軟巖巷道可緩沖漸變式雙強(qiáng)殼體支護(hù)原理及實(shí)踐

賈宏俊，王 輝

（1.山東科技大學(xué) 山東省土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗室，山東 青島，266590；2.山東科技大學(xué) 資源與土木工程系，山東 泰安 271000）

1 引言

我國經(jīng)濟(jì)建設(shè)的迅速發(fā)展對能源需求的不斷增加，使得國內(nèi)煤礦相繼進(jìn)入深部開采，巷道埋深逐年增加[1]。由于深部巖體地質(zhì)情況的復(fù)雜性，目前，深部巷道較多地出現(xiàn)了穩(wěn)定性問題，尤其是深部軟巖巷道中，高應(yīng)力作用下圍巖流變大變形導(dǎo)致失穩(wěn)破壞現(xiàn)象嚴(yán)重，巷道維護(hù)十分困難，直接影響到煤礦巷道的正常運(yùn)營[2]。針對深部軟巖巷道穩(wěn)定性研究問題，國內(nèi)外學(xué)者利用理論分析、試驗研究、數(shù)值模擬等手段，在圍巖破壞機(jī)制、支護(hù)技術(shù)等方面開展了大量研究工作[3－13]，解決了眾多工程實(shí)際問題。然而，深部軟巖巷道由于其所處地質(zhì)環(huán)境的差異性和復(fù)雜性，其支護(hù)仍然面臨新的難題[2]，為此，進(jìn)一步開展深部軟巖巷道圍巖變形破壞機(jī)制并針對性地提出有效的控制技術(shù)，具有重要工程應(yīng)用價值。

本文在已有研究成果的基礎(chǔ)上，綜合現(xiàn)場實(shí)測和數(shù)值模擬等手段，對陽煤一礦西大巷工程圍巖變形破壞機(jī)制進(jìn)行研究，在分析原有支護(hù)系統(tǒng)的基礎(chǔ)上，提出了合理的支護(hù)方案，并通過現(xiàn)場實(shí)測，驗證了方法的合理性。

2 工程概況

陽煤一礦西大巷開掘于15#煤頂板巖層中，該大巷在距井底約2 500～3 000 m范圍由于穿過巖層多為泥巖，巖層較軟。該巷道斷面為半圓拱形，凈寬為4 400 mm，凈高為6 800 mm。選取了＋669 m西大巷繞道里外口之間段進(jìn)行研究，巷道所在巖層位置如圖1所示。附近位置無采區(qū)，不受工作面采動影響。

圖1 巷道圍巖分布狀況Fig.1 Distribution of surrounding rocks of roadway

巷道采用錨噴支護(hù)，混凝土厚度為300 mm。巷道掘進(jìn)初期，錨索支護(hù)參數(shù)為φ 22 mm×7 300 mm，間排距分別為700 mm×700 mm。在前期施工中，巷道圍巖變形非常大，經(jīng)多次返修圍巖變形仍無法得到有效控制，嚴(yán)重影響巷道的正常使用。

3 深部軟巖巷道圍巖變形破壞規(guī)律

3.1 圍巖變形破壞特點(diǎn)

（1）變形量大。根據(jù)現(xiàn)場調(diào)查結(jié)果，＋669 m西大巷巷道整體收斂變形很大，收縮率達(dá)到斷面尺寸的20%～60%。錨網(wǎng)噴支護(hù)巷道在建成后2個月內(nèi)，最大兩幫收斂變形達(dá)1.7 m以上，拱頂沉降達(dá)到1.0 m。

（2）巷道圍巖變形表現(xiàn)為時效性，圍巖變形持續(xù)時間長。巷道返修后圍巖穩(wěn)定時間大約2個月左右，一旦破壞不及時補(bǔ)強(qiáng)，就會導(dǎo)致巷道的跨落報廢。根據(jù)現(xiàn)場位移監(jiān)測數(shù)據(jù)，圍巖變形具有典型的流變性，大致可以分為劇烈變形、緩慢變形和穩(wěn)定變形3個階段。現(xiàn)場監(jiān)測位移值如圖2所示。巷道圍巖破壞情況如圖3所示。

圖2 現(xiàn)場監(jiān)測位移值與時間關(guān)系Fig.2 In-situ measured displacements vs.time

圖3 巷道圍巖破壞形式Fig.3 Surrounding rock failure patterns of roadway

3.2 圍巖破壞深度

巷道開挖后，圍巖破碎區(qū)、塑性區(qū)大小是支護(hù)設(shè)計的重要依據(jù)[14]，通過聲波法測試和鉆孔窺視技術(shù)，確定了破碎區(qū)、塑性區(qū)巖層的厚度。

聲波法測試采用ZBL-U510超聲檢測儀，在兩幫和頂板位置設(shè)置測點(diǎn)，通過對破碎巖體聲波參數(shù)的測試，對破碎巖體的力學(xué)性質(zhì)變化進(jìn)行分析，判斷巷道圍巖塑性破壞情況。聲波法測試結(jié)果如圖4、5所示。根據(jù)測試結(jié)果分析可知，在兩幫處，圍巖厚度超過5 m后，波速值增幅較大，且逐漸保持恒定，判斷兩幫松動圈范圍為5.0～5.5 m；在頂板處，圍巖厚度超過6 m后，波速值增幅較大，且逐漸保持恒定，判斷頂板位置松動圈的范圍為6.0～6.5 m。

現(xiàn)場試驗段深部圍巖測試采用北京朗仕特科技發(fā)展有限公司提供的YS（B)型鉆孔窺視儀，鉆孔方位與巷道垂直，鉆頭直徑為42 mm，孔深在6～8 m。測孔布置如圖6所示。通過圍巖鉆孔窺視，獲取不同深度圍巖變形破壞情況，如圖7所示。由圖可以看出，在0～3.5 m范圍內(nèi)，圍巖較松散破碎，裂隙發(fā)育明顯；在3.5～6.5 m范圍內(nèi)，巖體裂隙逐漸減少；當(dāng)深度超過6.5 m，圍巖較完整。

結(jié)合聲波法和鉆孔窺視測試結(jié)果，確定圍巖破碎區(qū)在0～3.5 m范圍內(nèi)，塑性區(qū)在3.5～6.5 m范圍內(nèi)，即圍巖的松動圈深度為6.5 m。

圖4 兩幫松動圈聲波法測試結(jié)果Fig.4 Measured wave velocity of rocks in lateral cracked circular zone

圖5 頂板松動圈聲波法測試結(jié)果Fig.5 Measured wave velocity of rocks in the top cracked circular zone

圖6 測孔布置Fig.6 Locations of monitoring holes

圖7 原支護(hù)方案巷道不同深度圍巖裂隙發(fā)育狀況Fig.7 Crack development in the surrounding rock at different depths for original support scheme

4 圍巖力學(xué)參數(shù)反演

4.1 數(shù)值模型

數(shù)值計算模型的建立考慮巷道圍巖巖層的分布，采用平面應(yīng)變單元進(jìn)行分析。

圍巖的屈服破壞服從Drucker-Prager屈服準(zhǔn)則，即

式中：α、k為與巖石的凝聚力c 和內(nèi)摩擦角φ 有關(guān)的常數(shù)；I1、J2分別為應(yīng)力張量的第1不變量和應(yīng)力偏量第2不變量。

圍巖的流變特性采用經(jīng)驗蠕變應(yīng)變公式進(jìn)行模擬，其表達(dá)式為

由于實(shí)際工程問題中，考慮巖體屈服破壞和蠕變耦合作用的函數(shù)形式往往較為復(fù)雜，本文將經(jīng)驗蠕變應(yīng)變公式編入Abaqus提供的Creep子程序中，與Drucker-Prager屈服準(zhǔn)則相結(jié)合進(jìn)行計算，描述圍巖體的屈服破壞和蠕變變形。

有限元模型選取巷道＋669 m斷面，根據(jù)陽煤一礦的地質(zhì)資料，此處地表標(biāo)高約為1 245 m，埋深約為575 m。根據(jù)巷道斷面尺寸，建立有限元模型選取范圍為：以巷道底板作為標(biāo)準(zhǔn)線1，上、下各取60 m，以巷道底板中心點(diǎn)的垂線作為標(biāo)準(zhǔn)線2，左、右各取60 m。模型兩側(cè)施加水平方向約束，底部邊界施加豎直方向約束。有限元計算模型如圖8所示。根據(jù)現(xiàn)場地應(yīng)力監(jiān)測數(shù)據(jù)，在模型上表面施加11.25 MPa的壓應(yīng)力，計算過程模型整體施加自重壓力。數(shù)值模擬過程與初始設(shè)計方案一致，即巷道開挖后直接施加錨索和襯砌支護(hù)，然后計算流變作用下圍巖的變形破壞情況。襯砌的厚度為0.30 m，錨索的力學(xué)性質(zhì)采用梁單元模擬。

圖8 有限元計算模型Fig.8 Finite element model

4.2 反演方法

以現(xiàn)場監(jiān)測圍巖變形和松動圈探測深度為依據(jù)，反演分析圍巖力學(xué)參數(shù)和蠕變模型系數(shù)。本文反演參數(shù)表示為

式中：E為彈性模量；ν為泊松比。

基于現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)，將兩幫收斂、拱頂沉降和松動圈探測深度表示為

在數(shù)值模擬巷道開挖支護(hù)中，兩幫收斂、拱頂沉降和松動圈計算深度（G）是圍巖力學(xué)參數(shù)（X ）的函數(shù)，表示為

給定一組待求參數(shù)X，即可通過數(shù)值計算得到兩幫收斂、拱頂沉降和松動圈計算深度，即

式中：g1、g2、g3分別為兩幫收斂、拱頂沉降和松動圈探測深度的數(shù)值計算值。

通過巖體力學(xué)試驗、工程地質(zhì)勘查報告及相關(guān)規(guī)范確定待反演參數(shù)的取值范圍，計算各項參數(shù)不同組合情況下巷道圍巖的兩幫收斂、拱頂沉降和松動圈深度值，使其與現(xiàn)場監(jiān)測值的差的絕對值之和最小。其表達(dá)式為

通過數(shù)值模擬，得到的一組圍巖力學(xué)參數(shù)和蠕變模型系數(shù)使Φ 取得極小值時，認(rèn)為得到的參數(shù)趨于現(xiàn)場圍巖的力學(xué)參數(shù)。

根據(jù)以上思路，應(yīng)用Matlab語言編制基于遺傳算法的最優(yōu)化分析程序，與Abaqus有限元算法相結(jié)合，實(shí)現(xiàn)對陽煤一礦西大巷圍巖力學(xué)參數(shù)的反分析研究。

4.3 計算結(jié)果分析

根據(jù)現(xiàn)場工程勘察資料和巖體力學(xué)試驗報告，確定圍巖力學(xué)參數(shù)取值見表1。

表1 圍巖和支護(hù)結(jié)構(gòu)力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of surrounding rocks and supporting structures of tunnel

陽煤一礦＋669 m西大巷開挖支護(hù)后60 d，圍巖變形趨于穩(wěn)定。因此，以60 d時的監(jiān)測數(shù)據(jù)作為反演參數(shù)的目標(biāo)函數(shù)，根據(jù)現(xiàn)場圍巖變形及圍巖破壞深度監(jiān)測數(shù)據(jù)，確定兩幫收斂變形為1.7 m，拱頂沉降為1.0 m，圍巖破壞深度為6.5 m?？紤]＋669 m西大巷穿越流變特性較強(qiáng)且厚度較大的泥巖層，影響巷道穩(wěn)定的主要因素是泥巖的力學(xué)參數(shù)及流變參數(shù)，因此，本文以此作為主要分析對象開展研究。

利用本文提出的反演方法，根據(jù)現(xiàn)場監(jiān)測兩幫收斂、拱頂沉降和松動圈深度值對圍巖力學(xué)參數(shù)和蠕變參數(shù)進(jìn)行反分析。利用反演程序調(diào)用Abaqus進(jìn)行有限元程序計算231次，計算總目標(biāo)函數(shù)值趨于一致。最終，有限元模型計算結(jié)果為：兩幫收斂變形為1.714 m，拱頂沉降為1.018 m，圍巖破壞平均深度為6.756 m。通過對比，圍巖變形及其破壞深度數(shù)值計算值與現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)基本一致。說明反演得出的圍巖力學(xué)和蠕變參數(shù)與現(xiàn)場圍巖參數(shù)較吻合。泥巖力學(xué)參數(shù)和蠕變模型系數(shù)的初始值及反演結(jié)果如表2所示。圖9、10分別為反演參數(shù)下圍巖變形云圖和圍巖塑性區(qū)分布云圖。

表2 待反演參數(shù)初始值及反演結(jié)果Table 2 Parameters setting to be optimized and optimal results

圖9 反分析計算結(jié)束時圍巖變形圖（單位：m）Fig.9 Deformation contours of surrounding rock after back analysis(unit:m)

圖10 反分析計算結(jié)束時圍巖塑性區(qū)分布云圖Fig.10 Plastic zone of surrounding rock after back analysis

5 深部軟巖巷道支護(hù)對策

巷道一旦開挖，表層圍巖瞬時破壞，但此時一定深度的圍巖尚未破壞。隨著時間的推移，深部軟弱圍巖在高應(yīng)力作用下，由于其流變效應(yīng)導(dǎo)致變形破壞向深部發(fā)展。巷道圍巖的破壞并不是從外到內(nèi)完全破壞，而是在巷道一定范圍內(nèi)呈現(xiàn)與圍巖不一致的破壞形態(tài)，自外向內(nèi)依次是松散破壞區(qū)、不完全破壞區(qū)、完整區(qū)。巷道圍巖破壞形態(tài)如圖11所示。

圖11 巷道圍巖破壞形態(tài)Fig.11 Failure mode of the surrounding rocks

5.1 圍巖穩(wěn)定控制技術(shù)

針對深部軟巖巷道破壞程度不同且具有明顯的流變大變形效應(yīng)，提出分區(qū)域支護(hù)的可緩沖漸變式雙強(qiáng)殼體支護(hù)治理新思路。

對淺部0～3.5 m范圍內(nèi)松散破壞區(qū)圍巖，注水泥-水玻璃加固，形成第1道強(qiáng)殼體，該殼體一方面提高圍巖的自承能力；另一方面封閉淺部圍巖中的裂隙通道，為深部圍巖的高壓注漿提供條件。

對3.5～6.5 m范圍內(nèi)深部裂隙較小的不完全破壞區(qū)圍巖，高壓注入化學(xué)漿加固，連同錨索形成外部第2道強(qiáng)殼體，該殼體將完整區(qū)圍巖與破碎注漿區(qū)圍巖連接，達(dá)到提高整體圍巖承載能力的作用。

在第1道強(qiáng)殼體表面，架設(shè)可縮性U型鋼支架，并在U型支架的背部墊1～3層木背板，形成可緩沖卸壓支護(hù)層，一方面可對巷道圍巖提供一定支護(hù)力，另一方面承載部分流變壓力。

針對松散破壞區(qū)圍巖、不完全破壞區(qū)圍巖分布采用φ 22 mm×4 000 mm和φ 22 mm×7 000 mm注漿錨索，其間排距均為1 m×1 m、1 m×1 m。底板錨索采用φ 17.8 mm×12 000 mm，其間排距為1.5 m×1.5 m，施加預(yù)應(yīng)力120 kN。巷道開挖支護(hù)3個月后，待圍巖變形穩(wěn)定，澆筑厚度0.5 m的混凝土。巷道支護(hù)斷面如圖12所示。

圖12 深部軟巖巷道合理支護(hù)型式Fig.12 Reasonable support scheme for deep soft-rock tunnel

5.2 新型支護(hù)方案數(shù)值模擬研究

針對本文提出的可緩沖漸變式雙強(qiáng)殼體支護(hù)的深部軟巖巷道支護(hù)方法，應(yīng)用Abaqus軟件對新型支護(hù)方案進(jìn)行數(shù)值仿真，對其有效性進(jìn)行研究。圍巖力學(xué)參數(shù)見表1、2。注漿加固圈的支護(hù)作用的模擬通過提高該區(qū)域材料力學(xué)參數(shù)來實(shí)現(xiàn)。研究發(fā)現(xiàn)，圍巖在進(jìn)行注漿加固以后，其彈性模量一般的都能提高30%以上，凝聚力和內(nèi)摩擦角都能提高20%～30%[15]。根據(jù)現(xiàn)場具體情況分析，確定數(shù)值計算注漿加固區(qū)參數(shù)見表3。

U型可縮性金屬支架采用beam單元模擬，其與圍巖體允許拉剪破壞而產(chǎn)生裂隙和滑移，通過設(shè)置beam單元接觸面的凝聚力來模擬支架與圍巖的可縮特性。設(shè)置最大凝聚力為200 kN，即計算過程中U型鋼支架與圍巖間凝聚力超過200 kN時，U型鋼支架發(fā)生縮動變形[16]。U型可縮性金屬支架彈性模量為200 GPa，泊松比為0.3。

表3 注漿加固區(qū)基本力學(xué)參數(shù)Table 3 Mechanical parameters of grouting reinforced region

本文對新型支護(hù)方案進(jìn)行數(shù)值仿真過程共分為4步：①初始地應(yīng)力平衡；②巷道開挖及圍巖注漿支護(hù)；③根據(jù)現(xiàn)場施工進(jìn)度，待圍巖穩(wěn)定30 d后，施工U型鋼可壓縮支架及可緩沖卸壓支護(hù)層；④根據(jù)現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)，分析巷道使用150 d后的變形結(jié)果。有限元計算模型如圖13所示。

圖13 有限元計算模型Fig.13 Finite element calculating model

圖14為新型支護(hù)方案下圍巖變形及塑性區(qū)分布數(shù)值計算結(jié)果。當(dāng)巷道使用150 d后，兩幫收斂變形約為100 mm，頂?shù)装宓南鄬ξ灰屏考s為120 mm。通過水平、垂直變形云圖與初始設(shè)計方案數(shù)值模擬比較（如圖9所示），變形最大值未出現(xiàn)在巷道邊墻、拱頂或底板處，而是在圍巖深部注漿層與泥巖交接處附近，且變形量較初始設(shè)計方案有大幅減小。同時，新型支護(hù)方案下圍巖塑性區(qū)面積及深度較初始設(shè)計方案的計算結(jié)果也有明顯減小。

數(shù)值模擬結(jié)果表明，注漿加固圈和U型鋼可壓縮支架對巷道起到了良好的保護(hù)作用，對于控制圍巖變形、降低圍巖松動區(qū)范圍效果明顯。

5.3 圍巖穩(wěn)定性控制效果分析

陽煤一礦＋669 m西大巷在整修前，巷道變形嚴(yán)重，影響了巷道的正常使用，且嚴(yán)重威脅工作人員的人身安全。利用可緩沖漸變式雙強(qiáng)殼體支護(hù)的新型支護(hù)方案，增加了圍巖整體的穩(wěn)定性，巷道斷面變形得到有效控制。通過巷道運(yùn)營近5個月的監(jiān)測可知：頂?shù)装宓淖畲笠平繛?32 mm，兩幫最大移近量為98 mm，且巷道后期變形有逐漸減小的趨勢。現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬預(yù)測結(jié)果吻合較好。

圖14 新型支護(hù)方案下數(shù)值模擬結(jié)果（單位：m）Fig.14 Numerical simulations of the new support scheme(unit:m)

圖15為新型支護(hù)方案的現(xiàn)場支護(hù)效果，現(xiàn)場監(jiān)測的巷道整體輪廓形狀、尺寸基本沒有變化，支架梁、腿沒有出現(xiàn)彎曲、凸起跡象，底鼓變形量減小，未出現(xiàn)明顯的后期流變現(xiàn)象，巷道圍巖處于穩(wěn)定狀態(tài)，工業(yè)試驗后巷道斷面收斂變形控制在3%以內(nèi)。表明新型支護(hù)方案能夠滿足深部軟巖巷道穩(wěn)定性控制的要求。

圖15 新型支護(hù)方案的現(xiàn)場效果圖Fig.15 Field-effect pictures of the new support scheme

6 結(jié)論

（1）分析了深部軟巖巷道圍巖變形破壞特性，以現(xiàn)場監(jiān)測變形數(shù)據(jù)和鉆孔窺視圍巖變形破壞深度為基礎(chǔ)，建立初始設(shè)計方案下有限元計算模型，對圍巖力學(xué)參數(shù)和蠕變參數(shù)進(jìn)行反演研究。

（2）在分析深部軟巖巷道圍巖變形破壞特征的基礎(chǔ)上，提出可緩沖漸變式雙強(qiáng)殼體支護(hù)的新型支護(hù)方案：對淺部0～3.5 m范圍內(nèi)松散破壞區(qū)圍巖，采用注水泥-水玻璃漿液加固圍巖，形成承載第1道強(qiáng)殼體；對3.5～6.5 m范圍內(nèi)深部裂隙較小的不完全破壞區(qū)圍巖，采用高壓注入化學(xué)漿加固圍巖，連同錨索支護(hù)體系形成第2道強(qiáng)殼體；在第1道強(qiáng)殼體外部，架設(shè)可縮性U型鋼支架，形成可變形緩沖層。

（3）根據(jù)反演得到的圍巖力學(xué)參數(shù)和蠕變參數(shù)，對新型支護(hù)方案進(jìn)行數(shù)值模擬研究，計算結(jié)果表明：注漿加固圈和U型鋼可壓縮支架對巷道起到了良好的保護(hù)作用，對于控制圍巖變形，降低圍巖松動區(qū)范圍效果明顯。

（4）將新型支護(hù)方案應(yīng)用于現(xiàn)場施工，通過巷道運(yùn)營5個月后圍巖變形監(jiān)測數(shù)據(jù)表明，巷道整體輪廓形狀、尺寸沒有明顯變化，底鼓變形量減小，且未出現(xiàn)明顯的后期流變現(xiàn)象。同時，現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬預(yù)測結(jié)果具有較好的一致性。新型支護(hù)方案能夠滿足深部軟巖巷道穩(wěn)定性控制要求，對類似工程的施工具有一定的指導(dǎo)意義。

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