惠凡光 ，潘興松 ，孔祥玉 ，王 閣 ，孫啟果 ，周寶龍

（1.兗礦能源集團(tuán)股份有限公司 東灘煤礦，山東 濟(jì)寧 273500；2.泰安泰爍巖層控制科技有限公司，山東 泰安 271000）

軟弱夾層是在巖體內(nèi)部形成的層狀或帶狀的軟弱薄層，含軟弱夾層巷道的強(qiáng)度低、變形量大，在高應(yīng)力作用下會(huì)出現(xiàn)夾層壓縮、巖層錯(cuò)動(dòng)、擠壓變形等現(xiàn)象，造成巷道的整體穩(wěn)定性顯著降低[1-3]。大量工程實(shí)踐表明，分布于巷道圍巖中的軟弱夾層，制約著整個(gè)巷道圍巖變形破壞發(fā)生和發(fā)展過程，對(duì)巷道圍巖穩(wěn)定起著決定性作用，研究軟弱夾層對(duì)巷道穩(wěn)定性影響規(guī)律具有重要意義。盡管軟弱夾層在我國煤系地層中分布不算廣泛[4]，但是由于其極易造成巷道圍巖大變形，影響巷道正常使用，對(duì)其破壞機(jī)理研究對(duì)于保障巷道安全生產(chǎn)具有現(xiàn)實(shí)意義。

關(guān)于巷道軟弱夾層的研究成果較為豐富：文獻(xiàn)[5]研究了含軟弱夾層頂板采動(dòng)巷道圍巖破裂形態(tài)及垮頂機(jī)理，結(jié)果表明巷道頂板整體的破裂形態(tài)主要取決于軟弱夾層厚度破壞狀態(tài)及其下位堅(jiān)硬巖層物理力學(xué)性質(zhì)；文獻(xiàn)[6]采用相似材料模擬研究了軟弱夾層位置與錨固區(qū)范圍對(duì)頂板支護(hù)效果的影響，得到了當(dāng)軟弱夾層處在錨固區(qū)內(nèi)頂板穩(wěn)定，軟弱夾層在錨固區(qū)外時(shí)頂板破壞嚴(yán)重的結(jié)論；文獻(xiàn)[7-8]還對(duì)軟弱夾層不同位置對(duì)巷道圍巖變形的影響規(guī)律開展研究；文獻(xiàn)[9]利用理論和數(shù)值模擬手段研究了頂板軟弱夾層的變形特征及其對(duì)圍巖穩(wěn)定性的影響規(guī)律；文獻(xiàn)[10]針對(duì)不同傾角軟弱夾層開展相似材料模擬，提出軟弱夾層傾角越大，越容易發(fā)生滑移，圍巖穩(wěn)定性越差；文獻(xiàn)[11-12]將斷層破碎帶內(nèi)的巷道圍巖看作散體碎塊，研究斷層破碎帶的變形特征及力學(xué)機(jī)制，認(rèn)為斷層破碎帶的冒空區(qū)尺寸與巷道高度、寬度、側(cè)向應(yīng)力系數(shù)、似內(nèi)摩擦角有關(guān)；還有文獻(xiàn)對(duì)含軟弱夾層的支護(hù)方案進(jìn)行了研究[13-15]。已有關(guān)于軟弱夾層條件下的研究成果主要集中在頂板，但是關(guān)于煤幫側(cè)軟弱夾層的破壞機(jī)理還有待深入。為此，以東灘煤礦3308 工作面軌道巷為研究背景，分析含軟弱夾層煤幫的大變形特征，研究其剪切應(yīng)變率和剪切破壞機(jī)理，得到剪切破壞表達(dá)式，闡明內(nèi)摩擦角和黏聚力對(duì)剪切破壞的影響規(guī)律，揭示含軟弱夾層煤柱的破壞機(jī)理，提出針對(duì)性的控制原則，研究成果可為類似地質(zhì)條件下的巷道支護(hù)設(shè)計(jì)提供一定參考。

1 工程地質(zhì)條件

東灘煤礦3308 工作面開采3#煤層，埋深400 m，厚度7.30～8.90 m，平均厚度8.1 m，采用綜放采煤工藝開采，鄰近3307 工作面已回采。軌道巷沿3#煤底板掘進(jìn)，直接底為厚0.8～1.58 m 的粉砂巖，普氏系數(shù)f=5～7；基本底為厚5.25～14.58 m 的細(xì)砂巖，普氏系數(shù)f=5～7。底板上方2.8～3.2 m 處含1層泥巖夾矸，厚0～0.2 m，層理發(fā)育且滑面接觸。3308 工作面軌道巷與3307 工作面采空區(qū)留設(shè)4.5 m 的區(qū)段隔離煤柱，3307 工作面回采完畢，3308工作面軌道巷掘進(jìn)結(jié)束，目前處在回采狀態(tài)。

3308 工作面軌道巷采用矩形斷面，長寬分別為5.1 m 和4.1 m。初始設(shè)計(jì)采用“頂板高強(qiáng)左旋無縱肋錨桿+T 型鋼帶+頂板點(diǎn)錨索，兩幫左旋等強(qiáng)錨桿+錨索+T 型鋼帶”的支護(hù)形式。巷道頂部布置7 根規(guī)格為 φ22 mm×2 400 mm 的左旋無縱筋高強(qiáng)度螺紋鋼樹脂錨桿，兩幫各布置5 根規(guī)格為φ20 mm×2 200 mm 的左旋全螺紋錨桿，頂部錨桿間排距750 mm×800 mm，幫錨桿間排距900 mm×800 mm。頂部錨索隔排布置在巷中及左右鋼帶端頭以里500 mm 位置，錨索布置在鋼帶之間，排距1 600 mm，幫部錨索隔排布置在兩幫鋼帶之間頂板以下位置處。支護(hù)方案如圖1。

圖1 3308 工作面軌道巷支護(hù)示意圖Fig.1 Track gateway support scheme of 3308 working face

2 幫部大變形特征

2.1 數(shù)值模擬結(jié)果分析

為深入研究軟弱夾層影響下的煤幫大變形特征，基于3308 工作面軌道巷的工程地質(zhì)條件，利用FLAC3D數(shù)值軟件進(jìn)行了模擬。

模型共取5 個(gè)地層，為方便建模，提高運(yùn)算效率，對(duì)模型尺寸進(jìn)行了適當(dāng)調(diào)整，調(diào)整后模型尺寸（x×y×z）為115 m×100 m×43 m，軌道巷尺寸（寬×高）為5.1 m×4.1 m。模型上部設(shè)置為應(yīng)力邊界，施加9.5 MPa 的垂直應(yīng)力，側(cè)壓系數(shù)為0.5；模型的兩邊與底部采用位移邊界條件，模型示意圖如圖2。

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

模型中煤與圍巖均采用莫爾-庫倫本構(gòu)模型。數(shù)值分析中的巖石力學(xué)參數(shù)綜合煤巖力學(xué)試驗(yàn)及現(xiàn)場實(shí)測后所得，各巖層的物理力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 各巖層的物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical mechanical parameters of each rock stratum

為監(jiān)測軌道巷兩幫的水平位移，在工作面前方0、5、10、15 m 布置的水平位移測點(diǎn)，監(jiān)測點(diǎn)及支護(hù)布置示意圖如圖3。

圖3 監(jiān)測點(diǎn)及支護(hù)布置示意圖Fig.3 Schematic of monitoring points and support layout

2.1.1 煤幫位移規(guī)律

超前距離對(duì)煤幫水平位移的影響如圖4。

圖4 超前距離對(duì)煤幫水平位移的影響Fig.4 Effect of lead distance on horizontal displacement of coal wall

巷道兩幫圍巖的水平位移在工作面超前支承壓力影響下均出現(xiàn)了中間大、上下位置小的情況，這是由于幫部圍巖上、下部在變形過程中會(huì)受到來自頂?shù)装宓哪Σ良s束，兩幫中部的摩擦效應(yīng)減弱。另外，回采側(cè)煤幫和采空側(cè)煤幫的變形規(guī)律基本一致，僅在回采側(cè)煤幫上部的水平位移有所差異?？拷煽諈^(qū)側(cè)的上部煤幫水平位移量為16 mm，而在回采側(cè)煤幫上部的水平位移為-3 mm，出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是3307 工作面回采結(jié)束之后，采空區(qū)頂板的垮落帶動(dòng)3308 軌道巷頂板向采空區(qū)側(cè)的旋轉(zhuǎn)下沉，頂板給定變形會(huì)擠壓煤幫，3308 軌道巷小煤柱側(cè)有向巷道運(yùn)動(dòng)的趨勢，而回采側(cè)煤幫上部可能會(huì)在頂板旋轉(zhuǎn)下沉過程中向回采側(cè)運(yùn)動(dòng)，體現(xiàn)在數(shù)值位移量上面是負(fù)數(shù)。

回采側(cè)煤幫和煤柱側(cè)的水平位移峰值均在夾層位置附近，之后向頂角和底角逐漸降低，此現(xiàn)象說明煤層中賦存的軟弱夾層對(duì)于煤幫水平方向的大變形有重要影響，也是巷道圍巖變形的薄弱位置。超前工作面不同位置的煤幫水平位移變化不大，回采側(cè)煤幫水平位移隨著遠(yuǎn)離工作面而逐漸減小，煤柱側(cè)在超前工作面10 m 處的水平位移最大，其原因可能與3307 工作面頂板破斷有關(guān)。

2.1.2 錨桿和錨索承載情況

錨桿、錨索的支護(hù)排距分別為0.8 m 和1.6 m。錨桿軸向應(yīng)力分布及破壞狀態(tài)如圖5。

圖5 錨桿軸向應(yīng)力分布及破壞狀態(tài)Fig.5 Axial stress distribution and failure state of cable

從圖5（a）可以看出：工作面前方由于受到超前支承壓力影響，巷幫大變形導(dǎo)致錨桿、錨索的軸向應(yīng)力值也較大，最大軸向應(yīng)力值達(dá)到了277 MPa，但是遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于錨桿（索）桿體的抗拉強(qiáng)度，因此錨桿（索）桿體不會(huì)發(fā)生拉破壞。

從圖5（b）可以看出：3307 運(yùn)輸巷右?guī)湾^桿及錨索全部發(fā)生了拉伸破壞，3308 軌道巷左幫軟弱夾層區(qū)域的錨桿及錨索也發(fā)生了破壞，多數(shù)錨桿的破壞位置發(fā)生在錨桿尾部。錨索的破壞區(qū)域（破壞5 根）位于超前工作面8 m 范圍內(nèi)，而錨桿的破壞區(qū)域（破壞14 根）位于超前工作面10 m 范圍內(nèi)。

通過上面的現(xiàn)象可以看出，在含軟弱夾層煤幫發(fā)生大變形對(duì)錨桿所產(chǎn)生的軸向拉力不足以使錨桿（索）桿體發(fā)生破壞，錨桿（索）承載能力的喪失可能由于錨固區(qū)黏聚力低或尾部脫錨。

2.2 現(xiàn)場煤幫變形情況

由于受相鄰工作面采動(dòng)應(yīng)力擾動(dòng)、幫部弱膠結(jié)泥巖夾層以及現(xiàn)有支護(hù)設(shè)計(jì)針對(duì)性差等綜合因素影響，軌道巷沿軟弱面兩幫整體移近位移較大，巷道表面破碎嚴(yán)重，局部頂板出現(xiàn)明顯的下沉現(xiàn)象。為保證正常推采，頂板采用錨索+U 型鋼棚進(jìn)行局部補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)，回采側(cè)擴(kuò)刷錨桿+錨索+T 型鋼帶補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)，但巷道頂板及兩幫變形現(xiàn)象并未得到有效解決，嚴(yán)重影響了采煤工作面的正常推進(jìn)。從局部補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)后的現(xiàn)場情況可知，在回采側(cè)煤幫軟弱夾層附近出現(xiàn)了大變形特征，網(wǎng)兜明顯。

3 煤幫大變形機(jī)理

3.1 煤柱剪切破壞數(shù)值分析

剪切應(yīng)變率是衡量剪切變形的重要指標(biāo)，工作面前方不同位置處煤柱的剪切應(yīng)變率如圖6。

圖6 超前距離對(duì)煤柱剪切應(yīng)變率分布的影響Fig.6 Effect of ahead distance on shear strain rate distribution of coal pillar

由圖6 可以看出：煤柱剪切應(yīng)變率隨超前工作面距離的增加而增大，超前工作面10 m 時(shí)達(dá)到最大，隨后開始變??；在工作面位置，煤柱軟弱夾層位置處剪切應(yīng)變率最大，而其他部位的則較??；超前工作面5 m 時(shí)，煤柱軟弱夾層位置的剪切應(yīng)變率進(jìn)一步增大，煤柱左下角部位的剪切應(yīng)變率也有所增加，但整體沒有形成清晰的剪切帶；超前工作面10 m 時(shí)，煤柱整體剪切應(yīng)變率達(dá)到最大，并且形成了較為清晰的剪切帶；超前工作面15 m 時(shí)，煤柱剪切應(yīng)變率降低，說明超前支承壓作用下，含軟弱夾層容易形成剪切帶，進(jìn)而發(fā)生剪切滑移大變形特征。

3.2 煤柱剪切破壞理論分析

基于數(shù)值模擬剪切應(yīng)變率的結(jié)果可知，在回采過程中，含軟弱夾層煤幫在超前支承壓力作用下會(huì)出現(xiàn)明顯的剪切帶進(jìn)而發(fā)生剪切滑移，出現(xiàn)大變形。為從理論上揭示其剪切破壞機(jī)理，采用等效化理論[16-17]，將軟弱夾層巖體等效為均質(zhì)巖體進(jìn)行力學(xué)分析，建立的等效力學(xué)模型如圖7。圖中：h1為上煤層的厚度；hw為夾層的厚度；h3為下煤層的厚度；λ1、λw、λ3分別為各層厚占總層厚的比例。

圖7 等效力學(xué)模型圖Fig.7 Equivalent mechanical model

根據(jù)文獻(xiàn)[16]，將含軟弱夾層的層狀復(fù)合巖石的應(yīng)力狀態(tài)定義為：

式中： σ(e)為復(fù)合巖層等效應(yīng)力的應(yīng)力張量；σ(1)、σ(2)、σ(3)分別為各巖層的應(yīng)力張量。

在常規(guī)三軸應(yīng)力狀態(tài)下，含軟弱夾層煤柱各分層在(x,y)平面發(fā)生失穩(wěn)破壞時(shí)，由式(1)可推出：

各分層的抗剪強(qiáng)度可表示為：

式中： τ(i)為各分層上的剪應(yīng)力； σ(i)為各分層上的正應(yīng)力； φi為各分層的內(nèi)摩擦角；ci為各分層的黏聚力。

在(x,y)平面上，上式又可以表示為：

當(dāng)各分層均發(fā)生剪切破壞時(shí)，則有：

根據(jù)式(2)，可將上式表示為：

若煤柱發(fā)生垂直分層的剪切破壞，此時(shí)α=90°，則上式可以簡化為：

式（10）給出了含軟弱夾層煤柱各分層的黏聚力和內(nèi)摩擦角與系數(shù)A、B的關(guān)系。結(jié)合主應(yīng)力表示的Mohr-Coulomb 強(qiáng)度破壞準(zhǔn)則，又可將系數(shù)A、B表達(dá)為：

由式（11）可得含軟弱夾層煤柱在垂直方向破壞的最大等效黏聚力cmax和內(nèi)摩擦角φmax，即：

而含軟弱夾層煤柱的最小等效黏聚力cmin和內(nèi)摩擦角φmin為其沿著層理方向的黏聚力cw和內(nèi)摩擦角φw，即：

借鑒文獻(xiàn)[18]中的方法，可得含軟弱夾層巖體任一剪切面上的黏聚力和內(nèi)摩擦角，如式(14)：

將式（14）代入Mohr-Coulomb 破壞準(zhǔn)則，得到含軟弱夾層巖體發(fā)生剪切破壞的一般形式：

式中：τ為剪應(yīng)力；σ為拉應(yīng)力。

上式（15）就是推導(dǎo)得到的含軟弱夾層發(fā)生剪切破壞的判據(jù)，表達(dá)式與黏聚力和內(nèi)摩擦角有關(guān)，由于在現(xiàn)場實(shí)踐中，注漿可以改變煤柱的黏聚力和內(nèi)摩擦角，因此，下面分析二者對(duì)于剪切破壞的影響規(guī)律。

3.2.1 內(nèi)摩擦角對(duì)剪切破壞的影響

為研究煤柱內(nèi)摩擦角變化對(duì)其發(fā)生剪切破壞的影響規(guī)律，選取煤柱的內(nèi)摩擦角為30°、31°、32°、33°、34°、35°、36°、37°，黏聚力設(shè)定為2.5 MPa，代入上式（15），依次計(jì)算這幾種不同情形下煤柱各個(gè)截面上的抗剪力及剪力，根據(jù)莫爾-庫侖強(qiáng)度破壞理論，若截面上的剪力大于抗剪力，則該截面發(fā)生剪切破壞。煤柱的垂直應(yīng)力分布如圖8。

圖8 煤柱的垂直應(yīng)力分布Fig.8 Vertical stress distribution of coal pillar

通過數(shù)值模擬結(jié)果可以看出，煤柱上方的垂直應(yīng)力值位于10～ 20 MPa 范圍內(nèi)，不失一般性，此處分析取垂直應(yīng)力為16 MPa。

根據(jù)含軟弱夾層巖體發(fā)生剪切破壞的一般形式（式15），編程計(jì)算等效均質(zhì)體在各截面上的抗剪力，計(jì)算截面上剪應(yīng)力與抗剪力的差值，內(nèi)摩擦角對(duì)煤柱剪切破壞的影響見表2。

表2 內(nèi)摩擦角對(duì)煤柱剪切破壞的影響Table 2 Effect of internal friction angles on shear failure of coal pillar

可以看出，增加煤柱內(nèi)摩擦角能夠使原先存在剪切帶的煤柱逐步向不發(fā)生剪切破壞轉(zhuǎn)變。內(nèi)摩擦角對(duì)煤柱剪切破壞的影響如圖9。

圖9 內(nèi)摩擦角對(duì)煤柱剪切破壞的影響Fig.9 Effect of internal friction angle on shear failure of coal pillar

由圖9 可以看出：當(dāng)內(nèi)摩擦角為30°時(shí)，在45°～60°范圍內(nèi)會(huì)出現(xiàn)剪切破壞，形成1 個(gè)范圍為15°的剪切帶；但是當(dāng)內(nèi)摩擦角增加到33°時(shí)，發(fā)生剪切破壞的截面只有50°，剪切范圍明顯變?。焕^續(xù)增大內(nèi)摩擦角煤柱將不會(huì)再發(fā)生剪切破壞?？梢?，通過注漿改性，提高煤柱內(nèi)摩擦角可顯著提升煤柱的穩(wěn)定性。

3.2.2 黏聚力對(duì)剪切破壞的影響

將黏聚力分別設(shè)置為1.8、1.9、2.0、2.1、2.2、2.3、2.4、2.5 MPa，設(shè)定內(nèi)摩擦角為32°，將垂直應(yīng)力16 MPa 代入上式（15），判斷煤柱不同界面上的剪切情況，基于莫爾-庫侖強(qiáng)度破壞理論，判斷其是否發(fā)生剪切破壞。黏聚力對(duì)煤柱剪切破壞的影響見表3。

表3 黏聚力對(duì)煤柱剪切破壞的影響Table 3 Effect of cohesion on shear failure of coal pillar

從表3 可以看出，煤柱黏聚力在1.8～2.0 MPa時(shí)，對(duì)應(yīng)的剪切破壞范圍為[50°, 60°]，黏聚力對(duì)煤柱剪切破壞的影響如圖10。

圖10 黏聚力對(duì)煤柱剪切破壞的影響Fig.10 Effect of cohesion on shear failure of coal pillar

由圖10 可以看出：黏聚力增加到2.1～2.2 MPa 時(shí)，煤柱發(fā)生剪切破壞的范圍縮小為55°，剪切范圍顯著降低；當(dāng)煤柱的黏聚力大于2.3 MPa 時(shí)不發(fā)生剪切破壞?？梢钥闯觯{改性提高煤柱的黏聚力可以有效預(yù)防煤柱發(fā)生剪切破壞。

4 含軟弱夾層煤幫控制原則及工程實(shí)踐

含軟弱夾層煤幫控制原則為：

1）錨索注漿改性。通過注漿改性提高圍巖內(nèi)摩擦角和黏聚力可有效降低剪切帶范圍甚至是完全避免煤柱發(fā)生剪切破壞，因此，在軟弱夾層煤柱加固時(shí)，使用SKZ22/1860-5000 型中空注漿錨索進(jìn)行加固，間排距900 mm×1 350 mm。

2）摩擦讓壓錨桿適應(yīng)大變形及錨桿尾部增錨。由于煤幫出現(xiàn)了大變形特征，在進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)時(shí)，可考慮采用MSGLW-500/22×2800（SKR）抗剪摩擦讓壓錨桿，錨桿規(guī)格 φ22 mm×2 800 mm，螺紋鋼材質(zhì)MG500，間排距900 mm×800 mm。通過對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果分析可以看出，多數(shù)錨桿的支護(hù)失效是由于尾部脫錨，因此在進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)時(shí)，對(duì)錨桿尾部進(jìn)行了增錨處理，防止在錨桿承載過程出現(xiàn)脫錨現(xiàn)象。

3）限位抗剪錨桿補(bǔ)強(qiáng)。剪切破壞機(jī)理表明，在產(chǎn)生剪切破壞時(shí)往往會(huì)形成剪切破壞帶，通過各截面的受力分析，確定剪切帶范圍，參考數(shù)值模擬剪切應(yīng)變率結(jié)果，采用限位抗剪錨桿補(bǔ)強(qiáng)，其原理是強(qiáng)化可能發(fā)生剪切破壞位置的錨桿強(qiáng)度。

基于以上控制原則，在3308 軌道巷進(jìn)行了補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)，除了在兩幫進(jìn)行了補(bǔ)強(qiáng)外，頂板也增打了抗剪摩擦讓壓錨桿。補(bǔ)強(qiáng)前后頂板下沉量對(duì)比如圖11。

圖11 補(bǔ)強(qiáng)前后頂板下沉量對(duì)比Fig.11 Comparison of deformation of roof after reinforcement

由圖11 可以看出：頂板經(jīng)過補(bǔ)強(qiáng)后，距離工作面不同位置截面下降幅度相近，下沉量顯著降低，避免了巷道的多次返修。

5 結(jié) 語

1）兩幫水平位移的峰值在軟弱夾層處，軟弱夾層是煤幫發(fā)生大變形的關(guān)鍵因素，含軟弱夾層煤幫發(fā)生大變形對(duì)錨桿所產(chǎn)生的軸向拉力不足以使錨桿（索）桿體發(fā)生破壞，錨桿（索）承載能力的喪失可能由于錨固區(qū)黏聚力低或尾部脫錨。

2）理論和數(shù)值模擬表明煤柱在應(yīng)力作用下發(fā)生剪切破壞且形成剪切帶，進(jìn)而導(dǎo)致大變形，而提高圍巖內(nèi)摩擦角和黏聚力可使剪切帶范圍減小甚至避免發(fā)生剪切破壞。

3）通過對(duì)錨索注漿改性、摩擦讓壓錨桿適應(yīng)大變形及錨桿尾部增錨、限位抗剪錨桿補(bǔ)強(qiáng)等方案可以實(shí)現(xiàn)對(duì)含軟弱夾層煤幫大變形的有效控制。