及考虑模型架的具体尺寸，使桐室周围应力影响范围不受模型架边界效应的影响，确定槟拟范围为:主酮室上帮岩柱宽B2.2m,副桐室下帮岩柱宽fi 1, gm，全宽193 , 9m.垂直方向高度为F82. 7m. (二)模型的相似材抖 该试验使用武汉水利电力学院研制的地质力学模型材料MIB，这是一种高容重。低弹模，低强度的材料.因该试验为立式模型，埋深小，重力在破坏试验中作用很大，故采用高容重材料作试验. 岩体的原始实测物理力学性能指标及选走充比的相袖材料物理力学特性如表6一5所示. 因受模型材料特性的限制，上列指标不能完全相似，考虑到洞室围岩的破坏，大多为压剪型破坏，故以弹性模量与抗压强度作为应力相似常数的选择依据，表中C x与C r较为接近.但破坏时，围岩强度为决定因素，故取Cr=141.87作为模型设计时的应力相似常数. 该相似材料的应力应变关系曲线如图6-18所示.测量试件应变时，用电阻应变片及千分表同时测定，如图中电测和机测曲线.由于该相似材料为低弹模材料，电阻应变片的刚化效应很明显，故以机侧为准.岩体破坏时最大应变值约4000,由应力、应变关系曲线可见，模型与原型基本上处于全相似范围内. 几何相似常数CL为 其他相似常数C=1,而，因该材料的内摩擦角为390,是目前地质力学模型材料中最高的，该材料能较好反映大理岩、灰岩等的破坏情况，故不强求C=1据实例，断层的宽度8 m,弹模为8000MPa，若按应力几何相似常数计算，则模拟断层的弹模应为其厚度为由于没有适当的相似材料满足.上述要求，只能用组合材料来代替变相似.试验中采用两层厚6mm与8 mm的玻璃，中间夹1, lm m层厚的橡皮来模拟断,其组合弹模 因玻璃及橡皮l实测弹模分别为:9 x1014及4 M Pa,故E =54.9MPa, h m二1.51cm接近要求值. 测定断层F1及F2与岩体的摩擦系数分别为0.45及0.25,故在模拟的断层内分别夹入两层聚乙烯薄膜及两层腊纸而形成摩擦面，其摩擦系数分别为0.43及0.25,均接近要求值 (三)模型制作与安装 该模型材料由1粒状物质胶结压铸而成，按照设计配比，先将材料在钢模具巾压成砌块，再将砌块粘接成模型.砌块间的接缝，用新拌合的相同散料充填打实压紧，干燥后砌块即粘接在一起，接缝处的物理力学性能与砌块相同卜在砌筑模型时，将电阻应变片埋贴在模型内部，应变片的粘贴剂采用与模型胶膜相同的胶粘剂. 模型在后约束架上砌筑好后，将约束架转动竖立起来，此时自重应力场即白动形成，再把约束架连同模型及底板2推进试验架1内(如图8-19a所示)，调整位置后，在模型四周安袭液压枕3，在液压枕土方有调整螺栓5，传压板4与模型之间垫有两层聚四氟乙烯薄膜，其间并加有减摩剂，以消除对模型的边界摩擦力. 然后，安装模型的前约束架(见图6一19b)，约束架的刚度远大于模型，后约束架的面板为厚钢板，前约束架面板为厚有机玻璃板，在试验过程中，可以透过有机玻璃观察到模型破坏的部位和过程.前、后两约束架用螺拴9同试验架连接成整体，保证模型受裁后在纵向不产生位移，从而达到平面应变的要求在后面板与模型间垫有聚四氟乙烯薄膜及减座剂，在前有机玻璃板与模,r间也采取了减摩措施，使接触面间的摩擦系数减小到0.08， (四)模型的边界加载和量浏 模型按照实际边界情祝缩小为直立的六边形.如图6一19a所示.模型的底部及上帮侧的下半部为固定面，粘结在纵向模型架上. 模型的栽荷由自重应力和边界主应力组成.自重应力由模型材料白贡形成根据模型外形边界载荷分五个区施加，各区的主应力值按地应力资料分别施加，其原型主应力值r一v区分别为5.5、6.3、10.7、0.96、5.5MPa,然后除以应力比求得模型上各区的加压值其接触面上的剪.应力分量由浆四氟乙烯加减摩擦材料来消除 模型的加载系统由五台油压泵、油稳压器、分油器、压力盒、测压表等组成.荷载通过液压枕作用在模型边界上.加载试验台土装有调整螺栓，用以根据模a加载后的沉缩情况调整液压枕位置，使对模型能稳定地均匀加载. 模型的测点布置见图6-20，为了仗于确定和分析酮室围岩的破坏形态和机理，在模型桐室周边范围内布置若干应变花1及单向应变片2.在模型巾部垂直模型平面的方向上设有纵向应变片8用以监测纵向变形. 电阻应变片采用2 x l0mm掐式纸基电阻丝式应变片，用Y1Sy-14型静态数字应变仪测量应变，由Apple- II型微机打印出结果. (五)试脸过崔及结呆 模型进人试验架前，先水平安置在后约束架上，将应变仪调零，再将模型竖立后，稳定15min，启动应变仪，打印应变、应力值，再将后约束架转为水平，稳定。.5h后，量测应变值，重复上述步骤三次，取其平均值，即可测得自重应力场. 模型进入试验架后，夹紧前后约束架，开动油泵按分区对模型进行分级加载，直至破坏，每级载荷稳定15min后，量测应变、应力值，在试验过程中应控制模型纵向应变不超过士5 ,以保证平面应变条件. 当模型接近破坏时，应变仪连续打印监视模型应变值的变化，由应变急剧增大的情况判定模型破坏时的载荷. 共做了两个相同的模型进行破坏形态试验，其结果基本一致，具体情况是. 1，当模型外部加载为地应力的(1一2)倍时，主洞室底部出现微裂缝，以后是上帮边墙中上部至拱端一带剥落掉块; 2.随着载荷增大，酮底出现裂缝并向断层方向延伸，在拱座处出现裂缝，并逐渐向外扩展，同时主洞室下游边墙下部出现破裂区，如图6 -22所示. 由试验中测定的切向及径向应力分布(图6-21可见: 1，在主铜室底板中部出现的最大主拉应力为2 .06MPa，未超过围岩的允许抗拉强度。超载时，破裂区由底板向断层F2发展，可见底板中部出现的拉应力区，是受断层F2的影响. 2.在主桐室下帮边墙与底板交角处出现最大压应力为一27, 5MPa,达到允许抗压强度进人不稳定状; 3.在主酮室下帮中上部出现小拉应力区，顶拱中部也有小拉应力区，而拱座两侧为压应力区，当载荷进一步加大时，拉应力区遂渐缩小直至消失，而压应力区明显扩大，最后在拱顶上帮侧形成压剪破坏.由此可见，最大主应力2 对洞室的失稳起明显作用， 4.副洞室的桐底和顶拱下帮侧均有小拉应力区，上帮顶部及下帮底部有压力集中现象，随载荷增加顶拱的拉应力区减小而边墙的压力集中现象更明显， 5，当应力场载荷约加大至地应力的3倍时，主洞室两边墙下部及顶拱的拱座处出 现压剪破裂，而且顶拱上帮侧的破坏区向副嗣室方向延伸，主闹室底部破坏区则向F2延伸.副洞室也产生类似破坏，随载荷的增加，主硐窒上帮顶端的破坏区与副酮室下帮底部的破坏区有相互贯通的趋势，这种情况说明雨室的相对位置与几何形状同主应力作用方向不相适应. 由以上试验结采可见: 1.两酮室间只在超载情况才产生破坏，在超载3倍以么才产生破坏相互贯通，故洞室间岩柱厚度是足够的; u.在初始应力场作用下，边墙和顶拱的压应力将达到许用应力的故应加固3.侗室的边墙与底交角处应力集中很大，故该部位的轮廓尺寸应适当修改;4，由石同室破.坏形态可见，破坏属于压剪破坏，原因是由于主应力2的作用，又因F2断层形成一软弱垫层，使主碗室的下帮边墙向上帮变形破坏故两断层的存在，对酮室围岩失稳很有影响. 三、巷遭锚喷支护的相似摸拟试验 这是长春煤研所与阜新矿业学院关干枯泥岩塑性岩体巷道内锚喷支护效果的协作研究课题，其研究目的为: 1.有无锚杆支护时巷道的塑性围岩移动规津， 2.锚杆与巷道围岩的相互作用， 3.锥杆的种类、长度、密度及喷层对控制巷道围岩变形的效果， 通不同采深下巷道稳定性. (一)试验条件 试验的粘泥岩力学性质为:抗压强度R c=0.44Pa; C=0.12Mpa; =270=2x10-2/cm3.岩石的应力应变曲线为无峰值3的?I?J性类型. 支护参数:锚杆杆体为=0. 7cm的螺旋纲，有三种锚杆:I)砂浆锚杆，砂浆为200号;2)中间可延伸锚杆，拉力60kN时变形为10%即1,8m长锚杆伸长0.18m;3)全长可延伸锚杆，锚杆特性曲线如图6 -23所示喷层砂浆200号，容重Y二2x10-2N/cm2. (二)相似模拟参数的确定 为了详细考查支架与围岩的相互作用，采取的模型线比为C j二10围岩相似材料的容重m=2 x 10-2N/cm3，则模型的应力比为C. = 10,因砂浆的应力比为C砂= _ 相似材料的选择如表6一6所示 (三)相似模拟设计 为了减少每次试验工作量及便于利用压力机加载，试验架采用由稽钢制作的小立体框架，尺寸为0. 4 x 0.44 x 6, 48m,侧向及前面的模板可以拆下及固定，顶面通过上部传力板将2000pkN压力机的载荷作用在橙型上，以模拟不同垂深时的原岩应力. 锚杆采取0. 7m m的双股钢丝拧成螺旋形，如图6 -23a所示.中间可延伸及全长可延仲两种锚杆的试验特性曲线如图6一23b、c所示. 为了观测围岩变形，网格变形的情况.在模型表面画上I,1 x 1, lcm的网格，试验后进行照相及量测模型中还装人应力锚杆，以量测锚杆上各点的应力分布. (四)试验结果1。无锚杆支护时的围岩移动。当加压至相当于150m原岩应力时，在巷道壁面0.8范围内出现张开的剪切面。0.8m以外8m左右范围内共出现四条平行巷道轴线的剪切滑动线，在滑动线处网格径向拉长，如图6-24所示.此区内剪切面都是闭合的，并且因为挤压使密度增大。因沿剪切面滑动，可使原切面线出现台阶错动. 当加压至原岩应力相当于300m深时，剪切破坏区深度0. 9-1. 0m;至500m深时，此区并不扩大. 试验表明，巷道围岩形成松动区及塑性流动区.松动区内岩石成楔形剪切破坏，剪面平行巷道轴线，剪面间有间隙，岩体本身的径向伸长较塑性流动区小，松动区范围约1 m,塑性流动区内产生密集的剪切面，岩石受挤压有压密现象，剪切面闭合，但相对滑移量较大，形成较大的径向位移.其范围随原岩应力增大而扩大.由此可见，粘泥岩巷道的大移近量主要来自岩体的塑性流动，控制围岩变形就要减小塑性流动区范围及其变形. 2。锚杆与围岩的相互作用 全长铺固的铺杆两端应力小，受拉力最大处在铺杆中部靠里端.这是由于锚杆拉力是随围岩与锚杆相对移动的趋向不同，通过两者间的摩擦阻力及粘结力来实现的.锚杆外端处围岩移动趋向大，小摩擦阻力小，故锚杆内拉力逐渐增加，而锚杆里端处围岩移动趋向小，_a。大摩擦阻力大，故锚杆内拉力又逐渐减少，造成锚杆两端的拉拔作用. 试验中可看到砂浆铺杆的砂浆柱产生分段断开，剪切面滑移造成ha杆中部弯曲，围岩变形较大造成铺杆端部杆体与砂浆分离.因此在塑性围岩巷道中锚杆支护改进的途径是增加锚杆与围岩的摩擦力或粘结力，或采用加压注浆、爆破锚杆、钢管锚杆等增强对围岩的挤压力.此外，还应使锚杆的变形与围岩变形相匹配. 各种锚杆在不同原岩应力下，巷道移近量曲线如图6-2所示.图中表明:普通砂桨锚杆在原岩应力小时，其巷道移近量最小，中间延伸锚杆次之，全长延伸锚杆最大在原岩应力大时则相反.试验结果表明:延伸10%的全长可延伸锚杆是适应粘泥岩巷道变形特性的，与无文护时相比可使巷道移近量减少一半，为普通锚杆支护巷道移近量的81%_ 3;锚杆密度的分析 锚杆密度是锚固承载圈能否稳定的一个很重要因素，为此对两种锚固密度进行对比试验，一种是长锚杆(长1, 8m)大间距(07mx07m)，另一种是短锚杆(1. 2m)小间距(0 .4此范围以外的塑性围岩将内挤从而使锚固承载圈收缩，并将使巷道移近量增加.软岩中锚杆能控制范围较硬岩为小，根据模型中锚杆周围网格的变形，锚杆的影响半径为0_2一Q, 5m,故软籍中锚杆的密度应较硬岩中小.m x 0.4m). 试验表明 e采深小时，巷道变形量小，密度影响不明显;随巷道垂深增加，巷z变形量加大，用密度大的锚杆，其巷道移近量仅为密度小的68%，这说明锚杆密度大比小好，而且密度加大的效果较长度加长的效果明显. 如果谁杆密小，其间距大于锚杆能控制的范围，则在此范围以外的塑性围岩将内挤从而使锚固承载圈收缩，并将使巷道移近量增加.软岩中锚杆能控制范围较硬岩为小，根据模型中锚杆周围网格的变形，锚杆的影响半径为0_2一0, 5m,故软籍中锚杆的密度应较硬岩中小. 4喷层的作用 对砂浆锚杆，砂浆锚杆加网，锚喷巷道整体模型进行对比试验，结果如图6-2fi所刁又， 由图可见:喷层的效果显著单纯锚杆与锚杆加网效果近似，这是囚为巷道变形时，杆与网同时向巷道内变形，巷道周边缩短，使网弯曲而对围岩无作用力. 喷锚支护效果显著.当模型加载至相当于垂深(H)200m压力时，喷层已有裂纹，局部剥落，但仍给巷道壁一定的侧向力。当加载至垂深800m时，巷道断面收缩900/a,喷层严重损坏，而巷道壁的岩石仍较完整可见喷层能给围岩以一定的径向力，减少巷道周边出现剪切破坏，然而喷层应在一定强度下具有较大的变形能力，使其能与岩层的变形相适应而不丧失其支承能力。第三节地下开采模型试验 地下开采所影响的岩体范围要比并巷大得多，沿煤层走向一般可达数十以至百余米，在工作面上方可直至地表.然而与开采空间的支护关系比较密切的，只为1020倍采高范围内的岩层活动.因此地下开采模型的尺寸一般也教大. 地下开采模型随所研究的采煤方法及试验目的不同而有很大区别.通常，研究长壁采场在推进过程中上覆岩层运动与控制关系，均采用沿走向的平面相似模型，即将岩层简化为梁的形式迸行模拟研究.但有时属于不熊简化的三维应力状态，如研究工作面长度不大的坚硬顶板破断规律、工作面端头巷道的矿压显现等，则应用平板式或立体模型进行试验为宜。此外，若研究采场直接顶端面顶板的破碎垮落规律，则模拟的岩层高度可小些反之，当研究老顶上覆者层的运动规律则岩层的高度必需大些. 一、采场直接顶及端面顶板破坏冒落端律的研究 该项研究是在两柱式掩护支架综采工作面进行的，因为使用这类支架的采场数约占壕采工作面数的50%目前，在直接顶中等稳定以下的工作面，普遍存在端面顶板冒落问题，端面顶板的平均日落度，在阳泉15*煤层中为18%淮北朔里矿3、5层煤达29.3%，严重影响产量、效率的提高.此外，端面冒顶还直接影响到工人安全.据统计，冒顶事故约占总事故的40%,而其中有60%是发生在端面，此外，在阳泉、徐州等矿务局使用的两柱掩护支架，其平衡千斤顶产生大量损坏也和支架对顶板的适应性有关.中国矿大矿压实验室进行该项研究的相似模拟试验，主要目的在于: 1，观察直接顶及端面顶板的破坏冒落过程， 2.探讨端面顶板破坏冒落的内在原因和工艺操作因素对端面顶板的影响， 3.考察改变文架文撑力参数后对改善端面顶板状况的效果及对顶板的适应性为更清晰地观察端面顶板状态，模型采取大线比，即.根据试验目的，主要模拟岩层的脆性破坏，故采用砂子为骨料，水泥、石膏为胶结物的脆性相似材料，以强度、拉压比相似为主要准则，主要满足，强度相似: 动力相似: 式中Cr容重比Cr= 模型与实型参数的对照如表6一7所示 模型支架主要以西德WS1.7-2/3.5型液压支架为原型.立柱用铝制作，柱腔内设有弹簧，使支架的立柱工作特性为增阻式.平衡千斤顶同样用一对拉、压弹簧来模拟.支架顶梁及底座上有间距为10mm的调节孔，以改变立柱在支架上的位置，为改进支架结构，在模拟试验时曾将前连杆改为可缩缸体以观察其控顶效果.模拟支架的立柱及平衡千斤顶受力利用贴在上面的应变片及测量其缩量求得.模拟支架的外载与立柱受力特性曲线可由利用压力传感器对支架施加外载时测得，姐图5 -2 7所示. 试验在长2.5m宽0.2m的平面应力试验台上进行，根据参考文献44,将采场简化成图6-27所示的结构模型.因为本试验主要考察直接顶及端面顶板的稳定性，上位岩层对老顶砌体梁的作用力以P1P4四台千斤顶代替，如图6 -28所示，试验中通过调节P1P4值人为地形成老顶A块变形失稳和滑落失稳的条件. 为了模拟直接顶岩层中的层理、节理弱面，沿走向将直接顶切成平行于工作面的R3裂隙，反向推进时即为R4,裂隙间距1.52cm，模型按厚2cm血的分层铺设，形成自然层理， 试验共铺设7台模型，作了15次周期来压试验.以阳泉一矿15*煤层为模拟的自然条件，试验中变动的因素安排如下: 试验中观测内容为: 1。利用照相及罗盘和直尺量测老顶的回转角及端面冒落空洞尺寸，观测端面顶板状态， 2.在直接顶中自下而蜘距2-5 cm布置5一7条测线，每条酬线上每间隔5 cm,设10-12个测点，试验中，用测高仪测读各测点的变形运动情况，用以观侧直接顶变形运动规律， 3.用直尺恻量梁端距，测高仪测算顶梁仰俯角，测量支柱及平衡千斤顶弹簧的伸缩且，以确定其工作阻力，进行支架支护参数的观测。 试验研究取得了如下主要结果. (一)直接顶、端面顶板的破坏特征 直接顶的失稳破坏主要有两种方式: 1.前端滑错失稳 在老顶岩块回转过程中，可能使老顶结构的前铰接处下沉错动，迫使原呈悬臂状J直接顶岩体的前端发生滑移错动失稳，形成台阶下沉，如图6 -29a所示 2.后端压剪失稳试验中老顶岩块的回转角较大时，常达2 . 540，使直接顶后端应力增大，而支架的支撑力也集中子后部，而直接顶后端岩休又处于单向应力状态，最终将呈压剪破坏而垮入采空区，如图fi-29b所示. 直接顶的这两种失稳方式也可能同时存在.如当直接顶产生后端压剪失稳后，顶板压力的合力作用点戴移，迫使支架低头.直接顶前端也产生滑错台阶下沉，使顶板进一步恶化. 端面顶板冒落形状常呈供形，如图6 -30所示，说明端面顶级岩层中有种暂时的拱平衡结构阻止冒落进一步发展.但是，由于老顶结构的动平衡运动，支架文护状态的变化和碎块体本身的变形破坏，使这种暂时的平衡结构不断遭到破坏，使拱轴线不断拓宽和上移，甚至能使整个拱顶拉开或冒空. 据15煤层测定统计端面空顶距的构成如表6一8所示. 由表可见:片帮深度C约占s值的1 /4，它是支承压力值与煤体强度的综合反映，在目前的支护强度条件下，减少。值还较困难.由于割煤时的安全要求，减少b值的幅度也有限，而a值占s值的44.1%,故控制端面距的重点在于减少第一接顶点至梁端的距离a. 支架的低抬头工作状态常造成支架与围岩关系上不良效果.当支架低头工作时，一方面加大了端面空顶距的a值，降低了支架前端支撑能力和支架的整体承载能力.另一方面，由于接顶面积减少，使原先靠挤压摩擦作用传递的水平支撑力相应减弱.端面顶板的冒落常以文架低头为先导和加剧，当模拟支架的顶梁由50增至8. 50.时，端面顶板日高h增加一倍.支架顶梁抬头时，如图6-31所示，同样也缩小了支架有效支撑范围.顶梁仅端部接顶，严重降低了文架实际支撑能力，同时使顶梁与掩护梁间夹角变大，使平衡千斤顶受拉，恶化了其工作状态. 支架低、抬头是预板条件、工艺操作因素及文架支撑性能共同作用的结果，是顶板来压位置与支架支撑合力位置的不协调，以及顶板载荷约大小与支架在对应位置承载能力的差异所浩成的. (二)支撑力分布重心对改善端面项板状况的作用 据实测统计，有57.7 %的支架顶粱上载荷分布属于偏三角形分布，说明顶梁前端承载能力很小，而后端因直接顶已失稳而无法传递支撑力而降低承载力这种外载分布使其合力作用位置落在立柱附近有效工作区的占59.6%,落在后区的仅7.7%，而落在前区的较多，为32 .7%,因此，在中等稳定以下的顶板条件下，立柱的合理位置应调节前移。立柱位置前移将缩小端面冒落拱的跨熨，降低冒高，这在模型中调节立柱位置的试验结果中已证实，见表6一9 通过试验认为:支柱的有利位置应由目前的距后铰点95cm前移15-2 5cm,如果立柱前方的有效空问不够，可加长顶梁，使立柱前后顶梁长度比为1.71 : l-1.86：1.对于不同煤层条件下的立柱位置，应可调整在适应外载合力位置变化的最有利位置。 (三)利用水平支撑力改善端面项板受力状况 增大支架的水平支掉力无疑有利于控制端面顶板实验中探讨了将刚性前连杆改为可缩性液压缸后，加大支架水平力以改善端面顶板维护的可能性.实验先对增阻可缩前连杆的模拟支架进行了结构性能试验，如图6-32所示. 试验结果表明，随着立柱支撑力加大，前连杆缩W铰点将按水平方向移向煤壁，顶梁主动给顶板以水平撑力. 在被动压缩阶段，随着支架工作高度降低，前连杆缩短，后连杆亦向前摆动，铰点的运动呈抛物线型向煤壁前方运动，这也提高了支架的水平支撑能力。其铰点运动轨迹的 “H-X”回归曲线为二次抛物线: 由两台除模拟支架前连杆为刚性或增阻可缩性不同外，其余条件均相同的对比试验结果表明:刚性四连杆支架工作面直接顶后端岩层的水平运动分量指向采空区，而使甩可缩前连杆后，整个控顶范团内的直接顶下位岩层的水平运动基本上都是指向煤壁的，如图6-33所示.这就有利于下位岩层中节理裂隙的压实闭合，提高其自撑能力. 使用可可缩性前连杆后，直接顶的铅垂下沉量虽较刚性四连杆时稍大，了巳其完整性和稳定性均较好.特别是避免了直接顶后端岩层的压剪片落失稳，使直接顶内电力状态得到改善， 图6一30为采.用刚性前连杆支架的模型试, 7当老顶岩架回转4.50时的情)L.端面顶板冒落严重，图6-34为采用可缩前连杆控顶，虽老顶回转达60端面顶板仍保待稳定这是自于水平支撑力足以使破断的碎块体之间相互挤压，形成多铰挤压拱式平衡，改善了端面顶板状况. 二、长壁工作