淋水條件下弱膠結軟巖巷道變形破壞特征與支護技術

郝 明，潘夏輝，張勃陽

（1.榆林神華能源有限責任公司，陜西榆林 719000；2.河南理工大學土木工程學院，河南焦作 454000）

我國新疆、內蒙古以及寧夏等西部地區礦井分布著廣泛的弱膠結軟巖地層[1-3]。由于弱膠結軟巖內部往往含有大量的蒙脫石、高嶺石等親水性黏土礦物，不僅結構松散、膠結性差、強度低，而且遇水還會發生泥化、崩解以及膨脹現象[4-5]。當在此類地層中開掘巷道時，容易發生冒頂、底鼓、坍塌、錨桿索錨固力低下或失效等事故，若遇巷道淋水，則事故發生概率會進一步增大，嚴重威脅煤炭安全高效開采[6-7]。

針對弱膠結軟巖力學性質差、承載能力低的特點，孟慶彬[8]、王進學[9]、范育青[10]、譚云亮[11]等對弱膠結軟巖的力學性質進行試驗研究，在一定程度上揭示了西部淺埋弱膠結軟巖巷道圍巖變形破壞失穩機理；考慮水對弱膠結軟巖力學與變形特性的影響，張嘉凡[12]、李永志[13]、左清軍[14]、劉家順[15]等建立得到了不同含水率下弱膠結軟巖的強度以及本構模型；考慮水對弱膠結軟巖巷道穩定性的影響，朱先龍[16]、趙維生[17]、胡銀如[18]、朱光亞[19]等對不同地質環境下巷道變形和支護體受力變化特征進行分析，提出了“全錨索”、“有控疏水+錨桿索”、“架棚+錨桿+錨索”等聯合支護技術。

上述研究成果為保障不同環境下弱膠結軟巖巷道的掘進與使用安全提供了有力基礎支撐，然而，它們卻很少考慮巷道淋水時間對弱膠結軟巖地層強度與膨脹率的影響，致使弱膠結軟巖巷道支護結構薄弱或浪費嚴重。為此，以色連二礦12307 回風巷為研究對象，根據淋水時間對弱膠結軟巖強度以及體積進行動態改變，研究了巷道圍巖在開挖過程中的應力、變形以及塑性區變化特征，并在此基礎上對原“錨帶網索梁”支護方案進行改進，確保了淋水條件下弱膠結軟巖巷道的掘進安全。

1 工程概況

色連二礦12307 矩形回風巷埋深325.5 m，凈寬×凈高等于5.0 m×2.6 m，沿該礦3-1 煤層底板掘進，北側距12308 采空區（積水水壓約為1.05 MPa）邊界線為19.4 m，南側距12206 采空區（積水水壓約為0.8 MPa） 邊界線水平向為24.1 m、垂直向為22.83 m，12307 回風巷布置示意圖如圖1。巷道周邊巖層成近水平分布，其上方直接頂為均厚3.0 m 的弱膠結砂質泥巖，基本頂為裂隙發育、均厚7.0 m 的富水中砂巖層；巷道下方直接底為均厚2.8 m 的灰色弱膠結砂質泥巖，基本底為均厚31.0 m 的灰白色粉砂巖。

圖1 12307 回風巷布置示意圖Fig.1 Schematic layout of 12307 return laneway

巷道原支護方案設計為“錨帶網索梁”聯合支護，12307 回風巷原支護方案設計示意圖如圖2。其中，頂板螺紋鋼錨桿直徑20 mm、長度2 500 mm、間排距為880 mm×900 mm，配合10#菱形金屬網以及W 鋼帶使用；頂板預應力錨索直徑17.8 mm、長度為7 300 mm、間排距1 300 mm×1 800 mm、預緊力120 kN，配合12#槽鋼梁使用；巷幫螺紋鋼錨桿直徑20 mm、長度2 500 mm、間排距為750 mm×900 mm，配合鋼筋梯子梁使用；底板則采用250 mm 素混凝土進行整平加固。

圖2 12307 回風巷原支護方案設計示意圖Fig.2 Design sketch for original support scheme of 12307 return laneway

2 數值模擬模型以及計算方案

2.1 數值模型

為研究12307 巷道開挖過程中圍巖的變形破壞情況，根據圖1 所示的巖層分布情況，采用FLAC3D5.0 建立的近采空區富水弱膠結軟巖巷道掘進模型如圖3。

該模型長、寬、高分別為150、45、80 m，模型包括12307 回風巷、12206 采空區、12308 采空區以及各類巖層，共包含251 658 個節點和238 140 個單元。模型邊界條件設置為底面以及四周法向位移約束，頂面施加壓力7.4 MPa。考慮采空區積水影響，對12206 和12308 采空區底面分別施加0.8 MPa 以及1.05 MPa 的水壓。此外，為研究12307 巷道掘進過程中圍巖穩定性變化情況，沿隧道掘進方向在模型中間位置布置了1 個監測斷面（簡稱測面，圖3）。

圖3 近采空區富水弱膠結軟巖巷道開挖數值模型Fig.3 Excavation numerical model of water-rich roadway with weakly cemented soft rock near the mined-out area

2.2 巖層以及支護結構參數

模型初始應力平衡時，各層巖石的本構以及滲透模型分別設置為摩爾-庫倫模型和各項同性滲透模型，不同巖層的力學與滲透模型參數見表1。不同淋水時間下砂質泥巖的強度以及體積參數見表2。

表1 不同巖層的力學與滲透模型參數Table 1 Mechanics and permeability model parameters of different rock formations

表2 不同淋水時間下砂質泥巖的強度以及體積參數Table 2 Strength and volume parameters of sandy mudstone under different water spraying time

砂質泥巖在巷道開挖淋水后會發生泥化以及體積膨脹現象。因此，根據既有研究成果[11-13,20]，考慮飽水砂質泥巖最終的強度和體積膨脹率，使用指數衰減函數來描述不同淋水時間下砂質泥巖的強度以及體積參數，如式（1）。

式中：σc為單軸抗壓強度，MPa；t 為淋水時間，d；εv為體積膨脹率，%。

模擬12307 巷道開挖時，設置巷道每次開挖進尺為3 m，每天按3 班掘進9 m，采用cable 單元模擬錨桿和錨索，采用beam 單元模擬W 鋼帶、槽鋼梁和鋼筋梯子梁，采用shell 單元模擬金屬網和混凝土地坪，各支護結構的物理力學參數見表3。

表3 支護結構的物理力學參數Table 3 Physical and mechanical parameters of supporting structure

2.3 數值模擬計算方案

由于12206 以及12308 工作面的開挖必然會導致12307 巷道周邊圍巖應力及水壓力發生極大改變，進而嚴重影響12307 巷道的開挖變形破壞特征，為此，根據實際工程狀況，確定數值模擬分析步驟如下：

1）打開大變形分析模式，進行12206 工作面煤巖的開挖計算，直至其上覆巖層穩定。

2）進行12308 工作面煤巖的開挖計算，直至其上覆巖層穩定。

3）對12206 和12308 采空區底面分別施加0.8 MPa 以及1.05 MPa 的水壓并進行流固耦合計算。

4）采用model null 命令開挖12307 巷道內巖體，設置巷道表面水壓力為0，并按表2 中的參數對已開挖巷道圍巖進行支護模擬計算；根據式（1），通過FLAC3D中的內置fish 語言動態改變巷道周邊砂質泥巖的強度和體積參數，直至整個巷道開挖完成。

當模型巷道開挖完成后，2 個采空區的垮落以及12307 巷道的支護效果如圖4。

圖4 近采空區富水弱膠結軟巖巷道支護效果圖Fig.4 Supporting effect diagram of water-rich roadway with weakly cemented soft rock near the mined-out area

3 數值計算結果

3.1 富水弱膠結軟巖巷道應力變化特征分析

12206 以及12308 工作面回采后以及12307 巷道掘進過程中，監測斷面處巷道上方砂質泥巖層豎向應力的變化曲線如圖5。

圖5 測面處巷道上方砂質泥巖層的豎向應力變化曲線Fig.5 The vertical supporting stress change curves of sandy mudstone layer above the roadway at monitoring section

由圖5 可以看出，12206 工作面回采后，巷道上方砂質泥巖層豎向應力在右側14 m 處最大，為10.1 MPa，再往兩側則逐漸回落為初始應力8.9 MPa。當12308 工作面回采后，巷道上方砂質泥巖層最大豎向應力出現在左側約13 m 的位置，達到17.7 MPa，是初始條件下的2 倍；而在巷道正上方，砂質泥巖層豎向應力也隨之增大至12.8 MPa，比初始條件時增大了近44%。由此可見，12206 以及12308 這2 個工作面回采都會導致12307 巷道上方圍巖產生應力集中現象，導致12307 巷道頂板在巷道開挖后因應力釋放量變大而破壞范圍和破壞程度增加，進而造成其滲水裂隙通道面積變大而加劇弱膠結砂質泥巖的遇水軟化和體積膨脹。

由圖5 還可知，當12307 巷道未開挖通過監測斷面時，隨著巷道掘進面向監測斷面的靠近，監測斷面位于巷道中心10 m 范圍內的頂板砂質泥巖層豎向應力都將逐漸增大，且增大趨勢逐漸明顯；當掘進面鄰近監測斷面時，監測斷面處巷道頂板砂質泥巖層豎向應力將比初始應力條件下增大約4.5 MPa。當巷道掘進面通過監測斷面時，隨著掘進面的逐漸遠離，位于巷道中心7 m 范圍內的頂板砂質泥巖豎向應力將逐漸減小，且越靠近巷道中心，其值減小越明顯，進而在巷道兩側距中心約8 m 的位置出現新的峰值支承應力。當巷道掘進面超過監測斷面23 m后，監測斷面處巷道頂板砂質泥巖豎向應力在巷道中心處減小為0.79 MPa，在巷道中心右側7 m 和左側9 m 處分別增大至16.8 MPa 和18.5 MPa。這表明，巷道的開挖會使位于巷道中心7 m 范圍內的頂板砂質泥巖發生導水裂隙通道而出現淋水現象，進而導致其強度降低，承載能力下降，且因膨脹作用而持續增長，誘發冒頂事故。

3.2 富水弱膠結軟巖巷道位移變化特征分析

12307 巷道掘進過程中，其表面巖體徑向位移沿巷道掘進方向的分布曲線如圖6。巷道開挖后圍巖滲流速率分布圖如圖7。

圖6 不同推進距離下巷道表面巖體的徑向位移分布曲線Fig.6 Radial displacement distribution curves of the roadway surface rock under different advancing distances

圖7 巷道開挖后圍巖滲流速率分布圖Fig.7 Permeability distribution diagram of surrounding rock after the roadway excavation

由于巷道圍巖會在開挖后不可避免的發生破壞而產生導水裂隙通道，致使鄰近采空區積水仍會在“錨帶網索梁”聯合支護條件下向巷道內發生滲流，引起巷道上下方砂質泥巖軟化和膨脹。因此，隨著巷道的向前掘進，已開挖部位的巷道表面巖體徑向位移將會呈非線性持續增長，且同一時間段下，掘進面后方巖體的徑向位移與其距掘進面的距離呈線性增大關系。當巷道掘進5 d 后（掘進面過測面23 m），巷道頂板、底板以及左右兩幫的最大徑向位移將分別變為168.2、120.2、113.0、107.1 mm，此時，巷道四周收斂變形已經變得十分嚴重，極易出現冒頂、片幫或坍塌事故。由此可知，受鄰近采空區積水以及砂質泥巖的軟化膨脹影響，巷道圍巖位移在“錨帶網索梁”聯合支護條件下很難保持穩定，其中頂板水壓較大且在開挖前應力集中更明顯，其位移隨時間的增長變化速率要明顯大于底板，更大于左右兩幫。因此，為保證巷道的掘進安全，需要對巷道原支護方案進行改進，尤其是頂板支護方案。

巷道掘進過程中表面巖體的徑向位移歷程變化曲線如圖8。圖中，uf、ul、ur、ud分別為巷頂中心、巷底中心、左幫中心、右幫中心、徑向位移。

圖8 巷道掘進過程中表面巖體的徑向位移歷程變化曲線Fig.8 Radial displacement history curves of surface rock during the roadway excavation

可以看出，巷道表面巖體徑向位移均與巷道開挖通過時間大致呈指數式增長關系；但由于巷道頂底板存在砂質泥巖層，且頂板淋水更加嚴重。因此，同一時段下，巷道頂板徑向位移的衰減速率要明顯低于底板，更低于巷道兩幫。此外，受12308 采空區的影響，巷道靠近采空區幫的巖體徑向位移略大于另一幫。各時間點下巷道頂、底以及兩幫中心巖體的徑向位移擬合結果顯示，增長穩定后巷道頂板（ud）、底板（uf）、左幫（ul）以及右幫（ur）的最終徑向位移分別為621.3、160.5、112.6、106.3 mm，這意味著巷道頂板必然會因變形過大而發生冒頂事故。

3.3 富水弱膠結軟巖巷道塑性區變化特征分析

隨著巷道的向前推進，監測斷面位置巷道圍巖的塑性區分布如圖9（紅色為剪切破壞，藍色為拉剪破壞）。

圖9 巷道掘進過程中監測斷面處巖體的塑性區變化圖Fig.9 Plastic zone change diagram of monitored section rock during the roadway excavation

當巷道掘進面距監測斷面3 m 以上時（圖9（a）），監測斷面圍巖在巷道周邊10 m 范圍內未出現任何塑性區。當巷道剛開挖通過監測斷面時（圖9（b）），監測斷面圍巖將在巷道淺部位置出現1 圈相互貫通的剪切塑性區，該塑性區深度在頂板底板以及兩幫中心位置最大，分別達到1.7 m 和1.5 m。隨著巷道掘進面的向前移動，監測斷面處巖體應力釋放率逐漸提高，其塑性區破壞深度逐漸增大，當巷道掘進面超過監測斷面4 m 時（圖9（c）），塑性區深度將會分別達到3.0 m 和2.5 m，同時在巷道頂板中砂巖層位于巷道邊角的位置開始出現少量的剪切塑性區。當巷道掘進面超過監測斷面10 m 時（圖9（d）），監測斷面圍巖塑性區深度在巷道底板變化不大，在頂板則朝巷道邊角斜上方中持續擴展，在兩幫則朝巷道上半部分的兩側擴展，此時，塑性區深度將分別達到12 m 和4.5 m。當巷道掘進面超過監測斷面16 m 后（圖9（e）和圖9（f）），巷道頂板以及左幫產生的塑性區將會與12308 采空區塑性區相連而產生明顯的導水裂隙通道，加劇巷道四周巖體變形，誘發突水或坍塌事故。

3.4 富水弱膠結軟巖巷道支護技術

由上述數值模擬結果可知，12307 巷道附近采空區的存在不僅會使巷道圍巖在開挖過程中產生附加應力，而且采空區積水還會通過原生裂隙以及巷道開挖新生裂隙向巷道內發生滲流，致使巷道頂底板弱膠結砂質泥巖遇水軟化并發生膨脹現象。進而，隨著巷道的向前推進，巷道表面巖體收斂位移會在“錨帶網索梁”聯合支護條件下呈非線性持續增長（尤其是巷道頂板），極易誘發冒頂、片幫或坍塌事故。而通過實際工程調查以及相關監測也可發現，巷道施工30 d 后，其頂板不僅泥化，而且新生裂隙最大深度也達到將近4.5 m，導致巷道頂板普遍存在網兜甚至出現漏矸現象；此外，巷道頂底板以及兩幫最大移近量分別超過600 mm 和300 mm。由此可見，近采空區富水弱膠結軟巖巷道采用原“錨帶網索梁”支護方案存在巨大的安全隱患，不符合煤礦安全生產的要求，須進行改進。改進后的近采空區富水弱膠結軟巖巷道支護方案如圖10。

圖10 改進后的近采空區富水弱膠結軟巖巷道支護示意圖Fig.10 Improved support schematic diagram of waterrich roadway with weakly cemented soft rock near mined-out area

針對近采空區富水弱膠結軟巖巷道因頂底板砂質泥巖遇水軟化膨脹出現的大變形以及漏矸問題，在原支護方案條件下改進對策如下：

1）提高錨桿長度。考慮巷道開挖一段時間后，其圍巖塑性區破壞深度基本保持在3.0 m，易導致原支護方案下2.5 m 的螺紋鋼錨桿錨固力降低甚至失效。固將原支護方案下的錨桿長度提升至3.5 m。

2）將巷道頂板以及兩幫的金屬網改為80 mm厚鋼筋網噴射混凝土。設置鋼筋網噴射混凝土不僅可以有效封閉巷道表面，防止采空區積水下滲而弱化砂質泥巖層；而且可以提高巷表的支護強度和剛度，減少砂質泥巖內部的導水裂隙數量，防止巖體破碎而產生鼓肚現象。

3）對巷道頂板以及兩幫進行錨索加強支護并設置橡膠擋環。在巷道原有2 排錨索之間新增布置7根預應力錨索，其中3 根錨索布置于頂板，其直徑為21.6 mm、長度8 300 mm、間排距1 800 mm×1 800 mm、預緊力150 kN；另外4 根錨索對稱布置于巷道兩幫，其直徑17.8 mm、長度5 300 mm、間排距1 400 mm×1 800 mm、預緊力100 kN。此外，對每根錨索設置橡膠擋環，防止錨固樹脂藥卷下垂而影響錨固效果。

支護方案改進后富水弱膠結軟巖巷道表面巖體沿巷道掘進方向的徑向位移分布曲線如圖11。

圖11 支護改進后巷道表面巖體徑向位移分布曲線Fig.11 Radial displacement distribution curves of the roadway surface rock after the support improved

對比圖6 可以看出，支護方案改進前后巷道表面巖體的徑向位移分布特征基本相同，但巷道掘進1 d 后（掘進面距測面13 m），支護方案改進后的巷道頂板、底板以及左右兩幫的最大徑向位移僅分別為12.3、10.8、18.7、17.4 mm，比改進前減小了66.5%、72.4%、66.8%、67.2%；而巷道掘進5 d 后（掘進面過測面23 m），支護方案改進后的巷道頂板、底板以及左右兩幫的最大徑向位移則分別為26.5、12.8、30.0、27.4 mm，比改進前減小了84.2%、89.4%、73.5%、74.4%。這說明針對原支護方案提出的幾點改進措施能夠有效抑制富水弱膠結軟巖巷道表面巖體的位移持續增長，有利于巷道圍巖的穩定控制。

支護結構改進后初始掘進位置巷道表面巖體的徑向位移歷程變化曲線如圖12。

圖12 支護改進后巷道表面巖體徑向位移的歷程變化曲線Fig12 Radial displacement history curves of roadway surface rock after the support improved

對比圖8 可知，支護方案改進后巷道表面巖體徑向位移仍與巷道開挖通過時間大致呈指數式增長關系；但同一時段下，巷道頂板巖體的徑向位移要略大于兩幫，更大于底板。當圍巖應力調整平衡后，巷道頂板、底板以及左右兩幫的最終徑向位移分別為29.0、12.0、25.7、24.4 mm，遠小于支護結構方案改進前的621.3、160.5、112.6、106.3 mm。這與支護改進后的實際巷道表面位移監測數據大體一致，說明巷道圍巖得到了十分有效的控制，能夠滿足巷道的安全使用要求。掘進期間巷道頂底板以及兩幫收斂位移變化曲線如圖13。

圖13 掘進期間巷道頂底板以及兩幫收斂位移變化曲線Fig.13 The convergent displacement curves of roof-floor and two sides during roadway excavation

支護改進后巷道監測斷面處巖體的塑性區分布圖如圖14。

圖14 支護改進后巷道監測斷面處巖體的塑性區分布圖Fig.14 The plastic zone distribution map of monitored section rock after the support improved

巷道開挖完成后，巷道圍巖在頂板、底板以及兩幫的最大塑性區深度都大致為3.0 m，小于錨桿長度3.5 m，有利于錨桿的持續受力。對比圖9 可以看出，支護方案改進后巷道圍巖將不會在頂板中砂巖層產生新的塑性區，而且巷道左幫因開挖產生的塑性區也不會與12308 采空區的塑性區相連，能夠有效防止12308 采空區積水向巷道持續滲透，保證巷道的安全穩定。由此可見，本文針對富水弱膠結軟巖巷道提出的改進支護方案能夠有效控制巷道圍巖裂隙的持續擴展，是較科學合理的。

4 結 語

1）工作面的回采不僅會使鄰近巷道圍巖產生約44%的附加應力，而且采空區積水還會通過原生裂隙以及開挖新生裂隙向巷道內發生滲流，致使位于巷道中心7 m 范圍內的頂底板砂質泥巖層發生明顯的泥化現象。

2）由于砂質泥巖會遇水軟化并發生膨脹，在巷道掘進過程中巷道表面巖體的徑向位移會在“錨帶網索梁”聯合支護條件下呈指數衰減式持續增長；當增長穩定后巷道頂底板以及兩幫移近量將分別會達到750 mm 及200 mm 以上。

3）隨著掘進面的向前移動，富水弱膠結軟巖巷道圍巖塑性區深度在底板基本保持3.0 m 不變，在頂板往邊角斜上方持續擴展至12.0 m，在兩幫則會往兩側持續擴展并最終與鄰近采空區塑性區相連而產生導水裂隙通道，加劇巷道圍巖變形。

4）針對近采空區富水弱膠結軟巖巷道出現的大變形以及漏矸問題，在原支護方案條件下提出改進對策，包括提高錨桿長度、將金屬網改為鋼筋網噴射混凝土、加強巷道頂板以及兩幫進行錨索支護等。

5）支護方案改進后巷道頂板、底板以及左右兩幫的最終徑向位移分別為29.0、12.0、25.7、24.4 mm，而塑性區破壞深度則在四周都基本穩定為3.0 m，巷道圍巖得到了十分有效的控制。