動壓巷道頂板非均勻劇烈變形機理及其穩(wěn)定性控制

李臣，霍天宏，吳崢，呂坤，張兵

(1.中國礦業(yè)大學(北京)能源與礦業(yè)學院，北京，100083；2.煤炭科學技術(shù)研究院有限公司安全分院，北京，100013；3.神華神東煤炭集團有限責任公司布爾臺煤礦，內(nèi)蒙古鄂爾多斯，017209)

雙巷布置方式能夠緩解運輸、通風、工作面的接替緊張等問題，但保留巷道(下稱留巷)易受到相鄰采空區(qū)側(cè)向支承壓力的影響，維護期長[1-3]，尤其是頂板的劇烈變形破壞嚴重制約著巷道正常使用，威脅人身安全。針對雙巷布置下巷道穩(wěn)定性問題，眾多學者進行了大量研究。在留巷應(yīng)力環(huán)境方面，王書文等[2]基于實測得出采空區(qū)側(cè)向53m范圍內(nèi)煤層垂直應(yīng)力出現(xiàn)不同程度變化；馬念杰等[4-7]提出采動應(yīng)力再分布導致圍巖主應(yīng)力在數(shù)值和方向方面均發(fā)生較大變化，并主導了塑性區(qū)的演化。在留巷變形破壞機理方面，馬念杰等[4-6,8-9]提出了巷道非均勻應(yīng)力場條件下蝶形塑性區(qū)理論，并解釋了巷道非均勻變形機理；劉洪濤等[10]結(jié)合工程現(xiàn)場，通過對主應(yīng)力、角度和塑性區(qū)分布特征的研究，闡明了留巷發(fā)生非對稱變形的原因；袁越等[11]通過建立并分析深部動壓圓形巷道力學模型得出了深部動壓回采巷道的變形破壞機理；JIANG等[12-13]通過研究巖體裂隙與剛度的關(guān)系得到裂隙破壞對巷道穩(wěn)定性的影響，并通過數(shù)值模擬再現(xiàn)了采動后圍巖失穩(wěn)過程。在巷道圍巖控制方面，楊超等[14-15]通過理論分析并結(jié)合實驗室實驗得出低圍壓狀態(tài)時圍巖的殘余強度對支護的依賴性；王衛(wèi)軍等[16-18]通過理論計算、數(shù)值模擬等手段研究了錨桿支護阻力對深部采掘巷道圍巖塑性區(qū)尺寸的控制作用；賈后省等[9,19-20]通過工程實踐和理論分析得出現(xiàn)有支護技術(shù)條件下無法通過高強錨桿(索)支護來限制軟巖巷道頂板下沉量，必須采用高伸長支護材料預(yù)防冒頂；姚強嶺等[21-22]通過分析巷道含水頂板的失穩(wěn)機理提出了針對性的控制方案。此外，許多學者通過數(shù)值模擬分析進行了巷道工程的設(shè)計優(yōu)化，效果顯著，數(shù)值模擬分析對巷道工程發(fā)揮的愈加明顯[23-25]。本文作者針對布爾臺煤礦22205輔運巷道頂板劇烈不均勻下沉且多次補強后控制效果依舊不佳的實際情況，從采動應(yīng)力演化規(guī)律及塑型區(qū)分布的角度研究采動巷道非對稱變形的致災(zāi)機理，并分析支護阻力對塑型區(qū)的控制作用，最后以礦方現(xiàn)有技術(shù)條件為基礎(chǔ)，提出針對性的圍巖穩(wěn)定性控制措施，確保本巷道的正常使用。

1 工程概況及動壓巷道破壞特征

1.1 工程概況

布爾臺礦現(xiàn)主采的2-2煤層回采巷道采用雙巷布置，區(qū)間煤柱20m，埋深298～383m，平均煤厚3.2m；22205輔運巷設(shè)計長度為5 604m，掘?qū)挒?.4m，掘高為3.4m；頂板局部淋水，直接頂為砂質(zhì)泥巖、粉砂巖，含夾煤層及夾矸，927m處有三維物探斷層BF123，巷道采掘平面關(guān)系及鉆孔柱狀如圖1所示。自22204工作面采過后，22205輔運巷600～1 600m范圍內(nèi)頂板普遍下沉，局部底鼓，系統(tǒng)錨索補強過4次，局部零星補強，后期補強錨索直徑由Φ22型改為Φ28.6型，效果依舊不佳，其中850m處頂板補強支護平面圖與現(xiàn)場照片如圖2所示。原頂板支護參數(shù)如下：錨桿直徑×長度為22 mm×2 300 mm，間排距1 000mm×1 000mm，6根/排；錨索直徑×長度為22mm×8000mm配合五孔Ω型鋼帶，間排距2 100 mm×2 000 mm，3根/排。

1.2 動壓回采巷道破壞特征

22205輔運巷在受到22204工作面采動影響后，巷道頂板變形嚴重，主要集中于600～1 600m之間，其破壞特征如下。

圖1 2-2煤采掘平面圖及地勘鉆孔柱(E77和E61)狀圖Fig.1 2-2 coalseam mining plan and geological exploration borehole(E77 and E61)histogram

圖2 850m處頂板補強支護平面圖與現(xiàn)場照片F(xiàn)ig.2 Roof reinforcement support plan and field photos at 850m

1)頂板破碎且下沉量大。巷道受采動影響后頂板下沉量可達400～1 100mm(圖2(b)和圖3(a)～(c))；頂板巖石破碎(圖3(b)～(c))造成巷道頂板劇烈下沉甚至支護體破壞、斷裂(圖3(d))。

2)巷道呈非均勻性變形。在采動偏應(yīng)力場影響下，巷道變形呈現(xiàn)整體非對稱性(圖2(b)和圖3(a))，局部臺階下沉(圖3(b)～(c))，其破壞屬于復(fù)合型、“并發(fā)癥”[11]。

圖3 現(xiàn)場實際破壞照片F(xiàn)ig.3 Photos of actual damage at scene

3)圍巖破壞范圍大。鉆孔窺視(下沉量>50 cm)顯示：最大破壞深度達到5～6m，頂板4.8～6.0m范圍內(nèi)1m左右的夾煤孔壁粗糙、褶皺并伴有大于10 cm的離層區(qū)，破壞明顯?？妆?m以下離層、破碎量占1/3左右(圖3(f))，采動圍巖破壞范圍大。

4)幫鼓及底鼓量大。采動過后在高偏應(yīng)力作用下，底板會產(chǎn)生非對稱底鼓(圖3(e))，底鼓嚴重地段鋪設(shè)的混凝土開裂損毀，被迫起底返修。

2 蝶形塑性區(qū)的力學基礎(chǔ)及發(fā)育特征

2.1 非等壓圓形巷道蝶形塑性區(qū)解析式

采空區(qū)的應(yīng)力解除導致其周圍一定范圍內(nèi)出現(xiàn)不同程度的應(yīng)力調(diào)整[1]，采動應(yīng)力分布如圖4所示，近采空區(qū)附近圍巖處于高偏應(yīng)力狀態(tài)[4-8]。文獻[8]采用圓形孔洞平面應(yīng)變力學模型獲得了非等壓均質(zhì)圍巖中圓形巷道圍巖塑性區(qū)邊界方程：

圖4 采動應(yīng)力分布Fig.4 Stress distribution under mining

式中：P1和P3分別為最大主應(yīng)力和最小主應(yīng)力；a0為巷道半徑；R0為徑向塑性區(qū)邊界；θ為任一點極坐標角度；φ為內(nèi)摩擦角；C為內(nèi)聚力；γH為巷道豎向載荷。

對于非均質(zhì)層狀巖體巷道塑性區(qū)邊界不考慮塑性區(qū)膨脹變形引起的圍巖應(yīng)力再分布時可將各巖層的參數(shù)賦予式(1)計算并疊加，可得到巷道圍巖塑性區(qū)的等效計算結(jié)果[9]。

2.2 蝶形塑性區(qū)的發(fā)育特征

以布爾臺2-2煤巷道圍巖力學參數(shù)為基礎(chǔ)，利用MATLAB編制程序計算埋深300m時雙向非等壓環(huán)境下巷道塑性區(qū)邊界，塑性區(qū)邊界與圍壓比η=P1/P3(布爾臺實測側(cè)壓系數(shù)λ=1.2，即未受采動影響時巷道圍壓比η=1.2)關(guān)系如圖5和圖6所示。

圖5 圍壓比與巷道塑性區(qū)對應(yīng)關(guān)系Fig.5 Relationship between confining pressure ratio and plastic zone of roadway

圖6 不同巖性圍壓比敏感性關(guān)系Fig.6 Sensitivity of confining pressure ratio of different surrounding rocks

巷道塑性區(qū)在η=1時為圓形，隨著η增大，塑性區(qū)擴展成橢圓形并最終演化為蝶形[6]，蝶葉最大長度Rmax在P1與P3角平分線附近，成蝶后的巷道塑性區(qū)范圍驟增，將導致巷道失穩(wěn)，如圖5所示。不同強度巖石對η的敏感程度不一致，但成蝶后蝶葉對η的敏感性都急劇增加，表現(xiàn)為Rmax呈指數(shù)型增長，曲線突然增大，最終趨于無窮大，如圖6所示。

隨距采空區(qū)距離的不同，主應(yīng)力方向及大小進行不同程度調(diào)整(圖4)，從而使主應(yīng)力不再是垂直、水平方向，因此，P1與豎直方向的夾角α也對應(yīng)地呈動態(tài)變化，但蝶葉始終位于P1和P3角平分線附近，引起巷道蝶形塑性區(qū)出現(xiàn)偏轉(zhuǎn)，導致塑性區(qū)顯現(xiàn)為非對稱性[11]。對塑性區(qū)公式進行VB可視化編程所獲得的蝶形塑性區(qū)形態(tài)與主應(yīng)力方向夾角為0°～45°時的對應(yīng)圖如圖7所示。

圖7 巷道圍巖蝶形塑性區(qū)形態(tài)與主應(yīng)力方向的關(guān)系Fig.7 Relationship between shape of butterfly plastic zone and principal stress direction

3 采動圍巖主應(yīng)力演化規(guī)律及留巷塑性破壞特征分析

FLAC是以拉格朗日差分法為基礎(chǔ)的數(shù)值模擬應(yīng)用軟件，主要應(yīng)用于巖土工程[25]。結(jié)合地勘鉆孔E77柱狀圖及巖石力學參數(shù)(表1)對2-2煤進行FLAC3D數(shù)值模擬計算，模型長×寬×高為500m×600m×200m(圖8)，模型側(cè)面及底面為固定約束，上邊界施加5MPa垂直應(yīng)力，采用Mohr-Coulomb準則，測壓系數(shù)λ取1.2。

3.1 采動圍巖主應(yīng)力演化規(guī)律

在開挖22204工作面450m處，獲得其側(cè)方22205輔運巷一次采動影響時的應(yīng)力分布如圖9～11所示。

表1 巖石力學參數(shù)表Table1 Rock mechanics parameters

圖8 數(shù)值模擬模型簡圖Fig.8 Model diagram of numerical simulation

由圖9可知：采空區(qū)側(cè)方3～15m范圍內(nèi)，主應(yīng)力均出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，P1在采空區(qū)側(cè)方10～20m呈明顯的減小趨勢，P3減小趨勢則不明顯。由圖10可知：側(cè)方0～3m主應(yīng)力急劇增加，3～6m應(yīng)力降低，6～9m再次增加，這是頂板含水軟化后強度小于煤體強度導致應(yīng)力深部轉(zhuǎn)移量不一致所致；P1在6～9m頂板深部支承壓力的影響下煤層再次出現(xiàn)應(yīng)力峰值，在9～80m范圍內(nèi)，隨著距采空區(qū)邊緣距離增加，應(yīng)力下降最終趨于穩(wěn)定，P3在20m后的變化量較小，逐漸趨于穩(wěn)定。

圖9 采動側(cè)方主應(yīng)力分布云圖Fig.9 Distribution of principal stress on side of goaf

由圖11可知：由于采空區(qū)2m內(nèi)水平泄壓和垂直增壓導致η極大，側(cè)方1m甚至可達10以上，側(cè)方5m內(nèi)逐步減小，5～9m時增加，9m時η為3.73，25m時η為2.26，隨后，η下降幅度越來越小，并趨于側(cè)壓系數(shù)λ。與應(yīng)力分布規(guī)律相對應(yīng)，P1方向與豎直方向的夾角α距采空區(qū)4m時為2°，應(yīng)力偏轉(zhuǎn)88°，此后逐漸減小，距離采空區(qū)20m時為60°，應(yīng)力偏轉(zhuǎn)30°，距離采空區(qū)80m時為85°，應(yīng)力偏轉(zhuǎn)5°，α逐漸接近于原巖應(yīng)力狀態(tài)。

3.2 采動圍巖塑性區(qū)形態(tài)特征規(guī)律

圖10 采空區(qū)側(cè)方主應(yīng)力曲線Fig.10 Principal stress curveon side of goaf

為明確采動應(yīng)力分布對巷道塑性區(qū)的影響，建立長×寬×高為50m×1m×50m的巷道模型，巖石力學參數(shù)見表1。提取側(cè)方不同位置處(圖10和圖11中的A～H)的應(yīng)力進行數(shù)值模擬計算，結(jié)果如圖12所示。

圖11 采空區(qū)側(cè)方圍壓比與應(yīng)力夾角Fig.11 Confining pressure ratio and stress angle on side of goaf

由圖12可知：隨著距采空區(qū)邊緣距離的增加，塑性區(qū)的形態(tài)具有一定規(guī)律性；距采空區(qū)5m時P1接近垂直應(yīng)力，α接近90°，塑性區(qū)基本為對稱狀，如圖12(a)所示，η=3.73時圍壓大于圍巖的極限圍壓，導致蝶葉無限擴展，巷道處于蝶形破壞狀態(tài)。此后，隨圍巖P1(32.2 MPa→19.0 MPa)及η(3.73→1.79)減小，巷道塑性區(qū)逐漸減小，依舊呈蝶形分布，但在α的影響下蝶形塑性區(qū)非對稱分布，如圖12(b)～(h)所示。此外，不同強度圍巖對成蝶條件的敏感性不同導致巷道頂?shù)装遘浫鯅A煤出現(xiàn)隔層塑性區(qū)，采場開挖后側(cè)方20m煤柱外的巷道塑性區(qū)見圖13。

圖12 采空區(qū)側(cè)方不同距離處巷道塑性區(qū)發(fā)育形態(tài)，F(xiàn)ig.12 Plastic zone of roadway at different distances from side of goaf

按照文獻[9]所述計算方法，20m煤柱時巷道所處應(yīng)力環(huán)境主要參數(shù)為：P1=27.2 MPa，P3=11.8MPa，α=30°，η=2.31。計算可得本礦巷道塑型區(qū)在均質(zhì)粉砂巖1中R0為4.62m，在均質(zhì)頂板夾煤中R0為17.24m，由于夾煤在頂板5～6m范圍之內(nèi)，因此，理論計算所得塑型區(qū)深度小于粉砂巖1厚度導致隔層在夾煤層中擴展，理論計算結(jié)果與數(shù)值分析結(jié)果(圖13)一致。

圖13 巷道塑性區(qū)Fig.13 Plastic zone of roadway

4 支護阻力對塑性區(qū)的控制作用分析

4.1 錨桿（索）支護阻力的塑性控制計算

巖體力學已給出圓形巷道塑性區(qū)半徑公式[26]為

式中：R為巷道塑性區(qū)半徑；r為巷道半徑；P0為原巖應(yīng)力；Pi為支護阻力；C為內(nèi)聚力；φ為內(nèi)摩擦角。

取Pi=0～1.0MPa分析Pi對圍巖塑性區(qū)的影響。原巖應(yīng)力P0取7.5，12.5和17.5MPa(對應(yīng)埋深分別為300，500和700 m)，r=2.7 m，C=3 MPa，φ=27°，得出塑性區(qū)半徑減少值ΔR隨支護阻力增大而增大，但每增加0.1MPa支護阻力對應(yīng)塑性區(qū)半徑減少值ΔR的差ΔΔR減小，即敏感性減弱，如圖14所示。1MPa支護阻力在r=2.7m的巷道相當于頂板每米至少30根Φ22錨桿或10根Φ22錨索，因此，現(xiàn)場實際的加強支護對控制塑性區(qū)作用有限。

圖14 塑性區(qū)的支護阻力敏感性曲線圖Fig.14 Sensitivity curve of plastic zone to support resistance

4.2 錨桿（索）支護阻力對塑性區(qū)控制作用的數(shù)值模擬

FLAC3D數(shù)值軟件將錨桿錨索采用Cable單元進行模擬，其中錨桿/錨索規(guī)格按現(xiàn)場實際賦值，錨桿(錨索)錨固長度為1m(2m)，預(yù)應(yīng)力為120 kN(350kN)的設(shè)計錨固力，垂直于頂板布置。將巷道位置處(見圖11中D點)的應(yīng)力賦予模型中，以作用力更強的錨索為變量，支護方案如表2所示，研究不同支護強度對頂板塑性區(qū)的作用，結(jié)果如圖15所示。

表2 支護方案表Table2 Form of support scheme

由圖15可知：無支護狀態(tài)時的巷道圍巖塑性區(qū)為蝶形且非對稱，頂板最大破壞深度為4.6m，面積為16m2。當頂板支護錨索密度由3根/m增加到12根/m，即支護阻力由0.33 MPa增加到0.91MPa時，塑性區(qū)最大深度由4.6m減為4.4m，僅減少0.2 m，塑性區(qū)面積由14.92 m2減小到13.28m2，4種支護密度對頂板塑性區(qū)面積的控制率分別為6.75%，9.00%，12.25%和17.00%，塑性區(qū)依然呈現(xiàn)非對稱性。

圖15 不同支護密度下塑性區(qū)分布Fig.15 Plastic zone at different supports

可見，在現(xiàn)有支護水平下，提高支護阻力對減小巷道圍巖破壞范圍的作用有限[16]，支護作用的實質(zhì)是將蝶形塑性區(qū)內(nèi)的破壞巖石錨固到塑性區(qū)外圍穩(wěn)定巖層，防止圍巖失穩(wěn)冒落，控制非連續(xù)性變形[16-18]。

5 非均勻劇烈變形致災(zāi)機理及其控制

5.1 頂板非均勻劇烈變形致災(zāi)機理

1)圍巖強度軟化。下沉段地質(zhì)條件復(fù)雜，局部斷層發(fā)育，頂板鄰水普遍，巖石內(nèi)聚能減小，強度軟化[20-21]，導致圍巖擴容效應(yīng)強，承載力下降，穩(wěn)定性和整體性降低，支護體的可錨性弱化。

2)力學環(huán)境的影響。留巷所處應(yīng)力場為原巖應(yīng)力、支承壓力、開采動載以及塑性區(qū)內(nèi)膨脹壓力等組成的極其復(fù)雜的疊加應(yīng)力場[11]；采空區(qū)周邊應(yīng)力調(diào)整使圍巖主應(yīng)力方向產(chǎn)生不同程度偏轉(zhuǎn)，巷道處于非均勻偏應(yīng)力場。

3)塑性區(qū)蝶形擴張效應(yīng)。蝶形塑性區(qū)由巷道圍壓比η、應(yīng)力及圍巖巖性決定，屬于給定量；不同強度圍巖對η的敏感性不同，導致塑性區(qū)在巷道頂板隔層擴展，形成潛在冒頂區(qū)并釋放強烈的變形壓力[16]。

4)支護不合理。頂板淺部巖石會產(chǎn)生碎漲現(xiàn)象，并伴隨由強大的膨脹壓力[9]，錨索延伸量將無法匹配巷道變形而破斷，現(xiàn)場后期實際補強的大直徑錨索三徑不匹配，錨固力遠小于破斷力，錨索延伸能力未顯現(xiàn)就已發(fā)生拉脫，作用效果有限。

5.2 頂板劇烈變形段的穩(wěn)定性控制

考慮到頂板多次補強后的持續(xù)下沉及日后22205工作面開采后超前支承壓力疊加可能造成的巷道失穩(wěn)等問題，對該區(qū)間進行高分子注漿，在巷道中間施工240個注漿孔，間距為5m，孔深為5m，注漿0.5 t/孔，共注漿120 t。二次采動期間，在巷道超前工作面40m處布置5臺ZQL2×22500/22/40D型超前液壓支架，預(yù)防巷道冒頂。采取措施后取得了一定效果，超前段受二次采動影響雖偶有錨索破斷崩出，但整體上保證工作面安全推過本下沉段。

5.3 頂板劇烈變形的穩(wěn)定性控制建議

在巷道工程現(xiàn)場，很多巷道及時補強后仍然不能有效控制圍巖大變形[15]，基于數(shù)值分析錨桿索支護對塑性區(qū)的控制作用，針對布爾臺礦巷道頂板大變形的實際情況，提出以下巷道錨桿錨索支護建議。

對于大變形巷道的“給定變形”，其穩(wěn)定性控制思路應(yīng)由變形控制轉(zhuǎn)為防冒災(zāi)害控制，具體為：1)允許一定泄壓變形但要杜絕冒頂；2)支護體延伸量大于圍巖變形量，柔性支護；3)錨索自由段長度大于塑性區(qū)最大深度；4)錨索承載力大于塑性區(qū)體積質(zhì)量；5)淺部有一定密度防漏頂；6)下沉量大于錨索可延伸量的70%時及時補強支護，持續(xù)提供支護阻力。

6 結(jié)論

1)理論分析雙向非均勻應(yīng)力場巷道圍巖塑性區(qū)形態(tài)的演化規(guī)律，即隨著圍壓比η的增大，塑性區(qū)演化為蝶形；蝶形塑性區(qū)對η和圍巖強度具有高度敏感性，非對稱性分布形態(tài)受最大主應(yīng)力與豎直方向夾角α影響。

2)留巷頂板含水軟化，采動后出現(xiàn)η=2.3的高圍壓比成蝶環(huán)境，夾角α=30°造成塑性區(qū)偏轉(zhuǎn)導致呈非均勻分布狀態(tài)，且不同圍巖對成蝶敏感性不同導致頂板隔層破壞。

3)理論計算和數(shù)值分析顯示塑性區(qū)對支護阻力的敏感性逐漸弱化，在一定范圍內(nèi)提高支護阻力對減小巷道圍巖破壞范圍的作用有限，支護對防止圍巖失穩(wěn)冒落、控制非連續(xù)性變形意義重大。

4)針對頂板大變形采取高分子注漿技術(shù)并在二次采動超前40m布置超前液壓支架，確保工作面安全推過劇烈下沉段，并提出了針對頂板劇烈下沉的錨桿錨索支護建議。