赤峪矿深部底抽巷钢管混凝土柱底鼓治理研究

熊怀鑫，冯利宁，孙利辉，3，4，5，彭世龙，丁 斌，宋家乐，贺庆丰

（1.河北工程大学矿业与测绘工程学院，河北邯郸 056038；2.冀中能源邯郸矿业集团有限公司，河北邯郸 056002；3.河北省煤炭资源综合开发与利用协同创新中心，河北邯郸 056038；4.鑫安利安全科技股份有限公司，河南郑州 450001；5.北京科技大学土木与资源工程学院，北京 100083）

矿井进入深部开采后，随着煤层开采深度的不断增大，巷道围岩逐渐产生软化特性，导致底鼓现象普遍且难以治理，极大增加了巷道的维修量和支护成本，严重制约了矿井安全生产[1]。针对巷道底鼓问题，国内外学者开展了广泛而卓有成效的研究。姜耀东等[2]将巷道底鼓划分挤压流动、挠曲褶皱、遇水膨胀、剪切错动性等4 种类型；康红普[3]通过分析采动、侧压系数对巷道底鼓的影响，认为巷道底鼓与底板软岩层厚度、顶底和两帮围岩应力状态有关；Gangye Guo 等[4]通过研究回采巷道围岩变形机理，提出加固巷道顶板和两帮的控底方法；王卫军等[5]、侯朝炯等[6]通过分析巷道底鼓的力学原理，提出加固帮、角的控底措施；郭东明等[7]通过研究深部软岩巷道挠曲型底鼓围岩破坏特征，提出底板桩支护技术；刘少伟等[8]研究了滑移型底鼓变形破坏机理，为滑移型底鼓治理提供了新措施；高延法等[9-11]分析了围岩变形特征和巷道失稳破坏原理，提出了钢管混凝土支架高强复合支护措施；杨本生[12-13]、孙利辉等[14-15]研究不同侧压系数下底板围岩变形失稳特征，提出底板“双壳”加固技术。但由于地质环境存在差异，巷道底鼓现象仍时有发生。

赤峪煤矿北一采区北冀4#底抽巷埋深850 m，巷道所处岩层为砂质泥岩，遇水易软化膨胀，属于典型的深部软岩巷道。在高水平应力环境下，巷道围岩发生了严重的挤压变形破坏，导致底板的破碎岩体挤压流动到巷道临空面，从而形成挤压流动性底鼓[16]。为此，通过理论分析和数值模拟的方法，对巷道底板产生挤压流动性底鼓的原因和机理进行了研究，提出钢管混凝土柱底鼓治理技术；并分析不同钢管混凝土柱支护长度、角度、排距下对巷道底鼓治理的影响[17-19]。经工程实践证明，钢管混凝土柱治理底鼓技术能有效治理此类巷道底鼓。

1 工程背景

赤峪煤矿北一采区北冀4#底抽巷总体南北走向，长度1 350 m，平均埋深850 m。巷道布置在距离3#煤层下部20 m 的砂质泥岩中，砂质泥岩平均厚度15 m，巷道围岩受地下水影响软化严重，岩体强度普遍较低。通过对底抽巷围岩进行单轴实验，平均抗压强度为38.705 79 MPa。煤岩层柱状如图1。

图1 煤岩层柱状图Fig.1 Columnar diagram of coal and rock layers

底抽巷为直墙半圆拱形巷道，净断面尺寸为4 200 mm×3 300 mm。巷道原支护采用锚网索联合支护，规格为ϕ20 mm×2 400 mm 的左旋螺纹钢高强锚杆，间排距为900 mm×900 mm，预紧力为190 kN；顶板每排布置3 根规格为ϕ21.6 mm×6 200 mm 的锚索，间排距1 800 mm×1 800 mm，预紧力200 kN；锚杆托盘为150 mm×150 mm×12 mm 的球型托盘，锚索托盘为300 mm×300 mm×18 mm 的高强度可调心托盘；巷道表面喷射50 mm 混凝土层。

经现场勘侧，掘进支护后底抽巷底鼓强烈，2 个月内巷道底鼓量达到800 mm，局部区域甚至高达1 000 mm。巷道底板表现为整体鼓起，并与两帮形成明显沟槽，在地下水影响下底板表面围岩逐渐泥化，丧失承载能力。同时在巷道反复维修过程中，加剧了底板岩层的变形破坏。

2 深部巷道挤压流动性底鼓控制机理

2.1 底抽巷围岩变形

通过现场勘测发现，北一采区北翼4#底抽巷断面收缩变形严重，巷道底板呈不规律挤压变形，顶板扭曲下沉并伴随着岩石垮落。巷道受到工程用水和岩层裂隙水的影响，围岩泥化严重，岩体强度下降明显，同时在巷道多处发现底板积水现象。由于底抽巷属于深埋巷道，利用应力解除法对巷道进行原岩应力测试，试验结果表明，底抽巷地应力场以水平构造应力为主，最大水平应力33.76 MPa，方向与巷道轴线基本垂直，最小水平应力为21.49 MPa，侧压系数分别为1.3、0.6，高地应力是巷道围岩发生变形破坏主要原因之一。

根据上述分析可知，高应力场、岩体强度低、底板围岩浸水软化以及原支护结构存在缺陷是导致赤峪矿北一采区北翼4#底抽巷产生强烈底鼓的主要原因。

2.2 挤压流动性底鼓变形机理

挤压流动性底鼓模型如图2。

图2 挤压流动性底鼓模型Fig.2 Extrusion fluidity floor heave model

在高水平应力环境下，巷道未对底板进行支护，顶帮围岩强度高于底板，使得上覆岩层自重应力通过两帮传递至底板产生压膜效应，继而发生应力集中的现象。在水平应力和上覆岩层自重应力的共同作用下，底板围岩发生挤压变形破坏。结合滑移线理论对巷道底板变形进一步分析，巷道底板两侧主动滑移区在岩层自重应力作用下产生滑移变形，并向内侧岩体挤压，诱使被动滑移区挤压斜下部岩体，而应力集中区在被动滑移区和下部岩层的挤压过程中，发生压缩变形，体积缩小，应力集中程度增大，使得应力集中区岩体向上部应力释放区岩体挤压流动，导致应力释放区岩体软化破碎，破碎岩体挤压流动到巷道内，形成挤压流动性底鼓。

根据弹塑性理论叠加原理，当深部软岩巷道侧压系数λ≠1 时，围岩应力场由原岩应力和偏应力叠加组成。假设巷道围岩各向同性，并处于弹性应力状态，应力计算公式[20-21]如下：

式中：p0为岩层的自重应力；R0为巷道等效半径；R1为巷道半径；σθ为切向应力；σr为径向应力；τrθ为剪应力；λ 为侧压系数；θ 为极角，由于λ＞1 极角取90°。

式中：h 为巷道高度。

通过应力公式和等效半径公式求得围岩塑性区半径公式如下：

式中：Rp为塑性区半径；C 为黏聚力；φ 为岩石内摩擦角；p1为支护阻力；

赤峪矿北一采区北翼4#底抽巷埋深为850 m，巷道宽高为4.2 m、3.3 m，内摩擦角28°，黏聚力5 MPa，岩层密度2.5 t/m3，通过公式计算得出塑性区半径为4.73 m。

2.3 钢管混凝土柱底鼓治理机理

根据挤压流动性底鼓变形机理可知，由于主动滑移区的滑移变形，引起巷道围岩产生一系列变形破坏，导致巷道底板软化破碎形成挤压流动性底鼓。因此抑制主动滑移区的滑移变形是控制挤压流动性底鼓的关键。

结合弹塑性理论分析，巷道开挖后原始地应力平衡被打破，导致应力场重新分布，进而巷道围岩形成4 个区域：破碎区、塑性区、弹性区、原岩应力区。由于塑性区深度小于底板围岩破坏深度会产生变形破坏，当钢管混凝土柱底部位于塑性区时，两端随着塑性区发生滑移，无法抑制主动滑移区的滑移变形。当钢管混凝土柱底部插入稳定岩层后，通过钢管混凝土注浆和巷道表面喷层，使浆液充填巷道围岩裂隙，从而固定钢管混凝土柱两端，形成固定支座结构。该结构在钢管混凝土柱两端产生阻滑力，抑制了主动滑移区的滑移变形，起到控制挤压流动性底鼓的效果。钢管混凝土柱支护模型如图3。

图3 钢管混凝土柱支护模型Fig.3 Concrete filled steel tube column support model

钢管混凝土柱因强度高、刚度大、抗弯性能好等优点，在大型土木工程中得到广泛使用，并取得了良好的控制效果。因此，将钢管混凝土柱结构应用于巷道底鼓治理。钢管混凝土柱如图4，钢管混凝土柱由岩层钻孔、钢管、注浆材料、密封材料以及方形托盘组成。

图4 钢管混凝土柱Fig.4 Steel tube concrete column

3 巷道底板钢管混凝土柱支护数值模拟

3.1 钢管混凝土柱数值模型与方案

以赤峪煤矿北一采区北冀4#底抽巷所在岩层与顶底板赋存情况为研究背景，建立数值模型。模型尺寸长×厚×高=50 m×25 m×60 m，采用Mohr-Coulmb 准则，模型限制水平位移，底部约束纵向位移，顶部为自由端，在模型顶部施加21.25 MPa 垂直荷载，模拟上覆岩层自重应力，x 轴侧压系数λ=1.3，y 轴侧压系数λ=0.6。数值模型如图5，煤岩层力学参数见表1。

图5 数值模型Fig.5 Numerical model

表1 煤岩层力学参数Table 1 Mechanical parameters of coal strata

支护结构中，锚杆、锚索模拟采用Cable 结构单元，钢管混凝土柱因强度高、刚度大的特点，采用Plie 结构单元模拟。巷道支护模型如图6。

图6 支护模型Fig.6 Support model

根据理论计算结果塑性区半径Rp=4.73 m，结合现场实际情况，模拟钢管混凝土柱支护长度为5、6、7 m，数值模型设计了3 大类共8 种模拟方案。

1）钢管混凝土柱倾角和排距一定，底板无钢管混凝土柱、5 m 钢管混凝土柱、6 m 钢管混凝土柱、7 m 钢管混凝土柱支护。

2）钢管混凝土柱长度和排距一定，底板钢管混凝土柱采用10°、30°、45°倾角支护。

3）钢管混凝土柱长度和倾角一定，底板钢管混凝土柱采用0.8、1.0、1.2 m 排距支护。

3.2 钢管混凝土柱不同支护参数下巷道底鼓量

通过提取布置在巷道底板中监测点的数据，得到的钢管混凝土柱不同支护参数下巷道底板位移曲线如图7。

图7 钢管混凝土柱不同支护参数下巷道底鼓量Fig.7 Floor heave volume of roadway under different supporting parameters of concrete-filled steel tube columns

当钢管混凝土柱倾角和排距一定时，底板无钢管混凝土柱支护的最大底鼓量为805 mm，与原巷道底鼓量接近，巷道断面收缩严重；底板采用5 m 钢管混凝土柱支护的最大底鼓量为486 mm，较无钢管混凝土柱支护时，最大底鼓量减少39.6%；底板采用6 m 钢管混凝土柱支护的最大底鼓量为263 mm，钢管混凝土柱两侧底板基本无变形，较无钢管混凝土柱支护时，最大底鼓量减少67.3%；底板采用7 m 钢管混凝土柱支护的最大底鼓量为237 mm，相比6 m钢管混凝土柱支护时最大底鼓量仅有小幅度减小。根据钢管混凝土柱不同支护长度模拟结果分析，当钢管混凝土柱倾角和排距一定时，巷道底鼓量随着钢管混凝土柱支护长度的增大而减小，钢管混凝土柱最优支护长度为6 m。

当钢管混凝土柱长度和排距一定时，底板钢管混凝土柱采用45°倾角支护的最大底鼓量为263 mm，巷道断面有明显变形；当采用30°倾角支护时，最大底鼓量为205 mm，较钢管混凝土柱45°倾角支护时，最大底鼓量减小22%；当采用10°倾角支护时，最大底鼓量为224 mm，相比于钢管混凝土柱30°倾角支护时，最大底鼓量有小幅度上升。通过钢管混凝土柱不同支护倾角模拟结果可知，当钢管混凝土柱长度和排距一定时，改变钢管混凝土柱支护倾角对巷道底鼓治理有一定影响，其钢管混凝土柱最优支护倾角为30°。

当钢管混凝土柱长度和倾角一定时，底板钢管混凝土柱采用1.6 m 排距支护的最大底鼓量为205 mm；当采用1.2 m 排距支护时，最大底鼓量为181 mm，较钢管混凝土柱1.6 m 排距支护时，最大底鼓量减小11.7%，巷道底板变形范围进一步缩小；当采用0.8 m 排距支护时，最大底鼓量为143 mm，相对于钢管混凝土柱1.2 m 排距支护时，最大底鼓量有小幅度减小。根据不同支护排距模拟结果可知，当底板钢管混凝土柱长度和倾角一定时，巷道底鼓量随着钢管混凝土柱支护排距的减小而减小，综合分析后钢管混凝土柱最优支护排距为1.2 m。

综合分析可知，当钢管混凝土柱支护长度为6 m、倾角为30°、排距1.2 m 时，底板围岩位移曲线趋于平缓，监测点的最大位移量控制在200 mm 以内，巷道底鼓得到了有效控制。

3.3 不同钢管混凝土柱支护参数下巷道围岩塑性区

底板不同钢管混凝土柱支护参数下围岩塑性区分布如图8。

图8 钢管混凝土柱不同支护参数下围岩塑性区分布Fig.8 Distribution of plastic zone of surrounding rock under different supporting parameters of concrete-filled steel tube columns

当底板无钢管混凝土柱支护时，顶帮围岩发生剪切破坏，并在两帮处有持续破坏的趋势，底板浅部围岩发生拉剪复合破坏、深部围岩发生剪切破坏，巷道围岩最大破坏深度达到4.82 m；当底板采用5 m 钢管混凝土柱支护时，底板围岩较大区域发生拉剪复合破坏，局部发生剪切破坏，两帮主要发生剪切破坏，由于底板采用钢管混凝土柱支护，巷道围岩破坏面积明显减小，最大破坏深度3.07 m；当采用6 m 钢管混凝土柱支护时，底板围岩由拉剪复合破坏转为剪切破坏，顶帮围岩主要发生剪切破坏，由于钢管混凝土柱支护长度的增加，围岩应力状态得到改善，巷道围岩破坏面积进一步减小；当采用7 m 钢管混凝土柱支护时，底板围岩发生拉剪复合破坏，两帮和底板发生剪切破坏，巷道围岩破坏面积有较小幅度减小。随着底板钢管混凝土柱支护长度的增长，巷道围岩破坏面积减小一定值后，受钢管混凝土柱支护长度的影响减小。同时，由图8可知，当底板钢管混凝土柱支护长度和排距一定时，钢管混凝土柱30°倾角支护的巷道围岩破坏面积最小。另外，当底板钢管混凝土柱支护长度和支护倾角一定时，巷道围岩破坏面积在一定值内随着钢管混凝土柱支护排距的减小而减小。试验结果表明，钢管混凝土柱支护长度、倾角、排距对巷道围岩破坏面积均有一定影响，其中钢管混凝土柱支护长度对巷道破坏面积的影响最大。

3.4 巷道围岩应力对比分析

巷道原支护方案与最优钢管混凝土柱支护方案的垂直应力分布情况如图9。

在图9（a）中，巷道浅部围岩应力释放严重，岩体发生破坏，导致浅部围岩承载力下降，应力集中向深部围岩转移，最终导致巷道浅部围岩大面积应力松弛。如图9（b），与原支护方案相比，在钢管混凝土柱支护条件下巷道围岩应力释放仅发生在顶底板中部较小区域内，围岩应力分布变化不明显，巷道浅部围岩应力松弛的情况得到明显改善。根据模拟结果可知，在钢管混凝土柱支护方案中，钢管混凝土柱深部注浆与锚杆浅部注浆相结合，有效抑制了主动滑移区的滑移变形，改善了围岩的应力状态，显著增强了浅部围岩的完整性，使挤压破碎岩体成为巷道的支护体，巷道的围岩变形得到有效控制。

图9 巷道不同支护方式垂直应力对比分析Fig.9 Comparison and analysis of vertical stress of different roadway support methods

4 工程案例

现场对赤峪煤矿北一采区北冀4#底抽巷702号钻孔以西30～60 m 的区域实施钢管混凝土柱支护。新支护方案中顶帮围岩支护参数保持不变，底板每排布置2 根规格为外径160 mm、内径10 mm、壁厚10 mm、屈服强度300 MPa、长6 000 mm 的钢管混凝土柱，间排距2 800 mm×1 200 mm。通过向巷道底板插入钢管混凝土柱增强底板围岩的阻滑力，从而减少底板围岩挤压滑移产生的底鼓现象。

为验证新支护方案的的支护效果，对实施钢管混凝土柱支护区域的巷道进行监侧。巷道围岩变形监测结果如图10。

图10 巷道围岩变形Fig.10 Deformation of surrounding rock of roadway

巷道变形过程分为2 个阶段。

1）变形期。由于巷道围岩应力重新分布，40 d内巷道围岩变形量大幅度增长。

2）稳定期。40 d 后，围岩变形基本趋于稳定，顶板最大下沉量为72 mm，底板最大底鼓量176 mm，两帮收敛量158 mm。

监测结果表明：巷道断面变形量在合理范围内，钢管混凝土柱治理底鼓技术能有效控制挤压流动性底鼓。

5 结 语

1）赤峪煤矿北一采区北翼4#底抽巷是典型的深部软岩巷道。试验结果表明：高地应力、地下水、岩体强度低等是导致巷道底板发生挤压流动性底鼓的主要原因。

2）以赤峪煤矿北一采区北翼4#底抽巷为研究背景，利用FLAC3D建立详细的数值模型，通过塑性区理论和滑移线理论等方法，分析了深部软岩巷道在不同钢管混凝土柱支护参数下巷道围岩变形破坏特征、应力变化演化规律以及钢管混凝土柱底鼓治理机理，并确定钢管混凝土柱支护长度6 m、倾角30°、排距1.2 m 时，最为经济可行。

3）由于底板围岩强度低，受水平应力和上覆岩层自重应力的影响，底板深部围岩向浅部围岩挤压，导致底板浅部围岩岩体达到承受极限值发生破碎，最终形成挤压流动性底鼓。

4）提出了巷道底板钢管混凝土柱底鼓治理技术，以增强底板围岩支护强度，抑制底板围岩的滑移，防治地下水的渗透。试验结果验证了该支护方案能有效治理挤压流动性底鼓，为深部软岩巷道地底鼓治理提供了有益参考。