高應力區(qū)巷道支護結(jié)構(gòu)采動破壞特征研究

常立宗， 蘇學貴,2， 杜獻杰， 楊朋博， 郭毛毛

(1.太原理工大學 礦業(yè)工程學院， 山西 太原 030024；2.中國礦業(yè)大學(北京) 深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室， 北京 100083)

0 引言

隨著煤炭資源開采逐步向深部發(fā)展，開采環(huán)境越發(fā)復雜。當巷道布置于地質(zhì)構(gòu)造帶附近時，巷道受高應力影響，其內(nèi)圍巖裂隙發(fā)育。鄰近工作面回采時，采動應力增大使圍巖破碎加劇，支護結(jié)構(gòu)破斷，巷道發(fā)生大變形破壞[1-2]，嚴重影響煤礦安全生產(chǎn)。因此，探明高應力區(qū)巷道支護結(jié)構(gòu)隨回采距離和回采壓力變化的時效特征，對巷道支護優(yōu)化至關(guān)重要。

國內(nèi)外學者對巷道受采動影響破壞特征進行了諸多研究[3-4]。王衛(wèi)軍等[5]通過分析獲得強采動下塑性區(qū)擴展對巷道的影響規(guī)律，提出整體加固+局部加強的支護方案；何富連等[6]通過理論分析得出了大斷面煤巷受綜采工作面采動影響變形破壞機理，提出了相應的圍巖控制技術(shù)；余偉建等[7]、康紅普等[8]通過力學和數(shù)值分析方法得出了巷道受采動影響的應力分布不平衡特征，提出了巷道支護最佳狀態(tài)及時機；袁越等[9]、李臣等[10]基于彈塑性理論得出了深部動壓影響巷道圍巖塑性區(qū)演化規(guī)律，揭示了深部動壓影響巷道破壞機制；馬念杰等[11]分析了深部采動巷道非等壓條件下變形機理與特征，提出了加長錨桿支護技術(shù)；趙志強[12]通過理論分析、現(xiàn)場測試等，得到了采動影響下非對稱受力巷道圍巖塑性區(qū)發(fā)展規(guī)律；李臣等[13]、劉洪濤等[14]通過數(shù)值和理論分析得出了采動影響下巷道塑性區(qū)分布特征；張勇等[15]結(jié)合彈塑性力學理論得到了采動影響下巖層裂隙擴展力學機制。

以上研究分析了巷道受采動影響的整體變形和破壞特征，但對巷道在采動過程中圍巖破裂演化特征與支護結(jié)構(gòu)破壞演化特征的研究卻鮮有報道。本文以山西汾西礦業(yè)(集團)有限責任公司雙柳煤礦3316工作面高應力區(qū)巷道為研究對象，采用井下動態(tài)載荷實測、原位探測、數(shù)值分析等方法，對巷道支護結(jié)構(gòu)受采動影響的破壞動態(tài)演化特征進行研究，以實現(xiàn)高應力區(qū)巷道穩(wěn)定控制。

1 工程背景

雙柳煤礦3316工作面位于單斜構(gòu)造之上，最深達600 m，煤層平均厚度為3.75 m。3316抽采巷沿煤層頂板掘進，斷面為矩形，凈寬4.6 m，凈高3.2 m，為下一采區(qū)預留材料運輸巷。巷道原支護方案：頂板、兩幫采用φ20 mm BHRB335錨桿支護，頂板錨桿間排距為1.0 m×1.0 m，兩幫錨桿間排距為0.9 m×1.0 m；頂板錨索為φ17.8 mm×5 000 mm，采用“一二”布置方式，即第1排在巷道中心布置1根錨索，第2排在巷道中心線2側(cè)1.1 m處各布置1根，依次循環(huán)，排距為1.0 m。3316運輸巷與抽采巷間煤柱寬20 m。巷道頂?shù)装鍘r層結(jié)構(gòu)及斷面支護如圖1所示，巷道布置如圖2所示。

(a) 巖層結(jié)構(gòu)

采區(qū)四周揭露出多條斷層，包括F47正斷層(高差為12 m，傾角為80°)、F48正斷層(高差為6 m，傾角為75°)、F49正斷層(高差為4 m，傾角為78°)等。采用應力解除法測得該區(qū)域巷道最大水平應力為31.1 MPa，是自重應力的1.62倍。采區(qū)內(nèi)巖層原生裂隙發(fā)育、整體性差。受工作面采動影響，次生裂隙明顯增加，導致3316抽采巷內(nèi)支護結(jié)構(gòu)破壞嚴重、變形破壞明顯，對煤礦安全生產(chǎn)造成嚴重威脅。

圖2 巷道布置

2 巷道支護結(jié)構(gòu)動態(tài)載荷實測分析

2.1 測點布置

分別在3316抽采巷超前工作面50，80，100 m處布置1，2，3號測站。每個測站頂板安裝2組錨索測力計和3組錨桿測力計，兩幫各安裝2組錨桿測力計。巷道變形值采用一種固定于錨桿端頭的變角度激光測距儀測得。持續(xù)監(jiān)測110 d，期間工作面推進260 m。

2.2 實測結(jié)果分析

2.2.1 錨桿動態(tài)載荷

在監(jiān)測期間，受采動影響，出現(xiàn)部分錨桿斷損、測力計失效等現(xiàn)象。各測站錨桿動態(tài)載荷監(jiān)測值(僅給出有效數(shù)值)如圖3所示，其中回采距離以測站超前工作面為負值，工作面超過測站為正值。可看出各測站測得的頂板和兩幫錨桿動態(tài)載荷隨工作面推進均呈逐步增大趨勢：工作面開始推進至超過測站20 m過程中，錨桿動態(tài)載荷緩慢增大，超過測站20～60 m時快速增大，超過測站60 m后增速減緩。受采動影響后，頂部錨桿載荷增加240%～570%，兩幫錨桿載荷增加210%～530%，采動影響增強系數(shù)達 2.1～5.7。煤柱幫載荷峰值比實體煤幫高27.3%，即兩幫錨桿載荷具有明顯的非對稱性。

實測結(jié)果顯示，采動影響下1，2，3號測站處錨桿動態(tài)載荷峰值分別為130.5，119，118 kN，均超過φ20 mm BHRB335錨桿的屈服載荷(105 kN)，甚至接近錨桿破斷載荷(155 kN)，屈服破壞風險極大?，F(xiàn)場勘察發(fā)現(xiàn)，處于高應力區(qū)的3316抽采巷受采動影響后支護結(jié)構(gòu)載荷劇增，導致頂板彎曲變形、鋼帶嚴重扭曲，煤柱幫向內(nèi)擠壓、金屬網(wǎng)大面積撕裂，如圖4所示。

(a) 1號測站

(a) 頂板鋼帶彎曲

2.2.2 錨索動態(tài)載荷

各測站錨索動態(tài)載荷監(jiān)測值如圖5所示。可看出工作面開始推進至超過測站30 m過程中，錨索動態(tài)載荷小幅增大，超過測站30～70 m時快速增大，之后趨于平穩(wěn)。采動影響增強系數(shù)達2.3～5.8。1，2，3號測站處錨索動態(tài)載荷峰值分別為281，317，316 kN，最大值接近φ17.8 mm錨索破斷載荷(350 kN)。

現(xiàn)場勘查發(fā)現(xiàn)，3316抽采巷多處發(fā)生錨索破斷現(xiàn)象(圖6)，為典型的頂板變形加劇導致錨索受拉超過極限載荷而破斷。

實測表明，巷道支護結(jié)構(gòu)動態(tài)載荷受采動影響明顯，采動影響增強系數(shù)達2.1～5.8，巷道支護結(jié)構(gòu)存在整體失穩(wěn)破壞風險。

(a) 1號測站

圖6 3316抽采巷錨索破斷情況

3 巷道圍巖破裂演化原位探測

3.1 圍巖裂隙演化對比

高應力區(qū)巷道圍巖本身裂隙較發(fā)育，受采動影響，圍巖應力劇烈變化，探明由此引起的圍巖破裂演化特征對研究支護結(jié)構(gòu)破壞過程及有效控制巷道變形有重要意義。在超前工作面80 m處布置頂板探測孔(深度為10 m)。在工作面未回采(采動影響前)、工作面與探測孔平行(采動影響中)、工作面超過探測孔100 m(采動影響后)時，分別對頂板圍巖裂隙演化進行原位探測，結(jié)果如圖7所示。

從圖7可看出：回采前巷道圍巖保持開挖后的平衡狀態(tài)，窺視孔壁粗糙，較淺部原生裂隙發(fā)育；在回采過程中，受采動影響，0～2.44 m處孔壁裂隙明顯增多，橫縱裂隙逐漸發(fā)育并連通，破碎范圍逐漸擴展；回采后探測孔0～2.44 m處孔壁縱向裂隙進一步擴展連通，破碎范圍加大，破碎程度增加，離層現(xiàn)象更加明顯，2.44～5.28 m處橫向裂隙貫通，形成環(huán)向裂隙帶。

(a) 采動影響前

不同階段探測結(jié)果表明，工作面回采過程中采動應力劇增是導致巷道圍巖次生裂隙擴展及巷道變形破壞的根本原因，受采動影響破裂集中在0～2.44 m處。

3.2 圍巖采動裂隙擴展分析

裂隙形態(tài)描述包括裂隙數(shù)量、寬度、擴展長度等。為研究采動對圍巖不同深度裂隙的影響程度，將裂隙擴展長度與鉆孔深度的比值定義為裂隙擴展系數(shù)：

(1)

式中：k為鉆孔區(qū)段數(shù)(為便于統(tǒng)計，將鉆孔分段)；d為1個區(qū)段內(nèi)裂隙擴展長度，m；T為鉆孔深度，m。

實際鉆孔深度T=10 m，區(qū)段數(shù)k=10，則裂隙擴展系數(shù)M在0～1之間。通過分析3316抽采巷鉆孔探測結(jié)果，得到不同采動階段圍巖裂隙擴展系數(shù)變化規(guī)律，如圖8所示。采用采動影響后與采動影響前的裂隙擴展系數(shù)比值作為圍巖裂隙受采動影響系數(shù)，結(jié)果為1.92～2.54。

圖8 圍巖裂隙擴展系數(shù)變化

從圖8可看出，采動影響下淺部圍巖次生裂隙增多，裂隙擴展長度顯著增加，導致支護結(jié)構(gòu)不穩(wěn)定，更易發(fā)生剪切破壞。

4 巷道支護結(jié)構(gòu)采動破壞數(shù)值模擬

4.1 模型建立

根據(jù)3316工作面地質(zhì)環(huán)境和巷道布置情況，建立200 m×200 m×43.6 m(長×寬×高)模型，如圖9所示。巷間煤柱寬20 m。模型豎向施加15 MPa壓力，以模擬600 m上覆巖層載荷。

圖9 數(shù)值模型

模型建立后在3316抽采巷軸向距斷面50 m處設置1個測點，工作面從距該測點50 m處開始回采，每次推進10 m，記錄每次推進過程中巷道支護結(jié)構(gòu)受力破壞及圍巖變形情況。

4.2 模擬結(jié)果及分析

巷道支護結(jié)構(gòu)受力如圖10所示?？煽闯龉ぷ髅嫖挥跍y點后方10 m至超過測點10 m過程中，采動對頂板支護結(jié)構(gòu)受力影響不明顯；超過測點10～70 m時，頂板支護結(jié)構(gòu)受力明顯增大，達10.28 MPa，為采動影響前的504%，即采動影響增強系數(shù)為5.04；超過測點70 m后，頂板支護結(jié)構(gòu)受力逐漸平穩(wěn)。兩幫支護結(jié)構(gòu)受力在工作面超過測點10～70 m處明顯增大，且兩幫支護結(jié)構(gòu)受力具有不對稱性，實體煤幫和煤柱幫采動影響增強系數(shù)分別為2.4，4.25，即煤柱幫受力偏大，與實測結(jié)果相符。

圖10 巷道支護結(jié)構(gòu)受力

巷道變形量如圖11所示。可看出工作面回采期間，巷道頂板、兩幫變形量模擬值與實測值變化趨勢相似，均在工作面推進至超過測點10～60 m過程中明顯增大，之后逐漸穩(wěn)定；受采動影響，頂板、兩幫變形量最大實測值分別為515，437 mm，較回采前分別增加了252%，218%，最大模擬值分別為745，612 mm，較回采前增加了150%，215%。上述結(jié)論表明工作面回采加劇了巷道整體變形。

圖11 巷道變形量

巷道圍巖破壞分布如圖12所示?？煽闯鍪懿蓜佑绊懀ёo結(jié)構(gòu)周圍煤巖體以剪切破壞為主，塑性破壞范圍超出錨桿支護范圍，其中采動后巷道頂板和煤柱幫塑性分布集中，受剪切破壞最大深度達6 m。采動前支護結(jié)構(gòu)周圍煤巖體塑性區(qū)分布范圍為108 m3，采動后達140 m3，增大了33%。分析表明受采動應力增大影響，圍巖裂隙增加、部分錨桿失效是導致巷道圍巖塑性破壞范圍增大的根本原因。

(a) 采動前

5 巷道支護結(jié)構(gòu)優(yōu)化

根據(jù)上述實測與模擬分析結(jié)果，對3316抽采巷支護結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化。在原支護方案基礎上，將頂板錨索改為“三二”布置，即在原頂板單根錨索兩側(cè)各補打1根φ22.6 mm×6 400 mm錨索；兩幫每隔1排錨桿在距頂板1.6 m處補打1根φ17.8 mm×5 000 mm錨索；在頂板適當位置補打φ20 mm BHRB500錨桿，每2排錨桿補足3根。新采區(qū)巷道可采用“三二”方式布置錨索，頂板和兩幫錨桿間排距設為0.9 m×0.9 m，錨桿(索)均采用優(yōu)化后的參數(shù)。

優(yōu)化巷道支護結(jié)構(gòu)后，對巷道頂板變形情況進行現(xiàn)場監(jiān)測，結(jié)果如圖13所示?？煽闯鰞?yōu)化后巷道頂板變形量為146 mm，較優(yōu)化前減少了71.7%，巷道支護結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定，實現(xiàn)了巷道圍巖穩(wěn)定控制。

圖13 頂板變形量

6 結(jié)論

(1) 現(xiàn)場實測表明：巷道支護結(jié)構(gòu)動態(tài)載荷受采動影響明顯，錨桿(索)載荷采動影響增強系數(shù)達2.1～5.8，導致部分錨桿(索)動態(tài)載荷達到屈服極限而發(fā)生破斷，巷道圍巖有失穩(wěn)破壞風險；兩幫支護結(jié)構(gòu)動態(tài)載荷具有明顯的非對稱性，煤柱幫支護結(jié)構(gòu)載荷較實體煤幫高27.3%。

(2) 原位探測結(jié)果表明：采動應力增大導致巷道圍巖次生裂隙擴展，集中在0～2.44 m范圍，圍巖裂隙受采動影響系數(shù)為1.92～2.54。裂隙擴展使圍巖黏聚力減小，加速支護結(jié)構(gòu)破壞，導致巷道變形加劇。

(3) 數(shù)值模擬分析結(jié)果表明：回采期間工作面前方0～10 m處支護結(jié)構(gòu)受力無明顯變化，工作面后方10～70 m處支護結(jié)構(gòu)受力受采動影響最明顯；兩幫支護結(jié)構(gòu)受力具有非對稱性，與實測結(jié)果相符。

(4) 根據(jù)實測及模擬結(jié)果，優(yōu)化了巷道錨桿強度、錨索直徑及間排距等關(guān)鍵支護參數(shù)。實測結(jié)果表明，優(yōu)化后巷道頂板變形量為146 mm，較優(yōu)化前(515 mm)減少了71.7%，有效控制了圍巖變形，實現(xiàn)了巷道圍巖穩(wěn)定控制。