姜永豐，趙寶友

(1.本溪鋼鐵(集團(tuán))有限責(zé)任公司 歪頭山鐵礦，遼寧 本溪 117006;2.遼寧工程技術(shù)大學(xué) 力學(xué)與工程學(xué)院，遼寧 阜新 123000)

礦山巷道及硐室的掘進(jìn)、支護(hù)施工期及運(yùn)行服役期，地下水的存在對施工安全和工程長期穩(wěn)定將產(chǎn)生重要影響:一方面地下水可能引起淋水、涌水，甚至是突水等事故的發(fā)生;另一方面由于地下水對圍巖的溶解、溶蝕、沖刷、軟化，或產(chǎn)生靜水壓力，或引起膨脹壓力，可導(dǎo)致圍巖物理力學(xué)性能的嚴(yán)重弱化，改變了巖體的物理力學(xué)性質(zhì)，破壞了巖體的完整性，引起圍巖的變形破壞，影響支護(hù)方案的設(shè)計(jì)和支護(hù)結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定，甚至使圍巖發(fā)生失穩(wěn)坍塌。

據(jù)統(tǒng)計(jì)，60% 的礦井事故與地下水作用有關(guān)［1］。如:1988年發(fā)生在淮北楊莊煤礦Ⅱ617 綜采工作面的特大突水災(zāi)害，瞬時(shí)水量高達(dá)3153t/h，造成二水平被淹［2］;東灘礦3 煤頂板的突水事故［3］;2007年3 月10 日撫順老虎臺煤礦回采工作面上隅角發(fā)生突發(fā)透水事故，工作面被迫停產(chǎn)［4］;2010年3 月28 日山西王家?guī)X煤礦發(fā)生的透水事故［5］。

目前，有關(guān)煤礦突水或涌水機(jī)制的研究主要是基于現(xiàn)場量測或?qū)嶒?yàn)方法［2－4，6－7］和理論分析方法［1，8－9］。如:羅立平和彭蘇萍［2］通過對突水地段地質(zhì)與水文地質(zhì)情況、突水水源與導(dǎo)水通道、底板防隔水性能、不同應(yīng)力場相互作用的研究，認(rèn)為淮北楊莊礦Ⅱ617 綜采工作面特大底板突水災(zāi)害的發(fā)生是其巖性場、應(yīng)力場與滲流場耦合作用的結(jié)果。許家林等［6］采用現(xiàn)場測試和模擬實(shí)驗(yàn)方法，對松散承壓含水層下采煤頂板突水機(jī)理、突水危險(xiǎn)區(qū)域預(yù)測與突水災(zāi)害防治對策等進(jìn)行了研究，得到了祁東煤礦工作面突水災(zāi)害和覆巖破斷的關(guān)系。鄭紅等［1］針對紅透山深部斷層下巷道圍巖破壞誘發(fā)的涌水現(xiàn)象，以該礦水文地質(zhì)條件為基礎(chǔ)，建立了巖體水力學(xué)模型，應(yīng)用RFPA 數(shù)值計(jì)算軟件，模擬研究了深部斷層下巷道圍巖破壞過程，揭示了巷道應(yīng)力重新分布誘發(fā)損傷及滲流涌水規(guī)律。武強(qiáng)等［9］基于流－固耦合理論，提出彈塑性應(yīng)變－滲流耦合、流變－滲流耦合及變參數(shù)流變－滲流耦合3 種突水模擬的評價(jià)模型，應(yīng)用FLAC3D軟件，對上述3 種評價(jià)模型進(jìn)行數(shù)值模擬，研究了礦井?dāng)嗔褬?gòu)造帶滯后突水的原因。

由于煤層沉積地質(zhì)環(huán)境的復(fù)雜性及井下采掘系統(tǒng)功能性的需求，使得井下巷道數(shù)量眾多，相互之間關(guān)系錯(cuò)綜復(fù)雜，巷道之間有的直接相交連通，有的則空間交錯(cuò)，尤其是近水平多煤層開采情況，為開采下水平煤層，常利用上水平巷道組成采掘巷道系統(tǒng)，也就很難避免遇到空間交錯(cuò)巷道。由于巷道交錯(cuò)位置的煤巖柱厚度往往較薄，使得交錯(cuò)巷道圍巖的穩(wěn)定性是影響整個(gè)采掘系統(tǒng)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵因素之一。若煤層地下水豐富，即便沒有斷層、大型聯(lián)通裂隙面、節(jié)理面或軟弱夾層等軟弱巖體結(jié)構(gòu)面的存在，受采掘爆破及開挖卸荷的影響，下水平交錯(cuò)巷道掘進(jìn)時(shí)，有可能誘發(fā)淋水、涌水，甚至突水的災(zāi)害，嚴(yán)重威脅著井下采煤的安全生產(chǎn)。然而，針對交錯(cuò)巷道涌水機(jī)制的研究卻罕見報(bào)道。因此，本文以某礦的實(shí)際工程為背景，基于數(shù)值模擬的方法，對既有水平巖巷下方交錯(cuò)煤巖斜巷(井)掘進(jìn)迎頭涌水現(xiàn)象進(jìn)行研究，揭示其涌水機(jī)制，并依此設(shè)計(jì)了防治措施，為類似工程的施工設(shè)計(jì)提供可參考性的意見。

1 工程背景

某礦煤(巖)層走向114～118°，平均傾角28°。預(yù)掘的西翼回風(fēng)井(下段)位于－1100m 水平后六采區(qū)，現(xiàn)揭露煤19 及其頂板粉砂巖，與西翼回風(fēng)井(上段)貫通。預(yù)掘巷道為半煤巖巷道，斷面形狀為半圓拱形，斷面凈寬4.5m，凈高4.0m，其中拱高2.25m，墻高1.75m，巷道開門底板標(biāo)高－871m，埋深900～1100m，傾角28°，與后六石門交錯(cuò)角約21°，全長447.6m。西翼回風(fēng)井在從底過后六石門過程中，在掘進(jìn)至標(biāo)高為－742m時(shí)，有4 根錨索滲水，出水孔深5.0m，涌水量約4m3/h，最小巖柱厚約為10m。巷道交錯(cuò)位置附近圍巖并無斷層和大型聯(lián)通的結(jié)構(gòu)面存在。預(yù)掘的西翼回風(fēng)巷與鄰近的交錯(cuò)巷道的局部平面布置圖和剖面見圖1 和圖2 所示。其中，后六石門為水平布置的半圓拱形巷道，巷道凈寬4.0m，凈高3.4m。墻高1.4m，拱高2.0m。巷道煤巖體的物理力學(xué)參數(shù)詳見表1。

圖1 巷道布置平面

圖2 巷道布置B－B 剖面

表1 煤巖體物理力學(xué)參數(shù)

2 有限差分?jǐn)?shù)值計(jì)算模型

本文擬采用有限差分?jǐn)?shù)值模擬的研究方法，對西翼回風(fēng)井(下段)掘進(jìn)至與后六石門交錯(cuò)附近時(shí)的涌水現(xiàn)象進(jìn)行模擬計(jì)算，通過開挖擾動引起的位移場、應(yīng)力場、塑性區(qū)的分布規(guī)律，詳細(xì)探究誘發(fā)涌水的原因及機(jī)制，為實(shí)踐工程及類似工程的涌水防治提供有意義的結(jié)論。

2.1 數(shù)值計(jì)算模型

2.1.1 交錯(cuò)巷道模型的建立

西翼回風(fēng)巷掘進(jìn)過程中先后會遇到后六石門和后六變電所2 條交錯(cuò)巷道，但由于掘進(jìn)巷道涌水位置發(fā)生在與后六石門交錯(cuò)位置附近，且后六變電所位于后六石門之上的高程，因此，對實(shí)際情況進(jìn)行合理簡化，數(shù)值計(jì)算中不考慮事先存在的后六變電所對與后六石門交錯(cuò)位置巷道涌水的影響。簡化后的西翼回風(fēng)巷與后六石門的空間交錯(cuò)位置情況見圖3 的幾何模型，兩巷道之間巖柱最薄處約為10m，且在水平投影的交角約22°。

圖3 交錯(cuò)巷道的幾何模型示意

參照該礦地質(zhì)剖面圖，數(shù)值計(jì)算模型由地下－1000m 高程建至地表200m 高程。為消除數(shù)值模型邊界效應(yīng)的影響，在巷道四周向外截取200m 厚度的巖體，采用關(guān)心區(qū)域網(wǎng)格細(xì)化，其他區(qū)域漸變增大的原則進(jìn)行有限差分網(wǎng)格的劃分。坐標(biāo)系的規(guī)定:水平向右為廣義坐標(biāo)系X 軸正向，即西翼回風(fēng)井在水平的投影沿X 軸方向，以水平垂直向里為廣義坐標(biāo)系Y 軸正向，Z 軸豎直向上，三者遵循右手定則。

2.1.2 煤巖體的力學(xué)本構(gòu)模型

煤巖體的力學(xué)本構(gòu)模型采用經(jīng)典的彈塑性模型，對應(yīng)的屈服準(zhǔn)則為Mohr Coulomb 拉剪復(fù)合破壞準(zhǔn)則?；诿簬r體力學(xué)特性的試驗(yàn)結(jié)果及分段線性擬合Hoek－Brown (HB)模型獲得煤體等效MC模型的物理力學(xué)參數(shù)［10－12］，見表1 所示。

2.1.3 邊界條件及開挖支護(hù)模擬

有限差分模型底部三向位移約束，四周邊界法向位移約束;豎向應(yīng)力為巖層自重，水平側(cè)壓力系數(shù)λx和λy分別為1.25 和1.5，三向地應(yīng)力的方向分別與廣義坐標(biāo)系方向一致。

洞室開挖前，先進(jìn)行地應(yīng)力場的模擬，待地應(yīng)力場平衡后，將模型的位移清空，并進(jìn)行后六石門的開挖支護(hù)模擬，待后六石門開挖支護(hù)完成后，將模型位移場清零，再進(jìn)行西翼回風(fēng)井的分步開挖支護(hù)模擬，完整圍巖和破碎圍巖情況下的開挖步距分別為1.6m 和0.8m。

根據(jù)工程類比法確定西翼回風(fēng)井采用錨網(wǎng)索作為永久支護(hù)。拱頂和兩幫分別采用5 根和3 根φ22mm×2400mm 的全螺紋鋼式樹脂錨桿;錨桿間排距為800mm×800mm;巖層和煤層中錨桿的設(shè)計(jì)錨固力分別不小于130kN 和70kN。金屬網(wǎng)采用8號鍍鋅鐵絲編結(jié)的菱形金屬網(wǎng)，網(wǎng)孔規(guī)格為50mm×50mm。錨索長6m，對應(yīng)的材料為φ17.8mm 高強(qiáng)度、低松馳、粘結(jié)式1×7 鋼絞線;在拱頂呈三花布置單根錨索梁，間距1.2m，排距為2.4m，單根錨索設(shè)計(jì)錨固力不小于200kN。

3 結(jié)果分析

西翼回風(fēng)井下段與上段連通開挖后，交錯(cuò)巷道圍巖的塑性區(qū)分布見圖4 所示。從中可直觀地看出，處于30MPa 左右的三向地應(yīng)力下的煤巖巷道開挖穩(wěn)定后，在交錯(cuò)位置的西翼回風(fēng)井四周圍巖均產(chǎn)生了一定深度的拉剪塑性區(qū)，巷道頂板和兩幫的塑性區(qū)深度基本在系統(tǒng)錨桿的長度范圍內(nèi)，且交錯(cuò)巷道之間巖柱內(nèi)的塑性區(qū)并未發(fā)生貫通。從塑性區(qū)分布情況來看，上水平巖層內(nèi)后六石門的存在對交錯(cuò)巷道穩(wěn)定性的影響不大。

圖4 開挖后交錯(cuò)巷道圍巖塑性區(qū)分布

圖5 給出了西翼回風(fēng)井下段開挖期間兩豎向剖面上總位移的分布情況。從中可知，巷道開挖后，西翼回風(fēng)井四周的圍巖均向巷道內(nèi)產(chǎn)生一定的變形;由于水平地應(yīng)力略大于豎向地應(yīng)力，加之拱形結(jié)構(gòu)自身的穩(wěn)定性及煤巖體力學(xué)特性的差異，使得巷道兩幫的位移要大于巷道拱頂?shù)奈灰?，兩幫的最大位移量可達(dá)0.26m;受西翼回風(fēng)井下段開挖的影響，后六石門在巷道交錯(cuò)位置附近發(fā)生了朝向西翼回風(fēng)井的不均勻沉降，如圖6 所示，圍巖最大下沉位移量達(dá)20mm。

圖5 開挖后交錯(cuò)巷道圍巖總位移分布

圖6 開挖引起的后六石門圍巖位移分布

巷道開挖后交錯(cuò)巷道圍巖的最大主應(yīng)力分布圖直觀地表明(圖7 和圖8)，受爆破開挖卸荷擾動的影響，兩巷道四周均產(chǎn)生了一定深度的應(yīng)力重分布，重分布的最大主應(yīng)力較開挖前圍巖的地應(yīng)力明顯降低，越靠近巷道表面，圍巖的最大主應(yīng)力越接近拉應(yīng)力狀態(tài)，越易造成圍巖的拉伸破壞;另外，開挖后圍巖的應(yīng)力場還表明，應(yīng)力重分布后的最大主應(yīng)力在兩交錯(cuò)巷道之間的巖柱內(nèi)已連通，在一定程度上影響著交錯(cuò)巷道圍巖的穩(wěn)定性。

圖7 B－B 剖面巷道圍巖最大主應(yīng)力分布

圖8 垂直B－B 剖面的豎向剖面內(nèi)交錯(cuò)巷道圍巖最大主應(yīng)力分布

因此，綜合上述西翼回風(fēng)井下段開挖后的塑性區(qū)、位移場、應(yīng)力場的分析可知，受既有巷道下方巷道爆破開挖擾動的影響，使得開挖期間上水平的巖層巷道向開挖巷道一側(cè)發(fā)生不均價(jià)沉降變形，加之交錯(cuò)巷道巖柱厚度在開挖擾動范圍內(nèi)，應(yīng)力重分布后的最大主應(yīng)力較原巖地應(yīng)力顯著降低，且在巖柱內(nèi)已和兩巷道的頂?shù)装逑嗷ミB通;因此，受開挖擾動卸荷的影響，導(dǎo)致交錯(cuò)巷道之間巖柱的不均勻變形和應(yīng)力卸荷重分布，圍巖松動，容易使開挖前閉合且穩(wěn)定的巖體原生結(jié)構(gòu)面產(chǎn)生拉伸破壞及朝向開挖巷道一側(cè)的錯(cuò)動剪切變形，降低圍巖的阻水能力，即使沒有斷層等大型導(dǎo)水結(jié)構(gòu)面的存在，若圍巖的地下水豐富，有可能誘發(fā)淋水、涌水，甚至突水的災(zāi)害。這也揭示了西翼回風(fēng)井掘進(jìn)至交錯(cuò)位置附近時(shí)，掘進(jìn)迎頭發(fā)生涌現(xiàn)現(xiàn)象的原因和機(jī)制，為該工程合理防水治理措施的設(shè)計(jì)提供了參考依據(jù)。

4 實(shí)際涌水的防治方案設(shè)計(jì)

結(jié)合現(xiàn)場地測信息，水文觀測孔流量、水壓、水溫可知，涌水的水源為后六石門內(nèi)水溝的水，再考慮誘發(fā)涌水的原因和機(jī)制，巷道涌水防治的方案是對出水區(qū)域及兩巷疊加區(qū)域及巖柱進(jìn)行高分子注漿堵水加固處理。即在出水點(diǎn)處注漿，以巷道中心為基準(zhǔn)，巷道中心布置1 個(gè)注漿孔，垂直于巷道輪廓線1m 間距向兩側(cè)各布置2 個(gè)注漿孔，共施工5個(gè)注漿孔，注漿孔深度為6m，封孔深度3m，注漿孔排距為3m，單孔注漿量根據(jù)現(xiàn)場情況確定，對應(yīng)的施工流程圖見圖9。后續(xù)注漿堵水加固圍巖的防水措施的信息反饋表明，該防治措施效果顯著，有效地抑制了巷道圍巖的涌水現(xiàn)象，保證了巷道的順利掘進(jìn)及安全運(yùn)行。

圖9 注漿工藝

5 結(jié)論

基于有限差分?jǐn)?shù)值計(jì)算方法，對某礦過既有巖巷底板掘進(jìn)交錯(cuò)巷道時(shí)，交錯(cuò)位置附近掘進(jìn)迎頭涌水的現(xiàn)象進(jìn)行數(shù)值模擬，通過開挖后交錯(cuò)巷道圍巖塑性區(qū)、位移場、最大主應(yīng)力分布規(guī)律的分析，揭示了掘進(jìn)巷道涌水的機(jī)制，并結(jié)合實(shí)際工程情況，設(shè)計(jì)了涌水防治的注漿加固堵水技術(shù)及施工工藝?？煞乐蜗锏谰植苛芩?、涌水和突水事故的發(fā)生，可為類似工程的設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。

［1］鄭 紅，劉洪磊，石長巖，等.深部斷層下巷道圍巖破壞誘發(fā)涌水的模擬研究［J］.力學(xué)與實(shí)踐，2009，31(2):69－53.

［2］羅立平，彭蘇萍.承壓水體上開采底板突水災(zāi)害機(jī)理的研究［J］.煤炭學(xué)報(bào)，2005，30 (4):459－503.

［3］周笑綠，楊國勇，鄭世書.東灘礦3 煤頂板突水的影響因素［J］.采礦與安全工程學(xué)報(bào)，2006，23 (3):281－285.

［4］高致宏.老虎臺礦“3.10”透水事故的水文地質(zhì)分析［J］.煤礦安全，2010，41 (7):131－132.

［5］李湖生，劉鐵民.從“3·28”王家?guī)X煤礦透水事故搶險(xiǎn)救援反思中國事故災(zāi)難應(yīng)急準(zhǔn)備體系［J］.中國安全生產(chǎn)科學(xué)技術(shù)，2010，6 (3):5－12.

［6］許家林，朱衛(wèi)兵，王曉振.松散承壓含水層下采煤突水機(jī)理與防治研究［J］.采礦與安全工程學(xué)報(bào)，2011，28 (3):333－339.

［7］趙蘇啟，武 強(qiáng)，尹尚先.廣東大興煤礦特大突水事故機(jī)理分析［J］.煤炭學(xué)報(bào)，2006，31 (5):618－622.

［8］韓江水，趙 婷，武謀達(dá).綜采放頂煤工作面頂板涌水機(jī)理分析［J］.西安科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2012，32 (2):144－148.

［9］武 強(qiáng)，朱 斌，劉守強(qiáng).礦井?dāng)嗔褬?gòu)造帶滯后突水的流–固耦合模擬方法分析與滯后時(shí)間確定［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2011，30 (1):93－104.

［10］MEDHURST T P，BROWN E T.A study of the mechanical behavior of coal for pillar design ［J］.International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences，1998，35 (8):1087－1105.

［11］OKUBO S，F(xiàn)UKUI K，Qi Q X.Uniaxial compression and tension tests of anthracite and loading rate dependence of peak strength［J］.International Journal of Coal Geology，2006，68(3－4):196－204.

［12］EVERT H.Pratical rock engineering ［OL］.http://www.rocscience.com/education/hoeks_ corner，2012.