不同侧压系数下矩形巷道逐步开挖的稳定性分析

2022-05-23栗东平冯瑞广

煤矿安全 2022年5期

栗东平，冯瑞广

（1.河北工程大学土木工程学院，河北邯郸 056038；2.河北工程大学计算力学与工程应用研究中心，河北邯郸 056038）

深部煤层处于高地应力、高地温、高孔隙水压力的地质环境。因为对深部巷道围岩的力学特性认识不够充分，不能制定合理的巷道围岩支护措施，导致层裂、岩爆、设备损坏和生产受阻等问题频频发生[1-4]。目前，许多学者对深部巷道围岩的稳定性进行了大量的研究。如：郭建卿等[5]通过FLAC3D软件建模分析侧压力系数对巷道变形及周边应力分布的影响规律；林志斌等[6]基于深埋圆形巷道工程的研究，得出了岩体总裂纹数与侧压力系数呈抛物线关系；范磊等[7]基于Mohr-Coulomb 和Drucker-Prager 强度准则，并采用数值模拟软件分析得出：随着侧压力系数的变化，围岩应力的分布状态基本不变；龙翼等[8]采用试验与数值模拟相结合的方法，对不同地应力场下爆破扰动诱发巷道破裂现象进行研究，得出了地应力场控制围岩破坏特征，爆破扰动加剧围岩破坏速度的结论；董春亮等[9]、王新丰等[10-11]基于数值模拟、层次分析及相似模拟试验等方法，得出了深部开挖巷道围岩变形破坏特征；王学滨等[12-14]基于三维非均质模型对巷道围岩进行研究，得出不同轴压比、内摩擦角对分区破裂化的影响规律；Chen 等[15]、Wei等[16]根据现场实测资料建立颗粒流模型，研究了侧压力对巷道围岩稳定性的影响规律及围岩的变形损伤特征和机理；Yu 等[17]、Meng 等[18]通过数值模拟，研究了深部巷道的应力、位移、和塑性区分布的演化规律。上述研究成果表明，深部岩体地应力场对巷道围岩的破坏特征的研究，有助于煤层深部开采围岩稳定性分析及安全控制措施的提出。巷道开挖扰动是围岩变形和破坏的主要因素，目前对巷道逐步开挖和不同侧压力对围岩稳定性的研究较少，巷道逐步开挖对围岩稳定性的影响机理有待于进一步研究。为此，根据某矿实际资料建立数值模型，采用快速应力边界法建立初始应力场[19]，之后进行巷道逐步开挖分析，并与相似模拟试验[20]结果进行对比分析，验证数值模型的可行性；最后通过修改模型的侧压力系数，对不同侧压系数下巷道逐步开挖塑性区和主应力差的演化规律进行研究。

1 数值模型的建立

1.1 参数选取

根据某矿轨道下山岩层数据确定深部巷道开挖模型参数[20]。建立数值模型尺寸为长（x 方向）×宽（y方向）×高（z 方向）：50 m×50 m×47 m。模型共被离散为82 000 个单元和87 822 个节点。初始边界条件为xoz 平面、yoz 平面和xoy 平面的下表面采用速度约束（固定速度为0 m/s），上边界为自由平面。在模型上边界处添加上覆岩层的自重应力，约为25.23 MPa。模型本构关系选为Mohr-Coulomb 强度准则，数值模型如图1。巷道形状为矩形，截面尺寸宽（x 方向）×高（z 方向）：5 m×4 m。岩层物理力学参数见表1。

图1 数值模型Fig.1 Numerical model

表1 岩层物理力学参数Table 1 Physical and mechanical parameters of rock strata

1.2 模拟方案

考虑到模型具有对称的特点，只对巷道的一侧进行监测。因此在模型y=25 m 平面上布置测点，主要布置点在巷道顶板、帮部和底板，各测线监测点间距1 m，测点布置如图2。计算过程分为2 步。

图2 测点布置图Fig.2 Layout of measuring points

1）根据实测数据建立模型并划分网格，对不同岩层进行赋值，采用S-B 法生成初始地应力场。

2）将模型初始速度、初始位移设置为0，对模型xoy 下边界、xoz 边界和yoz 边界添加速度约束，之后对巷道进行逐步开挖，每步开挖5 m，共计开挖10步，其中每2 次开挖间隔进行1 次静力平衡。

开挖10 次之后，形成贯穿模型的巷道。

模型计算中共采取5 个计算方案，侧压力系数分别取值为0.5、0.8、1.1、1.4、1.7，其他参数取值相同。

2 计算结果验证

文献［13］进行了相似模拟试验，试验原型为某矿轨道下山，巷道埋深1 000 m，掘进断面为高4 m宽5 m 的矩形截面，模型上边界处施加25.23 MPa的垂直应力，水平边界处施加27.75 MPa 的水平应力，其他条件详见上文参数。为与试验结果进行对比验证，在模型中依据试验测点位置，等比例布置监测点。数值模拟结果与文献中试验结果数据对比见表2 和表3。

表2 最大位移对比Table 2 Comparison of maximum displacement

表3 部分测点应力对比Table 3 Stress comparison of measuring points

由表2 可以发现，数值模拟结果比试验结果大，最大误差为3.7%。这是由于数值模拟中边界条件、施加应力方式及材料属性与试验不同。如在建模过程中，通常对边界条件和岩层力学参数进行简化，实际岩层为近水平岩层，模拟中简化为水平岩层进行研究，进而对数值分析结果造成一定误差。

由表3 可以看出，各测点试验与模拟得出的应力值基本接近，部分数据存在一定的误差。这是由于快速应力边界法生成的水平应力场比实测数据的水平应力大，垂直应力场与实测数据相接近[21]。综上所述，说明模拟得到的结果和试验结果基本吻合，数值模拟具有可行性。

3 计算结果及分析

3.1 方案1 结果分析

3.1.1 主应力差分析

巷道逐步开挖监测点主应力差演化图如图3。

图3 巷道逐步开挖监测点主应力差演化图Fig.3 Evolution diagrams of principal stress difference at monitoring points of roadway excavation step by step

由图3 可知，开挖第4～第6 步时，围岩主应力差值变化幅度较大，第5 步开挖时开挖面位于测点监测面，表明距开挖面5 m 范围内（每步开挖5 m）部分围岩发生变形破坏，导致承载强度及剪切强度降低，部分应力开始向岩体深部转移。随着测点距巷道内壁距离的增加，主应力差值呈先快速增加后减小的变化趋势，且变化趋势不受开挖步数的影响，表明围岩应力重分布不受巷道开挖步数的影响。

由图3（a）、图3（c）可知，顶板和底板主应力差随着巷道开挖步数的增加，呈先缓慢增加至最高点，之后快速减小并趋于稳定的变化趋势。在第1 步开挖后，主应力差值缓慢增加；在第5 步开挖后，顶板距巷道内壁1 m 处测点的主应力差值达到最大值20.78 MPa，底板距巷道内壁1 m 处主应力差值达到最大值17.53 MPa，表明巷道开挖导致部分岩体发生应力重分布现象，应力向岩体深处转移，但此时围岩抗剪强度大于剪应力，岩体没有发生破坏。第5 步开挖后，主应力差值快速减小，表明此时围岩发生破坏，抗剪强度显著减小；第6 步开挖后，主应力差值趋于稳定，表明此时围岩受开挖步数的影响程度逐渐减小，岩体停止破坏，并形成了新的承载结构，应力重分布现象停止，在之后的开挖过程中围岩将保持着较好的稳定性。

由图3（b）可知，帮部主应力差随巷道开挖步数的增加呈现缓慢、快速、缓慢增加至最高点并趋于稳定的变化趋势。表明岩体出现应力向深部转移的现象，且巷道围岩未发生失稳现象，有较好的稳定性。

3.1.2 塑性区分析

y=25 m 平面巷道逐步开挖塑性区演化如图4。

图4 y=25 m 平面巷道逐步开挖塑性区演化Fig.4 Evolution of plastic zone of roadway excavated in y=25 m plane

由图4 可知，当巷道在第5 步（即y=25 m 剖面处）开挖时，塑性区分布范围最小，顶板和两帮破坏深度为1.5 m，底板破坏深度为0.5 m，当开挖第6步时，塑性区分布面积增加，顶板破坏深度为1.5 m，两帮破坏深度为1.8 m，底板破坏深度为1 m，当开挖第7～第9 步时，塑性区分布范围不变，表明巷道走向围岩距离开挖面0～5 m 时（即开挖第5～第6步），对巷道围岩破坏深度影响程度从大到小排序为底板、两帮、顶板，对巷道围岩破坏分布范围影响程度从大到小排序为两帮、底板、顶板，巷道走向围岩距离开挖面大于5 m 时（即开挖第6～第10 步），围岩破坏深度和破坏分布范围几乎不受影响。随着巷道开挖步数的增加，两帮围岩正在剪切破坏分布范围趋势为增加、缓慢增加并趋于稳定，顶板围岩正在剪切破坏分布范围为先增加后减小，表明巷道走向围岩对距离开挖面小于0～5 m 处围岩影响程度较大，对距离开挖面5～15 m 处围岩影响程度较小，对距离开挖面大于15 m 处围岩影响程度可忽略不计。当巷道开挖步数大于第6 步时，巷道顶板和底板出现曾拉伸破坏，并且围岩曾拉伸破坏分布范围不变，表明巷道围岩随着开挖步数的增加，围岩变形破坏程度不断增加，巷道内壁围岩残余强度不断减小，导致围岩残余抗拉强度小于拉应力，围岩发生拉伸破坏；开挖步数为第6、第8、第9 步时，巷道底板和顶板部分区域出现正在拉伸破坏，开挖步数为第7步时，顶板和底板围岩正在拉伸破坏分布范围为0，表明随着巷道的开挖，巷道内壁的顶板和底板中部围岩不断进行拉伸破坏-稳定的循环，且开挖步数对底板围岩变形破坏的影响程度大于对顶板围岩变形破坏的影响程度。

3.2 不同方案结果对比分析

3.2.1 不同侧压系数主应力差对比分析

y=25 m 平面巷道在不同侧压系数主应力差演化如图5。

图5 y=25 m 平面巷道在不同侧压力下主应力差演化Fig.5 Evolution of principal stress difference in y=25 m plane roadway under different lateral pressures

由图5 可知，围岩主应力差值随着距巷道内壁距离的增加，呈先增加至最高点，再减小的变化趋势。两帮在距巷道内壁深2 m 处主应力差值达到最大值，顶板在距巷道内壁深3 m 处主应力差值达到最大值，底板在距巷道内壁深4 m 处主应力差值达到最大值；当巷道围岩主应力差值增长时，如顶板围岩距巷道内壁深1～3 m 范围内，主应力差值随距离巷道内壁距离增加，表明巷道围岩1～3 m 深处围岩发生变形破坏程度越高，围岩残余承载强度越低，向内部深处转移的应力越多；当围岩主应力差值达到最大值时，如顶板围岩深3 m 处，表明应力转移进入深部围岩后，围岩变形破坏承受剪切力较低，围岩形成了新的稳定状态；当围岩主应力差值减小时，如顶板围岩距巷道内壁深3～4 m 范围内，表明巷道内壁处围岩应力基本转移在围岩深3 m 处，3 m 以上深处围岩因巷道开挖导致的应力转移现象较少。

由图5（a）和图5（c）可知，主应力差值变化趋势为：当侧压力系数小于1.1 时，主应力差变化幅度增加，当侧压力系数大于1.1 时，主应力差变化幅度减小。围岩主应力差值峰值点，随着侧压力系数的增加，顶板的变化幅度大于底板的变化幅度，表明侧压力对顶板围岩的影响较大，在后期巷道支护中应注意围岩1 m 深范围内围岩的稳定，其中顶板的稳定性是关注的重点。由图5（b）可知，距巷道内壁深度0～2 m 处，两帮主应力差值基本无变化，表明该范围内围岩发生剪应力破坏，主应力差值受围岩残余抗剪强度及承载能力影响。距巷道内壁深度2～4 m处，主应力差值趋于稳定，且随着侧压力系数的增大而增大，表明围岩稳定性良好，受剪切破坏较低，因此侧压力对两帮影响最小。

3.2.2 不同侧压系数塑性区对比分析

y=25 m 平面巷道在不同侧压系数下塑性区演化如图6。

由图6 可知，随着侧压系数的增加，巷道围岩塑性区破坏深度和破坏分布范围基本不变，围岩正在剪切破坏分布范围呈缓慢增加、减小、增加的趋势，顶板和底板围岩主要为曾剪切破坏和曾拉伸破坏，底板中部围岩正在拉伸破坏，两帮围岩主要发生正在剪切破坏和曾剪切破坏。

图6 y=25 m 平面巷道在不同侧压系数下塑性区演化Fig.6 Plastic zone evolution of y=25 m plane roadway under different lateral pressure coefficients

顶板围岩曾拉伸破坏分布范围不变，正在剪切破坏分布范围随着侧压系数的增大呈增大、缓慢减小、快速增大的趋势，表明随着水平应力的增大，围岩剪切强度和承载强度增加，但由于围岩强度随着侧压系数的增大呈非线性关系，在侧压系数较小时，围岩剪切强度和承载强度增长较快，侧压系数较大时，围岩剪切强度和承载强度增长较慢，因此侧压系数为0.5～0.8 时，围岩强度快速增加，顶板剪切强度与剪切应力相差幅度越来越小，导致顶板正在剪切分布范围缓慢增加，当侧压系数为0.8～1.4 时，剪切应力小于剪切强度，顶板增长剪切破坏分布范围变小，当侧压系数为1.4～1.7 时，围岩强度增加缓慢，由于肩部出现变形破坏，顶板稳定状态受到影响，导致顶板正在剪切破坏增加。两帮围岩正在剪切破坏分布范围随着侧压系数的增大呈现缓慢减小，增大、缓慢增大的趋势，表明当垂直应力小于剪切应力时，即侧压力系数小于1 时，围岩剪切强度随着围压的增大而增大，随着侧压系数的增大，部分围岩剪切强度大于剪切应力，正在剪切破坏分布范围变小；当侧压系数大于1 时，巷道围岩强度增加幅度小于剪切应力增加幅度，导致部分围岩剪切强度小于剪切应力，两帮正在剪切破坏分布范围增大。底板围岩主要由曾剪切破坏和曾拉伸破坏构成，随着侧压系数的增大，底板中部围岩拉伸破坏分布范围逐渐增加，底脚正在剪切破坏范围逐渐增加，表明侧压系数的增大时，底板中部围岩由于围压过大导致巷道内壁中部围压拉应力增大，进而拉伸破坏分布范围缓慢增加，由于底脚处围岩剪切破坏分布范围逐步增加，巷道开挖形成的围岩稳定结构受到影响，导致底板变形破坏程度增加，进而围岩残余强度降低，部分围岩承载强度小于拉压应力，导致底板两侧出现拉伸破坏。