毛慶福 王 軍

(1.山東濟礦魯能煤電股份有限公司陽城煤礦，山東省濟寧市，272502；2.山東建筑大學(xué)土木工程學(xué)院，山東省濟南市，250101)

當(dāng)巷道穿過斷層帶時，由于斷層帶圍巖破碎、裂隙發(fā)育會使巖體強度大幅度降低，斷層帶容易積聚水分，在水的作用下巖體強度進一步降低，巷道圍巖變形嚴(yán)重，甚至可能出現(xiàn)較大范圍的冒頂，直接影響煤礦的安全生產(chǎn)。斷層破碎帶支護難題既是影響煤礦生產(chǎn)的技術(shù)難題，也是礦山支護與礦山巖體力學(xué)有待解決的理論課題。

經(jīng)過多年的理論探索和技術(shù)攻關(guān)，斷層破碎帶巷道支護理論與技術(shù)研究已經(jīng)取得了許多成果。侯朝炯研究了影響巷道圍巖穩(wěn)定性的因素，分析了各影響因素對巷道圍巖穩(wěn)定性的影響規(guī)律，認(rèn)為改善巷道圍巖應(yīng)力狀態(tài)及圍巖力學(xué)性能、合理選擇巷道支護形式和提高其支護阻力以及優(yōu)化巷道斷面等是深部巷道圍巖控制的有效途徑。王襄禹、柏建彪提出全斷面松動放矸卸壓技術(shù)，通過支架后方放矸釋放圍巖變形能，將巷道淺部集中應(yīng)力向圍巖深部轉(zhuǎn)移。馬念杰等深入研究巷道應(yīng)力場及塑性區(qū)分布規(guī)律，提出了相應(yīng)的深井巷道支護技術(shù)。何富連等通過多層次錨噴網(wǎng)注聯(lián)合支護系統(tǒng)，詳細(xì)闡明了具體支護措施的圍巖應(yīng)力場平衡機制。王軍、李學(xué)彬等提出了承壓環(huán)強化支護理論，并由此提出基于鋼管混凝土支架的復(fù)合支護技術(shù)，取得良好支護效果。以上理論對巷道支護技術(shù)具有良好的推動作用。

但是在軟巖斷層破碎帶支護中還沒有較為成熟的支護技術(shù)，受多斷層影響，常規(guī)支護技術(shù)往往不能長期穩(wěn)定。近年來鋼管混凝土支架在深部軟巖巷道支護中取得良好的支護效果，本文以陽城煤礦-650 m南翼軌道大巷支護項目為依托，分析了深部斷層破碎帶圍巖地質(zhì)和原有支護變形原因，提出了基于鋼管混凝土支架復(fù)合支護技術(shù)，采用數(shù)值模擬分析了支護方案有效性，實踐應(yīng)用后取得了良好的支護效果。

1 斷層破碎帶地質(zhì)分析

陽城煤礦位于魯西南地區(qū)，-650 m南翼主采區(qū)布置3條大巷：南翼軌道大巷、南翼回風(fēng)大巷和南翼運輸大巷。3條大巷層位相近，均布置在3號 煤頂板中，受斷層影響，穿層掘進。

1.1 巷道穿越斷層破碎帶特征分析

-650 m南翼軌道大巷埋深690 m，橫穿多條斷層：DF16、DF38、DF51、DF52和GF6斷層，其中DF51斷層落距21 m，GF6斷層落距33 m，DF52斷層落距37 m，DF38斷層落距達到50～100 m，-650 m南翼大巷地質(zhì)剖面如圖1所示。

受斷層影響圍巖破碎，巷道整體性極差，自穩(wěn)能力低；地應(yīng)力場表現(xiàn)為水平應(yīng)力為主，對巷道變形影響較大；斷層破碎帶中泥巖含量高，泥巖吸收斷層裂隙水而泥化，強度損失，給巷道支護帶來較大困難。

圖1 -650 m南翼軌道地質(zhì)剖面

1.2 巷道圍巖力學(xué)參數(shù)測試

-650 m南翼軌道大巷圍巖主要以泥巖和細(xì)砂巖等泥質(zhì)膠結(jié)為主，圍巖破碎，巖層傾角大，在失修巷道鉆取巖芯進行巖石強度、粘土礦物含量及水理性質(zhì)測試。

巖石單軸抗壓強度測試顯示，泥巖抗壓強度平均值9.8 MPa，細(xì)砂巖抗壓強度平均值32 MPa。水理性質(zhì)測試顯示，細(xì)砂巖浸水后碎裂崩解，崩解物為碎巖屑；泥巖浸水后泥化，具有明顯的吸水軟化和膨脹特征。粘土礦物含量測試顯示，泥巖的粘土礦物含量為53.9%，粘土礦物中伊蒙混層占比39%、伊利石占比9%、高嶺石占比52%，細(xì)砂巖水理參數(shù)良好，未測試礦物含量。鉆孔窺視成像顯示，-650 m南翼軌道大巷頂板和幫部存在多條裂隙，圍巖破碎。地應(yīng)力測試顯示，-650 m南翼軌道大巷走向與最大水平主應(yīng)力方向基本垂直，最大水平主應(yīng)力為21.3 MPa，最小水平主應(yīng)力為7.9 MPa，垂直主應(yīng)力為12.4 MPa。

綜上分析，-650 m南翼軌道大巷屬于高應(yīng)力軟弱破碎巷道，穿越斷層多，圍巖破碎且強度低，圍巖中粘土礦物含量高，受斷層裂隙水和施工廢水影響，圍巖軟化嚴(yán)重。

2 原支護方案變形破壞分析

2.1 斷層破碎帶巷道原支護設(shè)計

巷道原設(shè)計斷面為直墻半圓拱，凈寬4000 mm，凈高3500 mm，如圖2所示。采用錨網(wǎng)噴+U29型鋼支架+中空錨索注漿復(fù)合支護方案，具體參數(shù)如下：采用直徑22 mm的左旋全螺紋鋼錨桿，長度2200 mm，間排距1000 mm×1000 mm；U29型鋼支架間距1000 mm，底板澆筑400 mm厚C40混凝土層；混凝土噴層厚度200 mm、直徑6 mm的菱形金屬網(wǎng)。采用直徑22 mm中空注漿錨索，長度8000 mm，間排距1000 mm×1000 mm，錨桿與錨索交錯布置，梅花形分布，采用純水泥漿單液注漿。

圖2 巷道原支護設(shè)計方案

-650 m南翼軌道大巷采用上述支護方案后巷道變形持續(xù)發(fā)展，1年后兩幫移近量超過1000 mm，頂板下沉量也超過800 mm，底鼓嚴(yán)重，混凝土底鼓近500 mm，之后多次落底并局部錨網(wǎng)噴修補，巷道變形始終不能穩(wěn)定。

2.2 原支護方案設(shè)計變形原因分析

巷道變形破壞的主要原因是穿越多條大斷層，導(dǎo)致了巷道整體結(jié)構(gòu)性差，自承載力低。

(1)斷層破碎帶導(dǎo)致巖體整體強度下降。-650 m南翼軌道大巷橫穿多條斷層，落距大，造成圍巖地質(zhì)構(gòu)造較復(fù)雜，破壞了圍巖完整性，使巖體強度遠(yuǎn)低于巖石單軸強度，-650 m南翼3條大巷支護實踐表明，巷道變形總是先發(fā)生在斷層破碎帶附近，且變形量較大。

(2)圍巖巖性較差。-650 m南翼軌道大巷圍巖以泥巖和細(xì)砂巖等泥質(zhì)膠結(jié)為主，泥巖單軸抗壓強度僅9.8 MPa，粘土礦物含量53.9%，粘土礦物相對含量中，伊蒙混層39%，圍巖具有明顯的吸水軟化特征，將導(dǎo)致原本強度較低圍巖的自承載能力變得更差。

(3)斷層破碎帶導(dǎo)致圍巖應(yīng)力較大。受斷層構(gòu)造影響，圍巖地應(yīng)力場以水平應(yīng)力為主，水平應(yīng)力較大，最大達到21.3 MPa，超過垂向應(yīng)力和泥巖單軸抗壓強度，同時最大主應(yīng)力與巷道垂直，對巷道穩(wěn)定極為不利。

(4)水對破碎帶圍巖的軟化作用。斷層破碎帶中泥巖比例較大，泥巖中粘土礦物含量高，受斷層裂隙水作用，破碎帶中的泥巖長期處于吸水膨脹作用下，強度損失大，同時，施工廢水任意排放加劇了底板軟化速率，巷道落底施工時底板呈泥漿狀。

(5)采動影響。-650 m南翼軌道大巷與其右側(cè)1307工作面直線距離約130 m，巷道破壞位置隨采面推進位置移動，具有相對顯著的同步性。將來左側(cè)工作面開采還會對軌道大巷造成一定擾動影響。

(6)原有支護體承載力不足。原有支護主要采用錨網(wǎng)噴+U29型鋼+注漿加固支護，破碎帶圍巖中的泥巖吸水膨脹致斷層裂隙封閉，注漿加固效果不好，原支護施工中每孔注漿量不足1袋水泥(25 kg/袋)。U29型鋼支架無反底拱，不能抑制底鼓，多次落底使支架兩底角向內(nèi)收斂加劇整體不良受力，U29型鋼規(guī)格小，做成的支架承載力較低，在清華大學(xué)結(jié)構(gòu)與振動教育部重點實驗室實測相似斷面U29型鋼支架，單點支撐力不足40 t?，F(xiàn)場U型鋼支架扭曲、折斷、整體偏移現(xiàn)象普遍，驗證承載力不足。

綜上所述，前3項原因?qū)儆趪鷰r內(nèi)在因素較差，較難改變相關(guān)性質(zhì)，一般通過巷道層位布置進行躲避；后3項原因?qū)儆谕庠跅l件不足，受人為控制，可以進行優(yōu)化。根據(jù)現(xiàn)狀，第6條是關(guān)鍵因素，因此巷道返修支護應(yīng)采用高強度全斷面復(fù)合支護方案，經(jīng)調(diào)研比較，擬采用基于鋼管混凝土支架的高強復(fù)合支護。

3 斷層破碎帶巷道復(fù)合支護技術(shù)

根據(jù)-650 m南翼軌道大巷返修要求，首先進行鋼管混凝土支架設(shè)計，然后進行復(fù)合支護方案設(shè)計。

3.1 鋼管混凝土支架支護設(shè)計

鋼管混凝土支架可根據(jù)實際情況設(shè)計位直墻半圓拱形、圓形、淺底拱圓形及橢圓形等多種可選斷面，如圖3所示。根據(jù)-650 m南翼軌道大巷圍巖參數(shù)，并考慮到反底拱施工難易程度，支架斷面設(shè)計為淺底拱圓形。該支架對兩幫和頂板支護力均勻，結(jié)構(gòu)受力性能良好，支架全封閉，有效抑制底鼓，支架凈斷面尺寸為2886 mm×3620 mm(寬×高)，支架間距800 mm。

圖3 鋼管混凝土支架形狀

-650 m南翼軌道大巷鋼混支架主體鋼管選用?194 mm×8 mm的20#無縫鋼管，鋼管混凝土支架分為4段：左幫段、右?guī)投?、反底拱段和頂拱段，各段之間采用?219 mm×8 mm的接頭套管連接，相鄰鋼管混凝土支架間用頂桿連接。支架結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。

表1 淺底拱圓形鋼管混凝土支架結(jié)構(gòu)參數(shù)

鋼管內(nèi)的混凝土強度等級設(shè)計為C40，水泥采用42.5級普通硅酸鹽水泥，粗骨料選用粒徑5～20 mm的碎石，細(xì)骨料選用粒徑0.35～0.5 mm優(yōu)質(zhì)河砂，為加快混凝土凝固并降低收縮性，摻入一定比例的快硬硫鋁酸鹽水泥。混凝土坍落度大于180 mm，以利用井下泵送灌注。

3.2 基于鋼管混凝土支架的復(fù)合支護方案設(shè)計

以鋼管混凝土支架為主承載體，依據(jù)承壓環(huán)強度支護理論，針對-650 m南翼軌道大巷高應(yīng)力軟弱破碎圍巖，首先進行錨網(wǎng)噴支護臨時封閉圍巖，其次架設(shè)鋼管混凝土支架進行強力支護，限制圍巖變形，采用高強度噴層或澆筑素混凝土封閉支架與錨網(wǎng)噴層間的施工空隙或不規(guī)則輪廓線，并將鋼管混凝土支架澆筑在內(nèi)，在巷道內(nèi)側(cè)形成一層硬殼層(即承壓環(huán))，類似雞蛋殼，均勻支撐外部圍巖。

依據(jù)以上原理，設(shè)計復(fù)合支護方案如圖4所示，巷道返修擴巷成型后先對圍巖噴射30～50 mm厚的混凝土層，以封閉圍巖，防止巖塊風(fēng)化和掉落。然后進行錨網(wǎng)噴支護，錨桿參數(shù)為?22 mm×2400 mm，間排距800 mm×800 mm，端頭錨固；然后掛網(wǎng)進行二次噴漿，金屬網(wǎng)由?6 mm鋼筋焊接而成，網(wǎng)格100 mm×100 mm，網(wǎng)片規(guī)格1000 mm×2000 mm。之后架設(shè)鋼管混凝土支架，先開挖地坪，鋪設(shè)底拱，再架設(shè)兩幫，最后架設(shè)頂弧段，形成封閉支護體，每架設(shè)一定數(shù)量空鋼管支架進行核心混凝土灌注一次，保證灌注質(zhì)量。最后，對支架和壁后空隙進行高強度混凝土噴層或澆筑素混凝土，建議采用濕式噴漿機，噴層填滿空隙且覆蓋鋼管混凝土支架至少2/3鋼管厚度，完成全部支護。

圖4 錨網(wǎng)噴+鋼管混凝土支架復(fù)合支護設(shè)計

4 復(fù)合支護數(shù)值模擬分析

采用FLAC3D有限元模擬軟件對上述設(shè)計是否滿足支護穩(wěn)定要求進行模擬分析。

4.1 復(fù)合支護數(shù)值模擬分析

模型尺寸為260 m×3.2 m×260 m(X方向×Y方向×Z方向)，模擬范圍包含該斷層構(gòu)造帶，對-650 m南翼軌道大巷附近網(wǎng)格做加密處理，網(wǎng)格尺寸0.2 m，遠(yuǎn)離巷道區(qū)域的網(wǎng)格尺寸為1 m，模型如圖5所示。依據(jù)地應(yīng)力測試結(jié)果，模型左右邊界施加水平壓力P1=21.32 MPa，模型頂板施加垂向P2=15.2 MPa，模型前后邊界施加水平壓力P3=7.9 MPa，模型四周限制水平方向位移，模型底板做嵌固處理，模型頂板為自由面。

圖5 斷層破碎帶巷道支護數(shù)值模型

4.2 位移分析

巷道開挖后巷道表面變形破壞，應(yīng)力集中區(qū)向深部轉(zhuǎn)移，巷道表面位移量呈線性增加，施加支護后圍巖變量明顯降低，并逐漸趨于水平。巷道表面位移主要集中在頂部靠右側(cè)，最大位移達到300 mm，如圖6所示。

圖6 圍巖位移云圖

4.3 最大主應(yīng)力分析

圍巖最大主應(yīng)力云圖如圖7所示。由圖7可以看出，在巷道頂?shù)讎鷰r深部區(qū)域形成了應(yīng)力集中區(qū)，圍巖最大主應(yīng)力極值點位于巷道底板，距離巷道底板約5.1 m，應(yīng)力極值為29.95 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為1.41。

圖7 巷道圍巖最大主應(yīng)力云圖

4.4 塑性區(qū)分析

圍巖最小主應(yīng)力云和塑性區(qū)分布圖如圖8和圖9所示。由圖8和圖9可以看出，受到地層傾角和斷層構(gòu)造影響，巷道底板和頂板圍巖的應(yīng)力狀態(tài)較差。巷道圍巖主要發(fā)生塑性剪切破壞，其中，頂板圍巖剪切破壞范圍較大，剪切塑性區(qū)最大厚度為11.2 m，而底板圍巖塑性破壞區(qū)次之，最大厚度為9.8 m；且巷道頂板和左幫圍巖發(fā)生了明顯的塑性拉伸破壞，拉伸塑性區(qū)厚度0.8 m。

圖8 巷道圍巖最小主應(yīng)力云圖

圖9 巷道圍巖塑性區(qū)分布

4.5 錨桿受力分析

全斷面錨桿軸力分布圖如圖10所示。由圖10可以看出，巷道頂板錨桿受力明顯大于巷道兩幫錨桿，其中，頂板中部左側(cè)錨桿軸力最大，為123.8 kN，小于其極限荷載，而兩幫錨桿軸力較小，而且左幫錨桿受力略大于右?guī)湾^桿受力。

圖10 錨桿軸力圖

4.6 鋼管混凝土支架軸力和彎矩分析

鋼管混凝土支架軸力分布圖如圖11所示。由圖11可以看出，支架頂弧段和底弧段軸力明顯大于支架兩幫弧段，其中鋼混支架頂弧段中部軸力最大，為1914 kN，支架右?guī)突《巫钚　ｄ摴芑炷林Ъ軓澗胤植紙D如圖12所示。由圖12可以看出，鋼混支架頂弧段和底弧段彎矩較大，其中，支架頂弧段彎矩最大，為73.64 kN·m，而支架右?guī)突《螐澗剌^小。從數(shù)值模擬分析結(jié)果來看，鋼管混凝土支架的各段受力都在材料允許受力范圍以內(nèi)，滿足穩(wěn)定要求。

圖11 鋼混支架軸力圖

圖12 鋼混支架彎矩圖

通過對-650 m南翼軌道大巷數(shù)值模擬分析可知，基于淺底拱圓形鋼管混凝土支架的復(fù)合支護設(shè)計滿足巷道穩(wěn)定要求。

5 鋼管混凝土支架支護應(yīng)用分析

基于鋼管混凝土支架的復(fù)合支護方案，對-650 m南翼軌道大巷進行了返修支護施工，鋼管混凝土支架安裝圖如圖13(a)所示，復(fù)合支護方案施工3個月后的效果圖如圖13(b)所示。復(fù)合支護方案實施后對圍巖整體支護效果好，支護1年后，除部分巷道出現(xiàn)表層漿皮脫落外巷道無明顯變形，支護效果如圖14所示。

采用十字布點法對鋼管混凝土支架進行變形觀測，得到支架變形監(jiān)測曲線如圖15所示。由圖15可知，基于鋼管混凝土支架的復(fù)合支護方案實施150 d后，支架變形趨于穩(wěn)定，支架兩幫收斂小于150 mm，頂?shù)装逡平啃∮?0 mm。之后1年內(nèi)不間斷監(jiān)測顯示，巷道變形量無明顯變化，底鼓問題得到了有效控制。

圖13 基于淺底拱圓形鋼混支架的復(fù)合支護效果

圖14 復(fù)合支護優(yōu)化方案支護1年后效果

圖15 支架變形監(jiān)測曲線圖

6 結(jié)論

(1)陽城煤礦-650 m南翼軌道大巷埋深690 m，圍巖破碎強度低，粘土礦物含量高，吸水膨脹軟化，受斷層影響水平構(gòu)造應(yīng)力大且與巷道垂直，屬于高應(yīng)力軟弱破碎圍巖，這是導(dǎo)致原有支護變形破壞的內(nèi)因。原有支護承載力不足、巷道使用中不注意廢水治理且受到一定動壓影響，這是導(dǎo)致原有支護變形破壞的外因，其中支護承載力不足是主要原因。

(2)針對陽城煤礦斷層破碎帶巷道變形破壞行為，依據(jù)承壓環(huán)強化支護理論設(shè)計了過斷層破碎帶巷道的鋼管混凝土支架的復(fù)合支護方案：淺底拱圓形?194 mm×10 mm鋼管混凝土支架，間距800 mm；輔助支護錨網(wǎng)噴，支架與錨網(wǎng)噴設(shè)高強混凝土噴層，限制圍巖變形。

(3)采用FLAC3D模擬計算了復(fù)合支護下過破碎斷層帶巷道的穩(wěn)定性，巷道變形主要集中在拱頂靠右側(cè)，巷道變形以塑形剪切破壞為主，鋼管混凝土支架支架最大軸力1914 kN，最大彎矩73.64 kN·m，均出現(xiàn)在頂弧段左肩，通過理論計算鋼管混凝土支架極限軸力值為1964.35 kN，極限彎矩值為89.4 kN·m，均大于數(shù)值模擬分析極值，滿足巷道穩(wěn)定要求。

(4)工程實踐監(jiān)測顯示，基于淺底拱圓形?194 mm×8 mm鋼管混凝土支架復(fù)合支護方案效果良好，方案實施后150 d巷道變形逐漸穩(wěn)定，1年內(nèi)巷道持續(xù)穩(wěn)定。