Prevention and control technology of rock burst in deep stope with complex solid boundary
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摘要: 深部复杂立体边界采场在采掘期间很容易发生冲击地压,若采场再留有宽度较大的不规则阶段煤柱,则采场的冲击地压危险性更高。以侧向留设不等宽煤柱、回风顺槽上侧为立体不规则开采边界的赵各庄煤矿4137工作面为研究背景,建立了采场顶板结构力学模型,进行了冲击地压成因分析;在基于耗散结构体的耗散机制研究基础上,针对4137工作面煤层赋存条件,提出了以“L”、“I”型耗散结构体为主导的冲击地压防控技术;通过在不等宽煤柱区域实施“L”型耗散结构体,调整回采巷道煤岩体侧向集中高应力分布、改变了煤层能量耗散模式;通过在工作面实施“I”型弱结构体,在采场超前区域制造出一个动态移动的耗散结构释能体,该耗散结构体扩大了应力场范围、降低了应力集中程度、改变了煤体冲击能量聚集模式;煤层注水使采场煤体得到充分弱化,强化了耗散结构体的防冲功能。该防控技术在4137工作面进行了现场试验,试验显示冲击地压得到有效控制。Abstract: Rock burst is easy to occur in deep stope with complex soild boundary during excavation. If the irregular coal pillar with a larger width is left in the stope, the risk of rock burst in the stope will be stronger. Taking the working face No. 4137 of Zhaogezhuang coal mine with coal pillars with an unequal width at lateral side and a solid and irregular upper side of return air chute mining boundary as the research background, a mechanical model for the roof structures of the stope is established, and the causes for rock burst are analyzed. Based on the researches on the dissipative mechanism of dissipative structure body, according to the occurrence conditions of coal seam in the working face No. 4137, the prevention and control technology of rock burst dominated by L-and I-type dissipative structures is proposed. Through the implementation of L type dissipative structure in the area of coal pillars with an unequal width, the lateral concentrated high stress distribution of coal and rock mass in mining roadway is adjusted, and the energy dissipation mode of coal seam is changed. Through the implementation of I-type weak structure body in the working face, a dynamic moving dissipative structure energy release body is produced in the leading area of the stope. The dissipative structure body expands the range of stress field, reduces the stress concentration degree, and changes the accumulation mode of coal impact energy. The water injection in coal seam weakens the coal body and strengthens the anti-scour function of dissipative structures. The prevention and control technology is tested in the working face No. 4137, and the rock burst is effectively controlled.
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0. 引言
近年来,开发和利用海上风能资源逐渐成为全球能源转型的重要支撑。吸力筒导管架基础具有海上施工时间短、适用于浅覆盖层海床、综合成本低等优点,逐渐应用于海上风电工程[1]。吸力筒的安全沉贯是其成功应用的关键,沉贯特性分析通常包括沉贯阻力计算、沉贯过程中允许的最大负压和筒内土塞高度等。沉贯阻力计算与海床土体类型及土体力学参数密切相关,由于海床的区域地质变异性和海洋土的高度非均质性,沉贯过程存在不可预知的风险。吸力筒沉贯阻力通常采用基于力平衡原理[2-4]的计算方法或基于CPT锥尖阻力的经验公式[5-6]。Andersen等[5]给出了一种混合计算方法,即采用力学平衡原理计算侧摩阻力,采用CPT勘测数据计算端阻力。李大勇等[7-9]通过模型试验研究了吸力筒在砂土中的沉贯特性,并基于滑移线理论,建立了砂土中筒型基础沉贯过程的最小负压值理论公式,同时基于砂土管涌破坏机制,建立了最大负压值的理论公式。
在吸力筒负压的下沉过程中,筒内常出现土塞现象[10-12]。土塞是影响吸力筒沉贯深度能否满足设计要求的关键因素。DNV[4]和API[13]规范指出,当施加的负压小于允许负压值时,土塞隆起的体积等于筒壁下沉所置换的土体。然而,Andersen等[14]研究表明当下沉深度超过一半时,土塞隆起的体积大于筒壁下沉所置换的土体。Zhou等[15]和Chen等[16]研究表明土塞体积小于筒壁下沉过程中置换土体的体积。丁红岩等[17]研究指出吸力筒在下沉过程应合理控制负压,避免筒内土体整体失稳形成土塞。闫澍旺等[18]研究指出土塞是阻碍筒体在黏土中顺利下沉的最主要因素。
国内外学者关于吸力筒沉贯特性的研究以模型试验为主,且土体以单层均质土为主,基于现场沉贯数据的研究相对较少。目前,吸力筒基础的施工工艺和沉贯阻力计算方法主要借鉴NGI、SPT等欧洲研究机构制定的设计与施工标准。然而,中国黄海、东海、南海等海域地质条件与欧洲北海存在较大差异,直接借用欧美规范建议的设计参数和施工经验参数可能造成一定工程风险或设计冗余。
本文首先简要介绍国内首批采用吸力筒导管架基础的海上风电场工程;然后,基于实际工程的沉贯数据,分析黏土层与砂土层中吸力筒沉贯阻力随下沉深度的变化趋势;随后,评估DNV规范推荐的基于CPT数据的沉贯阻力经验公式及关键经验系数的适用性;最后,研究吸力筒负压下沉过程中的土塞效应。
1. 工程介绍
1.1 海上风电场及吸力筒导管架基础
本工程海上风电项目场址水深范围27~32 m。吸力筒导管架基础由3个吸力筒和导管架构成,3个吸力筒呈等边三角形布设,与导管架之间采用肋板连接,筒体的中心距为30 m(图 1)。2台吸力筒导管架基础的吸力筒结构参数如表 1所示。
表 1 吸力筒设计参数Table 1. Parameters of suction buckets设计参数 筒体外径/m 筒体长度/m 沉贯深度/m 预留间隙/m 筒体壁厚/mm 筒体数量/个 筒体间距/m 筒体重量/t 筒体承受荷载/kN #1 13 10.6 10.1 0.5 45 3 30 241.6 2029.58 #2 12.3 11.3 10.8 0.5 40 3 30 218.7 2052.12 1.2 工程地质
2台吸力筒导管架基础机位点的中心钻孔和CPT勘测点的布置如图 2所示,地层分布及CPT勘测数据分别如图 3,4所示。其中,#1机位点的土层分布与CPT勘测数据基本吻合,泥面以下12 m范围内以淤泥和淤泥质土为主,下层为中砂和粗砂层;#2机位点CPT勘测数据显示泥面以下6~7 m范围内夹有一层厚1 m左右的砂砾土,泥面12 m以下分布一层厚薄不一的黏土混砂层,黏土混砂的CPT的勘测数据更接近于砂土。值得说明的是,吸力筒导管架基础在安装前,对机位点附近海床进行了清淤作业,清淤后的海床表面高程分别为-30.2,-30.0 m。
2. 吸力筒沉贯可行性
2.1 沉贯阻力计算方法
DNV-RP-C212规范[19]给出了基于CPT原位地勘试验数据总结提出的吸力筒沉贯阻力经验公式,总沉贯阻力由端阻力Rtip和侧摩阻力Rshell构成:
R=Rtip(z)+Rshell(z), (1) Rtip(z)=kp(z)×Ap×qc(z), (2) Rshell(z)=As×z∫0kf(z)qc(z)dz。 (3) 式中:R为下沉阻力(kN);z为筒端下沉深度(m);kp(z),kf(z)分别为qc(z)与筒端贯入阻力、筒壁摩擦力的经验系数;qc(z)为CPT勘测获得的平均圆锥贯入阻力(MPa),是深度z的函数;Ap为筒端面积(m2);As为单位长度筒壁侧面积(m2)。
2.2 经验系数
DNV-RP-C212规范[19]给出了欧洲北海海床黏土和砂土经验系数kp(z),kf(z)的建议值,如表 2所示。SPT公司基于吸力筒沉贯施工经验同样给出了砂土和黏土经验系数kp(z),kf(z)的预期最大值,其中SPT公司建议的砂土的经验系数为MP和HE工况的经验系数的平均值。SPT公司建议的黏土经验系数与DNV-RP-C212规范[20]相同,并指出黏土qc(z)需除以黏土的灵敏度。Chen等[19]研究指出中砂的kp(z),kf(z)经验系数分别为0.35和0.0018。Andersen等[5]基于现场实测数据,建议砂土kf(z)经验系数取值为0.0015。
表 2 CPT方法经验系数Table 2. Empirical factors for CPT method factors2.3 沉贯可行性分析
采用趋势线近似确定该机位点锥尖阻力qc(z)沿深度的分布(图 4),采用式(1)~(3)和表 2中MP和ME工况下的经验系数分别计算2台吸力筒在自重下的入泥深度和在负压下沉过程中的沉贯阻力,如表 3,4所示。由表 3可知,采用ME工况建议的kp(z),kf(z)经验系数,2台吸力筒的自重入泥深度的预期最小值分别为4.63,5.18 m,远大于0.5 m的施工要求(工程实践中,0.5 m通常认为能够保证筒体与海床形成密封,是负压下沉的必要条件)。2台吸力筒导管架所需负压均在设计下沉深度时达到最大值,最高预期的沉贯阻力分别为99,155 kPa。此外,下沉过程中所需负压均低于筒体发生屈曲变形的最大压差。值得说明的是,图例MP和ME是指采用MP和ME工况下的kp(z)和kf(z)计算得到的沉贯阻力,并考虑淤泥和黏土的灵敏度St=1.8~3.5。
表 3 自重入泥深度预测值Table 3. Predicted values of self-weight penetration depth吸力筒 下沉深度/m MP ME #1 6.03 4.63 #2 5.89 5.18 表 4 负压沉贯阻力预测值Table 4. Predicted values of penetration resistance吸力筒 沉贯阻力(负压)/kPa MP ME #1 48 99 #2 78 155 3. 吸力筒沉贯特性分析
3.1 沉贯过程分析
2台吸力筒导管架基础在自重和负压作用下的实测沉贯数据如表 5所示。由表 5可知,2台吸力筒的实测自重入泥深度分别为5.7,3.5 m。对比表 3可知,#1吸力筒导管架基础的实测自重入泥深度介于MP工况和ME工况的预测值之间,更接近于MP工况的预测值;#2吸力筒导管架基础的实测自重入泥深度远小于ME工况的预测值。上述结果表明,DNV规范和SPT建议的kp(z),kf(z)经验系数不适用于淤泥和淤泥质土,同时SPT公司推荐值低估了黏土和砂砾土的kp(z),kf(z)经验系数。
表 5 吸力筒实测沉贯结果Table 5. Measured results of penetration process of suction buckets吸力筒 自重下沉深度/m 沉贯总深度/m 最大负压值/kPa #1 B筒 5.7 9.67 140 #2 B筒 3.5 10.8 70 2台吸力筒导管架基础在负压下沉过程中的沉贯阻力随深度的变化曲线如图 5所示。可以看出,1#吸力筒导管架基础B筒的实测沉贯阻力高于MP工况的预测值,在负压下沉初期,实测沉贯阻力略低于ME工况的预测值,随着沉贯深度的增加,实测沉贯阻力高于ME工况的预测值。#2吸力筒导管架基础的B筒在下沉初期,实测沉贯阻力高于ME工况的预测值,随着沉贯深度的增加,实测沉贯阻力低于MP工况的预测值,当沉贯深度为5.0~7.0 m时,实测沉贯阻力介于MP和ME工况的预测值之间,在下沉中后期,实测沉贯阻力低于MP工况的预测值。
上述分析表明,在考虑淤泥、黏土的灵敏度前提下,采用MP工况的kp(z)和kf(z)经验系数的预测值低估了实际的沉贯阻力,而采用ME条件下的kp(z)和kf(z)经验系数的预测值在一定程度上高估了实际的沉贯阻力。分析其原因,DNV规范[19]和SPT公司推荐的经验系数主要基于欧洲北海硬黏土和致密砂土中筒型基础的安装经验,然而本工程海床覆盖层以淤泥、软黏土、中等密实度砂土为主,两者之间存在较大差异。此外,对比自重下沉和负压下沉过程中的实测沉贯阻力可知,负压有利于降低土体的沉贯阻力。
3.2 经验系数适用性分析
本节考虑本工程海域与欧洲北海的差异性,以MP工况建议的经验系数为基准,采用式(4),(5)进行经验系数适用性分析。
k′p(z)=m×kp(z), (4) k′f(z)=n×kf(z)。 (5) 式中:m和n分别为kp(z),kf(z)经验系数的修正系数。
在负压沉贯阻力分析时,以吸力筒导管架基础的实测自重入泥深度为负压沉贯阻力的计算起点,同时考虑机位点的海床清淤作业对锥尖阻力取值起点的影响。2台吸力筒导管架基础B筒在负压下沉过程中各土层kp(z),kf(z)经验系数取值分别如表 6,7所示,沉贯阻力随下沉深度的变化趋势如图 6所示。由图 6可知,对于#1吸力筒导管架基础,当砂土经验系数k′p(z)由0.3减小至0.15,泥面8.5 m以下的沉贯阻力预测值接近于实测值;当砂土经验系数k′p(z)由0.3减小至0.15,且黏土经验系数k′f(z)由0.03减小至0.024,泥面以下5.7~8.5 m范围内的沉贯阻力曲线与实测沉贯曲线基本一致,但泥面8.5 m以下部分区域预测值低于实测值;当砂土经验系数k′p(z)由0.3减小至0.15,且黏土经验系数k′f(z)由0.03减小至0.027,计算的沉贯曲线与实测沉贯曲线基本重合。
表 6 #1机位点土体经验系数取值Table 6. Empirical factors of kp(z) and kf(z) for location #1土层 顶高 底高 T1 T2 T3 m n m n m n 淤泥质土 -5.7 -8.77 1 1 1 0.8 1 0.9 中砂 -8.77 -11.0 0.5 1 0.5 1 0.5 1 表 7 #2机位点土体经验系数取值Table 7. Empirical factors of kp(z) and kf(z) for location #2土层 顶高 底高 T1 T2 T3 m n m n m n 砂砾 -3.5 -4.9 0.6 1.5 0.6 1.5 0.6 1.5 粉质黏土 -4.9 -10.9 1 1 1 0.5 1 0.3 粗砂 -10.9 -11.5 0.6 1.5 0.6 1.5 0.6 1.5 对于#2吸力筒导管架基础,当砂土经验系数k′p(z)由0.3减小至0.18且砂土经验系数k′f(z)由0.001增加至0.0015,泥面以下3.5~4.9 m范围内(砂土层)的沉贯阻力预测值接近于实测值;当黏土经验系数k′f(z)由0.03减小至0.015,泥面4.9 m以下(黏土层)的沉贯阻力计算值接近于实测值;当砂土经验系数k′p(z)为0.18和k′f(z)为0.0015,且黏土经验系数k′f(z)为0.009时,沉贯阻力预测值与实测值吻合较好。
综上可知,DNV-RP-C212规范[19]推荐的沉贯阻力计算公式能够较好地预测下沉过程所需的负压。对于本工程海域的淤泥质土和粉质黏土层,建议减小黏土经验系数k′f(z),对于砂砾、中砂和粗砂层,建议减小砂土经验系数k′p(z)。
3.3 吸力筒沉贯阻力成分分析
图 7为2台吸力筒导管架基础的B筒在负压下沉过程中端阻力、侧摩阻力和总阻力随下沉深度的变化趋势,图中的端阻力数值为该深度的端阻力减去自重下沉结束时的端阻力,侧摩阻力为自重下沉深度以下筒体的摩擦阻力。对于#1吸力筒导管架基础B筒(#1-B),在淤泥质土层中,总沉贯阻力以侧阻力为主,端阻力接近于0,在泥面8.5 m以下,侧摩阻力增加幅度趋缓,端阻力的突然增大导致沉贯阻力的增加。对于#2吸力筒导管架基础B筒(#2-B),在砂土层中,总沉贯阻力以端阻力为主,在黏土层中,总沉贯阻力基本为侧摩阻力。综上,对于黏土层,侧摩阻力是影响负压下沉的重要指标;对于砂土层,端阻力是影响负压下沉的重要指标。结合3.2节中砂土的kf(z)经验系数远小于黏土,虽然砂土层的端阻力明显高于黏土层,但考虑到砂土层的侧摩阻力远低于黏土层以及侧摩阻力随下沉深度的不断累积,因此吸力筒基础适合于海床表层为砂土的地质条件。
3.4 土塞效应分析
在下沉过程中,采用压力传感器和回声测深仪分别测量筒外和筒内土体高度。在自重下沉过程中,2台吸力筒内部未出现明显的超土塞现象。在负压下沉过程中,负压值、筒内超土塞体积、筒壁嵌入体积随时间的变化趋势如图 8所示。如图 8中黄线所示,#1吸力筒导管架基础B筒在负压施加初期,筒内开始出现轻微的超土塞现象,随后超土塞体积总体上保持缓慢增加的趋势,当负压显著提高时,超土塞体积呈现短暂性增大,继续提高负压,超土塞体积又逐渐降低,最大超土塞体积为14.96 m3,超土塞高度约为0.113 m。同时,在下沉过程中,超土塞体积总体上高于嵌入海床的筒体体积,当达到设计深度时,超土塞体积与筒体嵌入体积基本相等。#2吸力筒导管架基础B筒在负压施加的初期,筒内超土塞体积先呈现滞后性的突然增大、随后又显著减小的趋势;在整个负压下沉过程中,筒内超土塞体积总体上呈现先缓慢增大,然后快速增大的变化趋势;超土塞体积的增长速率远高于嵌入海床的筒体体积,当筒体达到设计沉贯深度时,超土塞体积约为筒体嵌入体积的6.4倍,超土塞高度约为0.63 m。
对比图 8(a),(b)可知,#1和#2吸力筒导管架基础B筒在负压的施加的初期或突然增大的阶段,土塞体积均显著增大,分析其原因可能是在负压作用下,淤泥土颗粒克服黏聚力和重力,逐渐向上移动,导致孔隙比逐渐增大和筒内土体膨胀。2个吸力筒在后续下沉过程中超土塞体积呈现截然不同发展趋势,其原因可能是,#1机位点的表层土体为较厚淤泥层和淤泥质土层,在抽吸负压过程中,表层膨胀的淤泥会被部分抽出,导致超土塞体积波动式增加,但在沉贯后期,由于抽吸负压较大,表层膨胀的淤泥被不断抽出,进而呈现超土塞体积逐渐减小的变化趋势,该现象与筒内实际灌浆量高于设计值的施工数据也较为吻合;#2机位点的覆盖层主要为淤泥层、砂砾层和粉质黏土层,抽吸负压过程中土体可能发生渗流,筒底土体失稳破坏进入筒内,进而导致超土塞体积不断增加,因此在吸力筒负压下沉过程中,应严格控制负压值。
综上可知,吸力筒在负压下沉过程中,筒内均会出现土塞现象,超土塞体积(高度)与下沉深度无对应关系,超土塞发展趋势与土层分布密切相关,该现象不同于王胤等[21]的试验结果。#1和#2吸力筒导管架基础B筒的土塞体积高于筒体嵌入体积的现象与Andersen等[14]、王胤等[21]试验结果一致。
4. 结论
本文基于2台海上风电吸力筒导管架基础的实测沉贯数据,分析了基于CPT数据的沉贯阻力计算方法的可行性以及DNV规范推荐的黏土、砂土经验系数的适用性,研究了砂土和黏土层中沉贯阻力的构成,讨论了吸力筒内土塞的发生机制,主要得到以下3点结论。
(1)DNV-RP-C212规范推荐的吸力筒沉贯阻力计算公式能够较好地揭示沉贯阻力随下沉深度的变化趋势,但建议的经验系数不完全适用于本工程海域。对于本工程海床中的淤泥质土、粉质黏土层,建议减小黏土经验系数k′f(z);对于砂砾、中砂和粗砂层,建议减小砂土经验系数k′p(z)。
(2)吸力筒在黏土层、砂土层下沉过程中的侧摩阻力和端阻力的占比存在显著差异,黏土层中的沉贯阻力以侧摩阻力为主,砂土层中的沉贯阻力以端阻力为主。综合黏土和砂土的kp(z),kf(z)经验系数取值,吸力筒基础适合海床表层以砂土为主的海床。
(3)本工程吸力筒在自重下沉阶段,筒内无土塞现象,但在抽吸负压作用下,筒内出现明显的土塞现象。2个吸力筒的土塞体积均高于嵌入海床的筒体体积,同时超土塞体积的变化趋势与土层分布密切相关,下沉深度对其无显著影响。
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