近断层大断面巷道变形分析与控制

2019-08-16赵志伟康一强

中国矿业 2019年8期

林海，赵志伟，康一强，李昂，王越

(中国矿业大学(北京)力学与建筑工程学院，北京 100083)

断层是煤矿巷道掘进施工中常见的不良地质现象，一般含有软弱胶结物，胶结能力差，使得断层结构附近的煤(岩)体强度降低。处在断层构造影响区域下的巷道开挖后，矿压显现剧烈、围岩自稳时间短、破碎范围大、变形量大，给巷道支护施工带来较大影响[1]，需要采取针对性的支护方式来保障井下正常安全生产。

为了解决断层影响区域内巷道支护的问题，相关学者进行了大量研究。肖同强等[2]采用FLAC数值模拟计算方法，得到了断层附近煤巷锚杆支护破碎围岩稳定机理；王襄禹等[3]对近断层采动巷道的变形破坏机制和控制技术进行研究，提出采用非对称耦合支护原理和让压锚杆工作原理支护该类型巷道；勾攀峰等[4]采用相似模型试验，分析了断层附近回采巷道顶板岩层的移动规律和变形破坏特征；刘泉声等[5]采用现场监测系统对断层带中巷道变形进行监测，给巷道的信息化施工和优化设计方案提供依据。以上研究解决了大量工程问题，但相关研究大都针对常规断面的巷道，对于断层附近大断面巷道研究较少。大断面掘进技术是煤炭开采的发展趋势，与常规断面巷道相比，大断面巷道具有控顶面积大、应力重分布较强、支护强度较高等特点，更容易发生冲击地压和围岩严重变形等灾害。近断层巷道的赋存环境千差万别，影响围岩变形失稳的关键因素各不相同，因此，进一步完善断层影响区域内大断面巷道的控制机理具有重大的意义。

本文针对山西晋城赵庄矿大断面巷道53121巷附近发育一正断层DF100，在掘进期间发生顶板剧烈下沉、两帮非对称大变形和支护结构破损严重的现象，通过分析巷道变形破坏的特征和原因的基础上，提出断层影响下大断面巷道控制机理，并提出相应支护方案，力求支护一次到位，保证巷道的长期稳定。

1 工程背景

1.1 工程概况

山西晋城赵庄矿5312工作面主采3号煤层，埋深约为460 m。煤层平均厚度4.5 m，煤层倾角4°，为近水平煤层，中间含有夹矸。53121巷为5312工作面运输巷，断面为矩形，沿煤层全高掘进。掘进宽度为5 500 mm，掘进高度为4 500 mm，断面面积达24.75 m2，为大断面巷道。距巷道1 m处发育一正断层DF100，断层落差达2 m，巷道处于断层上盘。巷道直接顶为2.4 m厚的泥岩，含丰富植物化石碎片；基本顶为厚度5.5 m的粉砂岩，含大量植物化石，夹薄层泥岩；巷道直接底为厚度7.56 m的泥岩，中厚层状；基本底为厚度0.9 m的细粒砂岩，深灰色，厚层状。

1.2 原支护方案

原支护方案采用顶板和两帮锚杆+锚索的对称支护方式(图1)。顶板每排布置6根锚杆，间排距为1 000 mm×1 200 mm，每两排布置2根锚索，间排距2 400 mm×2 400 mm；煤帮每侧布置5根锚杆，间排距为1 000 mm×1 200 mm，每两排布置2根锚索间排距2 400 mm×2 400 mm。锚杆采用Ф22 mm×2 400 mm螺纹钢锚杆，顶板锚索采用Ф22 mm×6 400 mm的1×19股高强度低松弛应力钢绞线，两帮锚索采用Ф22 mm×5 400 mm的1×19股高强度低松弛应力钢绞线。

图1 原支护方案Fig.1 Original support scheme

1.3 巷道变形破坏特征

通过现场调研，总结出53121巷在掘进过程中受巷道断面大和断层构造影响，围岩变形量大，非对称变形特征明显，对井下正常生产造成巨大的安全隐患，主要变形特征如下所述。

1) 围岩变形量大。巷道开挖后，巷道断面迅速缩小，由于巷道控顶面积大，顶板下沉剧烈，最大下沉量达到500 mm，局部出现冒顶现象；两帮煤体节理、裂隙发育，整体松软破碎，煤帮的完整性差。

2) 两帮非对称变形。巷道开挖后，煤帮发生挤出变形，受一侧断层影响，两帮非对称变形明显，近断层煤帮最大移进量为450 mm，另一侧煤帮最大移进量为260 mm。两帮最大移进量相差190 mm。

3) 支护结构破损严重。巷道开挖一段时间后，巷道围岩强度降低，顶板下沉，煤帮内挤，支护强度不足，出现大面积钢筋网撕裂，部分锚索托板发生翻转，陷入煤体导致索体破断，井下锚索破断率高。

2 巷道变形破坏机制分析

2.1 围岩特性及顶板钻孔窥视

采用D/MAX2500型X射线衍射仪分析巷道围岩黏土矿物含量，结果显示，围岩中泥岩矿物含量56.2%，粉砂岩黏土矿物含量为43.8%，其中泥岩的黏土矿物中主要成分是高岭石、伊利石和蒙皂石混合层，这类岩石抵抗外界环境侵蚀的能力差，遇水易崩解软化，导致围岩强度降低。

采用TS-C0601多功能钻孔成像分析仪对巷道顶板围岩破坏范围进行测试(图2)。窥视结果表明，巷道顶板0～2.5 m围岩比较破碎，2.5～4 m有部分不连续纵向裂隙，4 m以外围岩比较完整。由图2可知，53121巷顶板围岩的整体性较差，破碎程度高，为非连续层状顶板结构，在巷道开挖后支护不及时容易诱发顶板变形失稳。

2.2 计算模型

为了分析近断层大断面巷道围岩变形破坏特征，以53121巷道地质条件为工程背景，建立如图3所示数值模型。模型中采用接触面实现对断层面的模拟，接触面的性质由黏聚力、内摩擦角、法相刚度和切向刚度决定，同时接触面允许两侧岩体相互滑动挤压，本模型的尺寸为60 m×40 m×1 m，巷道尺寸为5.5 m×4.5 m×1 m，模型的顶部为自由表面，并赋予围岩自重，同时在模型的左右边界施加相应的地应力，数值计算采用的本构模型为莫尔-库伦破坏准则，模拟巷道开挖，研究巷道开挖后围岩的应力、位移和塑性区扩展情况，模型各岩层、支护体物理力学参数见表1和表2。

图2 巷道顶板窥视Fig.2 View of roadway roof

图3 数值计算模型Fig.3 Numerical model

表1 岩体材料物理力学参数
Table 1 Physical and mechanical parameters ofrock mass materials

名称抗拉强度/MPa体积模量/GPa剪切模量/GPa黏聚力/MPa内摩擦角/(°)砂岩1.012.79.351.427.3泥岩0.83.791.951.225.43号煤层0.53.701.520.820.4中粒砂岩2.25.954.1012.136.0粉砂岩1.04.352.361.427.3细砂岩1.55.212.981.730.2

表2 Cable结构单元参数Table 2 Cable structural unit parameters

2.3 模拟结果及分析

2.3.1 巷道围岩应力特征

由图4可知，巷道开挖后围岩垂直应力分布呈明显的非对称性。近断层侧煤帮垂直应力大于另一侧，断层面层间错动表现出应力不连续，断层处及近断层侧煤帮出现明显应力集中，加剧了近断层侧煤帮的破坏。

图4 巷道垂直应力图Fig.4 The vertical stress of roadway

2.3.2 塑性区分布以及位移特征

开挖后巷道周边均出现屈服破坏，断层出现“活化”，近断层帮的屈服破坏最严重。由图5可知，塑性区主要分布在近断层一侧，并有部分穿过断层向围岩深处发展，近断层侧煤帮塑性破坏深度为4 m，另一侧煤帮破坏深度为2 m，顶板的破坏深度为3 m。塑性区破坏形状呈明显的非对称性，破坏深度大。

由图6和图7可知，开挖后巷道变形呈非对称性，尤其在煤帮部位，近断层侧煤帮最大位移量为479 mm，远断层侧煤帮最大位移量为250 mm，两帮的位移量差距为229 mm。顶板越靠近断层处变形量越大，最大变形量为356 mm，整体而言，巷道围岩变形呈明显非对称性。

图5 塑性区分布Fig.5 Distribution of plastic zone

图6 巷道两帮变形量Fig.6 Deformation of two sides of roadway

图7 巷道顶板变形量Fig.7 Deformation of roadway roof

2.4 巷道变形破坏原因

1) 断层面剪切滑移破坏加剧，围岩变形不均匀。巷道开挖后，围岩向临空面方向变形，顶板下沉剧烈，两帮内挤。围岩应力场空间分布发生不对称的变化，在岩层自重应力和水平构造应力的影响下，断层面层间剪切应力增大，近断层侧煤帮向巷道内部挤压，由于该部位距离断层较近，降低了断层滑移面侧向约束力，加剧断层面的剪切滑移破坏程度，从而导致近断层侧煤帮变形大于另一侧，两帮发生非对称大变形。

2) 围岩软弱破碎、巷道断面大。围岩黏土成分分析和窥视表明，53121巷所穿过的地层节理裂隙发育，岩体松软破碎导致围岩完整性和自承能力降低；巷道开挖后，在高地应力和外部环境的侵蚀下，煤体内部裂隙扩展汇集，并沿着破裂面张开、滑移形成围岩大变形，是大断面巷道发生严重变形的原因之一。53121巷断面面积为24.75 m2，为大断面巷道。大断面巷道相比常规断面更为复杂，其表现为应力集中，围岩破坏更严重，支护强度大幅度提升；现场的监测也表明，该巷围岩变形破坏严重，大断面效应较为明显。

3) 支护方案针对性差，围岩承载能力低。由于巷道断面大、围岩破碎，支护的关键在于通过支护结构最大程度调动深部围岩的承载能力。原对称布置的支护方案里，锚杆的长度有限，端头锚固的锚固力低，容易失效；破碎围岩在浅部范围内传递能力较弱，锚杆和锚索的预紧力不足，在围岩中预应力难以实现有效叠加，无法调动深部围岩的承载能力；没有在变形较大处适当增大支护密度，支护结构无法均匀承载，难以控制巷道变形发展。

3 近断层大断面巷道围岩稳定控制技术

针对近断层大断面巷道变形破坏特征以及原因的分析，对于新掘进的巷道，适宜采用非对称支护，形成以“协调围岩非对称变形，强化围岩自身承载能力”为核心的支护方案，加大支护强度，并在非对称变形部位进行针对性加强支护，力图实现荷载均匀化和变形一体化目标，才能保证巷道的长期稳定。

根据赵庄矿的实际情况，提出以下控制对策：①采用强力锚杆和高预紧力锚索，充分发挥其强初撑、急增阻、高工作阻力的特性，控制围岩滑移离层和剪胀扩容，改善破碎围岩的残余强度，减小围岩强度的降低，降低支护结构损坏率，最终形成有效的支护预紧力承载系统；②在采用强力锚杆和高预紧力锚索基础上，将原来顶板的锚杆+锚索的支护方案改为全锚索支护方案，增大顶板的支护强度，减小顶板变形；③根据近断层大断面巷道地质条件，在变形较大一侧适当增大支护密度；近断层侧煤帮每排布置3根锚索，远断层侧煤帮每排布置2根锚索，锚杆锚索协调作用，在自由面及时提供有效约束，将煤帮应力向围岩深处传递，协调煤帮的非对称变形；④开展大断面巷道围岩变形监测，及时对施工过程中的变化作出应对。

4 工程应用

4.1 改进支护方案及支护参数

根据以上分析设计的支护方案如图8所示。

1) 顶板支护。顶板采用全锚索支护，布置5根锚索。采用Ф22 mm×6 400 mm的1×19股高强度低松弛应力钢绞线，加长锚固。间排距为1 000 mm×1 200 mm，两端的锚索距离帮部250 mm，锚索尾部采用相应的高强度锁具。采用高强度可调心托盘，规格为300 mm×300 mm×16 mm，树脂加长锚固，锚固长度为1 970 mm，设计预紧力不低于250 kN。

2) 两帮支护。两帮采用锚网索支护，每帮布置5根锚杆，左帮(近断层侧煤帮)布置3根锚索，右帮(远断层侧煤帮)布置2根锚索。锚杆采用Ф22 mm×2 400 mm螺纹钢锚杆，间排距为1 000 mm×1 200 mm，下部锚杆距底板500 mm，上部锚杆距顶板500 mm。靠近顶板和底板的锚杆安设角度与水平线成10°，其他的锚杆与帮部垂直。锚杆采用规格为150 mm×150 mm×10 mm托盘。锚索采用规格为Ф22 mm×5 400 mm的1×19股高强度低松弛应力钢绞线，加长锚固，左帮锚索间排距为1 200 mm×2 400 mm，上部锚索距离顶板1 000 mm，下部锚索距离底板1 000 mm，右帮锚索间排距为2 200 mm×2 400 mm，上部锚索距离顶板800 mm，下部锚索距离底板1 500 mm，锚索尾部采用相应的高强度锁具，采用规格为300 mm×300 mm×16 mm高深度托盘。树脂加长锚固，锚固长度为1 970 mm，设计预紧力不低于150 kN。

4.2 新方案数值分析

采用FLAC3D5.0数值模拟软件对新支护方案进行效果分析，其中锚杆锚索采用Cable单元。图9为不考虑原岩应力时采用新支护方案条件下围岩支护应力场的分布情况。由图9可知，锚杆锚索预应力在围岩中形成叠加，共同发挥承载作用，有利于大断面巷道锚固区围岩整体稳定。

图8 支护方案示意图Fig.8 Schematic diagram of support scheme

图9 支护应力场分布Fig.9 Distribution of support stress field

图10 塑性区分布Fig.10 Distribution of plastic zone

图11 巷道两帮变形量Fig.11 Deformation of two sides of roadway

图12 巷道顶板变形量Fig.12 Deformation of roadway roof

图13 巷道变形监测曲线Fig.13 Monitoring curve of roadway deformation

新支护方案条件下，围岩的塑性区分布情况、两帮和顶板的位移如图10～12所示。围岩塑性区范围明显减小，左右两帮的非对称分布趋势得到有效改善。通过对比可知，实施新方案后围岩的变形量显著降低，变形区域均匀。顶板变形量由456 mm降至78 mm；近断层侧煤帮位移量由475 mm降至110 mm，另一侧煤帮位移量由250 mm降至89 mm。锚杆锚索协同作用，围岩的自承能力增加，巷道变形得到有效控制。

4.3 现场监测

为了验证该支护方案对大断面巷道围岩的控制效果，对巷道表面位移进行90 d的监测，获得巷道表面位移-时间的曲线(图13)，结果表明，巷道在施工后的0～20 d围岩的变形相对较快，20～50 d围岩变形开始变缓，60 d后围岩变形趋于稳定。顶板最大下沉量为72 mm，近断层一侧煤帮最大移进量104 mm，另一侧煤帮移进量80 mm，两帮的位移量和差值都显著减小，变形趋于均匀化，巷道围岩变形得到有效控制。