移动扫码阅读
移动扫码阅读
为有效解决深部软岩巷道围岩控制问题，国内外学者对深部软岩巷道围岩控制理论及方法展开了大量的研究[1-3]，并提出采用具有增阻让压的主动支护结构作为一次支护结构，再及时地进行二次支护提高支护强度的方法能够保证深部软岩巷道的稳定[5-6]。然而要保证深部软岩巷道的稳定，一次支护结构及二次支护结构需与围岩形成承载共同体，余伟健等[7]针对“锚喷网+锚索”联合支护方案提出了叠加拱承载体强度理论并结合锚杆的中性点理论及锚索的力传递机制理论推导出叠加拱承载体强度计算方程；文献[8]采用室内试验、数值模拟的方法对深部巷道围岩的破坏特征展开了研究，提出了“混凝土喷射+中空注浆锚索+深孔全长注浆锚杆”联合支护方案，并通过现场试验验证了支护方案的可行性，但未对该联合支护技术方案进行理论分析，缺乏一定的理论基础支撑。文献[9]在围岩流变变形条件下建立了围岩-支护相互作用模型，并推演了围岩与支护结构的相互作用过程，验证了混凝土支护结构在一定条件下能够维持软岩巷道的稳定。文献[10]以顾北煤矿软岩巷道为例提出了一种联合支护加固技术，现场监测结果表明该联合支护技术能够维持软岩巷道的稳定。文献[11]采用理论分析及FLAC3D数值模拟研究提出了软弱围岩斜井的修复控制技术。文献[12]以梁家煤矿为工程背景对深部软岩道围岩变形特征进行了研究，并提出采用承压混凝土(CC)支撑结构维持巷道稳定。
综上，对于深部软岩巷道围岩控制已取得了较多成果，但由于深部软岩巷道赋存条件复杂，应根据不同的围岩赋存特征采取合理的支护方案[13-14]。因此，在以往研究成果[15-18]的基础上以信湖煤矿一水平井底车场的回风石门为研究对象，在分析了深部软岩巷道的围岩赋存条件、变形破坏特征以及原有支护方案已难以维持现掘巷道稳定的条件下提出了“混凝土喷射+注浆锚杆/锚索+普通锚杆/锚索”联合支护方案，并采用FLAC3D数值模拟以及现场工业性试验验证支护方案的可靠性。
淮北矿业集团信湖煤矿设计年产量为300万t，一水平标高为-967 m，二水平标高为-1 200 m，是淮北矿业集团目前首个新建千米深井。为分析总结深部软岩巷道变形破坏特征及影响因素，选取信湖煤矿一水平井底车场北部的回风石门进行研究，如图1所示。
图1 回风石门位置示意
Fig.1 Location of the air returning cross-cut
该巷道埋深952 m，设计全长1 018 m，断面为直墙半圆拱形，掘进高度4.8 m，掘进宽度5.4 m，断面净面积21.0 m2，根据现场勘探资料可知，该石门已掘进124 m，未掘进894 m，同时在施工过程中巷道将揭露大量断层，受断层影响，局部裂隙发育，巷道围岩以粉砂岩、泥岩为主，岩层倾角为5°～13°，属于典型的深埋软岩巷道，围岩柱状如图2所示。
图2 围岩综合柱状图
Fig.2 Surrounding rock column diagram
在回风石门掘进后初期，巷道底鼓量与围岩收敛变形较大，顶板断裂下沉严重，严重影响巷道稳定。同时在回风石门内分别选取5个巷道断面(每个断面相距30 m)进行巷道表面位移观测，观测结果如图3所示，结果表明：巷道两帮位移大，变形速率大，最高变形速率可达42 mm/d，同时底鼓明显，底鼓量最大为870 mm，需采取合理支护措施维护巷道稳定。
图3 回风石门两帮移近量
Fig.3 Sidewall converge of the air returning cross-cut
通过室内试验以及现场调研，可知该回风石门变形失稳的具体影响因素有：
1)埋深大。该回风石门埋深为952 m，属于深井巷道，地应力较大。在地应力较大情况下围岩变得松散破碎且局部岩层裂隙发育，在上覆压力作用下巷道围岩整体变形严重。
2)巷道围岩强度低。由图2可知，巷道围岩以泥岩、粉砂岩为主。同时对巷道围岩进行物理力学参数实验测定，结果见表1：泥岩及粉砂岩抗压强度分别为29.6、34.1 MPa，围岩强度低，稳定性差。
表1 巷道围岩物理力学参数
Table 1 Physical and mechanical parameters of surrounding rock
岩性泊松比黏聚力/MPa抗拉强度/MPa抗压强度/MPa内摩擦角/(°)弹性模量/GPa泥岩0.232.91.929.6350.6粉砂岩0.263.22.134.1320.8
3)巷道掘进方式。巷道采用钻眼爆破掘进，围岩受到爆破影响出现松动破碎，导致巷道周边的浅部围岩形成一定范围的松动破碎圈。
4)不合理的巷道支护方式。原支护方案采取U型钢支护及混凝土喷射的支护方式对巷道进行加固，但均属于被动支护方式。由于支护方法单一且难以调动巷道深部围岩自承能力从而导致巷道发生变形，不能长期维持巷道的稳定。
由于信湖煤矿回风石门为直墙半圆拱形巷道，为便于分析，根据当量半径折算法[19]，即：
a=k(s/π)1/2
(1)
式中:a为巷道当量半径，m；k为断面形状修正系数，直墙半圆拱形巷道k=1.10；s为实际巷道断面积，m2 。
所以可取信湖煤矿回风石门的当量半径为2.84 m。又根据弹塑性理论，在相同的水平应力及垂直应力的条件下，巷道的塑性区半径R[20]可表示为
(2)
(3)
(4)
(5)
式中：p0为原岩应力，MPa；pi为支护阻力，MPa；c为岩石黏聚力，MPa；φ为岩石内摩擦角，(°)；u为巷道表面位移，mm；η为巷道围岩剪涨梯度；μ为岩石泊松比；E及σc分别为围岩的弹性模量及抗压强度，MPa；K为侧压系数。
因此，巷道围岩沿巷道表面至深部可依次划分为：A为流动区；B为塑性区；C为弹性区；D为原岩应力区，如图4所示[21]。
图4 巷道围岩分区示意
Fig.4 Schematic diagram of surrounding rock
从式(2)、式(3)可看出，支护阻力pi影响塑性区范围R的大小及巷道表面位移u的大小，根据表1选取围岩弹性模量E与抗压强度σc分别为0.7 GPa、32 MPa，围岩剪涨梯度及泊松比分别为2、0.25，围岩黏聚力为3 MPa，内摩擦角为33°，支护阻力pi为0～1 MPa，巷道原岩应力p0为25.7 MPa，将上述参数代入式(2)、式(3)分别得到支护阻力pi与巷道表面位移u的关系曲线及支护阻力pi与塑性区半径R的关系曲线，如图5、图6所示。
图5 支护阻力pi与巷道表面位移u的关系曲线
Fig.5 Relation curve between support resistance pi and periphery roadway displacement u
图6 支护阻力pi与塑性区半径R的关系曲线
Fig.6 Relation curves between support resistance pi and the roadway plastic zone range R
从图5、图6可看出：当原岩应力一定时，巷道表面位移u及塑性区半径R均随着支护阻力pi的增大而减小，但巷道表面位移及塑性区半径变化量随着支护阻力的增大而减小，表明仅依靠增大支护阻力难以长期维持巷道稳定。
同时，从式(2)、式(3)可看出巷道围岩的黏聚力及内摩擦角φ也影响巷道塑性区范围及巷道表面位移的大小，现根据表1分别设置巷道原岩应力为25.7 MPa，支护阻力为0.5 MPa，围岩弹性模量与抗压强度分别为0.7 GPa、32 MPa，围岩剪涨梯度及泊松比分别为2、0.25，围岩初始黏聚力为3 MPa，初始内摩擦角为33°，代入式(2)、式(3)分别得到巷道围岩黏聚力与巷道塑性区范围、巷道表面位移的关系曲线及内摩擦角与巷道塑性区范围、巷道表面位移的关系曲线，如图7、图8所示。
图7 围岩黏聚力c与巷道塑性区范围R、表面位移u的关系曲线
Fig.7 Relation curves between the physical and mechanical properties and the roadway plastic zone range R and the roadway displacement u
图8 围岩内摩擦角φ与巷道塑性区范围R、表面位移u的关系曲线
Fig.8 Relation curves between the physical and mechanical properties and the roadway plastic zone range R and the roadway displacement u
从图7、图8可看出，当原岩应力p0及围岩内摩擦角φ一定时，随着巷道围岩黏聚力c从3.0 MPa增大至5.0 MPa时，巷道表面位移从554 mm减小至296 mm，塑性区半径从4.3 m减小至3.8 m；当原岩应力及围岩内摩擦角一定时，随着内摩擦角从33°增大至55°时，巷道表面位移从567 mm减小至162 mm，塑性区半径从4.3 m减小至3.0 m，说明提高巷道围岩黏聚力、内摩擦角的大小能够有效提高软岩巷道的稳定性。
综上所述，增大围岩黏聚力、内摩擦角以及提高支护阻力均能有效控制巷道围岩，但巷道表面位移及塑性区半径的变化量随着支护阻力的增大而减小，表明仅依靠增大支护阻力难以长期维持巷道稳定，要在提高支护阻力的同时，尽可能增大围岩黏聚力、内摩擦角。因此，根据信湖煤矿回风石门围岩的赋存条件，确定巷道的稳定机制如图9所示。由于该巷道属于深部软岩巷道，受地应力及岩性等因素的影响，破碎区、塑性区、弹性区、原岩应力区的边界可随时变换，即塑性区能发展成破碎区，弹性区能发展成塑性区。所以只能在增大支护阻力的同时，提高围岩黏聚力、内摩擦角的大小维持巷道稳定。
图9 巷道围岩加固机制示意
Fig.9 Stability mechanism of the roadway
按照上述分析可知，原有支护技术已不能长期控制巷道的稳定，第一个原因是原采用的U型钢支护属于被动支护，不能有效调动围岩的自承能力；第二个原因是随着围岩不断变形，裂隙不断增多，围岩破碎区不断增大，围岩稳定性逐渐变差。应当采取另一种巷道支护技术对回风石门新掘巷道进行支护，避免巷道的多次返修，尽可能地在提高支护阻力的同时，增大围岩黏聚力c、内摩擦角φ，提高围岩的自承能力。由图5可知信湖煤矿回风石门新掘巷道的塑性区半径为4.5 m，结合文献[22]的理论分析计算可得其流动区范围为2.1 m，所以选用长度为2 600 mm，直径为22 mm，间排距为800 mm×800 mm的螺纹钢高强锚杆以及长度为2 800 mm，直径为25 mm，间排距为1 600 mm×1 600 mm的注浆锚杆限制流动层的再次扩大，使得锚杆与围岩形成小承载体；而为限制塑性区的发展以及减轻小承载体的负担，采用长度为7 300 mm，直径为21.8 mm，锚固长度为1 500 mm，间排距为1 600 mm×1 600 mm的预应力钢绞线锚索以及长度为7 000 mm，直径为22 mm，间排距为2 400 mm×2 400 mm，锚固长度为1 000 mm的中空注浆锚索对巷道进行加固，其中，注浆锚索锚固段、普通锚索与围岩共同形成一个大承载体，两个支撑结构共同支护巷道围岩，实现组合支撑，虽然小承载体与大承载体间的围岩在塑性区内且整体表现为破碎离散并有扩大范围的趋势，但由于小承载体与大承载体的“挤压”及注浆锚索的作用再次形成了拱形承载层，同时小承载体与大承载体“挤压”作用使得该部分围岩产生变形并转化为变形能从而释放围岩中的膨胀能，减少围岩有害变形的产生，所以该部分围岩也成为整个承载结构中的卸压层，这样不仅使得形成的承载结构发挥出了承载能力，还有效提高了围岩的自承能力，因此采用“混凝土喷射+注浆锚杆/锚索+普通锚杆/锚索”联合支护方式解决回风石门的大变形问题，承载结构如图10所示。
图10 承载结构示意
Fig.10 Schematic of bearing structure
考虑到在进行装设锚杆、锚索前应当及时地密封围岩，为后续施工提供准备，所以应当对巷道进行混凝土喷射，第一次喷射厚度为50 mm，待保证第一层喷层达到强度要求后再装设注浆锚杆及锚索，并对巷道表面位移进行观测发现在注浆锚杆及锚索安装完成后45 d巷道的表面位移速率趋于平缓，此时再及时安装锚杆及注浆锚索，最后为防止锚杆、锚索被地下水腐蚀及其他因素影响，再装设长度为2 400 mm，宽度为900 mm，网格规格为100 mms×100 mm的金属网以及另一厚度为50 mm的混凝土喷射。因此，回风石门的支护顺序应为：喷射50 mm厚度的混凝土→安装注浆锚杆及锚索→安装锚杆及注浆锚索→装设金属网→喷射50 mm厚度的混凝土，巷道支护断面如图11所示。
图11 巷道支护断面
Fig.11 Roadway support section
为验证该联合支护方案的可靠性，利用FLAC3D建立数值模拟模型，如图12所示。数值模拟模型的长度为50 m，宽度为50 m，高度为50 m，巷道断面为直墙半圆拱形，高度为4.8 m，宽度为5.4 m，同时采用摩尔—库伦准则，模型边界条件设置如下：模型底部设置固定，在X方向上左右表面的位移设置为0，在Y方向上前后表面的位移设置为0，巷道模拟深度为952 m，竖直应力为25.7 MPa，侧压系数取1[22]。
图12 数值模拟模型
Fig.12 Schematic diagram of numerical model
巷道在支护前后的竖直位移云图如图13所示，水平位移云图如图14所示，由于受上覆压力的影响，支护前巷道顶板最大下沉值280.0 mm，下沉严重，并且底鼓明显，底鼓量最大值为311.5 mm，巷道两帮最大移近量为249.4 mm；而在支护后巷道顶板最大下沉值为70.0 mm，底鼓量最大值为72.6 mm，巷道两帮最大移近量为75.2 mm。通过比较发现巷道在支护后顶板的最大下沉值减少了75%，最大底鼓量减少了76.7%，同时，巷道两帮的收敛率也降低了30.2%。
图13 支护前后巷道竖直位移
Fig13 Vertical displacement of roadway before and after support
图14 支护前后巷道水平位移
Fig.14 Horizontal displacement of roadway before and after support
而巷道在支护前后的塑性区分布如图15所示，从图中可看出巷道在经过支护后塑性区范围明显减小，说明在经过支护后巷道围岩的整体强度明显提高，仅有少部分围岩处于剪切状态。通过对数值模拟结果分析可知，破坏主要发生在巷道浅部围岩，在采用联合支护方案 “混凝土喷射+注浆锚杆/锚索+普通锚杆/锚索”后，围岩塑性区范围能够保持稳定，巷道围岩得到有效控制。
图15 巷道塑性区分布
Fig.15 Plastic zone distribution of the roadway
为验证联合支护方案的支护效果，分别观测巷道在支护后的表面位移大小及围岩内部裂隙的发育情况，通过对巷道变形及围岩表面位移进行为期60 d的观测(图16)，巷道顶板下沉量开始逐渐增大至36 mm后趋于稳定，巷道两帮移近量逐渐增大至67 mm后趋于稳定，围岩表面变形小。
图16 巷道表面位移监测结果
Fig.16 Roadway surface displacement monitoring results
钻孔窥视结果如图17所示，从图17可看出在采用联合支护方案对巷道支护后围岩完整性较好，巷道顶板、底板及两帮围岩在2.0 m范围内均无破坏，塑性区内破碎围岩经注浆支护加固后整体性加强，巷道基本不需要返修，说明在采用联合支护方案对回风石门支护后，支护结构与围岩耦合充分，巷道围岩稳定性大幅度提高。
图17 钻孔窥视(2.0 m范围内)
Fig.17 Rock mass conditions in the surrounding rock (distance of 2.0 m)
1)信湖煤矿一水平井底车场北部回风石门属于典型的深部软岩巷道。巷道埋深为952 m，巷道整体变形严重；巷道围岩强度低；受巷道掘进方式影响，围岩出现一定范围的松动圈。而原有的支护方式过于单一，不能长时间保持巷道稳定，应该采取更合理的支护方案解决问题。
2)为维持回风石门新掘巷道的稳定，提出了“混凝土喷射+注浆锚杆/锚索+普通锚杆/锚索”联合支护方案，对联合支护机理进行了分析，结果表明：普通锚杆、注浆锚杆与围岩形成小承载体；普通锚索、注浆锚索与围岩共同形成一个大承载体，2个支撑结构共同支护巷道围岩，实现组合支撑以此控制巷道围岩。
3)数值模拟及现场监测结果表明，采用 “混凝土喷射+注浆锚杆/锚索+普通锚杆/锚索” 联合支护方案能够有效控制信湖煤矿回风石门新掘巷道的稳定性，提高围岩的自稳能力，能够长期保持巷道的稳定，该联合支护方案可为其他类似巷道支护提供一定参考。
[1] WANG Q,JIANG B, LI S C, et al. Experimental studies on the mechanical properties and deformation & failure mechanism of U-type confined concrete arch centering[J]. Journal of the Tunnelling and Underground Space Technology,2016，51：20-29.
[2] 毛 君，陈洪岩，马 英，等. 采煤机平滑靴平动固-热-力耦合特性分析[J]. 煤炭科学技术, 2020, 48(1): 75-82.
MAO Jun，CHEN Hongyan，MA Ying，et al. Analysis of solid-thermal-mechanical coupling characteristics of shearer smooth boots[J]. Coal Science and Technology, 2020,48(1):75-82.
[3] 谢小平，吴 刚，尉 瑞，等. 断层附近软岩巷道围岩破坏机理及控制研究[J]. 煤炭科学技术,2020,48(9):195-202.
XIE Xiaoping, WU Gang, YU Rui, et al. Study on the failure mechanism and control technology of surrounding rock of soft rock roadway near fault[J]. Coal Science and Technology, 2020, 48(9): 195-202.
[4] 李英明,张 瀚,孟祥瑞.软岩巷道二次支护时机研究[J].煤炭学报,2015,40(S1):47-52.
LI Yingming, ZHANG Han, MENG Xiangrui. Study on the timing of secondary support in soft rock roadway[J]. Journal of China Coal Society,2015,40(S1):47-52.
[5] 李 磊,柏建彪,王襄禹.综放沿空掘巷合理位置及控制技术[J].煤炭学报,2012,37(9):1564-1569.
LI Lei, BAI Jianbiao, WANG Xiangyu. The rational position and control technology of roadway driving along goaf in fully mechanized caving[J]. Journal of China Coal Society,2012,37(9):1564-1569.
[6] 王 猛,郑冬杰,王襄禹,等.深部巷道钻孔卸压围岩弱化变形特征与蠕变控制[J].采矿与安全工程学报,2019,36(3):437-445.
WANG Meng, ZHENG Dongjie, WANG Xiangyu, et al. Weakening deformation characteristics and creep control of surrounding rock in deep roadway with unloading pressure[J]. Journal of Mining and Safety Engineering,2019,36(3):437-445.
[7] 余伟健,高 谦,朱川曲.深部软弱围岩叠加拱承载体强度理论及应用研究[J].岩石力学与工程学报,2010,29(10):2134-2142.
YU Weijian, GAO Qian, ZHU Chuanqu. Research on strength theory and application of superimposed arch bearing body in deep and weak surrounding rock[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2010,29(10)：2134-2142.
[8] LI G C, JIANG Z H, LYU C X, et al. Instability mechanism and control technology of soft rock roadway affected by mining and high confined water[J]. International Journal of Mining Science and Technology, 2015,25(4):573-580.
[9] 侯公羽.围岩-支护作用机制评述及其流变变形机制概念模型的建立与分析[J].岩石力学与工程学报,2008,27(S2),3618-3629.
HOU Gongyu. Review of interaction mechanism between surrounding rock and the analysis of conceptual model of rheological deformation mechanism[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2008,27(S2)：3618-3629.
[10] KANG Y S, LIU Q S, GONG G Q,et al. Application of a combined support system to the weak floor reinforcement in deep underground coal mine[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mine Sciences,2014(71)：143-150.
[11] CHEN S M,WU A X, WANG Y M, et al. Study on repair control technology of soft surrounding rock roadway and its application[J]. Engineering Failure Analysis,2018(25)：26-35.
[12] WANG Q, PAN R, JIANG B, et al. Study on failure mechanism of roadway with soft rock in deep coal mine and confined concrete support system[J]. Engineering Failure Analysis,2017(81)：145-152.
[13] YANG Y, ZHU C K, CHONG D Y. Catastrophe mechanism and disaster countermeasure for soft rock roadway surrounding rock in Meihe mine[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mine Sciences,2016(25)：407-413.
[14] CHEN Y, BAI J, YAN S, et al. A method for computing unsupported roof distance in roadway advancement and its in-situ application[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mine Sciences,2016(4)：551-556.
[15] 贾宏俊,王 辉.软岩大变形巷道刚柔结合支护方法研究[J].中国安全生产科学技术,2015,11(10)：11-16.
JIA Hongjun, WANG Hui. Study on rigid-flexible combined support method for soft rock large deformation roadway[J]. China Safety Science and Technology,2015,11(10)：11-16.
[16] 石 永,张德琦.辛置煤矿310轨道巷围岩破裂范围研究[J].中国安全生产科学技术,2014,10(6)：103-109.
SHI Yong, ZHANG Deqi. Study on the Rupture range of surrounding rocks in 310 track lane of Xinji Coal Mine[J]. China Safety Science and Technology,2014,10(6)：103-109.
[17] 谢生荣,谢国强,何尚森,等.深部软岩巷道锚喷注强化承压拱支护机理及其应用[J].煤炭学报,2014,39(3):404-409.
XIE Shengrong, XIE Guoqiang, HE Shangsen, et al. Support mechanism and application of anchoring arch support in deep soft rock roadway with anchor injection[J]. Journal of China Coal Society,2014,39(3):404-409.
[18] 欧阳振华，彭 瑞，张同俊，等. 软岩巷道围岩卸荷破坏力学模型及影响因素分析[J]. 煤炭科学技术, 2020, 48(2):51-58.
OUYANG Zhenhua, PENG Rui, ZHANG Tongjun,et al. Analysis on mechanical model and impact factors of unloading failure of rock surrounding in soft rock roadway[J]. Coal Science and Technology, 2020, 48(2): 51-58.
[19] 于 洋,柏建彪,王襄禹,等.软岩巷道非对称变形破坏特征及稳定性控制[J].采矿与安全工程学报,2014,31(3):340-346.
YU Yang, BAI Jianbiao, WANG Xiangyu, et al. Asymmetric deformation failure characteristics and stability control of soft rock roadway[J]. Journal of Mining and Safety Engineering,2014,31(3):340-346.
[20] 侯朝炯.巷道围岩控制[M].徐州:中国矿业大学出版社,2013.
[21] 张俊文.深部大规模松软围岩巷道破坏分区理论分析[J].中国矿业大学学报,2017,46(2):292-299.
ZHANG Junwen. Analysis of the failure zone of large-scale soft surrounding rock roadway in deep[J]. Journal of China University of Mining & Technology,2017,46(2):292-299.
[22] 赵志强. 大变形回采巷道围岩变形破坏机理与控制方法研究[D].北京：中国矿业大学(北京),2014.