含軟弱夾層綜放工作面煤幫大變形機理及其控制

惠凡光 ，潘興松 ，孔祥玉 ，王 閣 ，孫啟果 ，周寶龍

（1.兗礦能源集團股份有限公司 東灘煤礦，山東 濟寧 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部形成的層狀或帶狀的軟弱薄層，含軟弱夾層巷道的強度低、變形量大，在高應力作用下會出現夾層壓縮、巖層錯動、擠壓變形等現象，造成巷道的整體穩定性顯著降低[1-3]。大量工程實踐表明，分布于巷道圍巖中的軟弱夾層，制約著整個巷道圍巖變形破壞發生和發展過程，對巷道圍巖穩定起著決定性作用，研究軟弱夾層對巷道穩定性影響規律具有重要意義。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，對其破壞機理研究對于保障巷道安全生產具有現實意義。

關于巷道軟弱夾層的研究成果較為豐富：文獻[5]研究了含軟弱夾層頂板采動巷道圍巖破裂形態及垮頂機理，結果表明巷道頂板整體的破裂形態主要取決于軟弱夾層厚度破壞狀態及其下位堅硬巖層物理力學性質；文獻[6]采用相似材料模擬研究了軟弱夾層位置與錨固區范圍對頂板支護效果的影響，得到了當軟弱夾層處在錨固區內頂板穩定，軟弱夾層在錨固區外時頂板破壞嚴重的結論；文獻[7-8]還對軟弱夾層不同位置對巷道圍巖變形的影響規律開展研究；文獻[9]利用理論和數值模擬手段研究了頂板軟弱夾層的變形特征及其對圍巖穩定性的影響規律；文獻[10]針對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，越容易發生滑移，圍巖穩定性越差；文獻[11-12]將斷層破碎帶內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機制，認為斷層破碎帶的冒空區尺寸與巷道高度、寬度、側向應力系數、似內摩擦角有關；還有文獻對含軟弱夾層的支護方案進行了研究[13-15]。已有關于軟弱夾層條件下的研究成果主要集中在頂板，但是關于煤幫側軟弱夾層的破壞機理還有待深入。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，研究其剪切應變率和剪切破壞機理，得到剪切破壞表達式，闡明內摩擦角和黏聚力對剪切破壞的影響規律，揭示含軟弱夾層煤柱的破壞機理，提出針對性的控制原則，研究成果可為類似地質條件下的巷道支護設計提供一定參考。

1 工程地質條件

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，直接底為厚0.8～1.58 m 的粉砂巖，普氏系數f=5～7；基本底為厚5.25～14.58 m 的細砂巖，普氏系數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，層理發育且滑面接觸。3308 工作面軌道巷與3307 工作面采空區留設4.5 m 的區段隔離煤柱，3307 工作面回采完畢，3308工作面軌道巷掘進結束，目前處在回采狀態。

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。初始設計采用“頂板高強左旋無縱肋錨桿+T 型鋼帶+頂板點錨索，兩幫左旋等強錨桿+錨索+T 型鋼帶”的支護形式。巷道頂部布置7 根規格為 φ22 mm×2 400 mm 的左旋無縱筋高強度螺紋鋼樹脂錨桿，兩幫各布置5 根規格為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。支護方案如圖1。

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

2 幫部大變形特征

2.1 數值模擬結果分析

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條件，利用FLAC3D數值軟件進行了模擬。

模型共取5 個地層，為方便建模，提高運算效率，對模型尺寸進行了適當調整，調整后模型尺寸（x×y×z）為115 m×100 m×43 m，軌道巷尺寸（寬×高）為5.1 m×4.1 m。模型上部設置為應力邊界，施加9.5 MPa 的垂直應力，側壓系數為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 數值計算模型Fig.2 Numerical calculation model

模型中煤與圍巖均采用莫爾-庫倫本構模型。數值分析中的巖石力學參數綜合煤巖力學試驗及現場實測后所得，各巖層的物理力學參數見表1。

表1 各巖層的物理力學參數Table 1 Physical mechanical parameters of each rock stratum

為監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，監測點及支護布置示意圖如圖3。

圖3 監測點及支護布置示意圖Fig.3 Schematic of monitoring points and support layout

2.1.1 煤幫位移規律

超前距離對煤幫水平位移的影響如圖4。

圖4 超前距離對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受到來自頂底板的摩擦約束，兩幫中部的摩擦效應減弱。另外，回采側煤幫和采空側煤幫的變形規律基本一致，僅在回采側煤幫上部的水平位移有所差異。靠近采空區側的上部煤幫水平位移量為16 mm，而在回采側煤幫上部的水平位移為-3 mm，出現這種現象的原因是3307 工作面回采結束之后，采空區頂板的垮落帶動3308 軌道巷頂板向采空區側的旋轉下沉，頂板給定變形會擠壓煤幫，3308 軌道巷小煤柱側有向巷道運動的趨勢，而回采側煤幫上部可能會在頂板旋轉下沉過程中向回采側運動，體現在數值位移量上面是負數。

回采側煤幫和煤柱側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，此現象說明煤層中賦存的軟弱夾層對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，回采側煤幫水平位移隨著遠離工作面而逐漸減小，煤柱側在超前工作面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。

2.1.2 錨桿和錨索承載情況

錨桿、錨索的支護排距分別為0.8 m 和1.6 m。錨桿軸向應力分布及破壞狀態如圖5。

圖5 錨桿軸向應力分布及破壞狀態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，巷幫大變形導致錨桿、錨索的軸向應力值也較大，最大軸向應力值達到了277 MPa，但是遠遠小于錨桿（索）桿體的抗拉強度，因此錨桿（索）桿體不會發生拉破壞。

從圖5（b）可以看出：3307 運輸巷右幫錨桿及錨索全部發生了拉伸破壞，3308 軌道巷左幫軟弱夾層區域的錨桿及錨索也發生了破壞，多數錨桿的破壞位置發生在錨桿尾部。錨索的破壞區域（破壞5 根）位于超前工作面8 m 范圍內，而錨桿的破壞區域（破壞14 根）位于超前工作面10 m 范圍內。

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

2.2 現場煤幫變形情況

由于受相鄰工作面采動應力擾動、幫部弱膠結泥巖夾層以及現有支護設計針對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，巷道表面破碎嚴重，局部頂板出現明顯的下沉現象。為保證正常推采，頂板采用錨索+U 型鋼棚進行局部補強支護，回采側擴刷錨桿+錨索+T 型鋼帶補強支護，但巷道頂板及兩幫變形現象并未得到有效解決，嚴重影響了采煤工作面的正常推進。從局部補強支護后的現場情況可知，在回采側煤幫軟弱夾層附近出現了大變形特征，網兜明顯。

3 煤幫大變形機理

3.1 煤柱剪切破壞數值分析

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

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

由圖6 可以看出：煤柱剪切應變率隨超前工作面距離的增加而增大，超前工作面10 m 時達到最大，隨后開始變??；在工作面位置，煤柱軟弱夾層位置處剪切應變率最大，而其他部位的則較??；超前工作面5 m 時，煤柱軟弱夾層位置的剪切應變率進一步增大，煤柱左下角部位的剪切應變率也有所增加，但整體沒有形成清晰的剪切帶；超前工作面10 m 時，煤柱整體剪切應變率達到最大，并且形成了較為清晰的剪切帶；超前工作面15 m 時，煤柱剪切應變率降低，說明超前支承壓作用下，含軟弱夾層容易形成剪切帶，進而發生剪切滑移大變形特征。

3.2 煤柱剪切破壞理論分析

基于數值模擬剪切應變率的結果可知，在回采過程中，含軟弱夾層煤幫在超前支承壓力作用下會出現明顯的剪切帶進而發生剪切滑移，出現大變形。為從理論上揭示其剪切破壞機理，采用等效化理論[16-17]，將軟弱夾層巖體等效為均質巖體進行力學分析，建立的等效力學模型如圖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 等效力學模型圖Fig.7 Equivalent mechanical model

根據文獻[16]，將含軟弱夾層的層狀復合巖石的應力狀態定義為：

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

在常規三軸應力狀態下，含軟弱夾層煤柱各分層在(x,y)平面發生失穩破壞時，由式(1)可推出：

各分層的抗剪強度可表示為：

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

在(x,y)平面上，上式又可以表示為：

當各分層均發生剪切破壞時，則有：

根據式(2)，可將上式表示為：

若煤柱發生垂直分層的剪切破壞，此時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摩擦角與系數A、B的關系。結合主應力表示的Mohr-Coulomb 強度破壞準則，又可將系數A、B表達為：

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和內摩擦角φmax，即：

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

借鑒文獻[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摩擦角，如式(14)：

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

式中：τ為剪應力；σ為拉應力。

上式（15）就是推導得到的含軟弱夾層發生剪切破壞的判據，表達式與黏聚力和內摩擦角有關，由于在現場實踐中，注漿可以改變煤柱的黏聚力和內摩擦角，因此，下面分析二者對于剪切破壞的影響規律。

3.2.1 內摩擦角對剪切破壞的影響

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

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

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

根據含軟弱夾層巖體發生剪切破壞的一般形式（式15），編程計算等效均質體在各截面上的抗剪力，計算截面上剪應力與抗剪力的差值，內摩擦角對煤柱剪切破壞的影響見表2。

表2 內摩擦角對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，增加煤柱內摩擦角能夠使原先存在剪切帶的煤柱逐步向不發生剪切破壞轉變。內摩擦角對煤柱剪切破壞的影響如圖9。

圖9 內摩擦角對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：當內摩擦角為30°時，在45°～60°范圍內會出現剪切破壞，形成1 個范圍為15°的剪切帶；但是當內摩擦角增加到33°時，發生剪切破壞的截面只有50°，剪切范圍明顯變小；繼續增大內摩擦角煤柱將不會再發生剪切破壞?？梢姡ㄟ^注漿改性，提高煤柱內摩擦角可顯著提升煤柱的穩定性。

3.2.2 黏聚力對剪切破壞的影響

將黏聚力分別設置為1.8、1.9、2.0、2.1、2.2、2.3、2.4、2.5 MPa，設定內摩擦角為32°，將垂直應力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-庫侖強度破壞理論，判斷其是否發生剪切破壞。黏聚力對煤柱剪切破壞的影響見表3。

表3 黏聚力對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，對應的剪切破壞范圍為[50°, 60°]，黏聚力對煤柱剪切破壞的影響如圖10。

圖10 黏聚力對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，煤柱發生剪切破壞的范圍縮小為55°，剪切范圍顯著降低；當煤柱的黏聚力大于2.3 MPa 時不發生剪切破壞?？梢钥闯?，注漿改性提高煤柱的黏聚力可以有效預防煤柱發生剪切破壞。

4 含軟弱夾層煤幫控制原則及工程實踐

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生剪切破壞，因此，在軟弱夾層煤柱加固時，使用SKZ22/1860-5000 型中空注漿錨索進行加固，間排距900 mm×1 350 mm。

2）摩擦讓壓錨桿適應大變形及錨桿尾部增錨。由于煤幫出現了大變形特征，在進行補強支護時，可考慮采用MSGLW-500/22×2800（SKR）抗剪摩擦讓壓錨桿，錨桿規格 φ22 mm×2 800 mm，螺紋鋼材質MG500，間排距900 mm×800 mm。通過對數值模擬結果分析可以看出，多數錨桿的支護失效是由于尾部脫錨，因此在進行補強支護時，對錨桿尾部進行了增錨處理，防止在錨桿承載過程出現脫錨現象。

3）限位抗剪錨桿補強。剪切破壞機理表明，在產生剪切破壞時往往會形成剪切破壞帶，通過各截面的受力分析，確定剪切帶范圍，參考數值模擬剪切應變率結果，采用限位抗剪錨桿補強，其原理是強化可能發生剪切破壞位置的錨桿強度。

基于以上控制原則，在3308 軌道巷進行了補強支護，除了在兩幫進行了補強外，頂板也增打了抗剪摩擦讓壓錨桿。補強前后頂板下沉量對比如圖11。

圖11 補強前后頂板下沉量對比Fig.11 Comparison of deformation of roof after reinforcement

由圖11 可以看出：頂板經過補強后，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 語

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

2）理論和數值模擬表明煤柱在應力作用下發生剪切破壞且形成剪切帶，進而導致大變形，而提高圍巖內摩擦角和黏聚力可使剪切帶范圍減小甚至避免發生剪切破壞。

3）通過對錨索注漿改性、摩擦讓壓錨桿適應大變形及錨桿尾部增錨、限位抗剪錨桿補強等方案可以實現對含軟弱夾層煤幫大變形的有效控制。