李建華，謝福星，陳 凱，荊國業(yè)，王永峰，周 明

（1.神華包頭能源有限責(zé)任公司 李家壕煤礦，內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 017000；2.北京中煤礦山工程有限公司，北京 100013）

李家壕礦反井施工硐室位于立井與巷道交叉處，巷道斷面較大，賦存狀態(tài)復(fù)雜[1-3]，受到開挖擾動次數(shù)多且強烈，加之設(shè)計斷面較大、結(jié)構(gòu)復(fù)雜、要求服務(wù)年限長，其變形破壞嚴(yán)重影響礦井上下運輸、行人與通風(fēng)，制約著煤礦安全、高產(chǎn)、高效生產(chǎn)[4-6]。相關(guān)學(xué)者[7-10]通過數(shù)值模擬研究分析，提出了深淺孔滯后注漿加固技術(shù)；蔡海兵等[11]在模擬分析原支護方案下大斷面硐室圍巖的穩(wěn)定性的基礎(chǔ)上，進一步提出了二次支護增加底板注漿錨桿（索）；喬衛(wèi)國等[12]針對深井厚沖擊層軟巖條件下大斷面巷道，提出了高強讓壓錨桿+錨索+噴射混凝土和澆灌鋼筋混凝土聯(lián)合支護加固技術(shù)；姜玉松[13]通過現(xiàn)場調(diào)研對20 個大斷面交叉硐室及巷道破壞實例進行總結(jié)分析，認(rèn)為地質(zhì)條件是大斷面硐室及巷道破壞的主要影響因素。但大部分學(xué)者研究重點集中在大斷面硐室及巷道支護優(yōu)化設(shè)計上，并未系統(tǒng)揭示圍巖破壞規(guī)律，尤其對于軟弱地層條件下大斷面硐室圍巖變形破壞機理及控制技術(shù)鮮有研究。為此，以李家壕礦二水平回風(fēng)立井延深段大斷面反井施工硐室為研究背景，通過FLAC3D數(shù)值模擬分析大斷面硐室在掘進過程中位移場、應(yīng)力場與破壞場分布特征，探究大斷面硐室圍巖變形破壞規(guī)律，揭示大斷面硐室圍巖變形破壞機理，據(jù)此，提出相應(yīng)圍巖控制技術(shù)。

1 工程背景

李家壕礦二水平回風(fēng)立井延深段上部為3-1 煤回風(fēng)聯(lián)絡(luò)巷，下部為5-1 煤總回風(fēng)巷，設(shè)計延深標(biāo)高為1 191.2 m，井筒落地標(biāo)高為1 113 m，總長78.2 m，掘進斷面為直徑6 m 的圓形，全斷面一次反井掘進。反井施工硐室形狀為直墻半圓拱型，大斷面硐室高7 m，寬7 m，其中拱高為3.5 m，巷道斷面積約為43.73 m2；常規(guī)斷面硐室高2.8 m，寬3.5 m，其中拱高1.75 m，硐室斷面積約為8.48 m2。二水平回風(fēng)立井延深段反井施工硐室布置示意如圖1。

圖1 二水平回風(fēng)立井延深段反井施工硐室布置示意圖Fig.1 Layout diagram of raise shaft construction chamber in extension section of horizontal return air shaft II

2 大斷面硐室圍巖破壞機理

2.1 數(shù)值模型建立及模擬方案

根據(jù)李家壕礦地質(zhì)條件，建立的數(shù)值計算模型如圖2。x 軸為反井施工硐室掘進方向x=100 m，硐室為直墻半圓拱形，大斷面及常規(guī)斷面硐室長度分別為20 m 與25 m，大常規(guī)斷面連接處為5 m；y 軸為煤層傾斜方向y=100 m；z 軸垂直向上z=100 m，底板19.42 m，共劃分4 685 030 個三維單元，797 468 個節(jié)點。模型水平與底部邊界限定為0。模型頂部施加27.8 MPa 載荷代表覆巖壓力，模型x，y 方向施加水平應(yīng)力，側(cè)壓系數(shù)取1.3。

圖2 數(shù)值計算模型Fig.2 Numerical calculation model

煤巖體定義為Mohr-coulomb 模型，數(shù)值模擬中所需要的煤巖體物理力學(xué)參數(shù)見表1。按實際施工過程模擬程序為：初始應(yīng)力計算平衡→常規(guī)斷面硐室開挖→大斷面硐室分層開挖→回風(fēng)立井開挖。

表1 煤巖體物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of coal and rock

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

2.2.1 硐室垂直位移與水平位移

硐室圍巖垂直位移如圖3，硐室圍巖水平位移圖4。

圖3 硐室圍巖垂直位移Fig.3 Vertical displacement of surrounding rock of chamber

圖4 硐室圍巖水平位移Fig.4 Horizontal displacement of surrounding rock of chamber

1）垂直位移分布特征。大斷面、常規(guī)斷面硐室垂直位移均呈現(xiàn)對稱分布，最大下沉量發(fā)生在硐室頂板豎向中心線處，分別是1 450、505 mm，其中大斷面硐室垂直位移是常規(guī)斷面硐室垂直位移的2.8倍。上述反井施工硐室垂直位移分布特征與其尺寸大小密切相關(guān)，大斷面硐室開掘過程中形成的空間較大，進而對周圍巖體擾動較大，因此出現(xiàn)大斷面硐室頂板垂直位移遠(yuǎn)大于常規(guī)斷面硐室。

2）水平位移分布特征。由淺至深，反井施工硐室頂板及兩幫水平位移呈逐漸減小趨勢，頂板水平位移沿巷道豎向中心線對稱分布，呈擠壓狀態(tài)。大斷面及常規(guī)斷面硐室最大水平位移均出現(xiàn)在距硐室頂板一定距離處，分別是189、23 mm。造成這一現(xiàn)象的原因在于，頂板巖層巖性與立井開挖的疊加影響，頂板為軟弱巖層，強度較低，加之立井開挖，頂板巖層受到擾動作用，裂隙發(fā)育，巖體更為破碎，并且立井開挖空間為頂板巖層運動提供了水平運動空間[14-16]。常規(guī)斷面硐室水平位移亦是如此，大斷面硐室為其提供了水平運動空間。因此，在支護設(shè)計過程中，特別需要提高硐室頂板對水平運動的適應(yīng)性，防止頂板出現(xiàn)擠壓變形破壞。

2.2.2 硐室圍巖破壞與垂直應(yīng)力

硐室圍巖破壞場與垂直應(yīng)力分布如圖5。

1）塑性區(qū)分布特征。由圖5（a）和圖5（b）可知，反井施工硐室圍巖處于大范圍剪切破壞狀態(tài)，其中大斷面硐室頂板破壞深度約為24 m，兩幫破壞深度為13.5 m；常規(guī)斷面硐室頂板破壞深度約為7.3 m，兩幫破壞深度為4.5 m，部分處于拉伸破壞，頂部破壞深度大，需要對頂部強化支護控制。

圖5 塑性區(qū)與垂直應(yīng)力分布Fig.5 Plastic zone and vertical stress distribution

2）垂直應(yīng)力分布特征。由圖5（c）和圖5（d）可知，反井施工硐室底板與兩幫淺部煤體均處于應(yīng)力釋放狀態(tài)，平均應(yīng)力約為1 MPa，表明硐室周圍淺部圍巖已經(jīng)發(fā)生了嚴(yán)重破裂損傷；對于大斷面硐室而言，從硐室?guī)捅砻骈_始，應(yīng)力呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢，距巷幫表面14 m 處達(dá)到峰值應(yīng)力35 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為1.06；對于常規(guī)斷面硐室而言，應(yīng)力亦呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢，距巷幫表面9 m 處達(dá)到峰值應(yīng)力，峰值應(yīng)力為40.6 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為1.23。

3 大斷面硐室圍巖控制原理與技術(shù)

3.1 大斷面硐室圍巖控制原理

1）該礦反井施工硐室頂板巖層為軟弱巖層，強度較低，頂板巖層受擾動影響較大，因此頂板出現(xiàn)顯著下沉變形，立井開挖與硐室尺寸變化，為硐室頂板巖層水平運動提供了移動空間，致使硐室頂部發(fā)生顯著水平位移，呈現(xiàn)出向硐室豎向中心線擠壓狀態(tài)[17-18]。

2）反井施工硐室大斷面區(qū)段因其尺寸較大，開挖過程中形成空間大，因此頂板垂直位移遠(yuǎn)大于常規(guī)斷面硐室；立井的反井施工為大斷面硐室頂板巖層水平運動提供了充足的空間，因此其水平位移亦是大于常規(guī)斷面硐室。

3.2 李家壕礦大斷面硐室圍巖控制技術(shù)

基于該礦生產(chǎn)地質(zhì)條件和反井施工硐室圍巖變形破壞規(guī)律，對反井施工硐室不同斷面區(qū)段采用不同支護方案，反井施工硐室支護方案如圖6。

圖6 反井施工硐室支護方案Fig.6 Chamber support scheme for raise shaft construction

李家煤礦大斷面硐室頂幫使用φ20 mm×2 500 mm 左旋螺紋鋼錨桿，頂板錨桿間排距為1 000 mm×1 000 mm，采用φ14 mm 圓鋼焊制鋼筋梯子梁連接，采用φ21.6 mm×8 000 mm 錨索對頂板進行強化支護，間距為2 000 mm。兩幫錨桿間排距為800 mm×1 000 mm，垂直兩幫布置。

李家壕礦常規(guī)斷面硐室頂幫使用φ16 mm×2 000 mm 圓鋼錨桿，間排距為1 100 mm×1 000 mm；硐室頂部使用φ21.6 mm×6 500 mm 錨索進行強化支護，排距2 000 mm，與錨桿交錯布置。反井施工硐室采用分次開挖分次支護，常規(guī)斷面硐室一次成形?，F(xiàn)場具體實施過程為：常規(guī)斷面硐室開挖→常規(guī)斷面硐室支護→大斷面硐室開挖第1 層→大斷面硐室支護第1 層→大斷面硐室開挖第2 層→大斷面硐室支護第2 層。

3.3 圍巖控制效果數(shù)值分析

采用FLAC 中“cable”結(jié)構(gòu)單元模擬錨桿（索），錨桿（索）單元的力學(xué)和幾何參數(shù)見表2。支護方案模擬圖如圖7，支護條件下硐室水平、垂直位移如圖8，支護條件下硐室圍巖塑性區(qū)分布如圖9。

表2 錨桿（索）力學(xué)參數(shù)Table 2 Mechanical parameters of anchor rod（cable）

圖7 支護方案模擬圖Fig.7 Simulation diagram of support scheme

圖8 支護條件下硐室水平、垂直位移Fig.8 Horizontal and vertical displacement of chamber under support conditions

圖9 支護條件下硐室圍巖塑性區(qū)分布Fig.9 Distribution of plastic zone of chamber surrounding rock under support conditions

由圖8（a）和圖8（b）可知：在進行支護條件下，大斷面硐室垂直位移為461 mm，相比無支護條件，減少989 mm，約68%；常規(guī)斷面硐室亦呈減小趨勢，減少471 mm，約為93%。由圖8（c）和圖8（d）可知：大、常規(guī)斷面馬頭門水平位移分別為41、9.6 mm，分別減少了148、13.4 mm。硐室頂板錨桿（索）交錯布置，與淺部頂板圍巖共同作用形成承載拱結(jié)構(gòu)，提高了頂板圍巖強度，進而有效減少了頂板圍巖垂直與水平位移。

由圖9 可知：支護條件下大斷面、常規(guī)斷面硐室圍巖處在剪切破壞狀態(tài)，相比未支護條件，剪切破壞的范圍有所減小；大斷面、常規(guī)斷面硐室頂板破壞深度分別為10、5.6 m，同比減少14、1.7 m，兩幫破壞深度分別為7.4、3.7 m，同比減少6.1、0.8 m。錨桿（索）通過與深部完整圍巖錨固作用，為頂板及兩幫淺部圍巖提供壓應(yīng)力，提高圍巖強度，增強穩(wěn)定性，控制圍巖變形破壞，限制深部圍巖破壞擴展，降低塑性區(qū)范圍。

3.4 圍巖控制效果

李家壕礦二水平回風(fēng)立井延深段反井施工硐室在實際掘進過程中，將上述支護方案進行應(yīng)用。經(jīng)硐室掘進一段時間后，常規(guī)斷面硐室頂板及兩幫變形逐漸趨于穩(wěn)定，硐室頂?shù)装遄冃瘟炕究刂圃? mm/d 內(nèi)；大斷面硐室頂板累積下沉值為132 mm，兩幫相對位移累積值為74 mm，底板無明顯鼓起現(xiàn)象，均在可控范圍內(nèi)，可以看出李家壕礦二水平回風(fēng)立井延深段反井施工硐室圍巖控制效果良好。

4 結(jié) 語

1）李家壕礦二水平回風(fēng)立井延深段反井施工硐室頂板巖層巖性較軟，強度低，是導(dǎo)致其圍巖變形破壞的主要影響因素，立井開挖與硐室尺寸變化也是影響硐室變形破壞的重要因素。

2）反井施工硐室最大垂直位移均發(fā)生在頂板處，大斷面、常規(guī)斷面硐室垂直位移分別為1 450、505 mm，大斷面硐室開挖空間大，圍巖受擾動大，并且其頂板巖層處在立井開挖形成的塑性區(qū)內(nèi)，故出現(xiàn)大斷面硐室頂板垂直位移遠(yuǎn)大于常規(guī)斷面硐室。

3）反井施工硐室最大水平位移發(fā)生在頂板一段距離處，呈現(xiàn)向硐室豎向中心線擠壓狀態(tài)，原因在于頂板巖層較為軟弱，立井開挖與反井施工硐室高度變化為頂板提供了水平運動空間。

4）李家壕反井施工硐室圍巖穩(wěn)定性控制的關(guān)鍵在于強化頂板圍巖控制，并根據(jù)不同硐室斷面尺寸提出不同的支護設(shè)計方案及施工工序，提高了大斷面反井施工硐室圍巖承載能力。