赤峪礦深部底抽巷鋼管混凝土柱底鼓治理研究

熊懷鑫，馮利寧，孫利輝，3，4，5，彭世龍，丁 斌，宋家樂，賀慶豐

（1.河北工程大學礦業與測繪工程學院，河北邯鄲 056038；2.冀中能源邯鄲礦業集團有限公司，河北邯鄲 056002；3.河北省煤炭資源綜合開發與利用協同創新中心，河北邯鄲 056038；4.鑫安利安全科技股份有限公司，河南鄭州 450001；5.北京科技大學土木與資源工程學院，北京 100083）

礦井進入深部開采后，隨著煤層開采深度的不斷增大，巷道圍巖逐漸產生軟化特性，導致底鼓現象普遍且難以治理，極大增加了巷道的維修量和支護成本，嚴重制約了礦井安全生產[1]。針對巷道底鼓問題，國內外學者開展了廣泛而卓有成效的研究。姜耀東等[2]將巷道底鼓劃分擠壓流動、撓曲褶皺、遇水膨脹、剪切錯動性等4 種類型；康紅普[3]通過分析采動、側壓系數對巷道底鼓的影響，認為巷道底鼓與底板軟巖層厚度、頂底和兩幫圍巖應力狀態有關；Gangye Guo 等[4]通過研究回采巷道圍巖變形機理，提出加固巷道頂板和兩幫的控底方法；王衛軍等[5]、侯朝炯等[6]通過分析巷道底鼓的力學原理，提出加固幫、角的控底措施；郭東明等[7]通過研究深部軟巖巷道撓曲型底鼓圍巖破壞特征，提出底板樁支護技術；劉少偉等[8]研究了滑移型底鼓變形破壞機理，為滑移型底鼓治理提供了新措施；高延法等[9-11]分析了圍巖變形特征和巷道失穩破壞原理，提出了鋼管混凝土支架高強復合支護措施；楊本生[12-13]、孫利輝等[14-15]研究不同側壓系數下底板圍巖變形失穩特征，提出底板“雙殼”加固技術。但由于地質環境存在差異，巷道底鼓現象仍時有發生。

赤峪煤礦北一采區北冀4#底抽巷埋深850 m，巷道所處巖層為砂質泥巖，遇水易軟化膨脹，屬于典型的深部軟巖巷道。在高水平應力環境下，巷道圍巖發生了嚴重的擠壓變形破壞，導致底板的破碎巖體擠壓流動到巷道臨空面，從而形成擠壓流動性底鼓[16]。為此，通過理論分析和數值模擬的方法，對巷道底板產生擠壓流動性底鼓的原因和機理進行了研究，提出鋼管混凝土柱底鼓治理技術；并分析不同鋼管混凝土柱支護長度、角度、排距下對巷道底鼓治理的影響[17-19]。經工程實踐證明，鋼管混凝土柱治理底鼓技術能有效治理此類巷道底鼓。

1 工程背景

赤峪煤礦北一采區北冀4#底抽巷總體南北走向，長度1 350 m，平均埋深850 m。巷道布置在距離3#煤層下部20 m 的砂質泥巖中，砂質泥巖平均厚度15 m，巷道圍巖受地下水影響軟化嚴重，巖體強度普遍較低。通過對底抽巷圍巖進行單軸實驗，平均抗壓強度為38.705 79 MPa。煤巖層柱狀如圖1。

圖1 煤巖層柱狀圖Fig.1 Columnar diagram of coal and rock layers

底抽巷為直墻半圓拱形巷道，凈斷面尺寸為4 200 mm×3 300 mm。巷道原支護采用錨網索聯合支護，規格為?20 mm×2 400 mm 的左旋螺紋鋼高強錨桿，間排距為900 mm×900 mm，預緊力為190 kN；頂板每排布置3 根規格為?21.6 mm×6 200 mm 的錨索，間排距1 800 mm×1 800 mm，預緊力200 kN；錨桿托盤為150 mm×150 mm×12 mm 的球型托盤，錨索托盤為300 mm×300 mm×18 mm 的高強度可調心托盤；巷道表面噴射50 mm 混凝土層。

經現場勘側，掘進支護后底抽巷底鼓強烈，2 個月內巷道底鼓量達到800 mm，局部區域甚至高達1 000 mm。巷道底板表現為整體鼓起，并與兩幫形成明顯溝槽，在地下水影響下底板表面圍巖逐漸泥化，喪失承載能力。同時在巷道反復維修過程中，加劇了底板巖層的變形破壞。

2 深部巷道擠壓流動性底鼓控制機理

2.1 底抽巷圍巖變形

通過現場勘測發現，北一采區北翼4#底抽巷斷面收縮變形嚴重，巷道底板呈不規律擠壓變形，頂板扭曲下沉并伴隨著巖石垮落。巷道受到工程用水和巖層裂隙水的影響，圍巖泥化嚴重，巖體強度下降明顯，同時在巷道多處發現底板積水現象。由于底抽巷屬于深埋巷道，利用應力解除法對巷道進行原巖應力測試，試驗結果表明，底抽巷地應力場以水平構造應力為主，最大水平應力33.76 MPa，方向與巷道軸線基本垂直，最小水平應力為21.49 MPa，側壓系數分別為1.3、0.6，高地應力是巷道圍巖發生變形破壞主要原因之一。

根據上述分析可知，高應力場、巖體強度低、底板圍巖浸水軟化以及原支護結構存在缺陷是導致赤峪礦北一采區北翼4#底抽巷產生強烈底鼓的主要原因。

2.2 擠壓流動性底鼓變形機理

擠壓流動性底鼓模型如圖2。

圖2 擠壓流動性底鼓模型Fig.2 Extrusion fluidity floor heave model

在高水平應力環境下，巷道未對底板進行支護，頂幫圍巖強度高于底板，使得上覆巖層自重應力通過兩幫傳遞至底板產生壓膜效應，繼而發生應力集中的現象。在水平應力和上覆巖層自重應力的共同作用下，底板圍巖發生擠壓變形破壞。結合滑移線理論對巷道底板變形進一步分析，巷道底板兩側主動滑移區在巖層自重應力作用下產生滑移變形，并向內側巖體擠壓，誘使被動滑移區擠壓斜下部巖體，而應力集中區在被動滑移區和下部巖層的擠壓過程中，發生壓縮變形，體積縮小，應力集中程度增大，使得應力集中區巖體向上部應力釋放區巖體擠壓流動，導致應力釋放區巖體軟化破碎，破碎巖體擠壓流動到巷道內，形成擠壓流動性底鼓。

根據彈塑性理論疊加原理，當深部軟巖巷道側壓系數λ≠1 時，圍巖應力場由原巖應力和偏應力疊加組成。假設巷道圍巖各向同性，并處于彈性應力狀態，應力計算公式[20-21]如下：

式中：p0為巖層的自重應力；R0為巷道等效半徑；R1為巷道半徑；σθ為切向應力；σr為徑向應力；τrθ為剪應力；λ 為側壓系數；θ 為極角，由于λ＞1 極角取90°。

式中：h 為巷道高度。

通過應力公式和等效半徑公式求得圍巖塑性區半徑公式如下：

式中：Rp為塑性區半徑；C 為黏聚力；φ 為巖石內摩擦角；p1為支護阻力；

赤峪礦北一采區北翼4#底抽巷埋深為850 m，巷道寬高為4.2 m、3.3 m，內摩擦角28°，黏聚力5 MPa，巖層密度2.5 t/m3，通過公式計算得出塑性區半徑為4.73 m。

2.3 鋼管混凝土柱底鼓治理機理

根據擠壓流動性底鼓變形機理可知，由于主動滑移區的滑移變形，引起巷道圍巖產生一系列變形破壞，導致巷道底板軟化破碎形成擠壓流動性底鼓。因此抑制主動滑移區的滑移變形是控制擠壓流動性底鼓的關鍵。

結合彈塑性理論分析，巷道開挖后原始地應力平衡被打破，導致應力場重新分布，進而巷道圍巖形成4 個區域：破碎區、塑性區、彈性區、原巖應力區。由于塑性區深度小于底板圍巖破壞深度會產生變形破壞，當鋼管混凝土柱底部位于塑性區時，兩端隨著塑性區發生滑移，無法抑制主動滑移區的滑移變形。當鋼管混凝土柱底部插入穩定巖層后，通過鋼管混凝土注漿和巷道表面噴層，使漿液充填巷道圍巖裂隙，從而固定鋼管混凝土柱兩端，形成固定支座結構。該結構在鋼管混凝土柱兩端產生阻滑力，抑制了主動滑移區的滑移變形，起到控制擠壓流動性底鼓的效果。鋼管混凝土柱支護模型如圖3。

圖3 鋼管混凝土柱支護模型Fig.3 Concrete filled steel tube column support model

鋼管混凝土柱因強度高、剛度大、抗彎性能好等優點，在大型土木工程中得到廣泛使用，并取得了良好的控制效果。因此，將鋼管混凝土柱結構應用于巷道底鼓治理。鋼管混凝土柱如圖4，鋼管混凝土柱由巖層鉆孔、鋼管、注漿材料、密封材料以及方形托盤組成。

圖4 鋼管混凝土柱Fig.4 Steel tube concrete column

3 巷道底板鋼管混凝土柱支護數值模擬

3.1 鋼管混凝土柱數值模型與方案

以赤峪煤礦北一采區北冀4#底抽巷所在巖層與頂底板賦存情況為研究背景，建立數值模型。模型尺寸長×厚×高=50 m×25 m×60 m，采用Mohr-Coulmb 準則，模型限制水平位移，底部約束縱向位移，頂部為自由端，在模型頂部施加21.25 MPa 垂直荷載，模擬上覆巖層自重應力，x 軸側壓系數λ=1.3，y 軸側壓系數λ=0.6。數值模型如圖5，煤巖層力學參數見表1。

圖5 數值模型Fig.5 Numerical model

表1 煤巖層力學參數Table 1 Mechanical parameters of coal strata

支護結構中，錨桿、錨索模擬采用Cable 結構單元，鋼管混凝土柱因強度高、剛度大的特點，采用Plie 結構單元模擬。巷道支護模型如圖6。

圖6 支護模型Fig.6 Support model

根據理論計算結果塑性區半徑Rp=4.73 m，結合現場實際情況，模擬鋼管混凝土柱支護長度為5、6、7 m，數值模型設計了3 大類共8 種模擬方案。

1）鋼管混凝土柱傾角和排距一定，底板無鋼管混凝土柱、5 m 鋼管混凝土柱、6 m 鋼管混凝土柱、7 m 鋼管混凝土柱支護。

2）鋼管混凝土柱長度和排距一定，底板鋼管混凝土柱采用10°、30°、45°傾角支護。

3）鋼管混凝土柱長度和傾角一定，底板鋼管混凝土柱采用0.8、1.0、1.2 m 排距支護。

3.2 鋼管混凝土柱不同支護參數下巷道底鼓量

通過提取布置在巷道底板中監測點的數據，得到的鋼管混凝土柱不同支護參數下巷道底板位移曲線如圖7。

圖7 鋼管混凝土柱不同支護參數下巷道底鼓量Fig.7 Floor heave volume of roadway under different supporting parameters of concrete-filled steel tube columns

當鋼管混凝土柱傾角和排距一定時，底板無鋼管混凝土柱支護的最大底鼓量為805 mm，與原巷道底鼓量接近，巷道斷面收縮嚴重；底板采用5 m 鋼管混凝土柱支護的最大底鼓量為486 mm，較無鋼管混凝土柱支護時，最大底鼓量減少39.6%；底板采用6 m 鋼管混凝土柱支護的最大底鼓量為263 mm，鋼管混凝土柱兩側底板基本無變形，較無鋼管混凝土柱支護時，最大底鼓量減少67.3%；底板采用7 m 鋼管混凝土柱支護的最大底鼓量為237 mm，相比6 m鋼管混凝土柱支護時最大底鼓量僅有小幅度減小。根據鋼管混凝土柱不同支護長度模擬結果分析，當鋼管混凝土柱傾角和排距一定時，巷道底鼓量隨著鋼管混凝土柱支護長度的增大而減小，鋼管混凝土柱最優支護長度為6 m。

當鋼管混凝土柱長度和排距一定時，底板鋼管混凝土柱采用45°傾角支護的最大底鼓量為263 mm，巷道斷面有明顯變形；當采用30°傾角支護時，最大底鼓量為205 mm，較鋼管混凝土柱45°傾角支護時，最大底鼓量減小22%；當采用10°傾角支護時，最大底鼓量為224 mm，相比于鋼管混凝土柱30°傾角支護時，最大底鼓量有小幅度上升。通過鋼管混凝土柱不同支護傾角模擬結果可知，當鋼管混凝土柱長度和排距一定時，改變鋼管混凝土柱支護傾角對巷道底鼓治理有一定影響，其鋼管混凝土柱最優支護傾角為30°。

當鋼管混凝土柱長度和傾角一定時，底板鋼管混凝土柱采用1.6 m 排距支護的最大底鼓量為205 mm；當采用1.2 m 排距支護時，最大底鼓量為181 mm，較鋼管混凝土柱1.6 m 排距支護時，最大底鼓量減小11.7%，巷道底板變形范圍進一步縮小；當采用0.8 m 排距支護時，最大底鼓量為143 mm，相對于鋼管混凝土柱1.2 m 排距支護時，最大底鼓量有小幅度減小。根據不同支護排距模擬結果可知，當底板鋼管混凝土柱長度和傾角一定時，巷道底鼓量隨著鋼管混凝土柱支護排距的減小而減小，綜合分析后鋼管混凝土柱最優支護排距為1.2 m。

綜合分析可知，當鋼管混凝土柱支護長度為6 m、傾角為30°、排距1.2 m 時，底板圍巖位移曲線趨于平緩，監測點的最大位移量控制在200 mm 以內，巷道底鼓得到了有效控制。

3.3 不同鋼管混凝土柱支護參數下巷道圍巖塑性區

底板不同鋼管混凝土柱支護參數下圍巖塑性區分布如圖8。

圖8 鋼管混凝土柱不同支護參數下圍巖塑性區分布Fig.8 Distribution of plastic zone of surrounding rock under different supporting parameters of concrete-filled steel tube columns

當底板無鋼管混凝土柱支護時，頂幫圍巖發生剪切破壞，并在兩幫處有持續破壞的趨勢，底板淺部圍巖發生拉剪復合破壞、深部圍巖發生剪切破壞，巷道圍巖最大破壞深度達到4.82 m；當底板采用5 m 鋼管混凝土柱支護時，底板圍巖較大區域發生拉剪復合破壞，局部發生剪切破壞，兩幫主要發生剪切破壞，由于底板采用鋼管混凝土柱支護，巷道圍巖破壞面積明顯減小，最大破壞深度3.07 m；當采用6 m 鋼管混凝土柱支護時，底板圍巖由拉剪復合破壞轉為剪切破壞，頂幫圍巖主要發生剪切破壞，由于鋼管混凝土柱支護長度的增加，圍巖應力狀態得到改善，巷道圍巖破壞面積進一步減小；當采用7 m 鋼管混凝土柱支護時，底板圍巖發生拉剪復合破壞，兩幫和底板發生剪切破壞，巷道圍巖破壞面積有較小幅度減小。隨著底板鋼管混凝土柱支護長度的增長，巷道圍巖破壞面積減小一定值后，受鋼管混凝土柱支護長度的影響減小。同時，由圖8可知，當底板鋼管混凝土柱支護長度和排距一定時，鋼管混凝土柱30°傾角支護的巷道圍巖破壞面積最小。另外，當底板鋼管混凝土柱支護長度和支護傾角一定時，巷道圍巖破壞面積在一定值內隨著鋼管混凝土柱支護排距的減小而減小。試驗結果表明，鋼管混凝土柱支護長度、傾角、排距對巷道圍巖破壞面積均有一定影響，其中鋼管混凝土柱支護長度對巷道破壞面積的影響最大。

3.4 巷道圍巖應力對比分析

巷道原支護方案與最優鋼管混凝土柱支護方案的垂直應力分布情況如圖9。

在圖9（a）中，巷道淺部圍巖應力釋放嚴重，巖體發生破壞，導致淺部圍巖承載力下降，應力集中向深部圍巖轉移，最終導致巷道淺部圍巖大面積應力松弛。如圖9（b），與原支護方案相比，在鋼管混凝土柱支護條件下巷道圍巖應力釋放僅發生在頂底板中部較小區域內，圍巖應力分布變化不明顯，巷道淺部圍巖應力松弛的情況得到明顯改善。根據模擬結果可知，在鋼管混凝土柱支護方案中，鋼管混凝土柱深部注漿與錨桿淺部注漿相結合，有效抑制了主動滑移區的滑移變形，改善了圍巖的應力狀態，顯著增強了淺部圍巖的完整性，使擠壓破碎巖體成為巷道的支護體，巷道的圍巖變形得到有效控制。

圖9 巷道不同支護方式垂直應力對比分析Fig.9 Comparison and analysis of vertical stress of different roadway support methods

4 工程案例

現場對赤峪煤礦北一采區北冀4#底抽巷702號鉆孔以西30～60 m 的區域實施鋼管混凝土柱支護。新支護方案中頂幫圍巖支護參數保持不變，底板每排布置2 根規格為外徑160 mm、內徑10 mm、壁厚10 mm、屈服強度300 MPa、長6 000 mm 的鋼管混凝土柱，間排距2 800 mm×1 200 mm。通過向巷道底板插入鋼管混凝土柱增強底板圍巖的阻滑力，從而減少底板圍巖擠壓滑移產生的底鼓現象。

為驗證新支護方案的的支護效果，對實施鋼管混凝土柱支護區域的巷道進行監側。巷道圍巖變形監測結果如圖10。

圖10 巷道圍巖變形Fig.10 Deformation of surrounding rock of roadway

巷道變形過程分為2 個階段。

1）變形期。由于巷道圍巖應力重新分布，40 d內巷道圍巖變形量大幅度增長。

2）穩定期。40 d 后，圍巖變形基本趨于穩定，頂板最大下沉量為72 mm，底板最大底鼓量176 mm，兩幫收斂量158 mm。

監測結果表明：巷道斷面變形量在合理范圍內，鋼管混凝土柱治理底鼓技術能有效控制擠壓流動性底鼓。

5 結 語

1）赤峪煤礦北一采區北翼4#底抽巷是典型的深部軟巖巷道。試驗結果表明：高地應力、地下水、巖體強度低等是導致巷道底板發生擠壓流動性底鼓的主要原因。

2）以赤峪煤礦北一采區北翼4#底抽巷為研究背景，利用FLAC3D建立詳細的數值模型，通過塑性區理論和滑移線理論等方法，分析了深部軟巖巷道在不同鋼管混凝土柱支護參數下巷道圍巖變形破壞特征、應力變化演化規律以及鋼管混凝土柱底鼓治理機理，并確定鋼管混凝土柱支護長度6 m、傾角30°、排距1.2 m 時，最為經濟可行。

3）由于底板圍巖強度低，受水平應力和上覆巖層自重應力的影響，底板深部圍巖向淺部圍巖擠壓，導致底板淺部圍巖巖體達到承受極限值發生破碎，最終形成擠壓流動性底鼓。

4）提出了巷道底板鋼管混凝土柱底鼓治理技術，以增強底板圍巖支護強度，抑制底板圍巖的滑移，防治地下水的滲透。試驗結果驗證了該支護方案能有效治理擠壓流動性底鼓，為深部軟巖巷道地底鼓治理提供了有益參考。