煤礦深井馬頭門施工擾動效應及其控制對策

姚直書，王曉健，程　樺，薛維培

(安徽理工大學土木建筑學院， 安徽淮南232001)

?

煤礦深井馬頭門施工擾動效應及其控制對策

姚直書，王曉健，程樺，薛維培

(安徽理工大學土木建筑學院， 安徽淮南232001)

針對煤礦深井馬頭門圍巖穩定性控制的技術難題，進行了施工擾動效應和控制對策研究。建立了深井馬頭門施工過程的三維計算模型，通過分5個階段的開挖和支護全過程模擬，得到了馬頭門施工過程的圍巖應力和變形特性，揭示了馬頭門施工過程的擾動效應。通過對馬頭門施工優化方案模擬分析，結果表明與常規施工工藝相比圍巖中第一主應力降低了26.3%左右，顯著減小了后續施工對第一澆筑段與相連井壁處的擾動影響。并提出在前、后二次施工的關鍵部位鉆一排密集深鉆孔，使后續施工的擾動影響通過密集深鉆孔而隔離和衰減，減小對已支護馬頭門和鄰近井壁的擾動影響。

深井；馬頭門施工；擾動效應；數值模擬；控制對策

煤礦副井馬頭門是副井井筒與井底車場的連接處，地處礦井的咽喉部位，布置有多種功能的連接硐室和巷道，如等候室、信號硐室、液壓泵站、管子道、聯絡通道、中央變電所和水泵房等。由于馬頭門具有斷面尺寸大、結構復雜和連接硐室多等特點，使得施工擾動明顯，圍巖應力集中嚴重。特別是隨著煤礦開采深度增加，地應力加大，工程地質條件變得復雜。由于對深井馬頭門及其連接井筒擾動效應缺乏深入研究，仍然采用淺埋礦井的設計方法和施工經驗[1]，從而使得擾動效應突呈。在深井高地應力共同作用下，煤礦深井馬頭門及相連井壁破壞時有發生，已成為煤礦深井建設一大技術瓶頸。如山東唐口煤礦副井[2]、江西曲江煤礦副井[3]、山東趙樓煤礦副井和河南趙固二礦副井等[4-7]，在施工過程中不但馬頭門遭到破壞，甚至其鄰近井壁也出現了一定范圍的破損，嚴重威脅著礦井的安全生產，延長了建井工期。為此，本文對煤礦深井馬頭門施工擾動效應與控制對策進行了探討。

1　工程背景

淮南礦業集團張集煤礦安全改擴建及二水平延深工程需在中央區工廣內增設深部副立井，井筒設計凈直徑8.8 m，馬頭門水平深846.5 m，位于4-2煤底板。由井筒檢查孔地質資料分析可知，馬頭門頂、底板巖性主要有鋁質花斑泥巖、砂質泥巖、砂質泥巖與細砂巖互層和細砂巖等，它們整體強度低、遇水膨脹崩解，自身穩定性差。由于馬頭門設計斷面大、鄰近硐室多，特別是與管子道相距太近，施工擾動嚴重，為防止馬頭門及相連井壁在施工和使用過程中發生破壞，首先采用數值模擬方法對馬頭門施工過程中的擾動效應進行分析，然后提出控制對策。

經設計優化后，該硐室群主要由立井、管子道、東馬頭門、西馬頭門、信號和液壓站綜合室、東、西等候室通道所組成，如圖1所示。馬頭門及其硐室初期支護采用錨噴網索形式，其中錨桿規格為Φ22 mm×2 500 mm、間排距為800 mm×800 mm；錨索規格為Φ17.8 mm×6 300 mm、間排距為1 600 mm×2 400 mm；噴射混凝土強度為C20、厚度為100 mm；二次支護為800 mm厚現澆鋼筋混凝土襯砌，混凝土強度等級為C50。其中立井井筒斷面形狀為圓形，開挖荒徑為10.4 m,其他組成部分施工尺寸如表1所示。

圖1　馬頭門及連接硐室剖面圖

2　擾動效應數值模擬

2.1計算模型建立

計算軟件選用FLAC3D，它屬于三維快速拉格朗日分析程序，在彈塑性分析、大變形分析以及模擬施工過程等方面具有其獨特的優點，適合于深井硐室群模擬[8-12]。在數值模擬過程中，實現分步開挖、一次錨網噴索支護和二次現澆鋼筋混凝土襯砌的施工全過程模擬。采用襯砌單元來模擬噴射混凝土或現澆混凝土結構的力學行為，采用cable單元模擬錨桿和錨索，模擬馬頭門主要揭露地層巖性選為泥巖、砂質泥巖、細砂巖和泥質粉砂巖4種典型巖層，其中底板巖性為泥質粉砂巖。材料彈塑性本構模型選用Mohr-Coulomb準則。

圖2　計算模型網格劃分示意圖Fig.2　Schematic diagram of calculation model meshing

根據馬頭門初步設計方案，考慮硐室開挖影響范圍，建立三維數值計算模型。模型寬度(垂直馬頭門軸線的水平方向)取100 m，長度(沿馬頭門軸線方向)取120 m，高度(沿井筒方向)取100 m。計算模型采用四面體單元進行劃分，先在有限元軟件ABAQUS內建立幾何模型共劃分為535 284個單元，然后將網格導入FLAC3D進行計算，模型網格劃分如圖2所示。

模型底面設置為固定邊界，限制其水平和豎向位移，4個側面設置為滾軸邊界，只限制其水平方向位移。在模型頂面施加豎向荷載以代替上覆巖層自重，根據礦井地應力測試結果[13]，自重應力取為20.16 MPa。根據井檢孔取芯進行的巖樣物理力學性能實驗，并結合取芯的RQD值，得到施工開挖巖層主要特性參數如表2所示。

表2　圍巖主要力學參數Tab.2　Main mechanical parameters of surrounding rock

深井馬頭門及連接硐室施工通常采用分步開挖作業方式，即馬頭門開挖是一個隨時間和空間不斷變化的施工過程[14]，這是一個復雜的加、卸載過程。為此，下面首先對常規施工方案下馬頭門的應力場和位移場特性進行模擬分析。

2.2常規施工方案數值計算結果及其分析

圖3　監測點分布圖Fig.3　Distribution map of monitoring point

目前，煤礦深立井馬頭門及連接硐室采用的常規施工工藝可分為5個階段：階段Ⅰ，從上向下掘砌立井井筒，施工到管子道上口3 m左右；階段Ⅱ，與井筒掘進同步開挖管子道2 m，并一起澆筑鋼筋混凝土結構，管子道迎頭采用噴射混凝土封閉；階段Ⅲ，向下掘砌井筒到馬頭門附近，開挖東、西馬頭門各3 m和下方井筒5 m，在一次支護的基礎上，然后自下向上現澆鋼筋混凝土，馬頭門與井壁形成整體結構；階段Ⅳ，繼續開挖兩側馬頭門剩余部分，包括通道和相關硐室并進行支護；階段Ⅴ，繼續開挖并支護管子道平巷的剩余部分。

為分析施工過程中馬頭門的應力和變形情況，在西馬頭門頂部設置4個監測點，記錄計算過程中監測點上的應力和位移變化情況，西馬頭門監測點分布如圖3所示。

通過對模擬計算結果處理分析，將數值導入origin軟件，可得到監測點相關應力及變形在5個施工階段的變化曲線如圖4和圖5所示。

圖4西側馬頭門頂部豎向位移時程曲線

Fig.4Vertical displacement at the top of the west ingate

圖5西側馬頭門頂部第一主應力時程曲線

Fig.5First principal stress at the top of the west ingate

由數值模擬結果可知，最大位移出現在馬頭門與井筒交界處附近，如1號監測點約為115 mm，而遠離井筒時，馬頭門頂部位移變小，這由圖4可明顯看出。另由圖4可見，從第Ⅲ階段開始，隨著馬頭門向前開挖，其頂部位移逐漸增大，特別是在后二個施工階段，馬頭門頂部位移仍在增長，從而說明后續巷道或硐室的施工，對已施工好的馬頭門及連接井壁產生了一定的擾動影響，這對圍巖穩定和支護結構安全是十分不利的。

由圖5可見，從第Ⅲ階段的馬頭門開挖開始，其頂部監測點第一主應力就開始明顯增加，但增加量較小。但隨著第IV階段的施工，馬頭門頂部第一主應力出現加速增大，最大值達到60～70 MPa。隨著第V階段剩余管子道的施工，除監測點2位于其下部，上部施工卸載引起了應力轉移，它的第一主應力出現大幅波動外，其他監測點應力仍然增大，特別是監測點1由于施工擾動應力先出現小幅波動、然后仍然快速增加，第一主應力已接近80 MPa，且產生塑性流動，說明在馬頭門與井筒相交處附近，圍巖及支護結構最易發生失穩和破壞，由于地處礦井的咽喉部位，對安全生產極為不利。

由上面數值模擬分析結果可知，在階段III施工結束時，馬頭門頂部圍巖應力并不大，但從第IV階段施工開始，馬頭門頂部的第一主應力出現加速增加，表明后續部分施工對已支護馬頭門的變形和應力影響很大，并極易引起圍巖出現壓剪破壞、導致塑性區域擴大，產生失穩破壞，從而說明后續部分施工擾動效應顯著。因此，為防止馬頭門及相連井壁出現擾動破壞，提出其控制對策。

3　擾動效應控制對策

3.1優化馬頭門施工方案

由上面模擬分析可知，目前常規施工方案是當井筒施工到馬頭門位置時，東、西馬頭門各施工3m左右(簡稱為第一澆筑段)，一次支護后，與上、下段井壁一起澆筑形成整體的鋼筋混凝土結構，然后再繼續向前掘進馬頭門剩余部分。由于后續施工的爆破震動、開挖卸載和圍巖變形等都對已澆筑的鋼筋混凝土碹體和相鄰井壁產生很大的擾動影響，在很多工程實踐中都引起第一澆筑段頂部鋼筋彎曲、混凝土碎裂剝落和井壁破損，從而影響井筒的安全使用。這由上面數值模擬結果(圖5)可以清楚看到，在階段Ⅳ，靠近井筒的馬頭門頂部第一主應力出現明顯增大，這對井壁穩定性十分不利。為此，在綜合考慮鉆眼爆破作業、出矸運輸布置、混凝土現澆工藝等多因素基礎上，提出馬頭門施工優化方案為將東、西馬頭門第一次施工長度(第一澆筑段)由3 m增大到6 m，其他工藝不變，按照前述方法進行數值模擬，計算結果如圖6和圖7所示。

圖6優化方案西馬頭門監測點位移時程曲線

Fig.6Displacement curves of the optimization scheme for the west ingate

圖7優化方案西馬頭門監測點第一主應力曲線

Fig.7First principal stress curves of the optimization scheme for the west ingate

與前面常規施工方案相比，優化施工方案總位移數值較大的分布范圍有所減小，總位移的最大值略有上升，最大位移值由115 mm增大到123 mm。西側馬頭門的測點1最靠近井筒，發生的位移最大，圍巖變形得到了一定的釋放，因此第一主應力數值明顯減小，如圖7中測點1曲線所示。優化方案西側馬頭門的第一主應力較常規施工方案下降約26.3%，這可有效防止馬頭門和井壁因施工擾動而發生失穩。

通過以上優化施工方案模擬計算結果可知，將馬頭門第一澆筑段施工長度由3 m增加到6 m，可顯著減小后續施工對第一澆筑段和井壁的擾動影響，圍巖中最大應力降低了26.3%左右，靠近馬頭門和井壁相交處減小更多，有利于井筒穩定。所以說，優化施工方案更有利于深井馬頭門穩定。

3.2設置擾動影響隔離孔

由上面數值模擬結果可知，影響深井馬頭門及連接井筒圍巖穩定性一個關鍵因素就是后續施工產生的擾動影響。因此，為了減小后續施工的擾動影響，一個有效的技術途徑就是實施隔離措施，即在前、后二次施工的關鍵巷硐之間鉆一排密集深鉆孔，使后續巷硐施工的擾動影響通過密集深鉆孔而隔離、衰減，減小對已支護巷硐圍巖穩定性的影響。

在煤礦深井馬頭門施工和使用過程中，馬頭門的第一澆筑段和相連井壁段安全穩定至關重要，如果此處圍巖出現失穩和支護結構破壞，將會引起一定高度范圍井壁出現變形和破損，嚴重影響提升設備的運營安全，修復工作不但工期長，而且難度大、費用高。國內曾有多個深井馬頭門及其連接井壁上、下段發生破壞，修復工期長達3～6個月，嚴重影響建井工期。所以說在深井馬頭門施工中，首先必須要確保第一澆筑段和相連井壁不出現破壞。

為此，為了防止后繼部分施工對第一澆筑段和相連井壁段產生擾動破壞，當第一澆筑段施工后，在二側馬頭門繼續向前掘進之前，首先在馬頭門的直墻半圓拱位置、垂直于巷道表面施工半圈深鉆孔，鉆孔直徑75 mm、間距500 mm、孔深8 m，從而形成有效的擾動影響隔離孔，如圖8和圖9所示。

圖8擾動影響隔離孔設置位置示意圖

Fig.8Diagram of disturbance isolation holes setting position

圖9擾動影響隔離孔剖面圖

Fig.9Profile of disturbance isolation holes setting

3.3優化管子道施工工藝

目前，通常施工工藝是井筒施工到管子道位置時，只向里施工1～2 m平巷，然后與相連井壁一起澆筑鋼筋混凝土結構后，再繼續向下施工井筒。然后，施工馬頭門、硐室和繞道等。只有當水泵房和變電所施工結束后，再采用施工上山的方法施工管子道的斜巷，最后施工管子道平巷的剩余部分(約5 m左右)。而相鄰的井壁、馬頭門和相關硐室都已施工并完成永久支護，二次施工管子道平巷剩余部分的爆破沖擊波將對鄰近井壁、馬頭門和相關硐室的圍巖和支護結構產生很大的動荷載作用，加之開挖卸載和圍巖變形擾動，極易造成鄰近井壁、下部馬頭門和硐室的失穩和破壞。這一分析可以通過前面數值模擬結果(圖4和圖5)得到證明。在第Ⅴ階段，即繼續施工管子道平巷的剩余部分時，不論是位移還是應力都繼續增大，使得本已受到擾動影響明顯、處于臨界狀態的圍巖和支護結構極易發生失穩破壞，或原有破損的馬頭門及相連井壁破壞加劇，這二種現象在實際工程中都時有發生，所以說，管子道平巷剩余部分的施工擾動不易忽視。

通過對管子道二次施工的擾動機理分析，并結合現場工程實際，提出管子道的優化施工工藝為：當井筒施工到管子道位置時，一次性施工管子道平巷段全長，先采用打錨桿、掛鋼筋網和噴射混凝土一次支護，然后與相連井壁一起澆筑鋼筋混凝土永久支護結構[15-16]，從而可大大減小和避免二次施工管子道平巷剩余部分時對相連井壁和下部馬頭門碹體的擾動效應，確保井筒和馬頭門安全使用。

4　工程應用情況

圖10　西側馬頭門第一澆筑段拱頂和馬頭門上口井壁西側的環向鋼筋應力變化曲線Fig.10　Change curve of annular reinforcing bar stress of first pouring section vault on the west ingate and shaft lining upper west ingate

由前面工程地質條件可知，張集煤礦深部副立井不但埋藏深、地應力大，而且巖性差，為了避免出現同一礦區類似條件馬頭門發生破壞的不利局面，通過對該井馬頭門施工工藝進行全過程模擬分析，得到了深井馬頭門優化施工方案及其擾動效應控制技術，并在實際施工中得到應用。為分析了解馬頭門第一澆筑段和相連井壁的穩定狀況，在馬頭門上口2.0 m位置井壁中沿圓周分4個方向埋設了環向和豎向鋼筋應力計；在西馬頭門第一澆筑段中部也布置一個測試斷面，在襯砌的拱頂和兩幫的環向及縱向鋼筋上布置了測力計，實測得到鋼筋受力隨時間變化曲線如圖10所示。由圖10可見，由于采用深井馬頭門優化施工方案及其擾動效應控制措施，取得了良好效果，相連井壁和馬頭門第一澆筑段環向鋼筋受力都在設計允許范圍內，結構安全可靠。目前，馬頭門和井筒都在安全運營。

5　結　語

通過以上對煤礦深井馬頭門施工過程中的擾動效應數值模擬和控制對策研究，可得到以下主要結論：

①以張集煤礦深部副立井馬頭門為工程背景，建立了深井馬頭門三維計算模型。通過分5個階段的開挖支護施工全過程模擬，得到了馬頭門施工過程中圍巖的應力變形特性，揭示了馬頭門施工過程的擾動效應。

②針對目前現場馬頭門施工實際，并結合混凝土下料及其流動情況，提出將馬頭門第一澆筑段施工長度增大到6 m的優化方案。數值模擬結果表明，與常規施工方案相比圍巖中最大應力降低了26.3%左右，優化方案顯著減小了后續施工對第一澆筑段和鄰近井壁的擾動影響，有利于井筒安全運營。

③提出在前、后二次施工的關鍵巷硐之間鉆一排密集深鉆孔，使后續巷硐施工的擾動影響通過密集深鉆孔而隔離、衰減，減小對已支護巷硐圍巖穩定性的影響，可確保關鍵部位免遭破壞。

④通過數值模擬結果表明，管子道平巷的二次施工對相連井壁和馬頭門擾動影響顯著。為此，提出管子道的優化施工工藝為一次性施工管子道平巷段全長，并與相連井壁同時澆筑形成整體結構，大大減小了二次施工管子道平巷剩余部分對相連井壁和下部馬頭門的擾動影響，確保井筒和馬頭門安全使用。

[1]XUE W P，YAO Z S，CHENG H，et al.Blasting vibration on deep shaft ingate rock damage and its control measures[J]. Journal of Vibroengineering，2016，18(3)：1639-1653.

[2]劉延生，趙景忠，楊家恩,等.千米深井馬頭門及井筒修復工程實踐與認識[J]. 建井技術，2005，26(3)：1-6.

[3]姚直書，程樺，楊志鴻,等.曲江風井井壁破壞的力學機理分析及修復治理[J]. 煤炭科學技術，2002，30(6)：12-14.

[4]喬衛國，呂言新，林登閣，等.深井厚沖積層軟巖馬頭門穩定性控制技術研究[J]. 煤炭科學技術，2012，40(3)：24-27.

[5]姜玉松.煤礦井底車場與井筒連接處破壞的原因分析及對策[J]. 山東科技大學學報，2010，29(5)：39-43.

[6]張向東，遲殿起，梁智鵬.紅慶河副井馬頭門硐室圍巖穩定性分析[J]. 遼寧工程技術大學學報(自然科學版)，2016，35(5)：479-483.

[7]信長瑜，高飛，宋浬永，等.深部復雜條件下泵房硐室群兩強穩定型控制技術[J]. 煤炭科學技術，2015,43(8)：23-28.

[8]王其洲，謝文兵，荊升國，等.構造復雜區硐室群圍巖失穩機理及控制技術研究[J]. 采礦與安全工程學報，2014,31(2)：263-269.

[9]GUO Z B，GUO P Y，HUANG M H，et al.Stability control of gate groups in deep wells[J]. Journal of China University of Mining & Technology，2009，19(2)：155-160.

[10]LI X H，YAO Q L，MAN J K.Development of fractures in soft rock surrounding a roadway and their control[J]. Mining Science and Technology，2011，21(3)：573-579.

[11]林惠立，石永奎.深部構造復雜區大斷面硐室群圍巖穩定性模擬分析[J]. 煤炭學報，2011，36(10)：1619-1623.

[12]YU Z，ZHI G Z.Mechanical response features and failure process of soft surrounding rock around deeply buried three-centered arch tunnel[J]. Journal of Central South University，2015，22(10)：4064-4073.

[13]韓軍，張宏偉.淮南礦區地應力場特征[J]. 煤田地質與勘探，2009，37(1)：17-21.

[14]程樺，蔡海兵，榮傳新，等.深立井連接硐室群圍巖穩定性分析及支護對策[J]. 煤炭學報，2011，36(1)：261-266.

[15]羅立強，王衛軍，屈延嗣.深井巖巷分步聯合支護技術應用[J]. 廣西大學學報(自然科學版)，2013，38(1)：228-234.

[16]IGNASI F，MANUEL F H，ANTONIO R M，et al. Structural effects of steel reinforcement corrosion on statically indeterminate reinforced concrete members[J]. Materials and Structures，2016，2(1)：1-15.

(責任編輯唐漢民梁碧芬)

Construction disturbance of deep mine shaft ingate and its countermeasures

YAO Zhi-shu, WANG Xiao-jing, CHENG Hua, XUE Wei-pei

(School of Civil Engineering and Architecture, Anhui University of Science and Technology, Huainan 232001, China)

Aiming at the technical problem of stability control on deep mine shaft ingate, the construction disturbance and its countermeasures were discussed. Three-dimensional computational model of deep shaft ingate construction process was established. Through a simulation on the entire excavation and support process of five stages, the stress and deformation characteristics of surrounding rock during the process of ingate construction were demonstrated clearly, which revealed the disturbance effect in the process. Compared with conventional construction techniques, a simulation analysis on the optimization scheme of ingate construction showed that the maximum stress of surrounding rock was reduced by about 26.3%, which significantly reduced the effect of subsequent construction disturbance on the first pouring segment and shaft lining. A proposal was made to drill a row of dense deep holes between key roadway and chamber to isolate and attenuate the impact of subsequent construction disturbance. The influence of surrounding rock stability on the roadway and chamber will be reduced.

deep shaft；ingate； disturbance effect； numerical simulation； control countermeasures

2016-04-01；

2016-05-15

國家自然科學基金資助項目(50874002)；高等學校博士學科點專項科研基金資助項目(20133415110004)

姚直書(1963—)，男，安徽舒城人，安徽理工大學教授，博士生導師;E-mail:zsyao@aust.edu.cn。

10.13624/j.cnki.issn.1001-7445.2016.1313

TD 353

A

1001-7445(2016)04-1313-08

引文格式：姚直書，王曉健，程樺,等.煤礦深井馬頭門施工擾動效應及其控制對策[J].廣西大學學報(自然科學版)，2016，41(4)：1313-1320.