含弱層巷道圍巖滑移破壞規律的模擬研究

丁敏杰，郭鵬飛，彭巖巖

（1.紹興文理學院 土木工程學院，浙江 紹興 312000；2.紹興文理學院 浙江省巖石力學與地質災害重點實驗室，浙江 紹興 312000）

隨著淺部煤炭資源的減少，煤礦開采逐漸向深部發展[1-3]。對于深部巖體，特別是位于煤礦沉積地層中的深部巷道圍巖，由于受到地層中廣泛存在的軟弱夾層以及復雜的應力條件和開采擾動影響[4-9]，易出現非穩定的變形破壞，制約著煤礦的安全高效開采。為此，復雜應力條件下含弱層巷道的穩定性問題亟待解決。迄今，國內外學者對地下工程中軟弱夾層的作用進行了許多有益的研究。郭海[10]應用FLAC2D研究軟弱夾層對隧道圍巖松動破壞的影響，發現圍巖損傷是從夾層附近開始向周邊擴展的。張迎貴等[11]研究發現軟巖夾層在巷道兩幫位置且上、下均為硬巖結構時對巷道影響最小。孫利輝等[12]研究發現巷道底板淺部的軟弱夾層會弱化底板的強度，而深層的軟弱夾層則會對地應力的傳遞起到阻隔的作用。唐禮忠等[13]研究表明在動力擾動作用下，夾層對爆破波能量起到了一定的釋放作用，有利于圍巖動力穩定。周永利等[14]指出基底弱層控制著哈爾烏素露天礦內排土場的潛在滑坡模式及其穩定性。丁軍等[15]發現在破碎軟弱夾層位置的孔壁鉆進時產生擴徑現象，不利于底板錨固。王玉和等[6]采用相似材料模擬和理論分析相結合的方法，提出了能夠使軟弱夾層與上、下硬巖層之間協同耦合承載，減少巷道圍巖變形的聯合支護方案。李新旺等[16]應用UDEC離散元軟件分析了煤礦巷道底板中軟弱夾層厚度對底鼓的影響。

上述研究多集中在弱層對巷道頂板和底板變形破壞的影響。然而，對于弱層與復雜應力條件共同影響下煤幫圍巖滑移破壞規律的研究鮮有涉及，且以往的數值模擬中忽略了弱層自身的殘余強度。事實上，弱層在復雜應力條件下易出現“漸進式破壞”[17]現象。為此，運用UDEC數值模擬，考慮了弱層的殘余強度，并認為弱層是具有一定厚度、物理力學性質介于巖石與煤之間的黏彈性薄塊體，分析弱層與側壓力系數共同作用下對巷道圍巖滑移破壞的影響。

1 含弱層煤礦巷道圍巖滑移破壞特征

煤礦巷道開挖后，巷道圍巖的應力狀態由三向變成兩向，使得應力在幫部產生集中，進而引起巷道幫部發生破壞。馬念杰[18]指出巷道圍巖的破壞主要由幫部煤體的壓剪破壞和層理面的滑移破壞共同構成。圍巖在集中應力作用下會形成塑性區、彈性區和原巖應力區。

單仁亮等[19]通過統計分析大量文獻，認為煤礦巷道開挖后在圍巖應力作用下煤幫圍巖主要發生壓剪破壞，在圍巖內部容易出現剪切滑移面。煤幫圍巖出現的壓剪破壞符合莫爾-庫侖強度準則，可以用莫爾圓對巷道整個開挖過程中煤幫圍巖的狀態進行描述，煤礦巷道開挖過程中的莫爾圓如圖1。該圓的圓心坐標為（（σ1+σ3）/2，0），圓的半徑為（σ1-σ3）/2，圓1、圓2和圓3分別為原巖應力狀態下莫爾圓、開挖擾動時莫爾圓和巷道開挖完成后巷道煤幫發生應力集中時莫爾圓，AD為煤幫圍巖原巖應力狀態下抗剪強度包絡線，BD為受開挖擾動影響的煤幫圍巖強度降低后抗剪強度包絡線。煤礦巷道掘進過程中，幫部σ3減小，導致莫爾圓的圓心橫坐標左移，影響半徑增大，從圓1發展成圓2。隨著巷道的開挖，圍巖應力逐漸集中，使σ1逐漸增大，從而圓2發展成圓3。當莫爾圓與AD相切時，達到煤幫圍巖的極限強度；相割則表明煤幫圍巖發生壓剪破壞。煤幫圍巖發生壓剪破壞后，塑性區會沿剪切面及層理面發生滑移破壞，進一步降低煤幫圍巖的強度及承載力。煤幫圍巖強度降低后使AD逐漸發展成BD，進一步加劇煤幫圍巖的壓剪破壞。

圖1 煤礦巷道開挖過程中的莫爾圓Fig.1 Mohr’s circles during excavation of coal rock roadway

2 含弱層巷道圍巖滑移破壞數值模擬

2.1 數值模型的建立

以劉莊煤礦深部泥巖巷道為研究對象，其平均采深在-700 m以下，煤層平均厚度2.05 m，煤層傾角一般小于3°，可近似為水平煤層，部分煤體存在較多裂隙。煤層上方10 m到煤層下方10 m范圍內，巖層依次為：泥巖、砂質泥巖、煤、碳質泥巖、煤、砂質泥巖和泥巖，各巖層之間均含有軟弱夾層。由于僅研究煤幫圍巖滑移破壞的一般規律，為此對工況進行簡化，將頂板設為相同巖性的砂質泥巖，底板設為相同巖性的泥巖，弱層僅存在于頂底板和煤層接觸面間。

采用離散元軟件UDEC建立了數值計算模型。模擬中，考慮了4種弱層厚度h：無弱層、0.1、0.2、0.3 m，4種側壓力系數λ：0.5、1.0、1.5、2.0?？紤]邊界效應,取模型模擬的范圍為30 m×22 m，巷道斷面尺寸2 m×2 m，兩側均為實體煤。模型上部為自由邊界，應力條件考慮埋深H為800 m，上覆巖層平均密度ρ為2 500 kg/m3，以原巖垂直應力σv=ρgH=20 MPa的形式施加在模型頂部，模型底部邊界為固定端，左右邊界約束水平位移。頂底板均劃分為1.0 m×1.0 m的塊體，煤層劃分為0.5 m×0.5 m的塊體，弱層劃分為0.1 m×0.1 m。軟弱夾層設置在煤與頂底板間，頂底板均為10 m，數值模型如圖2。

圖2 數值模型Fig.2 Numerical model

依據所建立幾何模型的對稱性質，取巷道左側煤層為研究對象。弱層采用彈簧與阻尼器并聯的kelvin體表示。為突顯煤幫圍巖的變形破壞，將水平應力的方向設置為與巷道軸向垂直。在左側煤層中線上每隔0.25 m等間距布置1個監測點，合計41個測點，其中煤壁處的測點為A，離煤壁2 m為測點B，離煤壁4 m為測點C。煤壁豎直方向上每隔0.1 m等間距布置1個監測點，共計21個測點，測點布置示意圖如圖3。

圖3 測點布置示意圖Fig.3 Schematic diagram of measuring points layout

2.2 模型的基本參數

模型內共含4類塊體和5類節理，塊體與節理參數見表1和表2。為充分考慮圍巖的變形破壞特性，塊體均采用摩爾-庫倫模型。本文中模擬與前人研究的不同主要體現在，弱層節理采用節理面接觸-具有殘余強度的庫侖滑移模型，此模型中節理的摩擦力、黏聚力和抗拉強度在開始出現剪切或張拉破壞時參數減小或消失來模擬節理的軟化特性。為此賦予弱層節理組殘余黏聚力1.4 MPa，殘余內摩擦角5°，和殘余抗拉強度15.0 kPa，通過這3類殘余參數來實現弱層的黏彈性及控制弱層的漸進破壞。其余4類節理均采用節理面接觸-庫侖滑移模型。

表1 煤巖力學參數[20]Table 1 Mechanical parameters of coal and rock

表2 節理力學參數[20]Table 2 Mechanical parameters of joints

3 數值模擬結果與分析

3.1 含弱層巷道圍巖滑移特征

3.1.1 弱層厚度對于巷道圍巖滑移的影響

通常實測煤礦原巖應力場側壓力系數介于1～3之間，而關于弱層的數值模擬研究中通常采用的側壓力系數均介于0.5～2[10,12,16]，為突顯弱層的影響，側壓力系數不易過大，為此選取側壓力系數為1.5的情況進行研究分析。為分析有、無弱層以及弱層厚度對煤幫圍巖滑移的影響，在模擬結束后選取了監測點A、B、C的水平位移進行分析。含不同厚度弱層巷道圍巖3個監測點的水平位移隨計算時間步的變化曲線如圖4。

圖4 監測點水平位移曲線Fig.4 Horizontal displacement curves of monitoring points

圖4（a）中圍巖不含弱層，可以看出，巷道達到力學平衡時監測點A最大水平位移為138.1 mm，測點B和測點C的最大水平位移分別為52.7 mm和13.7 mm，A點水平位移遠大于B點和C點。結合圖4（b）～4（d）可知，隨著弱層的出現及厚度不斷增大，測點A、測點B、測點C的最大水平位移值均發生顯著提升，但依舊保持A點水平位移遠大于B點和C點的趨勢。說明煤幫圍巖中是否含有弱層，均會在開挖后，由于應力傳遞路徑發生改變和應力的轉移導致煤幫圍巖發生變形，且越靠近開挖位置，監測點水平位移越大。從圖4可以看出，弱層對監測點的水平位移有明顯的影響，以測點A為例，3類含弱層圍巖測點A的水平位移較無弱層時分別增加了33.3%、58.1%、66.8%，進一步說明，弱層越厚，測點的水平位移增長也越快。

此外，4類巷道達到力學平衡所需計算時間步長依次為0.168（h=0.0 m）、0.326（h=0.1 m）、0.415（h=0.2 m）和0.458（h=0.3 m），含弱層巷道達到力學平衡時所需計算時間明顯滯后于無弱層情況，且隨弱層厚度增大模型平衡所需計算時長會進一步延長，說明弱層的存在不利于煤礦巷道的穩定，并且弱層越厚巷道越不穩定。原因歸結于，巷道不含弱層時，巷道計算平衡僅與層理面的參數有關，由于層理面的黏聚力與內摩擦角最小，巷道開挖完成后，層理面最先發生剪切破壞，失效后的層理面不會對圍巖的滑移破壞產生約束作用，因此無弱層巷道可以快速計算平衡，達到穩定。含弱層巷道，在開挖擾動下，弱層也會發生剪切破壞，但由于弱層節理被賦予了殘余參數，導致節理的斷裂不會突然失效，而是產生新的弱連結，整個弱層呈現出“漸進式破壞”，為此含弱層巷道計算時間步長總是滯后于無弱層巷道。

4類含不同厚度弱層圍巖的水平位移隨煤幫圍巖深度變化的曲線如圖5。

從圖5中可以看出，4類含不同厚度弱層的煤幫圍巖最大水平位移值均出現在煤壁表面，且數值依次是134.7、193.8、226.5、238.0 mm。含弱層圍巖最大水平位移值相比無弱層時分別增加了43.9%、68.2%、76.7%。說明弱層對煤幫圍巖的水平滑移具有促進作用，當弱層越厚，煤壁處的水平滑移也越明顯。同時看出，4條曲線的線形基本一致，煤幫水平位移在圍巖深度達到4～6 m之前，下降速度較快，之后速度趨于緩和。此過程中存在明顯的拐點，拐點前曲線斜率明顯大于拐點后，并且4個拐點所處位置依次為距煤壁4.0、5.0、5.75、6.0 m，與圍巖塑性區深度幾乎一致。由此認為拐點前的煤幫已經發生了剪切破壞，已屈服部分的煤幫圍巖會沿著弱層或者層理面向巷道進行整體性的水平滑移，同時促使煤壁產生嚴重的變形隆起。

圖5 煤幫圍巖水平位移變化曲線Fig.5 Curves of horizontal displacement of surrounding rocks of roadway

3.1.2 側壓力系數對巷道圍巖滑移的影響

為了分析側壓力系數對煤幫圍巖滑移的影響，對不同側壓力系數和弱層厚度影響下煤壁處產生最大水平位移的點進行提取，繪制的煤幫最大水平滑移曲線圖如圖6。

圖6 幫最大滑移曲線Fig.6 Maximum slip curves of coal wall

從圖6中可以看出，當圍巖中無弱層時，隨著側壓力系數的增加煤壁處的最大滑移值也隨之增加，且增加趨勢呈現出非線性的關系。當圍巖中含有弱層時，對比相同側壓系數下無弱層情況，發現煤壁處的最大滑移值增加速率顯然要高于無弱層情況，這說明弱層的存在會加劇幫部的滑移，且弱層越厚，滑移值越大。此外，可以發現4個不同側壓力系數下，含0.3 m弱層圍巖幫部滑移值與0.2 m時相比，幫部滑移值的增加并不顯著，分別增加了8.1%、8.2%、4.3%、7.0%，這說明當弱層厚度從0.2 m變化到0.3 m時，幫部的滑移值趨于穩定。

3.2 含弱層巷道圍巖破壞特征

3.2.1 弱層厚度對巷道圍巖破壞形態的影響

選取側壓力系數為1.5時的計算結果，對有無弱層及不同弱層厚度影響下圍巖破壞形態及塑性區深度進行分析。計算結束時，含不同厚度弱層的圍巖破壞形態如圖7。

圖7 含弱層圍巖破壞形態Fig.7 Failure forms of surrounding rocks with weak layer

從圖7中可以看出，無弱層巷道開挖完成后，在水平應力與垂直應力共同作用下，煤幫圍巖整體的破壞形式以剪切破壞為主，煤壁處的破壞形式以拉伸破壞為主，圍巖深處存在剪切滑移面（塑性區邊界）。當圍巖中含有弱層時，圍巖深部及煤壁處的破壞形式與無弱層時基本相同。但隨著弱層厚度的增加，塑性區深度也不斷增大，4種含不同厚度弱層的圍巖塑性區深度（以塑性區邊界與煤層中線交點距離煤壁的距離D作為塑性區深度）依次為3.75、5.25、5.75、6.0 m。含有0.1、0.2、0.3 m弱層的圍巖塑性區深度與無弱層情況相比分別增加了40%、53.3%、60%，這也說明弱層的存在加劇了煤幫圍巖的剪切破壞。本次模擬中，圍巖臨界破壞深度是煤體即將發生剪切破壞的臨界狀態，而隨弱層厚度增長，剪切面不斷往圍巖深處發展，進一步說明，隨弱層厚度的增加，煤體的剪切破壞范圍會進一步擴大，因而圍巖臨界破壞深度對圍巖穩定具有重要意義。

在弱層厚度由0.1 m變化到0.3 m時，發現弱層對煤幫圍巖塑性區分布具有較大影響，煤幫圍巖塑性區沿弱層快速向深部發展，而隨著遠離弱層，塑性區深度逐漸減小，這種趨勢隨弱層厚度增加越為明顯。進一步說明，煤幫圍巖易沿著弱層發生剪切破壞，且離弱層越近，剪切破壞越嚴重。

3.2.2 側壓力系數對巷道圍巖破壞形態的影響

為了進一步分析側壓力系數對含弱層煤幫圍巖塑性區深度的影響，不同側壓力系數影響下的煤幫圍巖塑性區深度曲線如圖8。

圖8 含弱層圍巖塑性區深度曲線Fig.8 Depth curves of plastic zone of surrounding rocks with weak layer

圖8中，在相同側壓系數下，含弱層煤幫圍巖塑性區深度總是大于無弱層情況，并且弱層越厚塑性區深度越大，說明弱層對于煤幫圍巖塑性區深度的增長起重要作用。無弱層圍巖在側壓力系數由0.5增長至1.5時，煤幫圍巖的塑性區深度，呈現出減小的趨勢。側壓力系數增大至2.0時，塑性區深度又逐漸擴大，說明巷道圍巖在側壓力系數為1.5，處于最為穩定的應力狀態。含弱層煤幫圍巖在側壓力系數由0.5變化到1.0時，塑性區深度亦呈現出減小的趨勢，說明過小的側壓力系數不利于圍巖的穩定，在一定范圍內提高側壓力系數有利于圍巖穩定。當側壓力系數介于1.0～2.0時，隨著側壓系數及弱層厚度增大，圍巖塑性區深度也會出現增長。

3.2.3 含弱層巷道圍巖應力狀態分析

為進一步研究弱層對圍巖應力狀態的影響，對數值計算結束時41個監測點的水平應力和垂直應力分別作了統計，選取側壓力系數為1.5的計算結果進行分析。計算結束時含弱層巷道圍巖應力變化曲線如圖9。

圖9 含弱層巷道煤幫圍巖應力曲線圖Fig.9 Stress curves of surrounding rocks

圖9（a）中，當煤幫圍巖深度為0～1 m時，水平應力呈現出上下波動的趨勢，主要原因是在此范圍內煤壁主要發生了張拉破壞，導致應力傳遞路徑發生改變。隨著煤幫圍巖深度的增加，水平應力逐漸上升，當煤幫圍巖超過10 m后（進入原巖應力區），水平應力增加放緩并逐漸趨于穩定。將無弱層情況與含弱層情況進行對比，發現含0.1、0.2、0.3 m弱層時煤幫圍巖水平應力值分別在距煤壁5.00、5.50、5.75 m處，產生最大水平應力差值，分別為7.35、9.65、10.38 MPa。產生最大應力差值處，與圍巖塑性區深度幾乎一致（可參照圖7）。說明弱層的黏彈性質導致煤幫圍巖中的水平應力傳遞發生變化，當這種變化趨勢達到最大時，煤幫圍巖隨著產生剪切破壞。

在圖9（b）中，當煤幫圍巖深度為0～1 m時，垂直應力亦呈現出上下波動的趨勢，主要原因和圖9（a）種水平應力變化的原因一致。隨著煤幫圍巖深度的增加，垂直應力逐漸升高，并出現峰值，但在峰值之后隨著煤幫圍巖深度的增加垂直應力逐漸下降。此外，隨著弱層厚度的增加，峰值點不斷向圍巖深處偏移。這說明，隨弱層厚度增大，圍巖塑性區深度也在不斷增加。在峰后階段弱層越厚，垂直應力得到小幅度提升，表明弱層促進了頂板向煤幫圍巖的應力傳遞。弱層厚度的增加導致煤幫圍巖內水平應力與垂直應力差值不斷擴大，最終促使煤幫圍巖發生塑性破壞，并且使得煤幫圍巖塑性區深度不斷增大。

4 結論

1）含弱層煤礦巷道開挖完成后，圍巖自身經歷了復雜的應力變化和調整過程，而弱層會進一步改變圍巖中應力傳遞路徑，具體表現為減弱了圍巖深部向煤幫的應力傳遞，促進了頂板向煤幫的應力傳遞，最終導致了煤幫圍巖產生剪切破壞。

2）圍巖臨界是決定圍巖穩定的關鍵。隨弱層厚度增長，煤幫圍巖的臨界破壞深度隨之增大，導致煤幫圍巖剪切破壞范圍不斷擴大，最終促使煤幫圍巖塑性區深度與水平滑移值進一步擴大(以λ=1.5為例，3類含弱層圍巖塑性區深度與無弱層情況相比分別增加了40.0%、53.3%、60.0%。圍巖水平滑移值相比無弱層時分別增加43.9%、68.2%、76.7%）。

3）側壓力系數對含弱層圍巖的穩定性具有重要影響。隨側壓力系數增大，煤幫圍巖水平滑移值出現顯著增長。當側壓力系數為1.0時，含弱層圍巖處于最為穩定的應力狀態，當側壓力系數介于1.0～2.0時，隨著側壓系數增大，煤巖體塑性區深度也會出現增長。

4）煤礦巷道開挖后受弱層及高地應力的影響，煤幫圍巖塑性區分布范圍較大，且煤壁處變形嚴重，必須對兩幫圍巖進行合理支護，才能保證巷道穩定。