巷道圍巖支護的優(yōu)化與數(shù)值模擬

秦 濤， 劉 志

(黑龍江科技大學 黑龍江省普通高等學校采礦工程重點實驗室， 哈爾濱 150022)

0 引 言

東榮二礦是黑龍江龍煤雙鴨山礦業(yè)有限責任公司所屬生產(chǎn)礦井。隨著煤田高強度開采，開采深度已達到850 m，并且采掘工作逐步向深部和地質(zhì)條件更復雜的區(qū)域轉(zhuǎn)移，支護問題越發(fā)難以解決。

國內(nèi)外學者對巷道支護方面問題進行了大量的研究，得出充分發(fā)揮支護的作用能使巷道圍巖變形得到有效的減小[1-2]，其中錨桿在煤礦巷道支護中占主要地位[3-4]。孫守孝[5]基于理論計算對錨桿和錨索間排距進行了優(yōu)化，解決了巷道支護密度大及支護成本高的問題。侯興[6]采用高強度及高預緊力錨桿對巷道圍巖進行控制支護，保障了近距離下煤層巷道的穩(wěn)定。Wang等[7]指出，巷道圍巖在應力重新分布時變形發(fā)展速度較快，且伴有流變性。并通過案例說明了多種相互聯(lián)系的支護方式對軟巖巷道支護可以起到良好的效果。Shan等[8]通過現(xiàn)場監(jiān)測驗證提出了“三步走”支護理論方案的可行性。張志強[9]研究了掘進巷道圍巖變形破壞機理及錨注聯(lián)合支護技術(shù)，為掘進巷道的穩(wěn)定和支護提供參考。穆磊等[10]借助FLAC3D對不同的錨桿長度和排距進行分析，得出了最優(yōu)長度和最優(yōu)排距。

筆者采用理論分析和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，以東榮二礦圍巖變形問題為研究對象，對南二下采區(qū)回風下山巷道支護參數(shù)展開研究，從錨桿的間排距及預應力的角度確定出巷道圍巖支護的最優(yōu)解決方案。

1 工程概況

該回風下山巷道埋深在800～900 m，開采南二下采區(qū)16煤層，平均厚2.8 m。煤層總體為一單斜構(gòu)造區(qū)，地層走向NS，傾向W，傾角最小16°，最大22°，平均19°。開采煤層無直接頂，基本頂為6.6 m左右的細砂巖，其上部存在一層厚約6.1 m的中砂巖；無直接底，基本底為6.5 m左右的粉砂巖，其下部存在一層厚約6.8 m的粗砂巖。

該巷道是采用工程類比法進行巷道支護設計的。在一些破碎地帶采用了錨桿加金屬網(wǎng)支護，整體支護效果一般，大部分巷道均不同程度出現(xiàn)頂板、兩幫失穩(wěn)現(xiàn)象。分析總結(jié)東榮二礦巷道變形情況，巷道表現(xiàn)出掘進期間受斷層等特殊地質(zhì)影響，巷道收斂明顯且變形量大，圍巖中的應力集中程度較大，巷道支護困難且效率低、成本高。工作面的超前支承壓力和側(cè)向支承壓力峰值高，上覆巖層冒落高度和斷裂帶高度大，嚴重擾動前方回采巷道穩(wěn)定性，隨著工作面的回采，巷道支護難度進一步加劇。

2 巷道圍巖塑性破壞能與支護力的關(guān)系

由塑性破壞能在巷道圍巖中的的表達式(1)[11]可以得出，圍巖的力學參數(shù)和巷道尺寸不變時，式中系數(shù)均為常數(shù)，由于塑性破壞的能量Up是關(guān)于A也就是支護力pz的函數(shù)，可見，巷道在開挖過程中塑性破壞能和支護力密切相關(guān)。

(1)

式中：c——黏聚力；

φ——內(nèi)摩擦角；

μ——泊松比；

M、G——N、c、φ、μ的常數(shù)；

a——常數(shù)。

在此基礎(chǔ)上，以東榮二礦南二下采區(qū)16號煤層回風下山巷道的基本參數(shù)進行研究，得出巷道開挖后，在不同支護力、不同圍巖參數(shù)下巷道圍巖內(nèi)塑性破壞能的變化情況，進而分析它們之間的關(guān)系。該巷道所處地層為粉砂巖，相關(guān)力學參數(shù)見表1。

表1 粉砂巖力學參數(shù)

將各個參數(shù)代入式(1)，得出：

(2)

支護力與塑性破壞能的關(guān)系見圖1。巷道圍巖塑性破壞能隨支護力的增加呈減小的趨勢，當支護力為3.5 MPa時，塑性破壞能達到了臨界值；繼續(xù)加大支護力，巷道圍巖內(nèi)的塑性破壞能開始增加。由此可以得出，支護結(jié)構(gòu)的支護力存在極限值，塑性破壞能隨著支護力的增加呈先減小后增大的趨勢，在極限值之前，支護力可以降低巖體內(nèi)部塑性破壞能，但對塑性破壞能的積聚沒有影響。在工程中支護結(jié)構(gòu)的支護力往往很小，不會超過支護力的極限值，可以吸收一部分塑性破壞能，減少巷道圍巖的位移，因此適當加大支護力使其塑性破壞能接近臨界值可以維持巷道圍巖的穩(wěn)定。

圖1 支護力與塑性破壞能的關(guān)系Fig. 1 Relationship of support force and plastic failure energy

黏聚力與塑性破壞能的關(guān)系見圖2。由圖2可知，巷道圍巖內(nèi)塑性破壞能隨黏聚力的增大呈減少趨勢。

圖2 黏聚力與塑性破壞能的關(guān)系Fig. 2 Relationship of cohesive and plastic failure energy

當黏聚力在1.0～3.5 MPa期間，塑性破壞能不斷下降，且下降趨勢較大，說明此階段黏聚力對塑性破壞能的影響較大。當黏聚力增加到3.5 MPa之后，塑性破壞能的下降速度明顯變緩。從圖2中還發(fā)現(xiàn)，在3種不同大小的支護力下，黏聚力對巷道塑性破壞能的影響變化趨勢不同，在黏聚力由1.0 MPa增加到3.0 MPa過程中，支護力的大小對塑性破壞能的影響比較明顯。隨著黏聚力的繼續(xù)增大，不同支護力對吸收巷道圍巖塑性破壞能的大小基本達到一致，若此時想再降低巷道圍巖內(nèi)的塑性破壞能，不應該選取增加支護力的方式。

內(nèi)摩擦角與巷道圍巖塑性破壞能的關(guān)系見圖3。隨著內(nèi)摩擦角的增大，塑性破壞能逐漸減小，且塑性破壞能在一定范圍內(nèi)呈直線下降，與黏聚力的變化規(guī)律相同，同時還可以發(fā)現(xiàn)，隨著支護力的增加，巷道圍巖塑性破壞能逐漸減小。當內(nèi)摩擦角小于30°時，巷道圍巖塑性破壞能受支護力的大小影響明顯，說明巷道圍巖內(nèi)摩擦角較小時，支護對巷道圍巖的變形破壞起到很好的控制作用。內(nèi)摩擦角增加到30°以后，對應的塑性破壞能之間的值相差不大，巷道圍巖吸收塑性破壞能的大小基本一致。

圖3 內(nèi)摩擦角與塑性破壞能的關(guān)系Fig. 3 Relationship of internal friction angle and plastic failure energy

3 支護參數(shù)對圍巖區(qū)力學性質(zhì)的影響

以東榮二礦南二下采區(qū)16號煤層的回風下山巷道為原型，研究錨桿支護參數(shù)對錨固區(qū)圍巖體力學性質(zhì)的影響。應用FLAC3D數(shù)值模擬軟件，確定模型尺寸為長4.0 m，寬4.5 m，高4.5 m，在數(shù)值計算建模中，錨桿采用FLAC3D內(nèi)置單元體 cable 進行模擬，其力學參數(shù)與現(xiàn)場一致，見表2，其中σ為單軸抗壓強度，σc為單軸抗拉強度。對試件分別進行單軸壓縮、圍壓1 、2 MPa 3種力學實驗，以單軸壓縮為例，錨桿對錨固區(qū)圍巖體力學性質(zhì)影響計算模型見圖4。并得到相應的摩爾-庫倫應力包絡線見圖5。

表2 東榮二礦16號煤層巖石力學參數(shù)

圖4 錨桿對錨固區(qū)力學性質(zhì)影響計算模型Fig. 4 Calculation model of influence of bolt on mechanical properties of anchorage zone

圖5 摩爾-庫倫應力圓Fig. 5 Mohr-Coulomb stress circle

3.1 錨桿間排距對錨固區(qū)圍巖體力學性質(zhì)的影響

由前述可知，塑性破壞能與錨固區(qū)圍巖體力學參數(shù)有著密切關(guān)系，因此討論錨桿支護參數(shù)與錨固區(qū)圍巖體力學參數(shù)的關(guān)系，進而研究巷道支護優(yōu)化方案。所設計錨桿間排距參數(shù)見表3。采用控制變量法，間排距為0.6、0.7、0.8、0.9、1.0 m，其余變量：預應力 30 kN，錨桿直徑 22 mm，錨桿長度 2.2 m。

表3 錨固區(qū)圍巖體力學參數(shù)計算參數(shù)

對模型開展重復實驗：首先對巖石單軸抗壓強度進行測試，之后分別在圍壓1、2 MPa條件下進行偽三軸抗壓強度的實驗，采用FLAC3D內(nèi)嵌的FISH語言編程提取出模型應力應變數(shù)據(jù)，繪制其應力應變曲線，結(jié)合摩爾應力圓的包絡線計算得出內(nèi)摩擦角和內(nèi)聚力，匯總實驗結(jié)果，繪制錨桿間排距對錨固區(qū)圍巖體單軸抗壓強度、內(nèi)聚力及內(nèi)摩擦角的影響曲線見圖6。由圖6a可知，隨著錨桿間排距的減小，錨固區(qū)巖體單軸抗壓強度呈遞增趨勢，間排距由1.0 m到0.6 m時，單軸抗壓強度增加了0.47 MPa。錨桿間排距由0.9 m到0.8 m時，錨固區(qū)巖體單軸抗壓強度增速明顯，增幅占比41.1%，此區(qū)間曲率最大，錨固區(qū)巖體單軸抗壓強度隨錨桿間排距的減小呈先慢再快后慢的增大趨勢。由圖6b可知，隨著錨桿間排距的減小，錨固區(qū)巖體內(nèi)摩擦角不斷增大，間排距由1.0m到0.6m時，內(nèi)摩擦角增加了1.51°，其中，間排距在0.9 m 到 0.8 m 時曲率最大，增幅占比35.6%，錨固區(qū)巖體內(nèi)摩擦角增速隨錨桿間排距減小呈增速平緩的增長趨勢。由圖6c可知，錨固區(qū)巖體黏聚力隨間排距減小呈遞增趨勢，錨桿間排距由1.0 m到0.6 m，黏聚力增加了0.04 Mpa，間排距在 0.9 m 到 0.8 m 之間增幅最大。

圖6 錨桿間排距對錨固區(qū)圍巖體力學性質(zhì)的影響Fig. 6 Influence of row spacing between bolts on physical properties of anchorage body

綜上所述，錨桿間排距對單軸抗壓強度σ、內(nèi)摩擦角φ和黏聚力c的影響均隨錨桿間排距的減小而增大，但0.8 m之后增幅減小，各力學參數(shù)在 0.9～0.8 m 之間增幅最大。故選擇0.8 m間排距作為最優(yōu)設計間排距。

3.2 錨桿預應力對錨固區(qū)圍巖體力學性質(zhì)的影響

依據(jù)表3所設計的實驗方案，錨桿預應力設計為 30、50、70、90、110 kN，錨桿間排距取 0.8 m，其余變量均控制為：錨桿直徑 22 mm，錨桿長度 2.2 m。實驗結(jié)果如圖7所示。

圖7 錨桿預應力對錨固區(qū)圍巖體力學性質(zhì)的影響Fig. 7 Influence of bolt preload on the physical properties of anchorage body

由圖7a可知，隨著錨桿預應力的增加，錨固區(qū)圍巖體單軸抗壓強度逐漸增大，預應力由30 kN到110 kN時，單軸抗壓強度增加了 0.49 MPa，錨桿預應力從50 kN到70 kN，單軸抗壓強度增幅明顯，當錨桿預應力達到 70 kN 后，單軸抗壓強度增速呈減緩趨勢。由圖7b可知，錨桿預應力對錨固區(qū)圍巖體內(nèi)摩擦角的影響呈遞增趨勢，預應力由30 kN 到 110 kN 時，內(nèi)摩擦角增加了1.47°，錨桿預應力從50 kN到70 kN，內(nèi)摩擦角增幅最大，當錨桿預應力達到70 kN后內(nèi)摩擦角增速呈減緩趨勢。由圖7c可知，錨桿預應力對錨固區(qū)圍巖體黏聚力的影響并不明顯，錨桿預應力從30 kN到110 kN 時，黏聚力增加了0.042 MPa，其中，錨桿預應力從50 kN到70 kN時，錨固區(qū)圍巖體試件黏聚力增幅較大，當錨桿預應力達到70 kN后內(nèi)聚力增速呈減緩趨勢。綜上所述，錨固區(qū)圍巖體單軸抗壓強度σ、內(nèi)摩擦角φ和黏聚力c均隨錨桿預應力的增大呈遞增趨勢，考慮增幅變化情況，選取錨桿設計預應力為70 kN。

4 數(shù)值模擬優(yōu)化方案

4.1 模型的建立

為研究深部巷道在支護優(yōu)化前后的能量、應力狀態(tài)和變形情況，將模擬巷道設計在砂巖中。該模型以走向方向為y軸，傾向為x軸，重力方向為z軸。沿x、y、z軸方向的長度分別為50、40、50 m。巷道寬4.0 m，高3.8 m。網(wǎng)格劃分原則為巷道附近區(qū)域密集，遠處稀疏。模型共有30 152個節(jié)點，26 200個單元，如圖8所示。根據(jù)實際情況，共建立了4個不同巖性的巖層以及1個煤層，邊界條件設置：模型底部邊界對水平方向和豎直方向節(jié)點速度進行約束，模型側(cè)邊界僅對節(jié)點水平速度進行約束，模型上邊界不施加任何約束，為自由面。煤及頂?shù)装鍘r層參數(shù)與東榮二礦地質(zhì)參數(shù)相同，取值見表3。

圖8 計算模型Fig. 8 Calculation model

4.2 參數(shù)的選取

東榮二礦巷道采用直墻半圓拱形斷面，巷道寬為4.0 m，高為3.8 m。南二下采區(qū)16煤層回風下山巷道現(xiàn)有支護參數(shù)中頂部錨桿間、排距為1 000 mm×1 000 mm，采用?16 mm×2 200 mm的左旋螺紋鋼高強錨桿，3根錨桿垂直頂板打設，錨索采用?18.9 mm ×6 300 mm 左旋鋼絞線2根，間排距為2 000 mm×800 mm。幫錨桿間、排距為1 000 mm×1 000 mm，2根位于拱腳處，幫部錨桿打設無仰角，兩幫錨桿為?16 mm×2 200 mm，錨桿使用樹脂錨固劑MSK2335?23 mm×350 mm進行錨固，樹脂錨固劑的長度為35 cm。

針對上述分析，對原支護方案進行優(yōu)化，頂板錨桿選擇?22 mm×2 200 mm長預應力螺紋鋼錨桿，預應力為70 kN，間排距由1.0 m×1.0 m優(yōu)化為0.8 m×0.8 m，錨索保持不變；幫部錨桿為?22 mm×2 200 mm長預應力螺紋鋼錨桿，布置拱腳兩幫處錨桿打設角度為與水平線呈15°[12]。在經(jīng)濟預算允許范圍內(nèi)，頂板錨桿由3根改為5根，幫部錨桿由2根改為3根。優(yōu)化方案支護布置見圖9。模擬中主要采用庫倫-摩爾塑性模型，物理力學參數(shù)見表4。

圖9 優(yōu)化方案支護布置Fig. 9 Supporting layout of optimized scheme

表4 各巖層的物理力學參數(shù)

4.3 支護方案對比

通過數(shù)值模擬比較分析優(yōu)化前后方案的能量分布、應力分布如圖10～12所示。驗證優(yōu)化后支護參數(shù)的合理性。

圖10 能量分布云圖Fig. 10 Energy distribution nephogram

圖11 垂直應力分布云圖Fig. 11 Vertical stress distribution nephogram

圖12 水平應力分布云圖Fig. 12 Horizontal stress distribution nephogram

從圖10～12可以看出，巷道在原支護方案下，圍巖附近能量積聚大，且能量值較高，特別是在兩幫集中，易出現(xiàn)變形，與現(xiàn)場看到的現(xiàn)象一致，經(jīng)過優(yōu)化后，兩幫能量明顯減少，集中程度降低，能量值從665.89 kJ/m3左右減少到了462.01 kJ/m3左右，減少了約30.62%。從垂直應力分布云圖中看出，巷道在原支護方案下，兩幫受到的垂直應力大，且集中范圍大，集中明顯，經(jīng)過優(yōu)化后，兩幫垂直應力集中程度下降，由25.8 MPa下降到15.8 MPa，下降了38.76%。方案優(yōu)化前后的位移s變化如圖13、14所示。

圖13 巷道右?guī)? m處位移變化Fig. 13 Displacement change of right side of roadway at 2 meters

從圖13可以看出，位移量從3.29 cm左右減少到了0.90 cm左右。由此可見，優(yōu)化后方案很好地控制了兩幫的變形。在水平應力分布中，巷道圍巖頂?shù)装迨芩綉Φ挠绊戄^大，在現(xiàn)場中頂板也出現(xiàn)了變形破碎，進行優(yōu)化后，應力集中程度減小。從圖14可以看到，頂板位移從7.81 cm左右減少到了3.97 cm左右，減少了49.17%，對頂板的變形破壞進行了很好地控制。

圖14 頂板上方3 m處垂直位移變化Fig. 14 Vertical displacement changes at 3 meters above roof

4.4 現(xiàn)場監(jiān)測

回風下山巷道采用合理的支護參數(shù)后，在巷道內(nèi)布置測點，觀測頻率為2.5 d/次，觀測周期為35 d，監(jiān)測巷道兩幫和頂板支護效果，觀測數(shù)據(jù)匯總?cè)鐖D15所示。由圖15可知，30 d前巷道頂?shù)装搴蛢蓭妥冃瘟孔兓^大，30 d后頂板和兩幫位移量開始趨于穩(wěn)定，巷道圍巖兩幫移近量穩(wěn)定在120.1 mm，下降了52.17%，頂板下沉量穩(wěn)定在46.2 mm，下降了51.22%，巷道變形量不大，圍巖變形得到有效控制。

圖15 巷道圍巖表面位移監(jiān)測曲線Fig. 15 Surface displacement monitoring curve of surrounding rock of roadway

綜合以上分析，優(yōu)化后的支護參數(shù)，使現(xiàn)場中出現(xiàn)支護不佳的問題得到有效解決，對圍巖的穩(wěn)定性起到了很好的控制作用。

5 結(jié) 論

(1)黏聚力由1 MPa增加到3 MPa過程中，支護力的大小對塑性破壞能的影響比較明顯；黏聚力在3.5 MPa之后，不同支護力對吸收巷道圍巖塑性破壞能的大小基本達到一致，此時不應選取增加支護力的方式來降低巷道圍巖內(nèi)的塑性破壞能。當內(nèi)摩擦角小于30°時，巷道圍巖塑性破壞能受支護力的大小影響明顯，此時支護對巷道圍巖的變形破壞起到很好的控制作用。

(2)在70 kN預應力下，錨桿在其作用的有效范圍內(nèi)可以更好地吸收巷道圍巖塑性破壞能，更好地提高巷道圍巖的強度，從而更好地控制巷道圍巖的穩(wěn)定。在0.8 m×0.8 m間排距下，錨桿預應力發(fā)揮作用的范圍較廣，在對錨固區(qū)圍巖體進行支護后會產(chǎn)生較大的壓應力值，壓應力區(qū)范圍也會變大，會使圍巖的內(nèi)摩擦角和黏聚力增大，使塑性破壞能降低，在此間排距下錨桿對圍巖的能量吸收作用范圍最小。

(3)巷道在支護方案優(yōu)化后，兩幫能量明顯減少，集中程度降低，能量值減少了約30.62%。兩幫垂直應力集中程度下降，頂板水平應力減小集中程度，兩幫移近量和頂板下沉量分別減少了52.17%和51.22%。支護參數(shù)經(jīng)過優(yōu)化后，使現(xiàn)場中出現(xiàn)支護不佳的問題得到有效解決，對圍巖的穩(wěn)定性起到了很好的控制作用。