考慮蠕變影響的近斷層軟巖巷道變形破壞特征與支護對策

崔 魏，崔 峰

（1.陜西陜北礦業韓家灣煤炭公司，陜西榆林 719100；2.陜西延長石油集團橫山魏墻煤業有限公司，陜西榆林 719100）

伴隨著我國礦井建設的不斷發展，越來越多的巷道不得不修建在軟巖地層中，然而軟巖強度低、膠結程度差且流變性強，故常常導致巷道發生片幫、冒頂、支護結構破壞等事故[1-2]。當軟巖巷道靠近斷層破碎帶時，斷層破碎帶的存在往往會產生附加應力[3-4]，進一步加劇軟巖巷道的變形破壞，給煤礦安全生產造成嚴重困難。

現有學者通過物理試驗或者數值模擬的方法對不同地質環境下的軟巖巷道開挖變形破壞規律展開了研究[5-10]。如黃慶享[8]指出軟巖巷道變形表現為四周收斂、流變明顯；林志斌[9]得出軟巖巷道圍巖徑向位移與其距巷道表面距離呈指數衰減關系。在得到軟巖巷道變形破壞特征基礎上，工程實踐者基于“定量讓壓”支護理論，提出許多切實有效的聯合支護方案[11-15]，如聶衍盛[14]提出了“錨索+波紋鋼帶+金屬網全錨”聯合支護方案；李偉[15]對巷道不同支護方案進行探究，最終得出“錨桿+注漿圈+頂、底板錨索+鋼架+噴襯”對控制巷道大變形具有顯著作用。

這些研究成果為保證軟巖巷道安全起到了積極的促進作用，但它們卻很少考慮斷層的影響以及軟巖的蠕變特性。為此，以安里煤礦-470 m 回風大巷為背景，考慮泥巖的蠕變特性，采用FLAC3D對其掘進過程中周邊巖體的變形破壞時空演化特征展開數值模擬分析[16-21]，并在此基礎上提出了“錨索+錨桿+噴射混凝土+注漿”聯合支護方案[22-24]，有效保證了近斷層軟巖巷道的安全。

1 工程概況

安里煤礦標高-470 m 回風大巷為墻高1.4 m、拱高2.4 m 的直墻拱形巷道，其在掘進過程中遭遇1 處落差為20 m、寬6.0 m、傾角為66°、水壓為2.0 MPa 的正斷層破碎帶[16]，回風大巷斷層區域地層剖面圖如圖1。圖中S 為巷道掘進面距斷層的距離，當掘進面位于斷層破碎帶前方時，其值為正，反之為負。

圖1 回風大巷斷層區域地層剖面圖Fig.1 Regional stratigraphic profile of the fault zone near ventilation roadway

在遭遇斷層前，巷道頂底板巖石由上往下依次砂質泥巖、中砂巖、砂質泥巖和泥巖，由于巷道直接頂和底均為強度較高的中砂巖，因此工程采用直徑20 mm、長度2 200 mm、間排距1 000 mm×1 000 mm的螺紋鋼高強錨桿配合長度5 400 mm、直徑21.8 mm、錨固長度1 200 mm、排距3 000 mm、預緊力90 kN 的單根預應力鋼絞線錨索以及網格規格為100 mm×100 mm 的金屬網進行支護，中砂巖地段巷道支護示意圖如圖2。此外，為使巷道順利通過斷層破碎帶，在巷道開挖掘進至斷層前10 m 時，采用鉆孔疏水降壓以及超前帷幕注漿的方式對斷層破碎帶進行了處理。當過斷層后，回風巷道開始進入泥巖地段，其頂底板巖石由上往下依次為砂質泥巖、泥巖、細砂巖、煤巖以及細砂巖。由于泥巖較軟且蠕變效應較強，在高壓下如再采用之前的錨索網支護，則必然會導致巷道以及支護結構發生嚴重變形，影響礦井正常生產。

圖2 中砂巖地段巷道支護示意圖Fig.2 Schematic diagram of roadway support in middle sandstone section

2 近斷層軟巖巷道變形破壞時效特征數值模擬

軟巖巷道斷層周邊巖體的力學參數見表1，采用FLAC3D建立得到軟巖巷道斷層區域三維數值模型如圖3。該模型3 個方向尺寸分別為32、36、32 m，共包含454 421 個網格節點和439 344 個單元。模型邊界條件設置為底面固定，頂面施加壓力11.8 MPa，四周施加壓力17.7 MPa。

圖3 軟巖巷道斷層區域數值模擬模型Fig.3 Numerical simulation model of fault zone near soft rock roadway

表1 軟巖巷道斷層周邊巖體的力學參數Table 1 Mechanical parameters of rock mass around fault near soft rock roadway

考慮軟巖巷道開挖過程中，中砂巖、細砂巖以及斷層破碎帶加固區蠕變特征不明顯，采用Mohr-Coulomb 模型對它們進行模擬；而泥巖、砂質泥巖、煤巖以及斷層破碎帶能夠表現出較強的蠕變效應，故采用軟件中的Cvisc 模型進行模擬。Cvisc 模型的本構方程如式（1）。

式中：ε 為巖石應變；σ 為巖石應力；t 為蠕變時間；EM、ηM分別為巖石Maxwell 體彈性模量和黏性系數；EK、ηK分別為巖石Kelvin 體彈性模量和黏性系數；εp為塑性應變。

當模擬巷道開挖掘進時，首先對斷層破碎帶進行降水以及超前注漿加固；然后設置每次掘進長度為2 m 并按圖2 的支護方式對巷道周邊巖體進行支護（假定巷道軟巖段的支護方式與中砂巖段相同），令單進尺開挖與支護總時長為8 h。其中，鋼筋網采用shell 單元模擬，其彈性模量和泊松比分別設為10 GPa 和0.25；錨桿采用cable 單元模擬，其彈性模量、耦合彈簧黏聚力和內摩擦角分別設為212 GPa、5 MPa 和30°。

3 近斷層軟巖巷道變形破壞時效特征

3.1 巷道表面巖體徑向位移變化發展規律

近斷層巷道掘進過程中，其拱頂、底板中心以及側墻頂部位置處巖體的徑向位移隨掘進距離的變化曲線如圖4。

圖4 巷道表面巖體徑向位移隨掘進距離的變化曲線Fig.4 The radial displacement change curves of rock mass on roadway surface with the excavation distance

當巷道掘進未通過斷層破碎帶時，由于中砂巖強度較高且斷層破碎帶經過了提前疏水以及加固處理，巷道周邊巖體在“錨桿索+金屬網”支護下能夠保持很高的自穩能力。此時，巷道表面巖體最大徑向位移出現在斷層破碎帶位置，其拱頂沉降、底板隆起及側墻水平位移分別為28.9、47.2、27.4 mm。

而當巷道掘進通過斷層破碎帶開始進入泥巖段時，由于泥巖強度低且表現出明顯的蠕變特性，采用“錨桿索+金屬網”支護顯然無法控制巷道周邊巖體的穩定。此時，隨著巷道的向前掘進，泥巖段巷道表面巖體各處徑向位移將越來越大，進而帶動鄰近斷層破碎帶巖體也發生大幅度變形。整體上看，沿著掘進方向，巷道泥巖段拱頂、底板中心以及墻頂徑向位移均呈單峰形分布，其最大值出現在距斷層破碎帶約3～6 m 的位置，在最大位置前后方，巖體徑向位移逐漸減小。原因在于，距斷層越近，巷道表面巖體在開挖支護后的蠕變時間就越長，其相應變形值也越大，但同時其受到加固破碎帶巖體的約束作用也越明顯；因此，當巷道穿越破碎帶進入軟巖段后，其最大變形一般不會出現在破碎帶與泥巖的交界處，而是發生在距斷層一定距離的位置。

此外，從掘進面變化時巷道表面各處巖體位移的增長幅度上看，考慮泥巖蠕變效應時，弱支護條件下軟巖巷道周邊巖體變形將隨開挖時間的延長而不斷增長，且其增大速率近乎保持不變。這就常常導致實際軟巖巷道工程支護結構因變形過大而發生失效。由計算結果可知，當巷道開挖通過斷層破碎帶18 m 后，巷道拱頂、底板中心以及墻頂的徑向位移將分別達到224.0、162.7、265.5 mm，意味著此時軟巖巷道和支護結構已經發生嚴重變形，如不加以控制，則必然引起冒頂以及片幫事故。可見，采用中砂巖段的“錨桿索+金屬網”支護方式不能滿足近斷層軟巖巷道圍巖穩定控制的要求，需對近斷層軟巖巷道的支護結構重新進行設計。

3.2 巷道周邊巖體徑向位移的變化發展規律

巷道周邊巖體徑向位移隨掘進長度的變化曲線如圖5。以距斷層3 m 處巷道橫斷面巖體的徑向位移為例進行分析。

圖5 巷道周邊巖體徑向位移隨掘進長度的變化曲線Fig.5 The radial displacement change curves of rock mass around the roadway with the excavation distance

當巷道未通過該斷面時，斷面內巖體應力變化不明顯，其位移相對較小。而當巷道開挖通過該斷面后，由于巷道位置巖體的挖除，巷道周邊巖體徑向應力開始卸載，且距巷道表面越近，其卸載幅度越大；因此，越靠近巷道表面位置的巖體，其徑向位移也越大，即由淺部往深部巷道橫斷面巖體徑向位移將呈指數式減小。隨著巷道的繼續向前掘進，距斷層3 m 處巷道橫斷面各處巖體徑向位移都將持續增長，但淺部2～5 m 范圍內的巖體位移增長速率要明顯大于其余地方，表現出強烈的流動特征，最終導致巷道表面巖體因徑向位移過大而發生大面積松動，發生失穩事故。此外，同一時間段下巷道兩幫巖體的徑向位移要大于底板，更大于底板，因此需對巷道兩幫巖體采取更為有利的支護措施。

距斷層3 m 處巷道表面巖體徑向位移隨巷道掘進距離的變化曲線如圖6。

圖6 距斷層3 m 處巷道表面巖體的徑向位移曲線Fig.6 Radial displacement curves of rock mass on roadway surface 3 m from fault

當巷道掘進面未開挖通過斷層破碎帶時，巷道掘進面與該橫斷面的距離大于3 m，此時，巷道的前進開挖對該橫斷面巖體位移影響很小。而當巷道通過斷層破碎帶后，隨著掘進面向橫斷面的靠近，巷道橫斷面巖體徑向位移迅速增大且增大速率越來越快；在巷道開挖通過此斷面時，該斷面巷道表面拱頂、底板中心以及墻頂徑向位移分別達到53.4、43.0、64.7 mm。此后，隨著巷道掘進面的逐漸遠離，巷道橫斷面巖體徑向位移因泥巖蠕變作用而與巷道開挖通過距離大體呈線性關系。由圖6 可知，巷道開挖每推進2 m，橫斷面拱頂、底板中心以及墻頂徑向位移分別增長約17.8、12.2、22.6 mm。這也意味著，隨著巷道的前進開挖，如不對近斷層軟巖巷道采取有效的支護措施，其表面巖體位移將不斷增大，最終導致片幫和冒頂。

3.3 巷道周邊巖體塑性區的變化發展規律

近斷層巷道開挖掘進過程中圍巖縱向塑性區分布如圖7。

圖7 巷道掘進過程中圍巖縱向的塑性區分布圖Fig.7 The longitudinal plastic zone distribution diagram of surrounding rocks during roadway excavation

巷道剛開挖通過斷層破碎帶時，巷道圍巖在掘進面前方的塑性區深度范圍約為1.0 m，在泥巖段底板位置為1.25 m；隨著巷道掘進面逐漸遠離斷層破碎帶，巷道圍巖在掘進面前方、頂板及底板位置的塑性區深度逐漸趨于穩定，分別為1.33、0.78、1.65 m。對比圖4 可知，在泥巖塑性區范圍大體保持不變的情況下，其徑向位移卻不斷增長，表明巷道周邊泥巖在已有支護條件下產生了較大的流變現象。

隨著巷道的向前掘進，距斷層3 m 處巷道橫斷面巖體的塑性區分布如圖8。

圖8 距斷層3 m 處巷道橫斷面巖體的塑性區分布圖Fig.8 The cross-section plastic zone distribution diagram of surrounding rock mass 3 m from the fault

當巷道開挖未通過此斷面時（S<3 m），該橫斷面巖體僅在巷道范圍內出現塑性區。當巷道開挖剛通過該斷面時（S=5 m），該斷面巖體則在巷道頂板、底板以及兩幫分別產生深度約0.78、1.25、1.04 m 的塑性區。而當巷道掘進面超過該斷面4 m 后，橫斷面巖體塑性區就基本保持不變；此時，巷道頂板以及兩幫塑性區深度依舊為0.78、1.04 m，底板塑性區破壞深度則由1.25 m 增至1.65 m。對比圖5 可知，近斷層軟巖巷道的流動區范圍要比其塑性區范圍大約1～2 m，因此，對巷道周邊軟巖進行注漿加固時，其加固范圍因綜合考慮它的塑性區以及流動范圍。

4 近斷層軟巖巷道支護對策

4.1 近斷層軟巖巷道支護設計

由上述分析結果可知，采用中砂巖段的“錨桿索+金屬網”的支護方式已難以控制巷道在泥巖段的安全穩定。原因在于：①泥巖膠結性差且強度低，其自身承載力以及穩定性差；②金屬網不能對軟巖巷道表面形成有效封閉，難以阻止周邊泥巖向巷道內產生蠕變變形。因此，為保證近斷層軟巖巷道的安全，首先應對開挖后的軟巖巷道表面進行噴射混凝土（厚度為50 mm）封閉以限制軟巖向巷道內的蠕變收斂變形；之后，對軟巖巷道周邊巖體進行注漿加固以降低其蠕變效應并提高自身承載能力，根據計算結果，近斷層軟巖巷道頂板、底板以及兩幫都會發生流動且流動區范圍約為2.5～3 m，故選用長度為2 500 mm（注漿半徑約為600～1 000 mm）、直徑為25 mm、間排距為1 600 mm ×1 600 mm 的中空注漿錨桿對巷道周邊泥巖進行注漿加固處理；接著，為降低注漿加固范圍內承載體的受力及變形，采用長度22 mm、直徑22 mm、間排距800 mm×800 mm 的螺紋鋼高強錨桿以及長度6 400 mm、直徑21.8 mm、錨固長度1 600 mm、間排距1 600 mm×1 600 mm、預緊力120 kN 的預應力鋼絞線錨索對巷道頂板以及兩幫進行支護；最后，為防止錨桿或錨索因地下水腐蝕或其它因素影響而發生破壞，再在巷道表面鋪設1 層100 mm×100 mm 的金屬網以及另1 層50 mm厚的噴射混凝土。最終，在巷道周邊形成1 個“錨索+錨桿+注漿+噴射混凝土”的聯合支護承載體系，近斷層軟巖巷道支護示意圖如圖9。其支護順序為：噴射第1 層50 mm 厚混凝土→安裝注漿錨桿→注漿加固→安裝錨索和錨桿→鋪金屬網→噴射第2 層50 mm 厚混凝土。

圖9 近斷層軟巖巷道支護示意圖Fig.9 Schematic diagram of soft rock roadway support near fault

為了研究“錨索+錨桿+注漿+噴射混凝土”聯合支護條件下近斷層軟巖巷道圍巖的穩定情況，在第2 部分數值模擬方案基礎上，于斷層破碎帶段開始對巷道進行噴射混凝土以及錨桿索支護，于泥巖段開始對巷道進行“錨索+錨桿+注漿+噴射混凝土”聯合支護。聯合支護后的支護結構分布圖如圖10。

圖10 聯合支護后的支護結構分布圖Fig.10 Support structure distribution map under combined support

4.2 支護后軟巖巷道變形破壞時效特征

當巷道開挖通過斷層破碎帶21 m 后，聯合支護條件下巷道圍巖的徑向位移曲線如圖11。

由圖11（a）可知，采用聯合支護后，沿著巷道掘進方向，巷道拱頂、底板中心以及側墻頂部位移不再呈單峰形分布，而是在巷道開挖通過一定距離后就增長變化很小，最終趨于穩定；此時，泥巖段巷道頂板、底板以及側墻最大位移分別為33.9、26.4、28.7 mm，比相同條件下“錨桿索+金屬網”支護方案減小了將近84.9%、83.8%、89.2%。由圖11（b）則可看出，采用聯合支護后，距斷層3 m 處巷道橫斷面巖體徑向位移由淺部往深部仍呈指數式減小，但其減小速率卻相對較緩，說明此時巷道圍巖有效承載范圍要比“錨桿索+金屬網”支護方案大得多。

圖11 聯合支護條件下軟巖巷道圍巖的徑向位移分布曲線Fig.11 Radial displacement distribution curves of surrounding rock around soft rock roadway under combined support

隨著巷道的向前掘進，聯合支護條件下距斷層3 m 處軟巖巷道表面巖體的徑向位移曲線如圖12。

圖12 聯合支護條件下距斷層3 m 處巷道表面巖體的徑向位移曲線Fig.12 Radial displacement curves of rock mass on roadway surface 3 m from fault combined support

當巷道掘進面未進入泥巖地段時（S<0），巷道掘進對此斷面處巖體位移影響基本可以忽略不計。而當巷道掘進面開挖進入泥巖地層時（S>0），隨著巷道的向前推進，該橫斷面拱頂、底板中心以及側墻頂部處巖體的徑向位移逐漸增大。但與“錨桿索+金屬網”支護方案不同的是，聯合支護方案下軟巖巷道橫斷面巖體位移增長速率會隨著掘進面的遠離而不斷減小，最終趨于0。由圖12 擬合結果可知，軟巖巷道頂板、底板以及側墻的最終徑向位移分別為34.8、26.1、25.0 mm，完全能夠滿足巷道凈空間的安全使用要求。

聯合支護條件下近斷層軟巖巷道橫斷面巖體的最終塑性區分布圖如圖13。

圖13 聯合支護條件下近斷層軟巖巷道橫斷面巖體的塑性區分布圖Fig.13 Plastic classification of cross-section rock mass around soft rock tunnel under combined support

由圖13 可以看出，采用聯合支護方案后，巷道圍巖塑性區破壞深度在頂板、底板以及兩幫分別為0.46、0.93、0.52 m，比“錨桿索+金屬網”方案減小了41.0%、44.6%、50%。這也在一定程度上減小了圍巖的變形松動范圍，降低了巷道泥巖對支護結構的壓力，有利于巷道支護結構的長期穩定。

5 結 論

1）當近斷層軟巖巷道支護結構較為薄弱時，沿著掘進方向，巷道軟巖段拱頂、底板中心以及墻頂徑向位移將呈單峰形式分布且其最大值出現在距斷層破碎帶約3～6 m 的位置。

2）巷道穿過破碎帶進入泥巖段時，巷道橫斷面巖體徑向位移將與巷道推進距離呈線性關系，即巷道開挖每推進2 m，橫斷面拱頂、底板中心以及墻頂徑向位移分別增長約17.8、12.2、22.6 mm。

3）考慮泥巖蠕變效應時，軟巖巷道頂板、底板以及兩幫塑性區范圍均相對較小，其破壞深度分別為0.78、1.04、1.65 m，但其流動區范圍卻要比塑性區范圍大約1～2 m。

4）采用“錨索+錨桿+注漿+噴射混凝土”聯合支護方案時，近斷層軟巖巷道巖體位移將隨著掘進面的遠離而趨于1 個定值，最終其頂板、底板以及側墻最大位移將分別比常規“錨桿索+金屬網”支護方案減小將近84.9%、83.8%、89.2%。