深埋弱胶结软岩巷道变形破坏规律与控制对策

2022-02-24潘夏辉林志斌

煤矿安全 2022年2期

黄勇，潘夏辉，林志斌

（1.山西潞安集团余吾煤业有限公司，山西长治 046013；2.河南理工大学土木工程学院，河南焦作 454000）

近年来，伴随着我国深部煤炭资源的逐步开采，深埋弱胶结软岩巷道工程实例不断增多[1-3]。然而，由于弱胶结软岩往往具有强度低，遇水泥化、崩解、膨胀等特点，故在深部“三高一扰动”环境下常常致使巷道支护结构失效，发生严重变形失稳现象，给煤矿安全生产造成巨大威胁[4-6]。因此，研究获得深埋弱胶结软岩巷道掘进过程中的变形破坏特征，进而寻求更加科学合理的围岩稳定控制对策已成为煤炭领域的1 个研究热点。

赵增辉[7]、李清[8]、付宝杰[9]以及梁冰[10]等对弱胶结软岩的水理性质进行试验研究，在一定程度上揭示了弱胶结巷道围岩的变形破坏影响因素和机理；王进学[11]、朱先龙[12]、孙振伟[13]、谭云亮[14]等通过数值模拟与现场实践相结合的方法对弱胶结软岩巷道围岩应力分布及变形破坏特征进行分析，提出了“全锚索”、“锚杆锚索耦合”、“高预紧力锚杆－围岩形变协同”等支护设计方案，为解决弱胶结软岩巷道围岩稳定控制问题奠定了良好的基础。然而，这些研究成果大多只考虑弱胶结软岩的天然强度低这一特性，忽视了弱胶结软岩因掘进破坏吸水而导致的强度进一步降低以及体积膨胀等问题；而后者往往是导致弱胶结软岩巷道变形持续扩展，支护结构失效的主要原因[2,5]。为此，以余吾煤矿南翼总回风巷工程为例，通过改变弱胶结软岩在应变软化阶段的强度以及剪胀角参数来反映弱胶结软岩在不同破坏吸水状态下的泥化以及体积膨胀特征，对巷道掘进中围岩应力、变形以及破坏时空演化规律进行数值模拟分析，在此基础上提出了“锚喷+注浆+反底拱”联合支护控制对策。研究结果对于保障深埋弱胶结软岩巷道稳定，实现矿井安全高效生产具有重要意义。

1 工程概况

余吾煤矿主采3#煤层，平均埋深以及煤厚分别为550 m 和5.25 m，其竖向自重应力以及水平构造应力约为15.1 MPa 和21.6 MPa，煤层顶底板主要为弱胶结泥岩、砂质泥岩以及裂隙高度发育的中细砂岩等。南翼总回风巷沿3#煤层底板掘进，断面形状为矩形，宽高分别为5.2 m 和4.0 m，原支护方案设计为常规锚喷支护，南翼总回风巷原支护方案图如图1。其中，巷道两帮以及顶部锚杆分别采用φ20 mm×2 200 mm 和φ22 mm×2 500 mm 的左螺纹钢锚杆，间排距设计为800 mm×800 mm；顶锚索则采用φ17.8 mm×6 300 mm 的预应力钢绞线锚索，间排距设计为2 400 mm×2 400 mm 并呈三花布置；此外，在巷顶以及两帮表面铺设2 层50 mm 厚的喷射混凝土中夹1 片100 mm×100 mm 的金属网，在巷道底部则铺设1 层200 mm 厚的混凝土地坪。

图1 南翼总回风巷原支护方案图Fig.1 Original support scheme of south main return laneway

由于巷道顶底板中细砂岩裂隙较为发育并弱含水，导致邻近弱胶结泥岩或砂质泥岩会在巷道掘进过程中因破坏而产生导水裂隙通道，发生吸水弱化及膨胀现象。最终巷道在掘进一段距离后出现大变形失稳特征，具体表现为巷道顶底板以及两帮最大收敛位移均达到1 200 mm 以上，并且出现锚杆拉断、托盘掉落、金属网剪断、网兜等破坏现象。

2 深埋弱胶结软岩巷道掘进数值模型和参数

2.1 巷道掘进数值模型

为研究南翼总回风巷在原支护方案条件下掘进过程中的变形破坏特征，进而确定合理有效的围岩稳定控制对策，根据巷道邻近钻孔地质剖面图，采用FLAC3D建立的巷道数值模型如图2。

图2 南翼总回风巷掘进数值模拟模型Fig.2 Numerical simulation model of south main return laneway excavation

南翼总回风巷掘进数值模拟模型总长度、宽度以及高度分别为65.2、48.0、48.65 m，包含281 799个节点和268 800 个单元，边界条件设置为底面固定、四周法向位移约束、顶面施加法向应力14.5 MPa，侧压力系数定为1.43。

2.2 巷道围岩计算参数设置

从所周知，岩石等脆性材料在发生破坏后，其力学强度会急剧降低，最终逐渐趋于稳定，因此可以将一定围压作用下的岩石变形破坏过程分为3 个阶段：弹性阶段、应变软化阶段以及残余阶段[15-17]。在弹性阶段，岩石的应力随着应变的增大呈线性增大至峰值点，此时岩石体积应变因压密作用而逐渐减小；在应变软化阶段，岩石的应力随着应变的增大由峰值点迅速减小至残余点，此时岩石的体积应变因剪胀作用而逐渐增大；在残余阶段，岩石应力和体积应变则随着应变的增大基本保持不变。对于弱胶结泥岩或砂质泥岩来说，由于其在弹性阶段结构性完整且渗透率很低，水对其天然力学参数影响不大；而在应变软化阶段，水会通过新生贯通裂隙进入岩体内，致使裂隙周边的黏土矿物质吸水膨胀，其应力随应变的衰减幅度明显增大，同时其体积应变也急剧增大，间接表现为剪胀角θ 的提高。为此，巷道围岩采用FLAC3D中的应变软化模型，并根据相关岩石的三轴试验以及膨胀性软岩的水力特性试验结果[18-22]，结合式（1）和式（2）选取南翼总回风巷不同岩层的物理力学参数。

式中：σ0为围压；σ′为最大主应力；c、φ 为岩石在不同阶段的黏聚力和内摩擦角；εs为最大剪应变；θ 为剪胀角；εv为体积应变。

巷道围岩的物理力学参数见表1。

表1 巷道围岩的物理力学参数Table 1 Physical and mechanical parameters of roadway surrounding rock

2.3 巷道开挖模拟方案

巷道围岩初始应力计算完毕后，开始进行巷道的开挖模拟。令巷道每次开挖进尺为3 m，整个模型共分16 次开挖完成，开挖过程中采用cable 单元模拟锚杆和锚索，采用shell 单元模拟网喷混凝土和混凝土地坪，并设置它们的力学参数。巷道支护结构的物理力学参数见表2。

表2 巷道支护结构的物理力学参数Table 2 Physical and mechanical parameters of roadway supporting structure

3 深埋弱胶结软岩巷道开挖变形破坏规律

3.1 巷道围岩应力

采用应变软化模型模拟巷道围岩时，巷道围岩的破坏范围和破坏程度与其最大最小主应力差值密切相关。为此，取模型1 处横断面围岩（图2）进行分析，得到的巷道掘进过程中它的最大最小主应力差分布曲线变化如图3。

图3 巷道掘进过程中围岩最大最小主应力差的变化曲线Fig.3 Variation curves of maximum-minimum principal stress difference of surrounding rock during roadway excavation

由图3 可知，当巷道掘进面距分析断面较远时（大于3 m），巷道的向前掘进对分析断面处围岩应力影响不大，此时，整个分析断面处围岩的最大最小主应力差值与原岩状态基本一致。当巷道掘进面距分析断面1 m 时，由于分析断面位于巷道掘进范围内的岩体应力被释放，导致高应力由巷道浅部往深部逐渐递减，进而顶板以及两帮围岩开始在浅部出现明显的应力集中现象；如应力集中值超过岩体本身的承载极限时，岩体将因塑性屈服而进入应变软化阶段，其承载力大大降低，表现为最大最小主应力差急剧降低；此时，分析断面处巷道顶板以及两帮的最大最小主应力差最大值分别为19.7 MPa 和15.5 MPa，出现在距巷道表面约1.4 m 和1.3 m 的位置。随着巷道的继续掘进，分析断面处巷道围岩应力释放率将逐渐增大并最终趋于稳定，导致其最大最小主应力差集中位置逐渐往深处移动；同时巷道浅部围岩破坏程度将不断增大而进入残余阶段，表现为最大最小主应力差值逐渐下降并最终保持为定值。

由图3 还可知，当巷道掘进面超过分析断面8、17、26 m 时，分析断面处巷道顶板围岩最大集中应力25.2 MPa 将分别出现在距巷表约5.8、8.8、9.8 m的位置，而巷道两帮最大集中应力13.1 MPa 则分别出现在距巷表约3.8、6.7、8.3 m 的位置。由此可见，如未有效支护，则弱胶结软岩巷道围岩破坏范围将随着巷道的向前掘进而在应力调整过程中不断扩大，最终必然导致已有支护结构因锚杆索锚固力降低而失效，发生失稳事故。

3.2 巷道围岩位移

随着巷道的向前掘进，巷道顶底板以及两帮围岩最大径向位移沿掘进方向的分布曲线如图4。断面处巷表径向位移随掘进面的变化曲线如图5。

图4 巷道掘进过程中围岩巷表的径向位移分布曲线Fig.4 Radial displacement distribution curves of roadway surface during roadway excavation

图5 分析断面处巷表径向位移随掘进面的变化曲线Fig.5 Variation curves of roadway surface radial displacement with excavation distance at analysis section

由图4 可知，不同掘进距离下，沿着掘进方向，巷道顶底板及两帮围岩径向位移均大致呈“S 型”曲线分布：位于掘进面前方的围岩径向位移基本为0；位于掘进面后方一定范围内（顶板约24 m、底板约18 m、两帮约24 m）的围岩径向位移则与其距掘进面的距离呈近似线性增长关系；当超出这个范围时，围岩径向位移就基本保持不变，此时巷道顶板、底板及两帮巷道围岩表面最大径向位移分别为734.2、490.3、549.6 mm，与实际工程监测值十分接近。

由图5 可知，虽然随着巷道不断向前掘进，巷道围岩表面径向位移最终都能保持稳定，但因其达到稳定的时间持续较长且最终值很大，因此易导致巷道浅部围岩发生松动脱落而增大对支护结构作用力，造成支护结构局部破坏或整体失效。

3.3 巷道分区破坏特征

采用应变软化模型模拟巷道围岩时，可利用当前围岩的塑性应变大小来判断围岩目前所处的破坏状态，即，当塑性应变为0 时，围岩处于弹性状态；当塑性应变小于残余阶段临界塑性应变时，围岩处于塑性屈服状态；当塑性应变大于残余阶段临界塑性应变时，围岩处于松动状态。据此，得到的不同巷道推进距离下分析断面处围岩的分区破坏特征如图6（红色为松动区，蓝色为塑性区，黄色为弹性区）。

图6 巷道掘进面过程中围岩“三区”分布图（单位：m）Fig.6 Distribution diagrams for“three zones”of surrounding rock during roadway excavation

当巷道掘进面距分析断面3 m 以上时，巷道的掘进对分析断面位置围岩破坏特征影响不大，此时，分析断面位置围岩均处在弹性区内。当巷道掘进面邻近分析断面时（图6（a）），分析断面位置围岩开始出现明显的分区破坏特征，其在巷道掘进范围内的所有岩体均进入松动区，而巷道顶板2.2 m、底板2.3 m 以及两帮4.2 m 范围内岩体则发生应变软化，进入塑性屈服区，其余位置岩体则为弹性区。当巷道通过分析断面时（图6（b）），分析断面位置巷道顶底板开始有部分岩体进入松动区，并且巷道顶板、底板以及两帮的塑性区深度将分别达到3.7、4.3、6.4 m。当巷道掘进面超过分析断面5 m 时（图6（c）），巷道顶板以及底板的松动区深度将分别达到3.7 m和2.3 m，并且巷道两帮1.7 m 范围内岩体也由塑性区转入松动区；此时，巷道顶板、底板以及两帮的塑性区深度将分别达到5.1、5.3、7.1 m。随着巷道掘进面逐渐远离分析断面（图6（d）～6（f）），分析断面位置围岩松动区以及塑性区深度将持续扩展，并在巷道掘进面超过分析断面20 m 之后大体保持稳定，此时，巷道顶板、底板以及两帮的松动区深度将分别增至5.6、2.8、3.0 m，而塑性区深度则扩展至9.5、8.8、13.7 m。因此可知，原有支护方案并不能有效地抑制深埋弱胶结软岩巷道围岩的塑性扩展，由此导致巷道围岩破坏程度随巷道向前推进而愈加严重，最终松动失稳。

4 深埋弱胶结软岩巷道围岩控制对策

由上述数值模拟结果可知，在原有支护条件下，南翼总回风巷围岩变形和塑性区都将随着巷道的向前推进而持续扩展，最终巷道围岩将因松动范围过大而丧失稳定。究其原因，不仅仅在于顶底板泥岩或砂质泥岩的遇水软化和膨胀，而且还与巷道周边围岩存在的巨大地应力密切相关，此外，3#煤层内部高度发育的裂隙也进一步加剧了巷道两帮煤体的变形破坏。为此，针对南翼总回风巷的地质条件特征，对原支护方案进行改进，得到“锚喷+注浆+反底拱”联合支护控制对策如图7。其中，巷道顶底板锚杆均采用φ20 mm×2 500 mm 的注浆锚杆，但顶锚杆以及帮锚杆的间排距则分别设计为900 mm×800 mm 和800 mm×800 mm；顶锚索采用φ22 mm×8 000 mm新型中空注浆锚索，间排距设计为1 800 mm×1 600 mm；帮锚索采用φ17.8 mm×8 000 mm 预应力钢绞线锚索，间排距设计为2 000 mm×1 600 mm；巷道底部则超挖形成拱高800 mm 的反底拱并回填C25 素混凝土，同时在巷道左右两侧底脚处分别布置2 根φ32 mm×3 000 mm、间排距为800 mm×800 mm 的注浆钢管。注浆材料为含堵水材料马丽散的水泥浆，注浆压力为1.0～3.0 MPa。改进后深埋弱胶结软岩巷道的支护结构模拟效果如图8。

图7 深埋弱胶结软岩巷道改进支护方案Fig.7 Improved support scheme of deep buried weakly cemented soft rock roadway

图8 深埋弱胶结软岩巷道改进支护方案模拟效果图Fig.8 Simulation results of improved support scheme for deep buried weakly cemented soft rock roadway

此外，为反映注浆加固作用，根据围岩孔隙率s以及注浆材料力学参数k 对注浆范围内围岩力学参数f 进行增强，如式（3）。

式中：f′为加固后围岩的力学参数值。

支护方案改进后，巷道向前掘进45 m 时围岩表面的径向位移分布曲线如图9。当巷道开挖完成后，分析断面处巷道围岩塑性区分布如图10。

图10 “锚喷+注浆+反底拱”联合支护条件下围岩“三区”分布图（单位：m）Fig.10 Distribution diagram for surrounding rock“three zones”under combined support of“bolt-shotcrete +grouting + inverted arch”（unit:m）

由图9 可以看出，采用“锚喷+注浆+反底拱”联合支护控制对策后，巷道顶板以及两帮围岩径向位移将在巷道向前推进9 m 后就基本保持为44.1 mm和48.3 mm，巷道底板围岩隆起则因反底拱回填作用有一定滞后，但也仍会在巷道向前推进27 m 后保持稳定值29.1 mm。对比图4 和图5 可知，改进支护后深埋弱胶结软岩巷道围岩径向位移不仅要比原支护方案条件下小91%～94%，而且其达到稳定的时间也大大缩短，说明“锚喷+注浆+反底拱”联合支护控制对策能够有效抑制深埋弱胶结软岩巷道围岩的位移持续扩展，有利于巷道的安全稳定控制。

图9 “锚喷+注浆+反底拱”联合支护条件下围岩表面径向位移变化曲线Fig.9 The variation curves of roadway surface radial displacement under the combined support of“bolt-shotcrete + grouting + inverted arch”

由图10 可知，采用“锚喷+注浆+反底拱”联合支护控制对策后，巷道顶底板以及两帮基本都不会产生明显的松动区，而且其塑性区深度也将分别减小至2.7、2.3、3.6 m，比原支护方案条件下分别减小了71.6%、73.9%和73.7%。这说明本研究针对深埋弱胶结软岩巷道采用的“锚喷+注浆+反底拱”联合支护方案能够有效降低巷道围岩的破坏范围和破坏程度，使弱胶结巷道围岩与支护结构形成1 个有效的承载体系，保证巷道的掘进和使用安全。