动载扰动下巷道锚固承载结构稳定性影响因素分析

2021-06-18焦建康

河南理工大学学报(自然科学版) 2021年4期

焦建康

(1.中煤科工开采研究院有限公司，北京 100013;2.天地科技股份有限公司开采设计事业部，北京 100013;3.煤炭科学研究总院开采研究分院，北京 100013)

0 引言

冲击地压是威胁我国煤矿安全高效开采的主要矿井灾害之一[1]。统计表明，大部分冲击地压发生在回采巷道中。目前，冲击地压研究主要集中在发生机理、预测预警和解危措施等方面[2-5]。由于冲击地压发生机理复杂、影响因素多样、发生地点不确定等，已有研究成果并不能完全避免冲击地压的发生。作为冲击地压的最后一道防线，预紧力锚杆支护系统与其作用范围内的围岩共同形成的锚固承载结构决定了巷道围岩的整体稳定性。

在冲击地压巷道锚固承载结构稳定性研究方面，高名仕等[6]建立了巷道围岩冲击震源扰动型冲击破坏的动力分析模型，推导了巷道围岩承载结构在“静载+动载”组合作用下动力破坏的应力判据和能量准则；王正义等[7]将冲击应力波进行简化，建立平面P波与圆形锚固巷道相互作用的简化模型，研究了P波作用下锚固巷道围岩与锚杆动态响应规律；康红普等[8]提出冲击地压巷道支护形式选择原则，介绍了高冲击韧性锚杆力学性能和支护参数设计方法；吴拥政等[9]通过现场测试，得到了冲击地压前后巷道锚固承载结构和强度、锚固性能、锚杆杆体力学性能和锚固失效形式。上述研究多是分析载荷源为单一因素时对巷道锚固承载机构稳定性的影响。实际上，冲击地压巷道锚固承载结构的破坏与巷道围岩所受动载荷和静载荷特征、围岩强度、锚杆支护参数等多种因素密切相关。因此，研究冲击地压巷道锚固承载结构对各因素的敏感性，找出控制巷道变形的内在原因，对冲击地压巷道围岩稳定性控制具有重要参考价值。

本文基于响应面法试验设计和数据分析功能，采用有限差分软件动力模块定量化分析动载荷特征(震源强度、震源距离)、原岩应力、围岩强度及支护强度等单因素及因素交互作用对锚固承载结构变形的影响规律，研究不同因素组合条件下锚固承载结构破坏模式，以期为动载扰动下冲击地压巷道围岩稳定性控制提供参考依据。

1 模拟方案设计

1.1 数值模型的建立

根据河南大有能源股份有限公司耿村煤矿13230工作面回采巷道断面形状和实际地质条件进行建模，将地层简化为水平地层。如图1所示，模型为平面应变模型，大小为长80 m×高80 m，巷道为直墙半圆拱形，直墙高1 m，半圆拱半径为3.75 m。

图1 数值模型

模型的静力边界条件为：四周水平位移约束，底部为固定边界，上部为应力边界。动力边界采用静态边界，力学阻尼为雷利阻尼。

计算模型采用摩尔-库伦模型，经实验室测定和折算[10]，各煤(岩)层物理力学参数见表1。

1.2 模拟方案设计

基于响应面优化数据处理软件Design Expert 8.0.7中的Box-Benhnken设计原理[11]，选取相应的因素和水平。选取震源强度10，60，110 MPa，震源距离10，20，30 m，原岩应力10，15，20 MPa(分别对应埋深400，600，800 m)，围岩强度20，40，60 MPa，支护强度0.1，0.3，0.5 MPa为自变量，锚固承载结构变形量(锚杆锚固范围内围岩位移差)ΔU为响应值。

动载荷采用界面震源，为便于分析，把动载应力波简化为正弦简谐波中的一段，根据震源距离不同，施加在巷道正上方不同位置，震动频率20 Hz，震动周期0.05 s，根据动载强度与质点振速的线性关系σd=ρCv[12]，通过设置不同震源峰值速度vmax达到不同震源强度，不同强度顶板动载所取的参数和震源能量的对应关系如表2所示。

表2 顶板动载参数

通过改变巷道所在岩层的力学参数模拟不同围岩强度，以煤体单轴抗压强度20 MPa为基准，计算时，不同强度围岩选取的力学参数见表3。

表3 不同强度围岩力学参数

支护强度Pi由锚杆和锚索的支护强度共同组成，可表示为

(1)

式中：dmg，dms分别为锚杆和锚索直径，mm；σmg，σms分别为锚杆和锚索屈服强度；Da，Db分别为锚杆间距和排距，m；Da′，Db′分别为锚索间距和排距，m。

根据上述影响因素和水平，进行5因素3水平的响应面法设计，共设计模拟方案46种。最终的试验设计方案如表4所示。

表4 试验设计方案

续表

2 模拟结果分析

2.1 回归模型与方差分析

利用Design Expert分析功能，对表4的试验数据进行多元回归拟合，得到5个因素与锚固承载结构变形量ΔU之间的二次关联模型,即

ΔU=69.19A-68.13B+63.69C-60.62D-91.25E-

20.25AB+23.50AC-5.00AD-5.50AE-

55.50BC+40.25BD+1.00BE+4.25CD-

23.00CE-27.00DE+43.94A2+43.35B2+

8.44C2+42.85D2+48.02E2+87.83,

(2)

式中：A为震源强度，MPa；B为震源距离，m；C为原岩应力，MPa；D为支护强度，MPa；E为围岩强度，MPa。

对表4的数据进行回归分析，得到各项的方差分析结果，如表5所示。

表5中，模型F=22.1，P<0.000 1，表明该二次模型具有极高显著性与可靠性。R2=0.947 1,表明模型响应值的变化94.71%来自所选因变量，预测值与实际值之间具有高度的相关性。失拟项P=0.08>0.05，不显著，表明该模型失拟不显著。上述分析表明了统计分析模型的准确性和可靠性。

表5 方差分析结果

P<0.001，表明模型项高度显著，P<0.05表明模型项显著。模型项中5个单因素的P值都小于0.000 1，说明各单因素对锚固承载结构变形量都有高度显著的影响。各交互项P值均小于0.05，表明因素交互作用对响应值有显著影响。对比各因素F值大小,可以得出，各因素对巷道锚固承载结构变形量影响程度依次为围岩强度>震源强度>震源距离>原岩应力>支护强度。

2.2 单因素对巷道锚固承载结构稳定性的影响

为直观分析单因素对巷道锚固承载结构变形量ΔU的影响，以表4中各因素水平值为横轴，各水平值对应的响应值即锚固承载结构变形量ΔU为纵轴，拟合得到巷道锚固承载结构变形量随单因素变化的曲线，如图2所示。

图2 单因素对巷道锚固承载结构稳定性的影响

2.2.1 震源强度对锚固承载结构稳定性的影响

图2(a)中，随着震源强度增加，巷道锚固承载结构变形量呈指数形式增加。根据动载传播公式σd=σ0L-η[13]，可得矿震应力波在锚固承载结构上表面引起的动载扰动与震源强度σ0成正相关关系，即随震源强度增加，作用在锚固承载结构上的叠加应力相应增加，锚固承载结构变形量也越来越大。

2.2.2 震源距离对锚固承载结构稳定性的影响

图2(b)中，随着震源距离增加，巷道锚固承载结构变形量呈负指数形式减少，即随着震源距巷道距离增大，震源的冲击效应减弱。震源能量在巷道围岩介质中以幂指数关系σd=σ0L-η衰减，即震源初始震动比较剧烈，但短距离内衰减较快，达到一定距离后衰减不再明显，随着震源距离增加，作用在锚固承载结构的动载应力越小，稳定性越好。

2.2.3 原岩应力对锚固承载结构稳定性的影响

图2(c)中，随着原岩应力增加，巷道锚固承载结构变形量几乎呈线性增加，原岩应力20 MPa时对锚固承载结构变形量影响最大。一方面，塑性区范围随着原岩应力的增加而增大，围岩自身承载能力减小，锚固承载结构稳定性降低。另一方面，静载荷是冲击地压巷道锚固围岩破坏的主要力源条件之一。随着原岩应力增加，弹性能分布曲线由“宽而缓”变为“窄而陡”(图3)，即积聚在巷道围岩中的能量峰值增高。当集聚能量达到一定程度，一次小的动载荷作用就可能诱发巷道围岩动力破坏。这也是随埋深增加巷道围岩冲击破坏事故频发的原因。

图3 不同原岩应力巷道围岩弹性能变化曲线

2.2.4 支护强度对锚固承载结构稳定性的影响

图2(d)中，随着支护强度增加，巷道锚固承载结构变形量呈指数形式减少。根据理论分析，提高锚固系统支护强度可以提高锚固承载结构自身的稳定性，针对冲击地压巷道破坏特点，锚杆支护可以施加较大的预紧力，改善围岩应力条件，提高围岩整体性及承载能力。另外，锚杆系统的良好柔性，可以吸收一定震源释放的能量，与其他支护配合，可以很好地适应冲击地压巷道支护要求[14]。

2.2.5 围岩强度对锚固承载结构稳定性的影响

围岩强度是影响巷道围岩稳定性的显著因素，对锚固承载结构的稳定性起着决定性作用。一方面，作为承载主体，巷道围岩体强度决定其与锚固系统形成的锚固承载结构的强度；另一方面，围岩强度及钻孔黏结强度决定锚杆支护的锚固效果。当围岩强度较低(20 MPa)时，黏锚力较小，易在树脂-钻孔孔壁界面发生脱黏滑移，造成锚固力下降甚至锚固失效。

2.3 因素交互作用对巷道锚固承载结构变形量的影响

为研究因素交互作用对巷道锚固承载结构稳定性的影响，根据模拟回归结果，建立因素间交互作用对巷道锚固承载结构变形量影响的3D响应面图，如图4～7所示。

2.3.1 震源强度与震源距离交互作用

图4中，当震源强度一定时，随着震源距离增加，响应面变化幅度减缓，表明震源距离越大，震源传播到巷道锚固承载结构的强度衰减得越多，震源扰动对巷道围岩的影响程度越小。上述分析表明，即使大能量矿震，若距巷道距离足够远，对巷道围岩稳定性影响也有限。对于小能量矿震，若距巷道距离足够近，也可能引起锚固围岩破坏，诱发冲击破坏。

图4 震源强度与震源距离交互作用对巷道锚固承载结构变形量的影响

因此，采用煤层爆破卸压、大孔径钻孔卸压、煤层高压注水等卸压技术，一方面可以将高应力集中区向围岩深部转移，增加可能产生震源区域到巷道的距离。另一方面，卸压形成的“弱结构”使能量衰减系数η很大，可以在很大程度上吸收震源传播的能量。作用在巷道支护体上的冲击力被削弱，巷道围岩稳定性得以提高。

2.3.2 震源强度与原岩应力交互作用

图5中，随着震源强度和原岩应力增大，巷道锚固承载结构变形量大幅增加，动载荷作用引起高应力与采动应力叠加，易发生巷道围岩大变形甚至冲击性灾害事故。这也是动载荷作用诱发巷道破坏的力学机制。较高的原岩应力环境中，较小的动载荷作用也可能引起较大的巷道变形破坏甚至动力破坏。当震源强度较大时，即使原岩应力较小也可能引起较大的巷道变形破坏甚至动力破坏。

图5 震源强度与原岩应力交互作用对巷道锚固承载结构变形量的影响

针对不同载荷源引起的冲击地压，潘俊锋等[15]提出“分源防治”的思路：对于集中静载荷，采用卸压技术将减少应力集中程度，并将应力集中区域向深部转移；对于采掘空间岩层活动带来的强动载，采用顶板预裂，消减同一时间、同一区域的震源强度，减小冲击发生的可能性。

2.3.3 震源强度与支护强度交互作用

图6中，当震源强度一定时，随着支护强度的增加，响应面变化幅度减缓，表明随着支护强度的增加，震源扰动对巷道围岩的影响程度减小，适合的支护强度可在一定程度上减少巷道围岩变形。但对于震源强度较大(110 MPa)的扰动，即使很高的支护强度(0.5 MPa)，也可能带来很大的巷道变形，甚至动力破坏。

图6 震源强度与支护强度交互作用对巷道锚固承载结构变形量的影响

2.3.4 震源强度与围岩强度交互作用

图7中，随着围岩强度降低，震源扰动对巷道围岩锚固承载结构稳定性影响越来越明显，提高围岩强度可以有效降低顶板动载对巷道围岩稳定性的影响。冲击地压巷道围岩承受高原岩应力和频繁动载的影响，造成围岩性质劣化，主要表现在围岩力学参数降低，完整性变差，裂隙和节理增加。

图7 震源强度与围岩强度交互作用对巷道锚固承载结构变形量的影响

现场观测表明[16]，动载冲击地压回采巷道锚固范围内的围岩强度普遍较低，动载扰动下极易破坏。

3 冲击地压巷道锚固承载结构破坏模式及控制技术

3.1 冲击地压巷道锚固承载结构破坏模式

锚固系统破坏失效类型包括锚杆(索)破断、树脂锚固剂被压碎、锚杆(索)与锚固剂的交界面以及锚杆(索)与岩体的交界面脱黏滑移[17]。当锚固承载结构变形量ΔU大于锚杆自由段最大伸长量180 mm时，锚杆杆体破断。树脂锚固剂的破坏可由树脂受力获得，由于钻孔壁的强度和刚度都比较低，与锚固剂相比黏聚力较小，因此锚固界面的失效一般是锚杆(索)与岩体的交界面脱黏滑移。根据数值模拟结果(图8)，结合锚固围岩冲击破坏现场调研，可将冲击地压巷道锚固承载结构的破坏模式进行划分。

由表5可知，围岩强度、震源强度、震源距离都是影响锚固承载结构稳定性的关键因素。当围岩强度较高，震源强度较大或震源距离较小时，锚固承载结构较为稳定。如当围岩强度为60 MPa时，模拟方案3，18，37锚固承载结构变形量都小于180 mm，且锚固系统没有发生锚杆(索)脱黏和破断，锚固承载结构稳定，属于稳定性锚固承载结构，如图8(a)所示。

由于冲击地压巷道动载作用过程一般都很短，且锚固系统不具有主动让压、抗冲击性能[18-20]，震源强度较大或震源距离较小时，锚固承载结构变形量ΔU极易大于锚杆(索)自由段最大伸长量，此时锚固段没有发生脱黏滑移，表现为锚杆(索)断裂破坏，属于断裂破坏型，如图8(b)所示。

图8 巷道锚固承载结构破坏模式

冲击地压巷道锚固承载结构频繁受拉伸、压缩、剪切等复杂动应力影响，加上爆破、注水、钻孔造成的围岩劣化[21]，可锚性较低，震源强度较大或震源距离较小时，瞬间剪应力大于锚固界面的剪切强度，锚固段锚固剂脱黏滑移，失去对围岩的控制作用，产生锚固脱黏破坏，如图8(c)所示。

动载应力波到达巷道锚固承载结构表面时，由于煤(岩)体与空气的波阻抗相差较大，使绝大部分应力波在巷道表面发生反射形成反射拉伸应力波。震动应力波波头与反射波波尾叠加，当叠加的应力波强度高于锚固承载结构强度时，巷道锚固煤岩体就会被破坏，锚固系统失去锚固基础，该类型的锚固承载结构的破坏可称为岩体主导破坏型，如图8(d)所示。

由于锚杆长度有限，而冲击地压启动的位置一般位于支承压力中的应力增高区，冲击启动后形成的强大冲击应力波造成极限平衡区的煤(岩)体急速扩容[22]。当冲击应力波强度足够大时，在短时间内一次就可将锚固承载结构大范围摧毁，此时锚固岩体和锚杆失效互为诱因，称为复合型破坏。