弱膠結軟巖巷道底鼓控制關鍵技術研究

孫 浩，王立兵，王富成，范文宇

（內蒙古平莊煤業（集團） 有限責任公司，內蒙古 赤峰 024050）

0 引 言

隨著我國經濟建設的快速發展，對煤炭資源的需求越來越大，大型煤礦開采設備的研制已成為一種需求。因此，需要相應增加地下巷道的斷面。在水的物理和化學作用的影響下，巷道形成后暴露底板在短時間內迅速軟化。此外，在機械動荷載的重復作用下，煤巖體發生不同程度的膠結泥化破壞，嚴重影響了巷道運輸、通風和行人的需求[1]。隨著煤礦開采深度逐年遞增，軟巖問題變得尤為關鍵[2]。軟巖巷道斷面的不斷增加，加之覆巖、構造應力和水的物理化學作用的共同影響，大斷面巷道底鼓現象越來越突出，逐漸成為巷道礦壓顯現的一個重要特征，底鼓治理的技術問題亟待解決[3-6]。長期以來，國內外專家學者在軟巖巷道底鼓的形成機理和控制方面進行了大量的研究。楊曉杰[7]認為，水理作用和力學效應是底鼓的重要影響因素；張廣超[8]認為，巷道底鼓可劃分為擠壓流動性底鼓、彎曲折疊性底鼓、剪切錯位性底鼓和水作用下膨脹性底鼓4 種類型；程敬義[9]深入研究了煤礦巷道底鼓的特點和機理，為制定有效的底鼓防治措施提供了理論依據；路軍富[10]分析了巖體的粘土礦物組成，以及圍巖在遇水后不同應力階段的弱化和滲透性；王宇等人研究了礦物成分中化學活性蒙脫石的類型和含量在巖石膨脹中起著關鍵作用[11-12]。本文根據老公營子6 號煤層實際情況建立力學模型，從理論上對6 號煤層西翼大斷面運輸巷道底鼓進行深入分析，從力學結構的角度對底板軟弱巖層進行深入剖析。針對現場水與粘土礦物相互作用引起的底鼓問題，提出了一種新的控制技術——反底拱結構來控制井下軟巖巷道嚴重底鼓現象。

1 概 況

老公營子煤礦位于赤峰市元寶山區風水溝鎮西南3 km 處。該礦設計生產能力為180 萬t/a，采用單級立井提升方式。主要可采煤層為5 號、6 號煤層。Ⅲ06-1（1） 工作面平均覆蓋深度為340 m，6-1 煤層傾角為8°～12°，煤層厚度在1.5 ～4.5 m，平均3.5 m，煤層含1 ～3 層夾矸，夾矸巖性多為粉砂巖，局部有泥巖及砂質泥巖，泥質膠結性較差，遇水泥化易底鼓。

煤層上覆以灰白色粉砂巖和砂質泥巖為主，砂巖成份以石英長石為主，呈次圓狀鈣質膠結；灰色泥巖夾雜煤線、碳質泥巖互層呈厚層狀平均厚度18 m。煤層下部以灰白色粉砂巖和細砂巖為主，平均厚度為6.0 m。

Ⅲ06-1（1） 工作面平均走向長度922 m，傾斜長度233 m，井下位于二水平軌道大巷南。工作面軌道順槽以7675 號鉆孔為界，運輸順槽以Ⅲ06-1（2） 軌道順槽為界，切眼以該礦6-1 邊界煤柱線為界。

工作面具體位置如圖1 所示。

圖1 工作面采掘工程平面Fig.1 Mining engineering plane of working face

根據Ⅲ06-1（1） 工作面掘進實際揭露地質資料，已知工作面內無斷層及伴生斷裂構造，無陷落柱、沖刷帶等情況，未見巖漿巖侵入體。水源來自頂板砂巖裂隙水，以頂板淋水形式進入該工作面，無突水危害。

根據現場調查，老公營子煤礦Ⅲ06-1（1） 工作面運輸巷道兩幫及底板變形嚴重。巷道兩幫變形范圍為0.4 ～1.5 m；一般情況下，底鼓為1 m 左右，局部底鼓可達1.2 m，變形嚴重。為此，對巷道兩側進行了擴底加固，并對錨索重新加固支護后的變形進行了控制。然而，經過一次開挖，十多天后，底鼓變形達到1 m 左右。可以看出，簡單的開挖底板移除巷道中的破碎巖石會導致較大面積的承載能力減弱，從而進一步削弱巷道圍巖的整體承載能力。

2 底鼓分析

2.1 底板巖性及結構分析

通過現場調查和地質資料分析，確定Ⅲ06-1（1） 工作面運輸順槽底板巖性為灰白色粉砂巖。巷道開挖后，為底板巖層的變形提供了足夠的空間。隨著巷道底板長期暴露和水的侵入，底板膠結、泥化、崩解現象明顯，底板巖層強度急劇下降[13-14]。對6 號煤層底板灰白色粉砂巖的化學成分進行取樣分析，得出樣品試驗結果見表1。

表1 底板巖層化學成分定量分析（%）Table 1 Quantitative analysis of chemical composition of floor strata(%)

上述的6 個樣品的化學定量分析中，SiO 含量最高，平均達到57.8%；其次為Al2O2，平均含量為17.16%；Fe2O2平均含量為7%；其它組分含量較低。

Ⅲ061 工作面運輸順槽底板粘土礦物組成以高嶺石為主（47% ～57%），其次為伊利石（15%～35%） 和伊利石- 蒙脫石混層礦物（17% ～28%）。粘土礦物，如高嶺石、伊蒙混層礦物，由于顆粒小、比表面積大，具有較強的親水性[16-17]。當水滲入底板巖層中的孔隙和裂隙時，細小巖石顆粒的吸附水膜會變厚，引起巖石體積膨脹。因為這種體積膨脹是不均勻的，它在巖石中引起不均勻的應力，導致底板巖石層軟化或溶解，最終形成巖石顆粒的破裂體。其化學反應過程見式（1）。

當底板巖體遇到水時，其底板塌陷并軟化，這導致巷道底板涌入巷道自由空間，形成底鼓膨脹變形（巖石顆粒吸附水膜厚度增加）。

礦井生產水和巖層中的水很容易滲透底板，削弱巖石顆粒之間的粘結力，造成巖石顆粒的破壞。這進一步導致底板軟化、膨脹、崩解，造成底板泥巖體出現大量節理、裂隙，削弱了圍巖整體強度。

可以看出，Ⅲ06-1（1） 工作面運輸順槽開通后，圍巖應力的變化導致底板巖層彈塑性變形卸荷并向巷道內膨脹。巷道底板含有高嶺石、伊利石等礦物成分，具有較強的遇水膨脹性。其結果是巖體的抗壓強度大大降低，產生流變性，易受擾動。同時，在水平應力作用下，底鼓變形更容易發生。

2.2 底板變形機理

2.2.1 底板力學模型的建立

老公營子礦6 號煤層上方5 號煤層已開采完畢，煤巷圍巖變形主要受水平應力的影響。考慮到巷道造成的巷道修復量有時甚至比新挖巷道還多，特別是出現重復性問題的情況時，工程量更大。因此，研究其潛在機理和控制方法勢在必行[18-19]。

Ⅲ06-1（1） 工作面運輸順槽開挖后，在巷道兩幫形成支承壓力集中（圖2）。在采動引起的支承壓力和側向變形以及底板巖層沿著層向的水平應力（Fx） 的共同作用下，運輸順槽底鼓變形明顯。當底板巖層上的水平應力（Fx） 超過極限值時，將引起底板巖層失穩（巖層破裂和隆起）。底板巖層在水平應力（Fx） 和重力（q） 作用下的變形狀態如圖3 所示。

圖2 巷道周圍應力狀態Fig.2 Stress state around roadway

圖3 底板力學模型Fig.3 Mechanical model of floor

其彎曲方程為：

式中：m1為復合梁上方的彎曲層的厚度，m；J 為組合梁上部的彎曲截面模量，m4；c 為巖層的容重，MN/m3；E 為彎曲層的彈性模量，MPa；w 為彎曲變形量，m；L 為運輸順槽的跨度，m。

邊界條件：

若k2= (Fx/EJ)，得到梁中最大彎曲壓應力（x=1/2），其大小為：

2.2.2 層狀巖層底板穩定性的影響因素

根據以上分析，底板失穩破壞的臨界軸力為FXC=π2EJ/L2（此處不考慮巷道高度的影響）。假定底板在集中支承壓力作用下的側壓力系數為λ，其周圍的最大支承力為KcH，則底板巖層上的水平力可近似為式（8）：

當Fx≥FxC時，底板巖層發生失穩。將FxC代入此公式并簡化，得到式（9）。

可知，層位越深，跨度越大，底板巖層強度越低，巖層厚度越小，越容易失穩破壞。其中，層厚m1的影響最明顯，其次是巷道跨度L 和采深H 的影響，彈性模量E 的影響最小?？紤]到煤層開采深度和底板巖性固定，巷道已經開挖，運輸順槽的跨度L 無法調整。因此，只有通過錨固底板的方式，才能提高鋪層厚度m1，這樣才能有效控制底板的變形，保證巷道的穩定性。

3 數值模擬分析

3.1 模型參數確定

Ⅲ06-1（1） 工作面運輸順槽建模過程中，模型初始平衡階段采用H-B 準則得到的巖體等效M-C 準則參數。在運輸順槽的開挖中，底板參數應為應變軟化模型參數。 模型準則基于Mohr-Coulomb 準則。

3.2 模型建立

根據老公營子礦井地質條件和巷道圍巖的力學參數，利用FLAC3D 數值模擬軟件進行了數值模擬。模型尺寸為100 m × 66.8 m× 10 m（長×寬×高），如圖4 所示。運輸順槽位于煤層下部，按實際斷面4.8 m×3.1 m（長×高） 開挖。整個模型由112 170 個單元和763 824 個節點組成，網格尺寸從巷道圍巖向外逐漸增大。 使用Mohr-Coulomb 標準進行模擬，并根據實際情況為每個巖層分配參數。根據煤層深度400 m，在模型頂部施加10 MPa 的垂直向下壓力，模擬上覆巖層的自重應力。模型底部的垂直位移受到約束，模型四周的橫向位移受到約束。

圖4 數值計算模型Fig.4 Numerical calculation model

3.3 巷道變形

（1） 圖5（a） 所示為Ⅲ06-1（1） 工作面運輸順槽開采后巷道支護結構下方的水平應力分布。在煤壁中形成了壓應力區。應力場范圍約為3 m，數值約為10 MPa。中間壓應力區的應力最大，約為11 MPa。從整體形狀和應力分布來看，原支護方案下Ⅲ061 工作面運輸順槽兩幫形成的支護應力場中間壓應力區與外圍壓應力區重疊，并與Ⅲ06-1（1） 工作面運輸順槽最上部錨產生的應力區相連。但由于無支護構件，底板與煤壁下部錨之間存在一部分低應力區，原支護方案的支護應力場無法控制底鼓。

圖5 巷道開挖后的應力分布及塑性區Fig.5 Stress distribution and plastic zone after roadway excavation

（2） 如圖5（b） 所示，在Ⅲ06-1（1） 工作面運輸順槽的頂板中形成了一個大而連續的壓應力區。應力場范圍約為2 m，數值約為11 MPa，壓應力區最大應力值約為14 MPa。從頂板支護角度看，由于頂板和煤壁支護應力場的疊加，Ⅲ06-1（1） 工作面運輸順槽頂板的垂向應力場可以有效作用于懸挑巖體，驗證了在原巷道支護條件下支護應力場無法連通，底板巖體大部分處于受拉狀態，難以控制底鼓。

（3） 如圖5（c） 所示，頂板和煤壁的變形約為0.1 m，底板的最大變形約為0.36 m。說明巷道底鼓現象尤其嚴重。

（4） 如圖5（d） 所示，在原支護方案條件下，兩幫破壞深度3.4 m，頂板破壞深度5.5 m，底板破壞深度8.8 m。但與頂板及兩幫相比，底板僅由2 個煤壁斜錨栓支撐。導致底板上有很大范圍的屈服區，屈服區沿著約45°角的方向向外延伸。因此底板大面積破壞和遇水崩解，必然導致大變形。

綜上所述，數值模擬所反映的巷道圍巖變形現象與現場實測的頂底板、兩幫位移基本一致。同時可以看出，由于底板無支撐結構引起的底鼓變形十分嚴重。

4 工程應用

4.1 底鼓控制技術

基于數值模擬結果，結合上述巷道圍巖性質，提出軟巖巷道優化支護方案，在原有支護方案，保證Ⅲ061 工作面運輸順槽頂板和兩幫的支護參數不變，僅對底板制定了新的支護參數。

Ⅲ06-1（1） 工作面運輸順槽支護方式如圖6 所示。

圖6 巷道支護優化方案Fig.6 Optimization scheme of roadway support

（1） 對Ⅲ06-1（1） 工作面運輸順槽底板進行開挖，形成距底板中心800 mm 的向下弧形空間，通過超挖底板釋放深部巖體變形壓力。

（2） 在弧形空間底部均勻鋪設了50 mm 的生石灰作為隔水墻，防止巷道內礦井水穿透底板巖層，降低底板強度。

（3） 將預制混凝土弧形梁放入其中，并鋪設金屬網。底板錨索直徑為2.18 mm，長度為6 200 mm。每排錨索間距為1 600 mm。沿巷道長度方向兩排錨索之間的間距為1 300 mm。每個鉆孔均采用水灰比為0.8∶1 的超細水泥漿填充。保證錨索預緊力不小于100 kN。

（4） 采用C20 高強混凝土回填超挖處的弧形空間，保持地面平整，提高了底板和兩幫的抗變形能力。

4.2 井下試驗結果和分析

根據老公營子煤礦的地質條件，制定了100 m巷道試驗段底鼓治理方案。在保留頂板和兩幫支護條件的基礎上增設反底拱結構，并結合控水措施實現對底鼓現象的有效控制。試驗巷道采用底板控制方案后，在試驗段設置4 個地表位移觀測站，監測Ⅲ06-1（1） 工作面運輸順槽頂底板和兩幫位移的收斂情況，Ⅲ06-1（1） 工作面運輸順槽收斂數據分析如圖7 位移- 時間曲線所示。

圖7 位移- 時間曲線Fig.7 Displacement-time curve

試驗段Ⅲ06-1（1） 工作面運輸順槽地表位移變化可分為3 個階段。

（1） Ⅲ06-1（1） 工作面運輸順槽快速收斂階段為巷道修復后6 ～22 d。這一階段的收斂約占總收斂的70%。

（2） Ⅲ06-1（1） 工作面運輸順槽修復后23～42 d，該階段的收斂速率逐漸減小并趨于穩定；Ⅲ061 工作面運輸順槽修復42 d 后，巷道圍巖收斂趨于穩定。

（3） 修復60 d 后，試驗段Ⅲ06-1（1） 工作面運輸順槽的最終底鼓為82.5 mm，兩幫最大收斂量為182 mm，頂板最大下沉量為142 mm。

綜上所述，新的支護方案對巷道底鼓的控制和煤幫的接近有顯著效果。

5 結 論

（1） 根據巷道底板的采樣和分析，確定粘土礦物含量。粘土礦物的成分主要是高嶺石（47%～57%），其次是伊石（15%～35%）。粘土礦物的親水性致使底板層狀巖石軟化形成巖石微粒，嚴重削弱了圍巖承載能力。

（2） 通過對Ⅲ061 工作面運輸順槽進行力學分析，埋深更深且跨度越大的水平巷道其底板巖層的強度越低，增加底板錨固層厚度Hm 可以有效改善底板抗變形能力。

（3） 應用FLAC3D 數值模擬分析的原有支護方案下運輸順槽的變形及應力分布情況?？梢钥闯?，底鼓變形造成巷道圍巖變形十分嚴重。

（4） 基于原始支護方案，提出了“生石灰底部鋪設+預應力錨索+混凝土弧梁+金屬網+C20高強度混凝土填充”支護優化方案，從根本上改變底板巖層的力學性能，改善其抗變形能力。

（5） 根據測試巷道的試驗結果，表明新的支護方案能有效控制底板和兩幫的收斂，最終底板底鼓量62.5 mm，滿足煤礦安全生產的要求。