地表变形（精选十篇）
地表变形 篇1
由于顶管法施工是由机头切削土体后开挖,再由工作井中千斤顶顶进,因此对机头前方一定土体产生强烈的扰动作用,土体先处于卸载状态,而后随着千斤顶的顶进,机头前方土体处于挤压状态。由于机头工具管的管径大于后续管道直径,会产生地层损失,管道周围土体处于卸载状态。同时由于管道的顶进,在管壁与土体接触面间产生摩擦阻力。由于这些力的共同作用,在顶管周围产生不同的应力区。这些附加应力在土中会产生土体位移和变形。目前,国内外常用的评价顶管施工对周围环境影响的方法有四种:现场监测方法、数值计算方法、理论方法和实测数据分析法。由于顶管施工法与盾构施工法在力学机理上有很大的相似性,因此,盾构施工的一些计算方法可为顶管所借鉴。
1计算方法概述
1.1 现场监测方法
R.B.Peck(1969年)通过对大量浅层隧道开挖引起地表沉陷数据及工程资料分析后,认为在不考虑土体排水固结与土体蠕变的情况下,土体的移动过程可看成是一个随机过程。这一随机移动过程可用柯莫哥洛夫方程表示出来,由此推出在地下挖去一块微小介质,会引起地面下沉,其沉降为正态分布曲线。
该方法认为地层移动由地层损失引起,地层损失在隧道长度方向是均匀分布的,沉陷槽的体积等于地层损失的体积。这一点在矿山开采及盾构施工监测中都得到了证实。横向分布地面沉降估算公式为:
其中,S(x)为地面沉降量,mm;x为距隧道中心线的距离,m;V1为盾构隧道单位长度地层损失,m3/m;Smax为隧道中心线处的最大沉降量,mm;i为沉降槽宽度系数,由查图表或公式求得;z为覆土层厚度(地面到顶管轴线距离),m;φ为土的内摩擦角,(°)。
按正态分布函数曲线计算沉降槽必须确定式中的最大地面沉降Smax和沉降槽宽度系数i,有不少学者就这两个参数针对不同地质情况与管道埋深作了大量统计分析与现场观测研究工作。
1.2 数值计算方法
有限元法作为数值分析方法中最具有代表性的一种已越来越被广泛地应用于工程问题中。用有限元法研究地表沉降,就是将沉降过程看成是一个力学过程,从而选用合适的土体本构关系进行分析。根据地层情况和施工条件,可把地层假设为弹性介质、弹塑性介质或弹粘塑性介质等。
Ghaboussi & Ranken(1977年)借助于二维有限元法对平行隧道进行研究。研究中对不同间距的隧道进行分析,并采用多种方法来模拟隧道的施工。计算中将土体模型简化为弹性模型。研究表明当两条隧道中心间距大于2倍的隧道直径时,隧道间的相互影响较小。
方从启(1998年)[2]利用半解析元法建立了模拟和计算软土地层中顶管施工引起的地面位移和浅地层的运动随时间的变化方法。研究中将轴向离散而在环向和径向采用解析函数以建立位移函数,由此将三维的土—结构系统简化为一维数值问题。文中利用分级施加施工荷载及对土体的弹～粘塑性分析,实现了对顶管施工引起随时间变化的地面位移和浅地层运动的模拟和计算。将数值计算结果与实测值进行了对比,结果较为满意。验证了所建立分析方法的可靠性。
魏纲(2003年)[3]对顶管施工产生的土体扰动进行了理论分析,分析了顶管施工引起地面变形的原因和变形机理。通过对顶管工程现场测试数据的分析,研究了顶管施工引起的管道周围土体的移动规律,包括地面横截面和纵截面变形规律、深层土体沿管道轴线方向和垂直于管道方向移动规律。另外还探讨了深层土体移动的影响因素。
丁传松(2004年)[4]在现有的顶推力理论、试验成果和计算方法的基础上,提出了更加合理的顶推力计算方法;推导出直线顶管及曲线施工中顶推力的理论解;采用有限元法分析了曲线顶管施工对管节和周围土体的影响效应。
1.3 理论方法[5]
随着对地层变形研究的深入,许多学者将相关学科的研究成果引入到隧道软土地层变形的研究中,得到了多种可行的理论方法。Sagaseta[6]首先提出可以采用源汇法对地面以下适当深度处由土体损失引起的不可压缩性土体的应变进行分析,从而求得地面沉降。Verruijt[7]利用Sagaseta[6]提出的方法,假定土体是线弹性材料,认为隧道变形机理主要是隧道表面土体的等量径向位移和长期的隧道椭圆化变形,采用半弹性平面方法,得到土体垂直向和水平向位移的理论计算公式。但是,该公式计算得到的沉降槽宽度和土体水平位移要明显大于实测值。
施成华等,将顶管隧道开挖(或挤压)所引起的土体移动看作一随机过程,应用随机介质理论,对顶管施工隧道开挖引起的扰动区土体的移动与变形进行分析,推导出了相应的计算公式。该方法假定土体不排水,只能计算瞬时沉降,且计算时需编制相应的计算机程序,比较复杂。张冬梅等,提出将隧道周围受扰动土体区域等价为一均质、等厚的等代层,当有实测土体位移时,可运用反分析方法获取等代层的参数,并应用于隧道工后沉降的计算。但是该方法存在较多问题,如等代层本身的概念就比较模糊,另外需要的参数较多且选取较困难,对计算结果影响较大。
1.4 实测数据分析法
乔宏伟等[10],根据上海某一段穿越厂房的地下顶管施工观测资料,选择其中的几个主要因素与相应的沉降观测值,采用多元回归数学原理,推演了地面沉降预测经验表达式,并预测了顶管施工引起的最终沉降量。罗筱波等,采用多元线性回归分析方法建立了一个地面沉降和影响因素之间的回归模型,并利用VC编制了相应程序,程序运行中与实测数据紧密结合动态更新回归模型,预测结果与实测数据较吻合。但多元回归分析采用平均曲线进行拟合,不足以准确地反映观测值的离散性和随机波动性,是一种静态模型,只能反映变形值相对于自变量之间在同一时刻的相关性,没有体现变形观测序列的时序性、相互依赖性以及变形的继续性。
人工智能神经网络方法也属于从实测数据来分析,所不同的是它要建立神经网络模型,不是简单的数据回归分析。近年来它在地下非开挖技术中逐渐被应用。Shi Jinsheng[12]采用神经网络的方法对盾构隧道的地表沉降进行了预测,并归纳出了影响地表沉降的多项因素。Yeh I-Cheng[13]研究了神经网络在盾构隧道土压平衡控制中应用,取得了良好的效果。孙钧,袁金荣(2000年)[14]结合上海地铁二号线,对盾构施工中土体扰动特性及地层移动和地表变形沉降的力学机理进行了讨论,采用了人工智能神经网络技术对地表沉降进行了预测,结果与现场实测值吻合。
1.5 四种计算方法的比较
四种计算方法的比较见表1。
2结语
采空区地表移动变形的时间影响参数 篇2
采空区地表移动变形的时间影响参数
多层采空区多次复杂开采造成的累积沉降不能简单地用单一采空区地表移动变形模型作参照.对采空区的研究,时间影响参数是工程稳定性重点研究和考虑的问题.通过变形观测数据,得到一系列的时间影响参数C的数据点.C是随时间动态变化的,是相应的`诸多条件综合影响的结果,拟合得到现时段的时间影响参数经验式.这对采空区今后的残余沉降的预测具有重要的实际意义.
作 者： 作者单位： 刊 名：中国地质灾害与防治学报 英文刊名：THE CHINESE JOURNAL OF GEOLOGICAL HAZARD AND CONTROL 年，卷(期)：2009 20(3) 分类号：P642.26 关键词：采空区 地表移动变形 残余沉降预测 时间影响参数 gob mobile surface deformation residual effects of subsidence prediction time parameter地表变形 篇3
关键词：煤矿开采 测量 地表变形 坐标
中图分类号：P2 文献标识码：A 文章编号：1674-098X（2013）01（a）-0-01
1 地下煤矿开采引起地表变形的原因及作用机理
1.1 由水平面变形而引起的破坏
地表的收缩和拉伸就是指水平变形。由于拉伸的力量太大，并且超过了建筑物自身抵押拉伸里的范围，那么拉伸的破坏性最大，就算在较小的地表拉伸一下都可能导致建筑物产生裂缝。一般最容易在门窗或是洞口的部位产生裂缝，那里是建筑物最薄弱的地方。用砖砌起的建筑物最容易产生水平裂缝，纵向围墙和横向围墙会将门洞挤成菱形，或是导致屋顶鼓起。建筑物破坏的程度往往与它本身的建筑结构、材料、形状和质量有着重要关系。其中最主要的原因来自于建筑物的平面尺寸和刚度。地表的变形将会对建筑物的基础产生水平附加力。
1.2 当地表开始竖向变形的时候，会对建筑物基础产生不均匀的支反力，由此产生附加剪力和附加弯矩，所产生的附加作用力会对建筑物产生直接的影响
通常情况下，在地表移动以后在稳定下沉的建筑物，在进行开采的过程中，还将继续受到地表动态变形的影响，因为拉伸力的缘故，当工作面离开建筑物的时间距离超过一定值的时候，建筑物又可恢复原状。
1.3 移动角度和范围
在地表变形的理论中，移动角是最重要的角参数值。移动角在岩土工程施工中是指在移动盆地主要断裂面上临界变形值的采空区和点之间的连线与水平线之间的夹角。通过数据模拟的结果得出，由于开采煤层的数目和开采的中断不同，岩层的性质也不一样，当然移动角也就不一样了。如果矿区上面存在松散的岩层时，也会有松散层移动角。在数值模拟以前，应先采用精确的公式去验算和比较，确定岩层移动角的数值。
2 地下煤矿开采引起的地表变形的数值分析
目前世界上最先进的数值模拟法是FLAC原理，它的基本原理与离散元相似，但FLAC原理所应用的节点位置移动连续的条件，能够对连续的介质进行大变形分析，非常适合模拟地应力的生成、边坡及锚索设置等等。
假设采用动态的测量方法：在矿山工程中，采矿本身就是一个非常复杂的力学过程。它包含着很多的不确定因素，这些因素都对其产生着影响。由于数值模拟的结果通常都仅仅是作为评价应用。所以在模拟的过程中，不要刻意的去寻求力学模型与原本结构的关系精密程度，其建立的力学模型不要太过复杂，只要能够具体的反映岩石体的最基本力学特征和开采的基本过程就可以了。
（1）对矿岩性质的假设：假设矿岩为各个均质和同性的库伦弹塑模型。
（2）对计算模型进行假设：对地下矿产开采是一个空间的问题，应该运用三维空间的计算模式。但通常情况，在同样的情况下，二维数值的模拟结果与三维模拟的结果很相近，所以，计算简化模型时常采用二维平面模型。
（3）简化煤层的结构：为了模拟起来更方便，对巷道工程的每一煤层的开挖步数等部会考虑。
3 煤矿开采后所引发的地表变形动态测量方法
为了满足《煤矿测量规程》里的相关规定，在每次对煤矿的观察测量结束后，应对其观测结果进行反复的检查，然后进行计算，以保证观测结果的正确性。做完上述工作就可以开始计算各线与点之间移动的变形量，主要包括：各测量点的水平移动与下沉位置，相邻两侧点之间的倾斜的水平变形和相邻两线的曲率变形，以及观测点的下沉速度等等。要观测点某一时刻的下沉，应该该时刻所观测到的测高点与首次所观测到的测高点相算得出高程之差。测试某一时刻的水平移动，则应该由该时刻所观测到的测点坐标和首次观测到的测点坐标的变化量相分析和分解之后就能得到相关数据。
要获得水平距离的比例，得在计算两测点的水平变形時刻，考虑到测点所移动的方向，相邻两测点之间的曲率变形，再有其相邻两线段的倾斜之差与两线段的水平距离相比较。测点的下沉速度，由前后两次观测的数据相比较获得。沿着主断面方向往上移动和变形的正负号人为规定是：指向上山的与走向方向的水平移动、倾向上山方向的和走向方向倾斜的并上凸的曲率、拉伸就变形为正号。其余的变形或移动均为负号。下沉动态的曲线一般情况是依靠采动程度，运用下沉动态的分布系数所表示的。如果用公式来表示时，对沿走向主断面的表示可以写成：
或者是
4 建立倾斜和动态曲线
由于我国是一个矿产资源较为丰富的国家，所以，经过多年的开采经验，对煤矿地表移动规律的研究以及取得了很大的进步，并且建立了概率计分法、负指数函数法等以典型曲线为基础的地表变形计算方法体系。而积分格网法、威布尔分布法、皮尔森函数法等计算法也都适用于我国的实际开采情况。以下是两个常用的建立倾斜曲率动态曲线的公式：
（1）倾斜的动态曲线，可以用倾斜的动态分布系数所表示，应该从该矿观测站整理的成功得知，两点间地表倾斜为：
（2）当下沉的曲线用动态曲线表示的时候，沿走向主断面的时候，应该为：
5 结语
地表变形的原因主要来自于井下的开采情况，覆盖岩的特征对其也有一定的影响，因此在选择流变参数的时候应该具体的体现地下的开采状况已经岩层的构成特点等因素，促使进一步增强流变参数的可靠性和真实性。所以，动态测量方法在研究地下开采应力场和位移场的时候具有较大的优势。
参考文献
[1]叶积龙，许存胜，任万英，等.煤矿开采引发地表变形的动态测量方法探析[J].煤炭技术，2011，30（10）：259-261.
[2]张勇.动态测量方法在煤矿开采引发地表变形的应用探析[J].科技信息，2011（26）：287.
村庄下采煤地表移动变形规律研究 篇4
由于唐口煤业有限公司地处城乡结合部,人口稠密,自然村落较多。村庄压煤严重,为了解决地面村庄、河流、电网等的保护问题,处理好地下采煤与地面保护的矛盾,实现高效和文明生产。在430采区地表进行了地表及建筑物的移动变形观测。通过对430采区地表及建筑物移动变形观测站的观测及数据分析,进一步验证前期获得的开采影响的地表移动变形值,分析研究该具体地质采矿技术条件下的地表移动变形规律。
2 公司概况
公司区内地形平坦,地面标高+35~+38m,为鲁西南冲积平原北部边缘部分,地势东北部略高,东南部略低。
430采区设计开采煤层为3上煤,工作面内3上沉积较稳定,通过钻孔资料及工作面巷道揭露分析,430采区范围内煤层厚度在1.5~4.2m之间,平均3.1m。其中工作面南部煤层厚度较厚,中北部,煤层厚度较薄。
3 地表移动观测站布设
本次地表及建筑物移动观测站设立于唐口煤矿430采区的正上方。测区内地表基本平坦,地面标高在37m左右。
为了充分反映地表移动与变形规律,沿煤层倾向在430采区上方沿道路布设了一条观测线。工作测点的外端至控制点的距离不少于50~100m,并且保证控制点位于开采范围之外。本观测站观测线设置了30个工作测点,3个控制点。工作面观测线布置如图1所示。
4 地表形变观测工作
4.1 地表形变观测的基本内容
地表形变观测工作分为:观测站连接测量,全面观测,单独进行水准测量,地表破坏的测定和编录。地表形变观测的基本内容是:在采动过程中,定期地、重复地测定观测线上各测点在不同时期内空间位置变化。
4.2 连接测量
在观测点未受采动影响前,为了确定观测站与开采工作面之间的相互位置关系,首先需要测定各控制点的坐标。本次控制测量采用卫星定位技术进行。使用灵锐S82双频GPS卫星接收机观测。高程连接测量按照四等水准测量要求进行施测。
4.3 全面观测
为了准确地确定工作测点在地表移动开始前的空间位置,在连测之后,地表开始移动之前,进行了全面观测。全面观测的内容包括:测定各测点的平面位置和高程,记录地表原有的破坏状况,并作出素描。
4.4 日常观测工作
所谓日常观测工作,指的是在首次和末次全面观测之间按地表下沉量和下沉速度的变化适当增加的水准测量工作。首先,为判定地表是否开始移动,在回采工作面推进一定距离(相当于0.2~0.5)后,在可能首先发生移动的区域内,选择了部分测点,在较短的时间间隔内进行了两次水准测量,以便及时发现测点下沉的趋势,确定地表开始移动的时间。开采过程中,重复进行了多次水准测量,重复测量的时间间隔视地表下沉的速度而定,采用每隔0.5~3个月观测一次。
5 观测数据的计算
观测站各观测点和各测点间的移动变形计算主要包括:各测点的下沉和水平移动,相邻两测点间的倾斜和水平变形,相邻两线段(或相邻三点)的曲率变形,观测点的下沉速度等。公式如下:
5.1 下沉量的计算
式中:Wni-n点的下沉值;Hn0,Hni-分别为首次和第i次观测时n点的高程。
5.2 相邻两点间倾斜值的计算
式中:ln~n+1-n号点至n+1号点的水平距离;Wn+1、Wn-分别表示n+1号点和n号点的下沉量。
5.3 曲率值的计算
式中:In+1~n,In~n-1-分别表示表示n+1号点至n号点和n号点至n-1号点的倾斜;In+1~n,In~n-1-分别表示n+1号点至n号点和n号点至n-1号点的水平距离。
5.4 n号点的水平移动
式中:Un-n号点的水平移动;Lnm,Ln0-分别表示m次观测时和首次观测时n号点至观测线控制点间的水平距离,用点间距累加求得。
5.5 n号点至n+1号点间的水平变形
式中:(ln+1~1)0,(ln+1~1)m-分别表示n+1号点至n号点在首次观测时和m次观测时的水平距离。
6 n号点的下沉速度
式中:(Wn)m,(Wn)m-1-分别表示m-1次和m次观测时n点的下沉值;T-两次观测时的间隔天数。
6 村下开采地表形变规律的分析
6.1 地表移动规律分析
430采区首次观测地表最大下沉为32mm,随着工作面的继续回采,地表下沉量逐渐增大,形成下沉盆地。回采结束后观测到的地表最大下沉值375mm。两个月后再次观测,观测到的地表最大下沉值411mm。进一步证明了430采区地表形变机理研究得出的地表点的下沉在回采结束4个月内已基本停止的结论。为进一步研究地表移动形变的规律,每隔三个月进行一次观测,共观测了三次,最后一次观测到的地表最大下沉值421mm。以上数据说明,在唐口煤矿虽然地表点的下沉在回采结束4个月内已基本停止,并且依据《煤矿测量规程》规定,可确定回采结束半年后地表已稳沉。但由于周边工作面采动的影响造成的表土层失水现象,仍然会导致地表缓慢下沉。
6.2 概率积分法计算参数的验证
为了进一步验证430采区地表形变机理研究得出的概率积分法计算参数的正确性,以本观测站测得的地表移动变形观测结果作为已知条件,采用概率积分法为计算模型所编制的计算机程序,对实测资料进行了下沉、倾斜、水平移动及水平变形曲线的拟合。
由430采区地表形变机理研究得出的概率积分法计算参数为:
下沉系数:q=0.79;
水平移动系数:倾向b=0.36,走向b=0.4;
主要影响正切值:tgβ=2.1;
开采影响传播系数:0.6;
拐点平移距:走向开切眼0.07H,倾向0.09H1。
依据上述参数,对430采区开采引起的地表下沉、倾斜、水平移动及水平变形进行了预计。图6-1根据实际观测值求出的各变形值曲线与根据拟合的等值线求出的各变形值曲线的对比图。图中实线为根据实际观测值求出的变形值曲线,虚线为根据拟合的等值线求出的变形值曲线。
由图可看出,依据430采区地表形变机理研究得出的概率积分法计算参数拟合的各变形曲线与实测的各变形曲线非常接近。从而验证了430采区地表形变机理研究得出的概率积分法计算参数是正确的。
7 结论
通过对430采区地表移动变形观测站的设置、实测资料的采集、数据的处理和分析,获得许多有益的结论,达到了观测站设置的预期目标。归纳起来,主要有以下几点:
7.1 验证了适用于该地质采矿技术条件下充分采动时的概率积分法计算参数为:
下沉系数:q=0.79;
水平移动系数:倾向b=0.36,走向b=0.4;
主要影响正切值:tgβ=2.1;
开采影响传播系数:0.6;
拐点平移距:走向开切眼0.07H,倾向0.09H1。
7.2通过对开采引起的地表移动变形观测数据的分析与处理可知。在430采区所处位置的地质条件下,最大下沉仅为421mm,对地面建筑物的影响均可控制在一级破坏范围内。
7.3 430采区开采影响,地表移动变形未有突变现象,地表未产生塌陷坑。
摘要：为了研究地下开采引起的地表移动与变形规律,本文通过对唐口煤矿430回采工作面地表移动变形的观测及分析,获得了开采影响的地表移动变形值,分析研究了该具体地质采矿技术条件下的地表移动变形规律。为矿井下一步开采提供可靠的实测数据,指导矿井生产。
关键词：变形规律,地表移动观测站,概率积分法
参考文献
[1]赵经彻,何满潮,建筑物下煤炭资源可持续开采战略[M],徐州:中国矿业大学出版社,1997。
[2]煤炭科学研究院北京开采所,煤矿地表移动与覆岩破坏规律及其应用[M],北京:煤炭工业出版社,1981。
地表变形 篇5
摘要：本文介绍了威鲁公路一标段阿依隧道洞口段施工过程中出现的各种病害，并分析其成因，介绍了病害处理的具体工程措施和施工方法，总结了浅埋、偏压、软弱围岩地质段隧道进洞方案和综合治理措施，有效保证了隧道施工顺利进洞。
关键词：隧道；洞口；开裂；变形；治理；措施
一、概述
阿依隧道为兴义市威舍至鲁屯一级煤炭专用公路第1合同段的重要工程，为单向2车道的一级公路隧道，隧道左幅长445m，隧道右幅长629m，隧道最大埋深94.9m。隧道区上覆第四系残坡积层（Q4el+dl），下伏下三叠统飞仙关组（T1f）泥岩、泥质粉砂岩及中三叠统关岭组（T2g2）灰岩、泥灰岩，第四系残坡积层在隧道进出口、洞身沟谷及缓坡地带有分布，厚薄不均，在沟谷中稍厚，多数陡坎斜坡段基岩裸露。泥岩、泥质粉砂岩强风化较厚，岩体节理裂隙极发育，岩体极破碎，灰岩强风化较薄；中风化泥岩、泥质粉砂岩节理裂隙较发育，岩体较破碎至较完整，多数为Ⅳ～Ⅴ级围岩。地下水以孔隙水、裂隙水为主，主要由大气降水补给。地表渗水严重，属浅埋软岩隧道，且有明显偏压。
隧道出口采用上半断面开挖进洞，开挖后即架设钢拱架和进行钢筋网喷射混凝土支护，进尺达10m后，因边坡、仰坡、以及地表大面积开裂，且有滑塌倾向，初支拱顶发生不正常下沉，一天的下沉量达到2cm，拱顶最大沉降量达20cm，部分开裂，已侵入二衬空间。拱顶发生小坍方，掘进困难，造成进洞受挫。
二、病害原因分析
经现场实地考察后，对原有的勘察、设计文件进行了复查和原因分析。
1.从设计资料方面分析
（1）设计资料不准。鉴于目前勘察设计手段的局限性，设计对工程地质、水文地质资料提供不准，为此设计采用的支护参数和衬砌类型不符合隧道开挖后实际的围岩情况。
（2）隧道进出口段为浅埋隧道，对相同围岩级别显然浅埋隧道要比非浅埋隧道围岩压力要大；隧道出口端仰坡岩土体为一陡坡，隧道轴线与坡面斜交进入，坡面与洞门非对称，属坡面斜交型，存在一定程度的偏压。
2.从施工方面分析
（1）施工方法不当。施工方法针对围岩情况的变化缺乏灵活应变性，各工序间距安排欠妥当，一次开挖量过大，支护不及时或支护强度不够等而引起围岩的坍塌；施工单位放大炮开挖，对于软质岩应遵循“强支护、短进尺，弱爆破”原则，对于浅埋软质岩隧道更应禁止爆破。
（2）边、仰坡开挖后暴露时间过长，未采取措施对仰坡进行处理，是导致失稳的原因之一。排水沟、截水沟未按设计图的要求施工，距离隧道洞口太近，且施工质量太差，起不到隔水、截水作用。仰坡开挖后未及时打设锚杆和喷射混凝土进行封闭加固，洞口未做加固就开挖进洞，从而造成坍塌。
（3）开挖时未进行地质和支护的观察量测工作。对围岩节理裂隙发育性状了解不足，施工方法和手段缺乏针对性。对已施工的钢拱网喷支护，缺乏观测数据，不能在失稳前先行察觉并采取相应措施。
3.其它方面原因分析
（1）进口段从开挖的掌子面看到，在拱脚以上为厚层强风化泥岩，节理裂隙发育，厚层泥岩被切割成块状，岩层倾向线路右侧（向山里），进洞施工的过程中，破碎岩层受扰动，加之地下水的影响及对边坡约束措施不足等，导致了隧道边坡坍方；开挖后应力释放，发生较大膨胀压力使坑道变形，围岩坍塌；因围岩压力过大，拱脚承载力不足，两侧土体被挤压内涌，并沿线路轴向推挤移动，引发过大变形而侵入限界，并导致大范围牵连性坍塌和地表下陷。
（2）隧道衬砌：从现场调查和地质钻孔勘探取样分析来看，隧道病害段并不存在影响隧道安全的深层滑坡，衬砌开裂的主要原因是：因隧道洞身处于软基之上，岩层为泥岩，作为V级围岩的泥岩属软质岩类，遇水极易软化，强度低，在地下水的作用下，其本身就具有流滑性，且受扰动后，自稳能力差使围岩压力增大，施工中围岩长时间产生缓慢的塑性变形，向洞内挤压，破坏支护和衬砌。
（3）地面裂缝：隧道出口较大范围内潜伏着较深上层滞水，由于浸泡变形，使土的强度降低，造成斜坡失稳；同时因隧道开挖后围岩应力调整的影响，上覆土体自下而上产生松弛，并牵动上部曾遭受浅滑层扰动的土体，导致了地面裂缝的产生。因初期支护不力、不及时，衬砌未紧跟，由于隧道施工爆破的震动，使挤压破碎带的松散岩体的缝隙和空隙不断震动挤密，引起体积的调整，形成差异变形，地表出现裂缝，雨水补给渗入和地下水从隧道中的渗出，加剧了此种变形。
三、主要治理措施
1.洞口段的处理
（1）地表沉陷和裂缝用不透水土夯填密实，并重新施工截水沟，防止地表水渗入洞身段。地表采用地面灌浆锚杆，锚杆采用3根φ25的焊接钢筋束，纵、横间距1.5m×1.5m梅花形布置，锚杆尾部用φ25钢筋焊接，并用砂浆保护，隧道右侧山体方向布置5排。
（2）平衡压重止偏
隧道出口冲沟较深，隧道位于半坡上，右覆盖层薄，偏压明显。为防止隧道结构的剪切破坏，采取了填土压重的防偏措施。填土厚距拱顶2.1m，填土范围为距隧道中线28m以内，下侧设墙收缩坡角，回填材料为隧道弃渣。洞身衬砌为混凝土复合衬砌，二衬不等厚布置，左侧边墙厚80cm，右侧边墙厚60cm。
（3）洞口段施作臨时仰拱，临时仰拱由I18工字钢和30cm厚C20混凝土组成，I18工字钢与初期支护钢拱架逐一对应，并加钢板楔紧焊接。临时仰拱基础应做处理（如清除表层泥土，进行碎石换填），确保在稳定地基上。临时仰拱施工时应边施作边拆除竖直支撑。对初期支护扭曲变形、表面存在裂缝的部分应同时在初期支护表面增设环向临时支撑（纵向间距70cm），与初期支护钢拱架间隔设置，并设置纵向连接筋。环向临时支撑拱脚处用纵向支撑与临时仰拱焊接起来。
（4）初期支护外背拱：背拱采用I18钢拱架，钢拱架纵向间距为50cm，纵向加设连接筋，确保钢拱架纵向稳定。每片工字钢接头处必须栓接后焊接牢靠并增加锁脚导管，钢拱架与初期支护之间如有空隙用楔块楔紧。对已开挖段落，采用长4.5mφ50的注浆钢花管进行洞内环向注浆加固，间距100cm×100cm。环向注浆钢花管在拱脚处向下斜打。落底时，侧墙处亦进行环向注浆。环向注浆顺序，按先拱脚，后拱顶，由下而上对称进行。
（5）注浆完成后待收敛稳定以后，进行下导坑开挖（每循环以5m为宜），并用工字钢将仰拱初期支护封闭成环（与初支钢拱对应，换拱段在变形拱圈钢拱位置，仰拱预埋双拼钢拱，与换拱拱圈的新架双拼钢拱对应），浇筑仰拱进行仰拱充填，拆除临时仰拱，按该步骤直至仰拱施作完毕。未施做临时仰拱段下半断面落底时，采取拉中槽跳马口的施工方法，每次最大错开3m左右，杜绝单侧落底。下半断面落底、仰拱封闭成环后，应根据监控量测结果及时浇筑暗洞二次衬砌。
2.进洞方案
大采深条带开采地表移动变形分析 篇6
3107、3111、3115工作面位于井下3100采区上山以东, F8、F8.2断层以南, 井下北部为3300采区。3100采区主要可采煤层为3上煤层, 位于山西组中、上部, 下距3下煤层0~37.24 m, 距三灰平均86.69 m, 属较稳定煤层。煤厚0~5.02 m, 平均厚2.47 m。该煤层结构较简单, 含0~3层夹石, 夹石为泥岩和粉砂岩。煤层顶板多为泥岩、粉砂岩, 个别为中、细砂岩;底板多为泥岩、粉砂岩, 少数为炭质泥岩。
3115工作面采宽为80 m, 工作面走向长度为450 m。3111面采宽为100 m, 工作面走向长度为950 m, 3115、3111工作面之间留有100 m煤柱。3107工作面采宽为80 m, 走向长度为985 m。3111、3107工作面之间留设125 m煤柱, 工作面平均采厚3.5 m, 平均采深765 m。
2 地表移动变形数值模拟分析
2.1 数值计算模型的建立
此次模拟以梁宝寺煤矿3107、3111、3115条带工作面为原型, 依次开采3个条带工作面。模型采用直角坐标系, 坐标系符合右手螺旋法则, Z轴向上为正。条带工作面走向长900 m, 倾向宽460 m, 平均采深765 m, 为了消除边界影响, 走向留出400 m的煤柱, 倾向留设300 m的煤柱, 模型尺寸为1 200m×1 500 m×800 m (长×宽×高) , 共划分34 200个单元格, 37 740个节点。边界条件是左右边界水平约束, 铅垂自由, 上边界为自由边界, 材料破坏模型采用摩尔—库仑本构模型, 条带工作面取采宽80m, 留宽110 m, 煤层倾角按水平计算。数值模拟计算模型如图1所示。数值模型中各岩层的物理力学参数见表1。
2.2 数值计算结果分析
3107、3111、3115条带工作面开采的3上煤层位于模型的Z=20.0~23.5 m部分, 煤层平均厚3.5m, 模拟3107、3111、3115条带工作面开采后地表变形情况如下。煤层开挖下沉等值线透视如图2所示, 地表下沉等值线如图3所示, X方向水平移动等值线、Y方向水平移动等值线如图4所示。
3 地表移动变形实测分析
3.1 地表移动观测站布置
为充分反映大采深条带开采地表移动变形规律, 梁宝寺煤矿在3107、3111、3115条带工作面上方开展了地表岩移观测工作, 沿各工作面走向布设2条观测线、倾向布设3条观测线, 观测线呈井字形横跨3107、3111、3115三个条带工作面[1] (图5) 。
3.2 现场观测情况
由于地表多丘陵、山壑, 两两测点之间的高差比较大, 且高大林木、灌木丛繁茂, 故采用GPS-RTK补以水准测量的方法进行观测, 弥补各测量仪器之间的不足与限制条件, 保证测量结果的准确性[2]。
3.3 地表移动变形数据分析
根据地表移动变形观测站全面观测的观测数据结果, 按照相关方法[3,4,5]计算测站点的下沉、倾斜、曲率变形值, 地表下沉表示主断面内地表移动的垂直分量。根据条带工作面布设的观测站获得的实测数据, 绘制出倾向线、走向线的地表移动变形曲线, 限于篇幅, 这里仅附倾向观测线1、走向观测线2的地表变形曲线 (图6、图7) 。
从实测的下沉曲线可以看出:当非充分采动时, 随着工作面的不断推进, 地表下沉值及影响范围越来越大。地表最大下沉点也随之前移, 地表移动盆地范围亦增加。倾向方向, 地表移动变形剧烈程度比之走向方向有所下降, 变形情况更符合一般地表移动规律, 其下沉曲线斜率虽然较大, 但其整体变化较为均匀。同时, 采空区上方的地表下沉则是因为顶板岩层的垮落以及基本顶、覆岩的弯曲、移动所致。整个过程中, 岩层的下沉量由下而上逐渐减小。
从图6、图7分析可知, 整体上来说倾斜曲线符合地表移动变形的一般规律, 即随着工作面的不断推进, 地表移动盆地边界到拐点再到最大下沉点之间的倾斜值先后经历了逐渐增大再减小的过程;并且在拐点处倾斜值达到最大值, 而最大下沉点处的倾斜值则为0。对于走向与倾向方向的2条曲率曲线, 分别在地表移动盆地边缘区及盆地中部出现了正、负曲率区, 且各最大值则分别在边界点与拐点之间、最大下沉点处。地表移动变形的最大值见表2。
4 数值模拟值与实测值对比分析
将3107、3111、3115条带工作面地表移动实测结果与数值模拟结果进行对比分析, 分析其产生误差的原因及论证数值计算模型的正确性。分析结果见表3。
地表移动变形的实测值与其模拟值并不完全相同, 产生误差的主要原因有以下几方面: (1) 工作面采高不一, 数值模拟过程中, 为了计算方便, 煤层采高取了其平均值; (2) 岩层内部地质结构较为复杂, 为了减少工作量, 模拟过程中对其结构进行了简化; (3) 现场观测过程中人为的测量误差等。但从整体上来看, 两者的数值大体吻合, 数值模拟与实测最大下沉值之间相差25 mm, 误差值较小。现场实测与数值模拟在一定程度上互相得到了验证, 确保了数据的可靠性与有效性。
5 结论
(1) 通过数值模拟软件模拟3107、3111、3115条带工作面开采后地表移动变形规律, 模拟结果显示最大下沉值为742 mm, X、Y方向位移为274, 226mm, 数值模拟为地表移动变形规律的研究提供了技术参考。
(2) 通过对现场观测成果的分析, 实测结果与数值模拟结果相差不大, 证实了数值模拟的可靠性。
(3) 由现场实测结果分析得到了3107、3111、3115条带工作面地表移动变形的基本参数, 绘制了走向及倾向下沉和水平移动动态曲线, 得到了其走向及倾向地表移动变形的最大值。
摘要：煤矿井下开采范围的不断增加引起上覆岩层乃至地表移动和变形, 导致矿区生态环境受到破坏。研究煤层开采引起的地表移动情况对地表沉陷预测和控制、“三下”压煤回收及减轻采动损害等具有现实意义。以山东梁宝寺矿3107、3111、3115条带工作面为工程背景, 采用数值模拟及其GPS-RTK补以水准测量的方法对地表进行了观测, 基于数据处理模型对实测数据进行了分析, 获得了该开采条件下地表移动变形的基本规律。
关键词：综放工作面,地表移动变形,大采深,条带开采
参考文献
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[4]任耀, 李晓辉, 姜敏.特厚煤层综放开采地表移动规律实测研究[J].采矿技术, 2012, 12 (3) :65-68.
地表变形 篇7
厚冲积层薄基岩的条件下采煤, 在有效的控制地表变形前提下, 最大限度地采出煤炭是大多矿区面临的主要问题。厚冲积层薄基岩下采煤的关键问题是控制岩层及地表沉陷, 目前主要使用条带开采法来控制岩层及地表的移动[1～3], 其中地表移动变形参数的确定对工作面的布置尤为重要, 通过地表移动观测站的观测确定地表移动变形参数, 在开采之前对地表影响范围和可能产生的移动和变形进行计算, 对工作面布置方案进行优化, 来提高开采效率, 并把地表变形控制在有效范围内[4]。
1 地质条件与工作面概况
1.1 地质条件
岱庄煤矿主采煤层为3上煤, 平均厚度为2.76 m, 倾角5°～6°;第四系厚185～315.53 m, 平均厚度245.67 m, 主要由粘土、砂质粘土、粘土质砂、砂及砂砾层组成;基岩厚90～195 m, 平均154.7 m。厚冲积层和薄基岩是本矿赋存的特点, 所以其村庄下压煤开采技术难度较大;而岱庄煤矿村庄下压煤占总储量的80%, 村庄下采煤是本矿的重大难题。
1.2 工作面布置与推进情况
1310区域共进行了4个条带面的开采, 分别为1304、1306、1308和1310条带工作面, 其开采顺序为1310→1308→1304→1306;采用采宽50 m、留宽50 m左右、面积采出率约50%布置形式进行开采, 平均开采深度约430 m, 平均开采厚度约2.5 m。
1320条带工作面开采宽度50～78 m (两头宽中间窄) , 推进长度约1 400 m, 历时5个月, 平均推进度为8.6 m/d, 平均开采深度350 m, 平均开采厚度2.5 m。
2301长壁工作面开采宽度为150 m, 推进长度约650 m, 历时5个月, 平均推进度为4.71 m/d, 平均开采深度440 m, 平均开采厚度2.9 m。
2地表观测站布置
为寻求安全、合理、有效解决村庄下压煤问题, 为今后村庄下采煤提供依据, 分别在1310和1320条带面和2301长壁工作面上方设置了地表移动观测站, 并在开采期间进行了较为系统的地面沉降观测, 取得了较为完整的地表移动变形资料, 测站基本情况如表1所示。
3 观测结果及分析
3.1 下沉速度与影响时间
3.1.1 1310条带工作面观测站
根据观测资料分析, 1310条带工作面观测站的最大下沉点为30号点, 依据下沉速度绘制了其下沉速度图如图1所示。
由图1可见, 由于1310区域是多个条带面相继开采, 在地表产生的影响也随时间有明显的起伏, 出现多次峰值, 以1308面开采时最高, 1306面开采时次之。因为是条带开采, 对地面的影响相对较小, 最大下沉点 (30号点) 的最大下沉速度仅为6.4 mm/d。根据规程关于缓倾斜煤层月下沉超过50 mm (即1.7 mm/d) 为活跃期的规定, 1308面对本点的活跃期40 d。
3.1.2 1320条带工作面观测站
1320工作面观测站的最大下沉点为a4号点, 依据下沉速度绘制了其下沉速度图如图2所示。
从图2可见, 最大下沉点 (a4号点) 的最大下沉速度达到33.0 mm/d, 显示开采对地表的影响比起1310条带工作面观测站的影响要剧烈得多, 并出现了较长的活跃期, 为50 d。究其原因是该处冲积层厚基岩薄与条带工作面设计较宽所致。开采对地表a4点的影响持续时间为150 d左右, 后续的下沉是邻近工作面的采动影响。
3.1.3 2301长壁工作面观测站
2301工作面观测站的最大下沉点为41号点, 依据下沉速度绘制了其下沉速度图如图3所示。
从图3可见, 2301工作面观测站最大下沉点 (41号点) 最大下沉速度为22.0 mm/d, 开采对地表41号点的影响的活跃期为120 d, 但总持续时间不能确定。
3.2 移动角量分析
3.2.1 边界角
边界角是在充分采动条件下, 地表下沉为10mm的点与开采边界的连线和水平线的夹角, 按不同断面, 边界角可划分为走向边界角 (δ0) 、下山边界角 (β0) 和上山边界角 (γ0) 。由于多数观测线为非主剖面观测线, 且为非充分采动, 因此, 边界角也只能依据相对位置确定。
1310条带工作面观测站下山方向下沉10 mm的位置距工作面边界的距离318 m, 依据工作面开采深度 (下山435 m, 走向390 m) 计算其下山边界角β0=53.8°, 走向边界角δ0=58.4°。
1320条带工作面观测站下沉10 mm的位置距工作面边界的距离为291 m, 依据工作面开采深度 (350 m) 计算其走向边界角δ0=50.3°。
2301长壁工作面观测站只有走向可观测到下沉10 mm的点, 走向方向下沉10 mm的位置距工作面边界的距离为410 m, 依据工作面走向平均开采深度 (440 m) 计算其走向边界角δ0=47°。
分析结果表明, 边界角变化较大, 主要受开采程度及开采工艺的影响, 条带开采边界角相对较大, 全陷开采边界角相对较小。
3.2.2 移动角
移动角是在充分或接近充分采动条件下, 在移动盆地的主断面上, 地表最外的临界变形点和采空区边界点连线与水平线在煤壁一侧的夹角, 按不同断面, 移动角可划分为走向移动角 (δ) 、下山移动角 (β) 和上山移动角 (γ) 。我国采用的一组临界变形值是:倾斜i=3mm/m, 水平变形k=2mm/m, 曲率ε=0.2 mm/m2。
1310条带工作面观测站为条带开采, 对地表影响较小, 各变形量值均未达到Ⅰ级影响变形临界值, 无法确定移动角值。
1320条带工作面观测站Ⅰ级影响变形临界值最外边界距工作面边界的距离为110 m, 依据工作面开采深度 (345 m) 计算其走向移动角δ=72.3°。
2301工作面观测站Ⅰ级影响变形临界值最外边界距工作面边界的距离分别为50 m和85 m, 依据工作面开采深度 (上山425 m, 走向410 m) 计算其上山移动角γ=78.7°, 走向移动角δ=83°。
分析结果表明, 2301工作面观测站结果受观测线影响较大, 本井田走向移动角为73°左右。
3.2.3 最大下沉速度角
最大下沉速度角为充分采动条件下最大下沉点最大下沉速度发生时与开采工作面位置的连线和水平线的夹角。
1310条带工作面观测站最大下沉点在最大下沉速度时工作面已推进470 m, 距30号点123 m, 计算最大下沉速度角为φ=74.2°。
1320工作面观测站最大下沉点在最大下沉速度时工作面已推进285 m, 距a4号点82 m, 计算最大下沉速度角φ=76.2°。
2301工作面观测站最大下沉点在最大下沉速度时工作面已推进382 m, 距41号点126 m, 计算最大下沉速度角φ=74.4°。
4 主要结论
(1) 在厚冲积层和薄基岩的特定条件下, 地表移动具有移动盆地边界角相对较小、下沉速度快、移动期相对较短的特点。
(2) 确定了矿区的地表移动期350 d, 活跃期120 d, 条带开采时移动期和活跃期相对缩短;在移动盆地的角量参数方面, 取得了本井田的角值, 边界角为44.3°～58.4° (条带开采边界角相对较大, 长壁面开采边界角相对较小) , 移动角为73°, 最大下沉速度角为74.4°。
摘要：结合岱庄煤矿具体地质条件, 在建立地表移动观测站的基础上, 进行了较为系统的地面沉降观测, 更好地掌握本矿的地表移动变形规律, 得到了较为完整的地表移动变形资料, 并研究了厚冲积层及薄基岩条件下的地表移动盆地时间与空间形态特征, 取得了系列技术与实践成果, 为该矿井延长服务年限提供技术保障, 也为类似矿井“三下”开采提供了宝贵的经验。
关键词：厚冲积层,条带开采,地表移动,移动角量
参考文献
[1]张立亚, 邓喀中.多煤层条带开采地表移动规律[J].煤炭学报, 2008, 33 (1) :28-32.
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[3]廖学东.厚松散层下煤层开采对地面堤坝的影响分析[J].中国矿业, 2008, 17 (8) :83-86.
地表变形 篇8
1工程概况
青岛某待建的区间隧道下穿既有区间隧道, 待建的隧道直径为6.5m, 已有隧道直径为6.2m。上部区间隧道顶板距离地面30m, 底板埋深36.2m。地质条件复杂, 在计算范围内, 地层由上到下依次为粘性土、强风化花岗岩、中风化花岗岩、微风化花岗岩。上下线隧道两者的二衬的最小净距为750mm~850mm, 相应的初期支护净距为220mm~270mm。待建的区间隧道支护方式及支护参数为:在隧道掌子面位置上部布设超前管棚;在拱顶处打设长度3m, 间排距为1.0m×1.0m梅花形布置的注浆锚杆;在拱肩位置打设长度为2.5m, 间排距为1.2m×1.2m梅花形布置的注浆锚杆;初期支护混凝土平均厚度为200mm, 二衬厚度按设计定为800mm。
2数值模型分析
(1) 模型建立。为了全面分析隧道开挖对围岩及上部结构造成的扰动, 应将隧道开挖可能对围岩造成影响范围之内的围岩全部计算在内[4,5]。建立三维数值模型尺寸为:长×宽×高=80m×50m×60m, 并将地层按照地质勘查资料概化为四层, 材料破坏准侧服从摩尔库伦破坏准侧。模型上部为自由边界, 四周为限制水平移动的链杆约束, 下部为全面限制位移的固定端。数值模型如图1所示。
(2) 施工模拟。按照原设计施工方案, 同时施工下部左右两线隧道, 在模拟中以开挖0.5m为循环进尺。具体的施工顺序为:左右两线隧道同时施工超前管棚→左右两线开挖0.5m→喷射混凝土→打设锚杆→再开挖0.5m→喷射混凝护→打设锚杆。开挖支护6m之后, 左右隧道同时施做6m二衬, 然后循环以上步骤, 直至穿越既有隧道。
(3) 模拟结果分析。图2为双线区间隧道施工完成后的竖向位移云图, 由云图可以读出:下部区间隧道最大沉降值为-10.0mm, 发生在隧道的拱顶位置, 并且在隧道的拱肩位置, 沉降开始发生改变。在拱肩的上部, 隧道围岩发生下沉, 而在拱肩的下部范围, 围岩出现底鼓。因隧道开挖引起的沉降扩展至地表, 沉降值为-4mm, 并且沉降扩展宽度较大, 地表沉降槽达到了40mm。而隧道底板围岩由于岩体的受力状态由稳定的三向受力状态变为危险的双向受力状态, 底板易出现底鼓, 其低底鼓量为3mm。由云图可以看出, 上部已有隧道的沉降规律与下部隧道的沉降规律不相同。已有的隧道上部地表的沉降值大小为-3mm, 沉降槽宽度为35mm, 相比下部隧道开挖对地表的沉降影响较小, 说明已建立的隧道对地层有一定的加固作用。并且在上部隧道的底板位置处, 围岩未出现底鼓, 而是下沉, 其下沉趋势同下部隧道拱顶的沉降相一致。将四条区间隧道的二衬结构单独拿出并分析结构的竖向位移变化, 发现在两条隧道交叠的位置、隧道两端处结构位移沉降值最大。隧道两端由于边界效应导致沉降较大, 可以忽略不计, 主要是在交叠区, 隧道沉降都较大。说明下部隧道开挖对上部结构扰动较为明显, 但上部隧道结构的沉降值较下部隧道拱顶沉降值较小, 说明上部隧道结构的加固作用起到效果。
3加固措施改进及效果分析
(1) 支护参数改进。由隧道围岩及隧道二衬结构的位移变化规律, 为了更好地控制围岩的沉降, 将原来的支护参数进行了改变。减小拱顶处的超前注浆小导管的间距, 由原来的0.5m减少至0.3m;拱顶处的注浆锚杆间排距由1.0m×1.0m调整为0.8m×0.8m, 两肩位置处的锚杆间距减少至1.0m×1.0m。并将初喷混凝土和二衬混凝土的标号各提高一个等级。
(2) 支护方案效果分析。将改变后的隧道支护参数重新运用于数值模拟中, 导出围压的塑性区云图 (图3) , 可知, 塑性区范围均小于支护锚杆的长度, 下部隧道拱顶处塑性区扩展深度较大, 而两边塑性区扩展深度较小, 底板塑性区范围也较小, 说明改进后的支护方案能较好的控制围岩塑性区。
在隧道的拱顶及拱肩位置处布设位移沉降监测点, 在模拟中记录两处位置的沉降变化。最终, 优化后的拱顶沉降比原来减少了3.8mm, 同时拱肩沉降量比原来减少了1.8mm。支护措施的效果由关键位置的沉降变化量便可以反映出, 因此, 改进后的支护参数能保证隧道施工的安全。
4结束语
针对青岛某双线区间隧道下穿既有双线区间隧道的实例, 利用数值模拟的手段分析了隧道隧道开挖对围岩及二衬沉降的影响, 并以此提出了改进措施, 从塑性区分布和关键位置沉降变化量上验证了改进措施的有效性, 指导了现场施工。
参考文献
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地表变形 篇9
随着社会的快速发展, 经济的快速发展, 环境污染成为当下人们最关心的问题之一, 国家为了节能减排, 大力提倡乘坐公共交通工具, 主要城市都大力发展轨道交通, 这些工程大多都位于城市密集的繁华区, 而这些基坑越挖越深, 越来越靠近大型的建筑, 桥梁, 河流等等, 加上城市地下管线密布, 特别是带有压力的管线, 加大了基坑支护的难度, 工程事故时时涌现, 究其原因主要是受力特征、地质水文条件的复杂性和不确定性, 土力学计算模型的计算假定与实际情况的出入等。所以研究深基坑变形规律对分析评价基坑稳定性和变形特征具有重要价值。目前, 随着数值计算方法的进步、计算机性能的迅速提高, FLAC3D和有限元建模在支护结构分析中得到了应用, 对于基坑稳定性研究, 毕肖普法、简布的普遍条分法和塑性极限分析等给其研究奠定了充分的理论基础。深基坑研究与支护是一门与许多因素相关的技术, 有许多理论与实际问题都有待进行一步解决和完善。
2 深基坑开挖过程中的变形原理和影响变形的因素
1) 深基坑开挖过程中的变形原理。
深基坑在开挖过程中会产生基坑自身的变形和基坑周围环境的变形, 主要包括地连墙的墙体 (测斜) 位移、基坑的基底回弹, 周围地表沉降、地连墙的墙顶竖向位移和水平位移等等, 实际上基坑开挖的过程就是基坑土体的卸载过程, 同时伴随着基坑的降水过程, 在基坑内外降水的过程中土体的硬度会变小、土体颗粒间的缝隙会变大导致周围地表的下沉, 在土体卸载的过程中, 当基坑内外的土体压力不相等的情况下, 地连墙会向基坑内侧偏移, 与此同时会导致地连墙的上浮和地连墙竖向位移的上升以及地连墙水平位移向基坑内的偏移, 同时与基坑的支护形式和结构有关。
2) 深基坑开挖过程中变形的主要影响因素及控制措施。
从上述的深基坑变形机理中可知, 影响深基坑变形有多个因素:a.支护形式与结构。根据具体的地质、水文、环境条件, 采取相应的支护形式与结构以达到更好的支护效果。b.地下水控制。地下水是影响基坑变形的主要因素之一, 因此, 要严格按照设计要求和地质勘探的结论采取合理的降水措施, 同时确保每一幅地连墙的接缝完好, 防止漏水。总之, 应根据具体的施工环境制定合理、可行、有效的地下水控制措施以控制基坑变形。
3 天津地铁6号线金钟街站主体结构开挖过程中的围护结构变形研究
3.1 监测方案设计
1) 监测目的。
地铁基坑往往设计在人口密集的居住区、繁华的商业区, 而且随着技术发展的日新月异, 深基坑离高层建筑、地面构筑物、建筑物、道路桥梁、河流、地下管线设施越来越近, 因此工程风险在逐渐的加大, 不容许有半点马虎, 稍有大意就会对基坑自身的安全造成危害, 会对基坑周围的建筑物、构筑物、道路桥梁、地下各种管线设施造成破坏, 后果是非常严重的, 所以采取有效的监测是十分重要的。按照国家相关部门及规范技术文件的要求, 需要对基坑工程实施安全监测。
2) 监测的内容。
监测内容见表1。
3.2 基坑监测数据的分析
1) 墙体深层水平位移变化规律见图1~图3。
根据图1~图3分析可知, 地连墙的墙体水平位移始终向基坑内偏移, 但是由于地连墙的自身的稳定性以及墙体外围的大量注浆和钢支撑的及时支撑的作用下, 对墙体的水平位移向基坑内的偏移起到了很好的限制效果, 在基坑开挖的整个过程中, 地连墙的最大偏移量与基坑的开挖深度和时间有着很大的关系, 在开挖到一定的深度没有及时支钢支撑的时候地连墙向基坑内的偏移速率比较大, 随着基坑的开挖逐渐加大和钢支撑的及时支撑地连墙的变形曲线图逐渐呈弓字形变化, 其最大的变形量逐渐向下位移, 地连墙中部的深层水平位移发展最快, 变形量最大, 当基坑开挖到底的时候, 基坑底部的地连墙的变化率也是非常小的, 此基坑由于基坑顶部采用混凝土支撑框架结构, 该框架结构与地连墙紧紧相连, 所以地连墙的顶端水平位移量也是很小的。由墙顶水平位移的变化曲线图可以看出, 墙顶水平位移变化非常的小而且数据比较稳定, 由墙体水平位移变化曲线图可以看出, 墙体的最大变形处不在地连墙的顶部也不在地连墙的底部, 而是大约在地连墙的1/2处, 同时由图可以看出每隔0.5 m处的墙体变形量。
由于墙体位移的测量使用电子传感器元件, 测量的时候受外界的影响比较小, 在理论上, 它与地连墙顶的水平位移的测量值是一致的, 所以能有效的与全站仪所测的墙顶位移进行相互的校核。
由钢支撑累计变化曲线图可知, 在开挖的初期, 钢支撑受力较小, 随着基坑的开挖加深, 当开挖到基坑深度的1/2处时, 墙体的变形最大, 钢支撑的受力最大。
2) 周边地表沉降和墙顶竖向位移变化规律见图4, 图5。
由图4, 图5分析可知, 基坑周边地面沉降在基坑开挖之前变化不大, 趋于稳定, 随着基坑的开挖, 土压力的卸载, 导致基坑内外土体失去平衡是地面下沉的原因之一, 其次是坑内在降水, 也是导致地面下沉的原因, 到基坑开挖结束, 底板浇筑28 d以后, 地面最大的累计沉降量为-25.27 mm;地连墙墙体竖向位移在基坑没有开挖之前的变化量很小, 随着基坑的降水和土体压力的卸载, 地连墙逐渐在上浮, 最大上升量达到18.31 mm。
4 监测结论
1) 在基坑开挖之前地面沉降比较稳定, 随着基坑开挖的加快和基坑内外的降水, 基坑内外土体压力的不平衡以及工程机械的碾压等外界影响, 地面沉降累计变化的速率比较大, 在基坑开挖后期, 地面沉降累计变化的速率逐渐趋于稳定。影响深基坑支护结构的变形速率因素有很多, 主要有工程地质条件和水文地质条件、基坑的大小、基坑围护结构的类型、周边环境的影响、支护结构的形式、施工技术工艺等等, 在施工期间应根据设计要求及工程技术规范严格执行, 采用形象直观, 图文并茂的现场监测, 及时和相关部门了解和反馈监测变量信息。
2) 桩身水平位移在一定程度上受到基坑两侧钢支撑的限制作用。所以在大型基坑开挖时, 一定要制定严密的施工方案, 挖土要配合支撑施工, 尽量减少时间效应, 在保证工程桩、内支撑和降水设备的前提下加快施工速度。在土方开挖时务必遵循开槽支撑、先撑后挖、分层开挖、严禁超挖的原则。最后得到在混凝土支撑和钢支撑的作用下, 本基坑地连墙的最大变形处不在基坑的顶端也不在基坑的底端, 而是大约在基坑总深度的1/2处。
3) 随着基坑开挖深度的增加和钢支撑的增加, 围护桩的水平位移和钢支撑的轴力也随之增大, 地连墙深层水平位移以及钢支撑的内力都比较稳定, 证明钢支撑能够有效地对地连墙的倾斜起到支撑作用。
4) 对基坑变形进行同步监测是基坑支护实现信息化施工的关键, 也是基坑支护工程中不可忽视的一个重要环节。本文就监测取得的数据经整理后制成日报表和周报表, 对各监测项目的结果进行汇总, 绘制变化曲线图并结合工况对各监测项目的变化情况进行描述, 以便及时采取相应的措施, 确保施工和周围环境的安全。
参考文献
[1]赵志晋, 赵帆.深基坑工程技术的进步与管理[J].建筑技术, 2003, 34 (2) :93-97.
[2]占丰林, 周玉莹.基坑工程的研究动态与发展趋势[J].山西建筑, 2005, 31 (11) :4-9.
[3]任建喜, 高立新, 刘杰, 等.深基坑变形规律现场监测[J].西安科技大学学报, 2008, 28 (3) :445-449.
[4]刘招伟, 赵运臣.城市地下工程施工监测与信息反馈技术[M].北京:科学出版社, 2006.
[5]刘宗仁, 刘雪雁.基坑工程[M].哈尔滨:哈尔滨工业大学出版社, 2008.
地表移动变形对湖下采煤的影响分析 篇10
1 湖区概况及煤矿地质情况
1.1 湖区概况
湖区位于井田东部, 总面积为约1800km2, 可控蓄水量17.3亿m3, 最大库容量47.31亿m3, 平均水深1.7m, 汛期最深为3m。湖区西岸是围湖大堤, 湖堤顶宽8m, 内滩宽30m, 顶高39-41.5m, 内坡1∶5, 外坡1∶3。
1.2 湖下采煤概况
矿井位于湖下的采区包括东二采区、东四采区和东五采区。其中最浅部为东二采区。井田主采煤层为7、8号煤层, 平均厚度分别为5.44m和3.58m。两煤层间距0.7~29.75m。7号煤层顶板有一层中细砂岩层位稳定, 但厚度变化大。直接顶为炭质泥岩、泥岩或砂质泥岩。8号煤底板多为细砂岩, 比较稳定。目前, 东二采区浅部7708、7502工作面及以西7煤已全部回采结束。东四采区和东五采区位于深部区域, 其中东五采区7煤基本回采完毕, 东四采区部分位于湖堤下方, 其中的7355工作面正在回采, 其以西7煤工作面7349、7351、7352、7353、7354已回采结束。
2 地表移动、变形及其影响分析
2.1 地表移动变形参数值
为了分析该煤矿各工作面开采所引起的地表移动和变形对湖区和坝堤的影响, 必须对特殊区域进行地表移动和变形计算。根据矿区实际情况及煤层埋藏条件, 分别选取煤矿浅部的东二采区及坝堤下部的东四采区部分工作面来研究地表沉陷对湖区水体及坝堤的影响。
根据相邻矿区地表移动观测站的实测资料, 并结合各工作面的地质采矿条件, 选取地表移动参数如下:
东二采区:下沉系数q取0.89;水平移动系数b取0.36;主要影响角正切tanβ取1.98;
最大下沉角θ取84.6°;拐点平移距取30m。
东四采区:下沉系数q取0.89;水平移动系数b取0.36;主要影响角正切tanβ取1.98;
最大下沉角θ取85.8°;拐点平移距取30m。
2.2 对煤层浅部露头湖床影响
根据地表移动计算软件MKD进行地表沉陷分析, 并利用surfer软件导出地表下沉和水平变形等值线图。其中东二采区地表下沉及水平变形如图1所示。东二采区7煤最大下沉值约为4.6m, 最大变形值为8 mm/m。东二采区深部经过多年开采, 未发生过湖水溃入井下的情况。目前浅部区域还未进行开采, 参考邻近煤矿浅部区域开采经验, 认为该煤矿湖区浅部区域可以实现安全回采。
2.3 对坝堤的影响
对大坝影响最大的因素主要为下沉和水平变形。根据地表移动计算软件MKD进行地表沉陷分析, 东二采区在坝堤附近的7349至7355工作面地表下沉及水平变形如图2所示。
从下沉值上来看, 下沉值最大的区域为7353及7354工作面附近, 达到4.5m, 坝堤处下沉值较大处为4m, 位于7352工作面附近。由于这部分区域煤层埋藏较深, 采动引起的地表下沉缓慢, 采动对坝堤的影响也是一个缓慢的过程。从水平变形来看, 该区域最大水平变形位于7349和7351工作面中部, 最大拉伸变形值为5.86 mm/m。按照《建筑物水体铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规程》的规定[2]:无溢水设施的土坝和堤坝的允许变形值为4mm/m, 有溢水设施的土坝和堤坝的允许和极限变形值分别为6mm/m和9 mm/m。据现场勘查, 该坝堤有溢水口, 故坝堤的允许变形值6mm/m, 极限变形值为9mm/m。因此该区域最大拉伸变形小于坝堤的允许变形值, 表明采动对坝堤造成的破坏不严重。但变形容易引起坝基的破坏, 使坝基产生裂缝, 造成坝基渗漏甚至溃坝。针对以上问题, 矿上对正在开采工作面或已开采完毕不久的工作面对应的地表坝堤进行严密的监控, 并不断对坝堤进行加固维护。
2.3 其他
除以上考虑因素外, 导水通道还可能有不良封闭钻孔、上通式导水陷落柱、岩溶塌落洞、导水断层与裂隙等。如由构造断裂形成的断层破碎带, 往往具有较好的透水性, 会形成充水的良好通道。
3、防治措施
(1) 对湖堤采用一次加宽, 分次加高的方法分期加固。
(2) 在临水坡铺设防渗土工膜的情况下对堤坝的裂缝进行处理, 对于深度<0.5m的裂缝, 可采取挖除回填夯实的方法;对于较深的裂缝, 可采用充填黏土浆的方法。
4、结论
地表移动计算结果表明:东二采区7煤最大下沉值约为4.6m, 最大变形值8 mm/m, 未造成湖水溃入井下, 湖区浅部区域可以实现安全回采;东四采区在堤坝附近最大下沉值4m, 最大拉伸变形值5.86 mm/m, 东四采区的开采对堤坝造成了一定的破坏, 因此在对坝堤附近的煤炭进行回采的同时, 矿上要不断地对坝堤的稳固性进行监控并通过留设安全煤柱、分期加固、铺设防渗土工膜、充填黏土浆等方法对堤坝进行维护。
摘要：对湖下煤炭资源的回采造成的地表移动变形不但影响堤坝的防汛抗洪性能, 还可能导致湖水沿裂隙深入井下, 影响工作面正常回采, 甚至造成淹井事故。因此研究湖下开采造成的地表沉陷对湖区和堤坝的影响极为重要。
关键词：水体下采煤,地表移动变形,湖区
参考文献
[1]武雄, 等.地表水体下煤炭资源开采研究[J].岩石力学与工程学报, 2006, 25 (5) .