崔 魏，崔 峰

（1.陜西陜北礦業(yè)韓家灣煤炭公司，陜西榆林 719100；2.陜西延長石油集團(tuán)橫山魏墻煤業(yè)有限公司，陜西榆林 719100）

伴隨著我國礦井建設(shè)的不斷發(fā)展，越來越多的巷道不得不修建在軟巖地層中，然而軟巖強(qiáng)度低、膠結(jié)程度差且流變性強(qiáng)，故常常導(dǎo)致巷道發(fā)生片幫、冒頂、支護(hù)結(jié)構(gòu)破壞等事故[1-2]。當(dāng)軟巖巷道靠近斷層破碎帶時(shí)，斷層破碎帶的存在往往會(huì)產(chǎn)生附加應(yīng)力[3-4]，進(jìn)一步加劇軟巖巷道的變形破壞，給煤礦安全生產(chǎn)造成嚴(yán)重困難。

現(xiàn)有學(xué)者通過物理試驗(yàn)或者數(shù)值模擬的方法對不同地質(zhì)環(huán)境下的軟巖巷道開挖變形破壞規(guī)律展開了研究[5-10]。如黃慶享[8]指出軟巖巷道變形表現(xiàn)為四周收斂、流變明顯；林志斌[9]得出軟巖巷道圍巖徑向位移與其距巷道表面距離呈指數(shù)衰減關(guān)系。在得到軟巖巷道變形破壞特征基礎(chǔ)上，工程實(shí)踐者基于“定量讓壓”支護(hù)理論，提出許多切實(shí)有效的聯(lián)合支護(hù)方案[11-15]，如聶衍盛[14]提出了“錨索+波紋鋼帶+金屬網(wǎng)全錨”聯(lián)合支護(hù)方案；李偉[15]對巷道不同支護(hù)方案進(jìn)行探究，最終得出“錨桿+注漿圈+頂、底板錨索+鋼架+噴襯”對控制巷道大變形具有顯著作用。

這些研究成果為保證軟巖巷道安全起到了積極的促進(jìn)作用，但它們卻很少考慮斷層的影響以及軟巖的蠕變特性。為此，以安里煤礦-470 m 回風(fēng)大巷為背景，考慮泥巖的蠕變特性，采用FLAC3D對其掘進(jìn)過程中周邊巖體的變形破壞時(shí)空演化特征展開數(shù)值模擬分析[16-21]，并在此基礎(chǔ)上提出了“錨索+錨桿+噴射混凝土+注漿”聯(lián)合支護(hù)方案[22-24]，有效保證了近斷層軟巖巷道的安全。

1 工程概況

安里煤礦標(biāo)高-470 m 回風(fēng)大巷為墻高1.4 m、拱高2.4 m 的直墻拱形巷道，其在掘進(jìn)過程中遭遇1 處落差為20 m、寬6.0 m、傾角為66°、水壓為2.0 MPa 的正斷層破碎帶[16]，回風(fēng)大巷斷層區(qū)域地層剖面圖如圖1。圖中S 為巷道掘進(jìn)面距斷層的距離，當(dāng)掘進(jìn)面位于斷層破碎帶前方時(shí)，其值為正，反之為負(fù)。

圖1 回風(fēng)大巷斷層區(qū)域地層剖面圖Fig.1 Regional stratigraphic profile of the fault zone near ventilation roadway

在遭遇斷層前，巷道頂?shù)装鍘r石由上往下依次砂質(zhì)泥巖、中砂巖、砂質(zhì)泥巖和泥巖，由于巷道直接頂和底均為強(qiáng)度較高的中砂巖，因此工程采用直徑20 mm、長度2 200 mm、間排距1 000 mm×1 000 mm的螺紋鋼高強(qiáng)錨桿配合長度5 400 mm、直徑21.8 mm、錨固長度1 200 mm、排距3 000 mm、預(yù)緊力90 kN 的單根預(yù)應(yīng)力鋼絞線錨索以及網(wǎng)格規(guī)格為100 mm×100 mm 的金屬網(wǎng)進(jìn)行支護(hù)，中砂巖地段巷道支護(hù)示意圖如圖2。此外，為使巷道順利通過斷層破碎帶，在巷道開挖掘進(jìn)至斷層前10 m 時(shí)，采用鉆孔疏水降壓以及超前帷幕注漿的方式對斷層破碎帶進(jìn)行了處理。當(dāng)過斷層后，回風(fēng)巷道開始進(jìn)入泥巖地段，其頂?shù)装鍘r石由上往下依次為砂質(zhì)泥巖、泥巖、細(xì)砂巖、煤巖以及細(xì)砂巖。由于泥巖較軟且蠕變效應(yīng)較強(qiáng)，在高壓下如再采用之前的錨索網(wǎng)支護(hù)，則必然會(huì)導(dǎo)致巷道以及支護(hù)結(jié)構(gòu)發(fā)生嚴(yán)重變形，影響礦井正常生產(chǎn)。

圖2 中砂巖地段巷道支護(hù)示意圖Fig.2 Schematic diagram of roadway support in middle sandstone section

2 近斷層軟巖巷道變形破壞時(shí)效特征數(shù)值模擬

軟巖巷道斷層周邊巖體的力學(xué)參數(shù)見表1，采用FLAC3D建立得到軟巖巷道斷層區(qū)域三維數(shù)值模型如圖3。該模型3 個(gè)方向尺寸分別為32、36、32 m，共包含454 421 個(gè)網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)和439 344 個(gè)單元。模型邊界條件設(shè)置為底面固定，頂面施加壓力11.8 MPa，四周施加壓力17.7 MPa。

圖3 軟巖巷道斷層區(qū)域數(shù)值模擬模型Fig.3 Numerical simulation model of fault zone near soft rock roadway

表1 軟巖巷道斷層周邊巖體的力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of rock mass around fault near soft rock roadway

考慮軟巖巷道開挖過程中，中砂巖、細(xì)砂巖以及斷層破碎帶加固區(qū)蠕變特征不明顯，采用Mohr-Coulomb 模型對它們進(jìn)行模擬；而泥巖、砂質(zhì)泥巖、煤巖以及斷層破碎帶能夠表現(xiàn)出較強(qiáng)的蠕變效應(yīng)，故采用軟件中的Cvisc 模型進(jìn)行模擬。Cvisc 模型的本構(gòu)方程如式（1）。

式中：ε 為巖石應(yīng)變；σ 為巖石應(yīng)力；t 為蠕變時(shí)間；EM、ηM分別為巖石Maxwell 體彈性模量和黏性系數(shù)；EK、ηK分別為巖石Kelvin 體彈性模量和黏性系數(shù)；εp為塑性應(yīng)變。

當(dāng)模擬巷道開挖掘進(jìn)時(shí)，首先對斷層破碎帶進(jìn)行降水以及超前注漿加固；然后設(shè)置每次掘進(jìn)長度為2 m 并按圖2 的支護(hù)方式對巷道周邊巖體進(jìn)行支護(hù)（假定巷道軟巖段的支護(hù)方式與中砂巖段相同），令單進(jìn)尺開挖與支護(hù)總時(shí)長為8 h。其中，鋼筋網(wǎng)采用shell 單元模擬，其彈性模量和泊松比分別設(shè)為10 GPa 和0.25；錨桿采用cable 單元模擬，其彈性模量、耦合彈簧黏聚力和內(nèi)摩擦角分別設(shè)為212 GPa、5 MPa 和30°。

3 近斷層軟巖巷道變形破壞時(shí)效特征

3.1 巷道表面巖體徑向位移變化發(fā)展規(guī)律

近斷層巷道掘進(jìn)過程中，其拱頂、底板中心以及側(cè)墻頂部位置處巖體的徑向位移隨掘進(jìn)距離的變化曲線如圖4。

圖4 巷道表面巖體徑向位移隨掘進(jìn)距離的變化曲線Fig.4 The radial displacement change curves of rock mass on roadway surface with the excavation distance

當(dāng)巷道掘進(jìn)未通過斷層破碎帶時(shí)，由于中砂巖強(qiáng)度較高且斷層破碎帶經(jīng)過了提前疏水以及加固處理，巷道周邊巖體在“錨桿索+金屬網(wǎng)”支護(hù)下能夠保持很高的自穩(wěn)能力。此時(shí)，巷道表面巖體最大徑向位移出現(xiàn)在斷層破碎帶位置，其拱頂沉降、底板隆起及側(cè)墻水平位移分別為28.9、47.2、27.4 mm。

而當(dāng)巷道掘進(jìn)通過斷層破碎帶開始進(jìn)入泥巖段時(shí)，由于泥巖強(qiáng)度低且表現(xiàn)出明顯的蠕變特性，采用“錨桿索+金屬網(wǎng)”支護(hù)顯然無法控制巷道周邊巖體的穩(wěn)定。此時(shí)，隨著巷道的向前掘進(jìn)，泥巖段巷道表面巖體各處徑向位移將越來越大，進(jìn)而帶動(dòng)鄰近斷層破碎帶巖體也發(fā)生大幅度變形。整體上看，沿著掘進(jìn)方向，巷道泥巖段拱頂、底板中心以及墻頂徑向位移均呈單峰形分布，其最大值出現(xiàn)在距斷層破碎帶約3～6 m 的位置，在最大位置前后方，巖體徑向位移逐漸減小。原因在于，距斷層越近，巷道表面巖體在開挖支護(hù)后的蠕變時(shí)間就越長，其相應(yīng)變形值也越大，但同時(shí)其受到加固破碎帶巖體的約束作用也越明顯；因此，當(dāng)巷道穿越破碎帶進(jìn)入軟巖段后，其最大變形一般不會(huì)出現(xiàn)在破碎帶與泥巖的交界處，而是發(fā)生在距斷層一定距離的位置。

此外，從掘進(jìn)面變化時(shí)巷道表面各處巖體位移的增長幅度上看，考慮泥巖蠕變效應(yīng)時(shí)，弱支護(hù)條件下軟巖巷道周邊巖體變形將隨開挖時(shí)間的延長而不斷增長，且其增大速率近乎保持不變。這就常常導(dǎo)致實(shí)際軟巖巷道工程支護(hù)結(jié)構(gòu)因變形過大而發(fā)生失效。由計(jì)算結(jié)果可知，當(dāng)巷道開挖通過斷層破碎帶18 m 后，巷道拱頂、底板中心以及墻頂?shù)膹较蛭灰茖⒎謩e達(dá)到224.0、162.7、265.5 mm，意味著此時(shí)軟巖巷道和支護(hù)結(jié)構(gòu)已經(jīng)發(fā)生嚴(yán)重變形，如不加以控制，則必然引起冒頂以及片幫事故?？梢?，采用中砂巖段的“錨桿索+金屬網(wǎng)”支護(hù)方式不能滿足近斷層軟巖巷道圍巖穩(wěn)定控制的要求，需對近斷層軟巖巷道的支護(hù)結(jié)構(gòu)重新進(jìn)行設(shè)計(jì)。

3.2 巷道周邊巖體徑向位移的變化發(fā)展規(guī)律

巷道周邊巖體徑向位移隨掘進(jìn)長度的變化曲線如圖5。以距斷層3 m 處巷道橫斷面巖體的徑向位移為例進(jìn)行分析。

圖5 巷道周邊巖體徑向位移隨掘進(jìn)長度的變化曲線Fig.5 The radial displacement change curves of rock mass around the roadway with the excavation distance

當(dāng)巷道未通過該斷面時(shí)，斷面內(nèi)巖體應(yīng)力變化不明顯，其位移相對較小。而當(dāng)巷道開挖通過該斷面后，由于巷道位置巖體的挖除，巷道周邊巖體徑向應(yīng)力開始卸載，且距巷道表面越近，其卸載幅度越大；因此，越靠近巷道表面位置的巖體，其徑向位移也越大，即由淺部往深部巷道橫斷面巖體徑向位移將呈指數(shù)式減小。隨著巷道的繼續(xù)向前掘進(jìn)，距斷層3 m 處巷道橫斷面各處巖體徑向位移都將持續(xù)增長，但淺部2～5 m 范圍內(nèi)的巖體位移增長速率要明顯大于其余地方，表現(xiàn)出強(qiáng)烈的流動(dòng)特征，最終導(dǎo)致巷道表面巖體因徑向位移過大而發(fā)生大面積松動(dòng)，發(fā)生失穩(wěn)事故。此外，同一時(shí)間段下巷道兩幫巖體的徑向位移要大于底板，更大于底板，因此需對巷道兩幫巖體采取更為有利的支護(hù)措施。

距斷層3 m 處巷道表面巖體徑向位移隨巷道掘進(jìn)距離的變化曲線如圖6。

圖6 距斷層3 m 處巷道表面巖體的徑向位移曲線Fig.6 Radial displacement curves of rock mass on roadway surface 3 m from fault

當(dāng)巷道掘進(jìn)面未開挖通過斷層破碎帶時(shí)，巷道掘進(jìn)面與該橫斷面的距離大于3 m，此時(shí)，巷道的前進(jìn)開挖對該橫斷面巖體位移影響很小。而當(dāng)巷道通過斷層破碎帶后，隨著掘進(jìn)面向橫斷面的靠近，巷道橫斷面巖體徑向位移迅速增大且增大速率越來越快；在巷道開挖通過此斷面時(shí)，該斷面巷道表面拱頂、底板中心以及墻頂徑向位移分別達(dá)到53.4、43.0、64.7 mm。此后，隨著巷道掘進(jìn)面的逐漸遠(yuǎn)離，巷道橫斷面巖體徑向位移因泥巖蠕變作用而與巷道開挖通過距離大體呈線性關(guān)系。由圖6 可知，巷道開挖每推進(jìn)2 m，橫斷面拱頂、底板中心以及墻頂徑向位移分別增長約17.8、12.2、22.6 mm。這也意味著，隨著巷道的前進(jìn)開挖，如不對近斷層軟巖巷道采取有效的支護(hù)措施，其表面巖體位移將不斷增大，最終導(dǎo)致片幫和冒頂。

3.3 巷道周邊巖體塑性區(qū)的變化發(fā)展規(guī)律

近斷層巷道開挖掘進(jìn)過程中圍巖縱向塑性區(qū)分布如圖7。

圖7 巷道掘進(jìn)過程中圍巖縱向的塑性區(qū)分布圖Fig.7 The longitudinal plastic zone distribution diagram of surrounding rocks during roadway excavation

巷道剛開挖通過斷層破碎帶時(shí)，巷道圍巖在掘進(jìn)面前方的塑性區(qū)深度范圍約為1.0 m，在泥巖段底板位置為1.25 m；隨著巷道掘進(jìn)面逐漸遠(yuǎn)離斷層破碎帶，巷道圍巖在掘進(jìn)面前方、頂板及底板位置的塑性區(qū)深度逐漸趨于穩(wěn)定，分別為1.33、0.78、1.65 m。對比圖4 可知，在泥巖塑性區(qū)范圍大體保持不變的情況下，其徑向位移卻不斷增長，表明巷道周邊泥巖在已有支護(hù)條件下產(chǎn)生了較大的流變現(xiàn)象。

隨著巷道的向前掘進(jìn)，距斷層3 m 處巷道橫斷面巖體的塑性區(qū)分布如圖8。

圖8 距斷層3 m 處巷道橫斷面巖體的塑性區(qū)分布圖Fig.8 The cross-section plastic zone distribution diagram of surrounding rock mass 3 m from the fault

當(dāng)巷道開挖未通過此斷面時(shí)（S<3 m），該橫斷面巖體僅在巷道范圍內(nèi)出現(xiàn)塑性區(qū)。當(dāng)巷道開挖剛通過該斷面時(shí)（S=5 m），該斷面巖體則在巷道頂板、底板以及兩幫分別產(chǎn)生深度約0.78、1.25、1.04 m 的塑性區(qū)。而當(dāng)巷道掘進(jìn)面超過該斷面4 m 后，橫斷面巖體塑性區(qū)就基本保持不變；此時(shí)，巷道頂板以及兩幫塑性區(qū)深度依舊為0.78、1.04 m，底板塑性區(qū)破壞深度則由1.25 m 增至1.65 m。對比圖5 可知，近斷層軟巖巷道的流動(dòng)區(qū)范圍要比其塑性區(qū)范圍大約1～2 m，因此，對巷道周邊軟巖進(jìn)行注漿加固時(shí)，其加固范圍因綜合考慮它的塑性區(qū)以及流動(dòng)范圍。

4 近斷層軟巖巷道支護(hù)對策

4.1 近斷層軟巖巷道支護(hù)設(shè)計(jì)

由上述分析結(jié)果可知，采用中砂巖段的“錨桿索+金屬網(wǎng)”的支護(hù)方式已難以控制巷道在泥巖段的安全穩(wěn)定。原因在于：①泥巖膠結(jié)性差且強(qiáng)度低，其自身承載力以及穩(wěn)定性差；②金屬網(wǎng)不能對軟巖巷道表面形成有效封閉，難以阻止周邊泥巖向巷道內(nèi)產(chǎn)生蠕變變形。因此，為保證近斷層軟巖巷道的安全，首先應(yīng)對開挖后的軟巖巷道表面進(jìn)行噴射混凝土（厚度為50 mm）封閉以限制軟巖向巷道內(nèi)的蠕變收斂變形；之后，對軟巖巷道周邊巖體進(jìn)行注漿加固以降低其蠕變效應(yīng)并提高自身承載能力，根據(jù)計(jì)算結(jié)果，近斷層軟巖巷道頂板、底板以及兩幫都會(huì)發(fā)生流動(dòng)且流動(dòng)區(qū)范圍約為2.5～3 m，故選用長度為2 500 mm（注漿半徑約為600～1 000 mm）、直徑為25 mm、間排距為1 600 mm ×1 600 mm 的中空注漿錨桿對巷道周邊泥巖進(jìn)行注漿加固處理；接著，為降低注漿加固范圍內(nèi)承載體的受力及變形，采用長度22 mm、直徑22 mm、間排距800 mm×800 mm 的螺紋鋼高強(qiáng)錨桿以及長度6 400 mm、直徑21.8 mm、錨固長度1 600 mm、間排距1 600 mm×1 600 mm、預(yù)緊力120 kN 的預(yù)應(yīng)力鋼絞線錨索對巷道頂板以及兩幫進(jìn)行支護(hù)；最后，為防止錨桿或錨索因地下水腐蝕或其它因素影響而發(fā)生破壞，再在巷道表面鋪設(shè)1 層100 mm×100 mm 的金屬網(wǎng)以及另1 層50 mm厚的噴射混凝土。最終，在巷道周邊形成1 個(gè)“錨索+錨桿+注漿+噴射混凝土”的聯(lián)合支護(hù)承載體系，近斷層軟巖巷道支護(hù)示意圖如圖9。其支護(hù)順序?yàn)椋簢娚涞? 層50 mm 厚混凝土→安裝注漿錨桿→注漿加固→安裝錨索和錨桿→鋪金屬網(wǎng)→噴射第2 層50 mm 厚混凝土。

圖9 近斷層軟巖巷道支護(hù)示意圖Fig.9 Schematic diagram of soft rock roadway support near fault

為了研究“錨索+錨桿+注漿+噴射混凝土”聯(lián)合支護(hù)條件下近斷層軟巖巷道圍巖的穩(wěn)定情況，在第2 部分?jǐn)?shù)值模擬方案基礎(chǔ)上，于斷層破碎帶段開始對巷道進(jìn)行噴射混凝土以及錨桿索支護(hù)，于泥巖段開始對巷道進(jìn)行“錨索+錨桿+注漿+噴射混凝土”聯(lián)合支護(hù)。聯(lián)合支護(hù)后的支護(hù)結(jié)構(gòu)分布圖如圖10。

圖10 聯(lián)合支護(hù)后的支護(hù)結(jié)構(gòu)分布圖Fig.10 Support structure distribution map under combined support

4.2 支護(hù)后軟巖巷道變形破壞時(shí)效特征

當(dāng)巷道開挖通過斷層破碎帶21 m 后，聯(lián)合支護(hù)條件下巷道圍巖的徑向位移曲線如圖11。

由圖11（a）可知，采用聯(lián)合支護(hù)后，沿著巷道掘進(jìn)方向，巷道拱頂、底板中心以及側(cè)墻頂部位移不再呈單峰形分布，而是在巷道開挖通過一定距離后就增長變化很小，最終趨于穩(wěn)定；此時(shí)，泥巖段巷道頂板、底板以及側(cè)墻最大位移分別為33.9、26.4、28.7 mm，比相同條件下“錨桿索+金屬網(wǎng)”支護(hù)方案減小了將近84.9%、83.8%、89.2%。由圖11（b）則可看出，采用聯(lián)合支護(hù)后，距斷層3 m 處巷道橫斷面巖體徑向位移由淺部往深部仍呈指數(shù)式減小，但其減小速率卻相對較緩，說明此時(shí)巷道圍巖有效承載范圍要比“錨桿索+金屬網(wǎng)”支護(hù)方案大得多。

圖11 聯(lián)合支護(hù)條件下軟巖巷道圍巖的徑向位移分布曲線Fig.11 Radial displacement distribution curves of surrounding rock around soft rock roadway under combined support

隨著巷道的向前掘進(jìn)，聯(lián)合支護(hù)條件下距斷層3 m 處軟巖巷道表面巖體的徑向位移曲線如圖12。

圖12 聯(lián)合支護(hù)條件下距斷層3 m 處巷道表面巖體的徑向位移曲線Fig.12 Radial displacement curves of rock mass on roadway surface 3 m from fault combined support

當(dāng)巷道掘進(jìn)面未進(jìn)入泥巖地段時(shí)（S<0），巷道掘進(jìn)對此斷面處巖體位移影響基本可以忽略不計(jì)。而當(dāng)巷道掘進(jìn)面開挖進(jìn)入泥巖地層時(shí)（S>0），隨著巷道的向前推進(jìn)，該橫斷面拱頂、底板中心以及側(cè)墻頂部處巖體的徑向位移逐漸增大。但與“錨桿索+金屬網(wǎng)”支護(hù)方案不同的是，聯(lián)合支護(hù)方案下軟巖巷道橫斷面巖體位移增長速率會(huì)隨著掘進(jìn)面的遠(yuǎn)離而不斷減小，最終趨于0。由圖12 擬合結(jié)果可知，軟巖巷道頂板、底板以及側(cè)墻的最終徑向位移分別為34.8、26.1、25.0 mm，完全能夠滿足巷道凈空間的安全使用要求。

聯(lián)合支護(hù)條件下近斷層軟巖巷道橫斷面巖體的最終塑性區(qū)分布圖如圖13。

圖13 聯(lián)合支護(hù)條件下近斷層軟巖巷道橫斷面巖體的塑性區(qū)分布圖Fig.13 Plastic classification of cross-section rock mass around soft rock tunnel under combined support

由圖13 可以看出，采用聯(lián)合支護(hù)方案后，巷道圍巖塑性區(qū)破壞深度在頂板、底板以及兩幫分別為0.46、0.93、0.52 m，比“錨桿索+金屬網(wǎng)”方案減小了41.0%、44.6%、50%。這也在一定程度上減小了圍巖的變形松動(dòng)范圍，降低了巷道泥巖對支護(hù)結(jié)構(gòu)的壓力，有利于巷道支護(hù)結(jié)構(gòu)的長期穩(wěn)定。

5 結(jié) 論

1）當(dāng)近斷層軟巖巷道支護(hù)結(jié)構(gòu)較為薄弱時(shí)，沿著掘進(jìn)方向，巷道軟巖段拱頂、底板中心以及墻頂徑向位移將呈單峰形式分布且其最大值出現(xiàn)在距斷層破碎帶約3～6 m 的位置。

2）巷道穿過破碎帶進(jìn)入泥巖段時(shí)，巷道橫斷面巖體徑向位移將與巷道推進(jìn)距離呈線性關(guān)系，即巷道開挖每推進(jìn)2 m，橫斷面拱頂、底板中心以及墻頂徑向位移分別增長約17.8、12.2、22.6 mm。

3）考慮泥巖蠕變效應(yīng)時(shí)，軟巖巷道頂板、底板以及兩幫塑性區(qū)范圍均相對較小，其破壞深度分別為0.78、1.04、1.65 m，但其流動(dòng)區(qū)范圍卻要比塑性區(qū)范圍大約1～2 m。

4）采用“錨索+錨桿+注漿+噴射混凝土”聯(lián)合支護(hù)方案時(shí)，近斷層軟巖巷道巖體位移將隨著掘進(jìn)面的遠(yuǎn)離而趨于1 個(gè)定值，最終其頂板、底板以及側(cè)墻最大位移將分別比常規(guī)“錨桿索+金屬網(wǎng)”支護(hù)方案減小將近84.9%、83.8%、89.2%。