断层附近高应力巷道围岩变形机理及控制技术

2022-04-22谢志红常庆粮孙志猛

煤矿安全 2022年4期

谢志红，常庆粮，孙志猛

（1.淄博矿业集团有限责任公司邵寨煤业，甘肃平凉 272000；2.中国矿业大学深部煤炭资源开采教育部重点实验室，江苏徐州 221116；3.中国矿业大学矿业工程学院，江苏徐州 221116；4.靖远煤电有限责任公司红会第一煤矿，甘肃白银 273000）

我国一些煤矿经过多年开采后，已进入矿井生命周期的中后阶段，矿井赋存条件简单的采区基本回采结束，剩余采区多为地质构造影响强烈的采区，其煤层赋存条件复杂、断层等地质构造发育。当回采工作面周围存在已有采空区时，工作面回采巷道将始终处于采空区侧向支承压力的强烈影响范围内，在地质构造和邻近工作面固定支承压力的叠加影响下，在本工作面尚未开采时回采巷道将发生较大围岩变形，巷道将受到多次扰动产生的次生高应力的长时作用，导致回采巷道出现强烈变形。王其洲等[1]针对断层构造带的高应力软岩巷道变形破坏严重的问题，以深部开采地质条件下泉店煤矿为典型案例，提出了新型稳定型高强围岩控制方案，此方案通过带梁锚索结构补偿高强锚网支护承载结构，使得支护承载结构的结构稳定性和承载能力得到明显提高；宋卫华、李俊生、陈启永等[2-4]运用动载应力波理论和岩体超低摩擦效应理论对动载荷对断层破碎带的作用进行了研究，并对工作面回采中的正断层上盘正应力和矿山压力之间的相互作用关系进行分析；贾志明等[5]针对河南红岭煤矿高应力软岩轨道下山巷道围岩变形破坏严重的问题，根据松动圈理论和耦合支护理论，提出“锚杆锚索+U 型钢可缩性支架+锚注”耦合支护技术方案；王俊良[6]为了分析粉砂岩与泥岩浸水软化作用下，过导水断层破碎带时软岩巷道围岩变形严重的问题，通过FLAC3D数值模拟对巷道过断层时的应力、变形以及破坏特征进行研究，并提出了“深孔超前帷幕注浆堵水+超前小导管局部注浆+锚带网索梁”联合支护技术；李跃文、万首强等[7-8]根据耦合非对称支护理论和“强弱强”支护结构产生的机理，依据典型矿区实际，提出了“卸压钻孔+薄弱部位补强支护”技术方案；曹明、谢小平、吕小波等[9-13]提出了通过围岩注浆，顶帮部棚索协同支护增加结构稳定性，提高其承载能力，底板锚网索支护控制底鼓。

虽然我国学者对复杂地质条件下高应力回采巷道围岩控制技术进行了大量研究[14-18]，但对于断层附近高应力回采巷道的高强度、高刚度和非对称特性的新型锚网支护技术的研究比较少。为此，开展该类型课题的研究，尤其是有关断层附近多扰次生高应力巷道的支护技术研究，实现此类巷道低成本、高效用的目标，具有重要的现实意义。

1 工程概况

许厂煤矿是山东能源淄博矿业集团的主力生产矿井之一，位于济宁城区东北部，于1998 年建成投产，矿井设计生产能力320 万t/a，主采3#煤层，其平均厚度为4 m。目前，许厂煤矿已进入矿井生命周期的中后阶段，赋存条件简单的采区基本回采结束，剩余采区多为地质构造影响强烈的采区，其煤层赋存条件复杂、断层等地质构造发育。3318 工作面位于黄桥东断层和黄桥断层之间，工作面长度随两断层间距变化而变化，即工作面长度由初始开采时的128 m 左右，逐渐减小为开采末期的40 m 左右。3318 工作面运输巷北侧为3302上工作面采空区，水平距离约为60 m，两工作面之间为黄桥东断层。3318 工作面布置如图1。

图1 3318 工作面布置示意图Fig.1 Schematic diagram of 3318 working face layout

3318 运输巷设计长度约为1 030 m，服务年限为2 年，巷道布置在3下煤层中，沿煤层底板掘进。巷道掘进范围内相对地面标高在+40 m 左右，地下标高在-320 m 左右，巷道最大埋深约为360 m。3318 工作面运输巷采用矩形断面，巷道净断面面积为14.88 m2，净宽度4 800 mm，净高度3 100 mm。3下煤层直接顶为中粒砂岩，厚度在7.80～9.15 m 之间，平均为8.98 m；基本顶为粉砂岩，厚度在1.60～9.97 m 之间，平均为8.36 m；直接底为泥岩，厚度在0～2.8 m 之间，平均为0.52 m；基本底为粉砂岩，厚度在0～2.75 m 之间，平均1.54 m。

3318 工作面区域构造类型复杂，断层构造尤为发育，区域内分布了7 条大倾角、高落差的正断层：孙氏店支2 断层、黄桥断层、黄桥东断层、DF44、DF45、DF46、DF48，断层倾角在64°～75°之间，落差最大达到165 m。断层构造不仅改变了3下煤层分布特征，而且对3318 工作面回采巷道的掘进和服务期间的稳定性产生显著影响。其中，对3318 工作面运输巷而言，倾角70°、落差为22 m 以上的黄桥断层构造对其影响最为强烈；此外，运输巷掘进过程中将穿过DF44和DF48断层。因此，巷道受到上述3 条断层的较大影响，黄桥东断层、DF44和DF48断层均为拉剪破坏为主的正断层，造成运输巷围岩宏观裂隙极为发育，且为松散状。

2 原巷道支护方案及失稳特征

2.1 原巷道支护方案

3318 工作面运输巷采用矩形断面，掘进断面面积为16 m2，掘进宽度为5 000 mm，高度为3 200 mm；巷道净断面面积为14.88 m2，净宽度4 800 mm，净高度3 100 mm。其具体支护参数如下：两帮采用规格为ϕ18 mm×L2 400 mm 的20MnSi 高强度全螺纹钢锚杆，间排距为800 mm×800 mm，右帮每隔2 排锚杆排布置1 排锚索；顶板每排均布置5 条钢绞线，每隔1 排ϕ21.6 mm×L7 000 mm 的锚索排打设1 排ϕ17.8 mm×4 000 mm 的锚索排，靠帮的钢绞线打设角度与顶板垂直方向成15°分别向两帮倾斜布置，其余钢绞线垂直顶板打设，锚索间排距为1 000 mm×800 mm。右帮每隔2 排锚杆排布置1 排锚索排，采用规格为ϕ17.8 mm×L4 000 mm 的低松弛预应力左旋钢绞线，布置在钢带的第1、第3、第4 孔内，间排距为1 600 mm×800 mm，上、下部钢绞线与巷帮垂直方向呈15°夹角分别向顶、底板方向倾斜布置，其余钢绞线垂直巷帮布置。锚索涨紧后，帮第1、第3 孔处锚索外露部分需分股掰弯约90°。3318运输巷原有支护示意图如图2。

图2 3318 运输巷原有支护示意图Fig.2 Schematic diagram of original support of 3318 transportation roadway

2.2 原巷道失稳特征

矿井现阶段主产工作面周围多为已有采空区，其中，3318 工作面与邻近的3302 工作面采空区水平距离仅为60 m，工作面巷道始终处于采空区侧向支承压力的强烈影响范围内，在地质构造和邻近工作面固定支承压力的叠加影响下，在本工作面尚未开采时巷道就已多次修复，始终受到多次扰动产生的次生高应力长时作用；当本工作面开采后，超前本工作面100 m 范围内的回采巷道均出现强烈变形。3318 工作面运输巷变形现场如图3。

图3 3318 工作面运输巷变形现场Fig.3 Deformation of transportation roadway at 3318 working face

3318 工作面运输巷变形特征主要表现为：①巷道顶板整体下沉，并伴有褶皱形变形，巷道强烈底鼓，最大变形量达到800 mm 以上，底板可见明显变形缝，且底鼓变形出现一定非对称特征，即底鼓变形量最大位置靠近本工作面一侧；②两帮强烈内突收敛，且靠近采空区一侧帮部整体内移大于工作面一侧帮部，出现显著非对称变形特征。

根据现场对3318 工作面运输巷开口位置以及巷道整体变形特征的观测结果分析，3318 工作面运输巷采用原有支护方案后，在静压作用下已经出现了较为显著的矿压显现特征，在工作面回采过程中，该巷道将经受煤柱支承压力和超前支承压力的叠加作用，出现更为强烈的矿压显现特征。3318 工作面运输巷其围岩复杂高应力由断层构造应力、邻近采空区侧向支承压力和强烈采动超前支承压力等扰动次生应力叠加构成，进而导致回采巷道出现顶板整体下沉、两帮强烈内移和显著底鼓的变形特征，回采巷道的强烈变形将会严重制约3318 工作面的安全高效回采。

3 断层附近巷道围岩应力分布规律

3.1 数值分析模型

为了探讨3318 工作面运输巷在断层构造和邻近采空区侧向支承压力叠加作用下的围岩稳定性规律，采用FLAC3D软件[19-20]进行数值模拟分析。构建模型尺寸长×宽×高为300 m×200 m×200 m，数值计算模型如图4。

图4 数值计算模型Fig.4 Numerical calculation model

模型中3318 工作面及其回采巷道位于模型中间部位，运输巷与断层水平距离20 m，与邻近采空区边缘水平距离60 m；邻近工作面采用半无限开采方式建模，即邻近采空区位于模型左边界位置。模型中网格应力和变形迭代采用莫尔库伦强度准则，即破坏面剪应力准则。模型前后左右4 个边界为支承边界条件，底边界为固定边界条件，上边界为应力边界条件，并在上部施加6.5 MPa 的均布载荷，模拟模型上覆260 m 厚的岩层自重。模型内部采用interface 命令模拟断层，其断层接触面力学参数为剪切刚度200 GPa、法向刚度200 GPa、内摩擦角15°、黏聚力0.4 MPa，同时开启滑动模式。为了分析断层构造和邻近采空区侧向支承压力对巷道位置原岩应力的影响，在3318 工作面运输巷断面中心位置设置监测点，实时监测扰动次生应力场的演化规律。

3.2 数值模拟结果

断层构造是影响煤层开采的重要地质因素，在其附近岩体的完整性受到强烈影响，加速岩体内部微观结构面发展，同时贯通宏观裂隙。尤其是“上盘下移、下盘上移”的正断层，主要受拉力和重力作用，在断层接触面形成拉剪应力。对于以岩石为代表的脆性材料，其抗拉强度极低，从而加速岩石产生大量拉剪破坏，因此，正断层多出现于张裂性板块边界。对于3318 工作面运输巷，其受到近区正断层影响严重，凸显正断层区域应力分布特征，即断层附近岩体应力出现小幅降低，并在断层接触面产生应力间断现象，断层影响条件下岩体最大主应力分布规律如图5。其中，模型同一水平面内断层上下盘接触面最大主应力存在0.5 MPa 应力差，并在断层上底部出现集中应力，而在下盘底部出现应力降低现象，由此也表明了正断层对巷道附近岩层应力影响规律。

图5 断层影响条件下岩体最大主应力分布规律Fig.5 Distribution of maximum principal stress in rock mass under the influence of faults

待断层构造和邻近工作面采空区侧向支承压力逐渐稳定后，在数值模型中开挖巷道，分析其围岩应力分布规律。侧向支承压力条件下近断层巷道围岩应力分布特征如图6，3318 工作面运输巷顶底板岩层竖直应力显著降低，其中顶板应力降低范围为2.4 m 左右，底板应力降低范围为2.6 m。在巷道两帮均出现竖直应力集中现象，其中，左帮集中应力峰值距离巷道围岩表面4 m 位置，其峰值为14.9 MPa，其集中应力扰动范围与断层区域集中应力范围贯通。由于断层附近集中应力的主要影响因素为邻近3302 工作面采空区侧向支承压力，因此，3318工作面运输巷左帮围岩受到保护煤柱支承压力的强烈影响，促使其应力集中系数达到1.7。此外，巷道右帮竖直应力峰值距离巷道围岩表面3.2 m，集中应力峰值为14.6，应力集中系数达到1.66，并且右帮围岩竖直方向集中应力分布范围与左帮相比较小。

图6 侧向支承压力条件下近断层巷道围岩应力分布特征Fig.6 Stress distribution characteristics of surrounding rock of roadway near fault under lateral abutment pressure

3318 工作面回风平巷开挖后其围岩竖直应力分布规律如图7。由于该巷道与运输巷均为3318 工作面回采巷道，巷道围岩性质及内部结构面特征较为近似，同时回风平巷远离3302 工作面采空区侧向支承压力和断层构造的影响，因此，3318 工作面回风平巷围岩应力分布规律可以定性代表运输巷在未受邻近采空区侧向支承压力和断层构造影响下的围岩应力分布规律。

由图7 可知，巷道顶板和底板应力降低范围分别为3.4 m 和2.6 m；左帮集中应力峰值为11.1 MPa，距离巷道围岩表面4.2 m；右帮集中应力峰值为11.4 MPa，距离巷道围岩表面3.8 m，左右两帮围岩应力近似对称分布。在邻近采空区侧向支承压力和断层构造叠加影响下，巷道顶板围岩应力降低范围减小1 m 左右，而两帮围岩集中应力峰值与巷道表面距离减小0.2～0.6 m；同时，两帮围岩集中应力峰值均由11 MPa 左右增加14.6 MPa 以上。由此表明，邻近采空区侧向支承压力影响范围达到80 m以上，虽然存在张性正断层，且断层附近存在应力间断，但是高支承压力仍然促使3318 工作面运输巷围岩应力显著增加，集中应力峰值向巷道围岩表面偏移，促使运输巷表面节理化岩体产生强烈变形；此外，巷道两帮围岩应力分布规律由显著对称性逐渐转变为非对称特性，即靠近断层的左帮围岩承受较高的集中应力，且集中应力扰动范围较大。上述分析从应力分布角度，较好地解释了3318 工作面运输巷非对称变形特征的原因。

图7 3318 工作面回风平巷竖直应力分布规律Fig.7 Vertical stress distribution law of return air roadway on 3318 working face

4 巷道支护参数优化设计

在3318 工作面回采过程中，运输巷处于多次扰动后产生的次生高应力场中，属于典型的复杂高应力巷道。因此，针对运输巷围岩应力环境和围岩条件，基于许厂煤矿复杂高应力巷道锚网支护参数进阶优化思路及最优指导参数，提出适合于许厂煤矿3318 工作面运输巷的具有高强度、高刚度和非对称特性的新型锚网支护技术方案。该技术方案将3318工作面A 和B 2 种支护断面相间布置，排距800 mm，3318 运输巷优化后支护如图8。

图8 3318 运输巷优化后支护示意图Fig.8 Schematic diagrams of optimized support of 3318 transportation roadway

1）断面A 支护参数。巷道帮部采用ϕ18 mm×2 400 mm 的20MnSi 高强度全螺纹钢锚杆，间距均为850 mm，分别采用1 支CK2350（端部）和1 支K2350树脂锚固剂进行加长锚固；同时，采用规格为2 800 mm×80 mm 的异型钢带连接断面A 内相邻锚杆。顶板锚索采用ϕ21.6 mm×7 000 mm 的1860 钢绞线支护，间距1 000 mm，分别采用1 支CK2350（端部）和2 支K2350 树脂锚固剂进行加长锚固。同时，采用规格为4 600 mm×280 mm×3 mm 的W 型钢带连接断面A 内相邻锚索。

2）断面B 支护参数。顶板锚索采用ϕ17.8 mm×4 000 mm 的1860 钢绞线支护，间距1 000 mm，分别采用1 支CK2350（端部）和2 支K2350 树脂锚固剂进行加长锚固；同时，采用规格为4 600 mm×280 mm×3 mm 的W 型钢带连接断面A 内相邻锚索。工作面一侧帮部采用锚杆、锚索联合布置方式，间距为850 mm。其中，帮顶和帮底外扎布置ϕ18 mm×2 400 mm 的20MnSi 高强度全螺纹钢锚杆支护。帮中采用ϕ17.8 mm×4 000 mm 的1860 钢绞线支护。锚杆采用1 支CK2350（端部）和1 支K2350 树脂锚固剂进行加长锚固；锚索采用1 支CK2350（端部）和2 支K2350 树脂锚固剂进行加长锚固；同时，采用规格为2 800 mm×80 mm 的异型钢带连接断面A 内相邻的锚杆和锚索。断层一侧帮部采用ϕ18 mm×2 400 mm的20MnSi 高强度全螺纹钢锚杆，间距均为850 mm。分别采用1 支CK2350（端部）和1 支K2350 树脂锚固剂进行加长锚固。同时，采用规格为2 800 mm×80 mm 的异型钢带连接断面A 内相邻锚杆。

3）断层一侧帮部加强支护参数。“五花”布置ϕ17.8 mm×4 000 mm 的1860 钢绞线，间距均为1 700 mm，排距1 600 mm。采用1 支CK2350（端部）和2支K2350 树脂锚固剂进行加长锚固。同时，沿巷道轴向布置长为1 800 mm 的T 型钢带，以此连接相邻的补强锚索，并且沿巷道轴向相邻钢带之间存在搭接关系，且搭接长度100 mm，采用锚索压紧搭接部位。

锚杆均使用配套铸钢螺母施加预紧力，预紧力矩不低于300 N·m；锚杆托盘规格为120 mm×120 mm×10 mm 的弧形钢托盘；锚索均使用配套两芯锁具施加预紧力，预紧力不低于100 kN 或张拉千斤顶压力表示数不低于25 MPa。采用10#铁丝编制而成的网孔50 mm×50 mm 的菱形金属网护表，顶板金属网规格为5 200 mm×1 100 mm。两帮采用规格为2 600 mm×2 000 mm 的菱形金属网纵向搭接使用。顶网之间、帮网之间、顶帮网之间，采用单股10#铁丝按间距200 mm 联扣，相互搭接不小于100 mm。

5 现场应用效果

为了合理评价多扰次生高应力巷道高强度高刚度非对称锚网支护技术方案的围岩控制效果，在3318 工作面运输巷内设置3 组矿压观测站（图1）。1#测站为回采过程中围岩变形量观测站，2#和3#测站为掘进过程中的围岩变形量观测站。当前，3318工作面刚进入回采阶段，因此3 个测站受到强烈采动影响，其观测值均为巷道掘进期间的围岩变形量。现场观测3 个测站位置巷道表面位移量与掘进头距离之间的关系如图9。

图9 巷道表面位移变化规律Fig.9 Variation law of roadway surface displacement

根据3 个测站围岩变形量平均数据可知，巷道顶底板变形量相对较大，且在距掘进头80 m 左右时趋于稳定，顶底板最大变形量为110～120 mm；巷道两帮变形量相对较小，且在距掘进头70 m 左右时趋于稳定，两帮最大移近量为100～110 mm。测站两帮移近量中主要是断层侧巷帮发生较大内移，顶底板移近量中主要是顶板下沉。说明在多重叠加应力影响下，巷道围岩变形具有明显的非对称特征。

对比上述实测数据与原有支护条件下巷道围岩变形情况可知，采用高强度高刚度非对称锚网支护方案后，巷道围岩变形量降低了70%以上，其中顶底板相对移近量由500 mm 以上降低至120 mm 左右，两帮相对移近量由800 mm 减小至110 mm 左右。由此表明，新型支护技术能够有效控制3318 工作面运输巷围岩的强烈变形。