武毅藝謝生榮張玉

1.中國礦業(yè)大學(北京)能源與礦業(yè)學院,北京 100083;2.北京市應急管理事務中心,北京 101101

在深井開采中,長服務年限的開拓巷道進入深部巖層布置[1-2]。深部高應力的賦存環(huán)境對井底車場軟巖巷道圍巖穩(wěn)定性造成了巨大影響[3-4],尤其是對于大斷面集中布置的巷道組?！芭１亲印毕锏澜徊睃c擁有斷面大、變截面、服務年限長及集中布置等不利于穩(wěn)定性的特點[5-6],而近距離連接的巷道交岔點組在深井環(huán)境下進一步加劇了圍巖穩(wěn)定性的劣化。

深井巷道交岔點圍巖穩(wěn)定性的有效控制,需考慮高應力、軟巖、層理弱面等實際圍巖條件及大斷面、變截面、集中布置等自身固有特點,眾多學者針對巷道交岔點圍巖穩(wěn)定性控制原理進行了廣泛研究。在交岔點圍巖穩(wěn)定性數(shù)值分析方面,曹日紅等[7-8]通過數(shù)值模擬分析了巷道不同的交叉角度對交叉段巷道圍巖穩(wěn)定的影響,并提出了應變軟化本構模型。何滿潮等[9]、王曉義等[10]利用數(shù)值模擬對深部軟巖交叉硐室群的開挖過程和應力路徑進行研究,認為支巷和主巷的施工順序對后期交岔點圍巖穩(wěn)定性影響較大。趙維生等[11-12]針對交岔點開挖前的擾動應力場偏轉規(guī)律進行研究,引入點安全系數(shù)法分析交叉角度和主應力對圍巖穩(wěn)定性的影響。柴華彬等[13]提出,影響深部巷道交岔點圍巖穩(wěn)定性的顯著因素為埋深、平均側壓力系數(shù)、圍巖強度,其中巖體強度是最主要因素。在巷道交岔點圍巖控制技術方面,姜玉連等[14]研究了大斷面巷道交岔點在縮面期間頂板穩(wěn)定性及相應的加強支護方案。齊干等[15]、李占金等[16]對深部軟巖新開巷道大斷面交岔點提出了錨網(wǎng)索耦合柔層桁架的支護方案,成功應用到了鶴壁五礦。郭志飚等[17]現(xiàn)場勘查深部Y 型大斷面“牛鼻子”交岔點的變形情況,提出深部Y 型大斷面交岔點雙控錨桿支護技術,在夾河礦成功應用。王軍等[18-19]在華豐礦、清水營礦對深井強流變圍巖的巷道交岔點成功實施了鋼管混凝土組合支架支護;何曉升等[20]設計了查干淖爾礦極軟巖巷道交岔點的鋼管混凝土支架支護形式。

上述學者對巷道交岔點的交叉角度、施工順序、集中布置等特性進行了深入的數(shù)值模擬分析,并考慮了深埋高應力、擾動應力、軟巖等外部環(huán)境的影響,得到了針對性的支護方案。實際上,巷道交岔點單一的簡化數(shù)值建模研究較成熟,但井底車場中的“牛鼻子”交岔點擁有明顯的變截面特性且經常存在兩交岔點的配合使用,對其變截面的數(shù)值建模與交岔點組的穩(wěn)定性鮮有研究。本文以深井軟巖巷道交岔點組的圍巖控制為工程背景,對嵌套式變截面巷道交岔點組進行精細化建模,并經過網(wǎng)格優(yōu)化導入FLAC3D進行模擬,研究交岔點組圍巖的垂直應力分布規(guī)律、支承壓力的分布范圍、塑性破壞區(qū)疊加效應,同時分析變截面、大斷面等固有屬性及深部軟巖、穿層布置等外部環(huán)境對應力和塑性區(qū)的影響,以探討圍巖大變形機理,從而得到合理的加強支護方案。

1 工程概況

1.1 深井嵌套式巷道交岔點生產地質條件

如圖1所示,某礦井底車場北側位于3 號煤層下方,南側位于3 號煤層上方,埋深約760 m,地應力測試其處于高構造應力狀態(tài)。井底車場所處的巖層北高南低,傾角12°,西高東低,傾角5°。嵌套式巷道交岔點組位于南側,圍巖為砂質泥巖與泥巖互層,圍巖分級為V 級不穩(wěn)定巖體。

圖1 巷道交岔點區(qū)域平面圖Fig.1 Area plan of roadway intersections

4 號交岔點為雙軌直線單開道岔交岔點,最大斷面積為51.14 m2;3 號交岔點為無道岔交岔點,屬于單開式分岔,最大斷面積為35.17 m2。兩交岔點的嵌套式連接,實現(xiàn)了由單方向行車轉變?yōu)槿齻€方向行車,成為井底車場必經的關鍵節(jié)點。

1.2 深井嵌套式變截面巷道交岔點控制難點

現(xiàn)場嵌套式巷道交岔點的頂板破碎且下沉量大,幫部出現(xiàn)多處大寬度的裂縫,巷道支護體存在無效錨固,實際巷道斷面嚴重縮減,巷道變形破壞程度已嚴重影響正常生產。其圍巖控制有如下難點:

(1) 近距離的嵌套式結構。如圖2所示,4 號交岔點的支巷即為3 號交岔點的主巷,兩者形成嵌套式交岔點組。兩交岔點的連接距離僅有3.9 m,屬于近距離嵌套式結構,從而交岔點連接段巷道圍巖承受兩側的應力擾動,造成強烈的應力疊加。因此,在圍巖控制方面不僅要考慮兩側交岔點的大斷面圍巖控制,也要對連接段巷道進行穩(wěn)定性加固。

圖2 嵌套式結構的交叉點組Fig.2 Intersection group of nested structure

(2) 變截面、大斷面的固有屬性。交岔點所處圍巖相對軟弱、穩(wěn)定性差。3、4 號交岔點均為柱墻式交岔點,擁有變截面、大斷面的雙重屬性。變截面是由“牛鼻子”交岔點結構特點所決定的,大斷面則是根據(jù)通過交岔點的運輸設備類型、運輸線路、道岔型號及行人和安全間隙共同決定的[5]。因此,有效的支護需保證深井軟巖的環(huán)境下其變截面、大斷面的尺寸符合設計要求。

(3) 大范圍穿層的特性。根據(jù)現(xiàn)場調研情況,3、4 號巷道交岔點穿越泥巖和砂質泥巖互層,兩巖層均為軟巖,交界區(qū)域巖石破碎、整體性差,如圖3所示。在此條件下,交岔點采用先掘砌好柱墩,再刷砌擴大斷面的施工方法。在掘進過程中,巷道成形質量較差,其中3 號交岔點巷道頂板、幫部及底板均有穿層,4 號交岔點頂板存在穿層破碎帶。

圖3 巷道交岔點穿層情況示意圖Fig.3 Schematic diagram of crossing layer at roadway intersection

(4) 深部圍巖的強流變性。深部巷道圍巖存在變形大、變形時間長的強流變特性[21],而井底車場交岔點均屬于開拓巷道,需要長時間保持穩(wěn)固。深部的高應力水平增大了圍巖破碎程度,降低巷道圍巖承載能力[22],使得支護體-圍巖相互作用效果減弱。因此,要綜合考慮深部環(huán)境、圍巖質量及服務年限確定合理的支護方法。

1.3 原支護方案失效分析

深井嵌套式巷道交岔點組及其連接段巷道的原支護方式為錨網(wǎng)索噴+雙鋼筋梯子梁支護,錨桿采用MSGW-500 型高強樹脂錨桿,直徑為22 mm,長度為2 400 mm,間排距為800 mm×800 mm;錨索型號為SKP18.9-1×7/1860,長度為8 300 mm,間排距為1 600 mm×800 mm?，F(xiàn)場發(fā)現(xiàn)多根錨索崩斷、錨具退錨失效,且一次支護段噴漿層出現(xiàn)不同程度的裂縫、掉塊及開裂脫落。調研分析失效的主要原因有:

(1) 嵌套式結構存在局部強應力集中,塑性區(qū)范圍發(fā)生疊加,原支護錨固深度不足;

(2) 錨索支護強度不足,致使常發(fā)生錨索崩斷,支護質量差;

(3) 錨索支護體間距過大,未與圍巖有效作用形成整體承載結構;

(4) 深井高地應力促進圍巖淺部裂隙多發(fā)育,致使淺部錨桿支護失效。

2 深井嵌套式交岔點組圍巖穩(wěn)定性模擬分析

2.1 嵌套式變截面巷道交岔點精細化建模

根據(jù)嵌套式變截面巷道交岔點組的結構、地質特點,進行嵌套結構和變截面的精細化數(shù)值建模,如圖4所示。模型的長×寬×高為85 m×70 m×60 m,模型中巖層的傾角及巖性均根據(jù)實際地質條件設定。

圖4 嵌套式變截面交岔點精細化數(shù)值模型Fig.4 Accurate numerical model for nested variable section intersection points

嵌套式交岔點組處在-760 m 水平,模型四周及底部固定,上表面施加17.6 MPa 的上覆巖層均布荷載,初始應力按實際埋深計算,側壓系數(shù)為1.2。模型中兩交岔點的截面尺寸按照設計尺寸建立。由此,模型的中嵌套式交岔點組的穿層效果即可得出,且與現(xiàn)場調研情況基本一致。

2.2 嵌套式交岔點組圍巖應力軸向分區(qū)特征

由數(shù)值運算得到,嵌套式變截面巷道交岔點組圍巖垂直應力的空間分布狀態(tài)如圖5所示。在嵌套式交岔點組主巷軸向典型位置做應力切面,從而分析垂直應力在軸向的分區(qū)特征。

如圖5所示,由于嵌套式巷道交岔點穿過兩巖層的交互層,通過后處理調取巷道交岔點表面受力云圖,可得在穿層位置應力傳遞呈現(xiàn)明顯的不連續(xù)性。

由構建的三維應力等勢面可知,嵌套式交岔點圍巖應力升高區(qū)范圍相比單條巷道增大近2 倍,尤其是三角巖柱,應力升高區(qū)范圍最廣。

圖5(a)為主巷的最大截面處,應力集中區(qū)在巷道兩幫,最大應力為28.3 MPa。

圖5(b)～(d)展示4 號交岔點主巷與支巷交叉處圍巖截面的垂直應力。由于兩巷平面垂直交叉,對應軸向距離僅12 m,故其三角巖柱應力在軸向短距離內存在“交叉處的應力釋放→三角巖柱內的應力疊加→完成交叉后的應力恢復”三個區(qū)域。

圖5 嵌套式交岔點組軸向圍巖垂直應力截面Fig.5 Vertical stress section of axial surrounding rock in nested intersection group

圖5(e)～(h)為3 號交岔點主巷與支巷交叉處圍巖的垂直應力,兩巷夾角為53.6°,交叉處角度縮小為25°,對應軸向距離增至21.3 m,該段主巷圍巖的應力處在疊加狀態(tài)。主巷的左幫圍巖,即三角巖柱側的垂直應力沿軸向同樣存在“釋放—疊加—恢復”三個區(qū)域,但每個區(qū)域均對應較長的軸向距離,如圖5(h)所示,水平距離大于30 m 的主巷與支巷仍有相鄰側的應力疊加。

2.3 嵌套式交岔點組圍巖應力豎向分布狀態(tài)

對模型做豎向不同位置的水平切片(圖6),可研究嵌套式交岔點組圍巖應力在豎向的分布狀況(圖7)。

圖6 應力的水平切片F(xiàn)ig.6 The horizontal slices of stress

圖7(a)所示巷道交岔點底板應力分布中,僅有3 號交岔點三角巖柱的尖角處應力最高,可達

33.5 MPa。

圖7(b)(c)表示巷道交岔點幫部“1 m 水平”和“2.5 m 水平”的應力狀態(tài)。3 號交岔點三角巖柱的尖角處應力依舊保持在峰值狀態(tài),最高可達35 MPa,同時4 號交岔點三角巖柱尖角處的應力值急劇增大。

圖7(d)為巷道交岔點肩部“4 m 水平”的應力狀態(tài)。3 號交岔點三角巖柱的應力快速降低,而4號交岔點三角巖柱應力逐漸降低,但仍在33.2 MPa 的高應力水平。

圖7(e)(f)表示巷道交岔點肩部“5 m 水平”到頂部“6.5 m 水平”,應力峰值逐漸降低,同一水平的應力隨著巷道截面變大而數(shù)值上升,最大斷面處巷道圍巖應力相對最高。

圖7 嵌套式交岔點組豎直方向應力分布狀態(tài)Fig.7 Stress distribution in plumb direction of nested intersection point group

綜上分析,由巷道交岔點底板至頂板,3、4 號交岔點圍巖應力為“低→高→峰值→高→低”的分布,巷道交叉角度越小,應力峰值越高;巷道截面越大,應力集中區(qū)在豎向的分布范圍越大。

2.4 嵌套式交岔點組三角巖柱支承壓力研究

為研究嵌套式交岔點組形成的4 個三角巖柱區(qū)域(A、B、C 和D 區(qū))支承壓力的狀況,選取6 組典型的應力值,觀測支承壓力值的分布范圍,并沿三角巖柱對角線方向測量其寬度,得到支承壓力在三角巖柱的影響范圍、演化規(guī)律及峰值區(qū)位置,如圖8所示。

圖8 三角巖柱的不同支承壓力分布Fig.8 Different abutment pressure distribution of triangular rock pillar

不同數(shù)值的支承壓力在4 個區(qū)域內分布及演化不同,對比分析如下:

(1) 在相同支承壓力值下,銳角的三角巖柱支承壓力區(qū)域范圍最大,其次是直角的三角巖柱,鈍角的三角巖柱最小,差別可達3 倍以上。

(2) 銳角的三角巖柱應力峰值區(qū)距離頂點的距離最大,角度越小距離越大;同時,銳角的三角巖柱中應力集中程度最高。

(3) 對于巷道圍巖支承壓力區(qū)的寬度、最大支承壓力值,變截面巷道段均大于正常截面巷道段。

(4) 三角巖柱的支承壓力在對角線方向下降最快,在邊線方向下降較慢。通過距離監(jiān)測得到其在對角線方向的下降趨勢,如圖9所示。隨著支承壓力的增加,支承壓力區(qū)在三角巖柱對角線方向的長度先快速減小后緩慢減小,降低趨勢與巷道交叉角度關聯(lián)不大。

圖9 三角巖柱對角線的支承壓力Fig.9 Abutment pressure in the diagonal direction of the triangular column

2.5 嵌套式交岔點組圍巖塑性區(qū)多重疊加規(guī)律

深部穿層嵌套式“牛鼻子”巷道交岔點圍巖的塑性區(qū)異于穿尖交岔點,其具有三大特點:塑性區(qū)多重疊加性、塑性區(qū)穿層差異性和塑性區(qū)隨截面漸變性。如圖10所示,根據(jù)三維數(shù)值模型中的塑性區(qū)結果,沿巷道軸向典型位置做8 組塑性區(qū)切片,對比得到塑性區(qū)多重疊加規(guī)律如下:

(1) 交岔點軸向由主巷至變截面段的圍巖塑性區(qū)寬度逐漸變大,其中主巷頂板塑性區(qū)寬度為2.83 m,沿軸向在交岔點最大截面處增至5.88 m,斷面積增長了2.2 倍,塑性區(qū)寬度增長了2 倍。

(2) 嵌套式連接的兩交岔點的塑性區(qū)在連接段巷道發(fā)生多重疊加,包括其前、后變截面段巷道及支巷的塑性區(qū)。如圖10(d)(e)截面,連接段巷道頂板塑性區(qū)疊加寬度在6.10 m 以上,最大可達6.41 m,是補強支護的重點控制區(qū)域。

(3) 巷道頂板存在軟硬巖層交界面,圍巖塑性區(qū)出現(xiàn)穿層差異性,如圖10(e)(h)所示。塑性區(qū)在兩巖層間明顯不連續(xù),堅硬頂板使得塑性區(qū)向兩幫擴展,巷道肩部塑性區(qū)寬度最大。

圖10 嵌套式巷道交岔點組圍巖塑性區(qū)截面Fig.10 Plastic zone section of surrounding rock of nested roadway intersection group

(4) 整個嵌套式交岔點組的塑性區(qū)在變截面巷道段及兩交岔點連接段范圍急劇擴大,頂板及肩部塑性區(qū)寬度普遍增至5 m 以上,局部區(qū)域保持在6 m 以上。主巷增長系數(shù)范圍為1.7～2.18,由此對深井嵌套式交岔點組加強支護區(qū)域和參數(shù)的確定提供參考。

3 深井嵌套式交岔點組圍巖分段錨注強化控制技術

3.1 嵌套式交岔點組分段強化支護方案

由于嵌套式交岔點組圍巖存在穿層破碎帶、局部強應力集中區(qū)及大范圍塑性區(qū)疊加,圍巖支護條件差,故考慮對圍巖進行注漿改性。先采用中空注漿錨索進行深孔高壓注漿,充填圍巖裂隙以強化圍巖,為錨桿索提供錨固基礎[23]。配合使用高延伸率長錨索,實現(xiàn)深孔強力錨固并增強對圍巖變形的限制[24]。同時,根據(jù)交岔點的變截面特性,控制錨索間距在800 mm 左右,巷道頂板及幫部全部采用錨索支護,兩底角采用高強樹脂錨桿。由此形成高強錨桿索分段錨注強化控制方案,對3、4 號交岔點變截面段及其連接段進行圍巖錨注一體化控制強化支護,支護參數(shù)如圖11所示。

圖11 分段強化支護方案參數(shù)Fig.11 Parameters of segmental reinforcement support scheme

具體實施方案如下:

(1) 對原支護下的大變形巷道進行整體擴刷、清理,達到原設計斷面尺寸要求。

(2) 采用高延伸率錨索(型號SKP22-1×19/1860,長度8 300 mm) 與中空注漿錨索(型號SKZ29-1/1770,長度9 300 mm)以800 mm 間距交替布置。同時,巷道兩側底角處采用高強樹脂錨桿(型號MSGLW500,長度2 400 mm),整體排距為800 mm。

(3) 錨桿托板為拱形高強度托盤(10 mm×150 mm×150 mm),錨索托盤為高強拱形托盤(20 mm×300 mm×300 mm),配套高強度可調心半球、鎖具,金屬網(wǎng)為?6.5 mm 的鋼筋焊接制作,錨桿錨索托盤橫縱之間采用雙鋼筋梯子梁連接。

(4) 噴射混凝土支護厚度120 mm,混凝土等級為C20。

通過上述方案的實施,實現(xiàn)對三段巷道頂板、幫部圍巖的錨注一體化控制。

3.2 支護預應力場分析

加強支護方案與原方案的FLAC3D模擬預應力場,如圖12所示。由圖12(a)可知,原支護方案的錨索間距過大,錨索間的預應力連接弱,與淺部錨桿形成的應力結構明顯分離,致使圍巖深部錨固性差,淺部應力拱結構強度低。相比之下,圖12(b)所示的加強支護方案的預應力場結構完整,800 mm 的間距使得每根錨索產生的預應力場相互有效膠結,形成厚層強化壓應力拱,顯著改善圍巖整體性,從而積極發(fā)揮圍巖的自承載能力,達到強力控頂固幫的巷道支護效果。

圖12 支護預應力場對比Fig.12 Comparison of supporting prestress field

3.3 現(xiàn)場支護效果觀測

為了對加強支護效果進行觀測,對交岔點變截面段及連接段進行鉆孔窺視,孔內7.4 m 內巖層被注漿改性后完整性較好,8.3 m 的縱向裂隙寬度變小,無明顯的橫向裂隙,總體上13.4 m 內巖層比較完整。同時,結合現(xiàn)場巷道頂板下沉量監(jiān)測數(shù)據(jù),40 d 時收斂速率大約為0.05 mm/d,說明加強支護的形式與參數(shù)能夠有效控制深井嵌套式交岔點組圍巖的變形,保證了開拓巷道圍巖的長期穩(wěn)定。

4 結 論

(1) 深井嵌套式連接的交岔點組三角巖柱的應力在軸向存在“釋放—集中—恢復”的演化過程,主巷和支巷交叉角度越小,應力演化過程在軸向的距離越長,支承壓力峰值及范圍越大。

(2) 交岔點巷道不同交叉角度對巷道圍巖垂直應力變化的影響,由底板至頂板過程中逐漸降低;變截面巷道隨著截面的逐漸增大,圍巖應力集中范圍在橫向與豎向均增大。

(3) 深井穿層嵌套式巷道交岔點組的塑性區(qū)在連接段發(fā)生多重疊加,寬度增加兩倍以上,同時存在明顯的穿層不連續(xù)狀況,并在變截面巷道段及兩交岔點連接段范圍急劇擴大。

(4) 以中空注漿錨索為主的錨固強化方案在預應力場上可構建厚層強化壓應力拱結構,顯著改善圍巖整體性并提高自承載能力,經現(xiàn)場窺視與監(jiān)測,加強支護有效保障了深井交岔點組圍巖的穩(wěn)定。