深井巖巷破壞機理與支護優(yōu)化研究*

張雪媛

(1.西安科技大學 建筑與土木工程學院，陜西 西安710054;2.陜西煤業(yè)化工建設集團有限公司，陜西 西安710021)

0 引 言

煤礦深井開采已成為煤礦設計與生產中的重要問題［1-5］。深部煤礦巖體處于高應力作用下，巖體內積聚大量應變勢能，在巷道掘進的擾動作用下，巷道圍巖的應力場發(fā)生變化，從而易誘發(fā)巷道圍巖體內聚集的應變勢能突發(fā)性釋放，造成巖爆、冒頂和片幫等災害發(fā)生［6-10］。深井巖巷的穩(wěn)定性評價與支護設計受到諸多不確定因素的影響［11］。開展深埋煤礦巖石巷道圍巖穩(wěn)定性分析和錨網支護參數優(yōu)化分析具有重要的工程應用價值［12］。數值模擬已經成為支護參數優(yōu)化分析的重要手段［13-14］。文中以陜西彬長礦區(qū)文家坡煤礦一號輔助運輸大巷為依托，研究巷道穩(wěn)定性與支護方案優(yōu)化技術，探尋深井巖巷的支護參數設計方法，保證巷道安全穩(wěn)定。

1 工程概況

文家坡煤礦是一座設計生產能力400 萬t/a的在建新礦，預計2015 年投產。該礦位于咸陽彬縣的東北方，采用立井開拓方式。礦井主要開拓大巷基本沿井田東西向中央南北布置，埋深在645～743 m 之間，按照煤礦埋深大于600 m 即為深埋煤礦的定義，屬于典型的深井。文家坡礦有三條運輸大巷，分別是帶式運輸機大巷、一號輔助運輸大巷和二號輔助運輸大巷，大巷掘進采用鉆爆法掘進。文中研究一號輔助運輸大巷的圍巖變形機理，并對原有支護方案進行優(yōu)化。一號輔助運輸大巷大巷坡度3.5°，長1 800 m，設計為圓弧拱斷面。原支護方式為錨網噴支護，基本支護參數:頂板錨桿φ20 mm × 2 700 mm，幫錨桿φ20 mm ×2 700 mm，間排距為800 mm×800 mm;錨索φ17.8 mm× 7 300 mm 鋼絞線，間排距為1 600 mm ×2 400 mm;鋼筋網用φ6 mm 的Q235 鋼筋焊接而成，網格為150 mm×150 mm，網幅為1 000 mm ×2 000 mm，原支護方案如圖1 所示。

圖1 巷道原支護方案Fig.1 Support plan of original roadway

2 深井長距離巖巷變形的現場實測

為研究原支護方案下巷道圍巖變形過程，在一號輔助運輸巷道布置了3 個綜合監(jiān)測斷面，3 個松動圈監(jiān)測斷面。限于篇幅，僅分析其中一個典型監(jiān)測斷面的監(jiān)測結果，具體監(jiān)測布置如圖2 所示。

圖2 監(jiān)測方案Fig.2 Monitoring scheme

2.1 監(jiān)測方法

1)頂板離層監(jiān)測。頂板離層監(jiān)測采用8 點式頂板離層儀進行監(jiān)測，頂板離層儀埋置深度分別為7.5，7，5，2.5，2，1.5，1.0，0.5 m.

2)表面收斂監(jiān)測。采用自制加工的收斂環(huán)進行圍巖收斂變形監(jiān)測。利用JSS30A 型數顯收斂計進行量測，收斂計的精度達0.01 mm.

3)鉆孔窺視監(jiān)測。采用鉆孔窺視儀進行圍巖松動圈監(jiān)測，該方法是利用φ32 鉆頭的風鉆在巷道頂板和兩幫及底角相應位置打松動圈監(jiān)測孔，利用鉆孔窺視儀進行孔內窺視記錄，并進行數據分析。

4)錨桿、錨索受力監(jiān)測。采用錨桿、錨索測力計進行監(jiān)測。

2.2 監(jiān)測數據分析

2.2.1 頂板離層

為了研究巷道頂板沉降變化規(guī)律，在一號輔助運輸大巷距離工作面迎頭15 m 位置安裝了8 點式離層儀(7.5，7，5，2.5，2，1.5，1.0，0.5 m)，監(jiān)測結果如圖3 所示。

圖3 頂板離層特征Fig.3 Characteristics of roof separation

從圖3 可以看出，頂板的下沉量隨著工作面迎頭的不斷向前呈現緩慢增長趨勢，最終在距離工作面迎頭38 m 時趨于穩(wěn)定。其中，0.5，1，1.5 和2 m 等4 點離層儀的下沉量在1 ～2 mm 之間，下沉量很小，但是2.5 m 處離層儀的下沉量突然急劇增大，表明在距離頂板2 ～2.5 m 之間存在離層，離層厚度為4.5 mm，產生離層的主要原因在于巷道掘進改變了圍巖的初始應力場，頂板上方形成自穩(wěn)隱形拱，距離頂板2 ～2.5 m 之間的巖體自身強度較小，在頂板圍巖自重應力作用下發(fā)生塑性變形，進而產生裂紋，并在爆破震動的動載作用下，裂紋進一步擴展貫通形成離層。5，7 和7.5 m 等3 點離層儀的下沉量在7 ～9 mm，2.5 ～7.5 m 區(qū)間的巖層位移量很小，表明該區(qū)間的巖層比較穩(wěn)定。由以上分析可知，自頂板離層監(jiān)測之后，頂板最大下沉量9.11 mm 左右，變形量非常小，頂板圍巖安全穩(wěn)定。

2.2.2 表面收斂

從圖4 可知，頂板下沉量和變化規(guī)律基本上與頂板離層監(jiān)測結果相吻合，累計下沉量不超過10 mm，兩幫收斂量和收斂速率不超過頂板下沉量及其收斂速率，兩幫收斂量不超過5 mm，幫部圍巖比較穩(wěn)定。隨著工作面迎頭的向前掘進，監(jiān)測斷面滯后掘進迎頭38 m 后巷道圍巖變形趨于穩(wěn)定。

圖4 表面位移監(jiān)測曲線Fig.4 Curve of surface displacement

2.2.3 松動圈測試

從表1 可以看出，巷道頂板的松動圈范圍在1.3 ～1.4 m，左幫孔的松動圈范圍在1.6 ～1.8 m，右?guī)涂椎乃蓜尤Ψ秶?.0 ～1.2 m，左幫孔的松動圈范圍大于右?guī)涂祝@是因為在一號輔助運輸大巷左邊20 m 處有一條已經貫通的二號輔助運輸大巷，再加上一號輔助運輸大巷穿過的巖層有明顯的層理，鉆爆法掘進對圍巖的穩(wěn)定產生了很大影響。

表1 松動圈測試結果Tab.1 Result of loose circle test m

對同一窺視孔進行多次松動圈測試，結果表明，隨著工作面迎頭的不斷推進，圍巖破碎帶和裂隙有增加和發(fā)育的趨勢，但是沒產生大的裂隙和明顯離層，表明巷道圍巖完整性較好。

2.2.4 錨桿錨索受力

頂板錨索測力計初始值為27.1 kN，錨桿測力計初始值見表2，隨著工作面迎頭的不斷推進，壓力值基本上保持不變，在監(jiān)測斷面滯后工作面迎頭38 m 時錨索測力計值突然增大到55 kN，錨桿測力計值也突然增大，之后錨桿(索)測力計值趨于穩(wěn)定，這是因為巷道采用鉆爆法掘進，之前巷道兩幫堆載的大量矸石被清理，兩幫圍巖有向巷內收斂的趨勢，致使頂板圍巖有下沉趨勢，但是在錨桿錨索的錨固力作用下，從圖4 可看出，兩幫收斂增量不大，但是錨桿錨索受力增大。

錨桿拉力設計值為50 kN，從表2 可以看出，圍巖穩(wěn)定后頂板錨桿受力為設計值的48%，左幫、右?guī)湾^桿拉力值分別為設計值得42%和40.6%，主要因為錨桿設計的長度遠大于圍巖松動圈厚度，錨桿未能充分發(fā)揮其支護性能，具有優(yōu)化空間，尤其是兩幫錨桿。

表2 錨桿拉力監(jiān)測值Tab.2 Monitoring results of cable force

3 深井巖巷變形及破壞機理數值模擬

巷道掘進擾動了圍巖的原巖應力場，使其重新分布，誘發(fā)巷道圍巖內部裂隙產生、擴展和貫通，裂隙發(fā)展到一定程度后就會導致巷道圍巖破壞失穩(wěn)。采用FLAC3D數值模擬分析巷道開挖和支護過程，可得巷道圍巖塑性區(qū)發(fā)展和應力場特征。

圖5 FLAC 計算模型Fig.5 FLAC calculator model

模型的寬度(X 軸)為88.6 m，模型高(Z 軸)為60 m，模型厚(Y 軸)14.4 m，巷道斷面尺寸為5 400 mm(寬)× 4 600 mm(高)，直墻高1 900 mm，具體如圖5 所示。模型限制水平位移和垂直位移，垂直應力12 MPa，水平應力7 MPa，按照均布荷載施加在模型上部垂直應力邊界和水平應力邊界。由于二號輔運大巷已經貫通，模擬過程中，先挖通二號輔助運輸大巷，支護完成后再分四步(每步3.6 m)開挖一號輔助運輸石門，并完成支護，在巷道Y=2 位置設置監(jiān)測斷面。

3.1 圍巖塑性區(qū)變化規(guī)律

將開挖過程分為四步，分析一號巷道監(jiān)測斷面(Y=2 m)圍巖塑性區(qū)隨巷道掘進的發(fā)展過程，研究巷道圍巖變形機理。

從圖6 可知，開挖第一步并完成支護后，巷道頂板、兩幫和底板多處發(fā)生塑性變形，由于兩幫底角存在應力集中現象，兩幫底角處塑形區(qū)厚度較大;開挖第二步后，頂板塑性區(qū)厚度沒有增大，兩幫的塑性區(qū)厚度有所增大，這是因為第二步開挖對監(jiān)測斷面的圍巖產生擾動，頂板圍巖自重應力傳遞到兩幫，致使兩幫塑性區(qū)有所擴展，底板塑性區(qū)范圍沒有增大;開挖第三步后，兩幫的塑性區(qū)范圍繼續(xù)增大，但是增幅很小，因為第三步開挖對巷道監(jiān)測斷面產生的擾動已經很小了，底板塑性區(qū)范圍沒有增大;開挖第四步后，巷道監(jiān)測斷面的圍巖塑性區(qū)沒有繼續(xù)增大，因為隨著巷道掘進的繼續(xù)推進，施工對滯后10 m 之外的巷道圍巖塑性區(qū)變化影響很小。顯然，在原支護方案下，隨著巷道掘進的不斷推進，巷道圍巖頂板塑性區(qū)厚度不會增加，兩幫塑性區(qū)厚度由增大到逐漸穩(wěn)定，底板塑性區(qū)域不會增大，兩幫底角位置由于存在應力集中，其塑性區(qū)厚度比底板中心塑性區(qū)厚度大，這點對于底板巷道圍巖的穩(wěn)定十分不利，兩底角圍巖過早發(fā)生屈服，將應力傳遞到底板中心區(qū)域，誘發(fā)底鼓產生。

圖6 塑性區(qū)的發(fā)展規(guī)律Fig.6 Development law of plastic zone

圖7 水平應力云圖(單位:Pa)Fig.7 Nephogram of horizon stress

3.2 圍巖應力分布規(guī)律

圖8 豎直應力云圖(單位:Pa)Fig.8 Nephogram of verital stress

根據前面分析結果可知，隨著巷道掘進的不斷推進，在第四步開挖后圍巖逐漸趨于穩(wěn)定，這里僅給出第四步開挖后監(jiān)測斷面的圍巖應力狀態(tài)。第一步開挖完成后，監(jiān)測斷面的拱頂水平應力10.8 MPa，幫部水平應力2 MPa，隨著第二步、第三步的開挖，監(jiān)測斷面的拱頂水平應力相應減小，幫部水平應力區(qū)域增大，直到第四步開挖完成后，巷道水平應力趨于穩(wěn)定，拱頂水平應力9.42 MPa，見圖7。自重引起的水平應力使巷幫向巷道內移動，頂板產生剪切破壞，兩幫產生劈裂破壞。底板在兩幫的擠壓作用下向上鼓起，并產生破壞。開挖過程中，巷道拱頂豎直應力基本保持不變，幫部豎直應力隨著巷道掘進而增大，幫部開挖后初始豎直應力18.88 MPa，第四步開挖完成后，幫部豎直應力20.09 MPa，拱頂豎直應力0.35 MPa，如圖8所示。

4 支護方案優(yōu)化

分析FLAC 模擬和現場監(jiān)測結果可知:巷道圍巖整體較完整，頂板下沉量和兩幫收斂量均較小，巷道圍巖松動范圍度不超過2 m，同時錨桿(索)受力值遠小于其設計值，說明其未充分發(fā)揮其性能。結合現場監(jiān)測、數值計算和錨桿(索)設計理論，擬設計2 種優(yōu)化方案。方案一，考慮圍巖松動圈厚度最大為1.8 m，將兩幫錨桿長度優(yōu)化為2.3 m，其他支護參數保持不變。方案二，按照錨桿支護理論計算，得出幫部錨桿長度為2.1 m，其他支護參數保持不變。通過數值模擬驗證方案的可行性。數值模型仍采用巷道變形機理分析的模型(圖5 所示)進行分析。計算模型和錨桿(索)支護模型如圖9 所示。

模擬巷道開挖時，先開挖二號輔助運輸石門大巷，后開挖一號巷道。通過對兩個方案的數值計算，獲得了巷道圍巖的豎直位移和水平位移變形特征。

圖9 錨桿(索)支護模型Fig.9 Cable(anchor wire)support model

優(yōu)化方案一的變形特征:巷道拱頂最大沉降9.13 mm，幫部最大水平位移8.88 mm，與現場監(jiān)測數據對比，巷道拱頂最大沉降由9.11 mm 增加到9.13 mm，幫部最大水平位移由4.8 mm 增加到8.88 mm，圍巖變形增量很小，能夠滿足支護要求，可以替代原有的支護方案。

優(yōu)化方案二的變形特征:巷道拱頂最大沉降10.87 mm，幫部最大水平位移16.88 mm，與工況一相比，盡管巷道拱頂最大沉降增量不大，但是幫部水平位移由8.88 mm 增大到17.59 mm，巷幫變形明顯增大，不能保證巷道穩(wěn)定。

研究表明，優(yōu)化方案一可行，即將幫部錨桿長度優(yōu)化到2.3 mm，其他支護參數保持不變，能夠滿足巷道支護要求，可以替代原有支護方案。

5 結 論

1)采用現場監(jiān)測與FLAC 模擬相結合的手段得到了文家坡煤礦深井巖石巷道破壞機理:即隨著巷道不斷地向前掘進，巷道兩幫圍巖塑性區(qū)厚度先增大直到逐漸穩(wěn)定，兩幫底角位置由于存在應力集中，其塑性區(qū)厚度比底板中心塑性區(qū)厚度大。自重引起的水平應力使巷幫向巷道內收斂，頂板產生剪切破壞，兩幫產生劈裂破壞，總體上講，圍巖變形小，巷道成型良好;

2)文家坡煤礦一號輔助運輸大巷的圍巖變形量很小，錨桿(索)支護方案過于保守，應進行優(yōu)化;

3)提出了文家坡煤礦一號輔助運輸大巷的兩個支護優(yōu)化方案，FLAC 分析表明，將幫部錨桿長度從2.7 m 優(yōu)化到2.3 mm，其他支護參數保持不變的優(yōu)化方案一合理可行，優(yōu)化后的支護可以滿足巷道穩(wěn)定性的要求。

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