Влияние свойств твердеющего бетона на взаимодействие системы «Крепь-массив» в призабойной зоне вертикального ствола Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

© М.С. Плешко, Д.В. Крошнев, 2008

УДК 622.272

М. С. Плешко, Д.В. Крошнев

ВЛИЯНИЕ СВОЙСТВ ТВЕРДЕЮЩЕГО БЕТОНА НА ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ СИСТЕМЫ «КРЕПЬ - МАССИВ» В ПРИЗАБОЙНОЙ ЗОНЕ ВЕРТИКАЛЬНОГО СТВОЛА

Рассмотрены современные подходы к анализу взаимодействия системы «крепь - массив» и принципы новоавстрийского метода крепления. Проанализирована совмещенная технологическая схема строительства вертикальных стволов. Разработана конечноэлементная модель призабойного участка ствола. Исследовано влияние прочностных свойств твердеющего бетона на взаимодействия системы «крепь - массив».

Семинар № 4

Современный уровень развития механики подземных сооружений основан на рассмотрении крепи горных выработок и окружающего породного массива как единой, деформируемой по тому или иному закону, системы, в результате взаимодействия которой на контакте крепи и массива возникают напряжения, определяющие на-пряженно-деформиро-ванное состояние конструкции крепи.

Контактные напряжения рассматриваются в качестве нагрузки на крепь, и их величина определяется из уравнения совместности смещений породного контура и крепи, впервые предложенного проф. Ф.А. Белаенко

иҐ (р) = и0 + иь (р),

где их(р) - смещение породного контура к моменту установления статического равновесия в системе «крепь - массив»; и0 - начальные смещения породного контура, соответствующие промежутку времени от обнажения породной поверхности до момента ввода крепи в работу; иі(р) - смещение внешней поверхности крепи к моменту установления ста-

тистического равновесия в системе «крепь массив».

Таким образом, нагрузка на крепь является результатом взаимодействия крепи с массивом и зависит от обоих взаимодействующих элементов, из чего вытекает возможность управления напряженно-деформированным состояниям горных выработок путем вариации параметров крепи и технологии ее возведения.

Практическая реализация данного положения наиболее ярко представлена в новоавстрийском методе крепления выработок.

В основу конструктивно-технологических решений применения метода положены предпосылки создания охранной конструкции регулируемого (нарастающего) сопротивления, использование окружающего выработку массива пород в качестве несущего элемента, поэтапное усиление охранной конструкции путем введения в нее различных стабилизирующих элементов на базе учета ее временного взаимодействия с приконтурными породами, предусматривающего осуществление разгрузки массива без его разрушения и возведе-

ние постоянной крепи после достижения в системе статического равновесия. Установка постоянной обделки (дополнительный слой набрызгбетона или монолитный бетон) идет целиком в запас надежности крепи, при этом коэффициент запаса составляет

К = Р,ь + Рь Р,ь ’

где рь - несущая способность временной охранной конструкции (породноанкерный слой, слои набрызгбетона и др.), работающей в дальнейшем как часть постоянной крепи; рь - несущая способность постоянной обделки (крепи).

Отечественными и зарубежными учеными неоднократно высказывалось мнение о целесообразности применения принципов новоавстрийского метода при креплении вертикальных стволов. Однако сдерживающим фактором их внедрения является повсеместное применение совмещенной схемы проходки с крепью из монолитного бетона, оставляющей крайне ограниченные возможности по варьированию величины отставания крепи от забоя и регулированию сопротивления крепи.

Проанализируем особенности возведения монолитной бетонной крепи по совмещенной технологической схеме.

После укладки бетонной смеси за опалубку, она постепенно набирает прочность и обжимается смещающимся внутрь ствола массивом. В этот момент времени опалубку и твердеющий бетон можно рассматривать как двухслойную крепь с жестким внутренним слоем и внешним податливым слоем, обладающим ярко выраженными свойствами пластичности и ползучести и в целом не

препятствующую процессу деформирования пород.

Загружение бетонной крепи происходит после отрыва опалубки от возведенной заходки, когда набравший распа-лубочную прочность бетон начинает сопротивляться радиальным смещениям в ствол породного массива.

Рассмотрим ближайшие к забою 7 заходок крепи в момент времени отрыва и установки опалубки от последнего возведенного кольца бетона (рис. 1).

Отставание последнего возведенного кольца крепи от забоя составит Из+Иотс и при стандартной высоте опалубки 4 м изменяется, как правило, в пределах 4,56 м.

Срок твердения бетона исследуемых заходок определяется продолжительностью проходческого цикла. При четком соблюдении цикличного графика ведения работ, возраст бетона ближайших к забою заходок в любой момент времени можно определить из выражения

Г„ = ^ + (п - 1) Ч ц ,

где п - номер заходки, считая от забоя ствола; - срок твердения бетона по-

следней возведенной заходки; 1ц - продолжительность проходческого цикла.

Прочность бетона на сжатие, определяющая несущую способность крепи, является функцией возраста бетона и увеличивается в направлении от забоя ствола.

Таким образом, призабойное пространство ствола, возведенного по совещенной схеме, представляет собой систему заходок монолитной бетонной крепи разной прочности, а соответственно и разного сопротивления. Рассмотрим, как влияет прочность бетона крепи в раннем возрасте на взаимодействие системы «крепь - массив».

Данная система имеет ряд особенностей, которые нельзя учесть в постановке плоской деформации. Необходим анализ объемной расчетной схемы и использование численных методов моделирования.

В связи с этим было выполнено компьютерное моделирование приза-бойного участка ствола, выполненного методом конечных элементов в программном комплексе «Лира - 9,0».

Рис. 1. Совмещенная технологичная схема крепления ствола

Разработанная модель представляла собой цилиндр диаметром 30 м, высотой 80 м, из которых 50 м составлял ствол, 30 м подстилающая забой толща пород (рис. 2).

Учитывая, что бетон в раннем возрасте обладает ярко выраженными упругопластическими свойствами и ползучестью, задача решалась в физически нелинейной постановке. В соответствии с современными представлениями геомеханики принята экспоненциальная зависимость деформирования материалов (а - е), расчет моделей выполнялся шаговоитерационным методом.

Задача решалась поэтапно в полных напряжениях с граничными условиями -верхняя грань участка загружалась весом выше лежащих пород, по боковой и нижней граням задано ограничение смешений по нормали к граням.

На первом этапе расчетов бала принята глубина верхней грани 500 м, диаметр ствола в свету 6,0 м, модуль деформации пород 10-10 МПа, толщина крепи 300 мм, проектный класс бетона В20.

При выполнении расчетов варьировались модуль деформации и прочность бетона на сжатие ближайших к забою семи за-ходок крепи согласно полосе значений относительной прочности бетона в возрасте 1...7 суток (в долях от 28 сут. прочности) полученной для составов, широко используемых при креплении стволов (рис. 3).

Максимальная скорость набора прочности характерна для бетонов с низким водоцементным отношением при добавлении в состав бетонной смеси ускорителей схватывания типа СН, ННХК и др.

•нсивности

а прочности бетона разных составов в возрасте 1 -

б

Рис. 2. Конечно-элементная модель призабойного участка ствола: а - общий вид; б - фрагмент разреза модели

а

Замедленный набор прочности показывают бетоны с водоцементным отношением 0,6-0,7, приготовленные на портландцементе и шлакопортландцементе, рядовых заполнителях без использования добавок.

Также для сравнения выполнен расчет модели с однородной монолитной бетонной крепью проектной прочности.

На основании расчетов определялось изменение сопротивления крепи в зависимости от интенсивности твердения бетона в раннем возрасте из выражения

Б (I = ^ Ртв б ,

и1 (Р) пр.б

где Пі(р)тв.б - величина смещений внешней поверхности крепи из твердеющего бетона к моменту установления статистического равновесия в системе «крепь массив»; иь(р)те,б - аналогичная величина смещений внешней поверхности крепи из бетона проектной прочности

Исследования показали, что статическое равновесие в призабойной зоне ствола наступает на высоте 4-5 диаметров ствола от отметки забоя. При продолжительности проходческого цикла 24 ч бетон крепи на этой высоте имеет семисуточную прочность. Исходя из этого, получена зависимость показателя А 8 от величины модуля упругости бетона крепи в возрасте 7 сут (рис. 3.).

Таким образом, учет стадии твердения бетона в призабойной зоне при исследовании совместной работы крепи и массива увеличивает величину податливости монолитной бетонной крепи на 13-22 % в рассмотренном диапазоне, при этом изменение податливости обеспечивается варьированием прочностных свойств твердеющего бетона.

Для оценки влияния величины податливости крепи на ее напряженно-деформированное состояние (НДС), был

произведен расчет конечно-эле-ментной модели призабойного участка с крепью из твердеющего монолитного бетона с низкой и высокой скоростью набора прочности бетона, описываемой следующими зависимостями

Ят/Я2в= 0,3342ЬпТ + 0,2709;

Ят/Я2в= 0,2555Ьп(Т) + 0,0707, где Ят - прочность бетона в рассматриваемом возрасте; Т - возраст бетона; Я28 -проектная прочность бетона.

Расчет проведен при тол-щине крепи 250 мм, проектном классе бетона В25, модуле деформации вмещающих пород 15-103 МПа. Остальные параметры модели приняты аналогично рассмотренным выше.

НДС крепи оценивалось путем определения максимальных

эквивалентных напряжений в каждой заходке в соответствии с теорией прсйнсдамнымрарчетов были построены графики изменения НДС монолитной крепи в призабойной зоне (рис. 4) до достижения статического равновесия в системе крепь - массив виде

сти оэ(ых) при ускоренном наборе проч-

ности бетона (оэ.тах(ы)), замедленном наборе прочности (оэ.ш„(ы)), и при взаимодействии с массивом крепи проектной прочности (оэ. пр(ы)). Также для сравнения представлена кривая Ят,„(Т),

стрирующая скорость набора прочности медленно твердеющего бетона.

Из графиков видно, что при медленном наборе прочности статическое равновесие в системе крепь - массив наступило при величине оэ=6,38 МПа, а в случае ускоренного набора прочности при оэ=8,4 МПа. Очевидно, что дальнейший

набор прочности пошел в запас несущей способности крепи, составившим в первом случае 8,21 МПа, во втором 6,1 МПа. Если бы крепь в призабойном пространстве сразу бы имела проектную прочность, то величина эквивалентных напряжений составила бы оэ=12,1 МПа, запас несущей способности 2,4 МПа. В то же время величина эквивалентных напряжений в ближайшей к забою за-ходке крепи больше прочности бетона в рассматриваемый момент времени при медленной скорости твердения.

К. мПа 103

Рис. 3. Изменение сопротивления крепи в зависимости от модуля упругости бетона в возрасте 7 сут.

О э, мПа

Ыц мм

Таким образом, проведенные

дования показали, что учет фазы модействия твердеющей крепи в

бойной зоне позволяет более точно осуществлять проектирование крепи. Путем варьирования прочностных свойств

Рис. 4. Графики изменения НДС монолитной бетонной крепи в призабойной зоне ствола

тона можно осуществлять ограниченное управление системой «крепь - порода» при проходке ствола по совмещенной схеме, которое должно быть направлено на обеспечение эффективной разгрузки массива и недопущения в бетоне крепи максимальных напряжений. Для чения наиболее полной картины необходима параллельная оценка НДС ружающего массива с учетом его тических прочностных и структурных свойств.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Булычев Н.С. Механика подземных

сооружений. Учеб. для вузов. - М.: Недра. -1994. - 382 с.

2. Баклашов И.В., Картозия Б.А., Ша-

шенко А.Н, Борисов В.Н. Геомеханика: Учебник для вузов. В 2 т. - М.: Изд-во МГГУ. 2004. - Т.2. Геомеханические процессы. - 249 с. ЕШ

— Коротко об авторах -------------------------------------------------------------

Плешко М.С., Крошнев Д.В.

Доклад рекомендован к опубликованию семинаром № 4 симпозиума «Неделя горняка-2007». Рецензент д-р техн. наук, проф. С.А. Гончаров.