動靜載荷下含軟弱夾層巷道圍巖穩定性分析

蘭 紅，鄭祿林，陳慶港，林健云，邱 青，趙 禹，田友穩

（1.貴州林東煤業發展有限責任公司龍鳳煤礦，貴州金沙 551800；2.貴州大學礦業學院，貴州貴陽 550025）

由于長期高強度開采，淺部礦產資源日益枯竭，國內外礦山已逐步進入深部開采[1-3]。深部巷道圍巖處于復雜的地質環境中，受“三高一擾動”的影響，巷道圍巖的力學和工程性質發生了較大變化，使得深部開采過程中爆破、礦震等動力擾動和巷道圍巖破壞的強度、頻率和復雜性都顯著增加[4-6]，研究動靜載荷下巷道圍巖變形特征顯得尤為重要。此外，當巷道圍巖存在較為軟弱的夾層時，自身承載性差，巷道易失穩，使得巷道圍巖控制難度大大增加[7-8]。前人研究了動靜載荷下巷道圍巖變形特征。陳川[9]、宋希賢等[10]、溫穎遠等[11]采用多種方法，對動力擾動下巷道變形破壞特征展開研究；WU 等[12]、FAN 等[13]、王春等[14]、黃海余等[15]運用數值模擬的方法，對深部巷道圍巖變形特征進行了分析，對支護方法的改進提出了合理建議。在軟弱夾層對巷道穩定性影響方面，胡斌等[16-17]采用理論分析的方法，建立描述軟弱夾層特性的本構模型；王輝等[18]建立了軟弱夾層復合頂板的力學模型，揭示了圍巖在軟硬不同巖性巖石中的應力傳遞效果并提出了相應支護方式；DUAN等[19]在收集地質、施工、監測和試驗數據的基礎上，提出了巷道圍巖軟弱夾層原位觀測綜合方案。上述研究分別針對動靜載荷或軟弱夾層對巷道圍巖穩定性的影響，但是兩者結合下的巷道圍巖變形特征及其控制方面的研究很少。為此，以貴州林東煤業發展有限責任公司龍鳳煤礦深部某運輸巷道為研究背景，運用FLAC3D數值模擬軟件對動靜載荷作用下含軟弱夾層巷道力學響應特征進行研究；對比分析巷道分別受靜載與動載條件下含軟弱夾層巷道圍巖變形破壞的相對變化情況，得到動靜載荷下巷道圍巖位移變化與塑性破壞分布特征；針對礦井巷道實際情況進行了支護優化。

1 工程地質概況

龍鳳煤礦位于貴州省金沙縣南部，采煤方法為綜合機械化采煤。礦區內含煤地層為海陸交互沉積巖，礦井地質綜合柱狀圖如圖1。

圖1 龍鳳煤礦地質綜合柱狀圖Fig.1 Comprehensive geological histogram of Longfeng Coal Mine

主采的9#煤層為全區可采煤層，平均厚度2.88 m，結構簡單。9#煤層平均埋深612.5 m，煤層頂板一般為粉砂巖、泥巖、細砂巖，底板一般為泥質粉砂巖與粉砂質泥巖。煤層開采過程中，盤區運輸巷道受機械振動、礦震、開挖等動載荷的影響，原有支護結構失效，圍巖發生大變形、頂板冒落，嚴重威脅開采的安全高效進行。

2 數值計算模型與方案

2.1 數值計算模型

為研究動靜載荷作用下含軟弱夾層巷道圍巖變形破壞規律，根據龍鳳煤礦現場巷道地質條件，采用FLAC3D數值模擬軟件中的Dynamic 模塊建立模型，模型尺寸長×寬×高=50 m×50 m×50 m，巷道為直墻半圓拱形半煤巖巷。模型自上而下由細砂巖、泥巖、粉砂巖、煤層、泥質粉砂巖、粉砂質泥巖組成，采用Mohr-Coulomb 本構模型。由于泥巖層與相鄰巖層巖性差異較大，在巖層相接處建立接觸面，并在巷道頂底板中心、兩幫以及接觸面處設置監測點，監測巷道圍巖位移變化。在靜態分析的過程中，約束模型前、后、左、右邊界的水平位移，下邊界固定。上邊界為自由面，承受上覆巖層厚度對應的豎向應力。上覆巖層載荷計算公式為q=ρgH，ρ 為巖石平均塊體密度，取2.6 t/m3，H 為上覆巖層厚度，為587.5 m。在動力分析過程中，模型上、下邊界采用靜態邊界，其余邊界均采用自由場邊界。這樣可以充分吸收邊界上的入射波，減少波的反射對動力分析結果產生影響。在使用FLAC3D進行動力分析時，必須引入瑞利阻尼來減弱模型自然振動的振幅。通過模擬計算，確定了模型臨界阻尼比為0.4%，中心頻率為23.5 Hz。模型中巖性參數的選取值見表1。數值計算模型及邊界條件如圖2。

圖2 數值計算模型及邊界條件Fig.2 Numerical calculation model and boundary conditions

表1 模型各巖層參數Table 1 Model parameters of each stratum

此外，現場調查發現礦井實際存在動載荷源較多，通過理論分析得到的表達式很難準確求解傳播到巷道的應力波。因此在現場巷道進行振動監測試驗，試驗設備采用8 通道IMS 微震監測系統，通過測試得到應力波大小均值為18.22 cm/s。在所建模型頂部施加剪切應力波來模擬動載荷，振動作用時間為半個周期，頻率基于現場測試結果，取115 Hz。在靜態邊界上施加動載荷時，需要將速度時程轉換為應力時程，轉換公式為：

式中：σn為施加在模型內部邊界上的法向應力；vn為模型邊界上的法向速度分量；Cp為縱波波速；ρ 為巖石密度。

經計算，所施加動載荷幅值為2.21 MPa。

2.2 模擬方案

模擬過程可具體分為靜態加載和動態加載2 部分。靜態加載過程中：①在模型頂部施加對應上覆巖層重力，使模型在自重應力作用下達到平衡狀態，得到原巖應力場；②開挖巷道，算至平衡后得到圍巖應力重分布狀態。動態加載過程中：①設置動力邊界條件，施加動載荷；②設置動態多步及力學阻尼；③開啟動力分析，算至平衡狀態，記錄動力響應時間，圍巖變形破壞情況。

3 模擬結果

3.1 靜載條件下巷道圍巖變形特征

受靜載條件下巷道圍巖位移變化如圖3，靜載荷條件下含軟弱夾層巷道圍巖塑性區分布如圖4。

圖3 靜載條件下巷道圍巖位移監測曲線Fig.3 Displacement monitoring curves of roadway surrounding rock under static load

圖4 靜載條件下含軟弱夾層巷道圍巖塑性區分布Fig.4 Plastic zone distribution of roadway surrounding rock with weak interlayer under static load

由圖3（a）可以看出：開挖后巷道位移逐漸增大，頂底板及兩幫位移變化趨勢相同且大多發生在巷道開挖初期，巷道頂底板收斂量穩定在53.3 cm，兩幫收斂量穩定在38.1 cm。由圖3（b）可以看出：頂板巖層內發生不同程度位移，接觸面1 處最大豎向位移量為17.7 cm，接觸面2 處最大豎向位移量為22.2 cm，接觸面處位移以巷道中線為中心大致呈對稱分布。

由圖4 可以看出：受高應力與地質條件影響，塑性區較為發育，巷道頂角及兩幫破壞形式以剪切破壞為主，頂板與底板局部發生拉伸破壞。巷道開挖破壞了圍巖賦存狀態，頂板泥巖層由于強度較低發生少量破壞，但此時圍巖破壞無法合理解釋巷道冒頂事故發生原因，說明巷道僅受靜載時破壞情況與實際有一定差距。

3.2 動載荷作用下巷道圍巖變形特征

動載荷作用下含軟弱夾層巷道圍巖位移變化如圖5，動載條件下含軟弱夾層巷道圍巖塑性區分布如圖6。

圖5 動載條件下巷道圍巖位移監測曲線Fig.5 Displacement monitoring curves of roadway surrounding rock under dynamic load

圖6 動載條件下含軟弱夾層巷道圍巖塑性區分布Fig.6 Plastic zone distribution of roadway surrounding rock with weak interlayer under dynamic load

由圖5（a）可以看出，動載荷作用下巷道圍巖頂底板位移出現對應峰值，并在動載荷作用0.18 s 后趨于穩定，頂底板收斂量穩定在90.8 cm，相較于靜載條件下增加70.4%；兩幫收斂量穩定在87.1 cm，相較于靜載條件下增加128.6%，動載荷對巷道兩幫的影響大于對巷道頂底板的影響。由圖5（b）可以看出，接觸面各處位移趨勢與靜載條件下相似，但整體位移增大，接觸面1 處最大位移為38.7 cm，接觸面2 處位移為51.0 cm。由于設置了接觸面，軟弱泥巖層易與其相鄰巖層發生離層，增加頂板冒落的風險。

由圖6 可以看出，巷道圍巖在動載荷作用下破壞更為充分，巷道周圍塑性破壞與頂板軟弱泥巖層塑性破壞相貫通，在巷道頂部形成1 個錐形危險區，如果動載荷進一步作用或者埋深逐漸增大，危險區域就有可能發生垮落，造成現場冒頂事故的發生。

4 支護優化

現場巷道原支護方式為錨噴支護，效果并不理想，巷道發生冒頂、大變形；為此，結合塑性區分布特征對支護方式進行了優化設計。巷道圍巖支護示意圖如圖7。

礦山優化前巷道支護方案如圖7（a），錨桿為?25 mm×2.3 m 的樹脂錨桿，間排距為0.8 m，在巷道頂板與兩幫均勻布置，沒有考慮頂板軟弱夾層存在對巷道圍巖破壞產生的影響，通過對巷道圍巖松動圈的分析發現兩幫破壞更為嚴重，松動范圍為2.70 m，優化前錨桿長度沒有達到要求。優化后巷道支護方案如圖7（b）。支護方式改為錨桿錨索聯合支護，錨桿選用?47.5 mm×3.0 m 的管縫式錨桿，排距為0.8 m，錨桿托盤規格為200 mm×200 mm×12 mm，鋼網的網格為100 mm×100 mm，布置在巷道幫部，錨索為?25.0 mm×6.3 m 的短錨索，可提供的軸向應力值約為200 kN，布置方式為“2-3-2”平面五花布置，錨索穿過軟弱泥巖層與較為堅硬巖層錨固。噴射混凝土厚度為100 mm，強度為30 MPa。

圖7 巷道圍巖支護示意圖Fig.7 Schematic diagrams of roadway surrounding rock support

巷道圍巖位移變化趨勢如圖8。支護優化后塑性區分布如圖9，

圖8 巷道圍巖變形監測曲線Fig.8 Deformation monitoring curves of roadway surrounding rock

圖9 支護優化后巷道圍巖塑性區分布Fig.9 Distribution of roadway plastic zone after support optimization

由圖8 可知，巷道頂底板及兩幫收斂量變化趨勢大致相同。在巷道開挖后的0～60 d 為較穩定階段，此時巷道圍巖整體變形量較小。60～150 d 巷道圍巖變形最為明顯，在150 d 之后，巷道圍巖變形量又逐步趨于穩定。對比分析優化前后圍巖變形特征，優化支護后頂底板收斂量相對于優化前減小了45.4%，兩幫收斂量相對減小了51.5%，支護效果良好。

從圖9 可以看出，相較于優化前塑性區分布，巷道頂板中危險區消失，軟弱泥巖層與巷道周圍塑性破壞范圍與破壞深度減小，圍巖穩定性明顯提高。

結合前文分析，在優化前后的巷道內布置測站，通過位移傳感器監測巷道頂底板及兩幫的收斂量并取平均值，監測時間保證在半年以上。

5 結 語

1）靜載作用下含軟弱夾層巷道開挖后頂底板變形更為嚴重，接觸面處位移以巷道中線為中心大致呈對稱分布。巷道圍巖塑性區較為發育，頂板中軟弱泥巖層發生少量塑性破壞。

2）含軟弱夾層巷道在動荷載作用0.18 s 后趨于穩定，相比于靜載條件下，巷道頂底板收斂量增加70.4%，兩幫收斂量增加128.6%。動載荷作用下巷道周圍塑性破壞與頂板軟弱泥巖層塑性破壞相貫通，在巷道頂部形成1 個倒錐形危險區，易造成現場冒頂事故發生。

3）在現有支護措施的基礎上進行支護優化，優化后巷道頂板危險區域消失，降低了巷道冒頂事故發生的風險。現場監測結果顯示優化后巷道頂底板及兩幫移近量均減少45%以上，有效控制了圍巖的變形，有利于礦井安全施工與生產。