賈俊超，劉 陽

(1.中赟國際工程有限公司，河南 鄭州 450000； 2.河南省地質災害防治工程技術研究中心，河南 鄭州 450000)

弱膠結軟巖作為一種不良地質體，在我國西部礦區(qū)煤系地層中普遍存在[1-2]。由于它具有強度低、膠結性差、遇水易泥化崩解等特點，故常常導致在其內部修建的巷道圍巖變形量大，支護困難，甚至出現(xiàn)冒頂、坍塌等事故，嚴重威脅煤礦安全高效開采[3-5]。

為研究弱膠結軟巖巷道科學合理的支護方式，近年來，眾多煤炭科技工作者們進行了大量有益的研究工作，取得了很多具有代表性的成果。王進學等[6]提出錨桿錨索耦合支護設計方案，并利用FLAC對巷道支護的穩(wěn)定性進行了數(shù)值計算，計算結果表明，對巷道底板塑性區(qū)域內的滑移體進行關鍵部位加強支護可以有效控制巷道底鼓的發(fā)生和發(fā)展。張德寶等[7]以東勝井田某礦主斜井弱膠結軟巖巷道支護工程為研究對象，通過室內試驗分析弱膠結軟巖遇水軟化機理，通過理論計算，提出全斷面錨網(wǎng)噴架支護方案并給出具體支護參數(shù)。李清等[8]通過研究楊家村礦弱膠結軟巖巷道圍巖變形機制，指出直墻半圓拱形巷道與錨網(wǎng)索噴支護技術能有效改善圍巖物理力學性質，提高圍巖承載能力；郝育喜等[9]結合沙吉海煤礦現(xiàn)場實際對巷道變形破壞機理進行研究，提出恒阻大變形錨桿+鋼筋網(wǎng)+混凝土噴層+恒阻大變形錨索+底角注漿錨管的支護方案；孫振偉等[10]采用理論分析、數(shù)值模擬和現(xiàn)場實測等手段，對弱膠結軟巖巷道底鼓變形機理進行研究，提出連續(xù)抗滑樁支護的新方式。

上述研究成果為弱膠結軟巖巷道圍巖穩(wěn)定控制提供了寶貴意見，但這些研究卻很少考慮地下水滲流對弱膠結軟巖性質的影響。為此，本文以色連二礦12307矩形回風巷為工程背景，考慮采空區(qū)積水下滲對弱膠結軟巖強度的影響，采用FLAC3D對新舊2種方案(舊方案為錨桿索網(wǎng)聯(lián)合支護，新方案為“鋼筋網(wǎng)+全錨索+混凝土地坪”聯(lián)合支護)下弱膠結軟巖巷道的應力、變形、塑性區(qū)等分布特征進行了數(shù)值模擬分析。研究可為實際巷道施工提供指導，也可為其他類似工程支護方案比選提供借鑒。

1 工程概況

色連二礦12307矩形回風巷凈寬5.0 m、凈高2.6 m，平均埋深320 m。其周邊20 m范圍內巖層由上往下依次為弱膠結砂質泥巖、裂隙較為發(fā)育的細砂巖和中砂巖、弱膠結砂質泥巖、煤巖、弱膠結砂質泥巖以及粉砂巖，如圖1所示[11-12]。巷道舊支護方案為錨桿索網(wǎng)聯(lián)合支護，如圖2所示。頂板以及兩幫錨桿均采用直徑20 mm、長2.5 m的螺紋鋼錨桿，間排距分別設為880 mm×900 mm和750 mm×900 mm；頂錨索采用直徑17.8 mm、長7.3 m的預應力鋼絞線，間排距設為1.6 m×1.8 m；金屬網(wǎng)則采用10號菱形金屬網(wǎng)。

圖1 巷道周邊地層分布Fig.1 Stratum distribution map around roadway

圖2 巷道舊支護方案設計Fig.2 Design of old roadway supporting scheme

由于受第1層砂質泥巖上方12206采空區(qū)積水的影響，12307巷道頂板中細砂巖富含巖層裂隙水，致使巷道掘進期間頂?shù)装迳百|泥巖因淋水而產(chǎn)生泥化以及膨脹現(xiàn)象，最終造成周邊錨桿索突出，金屬網(wǎng)撕裂，頂?shù)装遄冃螄乐兀o煤礦安全開采帶來嚴重困難。為此，針對12307巷道圍巖變形破壞原因，礦上提出了如圖3所示的“鋼筋網(wǎng)+全錨索+混凝土地坪”的新支護方案，在該支護方案中，頂板采用“橫向M鋼帶+縱向槽鋼梁+鋼筋網(wǎng)噴射混凝土+長短錨索”聯(lián)合支護，長錨索采用直徑21.3 mm、長8.3 m的預應力鋼絞線，間排距設為1.4 m×1.8 m，短錨索采用直徑17.8 mm、長5.3 m的預應力鋼絞線，間排距設為880 mm×900 mm；兩幫采用“縱向槽鋼梁+鋼筋網(wǎng)噴射混凝土+短錨索”聯(lián)合支護，錨索采用直徑17.8 mm、長5.3 m的預應力鋼絞線，間排距設為750 mm×900 mm；底板采用混凝土地坪封底。

圖3 巷道新支護方案設計Fig.3 New supporting design of roadway

2 巷道開挖數(shù)值模擬模型

為研究新舊兩種支護方案對12307回風巷圍巖穩(wěn)定性的影響，采用FLAC3D建立如圖4所示的三維巷道開挖數(shù)值模擬模型。該模型長55 m、寬60 m、高48 m，共劃分為243 600個單元和255 529個節(jié)點。模型力學邊界條件定義為底面固定、四周水平位移約束，頂面施加垂直應力7.2 MPa。模型水力邊界則定義為底面以及四周不透水，頂面施加水壓0.6 MPa。

圖4 巷道開挖數(shù)值模擬模型Fig.4 Numerical simulation model of roadway excavation

不同巖層采用摩爾—庫侖模型進行模擬，其破壞準則如式(1)所示，當考慮圍巖滲水對弱膠結軟巖強度影響時[13-15]，減小弱膠結軟巖的天然內聚力和內摩擦角值(表1)。此外，為研究采空區(qū)積水對巷道的影響，設置巖體水力模型為各向同性滲透模型進行滲流模擬，流固耦合方程見式(2)。

表1 巷道周邊不同巖層的力學與滲透參數(shù)Tab.1 Mechanical and permeability parameters of different rock formations around roadway

(1)

式中，f為屈服函數(shù)；σ1和σ3分別為最大和最小主應力；c為圍巖黏聚力；φ為內摩擦角。

(2)

式中，k為滲透率；g為重力加速度；υ為水的黏度系數(shù)；ρf為流體的密度；Kf為孔隙流體的體積彈性壓縮模量；Ks為多孔介質骨架固體顆粒的體積彈性壓縮模量。

進行巷道開挖模擬時，設置巷道掘進進尺為3 m，采用cable單元模擬錨桿和錨索；采用shell單元模擬金屬網(wǎng)、鋼筋網(wǎng)噴射混凝土以及混凝土地坪；采用beam單元模擬W鋼帶和槽鋼梁[16-18]；不同支護結構的物理力學參數(shù)取值見表2。

表2 支護結構的物理力學參數(shù)Tab.2 Physical and mechanical parametersof supporting structure

3 數(shù)值計算結果分析

3.1 巷道圍巖剪應力分布規(guī)律

當巷道向前掘進36 m后，新舊2種支護方案下巷道圍巖的剪應力分布如圖5所示。

圖5 剪應力分布Fig.5 Shear stress distribution

舊支護方案下，由于其支護強度不足，導致巷道頂?shù)装迳百|泥巖在巷道開挖后破壞嚴重，其承載力急劇下降，表現(xiàn)為剪應力在整個巖層內都基本為0；同時，淺部應力向深部轉移而在頂?shù)装逵矌r層(粉砂巖、中砂巖、細砂巖)范圍內出現(xiàn)明顯的剪應力集中區(qū)，其最大剪應力達到近7.0 MPa，由最大剪應力集中位置往頂?shù)撞可钐帲瑖鷰r剪應力又逐漸衰減為0。相比于頂?shù)装?，巷道兩幫同樣也會在距巷表約5.0 m的位置出現(xiàn)剪應力集中現(xiàn)象，但因煤巖抗剪強度降低，其最大剪應力集中值僅為3.8 MPa；而在淺部出現(xiàn)剪應力降低的區(qū)域，因煤巖在破壞后仍具有一定的承載能力，其剪應力基本保持在0.7～2.1 MPa。

新支護方案下，由于采用全錨索的方式將巷道淺部弱膠結砂質泥巖懸吊于深部硬巖層中，同時對巷道表面進行了鋼筋網(wǎng)噴射混凝土封閉處理，有效地控制住了砂質泥巖在破壞后的吸水膨脹軟化現(xiàn)象。因此，巷道頂?shù)装迳百|泥巖在巷道開挖后仍保持有較高的承載能力，此時，巷道圍巖在頂?shù)装咫m然仍會產(chǎn)生剪應力集中現(xiàn)象，但其集中值則降低至5.2 MPa，同時，淺部砂質泥巖剪應力也基本維持在1.4～3.5 MPa。而巷道兩幫剪應力則不會產(chǎn)生明顯的集中現(xiàn)象，且其在淺部與深部均相對較小，約為1.8 MPa。

3.2 巷道圍巖位移分布規(guī)律

當巷道向前掘進36 m后，新舊2種支護方案下巷道圍巖的總位移分布如圖6所示。可以看出，巷道開挖后，舊支護方案下圍巖最大位移出現(xiàn)在巷道表面的中心位置(在巷道頂板、底板、兩幫分別為630、410、155 mm)，并由淺部往圍巖深處逐漸減小，當距巷道表面距離達到3 m以上時，圍巖位移就基本為0。而新支護方案下巷道圍巖發(fā)生位移的區(qū)域面積明顯減小，同時其最大位移在頂板、底板以及兩幫分別減小至37.0、31.2、9.8 mm，比舊支護方案下分別減小了94.1%、92.4%以及93.7%。這說明新支護方案明顯改善了弱膠結軟巖巷道圍巖的受力變形特征，有利于保證巷道的掘進安全。

圖6 總位移分布Fig.6 Total displacement distribution

不同掘進距離下弱膠結軟巖巷道圍巖表面的徑向位移變化曲線如圖7所示。由圖7可知，不同掘進距離下，新舊2種方案的巷道圍巖表面徑向位移均大致呈拋物線形式分布(在中心位置最大，往兩側則逐漸遞減為0)。當巷道向前掘進9 m后，巷道頂板、底板以及兩幫圍巖在舊支護方案下產(chǎn)生的最大徑向位移分別為331.2、348.0、146.9 mm；而新支護方案下則分別為33.4、21.0、9.0 mm。隨著巷道的繼續(xù)向前掘進，巷道頂板、底板以及兩幫圍巖在舊支護方案下產(chǎn)生的最大徑向位移將不斷增大且增大幅度逐漸減小，至巷道向前掘進36 m后，它們將增長至481.3、406.1、150.8 mm；而新支護方案下，巷道圍巖表面徑向位移則基本保持不變。這說明舊支護方案下巷道頂?shù)装迦跄z結砂質泥巖難以在淋水條件下保持自身的穩(wěn)定，其位移將隨著巷道的向前掘進而不斷增長，最終導致巷道表面支護結構開裂破壞甚至失效，威脅煤礦安全生產(chǎn)；而新支護方案下巷道圍巖則能夠在巷道開挖后迅速保持穩(wěn)定，其徑向位移始終處在一個可控范圍內，是安全可靠的。

圖7 弱膠結軟巖巷道表面位移變化曲線Fig.7 Surface displacement curve of weakly cemented soft rock roadway

3.3 巷道圍巖塑性區(qū)分布規(guī)律

當巷道向前掘進36 m后，新舊2種支護方案下巷道圍巖的塑性區(qū)分布如圖8所示。

圖8 塑性區(qū)分布Fig.8 Plastic zone distribution

舊支護方案下巷道圍巖塑性屈服面積較大，其塑性區(qū)破壞深度在頂板、底板以及兩幫分別為5.9、4.0、6.0 m，這意味著舊支護方案下巷道圍巖將發(fā)生大面積屈服破壞而產(chǎn)生眾多導水裂隙通道，導致頂?shù)装逯屑毶皫r裂隙水通過這些導水裂隙通道向巷道內滲流，進一步加劇弱膠結砂質泥巖的泥化和膨脹，致使巷道頂?shù)装灏l(fā)生大變形破壞現(xiàn)象；此外，由于巷道圍巖塑性區(qū)深度超過了錨桿的錨固長度，會使錨桿因錨固力不足而難以有效發(fā)揮自身的支護作用，淺部圍巖則因此發(fā)生松動而出現(xiàn)網(wǎng)兜現(xiàn)象。新支護方案下，巷道圍巖塑性屈服面積減小，其在頂板、底板以及兩幫的破壞深度分別為2.0、1.5、1.1 m，比舊支護方案減小了66.1%、62.5%、82.7%。可見，新支護方案能夠有效控制弱膠結砂質泥巖的泥化，從而保證巷道圍巖的開挖穩(wěn)定，是合理可靠的。

3.4 巷道圍巖剪應變分布規(guī)律

當巷道向前掘進36 m后，新舊2種支護方案下巷道圍巖的剪應變分布如圖9所示。

圖9 巖剪應變分布Fig.9 Shear strain distribution

舊支護方案下，巷道圍巖在開挖后的剪應變相對較大(達到0.2以上)，尤其是在頂?shù)装迦跄z結砂質泥巖部位；此時，巷道圍巖剪應變在頂?shù)装鍦\部呈現(xiàn)明顯的“乂”形分布特征，其2條最大剪應變帶由巷道兩側角點處以一定的弧度向圍巖深部延伸并交匯于巷道頂部中心距巷表約1.8 m的位置。這意味著處于最大剪應變帶的巖體將發(fā)生嚴重的剪切破壞現(xiàn)象，導致該區(qū)域內的巖體因大面積滲水而泥化嚴重，致使巷道頂板大面積下沉而發(fā)生冒頂，同時巷道底鼓也較明顯。新支護方案下，巷道圍巖剪應變仍主要集中發(fā)生在巷道頂?shù)装宓娜跄z結砂質泥巖內，但此時圍巖最大剪應變很小(僅為0.02)且出現(xiàn)在巷道頂?shù)装宓谋砻嬷行奈恢?。這意味著，在新支護方案下，巷道頂?shù)装迳百|泥巖剪切破壞程度較輕，不會產(chǎn)生明顯的導水裂隙通道，從而能夠有效阻止上方中細砂巖裂隙水下滲，保證巷道的掘進安全。

4 圍巖變形破壞機制分析

由圖5—圖9可知，舊支護方案下12307弱膠結軟巖巷道變形破壞以頂板下沉、底板隆起以及片幫剝落為主，其變形破壞機制如下：巷道埋深325 m，圍巖在開挖前處于高應力狀態(tài)，而在開挖后，其應力重新分布導致巷道頂?shù)装迳百|泥巖層因應力高度集中而進入塑性狀態(tài)，形成松動破壞區(qū)并出現(xiàn)導水裂隙通道。這時，巷道頂部砂巖裂隙水將通過這些導水裂隙通道進入巷道內，使得巷道頂?shù)撞可百|泥巖層發(fā)生不同程度的淋水現(xiàn)象，其內部黏土礦物質遇水發(fā)生膨脹崩解，導致周邊錨索網(wǎng)支護強度降低或局部失效，進而巷道頂?shù)装遄冃螌㈦S淋水時間而持續(xù)增長，宏觀表現(xiàn)為頂板下沉嚴重甚至冒頂、底板鼓起開裂等。而對于巷幫煤體，其應力狀態(tài)在巷道開挖后由三向轉變?yōu)槎?，在集中應力作用下，巷道幫部煤體將發(fā)生變形破壞，出現(xiàn)兩幫移近、片幫剝落等現(xiàn)象?？梢姡跄z結軟巖巷道圍巖穩(wěn)定控制的關鍵在于減小弱膠結軟巖的破壞范圍和程度，減少其導水裂隙通道數(shù)量以及與裂隙水的接觸時間。因此，針對富水弱膠結軟巖巷道，采用全錨索技術提高巷道支護強度、采用鋼筋網(wǎng)噴射混凝土封閉弱膠結軟巖巷道表面是較為科學合理的。

為分析驗證“鋼筋網(wǎng)+全錨索+混凝土地坪”聯(lián)合支護對巷道圍巖控制效果，在12307巷道掘進期間對其表面位移進行了觀測，得到了如圖10所示的位移變化曲線。由圖10可知，巷道掘進12 d后，整個巷道圍巖變形量趨于穩(wěn)定，此時，巷道頂?shù)装逡平坎坏?1 mm，兩幫移近量不到22 mm，說明整個巷道圍巖在新支護方案下得到了有效控制。

圖10 表面位移變化曲線Fig.10 Surface displacement curve

5 結論

本文對錨桿索網(wǎng)以及“鋼筋網(wǎng)+全錨索+混凝土地坪”2種方案下弱膠結軟巖巷道的應力、變形、塑性區(qū)等進行數(shù)值模擬分析，得到了以下研究成果。

(1)舊支護方案下，巷道頂?shù)装迳百|泥巖剪應力在整個巖層內都基本為0，而在頂?shù)装逵矌r層范圍內出現(xiàn)明顯的剪應力集中區(qū)，其最大剪應力達到近7.0 MPa；新支護方案下，弱膠結軟巖巷道圍巖在頂?shù)装咫m然仍會產(chǎn)生剪應力集中現(xiàn)象，但其集中值則降低至5.2 MPa，同時，淺部砂質泥巖剪應力也基本維持在1.4～3.5 MPa。

(2)舊支護方案下弱膠結軟巖巷道圍巖位移將隨著巷道的向前開挖而持續(xù)增長，最終其在巷道頂板、底板、兩幫出現(xiàn)的最大位移可分別達630、410、155 mm；新支護方案下，弱膠結軟巖巷道圍巖位移將在巷道開挖后迅速保持穩(wěn)定，其在頂板、底板以及兩幫產(chǎn)生的位移將比舊支護方案分別減小94.1%、92.4%以及93.7%。

(3)舊支護方案下弱膠結軟巖巷道圍巖塑性區(qū)破壞深度在頂板、底板以及兩幫分別為5.9、4.0、6.0 m；而新支護方案下巷道圍巖在頂板、底板以及兩幫的破壞深度則分別為2.0、1.5、1.1 m。

(4)舊支護方案下巷道圍巖剪應變最大可達0.2以上，且在頂?shù)装鍦\部呈現(xiàn)明顯的“乂”形分布特征，而新支護方案下巷道圍巖剪應變則僅為0.02，出現(xiàn)在巷道頂?shù)装宓谋砻嬷行奈恢谩?/p>