沖擊高應力膨脹破碎軟巖大變形巷道控制機理研究

畢 穎，趙政文

（1.鄭州升達經貿管理學院 建筑工程學院，河南 鄭州 451191；2.鄭州大學 土木工程學院，河南 鄭州 451191）

據(jù)統(tǒng)計，深部軟巖巷道開挖量約占我國巷道總開挖量的30%，開挖后修復的深部軟巖巷道占總開挖量的70%。深部軟弱圍巖單軸抗壓強度一般在0.5～25 MPa 之間[1]，而且地應力較大。這些特性導致巷道斷面各方向的流變變形較大。支護方案不合理，無法抵抗較大的流變變形，導致巷道一系列失穩(wěn)，喪失了運輸和通風功能。余偉健等[2]對具有代表性巷道不同位置進行調查分析，得到了軟巖巷道的變形機理和修復措施，實踐結果表明采用綜合支護措施可以維持巷道穩(wěn)定性；謝生榮等[3]通過理論、工程和模擬分析了復雜環(huán)境下軟巖巷道強化承壓拱理論和錨噴注支護技術，現(xiàn)場實踐后巷道基本無破壞，有效控制了軟巖巷道變形；楊仁樹等[4]通過鉆孔窺視、礦物分析和現(xiàn)場實踐揭示了深部高應力軟巖巷道的破壞原因和耦合支護方法，在軟巖巷道薄弱位置加強支護有效抑制了高應力軟巖巷道的變形；趙光明等[5]研究了開挖-支護軟巖巷道的受力特點，通過力學特征將軟巖巷道分為“弱-主-強”結構，支護方案有效減小了巷道變形維護了巷道穩(wěn)定；郝育喜等[6]針對膨脹軟巖巷道變形嚴重，通過物理測試等試驗方法研究了軟巖礦物成分，分析了膨脹軟巖變形機理和支護方法，新支護有效控制了膨脹軟巖巷道變形；趙萬里等[7]針對軟巖巷道應力大、圍巖強度無法滿足支護承載結構等問題，采用注漿錨桿和注漿錨索滿足了軟巖巷道支護要求，有效控制了復雜難以控制巷道的變形要求；張紅軍等[8]為了減小軟巖巷道的返修率研制了增阻大變形錨桿，通過數(shù)值模擬研究了圍巖、地應力和錨桿三者矛盾間的關系，應用新型錨桿使圍巖變形量減小，現(xiàn)場效果良好；楊景賀[9]采用離散元分析了高應力軟巖破壞機理，對不同方式的支護方式進行研究，得到了最優(yōu)支護方式；郭玉等[10]研究了近距離軟巖巷道破壞與控制問題，提出了組合支護技術抵抗跨采采動影響，組合支護技術維持了巷道的長期穩(wěn)定。現(xiàn)場應用表明，單一或簡單的支護方法難以抵抗巷道大變形收斂，為了維持軟巖巷道圍巖穩(wěn)定，必須采用組合支護方法。為此，以義馬煤業(yè)某礦典型巷道為例，理論分析了軟巖巷道塑性區(qū)范圍，采用有限元軟件揭示了軟巖巷道的塑性區(qū)、應力、變形、開裂和膨脹狀態(tài)，提出了“噴-錨-注-噴-殼”支護方案，通過現(xiàn)場試驗，驗證了新型支護方案對軟巖巷道的控制效果。

1 工程簡介

21220 工作面井下標高-156.161～-250.820，最大采深791 m。21200 基本頂砂礫巖水順回采后的裂隙流到工作面老采空區(qū)中，透過煤柱進入21220 工作面上巷。掘進中煤炮頻繁，為沖擊地壓區(qū)域。煤層頂板為泥巖，底板為炭質泥巖，支護困難。巷道圍巖以強度低、易風化泥巖為主，風化侵蝕后圍巖結構遭到進一步破壞，承載能力喪失。鉆孔柱狀圖如圖1。通過礦物分析可知：泥巖中黏土礦物占總體成份的60%，主要區(qū)域黏土礦物中伊蒙混層占70%，伊利石占13%，高嶺石占5%，綠泥石占3%，其中伊蒙混層中伊利石占22%。說明該巷道泥巖含有較多的伊蒙混層，親水性強，吸水后具有膨脹軟化特性。綜合各測點窺視結果表明21220 工作面巷道圍巖裂隙由淺入深不斷擴展。目前支護范圍內（7.0 m 以內）巖體均有大量縱橫交錯的裂隙發(fā)育，圍巖裂隙擴展深度大，厚層軟巖整體性喪失，支護承載結構的承載能力持續(xù)弱化。

圖1 鉆孔柱狀圖Fig.1 Borehole histogram

2 基于FLAC3D 的大變形控制機理分析

軟巖具有明顯的膨脹潛力。當?shù)貞为氉饔脮r，現(xiàn)場需要的支護強度不太大，采用聯(lián)合支護方式即可滿足這一要求。當巖石的膨脹釋能釋放時，巷道會發(fā)生明顯的變形，且變形是永久性的。通過力學分析，當圍巖松動帶達到3 m 時，膨脹應力越大，巷道支護難度越大。因此，在這種膨脹的軟巖巷道中，控制圍巖膨脹潛力的釋放是控制巷道變形的較好方法。而非變形支護系統(tǒng)是在膨脹軟巖巷道控制的有效途徑。

采用FLAC3D方法[111-12]，基于有限差分法，利用自定義的FISH 語言，數(shù)值模擬以21220 工作面為基礎，巷道為直墻半圓拱形，凈寬×凈高=5.0 m×4.0 m。巷道垂直應力為17.25 MPa，最大水平應力為20.7 MPa。采煤方法是完全機械化放頂煤開采過程。數(shù)值模型尺寸為：60 m×40 m×70 m，模擬工作面開挖設計和巷道模型如圖2。

圖2 工作面開挖設計及巷道模型Fig.2 Work face excavation and roadway model

2.1 掘進期間模擬結果

掘進期間巷道圍巖的位移規(guī)律如圖3。掘進期間巷道圍巖塑性區(qū)變化規(guī)律如圖4。

由圖3 可以看出，隨著巷道開挖時間的延長，巷道變形量會增大，隨著時間的延長，巷道變形速率會放緩；兩幫最大位移發(fā)生在肩角附近，底板的位移比較小；開挖和開挖過程中圍巖變形速度較大。隨著開挖的不斷推進，后期巷道圍巖的位移變形速度明顯減慢并逐漸趨于穩(wěn)定；巷道變形表現(xiàn)為巷道頂板下沉，兩幫擠進巷道，底板鼓出。

圖3 掘進期間巷道圍巖的位移規(guī)律Fig.3 Displacement law of roadway surrounding rock during tunneling

由圖4 可以看出，巷道圍巖的破壞從頂板和巷道底角開始，表現(xiàn)為剪切破壞形式；巷道的頂部和底部以及兩幫存在局部剪切破壞區(qū)，然后局部剪切破壞區(qū)逐漸相互滲透。形成1 個大范圍的塑性損傷區(qū)；從塑性區(qū)發(fā)展角度看，巷道深度一般為1～2 m。巷道開挖60 d 后，塑性區(qū)基本無大變化，基本接近或達到穩(wěn)定趨勢。

圖4 掘進期間巷道圍巖塑性區(qū)變化規(guī)律Fig.4 Variation law of plastic zone of roadway surrounding rock during tunneling

掘進期間巷道圍巖的應力規(guī)律如圖5。

由圖5 可以看出，巷道開挖后，巷道周圍應力不斷增加；巷道頂板為主要應力區(qū)，深度約為2 m，巷道深度和底板深度約為1.0 m 應力區(qū)；從圍巖表面到巷道深部，應力分布擴大，圍巖應力進一步增大；結合塑性區(qū)和位移云圖，主要應力解除區(qū)出現(xiàn)在松散破壞的塑性區(qū)。

圖5 掘進期間巷道圍巖的應力規(guī)律Fig.5 Stress law of roadway surrounding rock during tunneling

2.2 回采期間模擬結果

工作面開采對巷道圍巖變形的影響規(guī)律分析在工作面采動壓力的影響下，巷道圍巖變形受到一定程度的影響。對離工作面30 m 范圍內的巷道圍巖變形進行了分析。回采期間圍巖位移變化如圖6。

圖6 回采期間圍巖位移變化Fig.6 Displacement changes of surrounding rock during mining

由圖6 可以看出，由于工作面的推進，在回采巷道的上、下巷道之間形成了最大的破壞區(qū)域。通過工作面前方30、20、10、5 m 回采巷道圍巖位移變化，距離工作面越近，巷道破壞程度越大。

3 “噴-錨-注-噴-殼”加固方案

3.1 支護方案

提出改進支護方案：先開挖直墻半圓拱截面，寬、高分別為5.0 m 和3.7 m。隨后初噴后錨網(wǎng)索進行支護，錨網(wǎng)索支護完成后進行注漿，然后復噴后安裝U 型鋼，最后，在底板上澆筑混凝土。14 根φ22 mm×2 400 mm 錨桿安裝在排間距為800 mm×900 mm 的全橫截面上。錨桿的抗拉強度不小于120 kN，預張力為80 kN。5 根φ18.9 mm×5 300 mm 的錨索，錨索間距為1 600 mm，排距為2 700 mm。錨索的抗拉能力不小于300 kN，預張力為120 kN。全斷面U型鋼設置剛性支撐結構，在可屈服的U 型鋼組的施工過程中，36U 型鋼套由5 個卡箍連接緊固，預緊固力矩為300 N·m。設置U 型鋼套后，在350 ～ 400 mm 厚的拱底板上澆筑混凝土。澆筑混凝土強度為C20。錨網(wǎng)支護后對硐室進行二次噴漿以達到對錨網(wǎng)支護材料的封閉作用，初噴和二次噴漿厚度均為50 mm；滯后二次噴漿20～30 m 進行巷道壁后注漿，根據(jù)圍巖性質，注漿管采用規(guī)格為φ22 mm×2 500 mm 的注漿錨桿，支護如圖7。

圖7 支護方案Fig.7 Support scheme

3.2 改進支護方案數(shù)值模擬

通過數(shù)值模擬驗證新支護方案的可行性。在實際的巷道支護模擬分析中，梁單元不能研究支架在扭曲作用下的塑性變形，而實體單元在結構的自由度上有一定的難度，所以使用殼單元進行模擬。新支護體系下巷道圍巖水平應力、垂直應力、塑性區(qū)分布如圖8 和圖9。

圖8 改進支護方案數(shù)值模擬曲線Fig.8 Numerical simulation curves of improved support scheme

圖9 改進支護數(shù)值模擬云圖Fig.9 Numerical simulation diagrams of improved support scheme

由圖8 和圖9 可以看出，采用組合支護體系后，變形范圍明顯減小；巷道變形趨于均勻，圍巖未出現(xiàn)明顯的滑移或崩塌現(xiàn)象，體現(xiàn)了支護體系與圍巖的協(xié)調性；巷道周圍應力松弛區(qū)明顯減小。

模擬結果表明，預應力錨桿組合有效改善了圍巖應力狀態(tài)，顯著降低了淺層圍巖的破碎程度，使破碎區(qū)成為1 個支護體。同時，巷道周圍受拉區(qū)域明顯減小，尤其是底板受拉區(qū)域。

3.3 工程效果

為了驗證“噴-錨-注-噴-殼”加固方案的控制效果，在加固后的硐室用“十字交叉法”設置測站進行表面位移監(jiān)測[13]，表面位移曲線如圖10。

圖11 表面位移曲線圖Fig.11 Surface displacement curves

對開挖后巷道的表面收斂性進行監(jiān)測，以衡量改進后的支護結構的有效性。監(jiān)測站分布在2 個地點，巷道開挖引起膨脹應變能增大。改進后的支護體系一方面通過改善軟弱圍巖的應力狀態(tài)和殘余強度來抵抗，另一方面，它通過允許圍巖的可控屈服和變形來釋放膨脹應變能。圍巖應力與變形的連續(xù)相互作用持續(xù)了約40 d，圍巖變形在可控范圍內不斷增大。巷道剖面開挖40 d 后，收斂速度緩慢且趨于穩(wěn)定，表明圍巖應力調整已達到平衡狀態(tài)。最終頂板沉降量為70～80 mm，巷幫變化量為160～180 mm，底鼓收斂量為70～80 mm。變形控制在允許范圍內，說明改進后的支護結構成功地控制了軟圍巖的大變形。

4 結 語

1）采用FLAC3D方法建立了數(shù)值模型，得出了圍巖中裂紋擴展、變形和應力狀態(tài)的分布規(guī)律。開挖導致工作面釋放高地應力，產生高地應力，使淺層軟弱圍巖失去承載能力，形成大的松散應力松弛區(qū)。淺層圍巖出現(xiàn)破碎、膨脹、分離等大變形特征。簡單的錨桿索支護抵抗能力較弱，難以抵抗松散軟巖的大變形。巷道圍巖最終會發(fā)生嚴重的幫、頂、底板收斂。

2）為改善淺埋圍巖的應力狀態(tài)和殘余強度，提出了“噴-錨-注-噴-殼”加固方案。采用全斷面剛性U型鋼，形成封閉支撐結構，強度高。通過現(xiàn)場試驗驗證了改進支護系統(tǒng)的控制效果，結果表明變形控制在允許范圍內，說明改進后的支護結構可以有效地控制軟弱圍巖的大變形。