趙 燚，王 路，王志誠

(陜西陜煤曹家灘礦業(yè)有限公司 陜西 榆林 719000)

0 引言

了解巷道圍巖在掘進過程中受力情況，掌握巷道圍巖變形破壞規(guī)律，分析圍巖與支護體相互作用，是進行煤礦巷道支護設計的關鍵前提[1]。大斷面巷道存在圍巖變形量大、支護困難的問題，給礦井掘進產生了巨大影響[2-4]。

在大斷面巷道圍巖變形機理和支護參數(shù)優(yōu)化方面國內外學者進行了大量研究，郭志飚等[5]分析了在構造應力作用下圍巖與支護體的相互作用關系，闡述了構造應力作用下軟巖巷道的變形破壞過程；崔英達等[6]分析了預應力的作用機理和對巷道圍巖穩(wěn)定性的影響；康紅普等[7]深入剖析錨桿支護的受力作用機制，提出了高強預應力支護理論；王金華[8]對不同影響因素下全煤巷道圍巖的受力與變形特征進行了研究，得出了一系列圍巖應力分布與影響因素之間的關系，認為錨桿與錨索預緊力應該形成相互連接與疊加的壓應力區(qū)。

文中以曹家灘煤礦122108主運順槽為背景，首先采用理論分析的方法分析了巷道圍巖的變形破壞機制，然后通過數(shù)值模擬分析巷道掘進過程中的應力場、位移場、塑性區(qū)分布規(guī)律，在此基礎上對巷道支護參數(shù)進行優(yōu)化，最終確定了“錨桿+錨索+塑鋼網+鋼筋網”的支護方式。

1 工程概況

122108工作面主運順槽位于2-2煤12盤區(qū)，開口坐標為：X=4 276 469.582，Y= 37 403 048.477，方位角為46°30′00″。工作面西部是為整個礦井服務的4條大巷，東臨井田邊界煤柱，南部為122110工作面(設計)，北部是正在回采的122106工作面。煤層厚度平均10.25 m，傾角小于1°，水平層理，節(jié)理不發(fā)育。絕對瓦斯涌出量1.17 m3/min，相對瓦斯涌出量0.785 m3/t，屬于Ⅰ類容易自燃煤層。工作面2 500 m處發(fā)現(xiàn)DF2正斷層H=0～4 m，∠72°，無巖漿巖、陷落柱及大的褶皺構造，煤層沿走向或傾向方向雖有小型起伏，但對巷道施工影響不大。煤層頂?shù)装迩闆r見表1。

表1 煤層頂?shù)装迩闆rTable 1 Roof and floor condition of coal seam

2 巷道圍巖變形破壞機理

2.1 巷道圍巖變形破壞力學機理

根據(jù)平面應變理論，巷道掘進后巖體中某一點的應力狀態(tài)可以采用莫爾應力圓來進行描述，如圖1所示，圖中直線τ=σtanφ+C為巖石破裂線。在巷道開挖前，煤體處于原巖應力狀態(tài)，此時破裂線與莫爾應力圓處于相離狀態(tài)(a曲線)；巷道掘進時，圍巖應力值降低，莫爾應力圓向左移動，當破裂線與莫爾應力圓相切時，巖體處于剪切破壞的極限平衡狀態(tài)(b曲線)；巷道掘進以后，巷道淺部圍巖最小主應力σ3=0，巖體發(fā)生塑性破壞(c曲線)。

圖1 巷道掘進前后莫爾應力圓變化Fig.1 Change of Moore stress circle before and after roadway excavation

2.2 巷道變形破壞區(qū)域劃分

巷道掘進后，巷道圍巖三向應力平衡狀態(tài)遭到破壞，原巖應力重新進行分布(徑向應力σr減小，切向應力σt增加)，當巷道圍巖應力集中程度超過圍巖強度極限時，巷道圍巖就會發(fā)生變形破壞。根據(jù)極限平衡理論，按照應力狀態(tài)的不同可將圍巖劃分為塑性區(qū)(A+B)、彈性區(qū)(C)、原巖應力區(qū)(D)，如圖2所示。其中塑性區(qū)內圈(A)的變形破壞最為嚴重，圍巖強度降低幅度最大，遠低于原巖應力γH，圍巖發(fā)生變形和破壞的區(qū)域成為卸載和應力降低區(qū)；塑性區(qū)外圈(B)的應力高于原始應力，它與彈性區(qū)內應力增高部分均為承載區(qū)(應力增高區(qū))；圍巖深部為未受影響的原巖應力區(qū)域。

圖2 圓形巷道圍巖塑性變形區(qū)域劃分及應力分布Fig.2 Plastic deformation area division and stress distribution of surrounding rock in circular roadway

在巷道掘進過程中破裂線與莫爾應力圓的相交，巖石發(fā)生變形破壞。錨桿支護可以使錨桿和錨固區(qū)域的破碎巖體相互作用形成統(tǒng)一的承載結構，提高錨固巖體的力學參數(shù)，改善被錨固巖體的力學性能，使破碎圍巖的峰后強度和殘余強度得到強化。但是在實際生產過程中，錨桿數(shù)量并不是越多越好，選擇合適的錨桿支護參數(shù)才是進行錨桿支護設計的主要內容。

3 數(shù)值模擬

3.1 建立模型

為了全面、系統(tǒng)地反映大斷面巷道在掘進過程中的巷道圍巖變形破壞規(guī)律，以曹家灘煤礦122108主運順槽工程地質條件和綜合柱狀圖為背景，建立FLAC3D三維計算模型進行數(shù)值模擬分析。模擬122108主運順槽在掘進過程中圍巖應力場、位移場和塑性區(qū)的變形情況，為巷道支護參數(shù)優(yōu)化提供參考依據(jù)。

數(shù)值模型以122108主運順槽綜合地質柱狀圖和巷道斷面圖為基礎，并對復雜條件進行適當簡化。數(shù)值分析模型沿走向長40 m，沿傾向寬100 m，高度為51 m。三維模型共劃分有1 296 000個單元，1 337 543個節(jié)點。圖3為FLAC3D模擬網格圖。

圖3 FLAC3D模擬網格Fig.3 FLAC3D simulation grid

為了實現(xiàn)模型與實際吻合，模型上方巖層產生的壓力按靜水壓力大小在模型上邊界施加均布載荷。在模型的頂端施加等效的載荷，即將自重力按下式得到

σv=γH

(1)

式中,γ為覆巖的體積力，25 kN/m3；H為模型頂端距地表的深度，m。

在本次模擬中，模型上部巖層埋深為300 m，重力加速度取10 m/s2，故在模型上邊界施加7.5 MPa的等效垂直應力載荷。對于模型計算邊界條件，首先將模型的四周各邊界各施加水平約束，即四周邊界的水平位移為0；然后再將模型的底部邊界固定，即底部的邊界水平、垂直位移都為0；最后將模型的頂部設為自由邊界。

3.2 模型計算參數(shù)

根據(jù)現(xiàn)場取樣和巖石力學試驗結果，當載荷達到強度極限后，巖體產生破壞，在峰后塑性流動過程中，巖體殘余強度隨著變形發(fā)展逐步減小。因此，計算中采用莫爾-庫侖(Mohr-Coulomb)屈服準則判斷巖體的破壞，見式(2)；采用應變軟化模型以反映煤體破壞后隨變形發(fā)展殘余強度逐步降低的性質。

(2)

式中，σ1，σ3分別是最大和最小主應力；c，φ分別是粘結力和摩擦角。當fs>0時，材料將發(fā)生剪切破壞。在通常應力狀態(tài)下，巖體的抗拉強度很低，因此可根據(jù)抗拉強度準則(σ3≥σT)判斷巖體是否產生拉破壞。

根據(jù)現(xiàn)場地質調查和相關研究提供的煤巖體力學試驗結果，考慮到煤巖體的尺度效應，模擬計算采用的煤巖體物理力學參數(shù)，見表2。

表2 煤巖體物理力學參數(shù)Table 2 Physical and mechanical parameters of coal and rock mass

3.3 數(shù)值模擬結果分析

煤巖體在開挖前處于原巖應力狀態(tài)，巷道開挖破壞了原巖應力的平衡，使巷道周圍的應力環(huán)境發(fā)生改變，在巷道圍巖一定范圍內出現(xiàn)應力集中，當該集中應力達到一定的值，便會使巷道周圍圍巖產生變形破壞。

3.3.1 巷道圍巖應力場分析

巷道開挖和工作面回采引起圍巖應力場發(fā)生變化，局部應力集中使得巷道發(fā)生變形破壞，主應力分布規(guī)律可以綜合反映巷道垂直應力、水平應力和剪切應力分布狀態(tài)，能夠更好地揭示巖體變形破壞的力學本質。圖4為122108主運順掘進期間主應力分布云圖，由圖4(a)最大主應力分布云圖可以看出在掘進期間巷道兩底角處出現(xiàn)了應力集中現(xiàn)象，峰值應力為15.4 MPa，應力集中系數(shù)為2.05；巷道頂?shù)装搴蛢蓭?.5 m范圍內圍巖出現(xiàn)一些輕微的變形破壞，圍巖應力釋放，高應力逐漸向深部轉移。由圖4(b)最小主應力分布云圖可以看出，巷道周圍1 m范圍內圍巖出現(xiàn)了一定程度的變形破壞，圍巖應力降低，破壞范圍和破壞深度基本與最大主應力云圖中變化一致。因此可知，在進行巷道支護時應加強對淺部1 m范圍內圍巖的支護。

圖4 122108主運順掘進期間主應力分布Fig.4 Distribution of principal stress during driving of 122108 main haulage roadway

3.3.2 巷道圍巖位移場分析

圖5為122108主運順掘進期間位移分布云圖，由圖(a)垂直位移分布云圖可知，在掘進期間巷道頂板變形破壞呈“鍋蓋”式變化，巷道中心線處變形破壞范圍最大，向兩幫延長線上變形量逐漸降低，淺部變形范圍大，深部變形范圍小，頂板最大下沉量為23 mm，底板最大鼓出量為5 mm。由圖(b)水平位移分布云圖可知，在掘進期間巷道兩幫變形整體呈“蝶翅”狀變化，在兩幫中心線處變形量最大，沿兩邊逐漸減小，兩幫最大變形量為18.7 mm。

圖5 122108主運順掘進期間位移分布Fig.5 Displacement distribution during driving of 122108 main haulage roadway

圖6為122108主運順槽掘進期間塑性區(qū)分布云圖，由圖可知，在掘進過程中巷道圍巖的主要破壞形式為剪切破壞，頂板的最大破壞深度為3 m，兩幫的最大破壞深度為15 m，底板的最大破壞深度為0.5 m。

圖6 122108主運順掘進期間塑性區(qū)分布Fig.6 Distribution of plastic zone during driving of 122108 main haulage roadway

綜上可知，在掘進過程中，巷道兩底角處出現(xiàn)了應力集中現(xiàn)象，峰值應力為15.4 MPa，應力集中系數(shù)為2.05；巷道頂板最大下沉量為23 mm，底板最大鼓出量為5 mm。兩幫最大變形量為18.7 mm，圍巖破壞形式主要是剪切破壞，頂板最大破壞深度為3 m，兩幫最大破壞深度為15 m，底板最大破壞深度為0.5 m。在進行支護參數(shù)設計時應加強對巷道兩底角和淺部破碎圍巖的支護。

4 支護參數(shù)設計

4.1 支護參數(shù)設計理論依據(jù)

根據(jù)巷道圍巖深基點位移監(jiān)測、圍巖鉆孔窺視、巷道表面位移等現(xiàn)場實測大斷面巷道圍巖破壞特征分析，確定巷道圍巖最大破壞深度，結合懸吊理論進行計算，具體計算過程如下所示。

錨桿錨索長度設計支護應滿足:

L≥L1+L2+L3

(1)

式中，L為錨桿索總長度，m；L1為錨桿索外露長度(包括鋼帶、托板、螺母或鎖具厚度)，m；L2為有效長度，m；L3為錨入巖(煤)層內深度，m。

錨桿錨索支護密度應滿足：

n≥kγaL2/G

(2)

式中，n為每米巷道錨桿索數(shù)量，根/m；k為安全系數(shù)，取1.2或1.5；γ為巖體容重，取25 kN/m3；a為巷道跨度，取5.4 m；L2為有效長度，m;G為錨桿索設計錨固力，kN/根。

4.2 支護方案設計

4.2.1 煤柱幫支護：螺紋鋼錨桿+鋼筋網

錨桿采用規(guī)格為φ20 mm×2 200 mm的BHRB335號左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，錨桿間排距為1 000 mm×1 000 mm，每排4根錨桿，最上部錨桿距頂板300 mm，帶15°上仰角施工，其余錨桿垂直巖面施工，錨桿孔深2 150 mm。每根錨桿采用1支MSK2380型樹脂藥卷錨固，預緊力要求不小于120 N·m，錨固力不小于10 t。錨桿托盤選用規(guī)格為150 mm×150 mm×10 mm蝶形鐵托盤。鋼筋網規(guī)格為3 800 mm×1 100 mm的電弧焊鋼筋網，鋼筋直徑為5 mm，網格尺寸100 mm×100 mm，與頂網搭接寬度100 mm，幫網與幫網搭接寬度100 mm。

4.2.2 回采幫支護：玻璃鋼錨桿+塑鋼網

錨桿采用規(guī)格為φ22 mm×2 400 mm的GQN60型高強抗扭玻璃鋼錨桿及配套塔型托盤螺母，間排距為1 000 mm×1 000 mm，每排4根錨桿，最上部錨桿距頂板300 mm，帶15°上仰角施工，其余錨桿垂直巖面施工，錨桿孔深2 300 mm。每根錨桿采用1支MSK2380型樹脂藥卷錨固，預緊力要求不小于50 N·m，錨固力不小于10 t。網片選用塑鋼網，規(guī)格為3 800 mm×2 100 mm，豎向鋪網，幫網與頂網搭接寬度100 mm，幫網與幫網的搭接寬度為100 mm。幫部塑鋼網內不含有鋼絲，網孔的規(guī)格為50 mm×50 mm。

4.2.3 頂板支護：錨桿+錨索+塑鋼網

錨桿支護：頂板采用規(guī)格為φ22 mm×2 600 mm的BHRB335號左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，間排距為1 200 mm×1 000 mm，每排6根錨桿，最外側錨桿距幫部250 mm，帶15°外扎角施工，中間4根錨桿垂直頂板施工，錨桿孔深2 550 mm。每根錨桿采用1支MSK2380型樹脂藥卷錨固，預緊力要求不小于200 N·m，錨固力不小于10 t。錨桿托盤選用規(guī)格為150 mm×150 mm×10 mm的拱型高強度托盤。

錨索支護：頂板每排布置2根錨索，采用規(guī)格為φ17.8 mm×6 250 mm的鋼絞線，錨索孔的孔深為6 000 mm。錨索間排距為2 400 mm×3 000 mm，均垂直巖面施工。每根錨索采用2支MSK2380型樹脂藥卷，錨索預緊力14 t，錨固力不小于24 t。錨索托盤規(guī)格為250 mm×250 mm×20 mm的高強度拱形可調心托板。

網片：掘錨一體機實現(xiàn)自動鋪網，頂部網片為整體護表的塑鋼網，塑鋼網為內含4根細鋼絲的抗撕裂高強網片，單根絲的破斷強度為4 kN，其規(guī)格為長15 m，寬3.2 m，網孔為方形孔，規(guī)格為50 mm×50 mm。巷道支護斷面圖如圖7所示。

圖7 122108主運順槽巷道支護斷面Fig.7 Support section of 122108 main haulage roadway

5 結論

(1)通過理論分析，闡述了巷道圍巖變形破壞機理和掘進后巷道圍巖應力分布狀態(tài)和區(qū)域劃分形式，明確了巷道支護區(qū)域(塑性區(qū)內圈破碎巖體)。

(2)采用數(shù)值模擬的方法分析巷道圍巖的變形破壞情況，在掘進過程中，巷道兩底角處出現(xiàn)了應力集中現(xiàn)象，峰值應力為15.4 MPa，應力集中系數(shù)為2.05；巷道頂板最大下沉量為23 mm，底板最大鼓出量為5 mm。兩幫最大變形量為18.7 mm，圍巖破壞形式主要是剪切破壞，頂板最大破壞深度為3 m，兩幫最大破壞深度為15 m，底板最大破壞深度為0.5 m。

(3)通過理論計算和數(shù)值模擬確定的巷道支護方案為：頂板支護采用“錨桿+錨索+塑鋼網”的支護方式，錨桿間排距為1 200 mm×1 000 mm，每排6根錨桿，錨索長度為6 000 mm，間排距為2 400 mm×3 000 mm，每排2根；煤柱幫支護采用“螺紋鋼錨桿+鋼筋網”支護方式，錨桿間排距為1 000 mm×1 000 mm，每排4根錨桿；回采幫采用玻璃鋼錨桿+塑鋼網支護，錨桿間排距為1 000 mm×1 000 mm，每排4根錨桿。