軟硬互層巖體三岔口聯(lián)合支護(hù)技術(shù)研究

王藝超，呂高磊，李廷春，賈東秀，趙 軍，崔浩楠

（1.山東科技大學(xué) 山東省土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 青島 266590；2.山東省邱集煤礦有限公司，山東 德州 251102）

礦井巷道是連接井下各項(xiàng)機(jī)構(gòu)的樞紐，為能夠?qū)沦Y源進(jìn)行高效整合，減少掘進(jìn)工作量，常采用多條巷道相交的形式提高利用率，其中2 條巷道交匯的部位稱為三岔口[1]。三岔口頂板跨度較大，同時(shí)圍巖應(yīng)力會(huì)隨巷道的多次掘進(jìn)而重分布，極易引起應(yīng)力集中，需重點(diǎn)加強(qiáng)支護(hù)。近年來，眾多專家學(xué)者針對(duì)三岔口應(yīng)力分布情況和支護(hù)方式展開了大量的研究工作。趙維生等[2-3]通過VB 編程二次處理數(shù)值模擬結(jié)果，引入點(diǎn)安全系數(shù)法，總結(jié)了交岔點(diǎn)圍巖變形量隨空間位置的變化規(guī)律；曹日紅等[4-5]通過單元安全計(jì)算方法分析評(píng)價(jià)巷道交岔點(diǎn)穩(wěn)定性，并依據(jù)安全系數(shù)對(duì)巷道進(jìn)行支護(hù)；時(shí)松等[6]利用ANSYS 對(duì)不同角度相交巷道圍巖受力規(guī)律進(jìn)行了模擬；謝生榮等[7]通過對(duì)錨固前后圍巖加固特性的研究，提出了以高強(qiáng)度空心錨桿和高伸長錨桿為主的錨固-注漿一體化控制技術(shù)；趙長紅等[8]為解決復(fù)雜膨脹圍巖條件下交岔點(diǎn)支護(hù)問題，提出了“有限讓壓柔性支護(hù)+全斷面封閉抗壓剛性支護(hù)”的支護(hù)方式。上述研究成果為解決三岔口支護(hù)難題提供了豐富的理論基礎(chǔ)。但由于三岔口區(qū)域地質(zhì)賦存條件各異，尚無法用統(tǒng)一的方法解決全部問題。因此，需因地制宜展開研究，設(shè)計(jì)相應(yīng)的支護(hù)體系。邱集煤礦11 煤頂板為“硬-軟-硬”的互層巖體，層狀頂板之間巖性差異較大，不同層位頂板易發(fā)生分離，整體性較差[9]，但灰?guī)r等硬性巖層強(qiáng)度大，具有一定的自承能力[10]。針對(duì)三岔口等應(yīng)力分布復(fù)雜區(qū)域，應(yīng)在防止支護(hù)不足的同時(shí)避免支護(hù)過度，支護(hù)設(shè)計(jì)過程更應(yīng)著重協(xié)調(diào)好不同性質(zhì)巖層間的承載關(guān)系。為此，基于三岔口應(yīng)力分布及破壞規(guī)律，結(jié)合互層巖體特征，提出了聯(lián)合支護(hù)方案，并計(jì)算了各項(xiàng)關(guān)鍵性參數(shù)；最終通過數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)予以驗(yàn)證，期望對(duì)同類地質(zhì)條件下三岔口巷道支護(hù)提供經(jīng)驗(yàn)借鑒。

1 工程概況

邱集煤礦位于山東省齊河縣境內(nèi)，現(xiàn)階段主要開采煤層是11 煤，位于-430 m 水平，煤層平均厚1.99 m，質(zhì)地較硬。頂板巖層為“灰?guī)r-泥巖-灰?guī)r”的軟硬互層形式，巷道上方依次為平均厚度2.01 m 的直接頂灰?guī)r（下稱五灰）、平均厚度1.14 m 的泥巖以及平均厚度5.56 m 的基本頂灰?guī)r（下稱四灰）。其中2 層灰?guī)r頂板質(zhì)地堅(jiān)硬，經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)巖心取樣，通過實(shí)驗(yàn)室單軸抗壓試驗(yàn)可知四灰的平均抗壓強(qiáng)度為81.35 MPa，五灰平均抗壓強(qiáng)度為95.42 MPa。

1113 三岔口自采區(qū)泄水回風(fēng)巷X13 點(diǎn)前16 m按照方位角185°沿五灰開口施工。三岔口主巷為輔助泄水巷，支巷為1113 工作面運(yùn)輸巷，兩巷道高度均為2.8 m。其中，主巷寬4 m，支巷寬4.8 m。2 條巷道所夾銳角為60°。交岔斷面均為矩形，結(jié)構(gòu)形式為穿尖型交岔點(diǎn)，斷面頂部平齊形成1 條直線，其中井下巷道分布及地層綜合直方圖如圖1。

圖1 1113 三岔口地層綜合直方圖Fig.1 Comprehensive histogram of 1113 intersection stratum

2 三岔口圍巖穩(wěn)定性

2.1 圍巖應(yīng)力分布規(guī)律

巷道三岔口為階段性成型，開挖前，圍巖維持彈性的三向平衡狀態(tài)，主巷掘進(jìn)后，周邊巖層發(fā)生擾動(dòng)，圍巖應(yīng)力在小范圍內(nèi)形成新的平衡。隨后支巷開挖，圍巖應(yīng)力重新分布并再次平衡，該過程中2 段相交巷道形成的頂板卸壓區(qū)貫通擴(kuò)散，易導(dǎo)致頂板下沉或底鼓嚴(yán)重。同時(shí)2 支承壓區(qū)產(chǎn)生疊加，尤其在三岔口煤幫三角區(qū)內(nèi)，應(yīng)力集中程度更大。該位置處集中應(yīng)力的近似解σt可根據(jù)式（1）進(jìn)行分析[11]：

式中：λ 為側(cè)壓力系數(shù)；A、B 為極坐標(biāo)代換參數(shù)，A=ρsinθ，B=ρsin（α-θ）；ρ 為極徑；θ 為極角；α 兩巷夾角，（°）；p 為初始地應(yīng)力，MPa；γ1為塑性區(qū)至巷道中心最小距離。

由式（1）可知，三角區(qū)最外側(cè)巖體應(yīng)力集中程度最高。高集中力作用下表面圍巖首先達(dá)到塑性屈服狀態(tài)，并發(fā)生壓剪破壞，在淺表圍巖處形成卸壓區(qū)。導(dǎo)致煤幫巖體支撐能力降低，有效支撐區(qū)向圍巖深部轉(zhuǎn)移，至三角區(qū)中心地帶達(dá)到平衡。三岔口的力學(xué)分析模型及應(yīng)力集中系數(shù)分布規(guī)律如圖2。

圖2 三岔口三角區(qū)應(yīng)力集中系數(shù)分布圖Fig.2 Distribution diagram of stress concentration factor in three-fork area of intersection

沿OO′方向，圍巖應(yīng)力集中系數(shù)先升后降，直至恢復(fù)到原巖應(yīng)力狀態(tài)。其中當(dāng)應(yīng)力集中系數(shù)小于1時(shí)，巷道圍巖處于塑性破壞狀態(tài)，當(dāng)圍巖應(yīng)力集中系數(shù)介于1～5.5 之間時(shí)，巷道處于彈性階段[12]，POQ 所圍范圍屬于相交兩巷應(yīng)力疊加區(qū)域。

2.2 圍巖變形破壞分析

三岔口破壞特征示意圖如圖3。三岔口圍巖受集中應(yīng)力作用的影響，由彈性狀態(tài)向塑性狀態(tài)轉(zhuǎn)變，根據(jù)破壞程度不同，劃分為彈性區(qū)和塑性區(qū)，而淺表面靠近巷道位置處的巖體會(huì)進(jìn)一步破壞，形成破碎區(qū)。

圖3 三岔口破壞特征示意圖Fig.3 Schematic diagram of three-fork failure characteristics

圖3 中：W1、W2為三岔口破壞影響區(qū)，W3～W6為單一巷道掘進(jìn)引起的破壞范圍。由于W1＞W(wǎng)2＞（W3、W4、W5、W6），因此斜T 型三岔口，巷道的最大破壞范圍出現(xiàn)在銳角三角區(qū)位置處[13]，而該位置處的最大破壞范圍可根據(jù)式（2）進(jìn)行計(jì)算[14]：

式中：ra、rb分別為交岔巷道的半跨度，主巷和支巷分別為2.4 m 和2 m；ρr為覆巖的平均密度，2.577 t/m3；c 為覆巖的黏聚力，10.9 MPa；H 為巷道埋深，430 m；φ 為內(nèi)摩擦角，35°。

經(jīng)計(jì)算，煤幫三角區(qū)的最大破壞深度為2.77 m。

3 軟硬互層頂板聯(lián)合支護(hù)研究

3.1 聯(lián)合支護(hù)機(jī)理

巷道三岔口附近，受力情況復(fù)雜，且頂板為軟硬互層巖體，單一支護(hù)方式無法達(dá)到良好的效果。因此需在對(duì)巷道頂板巖性分析的基礎(chǔ)上，結(jié)合多種控制理論對(duì)三岔口圍巖支護(hù)展開分析[15-19]。軟硬互層巖體聯(lián)合支護(hù)技術(shù)路線及支護(hù)機(jī)理示意圖如圖4 和圖5。

圖4 聯(lián)合支護(hù)技術(shù)路線圖Fig.4 Road diagram of combined support technology

圖5 聯(lián)合支護(hù)機(jī)理示意圖Fig.5 Schematic diagram of combined support mechanism

邱集煤礦1113 三岔口的直接頂為硬性灰?guī)r頂板。受相交巷道多次掘進(jìn)的擾動(dòng)，頂板圍巖聯(lián)系持續(xù)減弱，在巷道周圍形成松動(dòng)圈，自承載能力降低。若不加強(qiáng)支護(hù)，破壞范圍將向圍巖深部擴(kuò)展。因此基于圍巖強(qiáng)度強(qiáng)化理論，對(duì)錨桿施加強(qiáng)預(yù)緊力，在圍巖內(nèi)部產(chǎn)生擴(kuò)散力場(chǎng)，使錨桿與一定范圍內(nèi)的巖體共同形成新承載體。通過多組錨桿緊密排列，使預(yù)應(yīng)力場(chǎng)發(fā)生疊加，將破碎巖體緊密擠壓在一起，大幅提升掘進(jìn)后五灰的強(qiáng)度。而五灰上方的軟弱泥巖，穩(wěn)定性較差。在巷道三岔口等跨度較大位置處，受掘進(jìn)作業(yè)影響，上覆荷載直接作用于五灰。因此應(yīng)基于懸吊理論，將錨索錨固至穩(wěn)定的四灰?guī)r層內(nèi)，配合U 型鋼錨索梁形成桁架結(jié)構(gòu)，懸吊五灰及泥巖，增強(qiáng)巷道的穩(wěn)定性。

基于厚錨固板理論，在錨桿軸向力壓縮下，兩幫內(nèi)也會(huì)形成承載體，起到固體力學(xué)中厚板的作用。由于巷道“頂-幫”為相互作用的整體，頂板的彎曲下沉?xí)饍蓭褪芗辛Τ潭仍龃?，?dǎo)致幫部巖體發(fā)生失穩(wěn)破壞，進(jìn)而削弱承載能力，增大頂板下沉量。尤其靠近三岔口中心，2 條相交巷道彼此影響，“頂-幫”聯(lián)動(dòng)承載效應(yīng)更加明顯。針對(duì)三岔口附近復(fù)雜的圍巖結(jié)構(gòu)關(guān)系，基于整體支護(hù)理論，將巷道頂板及兩幫邊緣處的錨桿傾斜20°[20]，使側(cè)幫承載體與頂板承載體產(chǎn)生重疊區(qū)，促使頂板和幫部的各項(xiàng)支護(hù)體協(xié)同工作。

3.2 關(guān)鍵性控制參數(shù)

3.2.1 錨桿參數(shù)

頂板應(yīng)力集度q：

式中：Σh 為軟弱泥巖的厚度，取1.14 m；B、h 為巷道最大跨度和高度，分別取4.8、2.8 m；κ 為兩幫的支撐削弱系數(shù)，取0.25；f 為五灰普氏系數(shù)，取9.5；ρ1為頂板平均密度，2.577 t/m3。

經(jīng)計(jì)算，q=36.43 kN/m2。

頂板形成承載體需保證緊固力大于成拱巖重，錨桿間排距a 應(yīng)滿足以下條件：

式中：Fn為錨桿設(shè)計(jì)錨固力，80 kN；K 為安全系數(shù)，取2。

經(jīng)計(jì)算，間排距a 不大于1.05 m。

錨桿的整體長度ld可按照式（5）進(jìn)行計(jì)算：

式中：l1為錨桿外露及托盤長度，取0.1 m；l3為MSCK2570 錨固劑錨固長度，取0.7 m。

經(jīng)計(jì)算，ρd=1.35 m≤W1≤2.8 m。

為保證支護(hù)的連續(xù)性，三岔口附近頂板和幫部錨桿各項(xiàng)支護(hù)參數(shù)應(yīng)保持統(tǒng)一，錨桿長度應(yīng)在滿足成拱機(jī)理的同時(shí)不小于三角區(qū)最大破壞范圍，因此選擇長度為2.8 m 錨桿。

3.2.2 錨索參數(shù)

錨索長度L 計(jì)算過程如下：

式中：n 為使用錨固劑數(shù)量，2 根；l 為MSCK2570單根錨固劑長度，0.7 m/根；L1為錨索懸吊體總長度，取3.15 m（五灰+泥巖）；L2為托盤及錨具長度，取0.1 m；L3為外露張拉長度，取0.3 m。

經(jīng)計(jì)算，三角區(qū)補(bǔ)強(qiáng)錨索長度不小于4.95 m，選擇5 m 長度的錨索。

3.3 支護(hù)方案

根據(jù)上述計(jì)算，結(jié)合實(shí)際工程條件，擬采用支護(hù)方案如圖6。

圖6 巷道支護(hù)示意圖Fig.6 Schematic diagram of combined support mechanism

1）頂板支護(hù)。頂板使用φ20 mm×2 800 mm 的右旋螺紋肋樹脂錨桿，間排距為900 mm×900 mm，使用MSCK2570 錨固劑，錨固長度700 mm，設(shè)計(jì)錨固力為80 kN，錨桿預(yù)緊力距不小于200 N·m，頂板中部錨桿垂直巷道安裝，頂角錨桿向巷道兩幫偏斜，與豎直方向夾角為20°；頂板錨桿配合8#冷拔絲編織的菱形鋼筋網(wǎng)使用，長×寬=2 300 mm×1 000 mm，搭接長度70 mm；錨索選用規(guī)格為φ21.6 mm×5 000 mm 的高強(qiáng)度預(yù)緊力鋼鉸線，預(yù)緊力120 kN，主巷錨索間排距為900 mm×1 800 mm，支巷錨索間排距為1 800 mm×1 800 mm，為防止漏頂，支巷錨索呈交叉排列；錨索支護(hù)需配合錨索梁完成，錨索梁選用U29 型U 型鋼，長度為2 000 mm。

2）幫部支護(hù)。幫部使用φ20 mm×2 800 mm 的右旋螺紋肋樹脂錨桿，間排距為900 mm×900 mm，錨固長度700 mm，設(shè)計(jì)錨固力不小于80 kN/根，錨桿預(yù)緊力距不小于200 N·m，兩幫中部錨桿垂直巷道安裝，頂角與底角錨桿分別向巷道頂板與底板偏斜，與水平方向夾角為20°。

4 三岔口數(shù)值模擬分析

4.1 數(shù)值模擬模型

數(shù)值計(jì)算模型如圖7。模型尺寸為50 m×45 m×50 m（長×寬×高）的工程計(jì)算模型。模型下表面節(jié)點(diǎn)限制所有方向的位移，側(cè)表面節(jié)點(diǎn)限制水平方向全部位移，上表面施加垂直向下的應(yīng)力10.92 MPa。模型劃分121 500 個(gè)單元，129 030 個(gè)節(jié)點(diǎn)。斜交巷道角度為60°。本構(gòu)模型選擇Mohr-Coulomb 模型，圍巖力學(xué)參數(shù)見表1。

圖7 數(shù)值計(jì)算模型Fig.7 Schematic diagram of numerical model

表1 圍巖力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of surrounding rock

4.2 預(yù)測(cè)分析

通過FLAC3D數(shù)值模擬軟件對(duì)三岔口掘進(jìn)后圍巖狀態(tài)進(jìn)行數(shù)值分析，三岔口最大主應(yīng)力云圖、塑性區(qū)分布云圖及頂板垂直位移云圖如圖8～圖10。

圖10 頂板位移云圖Fig.10 Diagrams of roof displacement

1）圍巖應(yīng)力分布規(guī)律分析。根據(jù)圖8 分析可知：受三岔口巷道掘進(jìn)影響，圍巖原三向受力平衡狀態(tài)被打破，頂板力學(xué)聯(lián)系減弱，應(yīng)力釋放；靠近三岔口中心，頂板跨度增大，應(yīng)力降低程度明顯，并在兩巷相交中心位置處形成明顯的三角形低應(yīng)力區(qū)，最大主應(yīng)力低值為4.97 MPa；應(yīng)力疊加區(qū)主要出現(xiàn)在兩巷相交的側(cè)幫三角區(qū)內(nèi)，其中銳角三角區(qū)更為明顯，最大主應(yīng)力高值10.74 MPa；巷道應(yīng)力集中程度沿OO′線呈先升高后降低的趨勢(shì)，直至恢復(fù)原巖應(yīng)力狀態(tài)。

圖8 最大主應(yīng)力云圖Fig.8 Diagram of maximum principal stress

2）圍巖塑性區(qū)范圍分析。由圖9 塑性區(qū)分布云圖可知，受巷道三岔口的影響，主巷與支巷塑性區(qū)隨圍巖應(yīng)力分布均出現(xiàn)一定程度的偏移，處于高應(yīng)力集中狀態(tài)下的圍巖塑性區(qū)范圍較大；其中頂板最大塑性區(qū)出現(xiàn)在巷道三岔口中心位置處，為1.84 m；側(cè)幫最大塑性區(qū)出現(xiàn)在煤幫銳角三角區(qū)內(nèi)，最大塑性區(qū)范圍為2.24 m；兩者均小于頂板錨桿（索）和幫部錨桿的長度，表明頂板和幫部支護(hù)可有效覆蓋圍巖塑性區(qū)。

圖9 塑性區(qū)云圖Fig.9 Diagrams of plastic zone

3）圍巖垂直位移分析。由圖10 圍巖豎向位移變化情況可知：兩巷頂板下沉量受巷道三岔口影響明顯；臨近三岔口中心，頂板跨度增大，頂板下沉量和底鼓量均有明顯的上升；其中在兩巷三岔口中心位置處圍巖變形最大，達(dá)到平衡狀態(tài)后頂板總下沉量為16.82 mm，底板總底鼓量為5.35 mm，圍巖變形控制效果良好，支護(hù)方式及參數(shù)選取合理。

5 支護(hù)效果觀測(cè)

為檢驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)效果，在距三岔口中心5 m 位置處共布置3 處十字測(cè)點(diǎn)，監(jiān)測(cè)從施工完成至圍巖穩(wěn)定期間頂?shù)装寮皟蓭妥冃吻闆r；在三岔口中心布置1處頂板離層測(cè)點(diǎn)，淺基點(diǎn)和深基點(diǎn)深度分別為2.5 m 和3.5 m，用于監(jiān)測(cè)互層巖體分界處離層情況。圍巖變形監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)及數(shù)值模擬曲線如圖11。

由圖11 可知：由于主巷已開挖完成并處于平衡穩(wěn)定狀態(tài)，因此1#和2#測(cè)點(diǎn)主要受支巷掘進(jìn)產(chǎn)生的擾動(dòng)而發(fā)生變形，至穩(wěn)定期圍巖最大變形量相對(duì)較小，頂?shù)装逡平糠謩e為7 mm 和5 mm，兩幫移近量分別為3 mm 和2 mm；位于支巷的3#測(cè)點(diǎn)變形量最大，頂?shù)装遄畲笞冃瘟繛?2 mm，兩幫最大移近量為6 mm，與Ⅳ斷面數(shù)值模擬規(guī)律相吻合；且在整個(gè)監(jiān)測(cè)周期內(nèi)，離層測(cè)點(diǎn)深基點(diǎn)和淺基點(diǎn)均無明顯變化，說明該套聯(lián)合支護(hù)方案可有效控制頂板變形和離層。

圖11 圍巖變形監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結(jié)果Fig.11 Monitoring data and numerical simulation results of surrounding rock deformation

6 結(jié) 語

1）通過圍巖受力分析，得到三岔口銳角三角區(qū)內(nèi)圍巖應(yīng)力分布及變形破壞規(guī)律，計(jì)算最大破壞深度為2.77 m。

2）基于軟硬互層頂板承載特性，提出聯(lián)合支護(hù)方案。通過對(duì)錨桿施加強(qiáng)預(yù)緊力，在頂板及兩幫內(nèi)形成承載體，強(qiáng)化圍巖強(qiáng)度；將頂板、幫部邊緣處錨桿偏斜一定角度，使“頂-幫”協(xié)同承載；使用錨索配合錨索梁形成桁架結(jié)構(gòu)，對(duì)五灰及軟弱泥巖層進(jìn)行懸吊，增強(qiáng)巷道穩(wěn)定性。

3）利用FLAC3D進(jìn)行數(shù)值模擬，三角區(qū)最大集中應(yīng)力為10.74 MPa，最大頂板下沉量為16.82 mm，說明該支護(hù)方式可有效控制圍巖變形，維持三岔口巷道穩(wěn)定性。

4）現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果表明，從巷道掘進(jìn)完成至穩(wěn)定期間，頂板未發(fā)生明顯離層，距巷道中心點(diǎn)5 m 位置處圍巖最大沉降量為12 mm，變形規(guī)律與模擬結(jié)果一致，圍巖控制效果良好。