深埋巷道地应力特征及优化支护设计

2020-06-17陶文斌陶杰侯俊领蒋敬平

华南理工大学学报（自然科学版） 2020年4期

陶文斌陶杰侯俊领蒋敬平

(1.北京交通大学土木建筑工程学院，北京 100044;2.深部煤炭开采与环境保护国家重点实验室，安徽淮南 232001;3.攀枝花学院钒钛学院，四川攀枝花 617000;4山东安科矿山支护技术有限公司，山东济南 250031)

地应力是一切地下工程力学理论研究和工程设计的基础，准确测量地应力对于煤矿开采及隧道施工具有重要意义，是进行掘进施工的一项最基本的工作。一般而言，采矿工程设计和施工中较少考虑地应力的影响，当采矿活动在较小规模范围内或地表浅部进行的时候，不考虑地应力的影响是可行的。但是随着采矿规模的不断扩大和向深部的不断发展，特别是数百万吨级大型矿井的出现，地应力在施工中的影响越来越明显，此时不考虑地应力的影响进行设计和施工，往往会造成地下巷道和采场的坍塌破坏以及冲击地压等矿井动力灾害的发生，使矿井生产无法进行，甚至引起严重的生产和人身安全事故。文献[1- 2]基于地应力测量结果分析了煤矿井下的地应力场分布规律,众多学者也将研究得到的地应力分布结论应用于煤岩体稳定性评价、巷道和采场的支护设计以及冲击地压灾害防治等方面[3- 7]，取得了良好效果。

巷道支护是煤矿安全、高效生产的基础，锚杆的工作状态和支护质量决定了巷道的安全性和围岩的稳定性。为了研究锚杆支护质量的监测技术及方法，姜德生等[8]建立了锚索预应力监测系统，实现了对桥梁锚索的预应力检测;梁敏富等[9]研究了测力锚杆在煤矿巷道中的应用，得到了巷道围岩中锚杆的受力分布特点;李丽君等[10]提出了锚杆应力应变监测系统，进行了光纤光栅与应变片的对比实验，实现了锚杆应变分布的测量;Tang等[11]基于锚杆轴力监测结果，提出了巷道锚杆支护优化设计方法。此外，研究者们[12- 15]还在锚杆支护作用机制的基础上，提出了高预应力、强力支护理论，强调锚杆预应力及其扩散的决定性作用，不仅重视锚杆的强度，更重视支护系统的刚度，特别是锚杆预应力的重要性，真正实现了锚杆的主动、及时支护，充分发挥了锚杆的支护作用。常聚才及张农等[16- 19]认为，支护形成的承载结构特性和锚杆的预拉力对围岩的稳定性起到了更为关键的作用，提高巷道顶板锚杆预拉力可以有效控制巷道顶板的下沉量，并在加大锚杆间排距、减少锚杆用量的情况下，极大地提高巷道的稳定性。

鉴于深井软岩巷道面临高应力环境，巷道存在变形严重、支护困难等问题，造成巷道返修频繁和锚杆失锚安全事故显著增加，传统的用于支护的依赖工程经验的类比法有待改进，文中通过对潘三煤矿地应力及巷道变形进行实测，发现巷道变形不仅与地应力大小相关，而且与巷道轴向和最大主应力方向有关，这对高应力软岩巷道锚杆支护提出了更高的要求。文中通过对锚杆支护方案进行优化，并将其应用于高应力软岩巷道支护实践中，以期取得较好的效果。

1 工程背景及围岩特性

淮南矿区属于华北板块与扬子板块接触带，过去与当前两板块的挤压碰撞，造成淮南矿区构造强烈、节理发育与水平应力大。淮南潘三矿位于淮南矿区北部，随着井巷工程的延伸和采掘活动的频繁开展，受动压、断层和褶皱等地质构造的影响，矿井应力水平逐渐增加，出现巷道底臌、片帮、局部冒顶以及局部区域瓦斯涌出量增加等动力现象。

潘三煤矿1621(1)工作面11- 2煤平均厚度为1.8 m，直接顶为厚2.6 m的砂质泥岩，上覆岩层依次为0.5 m厚的11- 3煤、1.3 m厚的砂质泥岩、0.3 m厚的煤线、3.3 m厚的粉细砂岩、3.7 m厚的砂质泥岩，老顶为砂岩、泥岩;直接底为2.5 m厚的泥岩，下覆岩层依次为3.2 m厚的粉细砂岩、0.6 m厚的11- 1煤、3.5 m厚的泥岩、3.2 m厚的粉细砂岩，老底为泥岩。围岩组成的物理性质见表1。

1621(1)运输巷道设计长度为2 771 m，实体掘进，巷道断面净宽设计为4 m、净高设计为3.6 m，采用锚网索支护，顶板锚杆支护由左旋无纵筋螺纹钢锚杆、M5钢带和菱形金属网组成。钢带沿巷道横向铺设，每个钢带上安装2根锚杆和3根锚索，帮部锚杆索均穿过扁钢孔垂直帮部锚入，每一帮采用3根锚杆、2根锚索支护，锚杆预紧力为20 kN。

以1621(1)运输巷道作为巷道围岩变形观测点，一个断面布置两组多点位移计，与测力锚杆同一断面，分别布置在巷道迎头顶板中间位置与煤帮中间位置,如图1所示。

表1 1621(1)工作面煤顶底板10 m范围内岩石的单轴力学参数

Table 1 Single-axial mechanical parameters of rock in 10 m range of coal roof and floor of 1621(1) working face

岩性抗压强度/MPa黏聚力/MPa内摩擦角/(°)弹性模量/GPa抗拉强度/MPa顶板细砂岩36.4165.56136.3393.7851.31顶板粉砂岩24.8974.59435.2102.1041.57顶板砂质泥岩10.9423.42233.8421.4500.63底板砂质泥岩15.5793.81134.2970.9151.28

图1 位移计布置图Fig.1 Layout of displacement meter

顶板与煤帮在掘进5 d进尺30～40 m后巷道变形稳定;巷道顶板0～3 000 mm锚杆锚固的范围整体下沉，发生离层的位置为顶板内3 000～4 000 mm的范围和上部7 000 mm左右的位置。

巷道两帮位移量与顶板位移量相辅相成，帮部位移量产生的同时，顶板分别处于浅部、深部离层位移区，煤帮均匀性变形，从孔深7.5 m处至巷道表面均匀变化，巷道掘进2 d后进尺10 m时，巷道均匀变化，最大变形量为10 mm;巷道掘进5 d进尺30～40 m后巷道变形最大，达22 mm，顶板与两帮围岩变形的监测数据如图2所示。

由深埋巷道支护工程实践中的巷道实测数据可以知道：巷道主要变形量发生在5 m范围内，随着时间推移，深部变形首先稳定，后续变形主要在浅部4.0 m范围内;帮部的锚固支护提高了帮部的整体性，出现锚杆随围岩整体性外移的现象;巷道围岩岩性软化，顶板变形破坏的范围比较大，达7 000 mm左右，从浅部到深部其变化率基本一致，接近线性变化。

图2 1621(1)运输巷道围岩变形图

Fig.2 Surrounding rock deformation of 1621(1) transportation roadway

2 潘三煤矿地应力测量

目前常采用增加锚杆、使用锚索的方法来处理巷道围岩变形问题，但这些方法的巷道修复工程量很大，经济效益很低，不能从根本上发现巷道变形的原因并加以解决。本节以潘三煤矿为例，采用应力解除法对深部巷道进行地应力原位测量。

2.1 西三采区地应力测量结果

根据潘三煤矿西三采区和东翼采区现有采掘状况及地质条件，地应力测点尽可能避开地质构造复杂地段及受采动影响的部位，并满足测量范围均匀和全面的原则，故在选择西三采区的地应力测点时，在1672(1)运输巷道瓦斯治理巷布置2个地应力测点，具体位置见图3。

通过在潘三煤矿1672(1)运输巷道瓦斯治理巷和2121(1)运输巷道瓦斯治理巷布置的5个地应力测点，可以真实地反映和了解西三采区、东翼采区地应力场分布的特点和规律。

根据西三采区XS-1和XS-2地应力测量结果，地应力主应力分量σ1的倾角均小于15°，接近水平方向;方位角平均为169.7°，接近于南北向，见图4(a)。地应力场中主应力σ1为最大水平主应力，优势方向为近南北向，量值平均为27.24 MPa。

图3 西三采区地应力测点Fig.3 In-situ stress measurement points in Xisan mining area

图4 西三采区地应力分布Fig.4 Distribution of in-situ stress in Xisan mining area

西三采区地应力场中主应力σ3为最小水平主应力，优势方向为近东西向，量值平均为17.27 MPa。根据西三采区XS-1和XS-2地应力实测结果，地应力主应力分量σ3的倾角均小于15°，可视为水平方向;方位角平均为79.0°，接近于东西向，与主应力σ1在方位上呈正交关系，见图4(a)。

地应力场中间主应力σ2的倾角较大，均超过70°，接近于垂直方向，且量值与实测垂直应力σv接近，见图4(b)。

表2为西三采区地应力场各分量测量结果汇总。

表2 西三采区地应力场各分量测量结果汇总

Table 2 Summary of measurement results of various components of in-situ stress field in Xisan mining area

测点主应力地应力实测值/MPa地应力当量化值/MPa倾角/(°)方位角/(°)XS-1XS-2σ126.8527.5712.8356.1σ218.4018.8675.5215.8σ317.1817.6014.385.6σv17.76———σ127.6328.019.5343.2σ218.6818.9171.3221.0σ317.3517.564.572.3σv18.98———

2.2 东翼采区地应力测量结果

东翼采区在2121(1)运输巷道瓦斯治理巷布置3个地应力测点开展地应力测量，具体布置点如图5所示。

图5 东翼采区地应力测量点Fig.5 In-situ stress measurement points in Dongyi mining area

根据东翼采区DY-1、DY-2和DY-3地应力测量结果，地应力主应力分量σ1的倾角均小于15°，接近水平方向;方位角平均为351.1°，接近于南北向，见图6(a)，地应力场中主应力σ1为最大水平主应力，优势方向为近南北向，量值平均为25.76 MPa。

地应力场中主应力σ3为最小水平主应力，优势方向为近东西向，量值平均为15.65 MPa。根据东翼采区DY-1、DY-2和DY-3地应力测量结果，地应力主应力分量σ3的倾角均小于15°，可视为水平方向;方位角平均为82.0°，接近于东西向，与主应力σ1在方位上呈正交关系，见图6(a)。

地应力场中间主应力σ2的倾角较大，均超过60°，接近于垂直方向，且量值与实测垂直应力σv接近，见图6(b)。西三采区和东翼采区巷道受水平主应力方向性影响显著，西三采区整体应力水平较东翼采区的略高，这与测点分布深度密切相关。西三采区测点埋深超过东翼采区测点埋深50 m以上，在应力整体水平上受自重应力和构造应力影响略高。

图6 东翼采区地应力分布Fig.6 Distribution of in-situ stress in Dongyi mining area

2.3 潘三煤矿地应力测量分析

表3所示西三采区和东翼采区5个地应力测点的测量结果和当量化结果表明，潘三煤矿井田范围内的地应力场状态相对比较稳定，整体地应力场状态具有以下特点：西三采区和东翼采区整体地应力场方位变化不大，相似性较高，当量化值在量值上主要受埋深影响，整体为受煤层倾向的单斜构造和横贯井田的W-背向斜构造共同影响的构造应力场。

表3 东翼采区地应力场各分量测量结果汇总

Table 3 Summary of measurement results of various components of in-situ stress field in Dongyi mining area

测点主应力地应力实测值/MPa地应力当量化值/MPa倾角/(°)方位角/(°)DY-1DY-2DY-3σ125.7622.5212.75.9σ217.3615.6064.2235.2σ316.3814.796.695.2σv17.22———σ124.9520.085.3347.4σ214.2712.1665.5119.7σ315.3713.0014.081.0σv13.65———σ126.5728.301.1340.0σ217.7318.7779.5126.1σ315.2116.0510.469.8σv16.61———

将地应力测量结果进行汇总，可知：潘三煤矿地应力场中主应力σ1为最大水平主应力，优势方向为近南北向，当量化平均值为25.30 MPa，σ1的倾角均小于15°，接近水平方向，方位平均为350.5°。地应力场中主应力σ3为最小水平主应力，优势方向为近东西向，量值平均为15.80 MPa，σ3的倾角均小于15°，可视为水平方向，方位在70°～95°之间，平均为80.8°，与最大主应力σ1在方位上呈正交关系。地应力场中间主应力σ2的倾角较大，均超过60°，接近于垂直方向，且量值与实测垂直应力σv接近，如图7所示。

图7 主应力立体网格图Fig.7 Stereo grid diagram of principal stress

潘三煤矿地应力场中最小主应力与垂直应力相差不大。根据地应力测量结果，最小主应力与垂直应力相差在2 MPa之内，且除DY-2地应力测点外，地应力场呈现σ1>σv>σ3的应力关系。DY-2地应力测点可能受断层构造影响，垂直应力出现明显降低现象。

影响潘三煤矿巷道稳定性的主导应力是最大水平主应力σ1，且对巷道掘进左侧具有明显方向性影响,对地应力实测结果中的最大主应力、最小主应力、垂直应力及其比值进行汇总，结果见表4。

表4 主应力及其比值汇总表Table 4 Summary of principal stresses and their ratios

可以看出：潘三煤矿整体地应力场中，最大水平应力σ1明显大于垂直应力σv，侧压系数σ1/σv=1.56～1.75，地应力场中水平主应力占主导优势地位。根据地应力测量结果，最大主应力σ1与最小主应力σ3的比值K=1.46～1.83，其量值变化较大，且最大主应力越高，其对应的最小主应力越小，说明井田内地应力场对巷道掘进的影响具有明显的方向性。潘三矿大的逆断层走向基本成东西向，实测最大水平地应力基本成南北向，说明矿区过去受水平挤压造成岩层节理发育，存在倾向南北“X”状共轭剪切弱面带。当前水平应力还是南北方向，不利于过去形成的构造面的闭合与充填，造成岩块节理弱面强度极低。

根据地应力测量结果，最大主应力σ1方位与巷道轴向夹角为34°～73°，平均夹角为55.3°，对巷道掘进影响较大，使得水平应力集中体现在巷道掘进方向左侧，特别是2121(1)运输巷道瓦斯治理巷17#钻场区域，巷道与最大主应力夹角达到73°，水平应力集中程度最为显著，见图8。

图8 最大水平主应力对巷道掘进方向的影响

Fig.8 Effect of maximum horizontal principal stress on driving direction of roadway

3 数字化测力锚杆监测

关于深部巷道变形的原因，多数学者认为是因为巷道埋深大、应力环境复杂、围岩岩性较差等多方面因素。基于上述分析，从地应力角度分析深部巷道变形的主要原因是：巷道布置方向与最大水平主应力方向形成的夹角较大，围岩主应力差增大。

潘三煤矿1621(1)运输巷道断面采用数字化测力锚杆实时监测系统，该系统是一套基于网络监测平台的监控系统。系统以监测分站为控制终端，通过RS485电缆同1～10根锚杆进行通信，采用交互应变传感器获取锚杆受力数据，监测分站所获得的监控数据通过传输分站以太网链路和电缆传输至地面控制中心，监控人员可访问中心计算机获取数据。测力锚杆监测系统的控制过程如图9所示。

图9 系统框架图Fig.9 Diagram of system framework

测力锚杆与位移计布置在同一断面，本节不再赘述。潘三煤矿1621(1)运输巷道施工前期分别在顶板和帮部安装两组测力锚杆，采用原支护方案进行施工，实时监测顶板和帮部锚杆的受力状态，及时反馈巷道支护状况。顶板测力锚杆采用树脂全长锚固方式;煤帮测力锚杆采用1支K2550快速锚固剂与1支Z2880中速锚固剂组合的加长锚固支护形式，收集安装两周内的锚杆轴力数据加以分析。

全长锚固锚杆施加预紧力为20 kN，最大轴力位于锚杆1.05～1.85 m区间，平均轴力为80 kN;向锚杆两端轴力逐渐减小，深部减小幅度明显大于浅部，说明锚杆1.5 m内浅部相对于深部锚杆提供拉力，巷道顶板1.5 m深度变形剧烈，锚杆提供端部锚固力，轴力峰值宽度在1.05～1.85 m之间，如图10所示。

图10 顶板锚杆沿杆轴力Fig.10 Axial force of roof bolt

测力锚杆安装时，锚杆外端施加预应力20 kN，锚杆轴力在0～1 m范围内逐渐降低到0，斜率基本不变。顶板测力锚杆安装2 d后，1.45、1.85、2.25 m测点的轴力分别为73、86、28.5 kN，基本处于稳定状态;测点0.25、0.65、1.05 m的轴力处于缓慢增长阶段，分别为20、35、65 kN。锚杆轴力呈中间大、两端小的近对称状态，其中0～1 m浅部的锚杆剪力发生反转，由刚开始的指向洞壁内侧变为指向洞壁外侧。测力锚杆在巷道掘进5 d后，轴力基本稳定，与多点位移计观测稳定时间相一致，顶板测力锚杆数据曲线如图11所示。

图11 顶板锚杆轴力历时曲线Fig.11 Axial force diachronic curves of roof bolt

在煤帮测力锚杆浅部1.5 m范围内，同一时间段的轴力基本相同，说明煤帮实际自由段长度为1.5 m，实际锚固长度为1.0 m左右，如图12所示。

图12 帮部锚杆沿杆轴力图Fig.12 Axial force diagram of side wall bolt

煤帮轴力历时曲线如图13所示。轴力在巷道掘进5 d后达到稳定，最大轴力位于2.25 m处，为120 kN。煤帮锚杆安装2 d后，1.85 m处轴力变化不大，说明锚杆的锚固效果可靠，锚固端力主要集中在1.50～2.00 m范围内;在锚固段1.85～2.25 m范围内，煤岩体位移较大，锚杆受力急剧增长，说明锚杆存在整体性外移现象。

图13 帮部锚杆历时曲线Fig.13 Axial force diachronic curves of side wall bolt

通过地应力测量发现，潘三煤矿1621(1)运输巷道以水平应力为主，巷道掘进方向与最大水平主应力夹角较大，顶板变形剧烈，是巷道支护重点。采用测力锚杆监测发现，原有支护设计并未满足支护需求，并且锚杆轴力的变化和顶板位移的持续增大相吻合，巷道持续变形使锚杆轴力不断增大，此外顶板锚杆支护预紧力较低，全长锚固作用未能充分发挥，从而造成顶板持续变形失稳。

4 支护优化设计与现场实测

4.1 锚杆设计优化

针对地应力监测中以巷道顶板为支护重点且锚杆支护不足的问题，首先，采用预应力锚索全长锚固技术。该技术在原中空注浆锚索的基础上对锚索进行了改进升级，采用专用的无机复合锚固材料和高压注浆设备进行施工。锚索先在迎头进行树脂端锚，不用封孔，张拉预紧施加预应力，之后通过锚索的中空结构注入无机复合锚固材料，当孔口流出无机锚固剂时停止注浆，实现锚索的全长锚固。

其次，由于全长锚固锚杆属于被动支护，同时加长锚固锚杆中有很大一部分的锚固长度不能用于提高锚杆极限承载能力，因此，对锚杆施工方式加以改变，锚杆安装时，先在端部采用快速树脂锚固，形成快速锚固区，使锚杆端头与围岩粘结，再施加一定的预紧力，对锚杆进行初次张拉，然后采用中速和慢速锚固剂注浆锚固自由段，同时施加高预紧力，实现二次张拉，使得锚杆在实现全长锚固的同时施加高预紧力，由此使锚杆整体受力均匀，实现自由段张拉锚固。

最后，施加底角锚杆，从而使巷帮稳定。巷道的底角应力集中，设置底角锚杆，像一根两端固定的梁对上方的岩体起约束位移变形的作用，以降低围岩体中的破坏应力，保证整个巷道的稳定性。

4.2 数值模拟验证

为验证上述支护理论，并为巷道支护参数设计提供理论依据，采用FLAC3D软件进行模拟。模拟中以潘三煤矿1621(1)工作面运输巷的生产地质条件为背景，模型尺寸为50 m×20 m×50 m，巷道断面为直墙拱形，断面尺寸为4 m(宽)×3.8 m(高)，具体数值模型见图14。该模拟采用摩尔库伦模型，顶部施加18 MPa的初始应力，水平方向施加27 MPa的水平应力，原锚杆索施加20 kN预紧力，优化支护方案的预紧力为60 kN。对水平方向进行位移约束，对底部垂直方向进行位移约束。煤岩体参数如表1所示。

图14 数值模型Fig.14 Schematic diagram of model

分别对原支护、优化支护条件下的运输巷道进行数值模拟，为保证模拟结果的准确性，防止多种锚固因素的干扰，模拟中未改变锚杆索布置长度、数量及间排距，计算结果如图15所示。

图15 支护系统围岩应力场(单位：kPa)

Fig.15 Stress fields of surrounding rock of support system(Unit:kPa)

在锚杆预紧力作用下，自由段围岩以受压为主，锚固段围岩中压应力区逐渐缩小。当采用原锚固支护方案、预紧力值较小时，有效压应力区仅仅集中在顶板部分区域，这与实测证明的顶板是治理该巷道变形的重点这一结论相一致，但形成的压应力区域较小，而当预紧力增大时，锚固围岩均能得到有效约束，且随着预紧力增大，自由段围岩中有效压应力区的面积不断增大。

通过优化支护设计，在高预紧力全长锚固锚杆尾部形成了最大应力为90 kPa的压应力区，在锚固段端头形成了最大应力为30 kPa的压应力区，顶板与帮部压应力区在锚杆控制范围内交汇形成了类椭圆形的压应力区;高预紧力全长锚固锚索使压应力区大范围延伸，形成具有一定厚度的承压拱结构，拱结构内围岩压应力大于10 kPa。由于高强度锚固结构对巷道围岩的强力维护作用，浅部0～2 m范围内围岩基本处于受压状态。可见，在优化支护作用下，锚固区域内围岩均处于受压状态，围岩稳定性大幅度提高。