地应力紊乱区巷道围岩关键注浆参数模拟及定向注浆加固技术研究

刘根亮

(潞安化工集团有限公司 常村煤矿,山西 长治 046000)

有效改善巷道支护状况一般有两种有效措施:一种是改变或调整巷道围岩的结构及性能;另一种是采取合理可行的支护技术[1-2]。而针对高应力、地质构造复杂的破碎围岩巷道,采取单一支护方式成本高、支护效果较差,可采取注浆加固围岩结构,同时针对巷道薄弱环节施加强力边界条件的联合支护方式,使得注浆后的围岩在整体上形成一个连续的强力承载结构,进而达到支护效果。在注浆过程中,通常采用数值模拟的方式确定合理的注浆参数,李红等[3]针对回采巷道受采动影响容易发生变形破坏的问题,研究了浆液扩散的半径随注浆时间的变化规律,结果表明,随注浆压力的增加,浆液扩散半径逐渐增大,最后趋于稳定,随注浆水灰质量比的增加,浆液扩散半径先增加后减小。王学[4]研究发现,当浅部注浆孔间距为1.4 m时,浆液扩散均匀,形成厚度为1.2 m的加固圈;当深部注浆孔间距为1.3 m时,注浆效果最好,加固圈厚度为5 m.刘东等[5]研究发现,未注浆加固的情况下,隧道开挖引起拱顶、仰拱,大范围围岩屈服破坏,洞周围围岩坍塌、涌水突泥等风险较大,注浆孔深30 m时较合理。许昌毓等[6]基于Mohr-Coulomb准则利用FLAC3D数值模拟软件对超前压力作用下的12101工作面运输巷相关参数进行位移反分析研究,得到了耦合注浆加固后的围岩参数。任旺等[7-9]在各种试验及数值模拟获取到合理的注浆参数后,结合现场地质特征,确定联合支护方案,通过现场工业性试验,对支护后的围岩进行位移和形变的监测,进而证明支护方式的合理性。刘永辉[10]通过高预紧力锚杆(索)+喷浆方式控制巷道围岩变形,取得了较好的围岩控制效果。刘永辉[10]针对该断层破碎带存在松散、承载能力差、具有导水性等情况,提出了超前注浆配合撞锲、锚网喷以及U型钢等联合支护方案,并取得了较好的支护效果。温恭谨[11]提出了通过超前注浆配合撞锲、锚网喷以及U型钢等联合支护方案,支护后巷道未出现大量片帮、冒顶现象,巷道顶板变形量控制在75 mm以内,围岩两帮变形量控制在54 mm以内,且底板未出现底鼓现象,取得了较好的支护效果。

本文在现场调研与理论分析的基础上,提出了“强力拉+长锚固+定向注”联合支护的综合加固支护概念。整个巷道的支护效果良好,无明显离层现象;破碎带围岩注浆加固效果明显(孔内有明显的水泥浆液充填,浆液扩散明显),整体注浆加固方案支护和修复效果理想。

1 工程概况与地质条件

常村煤矿巷道掘进过程中遇到多个断层构造带,巷道地应力紊乱,变形量较大,且巷道变形无规律可言。本文以常村煤矿25采区胶带下山为研究对象,根据打钻情况显示:25采区胶带下山掘进至距25采区2号联巷西帮321.4 m可能揭露Fj274(H=6 m∠80°)正断层。三维勘探二次解释结果显示:25采区胶带下山掘进至距25采区2号联巷西帮415.6 m位置时,可能揭露aFF12(H=0～8 m)逆断层; 25采区胶带下山掘进至距25采区2号联巷西帮419.8 m位置时,可能揭露Fj271(H=2.4 m)正断层;25采区胶带下山掘进至距25采区2号联巷西帮77～307 m位置时,巷道南帮外发育有aFn27(H=0～4 m)断层,该断层距离巷道北帮最近处约21 m.

2 围岩关键注浆参数数值模拟研究

2.1 数值模拟模型建立

本模拟主要研究25采区胶带下山在不同浆液水灰质量比、不同注浆孔深度和不同加固注浆方案条件下的围岩变形情况和塑性区分布特点,确定围岩注浆参数。对于浆液水灰质量比,相关文献研究结果表明,不同的浆液水灰质量比对应的浆液结石体的28 d 强度不同,进而影响注浆前后岩体的单轴抗压强度增长率、内聚力增长率和内摩擦角增长率,其中岩体单轴抗压强度和岩体弹性模量又近似呈现正相关关系,为此,可取浆液水灰质量比分别为0.6、0.7、0.8、0.9 和1.0,对应注浆岩体不同弹性模量、内聚力和内摩擦角。对于注浆孔深度,可取渗透注浆区深度为3 m(考虑到胶带下山围岩破碎松散带深度为2.5 m左右),劈裂注浆区深度(最外部边界至渗透注浆区边界的距离)依次为1 m,2 m,3 m,4 m和5 m.相关试验研究表明,岩体在注浆加固后,其剪切强度参数(内聚力C和内摩擦角φ)和变形参数(弹形模量E)均有所提高,为了方便研究,取内聚力提高了100%,内摩擦角提高了8°,弹性模量提高了50%.

以常村煤矿25采区胶带下山的工程地质条件为背景,利用数值模拟软件FLAC3D,建立数值计算模型,并对模型进行适当简化:模型整体尺寸为 71 m×20 m×30.8 m.其中,25采区胶带下山断面形状为矩形断面,巷道断面尺寸为:毛宽4.64 m,毛高3.42 m,毛断面15.87 m2,净宽4.5 m,净高3.3 m,净断面14.85 m2.对重点研究的巷道附近网格进行适当的加密处理,模型四周和底部施加位移约束条件,模型顶部施加应力约束条件,按巷道上覆岩层(大约610 m厚的岩层)重力进行估算后,施加15.25 MPa的垂直向下均布载荷,根据现场地质力学测试结果(区域应力场类型为σH>σV>σh型应力场),侧压系数近似均取1.5,选用摩尔库伦本构模型,数值计算模型如1所示,各煤岩层物理力学参数如表 1 所示。

表1 折减后岩体力学参数

图1 数值计算模型图

2.2 不同浆液水灰质量比对巷道围岩变形和塑性区分布的影响规律

1) 不同浆液水灰质量比条件下巷道围岩顶底板变形规律。从巷道围岩顶板下沉量角度考虑,在相同的地质工程条件和一定范围内,巷道围岩顶板下沉量峰值与浆液水灰质量比呈正相关关系。由模拟结果可知,巷道围岩顶板下沉量峰值增加速率呈现出先减小后增大的变化趋势,且顶板下沉量峰值大小在浆液水灰质量比为0.8时产生突变。从巷道围岩底鼓量角度考虑,巷道围岩底鼓量峰值与浆液水灰质量比呈正相关关系。巷道围岩底鼓量峰值减小速率呈现出先减小后增大的变化趋势,且底鼓量峰值大小在浆液水灰质量比为0.8时产生突变,见图2.

图2 巷道顶板下沉量和底鼓量峰值变化的数值模拟曲线

2) 不同浆液水灰质量比条件下巷道围岩两帮移近量变化规律。在相同的地质工程条件和一定范围内,巷道围岩两帮移近量峰值与浆液水灰质量比呈正相关关系。由模拟结果可知,巷道围岩两帮移近量峰值减小速率呈现出逐渐增大的变化趋势,且两帮移近量峰值大小在浆液水灰质量比为0.8时产生突变,见图3.

图3 巷道两帮移近量峰值随浆液水灰质量比变化的数值模拟曲线

3) 不同浆液水灰质量比条件下巷道围岩塑性区分布规律。在相同的地质工程条件和一定范围内,巷道围岩塑性区分布范围与浆液水灰质量比呈正相关关系。由模拟结果可知,巷道围岩塑性区大小在浆液水灰质量比不超过0.8时,整体分布范围较小。

综上分析可知,巷道围岩的变形量(顶底板移近量和两帮移近量)随着浆液水灰质量比的增加呈增大趋势,且在浆液水灰质量比为0.8时产生突变;巷道围岩塑性区分布范围在浆液水灰质量比不超过0.8时,整体分布范围较小。因此,建议在实际工程中,浆液水灰质量比宜控制在0.8左右。

2.3 不同注浆孔深度对巷道围岩的变形和塑性区分布规律

1) 不同劈裂注浆区深度条件下巷道围岩顶底板变形规律。在相同的地质工程条件和一定范围内,从巷道围岩顶板下沉量角度考虑,随着劈裂注浆区深度的增加,巷道围岩顶板下沉量峰值逐渐减小。由模拟结果可知,巷道围岩顶板下沉量峰值减小速率呈现出先增大后减小的变化趋势,且顶板下沉量峰值大小在劈裂注浆区深度为4 m时产生突变。从巷道围岩底鼓量角度考虑,随着劈裂注浆区深度的增加,巷道围岩底鼓量峰值逐渐减小。由模拟结果可见,巷道围岩底鼓量峰值减小速率呈现出先增大后减小的变化趋势,且底鼓量峰值大小在劈裂注浆区深度为4 m时产生突变,见图4.

图4 数值模拟条件下巷道顶板下沉量和底鼓量峰值随劈裂注浆区深度的变化曲线

2) 不同劈裂注浆区深度条件下巷道围岩两帮移近量变化规律。在相同的地质工程条件下,在一定范围内,随着劈裂注浆区深度的增加,巷道围岩两帮移近量峰值逐渐减小。可见,巷道围岩两帮移近量峰值减小速率呈现出先增大后减小的变化趋势,且两帮移近量峰值大小在劈裂注浆区深度为4 m时产生突变,见图5.

图5 数值模拟条件下巷道两帮移近量峰值随劈裂注浆区深度的变化曲线

3) 不同劈裂注浆区深度条件下巷道围岩塑性区分布规律。相同的地质工程条件下,在一定范围内,随着劈裂注浆区深度的增加,巷道围岩塑性区分布范围几乎不变。且塑性区分布范围大致为:顶板破坏深度为0.5 m,底板破坏深度为2.5 m,两帮破坏深度为2.0 m .

综上分析可知,巷道围岩的变形量(顶底板移近量和两帮移近量)随着劈裂注浆区深度的增加呈减小的变化趋势,且在劈裂注浆区深度为4 m时产生突变;巷道围岩塑性区分布范围几乎不受劈裂注浆区深度变化的影响,因此建议在实际工程中,劈裂注浆区深度宜控制在4 m左右。

3 现场工业性试验

3.1 “强力拉+长锚固+定向注”联合支护技术特点

巷道开挖后,原岩应力的平衡状态被打破,巷道周边围岩由原先的三向稳定受力状态转变成了两向不稳定受力状态,使岩体强度大大降低,并产生一定范围的松散破碎带(即围岩松动圈)。在应力重新达到平衡状态的过程中,松散破碎带内的岩体原先存在的结构面在应力的作用下产生滑移、错动等,进一步使岩体内部的结构面扩展,裂隙、孔隙张开,从而可以使浆液在较低的压力下轻松地注入到巷道的松散破碎带内,并在其内部渗透扩散以加固岩体,此过程对应图6中的浅部渗透注浆加固区;随着围岩距巷道表面距离的不断加大,其应力状态逐渐恢复至原岩应力状态,即松散破碎带以外的围岩在应力重新调整的过程中,其内部原有的弱结构面、不连续结构面等几乎不受影响,裂隙张开度较小。此时,浆液必须在高压状态下才可以注入到此区域,即通过高压浆液应力使岩体内部的结构面张开,从而使浆液在劈裂挤压的作用下顺利进入以起到加固作用,此过程对应图6中的深部劈裂注浆加固区;在恢复破碎围岩完整性、提高围岩承载能力的基础上(即两次加固作用之后),采用强力锚索等高强支护体对整个巷道的薄弱环节进行强化处理,如图6中的薄弱部位加强带所示,并使浅部加固区与深部加固区有机地结合在一起,使整个巷道形成一个以“两加固区,一加强带”为主要支护结构的连续承载支护体系。

图6 支护原理图

3.2 矿压监测分析

根据现场地质调查、室内试验和数值模拟分析,给出了具体的适合矿井25采区胶带下山的修复加固方案,即“强力拉+长锚注+定向注”的破碎围岩修复注浆加固支护方案:先围岩浅孔(孔深3 m)渗透注浆加固,再围岩深孔(孔深7 m)劈裂注浆加固,最后围岩帮部补强锚索加固。在完成支护的同时对巷道围岩表面位移进行监测,以分析支护方案的合理性。

通过对25采区胶带下山3个监测断面进行为期60 d的位移实时监测,同时将各测站顶底板移近量和两帮移近量随时间的变化曲线绘制为图7和图8,从图中可以看出:

图7 巷道顶底板移近量随时间的变化曲线

图8 巷道两帮移近量随时间的变化曲线

1) 25采区胶带下山围岩表面各测点位移值呈现出随时间增加而不断增大的变化趋势,观测起点从某一断面开始掘进算起,监测到围岩变形速率在掘巷15 d内较大,其中,巷道顶底板移近量和两帮移近量变形速率最大值分别达到2.3 mm/d,3.0 mm/d;掘巷大约35 d 后各测点变形开始趋于平缓,此时,巷道顶底板移近量和巷道两帮移近量变形速率分别达到1.7 mm/d,2.3 mm/d;在掘巷50 d以后,各测站巷道围岩变形量几乎保持不变,说明巷道在此时已处于稳定阶段。

2) 从25采区胶带下山某断面处开挖一直到稳定的整个过程中,巷道顶板下沉量、底鼓量和两帮移近量的最大值分别达到40 mm,25 mm,88 mm,均在工程设计误差允许范围之内,因此,可认为加固方案支护效果理想。

4 结 语

通过FLAC3D数值模拟软件研究围岩关键注浆参数取值,并通过现场工业性试验验证联合支护方案的合理性,初步得出以下结论:

1) 巷道围岩塑性区分布范围在浆液水灰质量比不超过0.8时,整体分布范围较小,因此建议在实际工程中,浆液水灰质量比宜控制在0.8左右。

2) 巷道围岩的变形量(顶底板移近量和两帮移近量)随着劈裂注浆区深度的增加呈减小的变化趋势,且在劈裂注浆区深度为4 m时产生突变;巷道围岩塑性区分布范围几乎不受劈裂注浆区深度变化的影响。因此,建议在实际工程中,劈裂注浆区深度宜控制在4 m左右。

3) 25采区胶带下山巷道顶底板移近量和两帮移近量均呈现出随时间增加而先逐步增加后趋于稳定的变化趋势,即巷道依次经历初期(15 d以内)剧烈变形期、中期(15～50 d)稳步增长期和后期(50 d以后)平缓稳定期,且巷道表面各测点变形量均在工程设计允许变形范围内,其中,顶底板移近量最大值为65 mm,两帮移近量最大值为88 mm,说明“强力拉+长锚注+定向注”联合支护技术成功解决了25采区胶带下山的加固修复难题。