高应力扰动破坏区巷道围岩稳定性控制研究

李本奎,常立宗

(1.北方爆破科技有限公司,北京 100004;2.河北海润工程勘察设计有限公司,石家庄 050000)

煤矿开采逐渐向深部发展,开采条件日趋复杂,在靠近地质构造区的巷道中,受高应力扰动破坏的影响,巷道中的围岩裂缝多,支护结构断裂,巷道围岩发生大变形,对矿井的安全生产造成了很大的影响。因此,提高高应力扰动破坏区的巷道围岩稳定性对巷道支护优化至关重要[1-2]。李德辉等[3]通过数值模拟及实际工程应用,探究了以锚索配合钢拱架的方式进行高应力软岩巷道加强支护的方案;杨亚平等[4]通过从工程地质条件、地应力及采动影响三方面分析支护破坏原因,并提出“中空锚杆+钛克网+喷射砼支护”等4种新型支护方案;王雷等[5]通过建立力学本构模型,得出了高应力区巷道受动压影响的围岩应力场范围,为深入分析高应力区巷道围岩稳定性提供了依据;孟庆彬等[6]建立了弹塑性力学模型,总结了支护抗力对围岩塑性区的影响;张志明等[7]基于对围岩节理、裂隙的统计分析,制定了相应的围岩控制措施;赵飞等[8]针对强动压高水平应力巷道支护难题,采用了高强预紧力锚网索组合支护;李国盛等[9]通过力学分析手段确定了注浆对巷道围岩支护的提升作用,针对受采动影响频繁的巷道,采用“锚杆锚索+浅深注浆”的联合支护方法;徐向东等[10]通过统计分析松散破碎区与裂隙区的分布规律确定了合理的巷道宽高轴比及围岩应力;吕坤[11]通过建立特厚煤层受二次采动影响的力学模型,结合数值分析和现场监测,提出了巷道分次支护方法;李光等[12]采用现场调查与数值模拟计算相结合的方法提出,在支护方式中增加U型钢支架、补充底部支护、增大锚杆长度和减小锚杆间排距均能不同程度地改善支护效果。

综上所述,目前关于高应力扰动破坏区巷道围岩变形机理、支护理论与技术方面的研究已经取得了较大进展[13-15],但仍需要针对具体工况进行具体分析。在此,以汾西某矿工作面高应力扰动破坏区巷道为研究对象,结合现场实测的采动过程中巷道围岩裂隙发育特征,采用数值模拟对原支护方案进行了参数优化,确定优化方案;然后,将优化方案应用于此工作面留巷中,通过工程监测对其围岩稳定性进行评价,同时与原方案支护下的巷道围岩稳定性进行对比,进一步验证了优化方案的合理性。

1 工程概况

汾西某矿3316工作面煤层厚度为7.75 m,总体位于一单斜构造之上,埋深521～567 m,附近含有多个断层。工作面顶底板岩层分布情况如图1所示,围岩性能如表1所示。3316工作面位于该矿三采大巷北翼,西侧为3316运巷和3316专用瓦斯抽采巷。其中,3316抽采巷沿煤层顶板掘进,断面为矩形,净宽4 600 mm,净高3 200 mm,属于下一采区预留运输巷,如图2所示。

表1 煤层顶底板岩性特征

图1 地质柱状图[16]Fig.1 Geological histogram

图2 巷道位置关系图(单位:m)Fig.2 Location relationship of roadways

抽采巷具体断面原方案支护情况如图3所示。顶锚杆采用Φ20 mm×2 400 mm左旋无纵肋螺纹钢锚杆,间排距为1 000 mm×1 000 mm;帮锚杆采用Φ20 mm×2 400 mm左旋无纵筋螺纹钢锚杆,间排距为900 mm×1 000 mm。锚索采用Φ17.8 mm×6 400 mm高强度低松弛预应力钢绞线,采用“一二”布置,第一排锚索在巷中线上布置一根,第二排锚索在距巷中线左右1 100 mm处各布置一根,排距为1 000 mm。

图3 原方案支护图(单位:mm)Fig.3 Supporting diagram of the original plan

通过理论分析可知,抽采巷支护结构动态载荷受采动影响明显,锚杆(索)载荷采动影响增强系数达2.1～5.8,导致部分锚杆动态最大载荷达到109～113 kN,超过Φ20 mm螺纹钢屈服极限105 kN而发生破断,巷道围岩有失稳破坏风险;两帮支护结构动态载荷具有明显的非对称性,煤柱帮支护结构载荷较实体煤帮高27.3%[16]。

为了能够全面掌握巷道顶板不同位置处的煤岩结构特征,在抽采巷道共布置3组顶板窥视钻孔测点。其中,1#测孔布置在超前回采面50 m顶板中心平整处,窥视结果如图4所示;2#测孔布置在超前回采面约80 m 靠近实体帮顶板平整处,窥视结果如图 5所示;3#测孔布置在超前回采面约100 m靠巷道煤柱帮的顶板平整处,窥视结果如图6所示。

图4 巷道顶板中央1#钻孔窥视图Fig.4 Peep view of No.1 borehole in the center of roadway roof

图5 巷道实体帮肩角2#钻孔窥视图Fig.5 Peep view of No.2 borehole of shoulder angle on solid side of roadway

图6 煤柱帮肩角3#钻孔窥视图Fig.6 Peep view of No.3 borehole of shoulder angle on coal pillar side

钻孔窥视结果表明,抽采巷顶板浅部围岩较破碎,微裂隙较多,且分布有明显的纵向裂隙和环向裂隙,发育程度普遍较高。此外,巷道顶板中央和煤柱帮侧顶板围岩破碎范围、裂隙发育程度较实体煤帮侧围岩略大,巷道顶板整体破碎程度较高,结构较为松散,破碎带分布深度较广,在顶板浅部与深部均有严重破碎带存在。因此,顶板整体结构强度较低,巷道稳定性较差。

2 支护方案优化研究

2.1 支护优化方案及数值建模

结合钻孔窥视结果,在原支护方案的基础上对巷道支护结构进行优化,提出以下3个方案。

1)优化方案1:在原支护方案基础上,将顶板锚索改为“三二”布置,即在原顶板单根锚索两侧各补打一根Φ21.6 mm×6 400 mm锚索,补打锚索距巷中线1 600 mm。两帮每隔一排锚杆各补打一根锚索,距顶板1 600 mm,补打锚索为Φ17.8 mm×5 000 mm,在顶板适当位置补打锚杆,每两排锚杆须补足3根,锚杆型号由原Φ20 BHRB335 改为Φ20 BHRB500。

2)优化方案2:在原支护方案基础上,锚杆间距缩小至800 mm,锚杆排距减小为900 mm;锚杆型号由原Φ20 BHRB335改为Φ20 BHRB500。

3)优化方案3:在优化方案1的基础上,顶锚杆和帮锚杆将原支护的间排距改为900 mm×900 mm,同时锚杆型号由原Φ20 BHRB335 改为Φ20 BHRB

500,顶锚索直径由Φ17.8 mm改为Φ21.6 mm。

根据相关地质资料及岩石力学参数(表2),建立200 m×200 m×43.6 m的FLAC3D数值模型,如图7所示。将抽采巷最大埋深设置为600 m,模型顶部施加15 MPa压力,且受附近断层构造影响,水平应力影响显著,因此侧压系数取1.5。将数值计算结果通过位移、应力、塑性区等方面进行比较,提出合理化建议。

表2 抽采巷顶底板力学参数表

图7 数值模型Fig.7 Numerical model

2.2 优化方案数值模拟结果

2.2.1巷道围岩垂直应力分布

图8为抽采巷围岩垂直应力分布云图。从图中可以看出,巷道底板表面所承受的垂直应力最小,其次为顶板,两帮围岩深处所承受的垂直应力最大,且巷道所承受的垂直应力均表现出压应力性质。将垂直应力小于开采前原岩垂直应力的区域称为应力衰减区,图9为不同支护方案下巷道顶板应力衰减区对比曲线。应力衰减区越小,巷道围岩完整性越高,对力的承载能力越强。从图8中可以看出,在方案 1 的支护下,巷道顶板围岩的应力衰减区最小,在方案 3 的支护下顶板围岩应力衰减区仅次于方案 1 支护时的应力衰减区,在原支护方案下顶板围岩较破碎,对力的承载能力较低。方案 2 对顶板的支护效果略优于原方案。从顶板应力衰减区分布范围来看,方案 1 对巷道顶板的支护效果最好,其次为方案 3,原方案对巷道顶板的支护效果最差。

图8 原方案及3种优化方案的巷道围岩垂直应力分布云图Fig.8 Vertical stress distribution cloud map of surrounding rock under the original support scheme and three optimized schemes

图9 顶板围岩应力衰减区随支护方案的变化曲线Fig.9 Stress attenuation zone variation of roof surrounding rock with different support schemes

图10为4种方案支护下巷道两帮所承受的最大垂直应力分布曲线。巷道帮部围岩完整性越好,承压能力就越强。从上图中可以看出,在方案3的支护下巷帮的承压能力最强,方案1支护下巷帮的承压能力与方案3支护下时的承压能力大致相当。在原方案的支护下,巷帮的承压能力最弱。

图10 原方案及3种优化方案的巷道最大垂直应力变化曲线Fig.10 Maximum vertical stress variation under the original support scheme and three optimized schemes

2.2.2巷道围岩变形量

图 11 为抽采巷在不同支护方案中,处于 600 m埋深时的巷道围岩垂直位移分布云图,图12为不同支护条件下的顶底板位移变化对比曲线。可以看出,在3种优化方案的支护下测站顶底板收敛量与原支护方案相比均有所下降,尤其是方案 1的支护与其他方案相比,巷道顶底板围岩变形控制效果最好,方案 3的支护效果仅次于方案 1,方案 2支护下巷道顶底板收敛量略低于原支护方案,原方案对巷道顶底板围岩的稳定性控制效果最差。

图11 原方案及3种优化方案垂直位移分布云图Fig.11 Cloud map of vertical stress distribution under the original support scheme and three optimized schemes

图12 4种方案巷道顶底板变形曲线Fig.12 Deformation curves of roof and floor under the four schemes

2.2.3巷道围岩塑性区分布

图13为抽采巷在不同支护条件下,处于 600 m 埋深时的巷道围岩塑性区分布图。可以看出,在原方案及3种优化方案支护下的巷道围岩主要以剪切破坏为主。其中,在原支护方案下巷道围岩剪切破坏程度最大,在方案 1支护下巷道围岩的剪切破坏程度最小,其次为方案3。原支护顶板和两帮塑性区围岩强度减小导致锚杆(索)锚固效果减弱。

图14为不同支护方案下巷道围岩塑性区破坏范围对比曲线。在巷道轴向方向50 m测点处方案1、方案2和方案3支护下的测站围岩塑性区分布范围与原支护方案支护时相比,分别减少了23.2%、11.8%和20.5%,方案1和方案3更利于维持巷道稳定。

图13 原方案及3种优化方案巷道围岩塑性区分布图 Fig.13 Plastic zone distribution of roadway surrounding rock under the original support scheme and three optimized schemes

图14 原方案及3种优化方案巷道围岩塑性区破坏范围对比 Fig.14 Comparison of plastic zone failure range of surrounding rock under the original support scheme and three optimized schemes

3 优化工程方案应用

3.1 现场应用及监测

基于数值模拟分析结果,最终选择优化方案1作为最优方案进行工程应用。制定的巷道围岩控制方案如图15所示。对该优化方案的支护效果进行现场监测,测站布置主要包括激光测距仪、锚杆测力计、锚索测力计等。在顶板共安装两个锚索测力计和两个锚杆测力计,在左右两帮分别布置两个锚杆测力计和1个多点位移计,两帮的仪器安装位置相同,测站布置如图16所示。

3.2 矿压监测结果

3.2.1测站锚杆受力监测结果

图17为采用优化方案1后测站锚杆工作载荷随回采距离的变化曲线。由图可知,在工作面推进至超过测点20 m期间,顶板和两帮锚杆工作载荷出现了小幅增长;自工作面超过测点20～80 m 期间,测站锚杆受采动影响较明显,顶板及煤柱帮、实体煤帮锚杆测力计分别增加了总增长量的58.3%、78.2%和76.4%,之后测站锚杆受力趋于平稳。顶板、煤柱帮、实体煤帮锚杆的工作载荷峰值分别为93.0 kN、86.6 kN、83.0 kN,为屈服载荷(125 kN)的74.4%、68.8%和66.4%,锚杆受力控制在屈服破坏范围以内。

图15 优化方案1支护图(单位:mm)Fig.15 Support diagram of optimization scheme 1

图16 测站布置示意图(单位：mm)Fig.16 Layout of survey stations

图17 采用优化方案1后测站锚杆工作载荷随回采距离的变化曲线Fig.17 Working load variation of anchor rod with mining distance after adopting the optimization scheme 1

3.2.2测站锚索受力监测结果

图18为支护采用优化方案1后测站顶板锚索工作载荷随监测时间的变化曲线。由图18可知,顶板锚索的工作载荷在工作面推进至超过测点10 m期间增幅较小;工作面自超过测点10～80 m期间,测点锚索的工作载荷增加了总增长量的70.8%。随着工作面继续向前推进,工作载荷的变化趋势逐渐趋于平稳;采用优化方案后,顶板锚索的工作载荷峰值下降至174.2 kN,为屈服载荷(500 kN)的33.4%,锚索工作载荷与优化前相比显著降低。

图18 采用优化方案1后测站锚索工作载荷随回采距离变化曲线Fig.18 Working load variation of anchor cable with mining distance after adopting the optimization scheme 1

3.2.3测站围岩变形监测结果

图19为采用优化方案1后测站顶底和两帮围岩变形随监测时间的变化曲线。由图可知,采用优化方案支护后,随着工作面逐步向前推进,测点处顶底板和两帮的变形量在工作面推进至超过测点20 m处期间,顶底板和两帮的变形量仅有小幅增加;工作面超过测点20～80 m期间,顶底板和两帮的变形量显著增加;超过测点80 m后,随着工作面推进,变形量增长趋于平缓,表明采用优化支护后,巷道围岩变形得到有效控制。

图19 采用优化方案1后测站顶底板和两帮围岩变形随回采距离的变化曲线Fig.19 Roof-and-floor and two-side deformation variation with mining distance after adopting the optimization scheme 1

图20为采用优化方案1后测站两帮变形量随回采距离的变化曲线。由图20可知,采用优化方案支护后,随着工作面逐步向前推进,测点处煤柱帮和实体煤帮的变形量一直呈增加趋势,在工作面推进至超过测点20 m处期间,煤柱帮和实体煤帮的位移量仅有小幅增加;工作面超过测点20～80 m期间,煤柱帮和实体煤帮的位移量显著增加,增加量占总增长量的75%和66%;超过测点80 m后增长趋于平缓。最终煤柱帮累计位移量为20 mm,实体煤帮为17 mm,表明两帮围岩变形量在巷道支护优化后大幅减少,两帮围岩不对称变形得到了较好控制。

图20 采用优化方案1后测站两帮变形量随回采距离变化曲线Fig.20 Two-side deformation variation with mining distance after adopting the optimization scheme 1

4 结论

1)顶板围岩原位窥视结果表明,受高应力扰动破坏影响,巷道顶板围岩整体破碎程度较高,破碎带分布范围较广,尤其是巷道浅部围岩裂隙发育程度高,出现了一定离层现象。整体来说,巷道顶板结构松软破碎、裂隙发育、稳定性差,易导致支护结构破坏。

2)依据采动巷道变形钻孔破坏现状,制定了3种优化支护方案并对其支护效果进行了对比。结果表明,在优化方案1和优化方案3的支护下,巷道围岩及煤柱的承载能力显著提升;原方案支护下巷道顶底板收敛量达到了229 mm,而在优化方案1、优化方案2和优化方案3支护下,巷道顶底板收敛量与原方案相比分别减小了40.7%、6.7%、29.5%;巷道围岩塑性区分布范围与原支护方案相比则分别减少了23.2%、11.8%和20.5%。优化方案1更利于维持巷道稳定。

3)结合工程应用现场监测结果发现,采用优化方案支护后,顶板、煤柱帮、实体煤帮锚杆的工作载荷峰值分别为93 kN、86.6 kN、83 kN,为屈服载荷(125 kN)的74.4%、68.8%和66.4%,且两帮载荷相近不对称性得到较好控制,锚杆受力在合理范围内;顶板锚索的工作载荷峰值下降至174.2 kN,为屈服载荷(500 kN)的33.4%,表明锚索受力更为合理,可以对顶板岩层起到更好的支护作用,抽采巷围岩变形得到稳定控制。