深井软岩巷道围岩蠕变失稳机理与关键控制技术

2024-04-13鲁德超肖殿才康志鹏

煤矿安全 2024年3期

任帅，鲁德超，罗勇，肖殿才，康志鹏，童政

（1.淮南矿业（集团）有限责任公司深部煤炭开采与环境保护国家重点实验室，安徽淮南 232000；2.淮河能源控股集团有限责任公司深部煤炭开采耦合灾害防控国家矿山安全监察局重点实验室，安徽淮南 232000）

近年来，随着开采深度的不断增大，深部巷道围岩的流变性愈加凸显[1-4]，深部巷道支护愈发困难。深部煤层地应力静载高，开采扰动大，巷道围岩变形力学机理研究方面需要进一步完善[5-8]。进入深部后，一般岩石巷道会在刚成巷时发生快速变形，变形期较短，通常在成巷后2 个月左右趋于稳定。但一些深水平巷道却表现出另外一种特征：围岩变形缓慢但持续不断，变形先于底板而后渐至帮顶，极大增加了巷道修理难度，降低了开采。

国内外学者对深部巷道如何支护做了大量的研究[9-11]。经纬等[12]提出了巷道围岩四分区应力、位移及半径解析解，揭示了黏聚力软化模量与内摩擦角及初始黏聚力之间的量化关系，在现场得到了验证；王路军等[13]、何明明等[14]通过理论计算推导得到了深部煤体非线性蠕变本构模型及岩石分数阶体积变形模型；黄耀光等[15]研究了深部高地应力巷道塑性破坏特征，提出了注浆支护技术，现场应用良好；刘振文等[16]以红庆梁煤矿11303 回风巷为背景，得出由于泥质砂岩含有易于吸水的矿物成分，遇水会吸水膨胀变形，围岩埋深较大将发生膨胀挤压变形破坏；常青[17]研究了围岩在采动作用下的变形特征，得出工作面采动造成围岩变形破坏是围岩变形破坏的主要原因之一。LIU[18]、ZHA 等[19]通过对深部高应力巷道围岩变形特征进行分析，发现围岩超过超深部临界深度时应力水平急剧上升，在高应力作用下变形破坏严重，产生很大范围的塑性流动变形。

综上，以顾桥矿东区井底车场出车侧延伸段巷道为地质背景，采用实验测试、理论分析、工业性实验、现场监测等方法深入的探究了深部软岩巷道的蠕变特征，揭示了软岩巷道失稳机理，提出了巷道稳定性控制技术，为软岩巷道蠕变研究提供参考。

1 工程背景

顾桥煤矿目前最大开采深度已经接近-1 000 m，某些深水平岩石巷道所表现出来的变形破坏与很多岩石巷道的变形破坏特征有所不同，一般深水平岩石巷道在刚成巷时即发生快速变形，变形期较短，通常在成巷后2 个月左右趋于稳定。但顾桥矿的某些深水平巷道却表现出了另外一种特征：变形缓慢但持续不断，变形先于底板而后渐至帮顶，不见尽头。顾桥东区井底车场出车侧延伸段，巷道埋深接近1 000 m，地压大，围岩岩性差，蠕变不止，年底鼓量均在600 mm 以上，经过了2 次以上的修复，但大变形依然存在。由于底鼓和两帮变形存在内在关系，而两帮变形又与拱部破坏变形关系密切，故底鼓严重地段，巷帮和拱部也发生了显著的变形和破坏。顾桥东区井底车场出车侧延伸段如图1。

图1 顾桥东区井底车场出车侧延伸段Fig.1 Extension section at the exit side of shaft bottom yard in Guqiao east area

2 巷道围岩力学特性及松动圈范围

2.1 单轴和三轴岩石强度与蠕变试验

试验内容主要测试顶板中砂岩和间接底板细砂岩的自然状态下的单轴和三轴强度试验和单轴蠕变试验。

2.1.1 自然状态下单三轴强度试验

试验围压分别为0、3、8、13、18 MPa。自然状态下单轴和三轴抗压强度见表1 和表2。

表1 岩石单轴抗压结果Table 1 Uniaxial compression results of rock

表2 岩石假三轴试验结果Table 2 Results of pseudo-triaxial test of rock

分别作出细砂岩和中砂岩试件的摩尔应力圆，并作出摩尔应力圆的强度包线，得到：① 细砂岩的内摩擦角为42.12°，黏聚力为15.77 MPa；②中砂岩的内摩擦角为40.46°，黏聚力为10.87 MPa。

2.1.2 自然状态下的单轴和三轴蠕变试验

单轴分级加载蠕变试验结果如图2。

图2 单轴分级加载蠕变曲线Fig.2 Creep curves of uniaxial gradual loading

三轴实验方案为：①围压0 MPa，轴压13.38、16.57、19.21、22.24、25.28 MPa；②围压3 MPa，轴压17.48、22.74、24.99、29.33、38.66 MPa；③围压8 MPa，轴压25.18、30.79、40.56、43.97、51.12 MPa；④围压13 MPa，轴压35.13、44.39、52.01 MPa、66.94、70.87 MPa；⑤围压18 MPa，轴压40.56、48.98、60.23、70.16、85.99 MPa。

三轴分级加载蠕变试验结果如图3～图8。

图3 围压0 MPa 时三轴强度蠕变试验Fig.3 Triaxial strength creep test under confining pressure of 0 MPa

图4 围压3 MPa 时三轴强度蠕变试验Fig.4 Triaxial strength creep test under confining pressure of 3 MPa

图5 围压8 MPa 时三轴强度蠕变试验Fig.5 Triaxial strength creep test under confining pressure of 8 MPa

图6 围压13 MPa 时三轴强度蠕变试验Fig.6 Triaxial strength creep test under confining pressure of 13 MPa

图7 围压18MPa 时三轴强度蠕变试验Fig.7 Triaxial strength creep test under confining pressure of 18 MPa

图8 围压与强度之间关系拟合直线Fig.8 Fitting straight line between confining pressure and strength

图8 峰值强度试验点的拟合曲线如式(1)：

式中：σ1为轴压；σ3为围压。

残余强度试验点的拟合曲线如式(2)：

自然状态下岩石峰值点与峰后阶段内摩擦角、黏聚力为：①单轴抗压强度38.94 MPa；②单轴抗压下的下阈值10.60 MPa；③单轴抗压下的上阈值28.92 MPa；④峰值点内摩擦角36.70°；⑤峰值点黏聚力10.43 MPa；⑥峰后阶段内摩擦角36.41°；⑦对应长期强度的黏聚力7.30 MPa；⑧峰长内摩擦角之差0.29°；⑨峰长黏聚力之差3.13 MPa。

2.2 巷道围岩松动圈测试

经现场实地考察决定将底板松动圈的测试点定在图1 中标示的测点1 所在的位置。

采用底板注浆前后2 次使用底板锚索钻机在底板中钻取垂直孔的方法测定：① 底板注浆前探测方法：通过钻进速度变化判断；② 注浆后判断方法：通过喷出的渣灰是否含有水泥成分判断。东区井底车场出车侧延伸段底板探查情况如图9。

图9 东区井底车场出车侧延伸段底板探查情况Fig.9 Inspection for the bottom plate of extension section at the exit side of shaft bottom parking lot in the east area

图9（a）是底板本次注浆前的探测结果（2020年7 月15 日），图9（b）是按照本项目方案后的探测结果（探测时间2020 年11 月12 日），注浆前后2 次探测结果均表明底板松动圈范围是4.72 m。松动圈探测过程也充分揭示了底板松动圈中积聚有大量静态含水的事实，这对深入了解巷道围岩整体稳定性的控制机理与技术具有很大的帮助。

巷道帮部部位的松动圈深度为1.89 m，拱顶部位松动圈深度1.51 m，拱角部位松动圈深度2.17 m，底角2.67 m。东区车场出车侧延长段围岩松动圈示意图如图10。

图10 东区车场出车侧延长段围岩松动圈示意图Fig.10 Schematic diagram of surrounding rock loosening circle in extended section at exit side of east area parking lot

帮部松动圈明显大于拱顶部位松动圈，拱腰松动圈比帮部松动圈深度大约1.15 倍左右，底角（45°方向）松动圈比帮部松动圈大约1.41 倍。

2.3 巷道蠕变情况

2020 年7 月18 日至7 月27 日，采用JSS30A型数显巷道断面收敛仪，监测了巷道中2 个测点的变形情况。1 断面变形速率如图11，2 断面变形速率如图12。

图11 1 断面变形速率曲线Fig.11 Deformation rate curves of section 1

图12 2 断面变形速率曲线Fig.12 Deformation rate curves of section 2

从图11、12 的2 个监测断面曲线可以看出井底车场出车侧延长段巷道变形具有如下3 个基本特征：

1）巷道各部位变形程度不一致。底鼓量最大，平均日底鼓量达到1.705 mm；拱基收敛速度最慢，平均日拱基收敛速率仅有0.195 5 mm；帮底变形程度居中，平均帮底日收敛速率为0.341 5 mm。

2）帮底变形与底鼓之间具有特定的内在关系。数据表明日均底鼓量（底板中点的底鼓量）约是帮底收敛速率的5.0 倍左右，考虑到底鼓呈现中间高，两边底的实际状况，平均底鼓量约是中间底鼓量的63%，故平均底鼓量约是两帮帮底收敛量的3.2倍左右。

3）蠕变保持较稳定速率，没有收敛迹象。图11 和图12 中曲线清楚表明巷道各部位变形一直在持续，没有变化或停止的迹象。力学实验测试、松动圈范围测试表明该测点围岩强度低，松动圈范围大，围岩易发生蠕变变形，进而影响巷道稳定性。

3 围岩整体稳定性失稳机理

由于底板松动圈长期浸水软化，因此底板水以上部位松动圈岩石的力学性质与底板水以下部位松动圈岩石的力学性质有所不同，后者的承载力要远小于前者的承载力。因此，内结构整体的承载力取决于底板水下方松动圈的承载力，这就是所谓的短板效应。内承载结构失稳机理示意图如图13。

图13 内承载结构失稳机理示意图Fig.13 Schematic diagram of instability mechanism of internal bearing structure

在松动圈整体结构承受的外力小于某一限值时，底板水下方松动圈部分发生的变形会处于稳定蠕变范围之内，这时整体结构是稳定的。但当松动圈整体结构承受的外力大于或等于上述限值时，底板水下方松动圈部分发生的变形就会超过稳定蠕变的范围而发生蠕变，这时松动圈的整体结构的稳定性就会随之降低。

松动圈整体结构稳定性降低的直接结果就是对外部围岩的支撑力减弱，导致外部围岩继续向巷道内侧位移，在这一位移过程中，底板松动圈岩体必将发生整体变形，而唯一的变形方向只可能是向上，于是底鼓成为必然。而底鼓又势必导致两帮下部的松动圈向内侧移动。如此循环往复，底板松动圈内岩体在挤压变形的过程中，原始岩体结构就会遭受越来越严重的破坏，承载力也就会越来越低。底板松动圈承载力的降低必然会导致整体松动圈对外围岩体的支撑能力由下向上逐渐减弱，最后导致整体松动圈稳定性的破坏。

4 围岩蠕变巷道稳定性控制技术

围岩整体稳定性控制需要考虑2 个方面的因素：①围岩松动圈承载力提高；②巷道整体稳定性的提高。这2 个因素是相辅相成的，因为围岩松动圈承载力提高了，围岩整体稳定性自然提高；而围岩稳定性提高了，松动圈的承载力也会自然提高。

依据目前现场已经拥有的施工手段和技术，提高松动圈承载力的切实可行的方法有2 种：①提高支护强度；②改善松动圈围岩性质。

1）提高支护强度。支护强度的提高对围岩变形过程中松动圈的整体稳定性的维持具有重要作用，但支护强度的提高对改变围岩径向应力分布规律的影响比不上围岩性质改善所产生的效果。支护强度提高的手段主要是优化锚杆索的设计参数，确定关键控制点位置实施补强支护。

2）改善松动圈围岩性质。改善围岩性质的通常做法是注浆，但注何种性质的浆、如何注浆要视围岩的性质来定，若围岩强度较高且非泥岩，则可以通过注水灰比0.7～0.8 的425#硅酸盐水泥浆来改善围岩性质。若围岩是泥质性质的岩石且遇水泥化现象较严重，则需注入含水率很低的特种早强浆液。对不同性质围岩的注浆还需考虑注浆工艺，对于松散程度较高、松动圈范围较大的围岩需要采用低压+变压渗透工艺注浆，对于裂隙发育较弱的软岩则需要3～6 MPa 压力注浆。

综上，底板注浆可以有效地改变外承载结构的稳定性，但当底板不采用锚索进行稳定性控制的时候，底板浅部依然还会产生松动圈。对于围岩性质较差的巷道，最大限度地降低底板松动圈的范围是十分必要的，对此，在巷道帮部实施水平长锚索可以有效地控制外承载结构帮部稳定性，如此一来可以较大限度地降低底板外侧对底板的水平挤压力，从而有效降低底板岩石中各部位的偏应力的数值，从而减弱底板松动圈扩展的动力。