深部頂板夾煤層巷道圍巖變形破壞機制及控制

李為騰，王 琦,，李術(shù)才，王德超，黃福昌，左金忠，張世國，王洪濤

(1.山東大學(xué) 巖土與結(jié)構(gòu)工程研究中心，山東 濟南 250061；2.兗礦集團有限公司 博士后科研工作站，山東 鄒城 273500；3.兗煤菏澤能化有限公司 趙樓煤礦，山東 鄆城 274705)

深部頂板夾煤層巷道圍巖變形破壞機制及控制

李為騰1，王 琦1,2，李術(shù)才1，王德超1，黃福昌2，左金忠2，張世國3，王洪濤1

(1.山東大學(xué) 巖土與結(jié)構(gòu)工程研究中心，山東 濟南 250061；2.兗礦集團有限公司 博士后科研工作站，山東 鄒城 273500；3.兗煤菏澤能化有限公司 趙樓煤礦，山東 鄆城 274705)

深部礦山頂板夾煤層巷道頂板圍巖變形破壞嚴重，控制難度大?，F(xiàn)場探測發(fā)現(xiàn)此類巷道圍巖具有獨特的二分區(qū)破裂模式，存在相對獨立的巷道周圈松動破裂區(qū)和夾煤層界面離層破裂區(qū)。建立計算模型，研究了夾煤層厚度、位置和分岔巷道巖柱寬度3個因素對巷道關(guān)鍵點位移、塑性區(qū)、非對稱變形的影響規(guī)律，分析了圍巖變形破壞機制：夾煤層界面離層破裂區(qū)的發(fā)展，造成圍巖自承結(jié)構(gòu)的失效和自承能力的喪失，破裂區(qū)超過支護體系控制范圍，最終導(dǎo)致圍巖破壞失穩(wěn)。提出了“內(nèi)修+外控”的以注為主的非對稱聯(lián)合控制對策，現(xiàn)場試驗顯示取得了較好效果。

深部巷道；頂板夾煤層巷道；變形破壞機制；控制對策；注漿

隨著煤礦開采深度進入-1000m水平后，巷道圍巖變形破壞特征與淺部相比明顯不同，巷道圍巖控制難度增大。礦井開拓巷道和采區(qū)巷道處在不利層位中的情況是不可避免的，頂板夾煤層巷道是巷道層位不理想的典型情況之一，常見于巷道穿層或地質(zhì)構(gòu)造復(fù)雜區(qū)域。此類巷道位于煤層下方，巷道頂板為復(fù)合“巖-煤-巖”結(jié)構(gòu)，由于頂板夾煤層的強度低，巷道頂板圍巖變形嚴重，控制困難，給安全生產(chǎn)帶來威脅，研究非常必要。

國內(nèi)外專家學(xué)者對軟弱夾層及“復(fù)合頂板”的硐室、巷道、隧道等地下工程穩(wěn)定性開展過研究。文獻[1-9]利用理論分析、數(shù)值計算等方法研究了軟弱夾層的位置、強度、泥化等參數(shù)對地下硐室圍巖穩(wěn)定性的影響及相應(yīng)的變形破壞機理。文獻[10-14]研究了煤礦復(fù)合頂板煤巷的變形機理并提出了相應(yīng)的控制對策。上述兩方面的研究可為本文頂板夾煤層巷道研究提供借鑒，但本文的研究對象與前者不同：首先，本文涉及的頂板夾煤層巷道中的煤層(coal seam)并不能理解為夾層，它是完整的煤層，具有較大的厚度，而夾層(interlayer)多指厚度不超過0.5m的或者可簡化為一個軟弱界面(interface)進行分析薄層，兩者尺度方面的差異決定了兩者對巷道穩(wěn)定性具有不同的作用和影響，在進行分析和研究時應(yīng)將兩者視為明顯不同的研究對象進行處理；其次，復(fù)合頂板一般由3層以上的多層巖層構(gòu)成，各巖層厚度一般在0.5～1.5m左右，在尺度上同樣存在很大差別，且各層頂板強弱隨機分布，并不特指本文“強-弱-強”的頂板形式。綜上所述，目前尚無深部“巖-煤-巖”型頂板夾煤層巷道的相關(guān)研究。

筆者以巨野礦區(qū)千米深井巷道為工程背景，對深部頂板夾煤層巷道獨特的圍巖破裂模式進行探測分析，對圍巖變形破壞機制進行研究，并在此基礎(chǔ)上提出針對此類巷道的控制對策。

1 圍巖變形及破裂模式現(xiàn)場探測

1.1 工程概況

巨野礦區(qū)趙樓煤礦十一采軌道巷為該采區(qū)11301,11302等多個工作面長期服務(wù)，其穩(wěn)定性對于該采區(qū)煤炭安全高效開采具有重要作用。

(1)頂?shù)装鍘r性。

圖1為十一采軌道巷“重點研究段”為典型的頂板夾煤型巷道。巷道底板為1.6 m的粉細砂巖互層，向下為8m的泥巖、4m的粉細砂巖互層和8.4m的砂質(zhì)泥巖；巷幫及頂板3 m以下圍巖為粉細砂巖互層，向上分別為3.5m的煤層、11.3 m的細砂巖和5m的粉細砂巖互層。

圖1 十一采軌道巷區(qū)域平面Fig.1 Regional planar of No.11mining area track roadway

在該段巷道進行了圍巖鉆孔取芯及室內(nèi)巖石力學(xué)實驗得到巷道圍巖物理力學(xué)參數(shù)，具體見表1。

表1各巖層的材料力學(xué)參數(shù)
Table1Materialparameterofrocklayers

圍巖類型容重γ/(kN·m-3)彈性模量E/GPa抗壓強度σc/MPa抗拉強度σt/MPa泊松比μ黏聚力C/MPa內(nèi)摩擦角ψ/(°)細砂巖251273 39 80 2815 930煤15248 61 20 352 520粉細砂巖互層(中)261586 512 40 2518 232泥巖20325 61 80 323 524砂質(zhì)泥巖22532 04 50 303 026細砂巖251273 39 80 2815 930

(2)地應(yīng)力。

對十一采區(qū)地應(yīng)力測試結(jié)果的綜合分析顯示，最大主應(yīng)力為水平應(yīng)力，最大水平主應(yīng)力的方向約為NE101°，如圖1右上。與十一采軌道巷軸向近似平行。最大水平主應(yīng)力、最小水平主應(yīng)力、垂直應(yīng)力值分別為34.6，18.6和25.7 MPa。

(3)支護方案。

錨桿采用φ22mm×2400mm高強度左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，用1根長度1m的樹脂藥卷錨固，間排距為0.8m；錨索選用φ22mm×6 200mm高強度低松弛預(yù)應(yīng)力鋼絞線及配套鎖具，采用2根長度1m的樹脂藥卷錨固，間距2.0m，排距1.6 m，具體布置如圖2所示。頂錨桿設(shè)計扭矩120N·m，幫錨桿60N·m；錨索設(shè)計預(yù)緊力100kN。巷道表面為厚度100mm的C25噴射混凝土。

圖2 原支護方案及非對稱收斂監(jiān)測點布設(shè)位置Fig.2 Original supporting program and layout of asymmetric convergence monitor points

(4)巷道變形破壞情況。

該段巷道掘巷支護完成后，半個月內(nèi)巷道即發(fā)生了較大變形，尤其以頂板體現(xiàn)更為明顯，隨后一小段時間巷道變形趨緩。但后續(xù)較長時間內(nèi)，由于受到一采區(qū)各工作面和11301工作面采動及爆破等其他施工擾動影響，巷道圍巖一直持續(xù)變形，最終如圖3所示，巷道噴層多處開裂，巷道頂板破壞最為明顯和嚴重，沉降量最大處接近1.2m，平均達0.85m，頂板形成一條前后貫通的沉降破碎帶，原設(shè)計直墻拱形巷道幾乎全部變成了矩形巷道。

圖3 巷道變形破壞情況Fig.3 Roadway deformation and failure

1.2 現(xiàn)場探測

1.2.1收斂監(jiān)測

研究對象為十一采軌道巷，由于存在十一采軌道聯(lián)絡(luò)巷，兩者形成分岔巷道，因此加入了分岔巷道工況的影響。在下文中十一采軌道巷與聯(lián)絡(luò)巷同時出現(xiàn)時，沒有特殊說明的情況下，所指巷道均為十一采軌道巷。

為掌握該區(qū)段巷道圍巖的變形破壞詳細數(shù)據(jù)，設(shè)計了巷道非對稱收斂監(jiān)測方案，如圖2所示，監(jiān)測方案由巷道中心點O和關(guān)鍵點A～F組成，或根據(jù)需要設(shè)置更多的關(guān)鍵點，通過量測O點與關(guān)鍵點之間的距離的變化，確定巷道關(guān)鍵點的收斂情況。在該條巷道布設(shè)了4個非對稱收斂監(jiān)測斷面，分別位于巖柱寬度為5，10，15及20m對應(yīng)位置。監(jiān)測結(jié)果如圖4，5所示，由于篇幅所限，僅列出了巖柱寬度10m位置監(jiān)測斷面的全過程監(jiān)測曲線，其他各監(jiān)測斷面僅將最終監(jiān)測結(jié)果列于圖5。

圖4 巷道非對稱收斂變形監(jiān)測曲線(巖柱寬度10m位置監(jiān)測斷面)Fig.4 Asymmetric convergence monitor curves (10m width middle wall monitoring section)

圖5 巷道最終收斂變形監(jiān)測結(jié)果Fig.5 Final convergence monitor results of all 4sections

由圖4，5分析可知，該巷道收斂變形具有如下特征：

(1)頂板收斂變形嚴重，相對其他關(guān)鍵點變形最為劇烈。變形后的巷道整體形狀近似于梯形，頂板變?yōu)槠街鄙踔练垂靶螤?，頂板最大斷面收斂率達到了29.4%。4個監(jiān)測斷面中，頂板沉降、底臌和巷幫內(nèi)移平均值分別為944，431和363 mm。

(2)巷道變形持續(xù)時間長，圍巖易受擾動，穩(wěn)定性差。由圖3可以看出，巷道開挖支護后，圍巖的變形在20d左右達到一個較高的水平，之后有一個短暫的平緩階段。在此之后圍巖變形量呈現(xiàn)出穩(wěn)定中跳動增加的現(xiàn)象，直到監(jiān)測結(jié)束仍不能判定巷道是否已經(jīng)進入穩(wěn)定狀態(tài)。說明該段巷道圍巖穩(wěn)定性差，極易受到施工擾動的影響，并引起圍巖的明顯變形。該規(guī)律在頂板沉降監(jiān)測數(shù)據(jù)中體現(xiàn)的最為明顯，在380～480d，巷道頂板的變形仍然具有一個較高的增長速率。

(3)巷道變形呈現(xiàn)出3個非對稱特征：上下變形的非對稱、左右變形的非對稱和兩拱肩變形的非對稱。上下變形的非對稱表現(xiàn)在頂板的沉降明顯大于底臌，是底臌量的2.2倍，在底板未進行支護的直墻拱形巷道中是較為反常的。左右變形的非對稱表現(xiàn)在巷道變形量右?guī)?平均值423 mm)整體大于左幫(平均值303 mm)，且隨著巖柱寬度的減小該現(xiàn)象更加明顯。兩拱肩變形的非對稱在巖柱寬度5m位置處表現(xiàn)最為明顯，左拱肩收斂量是右拱肩的1.72倍，在巖柱寬度10m和20m位置也有所體現(xiàn)。

(4)隨著巖柱寬度的增加，巷道頂板變形量明顯減小，巷中頂板和拱肩變形均呈現(xiàn)出該規(guī)律。巷幫和底板的收斂變形對于巖柱寬度變化的響應(yīng)規(guī)律不明確。

1.2.2圍巖破裂范圍探測

為進一步掌握巷道破壞失穩(wěn)情況，通過鉆孔窺視儀進行了探測分析。3個探測斷面分別布置在巖柱寬度為5，10和20m的對應(yīng)位置，每個斷面布置5個探孔，分別位于拱頂、兩拱肩和兩幫，探孔設(shè)計深度為8m。圖6為部分鉆孔內(nèi)部圖像。

圖6 巖柱寬度10m斷面頂板巷中探孔不同深度圖像Fig.6 Detection images in different depths of the hole in middle roof of the 10m width middle wall section

經(jīng)過對探測數(shù)據(jù)的分析處理，分別作出3個探測斷面的巷道圍巖破裂范圍圖(圖7)。圖7中每個探孔內(nèi)黑色填充部分表示觀測到的鉆孔內(nèi)壁破碎、裂隙發(fā)育位置及范圍，三角形張開表示明顯的離層或者張開裂隙。在繪制完各鉆孔的探測結(jié)果后，將圖中破壞嚴重且范圍集中的部分做了突出標識，分別記為巷道周圈松動破裂區(qū)和夾煤層界面離層破裂區(qū)，具體如圖7所示。

圖7 巷道圍巖破裂范圍探測結(jié)果Fig.7 Detection results of surrounding rock fracture zones

分析可以發(fā)現(xiàn)：

(1)巷道圍巖呈現(xiàn)出兩個相對獨立的嚴重破裂區(qū)，分別為巷道周圈松動破裂區(qū)和夾煤層界面離層破裂區(qū)，圍巖破裂二分區(qū)特征明顯。

巷道周圈松動破裂區(qū)是巷道淺部圍巖的松動破壞區(qū)域，圍繞巷道周圈呈與巷道形狀一致的環(huán)形展布，寬度2.0～2.5m左右，該破裂區(qū)內(nèi)圍巖破碎，裂隙極其發(fā)育，張開裂隙為主(如圖6所示，孔深3 m以下多數(shù)裂隙張開，0.2m深位置處裂隙張開達20mm)，圍巖松動破壞嚴重。

夾煤層界面離層破裂區(qū)位于頂板上方夾煤層上下巖性交界面附近，是離層破碎型的破裂區(qū)域，呈現(xiàn)出中間厚兩邊薄的棗核形。頂板正上方處破裂區(qū)厚度約為1.3 m，拱肩探孔對應(yīng)位置處厚度約為0.5m，孔內(nèi)能夠明顯觀測到煤巖界面分離，如圖6中3.0m位置圖像所示。夾煤層界面離層破裂區(qū)又分為下夾煤層界面離層破裂區(qū)和上夾煤層界面離層破裂區(qū)，前者破裂區(qū)范圍明顯大于后者，在巖柱寬度20m處未觀測到上夾煤層界面離層破裂區(qū)。

需要注意的是，上述兩破裂區(qū)并不包括圍巖內(nèi)所有的破裂位置，而是兩個相對集中區(qū)和嚴重區(qū)。

(2)探孔中能夠明顯分辨出的張開裂隙占裂隙總數(shù)的比重頂板大于幫部，探孔淺部大于深部。

(3)巷道破裂呈現(xiàn)出巖柱幫比非巖柱幫嚴重的非對稱破壞現(xiàn)象。3個斷面巖柱側(cè)拱肩和幫部嚴重破裂區(qū)寬度平均值為2.2m，是非巖柱側(cè)該值的1.38倍，且隨著巖柱寬度的減小，非對稱現(xiàn)象更加顯著。

(4)隨巖柱寬度的減小，圍巖整體破裂程度加重且范圍增大。巖柱寬度為5，10和20m時探測到的巷道周圈松動破裂區(qū)平均寬度分別為2.26，2.16和1.50m，探測到的下夾煤層界面離層破裂區(qū)探測寬度分別為0.90，0.87和0.60m。

1.3 圍巖破裂模式及變形特征分析

由上述現(xiàn)場監(jiān)測及探測結(jié)果可知，深部頂板夾煤型巷道圍巖變形破裂具有以下獨特模式和特征：

(1)頂板的收斂沉降劇烈，且明顯大于底臌。變形后的巷道整體形狀近似于梯形，頂板變?yōu)槠街鄙踔练垂靶螤睢?/p>

(2)巷道圍巖的破裂呈現(xiàn)出兩個相對獨立的嚴重破裂區(qū)，分別為巷道周圈松動破裂區(qū)和夾煤層界面離層破裂區(qū)，圍巖破裂二分區(qū)特征明顯。

(3)巷道變形持續(xù)時間長，頂板穩(wěn)定性差，易受施工擾動。

(4)在分岔巷道工況下，巷道圍巖破裂范圍呈現(xiàn)出非對稱特征，巖柱側(cè)巷道變形量整體大于非巖柱側(cè)，且隨著巖柱寬度的減小，非對稱特征更加明顯，圍巖整體破壞程度加重，范圍及變形量加大。

2 變形破壞機制分析

為研究分析上述頂板夾煤型巷道圍巖變形破壞機制，設(shè)計了對比分析方案，建立了計算模型，對不同夾煤層厚度、高度及巖柱寬度對巷道關(guān)鍵點變形量及塑性破壞的影響規(guī)律進行討論，進行了下述研究。

2.1 對比方案設(shè)計

以巖柱寬度x、頂板夾煤層厚度h、頂板夾煤層位置(以夾煤層底板距巷道頂板距離z描述)為變化量，設(shè)計了表2所示的三大類31個數(shù)值計算方案。

表2數(shù)值計算方案
Table2Numericalcalculationschemes

方案類別不變參量變化參量變厚度類z=3m單獨巷道h分別為0，0 5，1，1 5，2，2 5，3，3 5，4，4 5，5m變位置類h=3 5m單獨巷道z分別為0，0 5，1，1 5，2，2 5，3，3 5，4，4 5，5m分岔類h=3 5m，z=3mx分別為2 5，3，4，5，6，10，15，20，25m

2.2 建模計算

根據(jù)現(xiàn)場實際情況，取典型地質(zhì)斷面和實際地應(yīng)力情況進行建模計算，建模時地層簡化為水平，建立厚度為1.6 m的平面模型，同時將分岔巷道根據(jù)巖柱寬度不同建立9個雙巷平面模型。模型高度40m，厚度1.6 m，單獨巷道模型寬度40m，雙巷模型實際寬度由巖柱寬度決定，模型寬度分別為52.5～76.0m不等。模型剖分時采用六面體單元，在模型四周及底面施加法向滑動約束，地應(yīng)力根據(jù)實測地應(yīng)力進行施加，模型上部施加經(jīng)應(yīng)力補償?shù)玫降呢Q向均布面荷載，補償值為25.2MPa。建立的模型、其地層分組情況及邊界約束情況具體如圖8所示，以巖柱寬度10m的雙巷模型為例。

模型中巖體材料模擬采用摩爾庫倫準則，各地層材料參數(shù)由表1實測參數(shù)經(jīng)反演分析確定。數(shù)值模型在進行完初始地應(yīng)力平衡后進行巷道開挖，巷道形狀為直墻拱形，寬度5m，高度4m，墻高1.5m，開挖過程一次完成，開挖完成后安裝錨索、錨桿和噴射混凝土襯砌。錨桿、錨索采用CABLE單元模擬，混凝土襯砌采用LINER單元模擬，支護結(jié)構(gòu)具體參數(shù)根據(jù)實際情況設(shè)定，具體見2.1節(jié)。

2.3 結(jié)果分析

對數(shù)值計算結(jié)果進行了統(tǒng)計分析，從圍巖關(guān)鍵點變形量和塑性破壞的角度進行綜合分析。圖9為巷道關(guān)鍵點變形量及塑性區(qū)面積與夾煤層厚度、位置和巖柱寬度之間的統(tǒng)計關(guān)系曲線，圖10為部分方案圍巖位移計算結(jié)果,圖11為部分方案巷道圍巖塑性區(qū)分布圖。

圖8 模型及邊界條件示意(巖柱寬度10m的雙巷模型)Fig.8 Boundary conditions and model schematic drawing(double roadways model with 10m width middle wall)

圖9 計算結(jié)果統(tǒng)計曲線Fig.9 Statistical curves of calculation results

圖10 部分方案圍巖位移云圖Fig.10 Displacement contours of some calculation schemes

圖11 塑性區(qū)分布計算結(jié)果Fig.11 Results of plastic zone of different schemes

2.3.1圍巖整體變形特征分析

頂板是巷道圍巖變形最為嚴重的部位，頂板沉降量是巷幫內(nèi)移和底臌量的2～3倍，如圖9(a)，(b)所示，拱形頂板基本變成了平直頂板，如圖10(a)，(b)所示。

在分岔巷道工況下，圍巖變形呈現(xiàn)出明顯的非對稱特征，圖9(c)中左右兩幫內(nèi)移量相差明顯，由圖10(c)，(d)中的位移等值線形狀也可發(fā)現(xiàn)該特征，且水平位移的體現(xiàn)較豎向位移更加明顯。

上述計算得到的巷道圍巖變形特征與現(xiàn)場探測結(jié)果(圖4，5)具有較好的一致性。

2.3.2夾煤層厚度和位置的影響分析

(1)由圖9(a),(b)可以發(fā)現(xiàn)，夾煤層厚度和位置變化對巷道頂板沉降量的影響非常顯著，對巷幫內(nèi)移和底臌基本沒有影響；對塑性區(qū)面積的影響與對頂板沉降量的影響規(guī)律基本一致，但不如前者劇烈。

(2)其他條件不變時，隨著夾煤層厚度的增加，巷道頂板沉降量呈現(xiàn)近似對數(shù)型增長的趨勢，如圖9(a)所示。相對于無夾煤層巷道(夾煤層厚度為0m)而言，夾煤層厚度為3.5m時(現(xiàn)場實際)巷道頂板沉降量為前者的1.49倍，頂板夾煤層的存在對圍巖穩(wěn)定性及變形量具有顯著影響。

(3)其他條件不變時，隨著夾煤層位置向上移動，巷道頂板沉降量呈現(xiàn)出近似冪函數(shù)型減小趨勢，如圖9(b)所示。在夾煤層距離小于1.5m時，頂板沉降量受夾煤層位置影響明顯，在大于1.5m后影響逐漸減弱。當(dāng)夾煤層位置為h=0時，頂板沉降量為夾煤層位置為3 m時的1.93倍。因此進行巷道設(shè)計時盡量拉開巷道與夾煤層之間的距離，可以有效降低對巷道變形的控制難度。

(4)由圖11(a)，(b)可以看出，當(dāng)頂板存在夾煤層時，塑性區(qū)的分布范圍與無夾煤層條件下的塑性區(qū)范圍明顯不同，呈現(xiàn)出明顯的二分區(qū)特征：除了在巷道周圈存在常規(guī)的圍巖塑性區(qū)外(巷道周圈塑性區(qū))，夾煤層中也形成了相對獨立的夾煤層塑性區(qū)(區(qū)別于常規(guī)巷道圍巖塑性區(qū)，指在巷道開挖后圍巖應(yīng)力重分布過程中，由于夾煤層的存在，在夾煤層及其附近產(chǎn)生的塑性區(qū))。尤其在夾煤層距離巷道頂板1.5m以上時，塑性區(qū)二分區(qū)特征顯著。當(dāng)h=3，z=3.5m時，該二分區(qū)特征與現(xiàn)場探測得到的破裂模式具有一定的對應(yīng)關(guān)系，由于圍巖發(fā)生塑性破壞的程度不同，在現(xiàn)場探孔中僅能識別出塑性破壞嚴重的部分(裂隙發(fā)育程度高)，因此圖11中塑性區(qū)范圍較圖7標示的破裂范圍相對更大。

2.3.3巖柱寬度的影響分析

(1)其他條件不變時，隨巖柱寬度的增加，巷道圍巖變形量(除底臌量外)整體呈現(xiàn)出冪函數(shù)型減小的趨勢，對巷道頂板的影響最為明顯，如圖9(c)所示。在巖柱寬度小于5m時，這種趨勢非常明顯，大于5m后巖柱寬度對圍巖變形量的影響逐漸減弱，在大于15m之后基本上不產(chǎn)生影響。

(2)巖柱寬度為2.5m時巷道頂板沉降量為單獨巷道的1.35倍，在巖柱寬度為10m時，頂板變形量為659mm，已基本接近單獨巷道工況(652mm)。巖柱幫在巖柱寬度小于10m時，變形量明顯大于另一幫，巖柱寬度2.5m時，巖柱幫內(nèi)移量比另一幫大43.5%，呈現(xiàn)出明顯的左右非對稱特征，且對巖柱寬度變化的響應(yīng)也更為顯著；巖柱寬度15m左右時，兩幫內(nèi)移量基本相同；巖柱寬度大于15m后，巖柱幫內(nèi)移量略小于另一幫。

(3)受到分岔巷道的影響，圍巖塑性區(qū)呈現(xiàn)出明顯的非對稱特征，在巖柱寬度小于15m時非對稱特征非常顯著，在巷道周圈塑性區(qū)在左側(cè)發(fā)展范圍更大，夾煤層塑性區(qū)在右側(cè)發(fā)展范圍更大。在巖柱寬度為10m及更小時巖柱幫內(nèi)形成連續(xù)塑性區(qū)，且在巖柱寬度為2.5m時，巖柱內(nèi)形成了連續(xù)的拉破壞塑性區(qū)，巖柱發(fā)生了明顯的橫向變形。當(dāng)巖柱寬度達到25m時，左右巷道相互影響已經(jīng)非常不明顯了。

因此，進行分岔巷道支護設(shè)計，需進行分段分類支護：巖柱寬度在20m(4倍硐徑)以內(nèi)時，需要進行針對性的非對稱支護；在巖柱寬度在15m(3倍硐徑)以內(nèi)，需要對巖柱幫進行加強支護；巖柱寬度在10m(2倍硐徑)以內(nèi)時需要對頂板進行加強支護；巖柱寬度小于等于5m(1倍硐徑)時需要全斷面加強支護，尤其注意加強頂板及巖柱幫。

2.4 圍巖變形破壞機制分析

現(xiàn)場探測及數(shù)值計算結(jié)果顯示，頂板夾煤層的存在對巷道變形破壞具有顯著影響，綜合分析可知：由于頂板夾煤層圍巖整體強度低，破碎嚴重，承載能力差，它存在于頂板巖層中，使得巷道開挖后應(yīng)力重分布過程中，圍巖除產(chǎn)生了常規(guī)的圍巖松動破壞之外，還在頂板內(nèi)部較高位置產(chǎn)生了明顯的塑性破壞(圖11)，在現(xiàn)場圍巖破裂模式中體現(xiàn)為巷道周圈松動破裂區(qū)和夾煤層界面離層破裂區(qū)兩個分區(qū)(圖7)。頂板夾煤層界面離層破裂區(qū)的存在使得此類巷道相對于常規(guī)巷道在頂板產(chǎn)生了更大的圍巖失效范圍，且發(fā)生在頂板圍巖內(nèi)部較高位置，一方面造成圍巖自承結(jié)構(gòu)的失效和自承能力的喪失，使圍巖穩(wěn)定更易受到擾動，很難實現(xiàn)長久穩(wěn)定；另一方面因為圍巖破壞范圍超過支護體系錨固范圍，造成錨固支護體系的整體失效。兩破裂區(qū)的發(fā)展相互惡化影響，致使巷道很難穩(wěn)定，同時由于分岔巷道、采動影響、爆破震動等復(fù)雜因素的影響，進一步使得此類巷道圍巖變形劇烈，控制困難。

3 支護對策及現(xiàn)場試驗

3.1 支護體系失效原因分析

現(xiàn)場觀測結(jié)果顯示，該段巷道噴層開裂嚴重，頂板出現(xiàn)了錨桿托盤失效和斷錨桿現(xiàn)象，頂板圍巖碎脹變形嚴重。根據(jù)前文機制分析，結(jié)合支護體系的現(xiàn)場監(jiān)測，發(fā)現(xiàn)對于此類頂板夾煤型的深部巷道，原支護方案失效存在以下原因：①由于頂板存在夾煤層，強度低，塑性區(qū)向上發(fā)展范圍大，圍巖自承結(jié)構(gòu)失效；②支護體系整體強度較低，頂板控制能力不足，同時錨索長度不足，未能錨固在穩(wěn)定巖層；③巖柱寬度較小段的巖柱及頂板圍巖穩(wěn)定性更差，碎脹變形劇烈，控制難度大。圍巖自身的原因是造成支護失效的內(nèi)在因素，也是主要因素。

3.2 支護對策及現(xiàn)場試驗

3.2.1圍巖控制對策

根據(jù)上述原因分析，提出了“內(nèi)修+外控”的以注為主的非對稱聯(lián)合控制對策。

(1)內(nèi)修：通過注漿，修復(fù)圍巖自承結(jié)構(gòu)。利用注漿從根本上改善圍巖力學(xué)性能，尤其是改善頂板夾煤層的軟弱特性，提高圍巖峰后強度，修復(fù)圍巖自承結(jié)構(gòu)，提高圍巖自承能力。注漿采用注漿錨桿結(jié)合注漿錨索的淺孔+深孔聯(lián)合注漿方式，對深層和淺層圍巖進行全面加固，尤其對頂板夾煤層進行重點注漿，提高其穩(wěn)定性和自承能力。

(2)外控：在頂板和巖柱幫部采用走向錨索梁加強支護，增加錨索長度，提高支護強度，保證至少錨固到穩(wěn)定巖層1.5m；同時注漿錨桿選用采用高強型，在注漿的同時增強圍巖的錨固作用。

(3)分段非對稱設(shè)計：重點加強頂板和巖柱幫支護強度。針對不同巖柱寬度段圍巖變形破壞特點進行針對性的關(guān)鍵部位加強支護。

3.2.2具體支護參數(shù)

根據(jù)巖柱寬度不同將重點研究段巷道分為4段，進行分類支護。

第1段：長度37 m，巖柱寬度在15m以上。錨桿、錨索布置同原支護方案(圖2)，在錨索上增設(shè)走向鋼帶，構(gòu)成走向鋼帶錨索梁；同時進行注漿加固，注漿錨桿沿巷道輪廓等間距(1.7 m)布置，排距1.6 m，注漿錨索每斷面3根，間距2m，排距1.6 m。

第2段：長度16 m，巖柱寬度15～10m。在第1段支護參數(shù)基礎(chǔ)上，在巖柱幫增設(shè)走向鋼帶錨索梁，錨索長度5m，間距1.6 m，高度1.5m。

第3段：長度10m，巖柱寬度10～5m。在第2段支護參數(shù)基礎(chǔ)上，頂板三道走向鋼帶錨索梁換成走向工字鋼錨索梁，同時在非巖柱幫增設(shè)走向鋼帶錨索梁，與巖柱幫參數(shù)相同。

第4段：長度5m，巖柱寬度不大于5m。在第3段支護參數(shù)基礎(chǔ)上，巖柱幫采用走向?qū)Υ╁^索梁，同時對底板進行注漿，底板注漿錨桿采用每斷面1根、2根間隔布置，排距1.6 m。

頂部錨索長度變更為10m；鋼帶為寬度140mm的T型高強鋼帶，采用礦用10號工字鋼，其他支護參數(shù)與原支護方案相同。選用φ20mm×2400mm高強注漿錨桿及φ22mm×8000mm注漿錨索；選用水灰比0.75∶1(水∶水泥，質(zhì)量比)的水泥漿，并加入適量減水劑；頂幫注漿錨桿注漿壓力3 MPa，注漿錨索5MPa，幫腳和底板注漿錨桿2MPa。

3.2.3現(xiàn)場實施及圍巖控制效果

根據(jù)上述支護方案及施工工藝，在該礦十一采軌道巷進行了巷道修復(fù)工作。工程進展順利，圍巖吃漿量較大，圖12為注漿加固后進行鉆孔電視探測，顯示漿液填充裂隙效果較好。圍巖收斂變形監(jiān)測結(jié)果顯示注漿后圍巖穩(wěn)定性得到有效提高，修復(fù)后2月巷道頂板沉降量累計僅為87 mm，且已基本趨于穩(wěn)定，巷道變形量得到有效控制。

圖12 漿液填充裂隙情況Fig.12 Situation of fissure filling with grouting

4 結(jié) 論

(1)巷道頂板的收斂沉降劇烈，且明顯大于巷道其他部位，變形后的巷道整體形狀近似于梯形，頂板變?yōu)槠街鄙踔练垂靶螤?，變形持續(xù)時間長，易受施工擾動，控制難度大。

(2)巷道圍巖存在兩個相對獨立的破裂區(qū)：巷道周圈松動破裂區(qū)和夾煤層界面離層破裂區(qū)。

(3)夾煤層位置和厚度對巷道頂板下沉的影響顯著，而且夾煤層位置的影響相對更加明顯。隨著夾煤層厚度的增加，巷道頂板沉降量呈現(xiàn)對數(shù)型增長的趨勢；隨著夾煤層高度增加，巷道頂板沉降量呈現(xiàn)出冪函數(shù)型的減小趨勢。兩者對底臌和巷幫內(nèi)移影響不大。

(4)在分岔巷道工況下，隨巖柱寬度的增加，巷道圍巖變形量(除底臌量外)整體呈現(xiàn)出冪函數(shù)型減小的趨勢，對巷道頂板的影響最為明顯。巖柱寬度小于15m時，左右非對稱現(xiàn)象顯現(xiàn)，且?guī)r柱越窄該現(xiàn)象越明顯；小于10m時，頂板沉降明顯加??；小于5m時，巖柱臌幫嚴重，整體變形劇烈。

(5)巷道圍巖變形破壞機制在于：頂板夾煤層整體強度低，自承能力差，在頂板夾煤層內(nèi)產(chǎn)生了夾煤層界面離層破裂區(qū)，增大了頂板圍巖失效范圍，造成圍巖自承結(jié)構(gòu)失效，自穩(wěn)能力下降，且破壞范圍超過支護體系錨固范圍，導(dǎo)致錨固支護體系的整體失效。

(6)此類巷道應(yīng)當(dāng)采用“內(nèi)修+外控”，以注為主的非對稱聯(lián)合控制對策，恢復(fù)圍巖自承結(jié)構(gòu)，進行關(guān)鍵部位加強支護?，F(xiàn)場試驗取得了較為理想的圍巖控制效果。

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Deformationandfailuremechanismanalysisandcontrolofdeeproadwaywithintercalatedcoalseaminroof

LI Wei-teng1，WANG Qi1，2，LI Shu-cai1，WANG De-chao1，HUANG Fu-chang2，ZUO Jin-zhong2,ZHANG Shi-guo3，WANG Hong-tao1

(1.ResearchCenterofGeotechnicalandStructuralEngineering,ShandongUniversity,Jinan250061,China;2.Post-DoctoralScientificResearchStation,YankuangGroupCompanyLimited,Zoucheng273500,China;3.ZhaolouCoalMineofHezeEnergyandChemicalCompanyLtd.，Yuncheng274705,China)

Surrounding rock of deep roadway with intercalated coal seam in roof always generates serious roof deformation and failure,and is difficult to control.Unique 2-partition fracture mode of surrounding rock is found by site detection,that there are two relatively independent serve fractured zones in surrounding rock,which are “roadway peripheral loose fracture zone” and “roof separation fracture zone beside intercalated coal seam interface” respectively.The calculation model was proposed,based on which the laws of roadway key points displacement,plastic zone,and asymmetric deformation influenced by the thickness and location of intercalated coal seam and middle wall width of bifurcation roadway was researched,and the deformation and failure mechanism was analyzed.The results show that the existence and development of “roof separation fracture zone beside intercalated coal seam interface” in the deep roof,leads to the failure of the self-bearing structure and the loss of self-bearing capacity of surrounding rock,fracture zone exceed the range of support system,and finally the overall failure of surrounding rock and support.The “inner repair + outer control” asymmetric controlling measure with mainly grout was proposed based on research results,which was carried out in field test,and achieved good results.

deep roadway;roadway with intercalated coal seam in roof;failure mechanism;controlling measure;grout

10.13225/j.cnki.jccs.2013.0158

國家自然科學(xué)基金資助項目(51304125);中國博士后科學(xué)基金面上資助項目(2013M540548);“泰山學(xué)者”建設(shè)工程專項經(jīng)費資助項目

李為騰(1987—)，男，山東濟寧人，博士研究生。Tel：0531-88399837，E-mail：lwteng2007@163.com。通訊作者：王 琦(1983—)，男，山東臨沂人，講師，博士后。Tel：0531-88399690，E-mail:wangqi@sdu.edu.cn

TD353

A

0253-9993(2014)01-0047-10

李為騰，王 琦，李術(shù)才,等.深部頂板夾煤層巷道圍巖變形破壞機制及控制[J].煤炭學(xué)報,2014,39(1):47-56.

Li Weiteng，Wang Qi，Li Shucai,et al.Deformation and failure mechanism analysis and control of deep roadway with intercalated coal seam in roof[J].Journal of China Coal Society,2014,39(1):47-56.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2013.0158