鄭朋強，陳衛(wèi)忠，2，袁敬強，于建新，楊 帆

（1.中國科學院武漢巖土力學研究所 巖土力學與工程國家重點實驗室，武漢 430071；2.山東科技大學 資源與土木工程系，山東 泰安 271019；3.山東大學 巖土與結構工程研究中心，濟南 250061；4.兗州煤業(yè)股份有限公司 東灘煤礦，山東 鄒城 273500）

1 引言

隨著煤炭資源的持續(xù)開采，淺、中部煤炭資源越來越少，越來越多的煤礦開始開采深部、急傾斜等地質條件惡劣的煤層。一般認為當采深達到700 m即可稱為深部開采。

深部高地應力軟巖巷道因圍巖應力大等原因難支護，尤其急傾斜地層巷道因地層復雜、構造應力大，具有非對稱性，底臌嚴重等破壞特點，巷道偏壓嚴重，更加難于支護。地下工程實踐中，軟巖巷道底臌、兩幫收斂有的為幾十厘米，有的達幾米，巷道容易出現(xiàn)混凝土襯砌大面積開裂，支護結構扭曲等現(xiàn)象。劉泉聲等[1－4]在淮南礦區(qū)深部巖石巷道地應力場和支護研究的基礎上，提出了煤礦深部巖巷圍巖穩(wěn)定受高地應力、高滲透壓力和溫度梯度影響的等一系列的支護對策。何滿潮等[5]根據(jù)柳海礦運輸大巷現(xiàn)場工程地質條件、巖石特性和破壞特點，確定了軟巖變形力學機制為高應力膨脹性軟巖，并提出采用預留剛隙柔層支護技術進行支護。孫曉明等[6]通過研究指出深部軟巖巷道破壞主要是由于支護體與圍巖之間的不耦合造成的，并提出了錨網(wǎng)索耦合支護非線性設計方法。柏建彪等[7]針對深部軟巖巷道四周來壓、整體收斂、變形強烈的特點，研究深部軟巖巷道支護原理，提出了主動有控卸壓的方法。楊建平等[8]、伍國軍等[9]研究了含軟弱夾層的軟巖巷道支護方式，并提出了合理的支護參數(shù)。任德惠等[10－13]通過有限元數(shù)值模擬、相似材料試驗，現(xiàn)場試驗等手段，研究了急傾斜煤層開采采場、巷道頂、底板圍巖移動和支承壓力分布的規(guī)律，為該類地質條件的巷道支護提供了一定的科學依據(jù)。張芳等[14]通過研究指出急傾斜煤層底板巷道變形、破壞主要是由于煤層開采后底板卸載，形成懸空面造成巖層移動引起的。黃慶享等[15]通過研究指出急傾斜軟煤巷道主要為拉破壞和剪破壞，提出了優(yōu)化巷道斷面和錨網(wǎng)支護相結合的支護設計的方法。

從以上研究可以看出，國內外學者對深部軟巖巷道和急傾斜煤層巷道已進行了很多研究，得出了很多有意義的結果，但針對深部急傾斜軟巖巷道的支護研究較少。

本文依托對新集三礦-700 m工作面西四～西五11-2煤探巷道的圍巖變形和支護結構受力開展現(xiàn)場測試，針對該急傾斜煤巷的變形破壞特點，提出針對其偏壓非對稱變形特征的設計方案，并采用數(shù)值模擬，重點研究了非對稱支護方案對急傾斜煤巷的支護效果，研究成果將對同類巷道及受偏壓影響的軟巖巷道具有重要的借鑒意義。

2 工程概況

新集三礦-700 m工作面西四-西五11-2煤探巷設計總長度為1 000 m，東起-700 m西四石門，在施工過程中該巷道將穿過11-2煤直接頂和老頂。探巷前期作為深部水平的地質勘探用，后期規(guī)劃作為深部水平的軌道巷使用，因此在設計上按照軌道巷進行布置。

2.1 地質條件

一般認為，煤層傾角大于45°即為急傾斜煤層。新集三礦11-2煤層整體呈60°左右傾斜，屬急傾斜煤層，構造應力極大，巖體強度比較弱、巖體完整性穩(wěn)定性差。-700 m探煤巷道穿層施工揭露的巖層主要為泥巖、細砂巖、砂質泥巖及煤巖等，根據(jù)-700 m探煤巷頂?shù)装鍘r性綜合柱狀圖繪制了巷道地質情況，見圖1。探煤巷道圍巖總體呈現(xiàn)松軟、破碎、易風化的特性，層間充填物多，層面之間黏結力低、結合性差，整體承載能力低，圍巖力學特性低，嚴重影響巷道的長期穩(wěn)定。

圖1 巷道地質情況Fig.1 Geology model of roadway

2.2 急傾斜偏壓煤巷變形與支護結構受力監(jiān)測

2.2.1 急傾斜偏壓煤巷變形破壞特點

-700 m工作面西四-西五11-2煤探巷目前采用金屬網(wǎng)噴+U型棚支護，斷面形狀為直墻半圓拱形，斷面凈底寬4 000 mm，凈高3 160 mm。-700 m工作面西四-西五11-2煤探巷道自巷道開挖以來，發(fā)生了嚴重的破壞。急傾斜地層巷道一個顯著的破壞特征就是巷道偏壓破壞。從現(xiàn)場可以看出，-700 m工作面西四-西五11-2煤探巷呈現(xiàn)非對稱破壞，巷道左側偏壓嚴重，見圖2(b)。由圖2(c)可以看出，左側U型鋼支架發(fā)生了嚴重扭曲。巷道破壞變形見圖2。

圖2 巷道破壞變形Fig.2 Photos of deformation and failure of roadway

為了研究試驗巷道的穩(wěn)定性以及原支護方案的支護效果，巷道掘進以后，在-700 m工作面西四-西五11-2煤探巷靠近迎頭位置布置了2個收斂位移監(jiān)測點，綜合考慮現(xiàn)場實際情況，進行了20 d的監(jiān)測，結果如圖3所示。由圖中可以看出，現(xiàn)場巷道很不穩(wěn)定，雖然進行了20 d的監(jiān)測，但巷道圍巖還遠沒有達到穩(wěn)定狀態(tài)，還有繼續(xù)變形的趨勢，20 d最大變形量達到110 mm，變形速率較大。

圖3 幫部收斂量Fig.3 Convergence magnitude of walls

2.2.2 急傾斜偏壓煤巷支護結構受力特征

針對新集三礦-700 m巷道現(xiàn)場變形情況，為了選擇合適的支護方式，開展了國投新集三礦-700 m巷道錨桿（索）錨固力測試。

（1）試驗布置

現(xiàn)場錨桿（索）試驗布置如圖4所示。錨桿尺寸為φ20 mm×2 200 mm，錨索尺寸為φ17.8 mm×6 300 mm，選取2個試驗斷面，5根錨桿和5根錨索分別布置在兩幫，拱腰和拱頂位置，錨桿、錨索順序從左到右依次為5、4、3、2、1。

圖4 錨桿、錨索試驗布置圖Fig.4 Arrangement of bolts and cables

（2）試驗結果分析

圖5、6為錨桿和錨索受力監(jiān)測曲線。由圖中可以看出，錨桿、錨索受力在15 d范圍內增速較快，15 d之后增速放緩，錨桿、錨索受力均呈現(xiàn)左側＞頂板＞右側的特點，表明巷道左側受到因急傾斜地層開挖造成的滑移擠壓作用，承受了較大的荷載。錨桿、錨索受力較大，最大值分別為158 kN和272 kN，接近其屈服強度。

圖5 錨桿受力監(jiān)測曲線Fig.5 Monitoring curves of bolts

圖6 錨索受力監(jiān)測曲線Fig.6 Monitoring curves of cables

通過現(xiàn)場勘查和現(xiàn)場試驗，表明目前的支護方式不足以對其巷道進行支護，巷道偏壓破壞，收縮嚴重，有的位置巷道斷面由設計的4 m收縮到3 m。巷道開挖后因受急傾斜地層滑移擠壓產生破壞，出現(xiàn)了混凝土噴層大面積開裂脫落，U型鋼支架扭曲等現(xiàn)象，底臌嚴重。從巷道掘進開始，已經(jīng)進行了多次臥底施工，最大底臌量達到800 mm，影響了巷道的正常使用，浪費了大量的人力物力，所以亟需對其巷道進行支護參數(shù)優(yōu)化。

3 急傾斜偏壓煤巷支護技術

已有研究成果表明[16－17]，巷道底臌量已占據(jù)巷道變形量的主要部分，控制底臌已經(jīng)成為深部開采巷道支護的關鍵問題。針對急傾斜地層巷道破壞主要為頂幫下挫和底幫下滑式的非對稱變形拉破壞和剪破壞的特點，其核心是增強圍巖自身抗壓強度和支護結構的抗變形能力，阻止由于急傾斜地層開挖造成的滑移擠壓對巷道的大變形、左側偏壓和底臌破壞，尤其重視底板支護[18]。對于穿過急傾斜地層的巷道來說，錨桿（索）支護因其懸吊、組合和緊固作用，可以有效地阻止急傾斜地層因開挖造成的滑移擠壓[19]。根據(jù)現(xiàn)場監(jiān)測的支護結構受力和變形特征，對于-700 m工作面西四-西五11-2煤探巷目前采用的金屬網(wǎng)噴+U型棚，斷面形狀為直墻半圓拱形支護方式，在原支護的基礎上提出可縮性U型鋼全斷面封閉支護和非對稱性預應力錨桿（索）支護的全新支護加固方案，此支護方案尤其對巷道左側偏壓和底臌進行了加強支護，采取的支護參數(shù)為：（1）錨桿采用左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，尺寸φ20 mm×2 200 mm，巷道右側布置間距為1.6 m×1.6 m，巷道左側錨桿布置間距采用0.8～1.2 m。（2）錨索采用2根尺寸為φ17.8 mm×6 300 mm和5根尺寸為φ19.8 mm×9 300 mm錨索，其中2根尺寸為φ17.8 mm×6 300 mm錨索布置在巷道右側位置，5根尺寸為φ19.8 mm×9 300 mm錨索分別布置在頂板底板和巷道左側位置。（3）噴射混凝土層厚度為100 mm，拱底施作下仰拱，36號U型鋼拱架全斷面封閉式支護，底拱最大深度800mm，在開挖及施作好鋼拱架后采用砂石回填，鋼拱架沿巷道縱深方向布置間距800 mm。支護方案如圖7所示。

圖7 改進的急傾斜偏壓巷道支護方案Fig.7 The modified design support scheme

4 偏壓巷道支護效果數(shù)值仿真

4.1 計算模型

建立如圖8所示的有限元模型，圍巖體、襯砌混凝土均采用平面應變單元模擬，整個模型尺寸（長×高）為80 m×150 m。模型上表面距地表約600 m。計算過程中模型的周邊采用法向位移約束，并在計算模型上表面施加15 MPa的上覆巖層壓力。本次模擬過程中，圍巖體采用Drucker-Prager彈塑性非線性本構模型，材料為彈塑性材料，地層之間的接觸采用cohesive接觸模擬。錨桿和錨索采用桿單元模擬，U型鋼支架采用梁單元模擬，混凝土噴層和回填混凝土采用實體單元模擬。

4.2 數(shù)值模擬方案

為比較急傾斜偏壓巷道的支護效果，本次計算時將對稱支護參數(shù)的支護效果也進行了數(shù)值仿真，通過結果的對比分析，驗證提出的針對偏壓巷道提出的支護參數(shù)的合理性。

圖8 巷道數(shù)值模型圖Fig.8 Numerical model of roadway

方案1：采用原支護方案，噴射混凝土100 mm，36號U型鋼支架間距800 mm，拱底不做支護，見圖9。方案2：采用改進支護方案，如圖7所示。

圖9 支護方案1（原方案）Fig.9 Support scheme 1(the original design scheme)

4.3 巖體力學參數(shù)

由室內巖石物理力學試驗以及參考國內相似工程經(jīng)驗所得的場區(qū)巖石物理力學參數(shù)見表1。

表1 巖體力學參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of different rock masses

4.4 計算結果

4.4.1 位移計算對比分析

煤層傾角較大以及巖層層面的重力分量遠大于層面的摩擦力和其自重，易造成煤巖體巖層面產生滑移。此外，煤的抗壓強度較頂?shù)装宓膸r體弱，也是巷道兩幫變化的影響因素。圖10為方案1、2位移變形圖。從圖中可以看出，圍巖兩幫和底板的變化最明顯，方案1位移變形數(shù)值要比方案2位移變形大。方案1位移變形最大值發(fā)生在底板附近，最大值為41.17 cm，這是由于底板未進行支護的緣故。方案2底板圍巖變形量較小，未出現(xiàn)明顯位移，位移變形最大值也發(fā)生在底板位置，最大值為13.8 cm，比方案1位移減小了66%，支護效果明顯。

圖10 開挖后巷道圍巖變形圖（單位：m）Fig.10 Deformation of tunnel after excavation by scheme 1 and 2(unit：m)

4.4.2 巷道圍巖應力特征

圖11為方案1與方案2圍巖應力分布圖。硐室開挖后，由于應力的積聚釋放，在四周產生一定拉應力。從圖中可以看出，由于方案1只在兩幫和頂部施加U型鋼支護，拉應力區(qū)域主要集中于拱底兩側拱腳部分，拉應力最大值達到0.58 MPa。對于方案2，拉應力區(qū)域主要集中在拱底附近，且拉應力數(shù)值較小，僅僅達到0.38 MPa，這是由于對底板施加了仰拱支護，使U型鋼成為一個整體，受力均勻的緣故。

4.4.3 塑性區(qū)特征

圖11 開挖后最大主應力云圖（單位：Pa）Fig.11 Maximum principal stress nephogram after excavating by scheme 1 and 2(unit：Pa)

圖12 方案2塑性區(qū)分布圖Fig.12 Distribution of plastic zone after excavating by scheme 2

圖12為方案1、2塑性區(qū)分布圖。從圖中可以看出，由于應力水平較高，開挖后的巷道周邊均出現(xiàn)了屈服破壞，其中拱底屈服破壞程度更甚。方案1塑性區(qū)面積明顯大于方案2塑性區(qū)面積，且深度更大。方案2塑性區(qū)面積基本呈現(xiàn)對稱分布，而方案1塑性區(qū)呈現(xiàn)非對稱分布，并且巷道右側塑性區(qū)面積大于左側塑性區(qū)面積。

方案1屈服范圍：水平方向3 m，拱底豎直方向3.6 m。方案2屈服范圍：水平方向1.5 m，拱底豎直方向2 m。

4.4.4 支護結構應力特征

圖13為方案1、2支護結構分析圖。從圖中可以看出，方案1由于U型鋼可縮性支架的左半部分主要承擔圍巖傳來的荷載并與其共同變形，其最大應力值出現(xiàn)在U型鋼可縮性支架的左上部分，為250 MPa，左上部分較大區(qū)域接近其屈服強度。支護結構的應力分布呈明顯的非對稱分布特征，偏壓作用明顯（這與現(xiàn)場實際情況一致）。

圖13 U型鋼應力分布圖（單位：Pa）Fig.13 Stress distribution of U-steel after excavating by scheme 1 and 2(unit：Pa)

對比兩種支護方式U型鋼可知，方案2中U型鋼受力更加均勻，并且接近屈服強度的部分較小，最大值也為250 MPa。

4.4.5 錨桿錨索受力分布

從方案2錨桿和錨索受力分布來看，錨桿錨索受力均較大，都接近屈服強度，且錨桿受力趨勢較為安全合理。錨桿長度穿過了部分軟弱夾層，承受了軟弱夾層滑動錯位位移所產生的較大應力。從圖中可以看出，穿過地層分界線的錨桿錨索部分受力較大，說明錨桿錨索在控制地層滑移方面發(fā)揮了作用，如圖14所示。

圖14 錨桿和錨索受力分布云圖（單位：Pa）Fig.14 Stress distribution of bolt and cable(unit：Pa)

4.4.6 急傾斜煤層巷道支護效果分析

通過上述兩種支護方案數(shù)值仿真的對比，方案2由于針對性的采用了可縮性U型鋼全斷面封閉支護和非對稱性預應力錨桿（索）支護措施，有效遏制了深部急傾斜煤層軟巖巷道大變形，達到了預期效果，圖15為巷道支護優(yōu)化后效果圖。

圖15 方案2巷道支護效果Fig.15 Supporting effect after adopting scheme 2

5 結論

（1）急傾斜煤巷由于受偏壓的影響，其變形和支護結構受力存在顯著的非對稱性，巷道支護設計時應針對其變形和支護受力特征，提出合理的局部加強支護的方式，確保其支護效果。

（2）提出了可縮性U型鋼全斷面封閉支護和非對稱性預應力錨桿（索）支護的全新支護加固方案解決了偏壓巷道的大面積破壞現(xiàn)象。通過數(shù)值仿真和現(xiàn)場試驗驗證了本文指導思想的準確性。計算結果表明；采用改進支護方案巷道底臌位移量減小了66%，最大拉應力從0.58 MPa減小到0.38 MPa，塑性區(qū)較原方案更小，支護結構受力更加均勻。

支護方案尤其重視底板支護，采用非對稱性預應力錨桿（索）支護，阻止了急傾斜地層由于開挖造成的滑移擠壓，可以更加有效控制巷道圍巖變形，更好地保證巷道整體穩(wěn)定，取得了良好效果，是一種有效控制深部急傾斜地層巷道大變形的支護方法，為該礦及同類地質條件的巷道支護設計提供一定參考。

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