趙南南，齊升龍，閔 祺，劉建群

（1.汶上義橋煤礦有限責(zé)任公司，山東 濟(jì)寧 272100；2.濟(jì)寧能源發(fā)展集團(tuán)有限公司，山東 濟(jì)寧 272100；3.濟(jì)寧礦業(yè)集團(tuán)有限公司 安居煤礦，山東 濟(jì)寧 272000；4.山東科技大學(xué) 能源與礦業(yè)工程學(xué)院，山東 青島 266590）

0 引 言

隨著煤礦開采深度的增加，巷道掘進(jìn)及工作面采掘活動頻繁揭露深部巖體構(gòu)造，使得巷道圍巖穩(wěn)定性更加難以維護(hù)，且圍巖變形失穩(wěn)表現(xiàn)出較為明顯的非線性動力特性，尤其對于軟巖地質(zhì)環(huán)境中，圍巖變形機制及其防控措施將更加復(fù)雜，嚴(yán)重制約礦山的安全高效生產(chǎn)。目前，眾多學(xué)者關(guān)于軟巖巷道穩(wěn)定性問題開展了廣泛的研究工作[1-5]。仇圣華[6]提出了采用注漿錨桿加固-600 水平軟巖回風(fēng)巷的方法，控制圍巖變形；謝榮生等[7]研究分析了“應(yīng)力恢復(fù)、圍巖增強等”主動支護(hù)與“錨桿支護(hù)”等輔助支護(hù)間的相互關(guān)系；Dong wang 等[8]探討分析了軟巖巷道大變形的本質(zhì)原因，設(shè)計出“恒阻大變形錨桿、底板注漿與鋼筋網(wǎng)”等相耦合的支護(hù)方案，有效的控制了巷道圍巖深部變形；李學(xué)彬[9]結(jié)合軟巖巷道圍巖物質(zhì)組成，提出了錨桿與鋼管混凝土耦合支護(hù)方案；高振勇等[10]系統(tǒng)分析了軟巖巷道原支護(hù)參數(shù)的不合理性，提出了巷道高強度的穩(wěn)定性優(yōu)化支護(hù)方案；楊本生等[11]采用非連續(xù)“雙殼”控制理論，提出了“U 型鋼與錨桿錨索注漿”相耦合的控制技術(shù)。對于軟巖巷道而言，深部巖體地質(zhì)構(gòu)造復(fù)雜，圍巖自身承載能力差，均增加了維護(hù)巷道穩(wěn)定性的難度，往往出現(xiàn)多次修復(fù)施工。為此，本文以陽城煤礦3301 工作面開拓軟巖大巷為研究對象，采用現(xiàn)場調(diào)研、數(shù)值模擬與現(xiàn)場驗證相結(jié)合的方法，探討分析開采擾動下巷道圍巖力學(xué)特性及其斷層控制區(qū)應(yīng)力演化特征，提出軟巖巷道優(yōu)化支護(hù)方案，從而保障巷道的穩(wěn)定性。

1 概 況

陽城煤礦南翼大巷布置于3 號煤層頂板，煤層平均厚度為7.78 m，巷道底板標(biāo)高-650 m，地面標(biāo)高為+38.50 m，巖層為走向北東，傾向南東的單斜構(gòu)造，巖層傾角20°～30°，平均25°，且受斷層DF54 的影響。巷道穿越多個軟弱巖層，圍巖強度低、泥化程度高，地應(yīng)力方向與巷道的延伸方向近似垂直，且受鄰近3301 工作面開采影響，該工作面布置長度為110 m，開采長度為1 200 m，并采用綜采放頂煤開采法和全部垮落法管理頂板，平面布置如圖1 所示。

圖1 南翼大巷與3301 工作面平面布置Fig.1 Layout of South wing roadway and No.3301 Face

3301 工作面回采引起的上覆巖層彎曲下沉、斷裂等劇烈運動對南翼大巷圍巖的穩(wěn)定性造成影響，需強化支護(hù)強度，以確保巷道穩(wěn)定性。該區(qū)域內(nèi)煤巖層頂?shù)装鍘r性特征見表1。

表1 煤層頂?shù)装鍘r性特征Table 1 Lithology of coal floor and roof

南翼大巷斷面形狀為直墻半圓拱形，墻高為1.8 m，拱高2.4 m，凈寬4.8 m，采用錨網(wǎng)索梁與棚噴聯(lián)合支護(hù)作為永久支護(hù)，其中巷道頂部與幫部均采用φ20 mm×2 400 mm 高強預(yù)應(yīng)力錨桿，間排距為800 mm×800 mm，錨索采用φ17.8 mm×6 300 mm 錨索，間排距為1 600 mm×1 600 mm。在3301 工作面回采過程中，監(jiān)測到南翼大巷的頂?shù)装搴拖飵妥畲笪灰屏糠謩e為477 mm 和343 mm，巷道已經(jīng)發(fā)生了嚴(yán)重變形，制約了礦井的安全高效生產(chǎn)。

2 軟巖巷道圍巖變形機制探究

2.1 巷道賦存地質(zhì)環(huán)境誘發(fā)變形

巷道賦存的地質(zhì)環(huán)境是決定圍巖穩(wěn)定的關(guān)鍵因素，且直接控制著巷道施工及其維護(hù)成本。掌握巷道賦存地質(zhì)環(huán)境特征是開展巷道穩(wěn)定性研究的前提條件，如查明地應(yīng)力方向及其量級，避開高地應(yīng)力區(qū)域或者巷道延伸方向與地應(yīng)力方向之間的夾角控制在合理的范圍內(nèi)，盡量消除或減弱地應(yīng)力對巷道圍巖穩(wěn)定性的影響。

同時，隨著煤層開采深度的增加，使得布置巷道深度隨之增加，深部煤巖體與淺部煤巖體相比更突出具有漫長的地質(zhì)歷史背景和近現(xiàn)代地質(zhì)環(huán)境特征的復(fù)雜地質(zhì)材料，在該地質(zhì)環(huán)境下，深部巷道變形特征更具復(fù)雜性，使得其施工及維護(hù)的難度進(jìn)一步增加。

此外，由南翼大巷賦存巖性特征可知，巷道頂?shù)装鍘r性幾乎均為泥巖，圍巖整體承載能力較弱，工作面回采過程中的頂板運動極易誘發(fā)巷道圍巖中裂隙發(fā)育與擴(kuò)展，將使圍巖結(jié)構(gòu)特征進(jìn)一步劣化，從而誘發(fā)巷道發(fā)生大變形及支護(hù)失效的現(xiàn)象。

2.2 工作面采動應(yīng)力誘發(fā)巷道變形

經(jīng)綜合分析南翼大巷地質(zhì)條件及其鄰近工作面回采實踐，巷道圍巖所受力主要包括斷層構(gòu)造應(yīng)力、采動應(yīng)力及其上覆巖層自重3 個部分，其中斷層構(gòu)造應(yīng)力和采動應(yīng)力改變了巷道圍巖的應(yīng)力分布狀態(tài)，使區(qū)域內(nèi)圍巖應(yīng)力集中程度增加，易誘發(fā)圍巖薄弱部分發(fā)生變形失穩(wěn)現(xiàn)象。為了便于分析3 種應(yīng)力疊加對巷道圍巖變形的影響，采用FLAC3D 軟件建立受斷層構(gòu)造及工作面采動對巷道穩(wěn)定性影響的數(shù)值模型，模型規(guī)格長×寬×高=151 m×230 m×100 m，模型上部邊界施加覆巖荷載17.5 MPa，其它邊界施加固定約束，如圖2 所示。

圖2 斷層構(gòu)造區(qū)工作面采動巷道穩(wěn)定性數(shù)值計算模型Fig.2 Numerical calculation model of mining roadway stability in working face of fault structure area

2.2.1 開采范圍內(nèi)圍巖力學(xué)特性

依據(jù)3301 工作面回采計劃，分別選取工作面距斷層80、60、40、20 m 數(shù)值計算結(jié)果，分析工作面推進(jìn)過程中開采范圍內(nèi)圍巖應(yīng)力分布特征，探討重新分布的高圍巖應(yīng)力誘發(fā)巷道變形規(guī)律，如圖3～圖6 所示。

圖3 工作面距斷層80 m時圍巖垂直應(yīng)力與垂直位移分布Fig.3 The vertical stress and vertical displacement distribution of surrounding rock with the working face 80 m away from the fault

圖4 工作面距斷層60 m時圍巖垂直應(yīng)力與垂直位移分布Fig.4 The vertical stress and vertical displacement distribution of surrounding rock with the working face 60 m away from the fault

圖5 工作面距斷層40 m時圍巖垂直應(yīng)力與垂直位移分布Fig.5 The vertical stress and vertical displacement distribution of surrounding rock with the working face 40 m away from the fault

圖6 工作面距斷層20 m時圍巖垂直應(yīng)力與垂直位移分布Fig.6 The vertical stress and vertical displacement distribution of surrounding rock with the working face 20 m away from the fault

分析可知，隨著工作面不斷向斷層推進(jìn)，開采范圍內(nèi)圍巖應(yīng)力顯著增加，尤其是采場圍巖應(yīng)力的增加使大巷圍巖應(yīng)力依次增加了1.60 倍、2.23 倍、2.33 倍和2.45 倍。

巷道圍巖應(yīng)力的增加已超過了圍巖的極限承載能力，并儲存了大量能量。此時巷道支護(hù)難以維護(hù)巷道原有的空間斷面形式，將以圍巖大變形的形式釋放能量，改變圍巖應(yīng)力的集中狀態(tài)，從而達(dá)到新的平衡狀態(tài)。

2.2.2 斷層構(gòu)造應(yīng)力分布特性

選取工作面距斷層80、60、40、20 m 時數(shù)值計算文件，獲得如圖7 所示的斷層圍巖應(yīng)力分布。

圖7 工作面推進(jìn)時斷層圍巖應(yīng)力分布Fig.7 Stress distribution of surrounding rock with working face advancing the fault

隨著工作面不斷向斷層推進(jìn)，斷層圍巖應(yīng)力重新分布集中，應(yīng)力集中系數(shù)分別為1.77、2.37、2.59 和2.75，斷層上、下盤出現(xiàn)較大應(yīng)力差，使斷層兩側(cè)圍巖發(fā)生相對滑移的可能性增加，誘發(fā)斷層控制區(qū)大巷圍巖發(fā)生大變形，危害巷道的穩(wěn)定性。

3 軟巖巷道支護(hù)優(yōu)化方案

綜合分析巷道地質(zhì)條件、支護(hù)參數(shù)及工作面開采過程中采場圍巖應(yīng)力演化規(guī)律，引起軟巖巷道發(fā)生大變形的主要原因是圍巖自身承載能力差、原巷道支護(hù)參數(shù)設(shè)計不合理，難以充分發(fā)揮支護(hù)設(shè)計的錨固作用。同時，復(fù)雜的地質(zhì)條件、工作面開采速度和開采布置順序、頂板管理方式也會誘發(fā)巷道發(fā)生大變形。為此，對該大巷圍巖支護(hù)參數(shù)在原支護(hù)方案的基礎(chǔ)上重新進(jìn)行設(shè)計，見表2。

表2 巷道支護(hù)參數(shù)優(yōu)化方案Table 2 Optimization scheme of roadway support parameters

4 支護(hù)效果驗證

為驗證軟巖大巷圍巖的支護(hù)優(yōu)化效果，在工作面開采前方150 m 位置處布設(shè)巷道頂?shù)装遄冃瘟亢拖飵鸵平勘O(jiān)測點，采用十字測量法進(jìn)行監(jiān)測，直至工作面推過監(jiān)測斷面為止結(jié)束監(jiān)測，監(jiān)測點布置如圖8 所示。

圖8 巷道圍巖變形監(jiān)測點布置Fig.8 Monitoring point layout of roadway surrounding rock deformation

通過對巷道頂?shù)装寮捌湎飵鸵平勘O(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行整理，繪制出支護(hù)參數(shù)優(yōu)化前后巷道圍巖變形曲線，如圖9 所示。

由圖9 分析可知，巷道支護(hù)優(yōu)化后的圍巖變形遠(yuǎn)小于原支護(hù)方案下圍巖變形，其中優(yōu)化前后巷道頂?shù)装遄畲笠平亢拖锏雷畲笞冃瘟糠謩e為61.71 mm 和20.0 mm、131.07 mm 和79.0 mm，分別相對減少了52.92%和74.68%。支護(hù)優(yōu)化后巷道圍巖變形得到有效控制，圍巖支護(hù)效果較好。

5 結(jié) 論

（1） 根據(jù)軟巖巷道圍巖特征及工作面開采實踐，數(shù)值模擬分析了工作面采動過程中軟巖巷道應(yīng)力和變形特征，并分析了采動誘發(fā)斷層活化對巷道圍巖變形的影響。得出巷道圍巖自身承載能力弱、原支護(hù)參數(shù)設(shè)計不合理是巷道發(fā)生大變形的主要因素。

（2） 經(jīng)綜合分析巷道原支護(hù)參數(shù)及圍巖應(yīng)力和變形特征，提出了軟巖巷道高強支護(hù)的優(yōu)化方案。

（3） 現(xiàn)場驗證表明，巷道在優(yōu)化后高強支護(hù)維護(hù)下頂?shù)装鍑鷰r變形量和巷幫移近量分別相對減少了52.92%和74.68%，圍巖變形得到有效控制，保障了巷道的穩(wěn)定性。