朱集礦深井軟巖巷道大變形機制及其控制研究

黃 興，劉泉聲,，喬 正

（1. 中國科學院武漢巖土力學研究所 巖土力學與工程國家重點實驗室，武漢 430071；2. 山東科技大學 土木建筑學院，山東 青島 266510）

1 引 言

隨著對能源需求的增加和開采強度的不斷增大，淺部資源日益減少，國內(nèi)外許多礦山都相繼進入深部資源開采狀態(tài)[1]。與淺部開采相比，深部采區(qū)的地質(zhì)構(gòu)造、應力場特征、煤巖體的破碎性質(zhì)與動力響應特征、巖層移動以及能量的積聚釋放規(guī)律均發(fā)生了顯著變化，深部礦井動力災害的致災機制、觸發(fā)條件、演化規(guī)律以及顯現(xiàn)特征均不同于淺部煤礦工程。進入深部開拓階段后，深部巖體處于“三高一擾動”（高地應力、高滲透壓力、高地溫梯度和強烈采掘擾動）相互耦合的復雜環(huán)境，隨之發(fā)生的非線性大變形動力現(xiàn)象尤為突出[2－3]。主要表現(xiàn)為巷道變形量大（頂沉、底膨和側(cè)脹等）、變形時間長、圍巖破碎嚴重，支護體（錨桿、錨索等）失效增多，巷道維護十分困難，尤其以底臌問題最為突出。

朱集煤礦-885 m東翼軌道大巷埋深為950 m，巷道開挖后圍巖發(fā)生了大變形，底臌嚴重，嚴重制約礦井安全生產(chǎn)和經(jīng)濟效益。因此，本文將針對該巷道揭示其大變形機制，并提出相應的控制措施。

2 工程概況

淮南礦業(yè)集團朱集煤礦-885 m東翼軌道大巷埋深為 950 m，斷面形狀為直墻半圓拱形，凈寬×凈高=5.4 m×4.7 m，是連接井底車場與首采區(qū)的軌道運輸大巷，要求服務年限長，對巷道變形控制嚴格，關系到該礦的正常生產(chǎn)和運營。圍巖主要為花斑泥巖，巖層大致為水平向。

-885 m東翼軌道大巷處于東翼巷道群，該巷道群巷道斷面大，布置密集，屬于高應力軟弱圍巖大斷面巷道群。由于密集布置的大斷面巷道分布于大規(guī)模松軟圍巖中，東翼軌道巷受相鄰巷道——回風巷（南）及膠帶機巷開挖擾動和二次應力場相互疊加影響，使巷道不斷產(chǎn)生較大變形，底臌、頂沉嚴重，多數(shù)U型棚歪斜，軌道偏斜及底板出現(xiàn)多處裂縫等，導致巷道整體失穩(wěn)破壞。

2.1 原支護形式

-885 m東翼軌道大巷綜掘后采用29U型鋼支架一次支護＋預應力錨索二次支護及滯后噴注漿作為開挖后的圍巖損傷修復與補強加固。支護參數(shù)如表1所示。

表1 原支護材料及規(guī)格參數(shù)Table 1 Former supporting materials and specifications

2.2 -885 m東翼軌道大巷礦壓監(jiān)測

在-885 m東翼軌道大巷設置了3個表面位移測站進行礦壓觀測，監(jiān)測巷道表面位移，監(jiān)測結(jié)果如圖1、2所示。

從上述礦壓觀測結(jié)果可以看出，巷道開挖后，巷道變形劇烈，兩幫收斂、底臌均較大，變形速率大。

圖1 幫部收斂量圖Fig.1 Convergence magnitude of walls

圖2 底臌量趨勢圖Fig.2 Displacement curves of roadway floor

2.3 圍巖大變形特征

朱集煤礦-885 m東翼軌道大巷開挖后，裂隙萌生和擴展的速度很快，兩幫收斂量大，拱頂下沉量大，部分 U型鋼支架頂部呈壓扭狀，底臌量達300～500 mm，底臌速率大，軌道傾斜，部分區(qū)段的巷道底板出現(xiàn)較密集的張性裂縫（見圖3），掘進時需要頻繁翻修（如臥底等）。具體表現(xiàn)為：

（1）巷道來壓迅速，開挖后由于原始地應力重新分布，圍巖變形迅速，礦壓顯現(xiàn)劇烈，巷道掘進時的頂、底板移近速率高達30 mm/d；

（2）流變性顯著，巷道掘進和返修后較長時間仍不能穩(wěn)定，變形速率仍較高；

（3）對應力擾動極為敏感，相對穩(wěn)定的巷道一旦受到相鄰巷道掘進擾動影響，則圍巖變形再次急劇增大；

（4）頂?shù)装逑鄬σ平看笥趦蓭鸵平?，且底臌非常嚴重?/p>

圖3 巷道變形破壞實照Fig.3 Photos of deformation and failure of roadway

3 －885 m東翼軌道大巷變形破壞機制

-885 m東翼軌道大巷從開挖到采取原支護產(chǎn)生的變形量大，變形速率大，破壞嚴重，底板多處出現(xiàn)沿走向發(fā)展的張性裂縫。

3.1 深部軟巖巷道大變形等級

1946年，Terzaghi首次提出了擠出性巖石和膨脹性巖石的概念[4－5]。受到 Terzaghi思想的影響，人們一般把大變形機制分為以下兩類：一是擠壓性變形；二是膨脹變形。

Hoek等[6]針對軟巖大變形問題，給出了洞壁位移與巷道半徑的百分比——巖體強度與地應力之比關系圖，在圖中劃分了擠壓變形程度等級，可以有效地判斷擠壓性變形等級如圖4所示。

根據(jù)現(xiàn)場監(jiān)測，885 m軌道大巷的表面位移平均達300～450 mm，巷道跨度為5400 mm，因此，其收斂應變?yōu)?%～10%。圍巖強度與最大初始地應力比值也在0.2范圍內(nèi)，表示巖體軟弱，圍巖初始地力水平相對較高，對應圖4中D區(qū)，由此可知，該巷道圍巖處于非常嚴重的擠壓性大變形狀態(tài)中。應加強圍巖支護控制圍巖擠壓性變形。

圖4 圍巖變形等級判斷示圖[6]Fig.4 Classification of surrounding rock deformation[6]

3.2 巷道應力場、位移場力學分析

地應力是影響巷道圍巖變形的重要因素之一[7]。朱集礦-885 m東翼軌道大巷埋深950 m，埋深大，地應力的最大主應力高達31.2 MPa。

開挖前后巖體水平應力的分布狀況如圖 5所示。開挖前，巷道圍巖處于原巖應力場中，巖體處于三向應力平衡狀態(tài)。開挖后，圍巖內(nèi)部應力重新分布，巷道表面徑向應力降為 0，環(huán)向應力增加。施加支護后將支護反力簡化為均布荷載pi。

關于軸對稱圓形巷道開挖問題已經(jīng)有很多種解析方法了，如彈塑性、彈脆性和彈性應變軟化模型[8－10]，但大都使用的是線性摩爾-庫侖彈塑性屈服準則，然而深部巖體變形往往表現(xiàn)出明顯的非線性變形特征，因此，在這里采用非線性的Hoek-Brown強度準則[10]。

設圖5的巷道斷面為圓形，巷道無限長，圍巖為連續(xù)、均質(zhì)、各向同性、初始線彈性，原巖應力為靜水壓力狀態(tài)（p0），將支護體視為獨立于圍巖的結(jié)構(gòu)體等效徑向支護反力為。當巷道開挖后，圍巖將產(chǎn)生徑向位移，形成塑性區(qū)，當圍巖應力達到初始屈服應力后，圍巖強度急劇降低，表現(xiàn)出峰后應變軟化特性，在此采用彈脆性模型計算，如圖6所示。

（1）應力分析

圍巖體采用非線性的Hoek-Brown強度準則，

式中：σ1、σ3為破壞時的最大、最小主應力；σc為單軸抗壓強度；m、s是Hoek-Brown強度準則中的常數(shù)。

圖5 無限體中的軸對稱圓形巷道Fig.5 A circular roadway in an infinite medium

圖6 圍巖力學模型Fig.6 Mechanical model of surrounding rock

對于圓形巷道，σ1=σθ，σ3=σr，式（1）可以寫成為

對于塑性區(qū)a≤r≤R（見圖5）處，上式可寫成為

平衡微分方程為

應力邊界條件為

將式（3）代入式（4）得

（2）塑性區(qū)半徑

在彈、塑性交界面上（r=R），σcr=σc，可得出塑性區(qū)半徑數(shù)值解，

（3）彈性區(qū)位移

將 r=R代入式（6）中，得彈性區(qū)、塑性區(qū)交界面上應力Rσ，

彈性區(qū)的徑向、周向應力和徑向位移為

表面位移u的負號表示位移指向巷道中心。

（4）塑性區(qū)位移

塑性區(qū)中的徑向應變εr、周向應變εθ可以寫成

式中：e表示彈性部分；p表示塑性部分。有

假設彈性變形相對塑性變形較小，并遵循非關聯(lián)流動法則，則徑向應變和周向應變的塑性部分有以下關系：

式中：β為剪脹角ψ的函數(shù)，β=（1+sinψ)/(1-sinψ)，

據(jù)式（11）～（14）有以下微分方程：

式（15）可以通過邊界條件求解出彈性區(qū)和塑性區(qū)邊界處的徑向位移uR：

塑性區(qū)的徑向位移表達式為

開挖輪廓表面位移u0(r=a)為

其中，

（5）朱集東翼軌道大巷表面位移彈塑性解對于巷道表面r=a處，有 σR=pi，且

而彈性區(qū)與塑性區(qū)交界處位移相對巷道表面位移較小，可將式（18）中最后一項刪去，簡化得

將東翼軌道大巷圍巖力學參數(shù)（見3.7節(jié)）代入式（22），可以粗略計算巷道圍巖表面位移，u0約為150 mm。考慮圍巖蠕變，位移將更大。

3.3 圍巖強度特性

圍巖的物理力學性質(zhì)也是影響深井巖巷支護的重要因素。-885 m東翼軌道大巷圍巖主要為花斑泥巖，巖層軟弱、強度低，在巷道開挖前就已發(fā)生部分塑化，巖體自身強度直接影響自身承載能力的大小。

花斑泥巖具有遇水膨脹的特性。巷道采用綜掘開挖，開挖粉塵量大，掌子面和已掘巷道需要頻繁地噴霧降塵，而該巷道并未及時修筑水溝排水，掘進后未及時采取噴漿等配套措施，巷道圍巖未及時封閉。對于膨脹性極強的巖石，巷道開挖后因錨桿錨索施工用水、巖石吸收空氣中的水分或因水溝滲水等原因?qū)е聡鷰r中水分含量增加時，圍巖即發(fā)生膨脹；當季節(jié)性通風濕度變化導致圍巖失水時，圍巖會發(fā)生收縮開裂疏松，導致其完整性和整體強度降低甚至喪失。因此，巷道開挖后必須首先封閉圍巖，避免圍巖中的水分增加或流失，導致圍巖膨脹大變形失穩(wěn)或干裂疏松破壞失穩(wěn)。

3.4 巷道斷面形狀

目前煤礦巷道通常采用梯形或直墻拱形等形狀，由于底板不能形成穩(wěn)定的拱形結(jié)構(gòu)使得底臌量增大。數(shù)值計算表明，在所有條件都相同的情況下，直墻半圓拱的底臌量比圓形巷道底臌量大 1/3以上?，F(xiàn)有研究表明，巷道的頂?shù)装鍘r層性質(zhì)和支護狀況基本相同的條件下，只是巷道頂?shù)仔螤钌系牟町?，就可使底臌量比底板下沉量增?/3左右[12]。

-885 m東翼軌道大巷斷面大，直墻拱形斷面與圓形斷面相比較，前者應力集中大，破壞嚴重。從圖7可以看出，深部巷道變形后，自動趨向于圓形斷面發(fā)展。從數(shù)值模擬中也可以看出，當采用直墻拱形巷道斷面時，在肩窩和底角處將出現(xiàn)剪應力集中區(qū)。

圖7 直墻拱形巷道斷面向圓形斷面收縮Fig.7 Shape of the roadway contracts to circle

3.5 相鄰巷道開挖擾動影響

朱集礦井開拓過程中，-885 m東翼軌道大巷處于密集布置的大斷面大規(guī)模松軟圍巖巷道群中，受相鄰平行掘進的回風巷（南）和膠帶機大巷開挖擾動影響。巷道開挖擾動區(qū)和二次應力場相互疊加，又受高地應力影響，從開始建設時起，巷道不斷產(chǎn)生變形（底臌變形超過 450 mm）而破裂失穩(wěn)，巷道破壞嚴重，因而不得不多次重復返修，給礦井生產(chǎn)帶來重大損失。

圖8顯示了相鄰巷道對軌道大巷的擾動影響關系。其中u1為t1時間段內(nèi)軌道大巷開挖自身變形，u2為軌道大巷t2時間段內(nèi)受相鄰的回風巷南開挖擾動影響后的變形，u3為為軌道大巷t3時間段內(nèi)受相鄰的膠帶機巷再次開挖擾動影響后的變形。

圖8 -885 m東翼軌道大巷受相鄰巷道開挖擾動影響示意圖Fig.8 Deformation of -885 m east wing rail roadway disturbed by adjacent excavation

3.6 底板未支護

-885 m軌道巷開挖后，頂部肩窩及底部墻角處應力集中，處于剪應力集中區(qū)。原支護結(jié)構(gòu)不合理，原支護中的U型鋼架及肩頂錨索這兩種支護形式雖能提供較大的支撐力阻止幫頂變形，但由于未進行底板支護，而不能阻止底鼓發(fā)生，因此，該巷道底膨嚴重，進而使幫墻失穩(wěn)，支護結(jié)構(gòu)支撐力逐漸降低，使得底膨、幫墻凸出現(xiàn)象日趨嚴重。

此外，該軌道巷U型鋼架壁后采用碎石充填，長時間未進行噴漿和注漿補強，壁后所充填的碎矸石沒有膠結(jié)成一整體，造成U型鋼支撐體系與圍巖之間接觸不均勻，從而降低了U型鋼支撐體系承載能力。

3.7 數(shù)值計算研究

數(shù)值計算采用Flac3D程序，該程序能夠模擬圍巖大變形。圍巖材料力學參數(shù)：重度γ=25 k N/m3，彈性模量E=3 GPa，泊松比ν=0.30，抗拉強度σt=1 MPa，凝聚力c=0.9 MPa，內(nèi)摩擦角φ=30°。巷道凈斷面尺寸為：5400 mm×4700 mm。地應力：豎直應力為22 MPa，水平應力為26.5 MPa。

朱集煤礦東翼巷道群數(shù)值模型如圖9所示。

圖9 朱集礦東翼巷道群布置圖Fig.9 Layout of the east wing roadway group

（1）原支護模型

巷道在原支護方案下的數(shù)值計算模型見圖10。

圖10 巷道原支護模型圖Fig.10 Original supporting model of roadway

（2）計算結(jié)果

圖11為數(shù)值計算結(jié)果，圖中顯示，巷道開挖后在原支護方案下，圍巖變形量大，塑性破壞區(qū)范圍大，支護不合理。

圖11 原支護方案計算結(jié)果Fig.11 Computational results of the original support

4 新支護技術措施

巷道開挖后肩窩和幫角處處于剪應力集中區(qū)，大斷面軟巖巷道支護必須進行底板支護，抗隆起和抗剪切滑移，而且必須要具備足夠的支護強度，形成封閉支護。

數(shù)值模擬和現(xiàn)場松動圈實測結(jié)果表明，對于這種直墻拱形巷道，邊墻下部直到底板標高以下 2～3 m甚至更大范圍內(nèi)的圍巖進入破裂滑移狀態(tài)，底板破損區(qū)范圍一般大于兩幫和拱頂，這主要是巷道底板與邊墻相交的兩角處應力高度集中及底板中間部位拉應力的作用造成的。因此，必須對深部巖巷的底角部位采取有效的抗剪切滑移的支護措施，在底板中間部位采取抗隆起支護措施，以增強幫腳和底角周圍應力集中區(qū)巖體的抗剪強度及抗滑移變形的能力和底板中部圍巖的抗拉強度及抗隆起變形的能力。

針對-885 m東翼軌道大巷開挖后在原有支護基礎上出現(xiàn)大變形，采取新支護措施的主導思想是增強圍巖自身抗壓強度和支護結(jié)構(gòu)的抗變形能力，尤其重視底板支護。

針對目前-885 m東翼軌道巷兩幫收斂量大，底臌量大，在原支護的基礎上提出以下支護加固方案：

（1）因為幫部擠出量較大，因此，在兩幫距底板1.7 m處各施作一根φ22 mm，L=6.3 m錨索，在兩幫距底板1.2 m處各施作一根φ22 mm，L=2.5 m錨桿。

（2）在兩幫距底板0.3 m處按俯角為30°各施作一根φ22 mm，L=2.5 m的幫腳錨桿，起應力集中區(qū)抗剪加固的作用。

（3）進行底板注漿。距邊墻為1.2～1.5 m，挖槽深為0.7 m，注漿孔深為2.0 m，排距為2.1 m，6分注漿管長為1.5 m。

（4）為有效地進行底臌治理，在底板注漿后，盡快施工底板注漿錨管。

在底板兩端距邊墻0.2 m的位置按外傾15°各施作一根長度L=3.5～5 m的底角注漿錨管，注 漿錨管為φ48 mm×3.5 mm的花管，即作注漿花管。

注漿管為腳手架花管，φ=48 mm，壁厚為3.5 mm，長為3.5～5 m，排距為2 m。注漿壓力為4 MPa。

底板注漿和注漿錨管施工時，為了防止底板跑漿，先在底板上施作一層厚 50 mm、強度等級為C20的水泥砂漿止?jié){層，24 h后方可注漿。

（5）在底板中線兩側(cè)向外1.4 m對稱施作兩根φ22 mm，L=6.3 m錨索，起抗隆起作用。

新支護方案的數(shù)值計算模型如圖12所示。新支護方案的支護形式及規(guī)格參數(shù)見表2。

圖12 新支護方案模型圖Fig.12 New supporting model

表2 新支護形式及規(guī)格參數(shù)Table 2 New supporting materials and specifications

計算結(jié)果如圖13所示。

圖13 新支護方案計算結(jié)果Fig.13 Computational results of the new support

圖11與圖13比較表明，采取新支護方案后圍巖變形量和塑性區(qū)范圍明顯較小，圍巖變形得到了有效的控制。

5 現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)

軌道大巷新開挖段采用新支護方案后重新設置了3個測站，監(jiān)測數(shù)據(jù)如圖14、15所示。

圖14 軌道大巷幫部收斂趨勢圖Fig.14 Convergence magnitude of walls

圖15 軌道大巷底臌量趨勢圖Fig.15 Displacement curves of roadway floor

圖14、15監(jiān)測趨勢圖表明，在采取新支護方案后變形速率明顯降低，并在較短時間內(nèi)圍巖變形趨于收斂，表明所提出的新支護方案取得了良好的效果。

6 結(jié) 論

（1）-885 m東翼軌道大巷圍巖變形等級為非常嚴重擠壓性大變形，且具有一定的流變特性，在Hoek-Brown彈塑性模型結(jié)果上得出了圍巖位移解析解。花斑泥巖具有遇水膨脹特性，導致圍巖膨脹大變形失穩(wěn)或干裂疏松破壞失穩(wěn)。

（2）直墻半圓拱形巷道其肩窩和底角處剪應力集中，高應力與低強度的矛盾更加突出。

（3）圍巖經(jīng)受巷道群二次開挖擾動區(qū)和二次應力場疊加影響嚴重，極其不穩(wěn)定。

巷道開挖后肩窩和幫角處為剪應力集中區(qū)，原支護方案在幫腳和底角部分未進行抗剪支護，且未進行底板支護。因此，針對-885 m軌道大巷提出了新支護方案，特別重視底板支護和底角抗剪支護，數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測表明，該支護方案取得了良好效果，是一種有效控制深井軟巖巷道大變形的支護方法，為該礦及其他礦井類似巷道支護提供了借鑒經(jīng)驗。

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