地應力紊亂區巷道圍巖關鍵注漿參數模擬及定向注漿加固技術研究

劉根亮

(潞安化工集團有限公司 常村煤礦,山西 長治 046000)

有效改善巷道支護狀況一般有兩種有效措施:一種是改變或調整巷道圍巖的結構及性能;另一種是采取合理可行的支護技術[1-2]。而針對高應力、地質構造復雜的破碎圍巖巷道,采取單一支護方式成本高、支護效果較差,可采取注漿加固圍巖結構,同時針對巷道薄弱環節施加強力邊界條件的聯合支護方式,使得注漿后的圍巖在整體上形成一個連續的強力承載結構,進而達到支護效果。在注漿過程中,通常采用數值模擬的方式確定合理的注漿參數,李紅等[3]針對回采巷道受采動影響容易發生變形破壞的問題,研究了漿液擴散的半徑隨注漿時間的變化規律,結果表明,隨注漿壓力的增加,漿液擴散半徑逐漸增大,最后趨于穩定,隨注漿水灰質量比的增加,漿液擴散半徑先增加后減小。王學[4]研究發現,當淺部注漿孔間距為1.4 m時,漿液擴散均勻,形成厚度為1.2 m的加固圈;當深部注漿孔間距為1.3 m時,注漿效果最好,加固圈厚度為5 m.劉東等[5]研究發現,未注漿加固的情況下,隧道開挖引起拱頂、仰拱,大范圍圍巖屈服破壞,洞周圍圍巖坍塌、涌水突泥等風險較大,注漿孔深30 m時較合理。許昌毓等[6]基于Mohr-Coulomb準則利用FLAC3D數值模擬軟件對超前壓力作用下的12101工作面運輸巷相關參數進行位移反分析研究,得到了耦合注漿加固后的圍巖參數。任旺等[7-9]在各種試驗及數值模擬獲取到合理的注漿參數后,結合現場地質特征,確定聯合支護方案,通過現場工業性試驗,對支護后的圍巖進行位移和形變的監測,進而證明支護方式的合理性。劉永輝[10]通過高預緊力錨桿(索)+噴漿方式控制巷道圍巖變形,取得了較好的圍巖控制效果。劉永輝[10]針對該斷層破碎帶存在松散、承載能力差、具有導水性等情況,提出了超前注漿配合撞鍥、錨網噴以及U型鋼等聯合支護方案,并取得了較好的支護效果。溫恭謹[11]提出了通過超前注漿配合撞鍥、錨網噴以及U型鋼等聯合支護方案,支護后巷道未出現大量片幫、冒頂現象,巷道頂板變形量控制在75 mm以內,圍巖兩幫變形量控制在54 mm以內,且底板未出現底鼓現象,取得了較好的支護效果。

本文在現場調研與理論分析的基礎上,提出了“強力拉+長錨固+定向注”聯合支護的綜合加固支護概念。整個巷道的支護效果良好,無明顯離層現象;破碎帶圍巖注漿加固效果明顯(孔內有明顯的水泥漿液充填,漿液擴散明顯),整體注漿加固方案支護和修復效果理想。

1 工程概況與地質條件

常村煤礦巷道掘進過程中遇到多個斷層構造帶,巷道地應力紊亂,變形量較大,且巷道變形無規律可言。本文以常村煤礦25采區膠帶下山為研究對象,根據打鉆情況顯示:25采區膠帶下山掘進至距25采區2號聯巷西幫321.4 m可能揭露Fj274(H=6 m∠80°)正斷層。三維勘探二次解釋結果顯示:25采區膠帶下山掘進至距25采區2號聯巷西幫415.6 m位置時,可能揭露aFF12(H=0～8 m)逆斷層; 25采區膠帶下山掘進至距25采區2號聯巷西幫419.8 m位置時,可能揭露Fj271(H=2.4 m)正斷層;25采區膠帶下山掘進至距25采區2號聯巷西幫77～307 m位置時,巷道南幫外發育有aFn27(H=0～4 m)斷層,該斷層距離巷道北幫最近處約21 m.

2 圍巖關鍵注漿參數數值模擬研究

2.1 數值模擬模型建立

本模擬主要研究25采區膠帶下山在不同漿液水灰質量比、不同注漿孔深度和不同加固注漿方案條件下的圍巖變形情況和塑性區分布特點,確定圍巖注漿參數。對于漿液水灰質量比,相關文獻研究結果表明,不同的漿液水灰質量比對應的漿液結石體的28 d 強度不同,進而影響注漿前后巖體的單軸抗壓強度增長率、內聚力增長率和內摩擦角增長率,其中巖體單軸抗壓強度和巖體彈性模量又近似呈現正相關關系,為此,可取漿液水灰質量比分別為0.6、0.7、0.8、0.9 和1.0,對應注漿巖體不同彈性模量、內聚力和內摩擦角。對于注漿孔深度,可取滲透注漿區深度為3 m(考慮到膠帶下山圍巖破碎松散帶深度為2.5 m左右),劈裂注漿區深度(最外部邊界至滲透注漿區邊界的距離)依次為1 m,2 m,3 m,4 m和5 m.相關試驗研究表明,巖體在注漿加固后,其剪切強度參數(內聚力C和內摩擦角φ)和變形參數(彈形模量E)均有所提高,為了方便研究,取內聚力提高了100%,內摩擦角提高了8°,彈性模量提高了50%.

以常村煤礦25采區膠帶下山的工程地質條件為背景,利用數值模擬軟件FLAC3D,建立數值計算模型,并對模型進行適當簡化:模型整體尺寸為 71 m×20 m×30.8 m.其中,25采區膠帶下山斷面形狀為矩形斷面,巷道斷面尺寸為:毛寬4.64 m,毛高3.42 m,毛斷面15.87 m2,凈寬4.5 m,凈高3.3 m,凈斷面14.85 m2.對重點研究的巷道附近網格進行適當的加密處理,模型四周和底部施加位移約束條件,模型頂部施加應力約束條件,按巷道上覆巖層(大約610 m厚的巖層)重力進行估算后,施加15.25 MPa的垂直向下均布載荷,根據現場地質力學測試結果(區域應力場類型為σH>σV>σh型應力場),側壓系數近似均取1.5,選用摩爾庫倫本構模型,數值計算模型如1所示,各煤巖層物理力學參數如表 1 所示。

表1 折減后巖體力學參數

圖1 數值計算模型圖

2.2 不同漿液水灰質量比對巷道圍巖變形和塑性區分布的影響規律

1) 不同漿液水灰質量比條件下巷道圍巖頂底板變形規律。從巷道圍巖頂板下沉量角度考慮,在相同的地質工程條件和一定范圍內,巷道圍巖頂板下沉量峰值與漿液水灰質量比呈正相關關系。由模擬結果可知,巷道圍巖頂板下沉量峰值增加速率呈現出先減小后增大的變化趨勢,且頂板下沉量峰值大小在漿液水灰質量比為0.8時產生突變。從巷道圍巖底鼓量角度考慮,巷道圍巖底鼓量峰值與漿液水灰質量比呈正相關關系。巷道圍巖底鼓量峰值減小速率呈現出先減小后增大的變化趨勢,且底鼓量峰值大小在漿液水灰質量比為0.8時產生突變,見圖2.

圖2 巷道頂板下沉量和底鼓量峰值變化的數值模擬曲線

2) 不同漿液水灰質量比條件下巷道圍巖兩幫移近量變化規律。在相同的地質工程條件和一定范圍內,巷道圍巖兩幫移近量峰值與漿液水灰質量比呈正相關關系。由模擬結果可知,巷道圍巖兩幫移近量峰值減小速率呈現出逐漸增大的變化趨勢,且兩幫移近量峰值大小在漿液水灰質量比為0.8時產生突變,見圖3.

圖3 巷道兩幫移近量峰值隨漿液水灰質量比變化的數值模擬曲線

3) 不同漿液水灰質量比條件下巷道圍巖塑性區分布規律。在相同的地質工程條件和一定范圍內,巷道圍巖塑性區分布范圍與漿液水灰質量比呈正相關關系。由模擬結果可知,巷道圍巖塑性區大小在漿液水灰質量比不超過0.8時,整體分布范圍較小。

綜上分析可知,巷道圍巖的變形量(頂底板移近量和兩幫移近量)隨著漿液水灰質量比的增加呈增大趨勢,且在漿液水灰質量比為0.8時產生突變;巷道圍巖塑性區分布范圍在漿液水灰質量比不超過0.8時,整體分布范圍較小。因此,建議在實際工程中,漿液水灰質量比宜控制在0.8左右。

2.3 不同注漿孔深度對巷道圍巖的變形和塑性區分布規律

1) 不同劈裂注漿區深度條件下巷道圍巖頂底板變形規律。在相同的地質工程條件和一定范圍內,從巷道圍巖頂板下沉量角度考慮,隨著劈裂注漿區深度的增加,巷道圍巖頂板下沉量峰值逐漸減小。由模擬結果可知,巷道圍巖頂板下沉量峰值減小速率呈現出先增大后減小的變化趨勢,且頂板下沉量峰值大小在劈裂注漿區深度為4 m時產生突變。從巷道圍巖底鼓量角度考慮,隨著劈裂注漿區深度的增加,巷道圍巖底鼓量峰值逐漸減小。由模擬結果可見,巷道圍巖底鼓量峰值減小速率呈現出先增大后減小的變化趨勢,且底鼓量峰值大小在劈裂注漿區深度為4 m時產生突變,見圖4.

圖4 數值模擬條件下巷道頂板下沉量和底鼓量峰值隨劈裂注漿區深度的變化曲線

2) 不同劈裂注漿區深度條件下巷道圍巖兩幫移近量變化規律。在相同的地質工程條件下,在一定范圍內,隨著劈裂注漿區深度的增加,巷道圍巖兩幫移近量峰值逐漸減小。可見,巷道圍巖兩幫移近量峰值減小速率呈現出先增大后減小的變化趨勢,且兩幫移近量峰值大小在劈裂注漿區深度為4 m時產生突變,見圖5.

圖5 數值模擬條件下巷道兩幫移近量峰值隨劈裂注漿區深度的變化曲線

3) 不同劈裂注漿區深度條件下巷道圍巖塑性區分布規律。相同的地質工程條件下,在一定范圍內,隨著劈裂注漿區深度的增加,巷道圍巖塑性區分布范圍幾乎不變。且塑性區分布范圍大致為:頂板破壞深度為0.5 m,底板破壞深度為2.5 m,兩幫破壞深度為2.0 m .

綜上分析可知,巷道圍巖的變形量(頂底板移近量和兩幫移近量)隨著劈裂注漿區深度的增加呈減小的變化趨勢,且在劈裂注漿區深度為4 m時產生突變;巷道圍巖塑性區分布范圍幾乎不受劈裂注漿區深度變化的影響,因此建議在實際工程中,劈裂注漿區深度宜控制在4 m左右。

3 現場工業性試驗

3.1 “強力拉+長錨固+定向注”聯合支護技術特點

巷道開挖后,原巖應力的平衡狀態被打破,巷道周邊圍巖由原先的三向穩定受力狀態轉變成了兩向不穩定受力狀態,使巖體強度大大降低,并產生一定范圍的松散破碎帶(即圍巖松動圈)。在應力重新達到平衡狀態的過程中,松散破碎帶內的巖體原先存在的結構面在應力的作用下產生滑移、錯動等,進一步使巖體內部的結構面擴展,裂隙、孔隙張開,從而可以使漿液在較低的壓力下輕松地注入到巷道的松散破碎帶內,并在其內部滲透擴散以加固巖體,此過程對應圖6中的淺部滲透注漿加固區;隨著圍巖距巷道表面距離的不斷加大,其應力狀態逐漸恢復至原巖應力狀態,即松散破碎帶以外的圍巖在應力重新調整的過程中,其內部原有的弱結構面、不連續結構面等幾乎不受影響,裂隙張開度較小。此時,漿液必須在高壓狀態下才可以注入到此區域,即通過高壓漿液應力使巖體內部的結構面張開,從而使漿液在劈裂擠壓的作用下順利進入以起到加固作用,此過程對應圖6中的深部劈裂注漿加固區;在恢復破碎圍巖完整性、提高圍巖承載能力的基礎上(即兩次加固作用之后),采用強力錨索等高強支護體對整個巷道的薄弱環節進行強化處理,如圖6中的薄弱部位加強帶所示,并使淺部加固區與深部加固區有機地結合在一起,使整個巷道形成一個以“兩加固區,一加強帶”為主要支護結構的連續承載支護體系。

圖6 支護原理圖

3.2 礦壓監測分析

根據現場地質調查、室內試驗和數值模擬分析,給出了具體的適合礦井25采區膠帶下山的修復加固方案,即“強力拉+長錨注+定向注”的破碎圍巖修復注漿加固支護方案:先圍巖淺孔(孔深3 m)滲透注漿加固,再圍巖深孔(孔深7 m)劈裂注漿加固,最后圍巖幫部補強錨索加固。在完成支護的同時對巷道圍巖表面位移進行監測,以分析支護方案的合理性。

通過對25采區膠帶下山3個監測斷面進行為期60 d的位移實時監測,同時將各測站頂底板移近量和兩幫移近量隨時間的變化曲線繪制為圖7和圖8,從圖中可以看出:

圖7 巷道頂底板移近量隨時間的變化曲線

圖8 巷道兩幫移近量隨時間的變化曲線

1) 25采區膠帶下山圍巖表面各測點位移值呈現出隨時間增加而不斷增大的變化趨勢,觀測起點從某一斷面開始掘進算起,監測到圍巖變形速率在掘巷15 d內較大,其中,巷道頂底板移近量和兩幫移近量變形速率最大值分別達到2.3 mm/d,3.0 mm/d;掘巷大約35 d 后各測點變形開始趨于平緩,此時,巷道頂底板移近量和巷道兩幫移近量變形速率分別達到1.7 mm/d,2.3 mm/d;在掘巷50 d以后,各測站巷道圍巖變形量幾乎保持不變,說明巷道在此時已處于穩定階段。

2) 從25采區膠帶下山某斷面處開挖一直到穩定的整個過程中,巷道頂板下沉量、底鼓量和兩幫移近量的最大值分別達到40 mm,25 mm,88 mm,均在工程設計誤差允許范圍之內,因此,可認為加固方案支護效果理想。

4 結 語

通過FLAC3D數值模擬軟件研究圍巖關鍵注漿參數取值,并通過現場工業性試驗驗證聯合支護方案的合理性,初步得出以下結論:

1) 巷道圍巖塑性區分布范圍在漿液水灰質量比不超過0.8時,整體分布范圍較小,因此建議在實際工程中,漿液水灰質量比宜控制在0.8左右。

2) 巷道圍巖的變形量(頂底板移近量和兩幫移近量)隨著劈裂注漿區深度的增加呈減小的變化趨勢,且在劈裂注漿區深度為4 m時產生突變;巷道圍巖塑性區分布范圍幾乎不受劈裂注漿區深度變化的影響。因此,建議在實際工程中,劈裂注漿區深度宜控制在4 m左右。

3) 25采區膠帶下山巷道頂底板移近量和兩幫移近量均呈現出隨時間增加而先逐步增加后趨于穩定的變化趨勢,即巷道依次經歷初期(15 d以內)劇烈變形期、中期(15～50 d)穩步增長期和后期(50 d以后)平緩穩定期,且巷道表面各測點變形量均在工程設計允許變形范圍內,其中,頂底板移近量最大值為65 mm,兩幫移近量最大值為88 mm,說明“強力拉+長錨注+定向注”聯合支護技術成功解決了25采區膠帶下山的加固修復難題。