張繼龍

(潞安化工集團 漳村煤礦，山西 長治 046032)

隨著煤炭淺部資源的逐漸枯竭，我國大部分礦井開采深度逐年增加，進入深部開采后，受高地應(yīng)力、高地溫、高滲透壓、開采擾動等特殊地質(zhì)環(huán)境的影響，圍巖力學(xué)性質(zhì)發(fā)生質(zhì)的轉(zhuǎn)變，表現(xiàn)出明顯的流變或蠕變特性[1-5]，巷道開挖后，圍巖出現(xiàn)大地壓、大變形、強底鼓等特點，特別是穿越斷層破碎帶時圍巖穩(wěn)定性更難以得到有效控制。本文以某礦高應(yīng)力軟巖巷道為研究對象，采用數(shù)值模擬與現(xiàn)場實踐相結(jié)合的方法，對穿越斷層破碎帶圍巖支護技術(shù)進行了研究，為類似地質(zhì)條件下巷道支護提供參考。

1 工程概況

某礦初期共設(shè)5個井筒：主、副井筒，南翼進、回風(fēng)井，北翼回風(fēng)立井。井田主體構(gòu)造為一寬緩向斜構(gòu)造，將井田大體分為南北兩翼。主、副立井井筒位于向斜中央，落底于煤層頂板，落底標高-900 m。井筒落底后作石門對井田南、北兩翼采區(qū)進行開拓?，F(xiàn)北翼立風(fēng)井已完工，-800 m水平209采區(qū)回風(fēng)石門已掘進60 m左右，該石門巷道正在穿越F7-1斷層，從掘進面看到，由于斷層的影響，巷道圍巖為小塊茅口灰?guī)r、泥巖、炭質(zhì)泥巖的混合體，巖層產(chǎn)狀混亂，節(jié)理裂隙發(fā)育，埋深840 m左右，是較為典型的高應(yīng)力破碎軟巖巷道。

2 原設(shè)計支護形式

回風(fēng)石門原設(shè)計支護形式為：軟弱圍巖段支護采用“掛網(wǎng)+36U型鋼組合鋼支架+噴混凝土”聯(lián)合支護。另外，還采用了錨網(wǎng)+錨索的聯(lián)合支護，底板采用鋪底網(wǎng)+12礦用工字鋼反底拱+C15混凝土充填，最后鋪底100 mm，鋪底混凝土強度等級為C25。鋼筋網(wǎng)規(guī)格為φ6.5mm，網(wǎng)孔100 mm×100 mm。支架使用36U型鋼組合鋼支架，棚距中—中500 mm。

在施工過程中，由于圍巖過于破碎，不用放炮即可掘進，若直接進行錨桿、錨索、注漿等施工，打眼極為困難，甚至可能發(fā)生冒頂事故。從目前支護情況來看，巷道掘支10 d左右噴層即開裂，變形破壞嚴重，現(xiàn)有方案難以保證圍巖穩(wěn)定。

3 采區(qū)回風(fēng)石門過斷層新支護方案

深部巷道支護關(guān)鍵在于盡快提高內(nèi)結(jié)構(gòu)圍巖強度，阻止圍巖中集中應(yīng)力的相對無限外移[6-9]。因此，針對北翼209采區(qū)回風(fēng)石門過斷層時巷道圍巖的變形特征，確定巷道采用分步聯(lián)合、分級強化支護技術(shù)。對巷道采用“金屬網(wǎng)、U型鋼拱支架、噴漿、注漿和錨索”的綜合支護方式。具體方案如下：①初次支護。采用金屬網(wǎng)、U型鋼拱形支架、噴層和梯子梁。②二次支護。采用注漿、錨索和鎖腿錨索梁。③底板鎖注一體化技術(shù)。采用搭接式卡纜對每一架U型鋼支架的腰線以下位置進行鎖腿，使整條巷道的U型鋼支架形成一個整體。④三次加強支護。組合錨索支護(另行設(shè)計)。

(1)金屬網(wǎng)參數(shù)。全斷面掛金屬網(wǎng)和鋼筋梯子梁，金屬網(wǎng)為φ6.5 mm，網(wǎng)格100 mm×100 mm，規(guī)格為1 000 mm×600 mm；金屬網(wǎng)接茬處須有錨桿加鋼筋梯子梁將其上緊并緊貼巖面，網(wǎng)間搭茬長度不少于1 00 mm。過斷層巷道段的U型鋼聯(lián)合支護如圖1所示。

圖1 過斷層巷道段的U型鋼聯(lián)合支護(初次支護)Fig.1 U-shaped steel combined support(primary support) for roadway section passing through fault

(2)U型鋼支架。采用29U型鋼支架，排距600 mm。U型鋼支架雖然具有高阻、可縮和強護表優(yōu)點，但其作為一種被動支護并不能夠控制和適應(yīng)復(fù)雜應(yīng)力條件下巷道的變形特征，必須針對其結(jié)構(gòu)上存在的薄弱環(huán)節(jié)進行補強[10-12]。每一架U型鋼支架在腰線以下位置采用搭接式卡纜進行鎖腿，形成巷幫連續(xù)約束，其裝置如圖2所示。

圖2 U型鋼支架的搭接式卡纜Fig.2 Lap type cable of U-shaped steel support

對U型鋼支架進行鎖腿主要有2個作用：①將支架沿走向連接起來，起到架間拉桿作用，增強支架的整體性和走向穩(wěn)定性；②將棚腿固定到較穩(wěn)定圍巖內(nèi)，增加其抗側(cè)壓的能力，可有效抑制巷幫內(nèi)移。

(3)噴射混凝土。待圍巖變形一定時間后(7～10 d)，再噴射混凝土，混凝土厚100 mm、強度等級C25。

(4)全斷面注漿。過斷層巷道段的全斷面注漿具體參數(shù)如圖3所示。注漿材料采用水泥—水玻璃雙液漿。

圖3 過斷層巷道段的全斷面注漿Fig.3 Full section grouting of roadway section passing through fault

(5)全斷面錨索。全斷面錨索支護參數(shù)如圖4所示。

圖4 全斷面錨索支護參數(shù)Fig.4 Supporting parameters of full section anchor cable

4 數(shù)值分析及驗證

4.1 數(shù)值模型及參數(shù)

根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)資料，采用數(shù)值模擬軟件FLAC對-800 m水平北翼209采區(qū)回風(fēng)石門巷道圍巖特征進行模擬，建立相應(yīng)的分析模型。模型尺寸長110 m、寬110 m，巷道寬5.16 m、高4.80 m，左右邊界為水平位移約束邊界，下邊界為水平和豎直位移約束邊界，上邊界為應(yīng)力約束邊界，巷道埋深約840 m，數(shù)值模型如圖5所示。

圖5 數(shù)值模型示意Fig.5 Schematic diagram of numerical model

根據(jù)測試報告和現(xiàn)場情況確定巖層物理力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 巖層物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 Physical and mechanical parameters of rock stratum

根據(jù)以上計算模型及力學(xué)參數(shù)，經(jīng)迭代計算平衡后得到的初始應(yīng)力場如圖6所示。

圖6 初始應(yīng)力狀態(tài)Fig.6 Initial stress state

4.2 過斷層時數(shù)值模擬

4.2.1 原支護方案支護效果模擬

原支護方案位移等值線分布如圖7所示。通過對過斷層時原支護方案下的巷道圍巖變形模擬結(jié)果分析得出，頂?shù)装搴蛢蓭偷淖冃瘟慷驾^大，頂板最大下沉量達1 250 mm，最大底鼓量為1 270 mm，巷道左幫移近量為 1 230 mm，右?guī)鸵平繛? 240 mm。

圖7 原支護方案位移等值線分布Fig.7 Displacement contour distribution of original supporting scheme

原支護方案圍巖應(yīng)力場分布如圖8所示。從圖8可以看出，在水平方向和垂直方向上巷道周邊巖體松動范圍不斷加大，圍巖應(yīng)力得到進一步釋放，巷道周邊圍巖處于較低應(yīng)力水平(σx<15 MPa，σy<10 MPa)的范圍為巷道尺寸的2～5倍。

圖8 原支護方案圍巖應(yīng)力場分布Fig.8 Distribution of surrounding rock stress field of original support scheme

從巷道周圍塑性區(qū)分布來看，巷道頂?shù)装宓募羟衅茐淖冃屋^多，圍巖塑性圈較大，達到約35 m，大概為巷道尺寸的7倍。巷道斷面整體變形情況如圖9所示，巷道底板已嚴重鼓起，頂板已嚴重下沉。

圖9 原支護方案巷道斷面整體變形情況Fig.9 Overall deformation of roadway section under original supporting scheme

4.2.2 新支護方案支護效果模擬

通過采用錨桿、金屬網(wǎng)、噴層和梯子梁及二次支護，利用注漿、錨索和鎖腿錨索梁等措施，巷道圍巖變形得到了有效控制。頂板最大下沉量為208 mm，底鼓量為230 mm，兩幫變形量分別為206、208 mm，如圖10所示。

圖10 新支護方案位移等值線分布Fig.10 Displacement contour distribution of new supporting scheme

從應(yīng)力場分布可知，處于較低應(yīng)力水平(σx<15 MPa，σy<10 MPa)的范圍為巷道尺寸的0.5～1.0倍，特別是垂直應(yīng)力處于低水平的圍巖范圍只有巷道尺寸的一半，新支護方案圍巖應(yīng)力場分布應(yīng)力場分布如圖11所示。

圖11 新支護方案圍巖應(yīng)力場分布Fig.11 Distribution of surrounding rock stress field of new supporting scheme

另外，從新支護方案下塑性區(qū)分布(圖12)來看，圍巖塑性圈較原支護方案相比明顯減小，塑性圈范圍為巷道尺寸的1～3倍。

圖12 新支護方案下塑性區(qū)分布Fig.12 Distribution of plastic zone under new supporting scheme

5 現(xiàn)場應(yīng)用效果分析

試驗段內(nèi)巷道圍巖位移變化曲線(這里只列出2個斷面的監(jiān)測結(jié)果)如圖13所示。由圖13可知，在“錨+網(wǎng)+U型鋼+索+梁”支護試驗段內(nèi)的巷道頂?shù)装遄冃瘟考白冃乌厔葺^小。監(jiān)測100 d時，兩幫平均收斂量為219 mm，頂?shù)装逡平繛?67 mm，變形速度小于2 mm/d。因此，該“金屬網(wǎng)、U型鋼拱支架、噴漿、注漿和錨索”的綜合支護方式對巷道兩幫及頂?shù)装宓淖冃纹鸬搅艘种谱饔谩?/p>

圖13 巷道位移變化曲線Fig.13 Displacement curve of roadway

6 結(jié)論

現(xiàn)場支護試驗和監(jiān)測數(shù)據(jù)表明：采用“金屬網(wǎng)、U型鋼拱支架、噴漿、注漿和錨索”的綜合支護方式對控制深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道的變形具有非常明顯的效果，圍巖變形量大大減小，不僅提高了巷道頂板的穩(wěn)定性，又強化了兩幫結(jié)構(gòu)，起到了“固幫強頂”的支護作用，巷道圍巖變形得到了有效控制。