磁西煤礦深部高應力巷道變形破壞機理及控制技術

宋偉杰 喬衛國 林登閣 李 偉

(1.山東科技大學土木工程與建筑學院，山東青島266590;2.山東省土木工程防災減災重點實驗室，山東 青島266590)

隨著能源需求量的增加，淺部資源日益減少，國內外礦山都相繼進入深部資源開采狀態［1-3］。采場礦壓劇烈、巷道變形量大且出現流變性、應力集中程度高等現象相繼發生，傳統的支護形式顯然已經難以解決深部高應力巷道支護的難題［4］。有關專家學者針對巷道開挖后圍巖彈塑性狀態進行理論分析，闡述了不同屈服準則對巷道圍巖彈塑性分析的影響，并提出相應控制巷道圍巖變形的技術措施［5-7］。實踐證明，通過不同屈服準則條件下的彈塑性解析解對圍巖破壞特征進行分析，并采用數值模擬進行對比優化，提出適用于深部高應力巷道的錨網索噴聯合支護技術，對保證巷道圍巖長期穩定有著重要的意義［8］。

1 深部高應力巷道變形破壞彈塑性分析

1.1 不同屈服準則條件下的彈塑性解析解

深部高應力巷道開挖之后，圍巖應力會進行重新分布，局部圍巖會由彈性狀態進入塑性狀態，此時必須對巷道圍巖進行彈塑性分析，進而保證巷道的整體性與穩定性，為巷道的支護方案的確定提供依據。為了便于分析，結合工程實際，將此問題簡化為水平布置圓形巷道，半徑ra=1.9 m，原巖應力p0=22.5 MPa，支護阻力pi=1 MPa，圍巖內摩擦角φ =33°，黏聚力c =2.36 MPa，剪切應力G =5 GPa，對此巷道的彈塑性分析分別采用Drucker －Prager 準則(簡稱D－P 準則)、Mohr －Coulomb 準則(簡稱M －C 準則)以及雙剪應力準則進行對比分析，探究支護阻力pi、內摩擦角φ 以及黏聚力c 對巷道變形破壞的影響，從更全面的角度，對巷道的圍巖的力學狀態加以分析。

根據文獻［6］，采用D －P 屈服準則進行分析，經計算得出塑性區半徑Rp和up塑性區徑向位移分別為

在平面應變條件下，巖體進入塑性狀態時，中間主應力系數取n=0.5;其中

α 和k 表示D－P 屈服準則常數。

根據文獻［7］，采用統一強度理論進行分析。b為統一強度理論參數，不同的b 值對應不同的強度準則，b=0 時退化為M－C 強度準則，b =1 時為雙剪應力強度準則。經計算得出塑性區半徑R 和塑性區徑向位移u 分別為

其中，py為圍巖彈性極限荷載解析解，Y、C0、α 為中間參數。

1.2 深部高應力巷道變形破壞定量分析

根據式(1)、式(2)和式(3)、式(4)基于D－P 準則、M－C 準則以及雙剪應力準則對深部高應力巷道變形破壞演化規律進行分析。在3 種不同屈服準則下的支護阻力pi、內摩擦角φ 和黏聚力c 對圍巖塑性區半徑R 和位移u 的影響，其關系曲線分別如圖1 ～圖3 所示。

圖1 支護阻力與塑性區半徑及位移的關系曲線Fig.1 Relation curves between support resistance and radius of plastic zone，displacement

分析圖1 可知:對于3 種屈服準則，隨著支護阻力pi的增大，圍巖塑性區半徑R 和位移u 均逐漸減小。其中塑性區半徑R 和位移u 最大的為D －P 準則解，M－C 準則解次之，雙剪應力準則解最小;D－P準則解變化率較大，當支護阻力pi由0 MPa 至3 MPa過程中，塑性區半徑縮小了1.13 m，塑性區位移減少了5 mm。

分析圖2 和圖3 可知:對于3 種屈服準則，塑性區半徑R 及位移u 與內摩擦角φ 和黏聚力c 的變化關系基本一致，均隨著內摩擦角φ 和黏聚力c 的增大而逐漸減小。當內摩擦角φ 超過30°或黏聚力c 超過4 MPa 時，三者的塑性區半徑R 及位移u 結果比較接近且趨于平緩。

綜合以上，在考慮3 種屈服準則的情況下，圍巖塑性區半徑R 和位移u 均隨著支護阻力pi、內摩擦角φ 和黏聚力c 的增大逐漸減小。其中，M－C 屈服準則沒有考慮中間主應力對巷道的影響，雙剪應力強度準則充分考慮了中間主應力對巷道圍巖的破壞作用，D－P 屈服準則同時考慮了中間主應力和靜水壓力的影響，總體上3 種屈服準則解差異性不大，但D －P屈服準則更接近工程實際且更加準確。

圖2 內摩擦角與塑性區半徑及位移的關系曲線Fig.2 Relation curves between internal friction angel and radius of plastic zone，displacement

圖3 黏聚力與塑性區半徑及位移的關系曲線Fig.3 Relation curves between cohesive force and radius of plastic zone，displacement

2 FLAC3D數值模擬

2.1 數值模擬模型建立

本研究采用FLAC3D模擬峰峰集團磁西煤礦－890 m進風行人大巷，研究不同支護方式對巷道的支護效果，模擬區域為長×寬×高=50 m×30 m×30 m，共劃分158 000 個單元和164 679 個節點，建立的FLAC3D模擬模型如圖4 所示。本模型限制側面的水平移動，固定底面位移并在上表面施加21.75 MPa 的垂直荷載模擬上覆巖體自重應力。模型巖層的劃分以巷道工程地質綜合柱狀圖為依據，在實驗室應用MTS 巖石伺服試驗機對巖石材料進行三軸抗壓實驗獲取其物理力學性質的參數如表1 所示，綜合巷道變形破壞彈塑性分析結果，采用D－P 破壞準則分析深部高應力巷道在不同支護方式作用下圍巖開挖后的變形特性。

圖4 三維數值模擬模型Fig.4 Three-dimensional numerical simulation model

表1 巷道圍巖力學性質測試結果Table 1 Mechanical properties of the surrounding rock of roadway

2.2 數值模擬結果

分別采用錨噴、錨網噴、錨網索噴3 種支護方案進行數值模擬，獲得不同支護方案的圍巖變形曲線如圖5 所示。從整體來看，巷道圍巖底板、頂板及右幫的變形量在不同的支護方案作用下隨著向內部圍巖的深入而減小直至趨于零，其中錨噴支護變化最為劇烈，錨網噴支護次之，錨網索噴支護變化最為平緩。在錨噴支護中，錨桿發揮其自身性能起到的懸吊作用和組合拱作用能夠有效地將圍巖產生的受力及變形控制在一定范圍之內。錨網噴支護后，由于金屬與錨桿之間的作用增強了支護結構之間的整體性，使得支護結構與圍巖聯系地更加緊密，以共同發揮作用，抵抗圍巖變形。錨網索噴支護后，由于錨索發揮的作用，深部圍巖至巷道表面圍巖的穩定性及承載能力均得到顯著提高，應力集中現象得以遏制，塑性區控制在較小范圍內。

圖5 不同支護方案的圍巖變形曲線Fig.5 Surrounding rock deformation curves of different support schemes

由圖5 分析可知，進風行人大巷通過錨噴支護后，頂板最大垂直位移為7.33 cm，底板最大底鼓量為8.13 cm，兩幫最大水平位移為7.32 cm;通過錨網噴支護后，頂板最大垂直位移為4.93 cm，底板最大底鼓量為5.67 cm，兩幫最大水平位移為4.93 cm;錨網索噴支護后，頂板最大垂直位移為19.73 mm，底板最大底鼓量為22.91 mm，兩幫最大水平位移為19.79 mm。以上數據可以看出，錨網索噴支護方案相對于其他支護方案表現出良好的支護效果，圍巖變形控制在較低水平，自巷道表面向內部深入，位移變化較為平穩，圍巖的整體性、穩定性及自承能力具有較大提升。

3 工程應用

進風行人大巷是煤礦生產重要的運輸通道，巷道位于－890 m 水平，巖性以細砂巖、中砂巖、粗砂巖及砂礫巖為主，巷道開挖后將處于極不穩定狀態，因此必須采取防范措施。

根據峰峰集團磁西煤礦進風行人大巷所存在的支護問題，結合巷道圍巖的力學特征以及其自身實際特點，采用以錨桿、錨索為核心的錨網索噴聯合支護體系的支護方案，進風行人大巷支護示意圖如圖6 所示。

第四種跡象：多角度、深層次的語言研究。日益強大的信息和人工智能時代，迫使藝術家向機器無法達到的境地探索，進一步將材料語言推向極致。與此同時，物質背后所承載的豐富的文化線索和全新的材料試驗讓這一方向生機勃勃。

圖6 巷道錨網索噴聯合支護Fig.6 Combined bolt-anchor-shotcrete-mesh support of the roadway

進風行人大巷錨網索噴聯合支護參數如下。

(1)高強螺紋鋼錨桿:規格為 φ18.9 mm ×2.4 m，間距為800 mm，排距為800 mm。錨固力設計值為100 kN，每根錨桿配150 mm ×150 mm ×12 mm 正規鋼托盤1 個，尾部螺母用力矩板手擰緊，扭矩不小于300 N·m。

(2)錨索:采用 φ18.9 mm ×8.3 m 的1 860 MPa級1 ×7 預應力鋼絞線。錨索間排距為1.6 m ×1.6 m，其沿巷道中心線布置。每排布置3 根錨索，每根錨索配1 塊300 mm×300 mm×16 mm 的鋼托板。

(3)金屬網:采用 φ6.5 mm 圓鋼焊接而成，規格1.5 m×0.9 m，網格為100 mm ×100 mm，搭接長度為100 mm。

(4)鋼筋梯子梁:采用φ14 mm 鋼筋焊制而成，規格為2.48 m ×0.08 m，網孔規格為80 mm ×80 mm，每根錨桿安設至梯子梁中間孔洞內，梯子梁排距為800 mm，搭接80 mm。

(5)噴射混凝土:強度等級為C25，總厚度為150 mm。

(6)水溝、鋪底及基礎混凝土:強度等級為C25，鋪底厚度為150 mm，水溝兩幫及底部澆注厚度為100 mm，蓋板厚度為50 mm，基礎深度為100 mm。

4 礦壓監測

為了判斷進風行人大巷開挖支護后圍巖的穩定性，驗證錨網索噴聯合支護方案的合理性，動態掌握巷道圍巖變形情況和錨桿錨索的性能，采用十字布點法對進風行人大巷圍巖表面位移進行觀測，監測曲線如圖7 所示。

圖7 巷道表面圍巖相對移近量與時間關系曲線Fig.7 Relation curve of the convergence of the surrounding rock at roadway surface with the time

從圖7 的監測數據分析可知，頂底板累計移近量為40 mm、兩幫累計移近量為35 mm，可以看出，采用錨網索噴聯合支護技術后，支護結構性能得到充分發揮，深部高應力巷道的大變形特性得到有效控制，巷道圍巖的穩定性、整體性以及支護能力明顯改善，保證了巷道在服務年限內的長期穩定與正常生產。

5 結 論

(1)應用D －P 準則、M －C 準則以及雙剪應力準則分析深部高應力巷道開挖后塑性區半徑和塑性區徑向位移變化規律。分析3 種屈服準則的彈塑性解析解可知，圍巖塑性區半徑R 和位移u 均隨著支護阻力pi、內摩擦角φ 和黏聚力c 的增大逐漸減小。D－P 準則結果考慮了中間主應力和靜水壓力的影響，更接近工程實際且更準確。

(2)對3 種不同支護方案通過FLAC3D模擬巷道圍巖的變形特征，進行對比優化，提出了以錨桿、錨索為核心的錨網索噴聯合支護體系。

(3)監測數據表明，錨網索噴聯合支護技術可充分發揮錨桿、錨索性能，可有效提高圍巖的整體性與承載能力，巷道受力較為均勻穩定，大變形、應力集中及底鼓等現象得到改善，圍巖變形和塑性區的擴展明顯遏制。實踐證明，錨網索噴聯合支護體系是解決深部高應力巷道支護問題的一種有效支護方式。

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