0 引 言
岩溶陷落柱是我国华北地区普遍存在的一种地质现象，是北方型石炭二叠纪煤田的一种特殊岩溶塌陷，山西西山及汾河沿岸、太行山中段更为多见。陷落柱的存在严重影响了地下开采的正常作业，多发育于地质构造区域，褶曲构造内最为常见。在煤矿井下，岩溶陷落柱经常会引起巷道冒顶、片帮、突水等灾害性事故，多位学者对其岩溶陷落柱成因以及巷道过陷落柱支护方案做了深入研究。尹尚先等[1-2]对华北煤田矿区岩溶陷落柱特征及成因进行了探讨，从力学上解释了‘华北地区岩溶陷落柱集中发育多在向斜褶曲部位而不是背斜轴部’这一基本规律；张村等[3]通过对陷落柱周边应力变化的分析，建立了陷落柱围岩的应力厚筒壁四区模型并提出密集拱形棚支护方案；付力伟等[4]通过现场勘探、数值模拟、工程类比等方法对巷道过陷落柱支护方式研究，提出采用锚网和架棚支护过陷落柱巷道的支护设计方案。然而在众多研究中，对于某一具体类型的陷落柱形成的机理、应力分布、过陷落柱巷道围岩控制措施一整套系统理论措施研究较少，因此弄清特定情况的陷落柱应力分布规律，并提出巷道围岩相应的控制措施使巷道顺利穿过岩溶陷落柱是非常必要的。
笔者根据山西省高平市长平煤矿4321工作面背斜构造内陷落柱的实际地质条件，运用物理力学分析，对褶曲构造内陷落柱应力分布以及形成机理做详细研究，同时结合数值仿真模拟软件分析，提出43211、43212巷过DX214陷落柱的最优方案，确保巷道顺利通过陷落柱和巷道后期回采的稳定。
1 工程概况
1.1 地质条件
两条回采巷道整体中间高两端低，工作面整体呈背斜构造，掘进中局部顶板节理发育，煤体疏松破碎，如图1所示。三维地震勘探得出DX214陷落柱长轴约72 m，短轴约65 m。该陷落柱上大下小，陷落角65°左右，陷落柱内岩性以二叠系上石盒子组紫红色泥岩碎块为主，夹杂少量块状浅绿色中粒砂岩、灰白色泥岩，胶结密实，充填物中无滴淋水现象。43211巷、43212巷分别在掘进工作面的300、316 m揭露陷落柱，由于三维地震勘探的偏差，在43211巷揭露DX214陷落柱后实际探测其破碎带影响宽度至少100 m，地应力为11.30～14.08 MPa，埋深452～563 m。
图1 4321综放工作面陷落柱概况
Fig.1 Overview of subsidence column of No.4321 fully-mechanized top coal caving face
1.2 水文条件
4321工作面水文地质条件中等，其主要充水因素为掘进面属带压掘进区域，整体低于奥灰水位标高+125—+152 m，带压为1.23～1.49 MPa，最大突水系数为0.012 MPa/m，无底板突水危险性。
2 陷落柱力学分析
2.1 形成机理
地层由于受较大水平应力作用，形成挤压构造褶曲。如图2所示，褶曲主要包括背斜和向斜，其背斜轴部上拱，顶部岩层受较大张应力作用，底面岩层受挤压力作用；而向斜轴部则反之，其下凹轴底部岩层受张力作用，上部岩层受挤压力作用。
图2 背斜、向斜受力分析
Fig. 2 Force analysis of anticline and syncline
华北陷落柱的形成以奥灰岩层中岩溶发育为基础，地下水的强烈交替为条件，产生溶蚀空洞，之后受岩体自重、水平地应力以及岩溶后真空负压的动力作用使得空洞破碎塌陷，如此便形成了陷落柱垮落发展的初始条件。溶洞垮落后改变了原岩应力状态，受张力作用向斜轴部下端产生张性裂隙，依次往上延伸，由于岩石的抗压强度远大于抗拉，如图3所示，裂隙张开度由下往上呈减小趋势，加其受重力作用，岩体塌陷，因此其向斜轴部破碎带形成下大上小的倒楔形轴部截面；而对于背斜，轴部下端产生溶洞后，产生卸压空间，轴部两端收缩，顶部岩体下沉，轴部顶端岩层由于出现张性裂隙最先受到破坏，内部岩层则稍缓之，向下破坏宽度依次减小，形成正楔形[1]轴部截面。
图3 褶曲内陷落柱塌陷轮廓
Fig.3 Collapse profile of collapse column in fold
陷落柱的形成通常不止一次溶洞的垮落，刚开始发育阶段，其影响带范围均较小。垂直方向上，当离层岩块的自身重量大于周边摩擦力时，溶洞顶板塌陷。溶洞垮落后由下往上依次包括冒落带、裂隙带和下沉带，地下水渗透、流过裂隙带，同时产生溶蚀搬运作用，进而裂隙带空隙变大，形成溶洞后垮落，陷落柱高度继续加大；水平方向上作用于褶曲的水平应力转化为拱外部的张力和拱内部的挤压力，来控制楔形大小两端的差异程度，褶曲平缓则差异小，褶曲倾角大则反之。在此基础上，空洞产生后形成的负压则巩固了水平应力和上覆岩层重力的作用，进一步加剧了岩溶陷落柱的发育。
2.2 陷落柱周边应力的数值模拟
2.2.1 数值模型
模型的长宽高分别为200、200、100 m，模型的1/4，如图4所示，3号煤层水平方向的陷落柱影响带直径设置为100 m。模型中煤厚5.7m，陷落柱边界与水平方向呈65°夹角。模拟所建模型柱体外围岩体采用摩尔-库伦弹塑性本构模型，陷落柱采用应变软化本构模型[5-6]。位移边界约束，模型水平应力取14 MPa，根据上覆岩层厚度取上覆岩层重力11.7 MPa，煤岩物理力学参数见表1。
图4 陷落柱数值模型
Fig .4 Numerical model diagram of subsidence column
2.2.2 原始应力状态分析
DX214陷落柱中心的原始垂直应力云图和原始水平应力云图如图5所示。图5a云图中的颜色变化显示陷落体外围岩体随着埋深的增大应力值同时增加，且整体应力值均较高，变化幅度不大，但由于正楔形陷落柱对外围正常岩体的楔子作用，同时外围岩体又给了其下滑的阻力，在柱体边界产生了一小区域应力集中带，这就是背斜构造内陷落柱不易发育或者发育程度低的原因之所在。在图5a中深蓝色应力集中带，应力值最大的位置点垂直于模型顶部中点，而此两点的垂直距离比其它中心轴到柱体边界的距离都大，由力学常识可知，随着柱体斜面边界到轴心的垂直距离的减小，应力值则变低，同时柱体边界之间的应力差减小。在实际工程应用中应尽量避开应力峰值最大的位置，而现场探测则很难准确定位柱体顶部发育终止的层位，因此要加大地质勘测力度和在掘进过程中矿压显现的观测，以防发生大面积冒顶、片帮等灾害性事故。
表1 岩体物理力学参数取值
Table 1 Physical and mechanical properties values of rock body
岩性密度/(g·cm-3)剪切模量/GPa体积模量/GPa黏聚力/MPa抗拉强度/MPa内摩擦角/(°)灰岩2.616.008.04.54.036细粒砂岩2.4015.0019.310.66.840砂质泥岩2.353.802.96.03.3363号煤层1.300.650.73.01.025中粒砂岩2.3814.0021.09.05.938粉砂岩2.4012.0020.08.05.035陷落柱1.701.601.81.71.225泥岩2.201.802.34.02.032
图5 正楔形陷落柱垂直、水平应力云图
Fig.5 Vertical and horizontal stress nephogram of normal wedge subsidence column
图5b中水平应力值随着埋深的增大而增加，而对于模型中同一水平的应力值，其柱体内部的应力值则小于正常岩体，因此，在巷道从外围岩体穿过陷落柱时必然存在较大的水平应力差，这样便对支护设备产生很大影响，由此务必采取一定的防倒措施。陷落体上部中心绿色位置由于水平挤压作用产生小区域应力增幅区。水平地应力在交界面上产生平行倾斜面向上的阻力和垂直于截面朝向柱体内的挤压力，由于软弱层3号煤层的存在，边界附近煤层破碎产生应力差同时在柱体腰部区域产生“耳状”浅蓝色应力增大区域，这部分将严重影响巷道支护的安全与稳定，因此在柱体与外围岩体过渡段确定好加固方案与加固范围是相当重要的。
3 现场工程实践
3.1 陷落柱回采巷道控制理论与技术
长平煤矿4321工作面整体呈背斜构造，DX214陷落竖直方向上的剖面轮廓也基本呈正楔形，基本验证了其背斜构造内陷落柱形成机理。现场揭露陷落柱之前存在15 m的裂隙发育带，岩性逐渐杂乱。根据数值模拟可知，此部分应力集中明显，最易发生灾害性事故。对于围岩应力大且松散破碎的软岩，首先坚持其改善围岩的力学特性，再增大其支护强度的原则。改善围岩力学特性一方面为增大其岩体的黏聚力和内摩擦角，使其松散岩块之间镶嵌紧密，让岩体的抗剪能力有所增强；另一方面锚杆体控制浅部松散岩体，在巷道开挖后支护锚杆体的围岩产生一定范围内的变形，释放掉一部分应力集中的能量，保证局部结构的稳定，使基本顶以上自身荷体变成其深部围岩的承载体。
为了增大巷道浅部围岩的稳定性，采用注浆加固技术。在其围岩变形卸压后，注浆液充于松散围岩，充填裂隙，形成网状骨架，进一步巩固了其锚固效果，提高了弹性模量，实现了主动支护。采动过程中会伴随新生裂隙的产生，注浆后抑制了其这一过程的发生，因此就减小了裂隙水渗入陷落柱及巷道围岩的可能，起到了封闭、隔水的作用。陷落柱内含有大量的胶结物，岩块粒度大小不一，具有明显的塑性和流变特性，来压早且持续时间长，围岩自稳时间长，围岩变形呈现加速蠕变的特点，注浆则阻止了蠕变的进一步扩展，提高了破碎岩体的残余强度。
3.2 过陷落柱破碎带支护方案
3.2.1 初期支护
正楔形陷落柱过渡段顶板应力集中程度较大，根据数值仿真结果其煤层顶板最大应力值已达18 MPa，但其下部煤层应力则在13 MPa左右，应力差较大，一旦巷道掘开矿压显现剧烈，应变量大，极易破坏巷道，因此在离陷落柱边界15 m破碎发育开始即采用主被动联合支护，在加密锚杆、锚索的基础上外部施以刚性梯形棚支护，直到巷道掘至陷落柱应力降低区。
43211运输巷、43212回风巷均揭露陷落柱，在临近陷落柱15 m岩性开始杂乱、裂隙发育、矿压显现增大时，采用过构造带锚杆(索)加密支护方案，其断面支护参数如图6所示。
图6 构造带锚固体支护参数
Fig.6 Support parameters for structure zone
其临时支护使用液压锚杆钻车临时支护或机载式临时支护或前探梁临时支护方式支护控顶。构造带加密支护锚杆排距1 m，锚索排距1 m，使用MSGLW-500 22/2400型顶板高强度锚杆，SKP22×1/1720—6300型锚索；顶板采用孔口35 mm×35 mm尺寸大小的5.4 m×1.4 m金属网，顶板锚杆用T4700X80/16型钢筋托梁连接，两帮使用孔口为50 mm×50 mm 尺寸大小的1.4 m×3.2 m钢塑复合网护帮。顶板较好时采用此支护方案，顶板较破碎时使用双层金属网补强，并根据现场情况决定加强顶板锚索支护(更换8 300 mm或8 300 mm以上的锚索)。此锚网带支护目的在于短时间内阻止围岩大应变的产生，不使巷道破坏，为后期进一步巩固围岩强度做好铺垫。
应力集中部位待锚网带支护完毕后，围岩变形在可控范围之内卸压一段时间后随即架棚支护，以防止大变形的迅速发展，此初期架棚支护范围为进入柱体前15 m和穿过柱体15 m应力集中区。目的在于承载正楔形陷落柱施加给围岩的正应力载荷，阻止过渡段破碎带的发展。架梯形棚支护断面参数如图7所示。其梯形棚顶梁选用12号工字钢梁，规格为4 300 mm，净长4 000 mm，棚腿用U-25型钢，上腿长度为1 800 mm、下腿长度为2 000 mm。上下腿使用卡缆固定，用拉杆联锁梁腿，规格为ø16 mm×1 080 mm金属拉杆。棚距1 200 mm，柱窝深度为200 mm(误差为±50 mm)，棚腿要扎到实底上，超挖时可以垫一个无孔柱帽，柱窝棚腿距帮不大于450 mm，棚腿扎脚长度为350～450 mm。
图7 架棚支护参数
Fig.7 Support parameters of shelf
3.2.2 中期注浆
由于陷落柱内块体粒度不一，泥质胶结物充填于杂乱块体之间，具有明显的塑性和流变特性，矿压显现迅速，且持续时间较长，应力集中带架棚破坏严重，其锚网带支护已不能满足其支护要求，为了进一步提高围岩强度以及保证后期采掘工作安全、高效的进行，待围岩变形释放掉一部分载荷能量后，使用浆液加固围岩。巷道开挖即开始注浆，围岩应力卸压会产生裂隙破坏了其注浆岩体，而注浆过晚，则围岩变形大，巷道失稳，造成冒顶、片帮等灾害性事故，同时，滞后时间长注浆渗透范围将合理增大，但又不利于注浆围岩强度的提高。因此确定好注浆滞后时间是至关重要的[7]。文献[8]介绍了注浆滞后时间指示锚杆的方法和原理，同时分析了开始注浆时巷道围岩裂隙系数的合理取值范围，给出了确定巷道轮廓合理滞后注浆位移量的诺模图。此文从诺模图以及矩形巷道的尺寸得出其合理位移量在30～50 mm ，时间一般为15～20 d，根据现场实际情况，起初围岩变形速率较快，待速率逐渐平缓时，则是注浆的较佳时机，此处取滞后时间为20 d。
注浆材料为双液注浆料，2种浆液在混合前，6 h时内不凝固、不泌水、不沉淀，混合后凝结时间为3～10 min，1～8 h的强度能达到8～15 MPa以上。
注浆孔设在矩形巷道的四角，4个钻孔与水平呈45°夹角，孔深6 m，对其巷道深部围岩进行强化；顶板、两帮3个钻孔设在各处的中间位置，孔深2 m，用于对巷道浅部围岩强化。钻孔打好后，插入注浆管，采用棉丝与化学浆耦合化学封口方式。其浆液水灰比为0.7∶1.0。采用风动双液注浆泵注浆，起初浅部2 m注浆孔内注浆压力为2 MPa，深钻孔注浆注浆压力取6～8 MPa，若在注浆过程中发现其浅部围岩未注足浆液，则增大压力将其注浆管压破，加强浅部表面封堵效果，围岩变形严重时停止注浆[9-10]。
3.2.3 后期巩固围岩强度
注浆后围岩变形速率降低，从见破碎发育至陷落柱15 m处即采用架棚支护，在注浆加固围岩与锚网带主动支护的基础上再施以被动支护，主被动联合支护来共同维持两条跨陷落柱回采巷道后期的稳定[11-13]。梯形棚支护为刚性支护，可缩量极小[14-15]。梯形棚支架灵活性高，较易安装拆卸，在梯形棚破坏之后可在原有位置更换新的梯形棚支架，来进一步保持巷道的稳定性，后期剧烈的矿压显现已经减弱，梯形棚可提供较大的刚度，与主动支护形成一个稳定的围岩环境。
3.3 效果验证
跨陷落柱软岩回采巷道现场位移监测得出围岩变形曲线如图8所示，监测点布置在柱体边缘的浅部位置,图8a在监测前1周内顶板变形迅速，前10 d顶板累计下沉量达80 mm，松动压力作用剧烈。图8b在原有基础上架梯形棚，顶板位移在10 d内增加了40 mm，但变形速率依然较高，两帮移近量则以同样趋势上涨。图8c注浆后，围岩变形速率降低，围岩强度明显提高，阻止了围岩松动圈的发展，使得围岩逐渐自稳。这验明了注浆在控制构造带巷道软岩起着至关重要的作用，在增大岩体内聚力和内摩擦角的同时也阻止了软岩蠕变的发展和松动压力的扩大，将松动压力转移到软岩深部，浅部岩层形成局部稳定的承载圈。
图8 围岩变形曲线
Fig .8 Deformation curve of surrounding rock
4 结 论
1) 褶曲构造内向斜轴部底岩层受张力作用，产生张裂隙，顶部受挤压力，塌陷呈倒楔形陷落柱，发育程度较好；背斜轴部顶岩层受张力作用，内部底端受挤压作用，塌陷呈正楔形陷落柱，由于受边缘岩体的夹持作用，不易发育。
2) 垂直应力云图中柱体边界出现蓝色高应力集中区，其位置在顶部中心到斜面边界的垂足处，而对应的柱体内则为红色应力降低区，其柱体内整体呈低应力状态；同一水平外围岩体水平应力值则高于内部，过渡段需设防倒装置。
3) 2条回采巷道掘至离陷落柱15 m处时，破碎发育，矿压显现剧烈，锚网带加密支护，待围岩变形速率减缓之后在应力集中带施以架棚支护。为提高岩体强度，选择20 d合理的注浆滞后时间进行注浆加固围岩。后期为了缓解采动影响，对柱体两段应力集中区以及柱体内巷道均施以梯形棚支护。
[1] 尹尚先, 武 强, 王尚旭.华北煤矿区岩溶陷落柱特征及成因探讨[J].岩石力学与工程学报, 2004, 23(1):120-123.
YIN Shangxian, WU Qiang, WANG Shangxu. Characteristics and causes of karst collapse column in north china coal mining area [J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2004, 23(1):120-123.
[2] 张茂林, 尹尚先. 华北型煤田陷落柱形成过程研究[J]. 煤田地质与勘探, 2007, 35(6):26-29.
ZHANG Maolin,YIN Shangxian. Study on formation process of collapse column in north china coal field [J].Coal Geology and Exploration, 2007, 35(6):26-29.
[3] 张 村, 屠世浩, 白庆升,等. 陷落柱周边应力变化及推采控制研究[J]. 中国矿业大学学报, 2014, 43(6):974-980.
ZHANG Cun, TU Shihao, BAI Qingsheng, et al. Study on stress variation and push control of surrounding column[J]. Journal of China University of Mining & Technology, 2014, 43(6):974-980.
[4] 付力伟. 陷落柱破碎带中巷道围岩控制技术研究[J]. 煤矿现代化, 2016(5):40-42.
FU Liwei.Study on the control technology of roadway surrounding rock in collapse column fractured zone[J].Modernization of Coal Mine, 2016(5): 40-42.
[5] 姚邦华, 茅献彪, 魏建平,等. 考虑颗粒迁移的陷落柱流固耦合动力学模型研究[J]. 中国矿业大学学报, 2014, 43(1):30-35.
YAO Banghua, MAO Xianbiao, WEI Jianping, et al. Study on hydrodynamic coupling model of collapse column considering particle migration [J]. Journal of China University of Mining & Technology,2014, 43(1):30-35.
[6] 许进鹏, 梁开武, 徐新启. 陷落柱形成的力学机理及数值模拟研究[J]. 采矿与安全工程学报, 2008,25(1):82-86.
XU Jinpeng, LIANG Kaiwu, XU Xinqi. Study on mechanical mechanism and numerical simulation of formation of falling columns [J].Journal of Mining and Safety Engineering, 2008, 25(1):82-86.
[7] 陆银龙, 王连国, 张 蓓,等. 软岩巷道锚注支护时机优化研究[J]. 岩土力学, 2012, 33(5):119-125.
LU Yinlong, WANG Lianguo, ZHANG Bei, et al. Study on optimization of bolt and grouting support in soft rock roadway[J].Rock and Soil Mechanics,2012,33(5):119-125.
[8] 乔卫国, 乌格梁尼采A B, 彼尔绅B B. 巷道注浆加固合理滞后时间的确定[J]. 岩石力学与工程学报, 2003, 22(S1):2409-2411.
QIAO Weiguo, OUGLIANITSA A B, PERCHINE B B. Determination of reasonable lag time for grouting reinforcement in roadway [J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2003,22(S1):2409-2411.
[9] 常聚才, 谢广祥. 深井巷道围岩滞后注浆加固的合理时间[J]. 黑龙江科技大学学报, 2011, 21(5):373-376.
CHANG Jucai, XIE Guangxiang. Reasonable time for lagging grouting reinforcement of deep roadway [J].Journal of Heilon-gjiang University of Science and Technology, 2011, 21(5):373-376.
[10] 王连国, 陆银龙, 黄耀光,等. 深部软岩巷道深-浅耦合全断面锚注支护研究[J]. 中国矿业大学学报, 2016, 45(1):11-18.
WANG Lianguo, LU Yinlong, HUANG Yaoguang, et al. Study on deep-shallow coupled full-section bolting and grouting support in deep soft rock roadway [J].Journal of China University of Mining and Technology, 2016, 45(1):11-18.
[11] 张海洋. 云驾岭矿深部回采巷道围岩稳定性评价及支护技术研究[D].北京：中国矿业大学(北京), 2017.
[12] 王卫军, 侯朝炯. 软岩巷道支护参数优化与工程实践[J].岩石力学与工程学报, 2000, 19(5):647-650.
WANG Weijun, HOU Chaojiong. Support parameter optimization and engineering practice of soft rock roadway [J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2000, 19(5):647-650.
[13] 李建民, 娄玉民. 软岩支护技术在特殊硐室中的应用[J].煤炭科学技术, 2002, 30(12):3-5.
LI Jianmin,LOU Yumin. Application of soft rock support technology in special chamber [J]. Coal Science and Technology, 2002, 30(12):3-5.
[14] 左建平, 孙运江, 李 楷,等. 陷落柱影响区软岩巷道加固段长度及其底鼓控制研究[J]. 中国矿业大学学报, 2017,30(1):18-26.
ZUO Jianping, SUN Yunjiang, LI Kai, et al. Study on reinforcement length and bottom drum control of soft rock roadway in affected area of collapse column [J]. Journal of China University of Mining and Technology,2017,30(1):18-26.
[15] 宋卫华,史苗壮,赵春阳,等 . 大断面矩形巷道采动条件下过断层组破碎带研究[J]. 煤炭科学技术,2018,46(10) :117-124.
SONG Weihua,SHI Miaozhuang,ZHAO Chunyang ,et al.Study on fracture zone of cross fault group in large section rectangular roadway undermining conditions[J].Coal Science and Technology,2018,46(10):117-124.
