熊懷鑫，馮利寧，孫利輝，3，4，5，彭世龍，丁 斌，宋家樂，賀慶豐

（1.河北工程大學礦業(yè)與測繪工程學院，河北邯鄲 056038；2.冀中能源邯鄲礦業(yè)集團有限公司，河北邯鄲 056002；3.河北省煤炭資源綜合開發(fā)與利用協(xié)同創(chuàng)新中心，河北邯鄲 056038；4.鑫安利安全科技股份有限公司，河南鄭州 450001；5.北京科技大學土木與資源工程學院，北京 100083）

礦井進入深部開采后，隨著煤層開采深度的不斷增大，巷道圍巖逐漸產(chǎn)生軟化特性，導致底鼓現(xiàn)象普遍且難以治理，極大增加了巷道的維修量和支護成本，嚴重制約了礦井安全生產(chǎn)[1]。針對巷道底鼓問題，國內(nèi)外學者開展了廣泛而卓有成效的研究。姜耀東等[2]將巷道底鼓劃分擠壓流動、撓曲褶皺、遇水膨脹、剪切錯動性等4 種類型；康紅普[3]通過分析采動、側(cè)壓系數(shù)對巷道底鼓的影響，認為巷道底鼓與底板軟巖層厚度、頂?shù)缀蛢蓭蛧鷰r應(yīng)力狀態(tài)有關(guān)；Gangye Guo 等[4]通過研究回采巷道圍巖變形機理，提出加固巷道頂板和兩幫的控底方法；王衛(wèi)軍等[5]、侯朝炯等[6]通過分析巷道底鼓的力學原理，提出加固幫、角的控底措施；郭東明等[7]通過研究深部軟巖巷道撓曲型底鼓圍巖破壞特征，提出底板樁支護技術(shù)；劉少偉等[8]研究了滑移型底鼓變形破壞機理，為滑移型底鼓治理提供了新措施；高延法等[9-11]分析了圍巖變形特征和巷道失穩(wěn)破壞原理，提出了鋼管混凝土支架高強復(fù)合支護措施；楊本生[12-13]、孫利輝等[14-15]研究不同側(cè)壓系數(shù)下底板圍巖變形失穩(wěn)特征，提出底板“雙殼”加固技術(shù)。但由于地質(zhì)環(huán)境存在差異，巷道底鼓現(xiàn)象仍時有發(fā)生。

赤峪煤礦北一采區(qū)北冀4#底抽巷埋深850 m，巷道所處巖層為砂質(zhì)泥巖，遇水易軟化膨脹，屬于典型的深部軟巖巷道。在高水平應(yīng)力環(huán)境下，巷道圍巖發(fā)生了嚴重的擠壓變形破壞，導致底板的破碎巖體擠壓流動到巷道臨空面，從而形成擠壓流動性底鼓[16]。為此，通過理論分析和數(shù)值模擬的方法，對巷道底板產(chǎn)生擠壓流動性底鼓的原因和機理進行了研究，提出鋼管混凝土柱底鼓治理技術(shù)；并分析不同鋼管混凝土柱支護長度、角度、排距下對巷道底鼓治理的影響[17-19]。經(jīng)工程實踐證明，鋼管混凝土柱治理底鼓技術(shù)能有效治理此類巷道底鼓。

1 工程背景

赤峪煤礦北一采區(qū)北冀4#底抽巷總體南北走向，長度1 350 m，平均埋深850 m。巷道布置在距離3#煤層下部20 m 的砂質(zhì)泥巖中，砂質(zhì)泥巖平均厚度15 m，巷道圍巖受地下水影響軟化嚴重，巖體強度普遍較低。通過對底抽巷圍巖進行單軸實驗，平均抗壓強度為38.705 79 MPa。煤巖層柱狀如圖1。

圖1 煤巖層柱狀圖Fig.1 Columnar diagram of coal and rock layers

底抽巷為直墻半圓拱形巷道，凈斷面尺寸為4 200 mm×3 300 mm。巷道原支護采用錨網(wǎng)索聯(lián)合支護，規(guī)格為?20 mm×2 400 mm 的左旋螺紋鋼高強錨桿，間排距為900 mm×900 mm，預(yù)緊力為190 kN；頂板每排布置3 根規(guī)格為?21.6 mm×6 200 mm 的錨索，間排距1 800 mm×1 800 mm，預(yù)緊力200 kN；錨桿托盤為150 mm×150 mm×12 mm 的球型托盤，錨索托盤為300 mm×300 mm×18 mm 的高強度可調(diào)心托盤；巷道表面噴射50 mm 混凝土層。

經(jīng)現(xiàn)場勘側(cè)，掘進支護后底抽巷底鼓強烈，2 個月內(nèi)巷道底鼓量達到800 mm，局部區(qū)域甚至高達1 000 mm。巷道底板表現(xiàn)為整體鼓起，并與兩幫形成明顯溝槽，在地下水影響下底板表面圍巖逐漸泥化，喪失承載能力。同時在巷道反復(fù)維修過程中，加劇了底板巖層的變形破壞。

2 深部巷道擠壓流動性底鼓控制機理

2.1 底抽巷圍巖變形

通過現(xiàn)場勘測發(fā)現(xiàn)，北一采區(qū)北翼4#底抽巷斷面收縮變形嚴重，巷道底板呈不規(guī)律擠壓變形，頂板扭曲下沉并伴隨著巖石垮落。巷道受到工程用水和巖層裂隙水的影響，圍巖泥化嚴重，巖體強度下降明顯，同時在巷道多處發(fā)現(xiàn)底板積水現(xiàn)象。由于底抽巷屬于深埋巷道，利用應(yīng)力解除法對巷道進行原巖應(yīng)力測試，試驗結(jié)果表明，底抽巷地應(yīng)力場以水平構(gòu)造應(yīng)力為主，最大水平應(yīng)力33.76 MPa，方向與巷道軸線基本垂直，最小水平應(yīng)力為21.49 MPa，側(cè)壓系數(shù)分別為1.3、0.6，高地應(yīng)力是巷道圍巖發(fā)生變形破壞主要原因之一。

根據(jù)上述分析可知，高應(yīng)力場、巖體強度低、底板圍巖浸水軟化以及原支護結(jié)構(gòu)存在缺陷是導致赤峪礦北一采區(qū)北翼4#底抽巷產(chǎn)生強烈底鼓的主要原因。

2.2 擠壓流動性底鼓變形機理

擠壓流動性底鼓模型如圖2。

圖2 擠壓流動性底鼓模型Fig.2 Extrusion fluidity floor heave model

在高水平應(yīng)力環(huán)境下，巷道未對底板進行支護，頂幫圍巖強度高于底板，使得上覆巖層自重應(yīng)力通過兩幫傳遞至底板產(chǎn)生壓膜效應(yīng)，繼而發(fā)生應(yīng)力集中的現(xiàn)象。在水平應(yīng)力和上覆巖層自重應(yīng)力的共同作用下，底板圍巖發(fā)生擠壓變形破壞。結(jié)合滑移線理論對巷道底板變形進一步分析，巷道底板兩側(cè)主動滑移區(qū)在巖層自重應(yīng)力作用下產(chǎn)生滑移變形，并向內(nèi)側(cè)巖體擠壓，誘使被動滑移區(qū)擠壓斜下部巖體，而應(yīng)力集中區(qū)在被動滑移區(qū)和下部巖層的擠壓過程中，發(fā)生壓縮變形，體積縮小，應(yīng)力集中程度增大，使得應(yīng)力集中區(qū)巖體向上部應(yīng)力釋放區(qū)巖體擠壓流動，導致應(yīng)力釋放區(qū)巖體軟化破碎，破碎巖體擠壓流動到巷道內(nèi)，形成擠壓流動性底鼓。

根據(jù)彈塑性理論疊加原理，當深部軟巖巷道側(cè)壓系數(shù)λ≠1 時，圍巖應(yīng)力場由原巖應(yīng)力和偏應(yīng)力疊加組成。假設(shè)巷道圍巖各向同性，并處于彈性應(yīng)力狀態(tài)，應(yīng)力計算公式[20-21]如下：

式中：p0為巖層的自重應(yīng)力；R0為巷道等效半徑；R1為巷道半徑；σθ為切向應(yīng)力；σr為徑向應(yīng)力；τrθ為剪應(yīng)力；λ 為側(cè)壓系數(shù)；θ 為極角，由于λ＞1 極角取90°。

式中：h 為巷道高度。

通過應(yīng)力公式和等效半徑公式求得圍巖塑性區(qū)半徑公式如下：

式中：Rp為塑性區(qū)半徑；C 為黏聚力；φ 為巖石內(nèi)摩擦角；p1為支護阻力；

赤峪礦北一采區(qū)北翼4#底抽巷埋深為850 m，巷道寬高為4.2 m、3.3 m，內(nèi)摩擦角28°，黏聚力5 MPa，巖層密度2.5 t/m3，通過公式計算得出塑性區(qū)半徑為4.73 m。

2.3 鋼管混凝土柱底鼓治理機理

根據(jù)擠壓流動性底鼓變形機理可知，由于主動滑移區(qū)的滑移變形，引起巷道圍巖產(chǎn)生一系列變形破壞，導致巷道底板軟化破碎形成擠壓流動性底鼓。因此抑制主動滑移區(qū)的滑移變形是控制擠壓流動性底鼓的關(guān)鍵。

結(jié)合彈塑性理論分析，巷道開挖后原始地應(yīng)力平衡被打破，導致應(yīng)力場重新分布，進而巷道圍巖形成4 個區(qū)域：破碎區(qū)、塑性區(qū)、彈性區(qū)、原巖應(yīng)力區(qū)。由于塑性區(qū)深度小于底板圍巖破壞深度會產(chǎn)生變形破壞，當鋼管混凝土柱底部位于塑性區(qū)時，兩端隨著塑性區(qū)發(fā)生滑移，無法抑制主動滑移區(qū)的滑移變形。當鋼管混凝土柱底部插入穩(wěn)定巖層后，通過鋼管混凝土注漿和巷道表面噴層，使?jié){液充填巷道圍巖裂隙，從而固定鋼管混凝土柱兩端，形成固定支座結(jié)構(gòu)。該結(jié)構(gòu)在鋼管混凝土柱兩端產(chǎn)生阻滑力，抑制了主動滑移區(qū)的滑移變形，起到控制擠壓流動性底鼓的效果。鋼管混凝土柱支護模型如圖3。

圖3 鋼管混凝土柱支護模型Fig.3 Concrete filled steel tube column support model

鋼管混凝土柱因強度高、剛度大、抗彎性能好等優(yōu)點，在大型土木工程中得到廣泛使用，并取得了良好的控制效果。因此，將鋼管混凝土柱結(jié)構(gòu)應(yīng)用于巷道底鼓治理。鋼管混凝土柱如圖4，鋼管混凝土柱由巖層鉆孔、鋼管、注漿材料、密封材料以及方形托盤組成。

圖4 鋼管混凝土柱Fig.4 Steel tube concrete column

3 巷道底板鋼管混凝土柱支護數(shù)值模擬

3.1 鋼管混凝土柱數(shù)值模型與方案

以赤峪煤礦北一采區(qū)北冀4#底抽巷所在巖層與頂?shù)装遒x存情況為研究背景，建立數(shù)值模型。模型尺寸長×厚×高=50 m×25 m×60 m，采用Mohr-Coulmb 準則，模型限制水平位移，底部約束縱向位移，頂部為自由端，在模型頂部施加21.25 MPa 垂直荷載，模擬上覆巖層自重應(yīng)力，x 軸側(cè)壓系數(shù)λ=1.3，y 軸側(cè)壓系數(shù)λ=0.6。數(shù)值模型如圖5，煤巖層力學參數(shù)見表1。

圖5 數(shù)值模型Fig.5 Numerical model

表1 煤巖層力學參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of coal strata

支護結(jié)構(gòu)中，錨桿、錨索模擬采用Cable 結(jié)構(gòu)單元，鋼管混凝土柱因強度高、剛度大的特點，采用Plie 結(jié)構(gòu)單元模擬。巷道支護模型如圖6。

圖6 支護模型Fig.6 Support model

根據(jù)理論計算結(jié)果塑性區(qū)半徑Rp=4.73 m，結(jié)合現(xiàn)場實際情況，模擬鋼管混凝土柱支護長度為5、6、7 m，數(shù)值模型設(shè)計了3 大類共8 種模擬方案。

1）鋼管混凝土柱傾角和排距一定，底板無鋼管混凝土柱、5 m 鋼管混凝土柱、6 m 鋼管混凝土柱、7 m 鋼管混凝土柱支護。

2）鋼管混凝土柱長度和排距一定，底板鋼管混凝土柱采用10°、30°、45°傾角支護。

3）鋼管混凝土柱長度和傾角一定，底板鋼管混凝土柱采用0.8、1.0、1.2 m 排距支護。

3.2 鋼管混凝土柱不同支護參數(shù)下巷道底鼓量

通過提取布置在巷道底板中監(jiān)測點的數(shù)據(jù)，得到的鋼管混凝土柱不同支護參數(shù)下巷道底板位移曲線如圖7。

圖7 鋼管混凝土柱不同支護參數(shù)下巷道底鼓量Fig.7 Floor heave volume of roadway under different supporting parameters of concrete-filled steel tube columns

當鋼管混凝土柱傾角和排距一定時，底板無鋼管混凝土柱支護的最大底鼓量為805 mm，與原巷道底鼓量接近，巷道斷面收縮嚴重；底板采用5 m 鋼管混凝土柱支護的最大底鼓量為486 mm，較無鋼管混凝土柱支護時，最大底鼓量減少39.6%；底板采用6 m 鋼管混凝土柱支護的最大底鼓量為263 mm，鋼管混凝土柱兩側(cè)底板基本無變形，較無鋼管混凝土柱支護時，最大底鼓量減少67.3%；底板采用7 m 鋼管混凝土柱支護的最大底鼓量為237 mm，相比6 m鋼管混凝土柱支護時最大底鼓量僅有小幅度減小。根據(jù)鋼管混凝土柱不同支護長度模擬結(jié)果分析，當鋼管混凝土柱傾角和排距一定時，巷道底鼓量隨著鋼管混凝土柱支護長度的增大而減小，鋼管混凝土柱最優(yōu)支護長度為6 m。

當鋼管混凝土柱長度和排距一定時，底板鋼管混凝土柱采用45°傾角支護的最大底鼓量為263 mm，巷道斷面有明顯變形；當采用30°傾角支護時，最大底鼓量為205 mm，較鋼管混凝土柱45°傾角支護時，最大底鼓量減小22%；當采用10°傾角支護時，最大底鼓量為224 mm，相比于鋼管混凝土柱30°傾角支護時，最大底鼓量有小幅度上升。通過鋼管混凝土柱不同支護傾角模擬結(jié)果可知，當鋼管混凝土柱長度和排距一定時，改變鋼管混凝土柱支護傾角對巷道底鼓治理有一定影響，其鋼管混凝土柱最優(yōu)支護傾角為30°。

當鋼管混凝土柱長度和傾角一定時，底板鋼管混凝土柱采用1.6 m 排距支護的最大底鼓量為205 mm；當采用1.2 m 排距支護時，最大底鼓量為181 mm，較鋼管混凝土柱1.6 m 排距支護時，最大底鼓量減小11.7%，巷道底板變形范圍進一步縮??；當采用0.8 m 排距支護時，最大底鼓量為143 mm，相對于鋼管混凝土柱1.2 m 排距支護時，最大底鼓量有小幅度減小。根據(jù)不同支護排距模擬結(jié)果可知，當?shù)装邃摴芑炷林L度和傾角一定時，巷道底鼓量隨著鋼管混凝土柱支護排距的減小而減小，綜合分析后鋼管混凝土柱最優(yōu)支護排距為1.2 m。

綜合分析可知，當鋼管混凝土柱支護長度為6 m、傾角為30°、排距1.2 m 時，底板圍巖位移曲線趨于平緩，監(jiān)測點的最大位移量控制在200 mm 以內(nèi)，巷道底鼓得到了有效控制。

3.3 不同鋼管混凝土柱支護參數(shù)下巷道圍巖塑性區(qū)

底板不同鋼管混凝土柱支護參數(shù)下圍巖塑性區(qū)分布如圖8。

圖8 鋼管混凝土柱不同支護參數(shù)下圍巖塑性區(qū)分布Fig.8 Distribution of plastic zone of surrounding rock under different supporting parameters of concrete-filled steel tube columns

當?shù)装鍩o鋼管混凝土柱支護時，頂幫圍巖發(fā)生剪切破壞，并在兩幫處有持續(xù)破壞的趨勢，底板淺部圍巖發(fā)生拉剪復(fù)合破壞、深部圍巖發(fā)生剪切破壞，巷道圍巖最大破壞深度達到4.82 m；當?shù)装宀捎? m 鋼管混凝土柱支護時，底板圍巖較大區(qū)域發(fā)生拉剪復(fù)合破壞，局部發(fā)生剪切破壞，兩幫主要發(fā)生剪切破壞，由于底板采用鋼管混凝土柱支護，巷道圍巖破壞面積明顯減小，最大破壞深度3.07 m；當采用6 m 鋼管混凝土柱支護時，底板圍巖由拉剪復(fù)合破壞轉(zhuǎn)為剪切破壞，頂幫圍巖主要發(fā)生剪切破壞，由于鋼管混凝土柱支護長度的增加，圍巖應(yīng)力狀態(tài)得到改善，巷道圍巖破壞面積進一步減??；當采用7 m 鋼管混凝土柱支護時，底板圍巖發(fā)生拉剪復(fù)合破壞，兩幫和底板發(fā)生剪切破壞，巷道圍巖破壞面積有較小幅度減小。隨著底板鋼管混凝土柱支護長度的增長，巷道圍巖破壞面積減小一定值后，受鋼管混凝土柱支護長度的影響減小。同時，由圖8可知，當?shù)装邃摴芑炷林ёo長度和排距一定時，鋼管混凝土柱30°傾角支護的巷道圍巖破壞面積最小。另外，當?shù)装邃摴芑炷林ёo長度和支護傾角一定時，巷道圍巖破壞面積在一定值內(nèi)隨著鋼管混凝土柱支護排距的減小而減小。試驗結(jié)果表明，鋼管混凝土柱支護長度、傾角、排距對巷道圍巖破壞面積均有一定影響，其中鋼管混凝土柱支護長度對巷道破壞面積的影響最大。

3.4 巷道圍巖應(yīng)力對比分析

巷道原支護方案與最優(yōu)鋼管混凝土柱支護方案的垂直應(yīng)力分布情況如圖9。

在圖9（a）中，巷道淺部圍巖應(yīng)力釋放嚴重，巖體發(fā)生破壞，導致淺部圍巖承載力下降，應(yīng)力集中向深部圍巖轉(zhuǎn)移，最終導致巷道淺部圍巖大面積應(yīng)力松弛。如圖9（b），與原支護方案相比，在鋼管混凝土柱支護條件下巷道圍巖應(yīng)力釋放僅發(fā)生在頂?shù)装逯胁枯^小區(qū)域內(nèi)，圍巖應(yīng)力分布變化不明顯，巷道淺部圍巖應(yīng)力松弛的情況得到明顯改善。根據(jù)模擬結(jié)果可知，在鋼管混凝土柱支護方案中，鋼管混凝土柱深部注漿與錨桿淺部注漿相結(jié)合，有效抑制了主動滑移區(qū)的滑移變形，改善了圍巖的應(yīng)力狀態(tài)，顯著增強了淺部圍巖的完整性，使擠壓破碎巖體成為巷道的支護體，巷道的圍巖變形得到有效控制。

圖9 巷道不同支護方式垂直應(yīng)力對比分析Fig.9 Comparison and analysis of vertical stress of different roadway support methods

4 工程案例

現(xiàn)場對赤峪煤礦北一采區(qū)北冀4#底抽巷702號鉆孔以西30～60 m 的區(qū)域?qū)嵤╀摴芑炷林ёo。新支護方案中頂幫圍巖支護參數(shù)保持不變，底板每排布置2 根規(guī)格為外徑160 mm、內(nèi)徑10 mm、壁厚10 mm、屈服強度300 MPa、長6 000 mm 的鋼管混凝土柱，間排距2 800 mm×1 200 mm。通過向巷道底板插入鋼管混凝土柱增強底板圍巖的阻滑力，從而減少底板圍巖擠壓滑移產(chǎn)生的底鼓現(xiàn)象。

為驗證新支護方案的的支護效果，對實施鋼管混凝土柱支護區(qū)域的巷道進行監(jiān)側(cè)。巷道圍巖變形監(jiān)測結(jié)果如圖10。

圖10 巷道圍巖變形Fig.10 Deformation of surrounding rock of roadway

巷道變形過程分為2 個階段。

1）變形期。由于巷道圍巖應(yīng)力重新分布，40 d內(nèi)巷道圍巖變形量大幅度增長。

2）穩(wěn)定期。40 d 后，圍巖變形基本趨于穩(wěn)定，頂板最大下沉量為72 mm，底板最大底鼓量176 mm，兩幫收斂量158 mm。

監(jiān)測結(jié)果表明：巷道斷面變形量在合理范圍內(nèi)，鋼管混凝土柱治理底鼓技術(shù)能有效控制擠壓流動性底鼓。

5 結(jié) 語

1）赤峪煤礦北一采區(qū)北翼4#底抽巷是典型的深部軟巖巷道。試驗結(jié)果表明：高地應(yīng)力、地下水、巖體強度低等是導致巷道底板發(fā)生擠壓流動性底鼓的主要原因。

2）以赤峪煤礦北一采區(qū)北翼4#底抽巷為研究背景，利用FLAC3D建立詳細的數(shù)值模型，通過塑性區(qū)理論和滑移線理論等方法，分析了深部軟巖巷道在不同鋼管混凝土柱支護參數(shù)下巷道圍巖變形破壞特征、應(yīng)力變化演化規(guī)律以及鋼管混凝土柱底鼓治理機理，并確定鋼管混凝土柱支護長度6 m、傾角30°、排距1.2 m 時，最為經(jīng)濟可行。

3）由于底板圍巖強度低，受水平應(yīng)力和上覆巖層自重應(yīng)力的影響，底板深部圍巖向淺部圍巖擠壓，導致底板淺部圍巖巖體達到承受極限值發(fā)生破碎，最終形成擠壓流動性底鼓。

4）提出了巷道底板鋼管混凝土柱底鼓治理技術(shù)，以增強底板圍巖支護強度，抑制底板圍巖的滑移，防治地下水的滲透。試驗結(jié)果驗證了該支護方案能有效治理擠壓流動性底鼓，為深部軟巖巷道地底鼓治理提供了有益參考。