深井软岩高应力巷道过超大落差断层破碎带围岩控制技术

2023-03-04孙兴平陈建本侯俊友孙延聪

煤矿安全 2023年1期

孙兴平，陈建本，孙涛，侯俊友，孙延聪

（淮南矿业（集团）有限责任公司顾桥煤矿，安徽淮南 232001）

断层是巷道掘进过程中常见的不良地质体[1-2]，巷道穿越断层破碎带极易发生冒顶[3]、突水突泥[4-5]、瓦斯异常和大变形等工程灾害。深井高应力软岩环境下的断层破碎带支护难度尤为突出，已严重制约煤矿安全、高效生产，阻碍矿井健康可持续发展。断层破碎带内岩体岩性破碎、裂隙发育[6-7]、承载能力差、应力分布异常等因素的叠加进一步增加了围岩控制的难度，常规支护很难满足要求，需要增加辅助措施进行强化控制[8-9]。国内许多学者做了一些研究，并取得了较为满意的成果。刘凯德等[2]针对地质异常带提出了超长孔钻杆注浆与钻杆埋入钻孔相结合的新型超前支护技术；刘泉声等[8]通过巷道过断层破碎带的监控量测及时掌握断层破碎带围岩的变形与支护结构受力信息，并进行合理评价；周波等[10]提出锚杆基础支护+注浆加固对试验巷道弱结构煤岩体的预强化工程控制技术；展亚太等[11]借助光弹试验装置，对断层破碎带剪切作用下的宏观力学特性、破碎带中光弹力链网络结构及演化，力链空间分布及强度等特征进行研究；文献［12-14］提出了超前预注浆+锚网索喷+“U”型钢支架的联合支护方法，确保了安全通过断层破碎带；张红军等[15]利用研制的新型高预应力增阻大变形锚杆支护技术，研究了软岩高应力围岩控制问题。

上述研究成果为巷道过断层破碎带围岩控制技术指明了方向，对深井软岩高应力巷道的控制具有十分重要的意义。为此，在以上研究成果的基础上，通过室内实验、理论分析、数值模拟和工业性试验综合研究方法，提出了围岩改性+局部强化+主被动联合支护断层治理方法，并应用于顾桥矿巷道过F97断层破碎带，取得了良好的效果。

1 工程概况

1.1 工程地质条件

顾桥矿东翼矸石轨道大巷、东翼轨道大巷（一）、东翼13-1 轨道大巷和东翼11-2 回风大巷均要穿过F97断层破碎带，断层沿西北方向分布，落差0～55 m，断层带内岩性破碎，以泥岩和砂质泥岩为主，遇水膨胀成松散状，岩石裂隙发育。东翼矸石轨道大巷设计长839 m，埋深约1 010 m，直墙拱形，断面尺寸5 200 mm×4 300 mm。巷道施工过程中将要穿越F97∠30°～60°H=28～35 m 断层和F97-3∠75°H=3 m断层破碎带，长度约80 m。断层上盘伪顶缺失，直接顶为砂质泥岩，厚约3.7 m，基本顶由砂岩、细砂岩和砂质泥岩组成，以砂岩为主，厚约18.25 m，直接底为砂岩，厚约13.6 m。断层下盘伪顶缺失，直接顶为砂质泥岩、花斑泥岩互层，厚约8.4 m，基本顶由细砂岩和砂质泥岩组成，以砂质泥岩为主，厚约11 m，直接底为细砂岩，厚约11 m。巷道布置平面图如图1。根据本区域地质力学评估结果，基本岩石力学参数见表1。主要水害为砂岩裂隙水。预计正常涌水量0～3 m3/h，最大涌水量20 m3/h。

图1 巷道布置平面图Fig.1 Roadway layout plan

表1 基本岩石力学参数表Table 1 Mechanical parameters of rock strata

1.2 地应力条件

《顾桥矿东区地应力测试报告》显示：实测深度范围内，测点最大主应力的量值为35.49 MPa，方位角为210.17°，仰角为1.38°；中间主应力的量值为15.11 MPa，方位角为-27.7°，仰角为87.4°；最小主应力的量值为6.09 MPa，方位角为120°，仰角2.20°。参照测试结果，对各主应力大小和方向进行坐标转换，综合考虑巷道布置、地质环境特征等因素，推荐中央区东翼矸石轨道大巷应力场采用以下数值：巷道轴向水平应力为33.2 MPa，径向水平应力为12.8 MPa，竖直方向应力为24.57 MPa，忽略剪应力分量的影响。

2 F97 断层破碎带支护难点

F97断层破碎带围岩破碎软弱，高应力与低强度之间的矛盾突出，常规支护措施难以取得理想效果。矿井相似条件的多条巷道发生了大变形失稳破坏，局部变形量超过2 m，需进行反复巷修，严重影响安全生产，并大幅增加了支护成本。影响F97断层破碎带巷道稳定的主要因素可归纳为以下几个因素。

1）围岩岩性差，自承载力低。断层破碎带内岩石主要为泥岩和砂质泥岩，遇水泥化，易风化，砂粒与土粒孔隙率大，闭合裂隙发育为敞口裂隙，导水通道贯通，渗透系数增加，表现为松散状，无法形成稳定结构。巷道开挖后支护结构无生根基础，容易整体冒落，主要表现为巷道两帮位移大、底鼓和顶板下沉。泥岩泥化对照图如图2。

图2 泥岩泥化对照图Fig.2 Comparison of mudstone argillation

2）埋深大，受构造应力影响显著。巷道开挖后应力重新分布，巷道表面由三向应力状态调整为两向应力状态，断层带内压应力小，拉、剪应力较大，断层面附近最大，且断层带又处于高应力环境中，主断层与次生小断层通过促震、减震、蠕动触发、动态触发、动态加载以及动态松弛等方式相互作用[13]，使断层带围岩应力分布表现的杂乱无章，增加了巷道围岩的变形破坏。地应力测试显示，巷道轴向水平应力达33.2 MPa，竖直方向应力为24.57 MPa，为典型的高地应力环境。主应力范围方向示意图如图3。

图3 主应力范围方向示意图Fig.3 Schematic diagram of principal stress range direction

3）动力扰动影响。相同的动力扰动，大静压围岩比小静压围岩更容易诱发失稳破坏，且灵敏度更高。临近稳定状态的巷道围岩，微小的动力扰动即可诱发裂纹的瞬时连续扩展，导致巷道失稳破坏，且伴随高速应变能释放[16]。

3 F97 断层破碎带围岩控制技术

3.1 围岩改性

断层破碎带内岩石岩性差，裂隙发育，呈散体状，遇水膨胀、崩解，锚杆索无生根岩层，不能形成有效悬吊和承压拱，且受开挖扰动断层带活化，不利于围岩稳定性控制。研究表明注浆能够有效充满孔隙、裂隙，封堵水路，固结松散岩石，改善岩石残余强度和内摩擦角，使断层破碎带成为围岩强度高，承载能力强，抗渗性好，稳定性高的新结构体[17-18]。注浆前后对照图如图4。

图4 注浆前后对照图Fig.4 Before and after grouting

基于上述原因，提出了超长大直径预注浆和深浅孔花管小循环注浆围岩改性方案。通过提高围岩自身强度，充分发挥围岩自承载能力，达到围岩控制目的。

3.2 局部强化

断层破碎带经过改性后围岩强度显著提高，但锚网喷支护依然不能有效控制其大变形，说明支护存在薄弱环节。一般巷道围岩变形破坏的力学根源是顶板压力[19-20]，而现场施工中底板无支护，从而导致顶板和两帮的压力传递给底板造成底鼓量偏大进而影响巷道出货、行人和运料功能。基于此，提出了底板注浆锚索结合预应力反底拱钢梁浇筑治理方法，通过改变围岩应力状态，封闭底板应力向巷道临空面的释放空间，达到局部强化支护的目的。

3.3 主被动支护

锚杆支护自20 世纪80 年代引入我国后，被广泛应用并取得了良好的效果，因其能够最大限度发挥围岩自承载能力而被称为主动支护。锚杆索一旦生根在不稳定岩层中，难以充分发挥围岩承载力，易导致冒顶事故。结合生产实际，提出了锚网索+36U 型棚主被动联合支护形式，通过围岩改性和局部强化措施有效遏制断层破碎带围岩大变形，确保服务年限内不返修，满足生产需要。

4 数值模拟

4.1 数值模型

根据综合柱状图和巷道几何特征，对计算模型进行适当简化，利用FLAC3D建立计算模型，计算模型简图如图5，巷道埋深1 010 m，模型尺寸为长180 m，宽40 m，高80 m，共建立48.8 万个单元，50万节点。模型前后、左右和下面采用位移边界，上面施加应力边界，巷道周围网格加密，其余网格稀疏，巷道轴向施加应力33.2 MPa，径向水平应力为12.8 MPa，竖直方向应力为24.57 MPa。

图5 计算模型简图Fig.5 Schematic diagram of calculation model

1）工况Ⅰ。锚网索+喷浆支护，锚杆规格：ϕ22 mm×2 500 mm；间排距：0.8 m×0.8 m，拱顶锚索ϕ21.8 mm×6 200 mm，间排距1.6 m×1.6 m，喷浆厚度100 mm，强度为C20。

2）工况Ⅱ。直径113 mm，孔深约60～90 m，其余参数同工况Ⅰ。

3）工况Ⅲ。锚网索+喷浆+超前预注浆支护+U型棚+反底拱+底板锚索支护，U 型棚和反底拱均采用36U 型棚，其中反底拱深约1 m，4 排底板锚索，锚索规格为ϕ21.8 mm×6 200 mm，其余参数同工况Ⅱ。

4）工况Ⅳ。锚网索+喷浆+超前预注浆支护+U型棚+反底拱+底板锚索+底板注浆支护，底板采用2.5 m 注浆管注浆，浆液为水泥浆，其余参数同工况Ⅲ。

先进行初始应力平衡，然后通过编译fish 语言执行cable、beam、shell 等命令，模拟巷道围岩改性+局部强化+主被动联合支护4 种工况，比选出最优方案。

4.2 模拟结果

4.2.1 支护结构单元受力

支护结构受力图如图6。

图6 支护结构受力图Fig.6 Force diagrams of support structure

由图6 可知：锚杆索均受拉应力，未出现受压失效状态，锚杆索受力正常，锚杆和锚索所受轴力沿着杆体从外向里呈减小趋势，工况Ⅰ至工况Ⅳ顶板锚索最大拉应力呈先减小后增大趋势，底板锚索最大拉应力逐渐减小，锚杆最大拉应力逐渐小。随着支护强度的提高，锚杆索受力趋于均化，承压拱范围变大，承载能力增强。随着支护强度的增大巷道喷浆最大剪力呈减小趋势。最大弯矩先减小后增大。

4.2.2 断层破碎带巷道围岩塑性区

巷道围岩塑性区分布图如图7。

由图7 可知：巷道围岩塑性区范围呈现逐渐减小趋势，区域分布由两帮、底板为主转变为以两帮为主顶板无塑性区，过去曾经处于屈服面的区域面积由35.7 m2减小到8.75 m2，减少了75.49%。

图7 巷道围岩塑性区分布图Fig.7 Plastic zone layout of roadway surrounding rock

4.2.3 断层破碎带巷道围岩表面位移分析

巷道围岩表面位移曲线如图8。

图8 巷道围岩表面位移曲线Fig.8 Roadway surrounding rock surface displacement curves

由图8 可知：随着支护强度的增加巷道顶板累计下沉量、底鼓量、两帮移近量逐渐减小，工况Ⅱ相对工况Ⅰ，顶板累计最大下沉量、累计最大底鼓量、左帮累计最大移近量和右帮累计移近量分别减少了35、80、208、208 mm，占比分别为41%、51%、95%和95%；工况Ⅲ和工况Ⅳ巷道表面位移量也出现了不同程度的减少，但均无工况Ⅱ降低幅度大，工况Ⅲ和工况Ⅳ差别不大，2 种方案对巷道表面位移控制效果相当。

5 工业性试验

5.1 巷道围岩控制参数优化方案

根据东翼矸石轨道大巷具体地质条件，结合FLAC3D数值模拟优化结果，提出了围岩改性+局部强化+主被动联合支护优化方案，巷道支护断面图如图9。

图9 巷道支护断面图Fig.9 Tunnel support section

1）锚网喷支护参数。锚杆采用MSGLW-400 左旋螺纹高强度预应力锚杆，规格ϕ22 mm×2 500 mm，抗拉强度不小540 MPa，最大延伸率不小于12%，预计力100 kN，间排距800 mm×800 mm。锚索采用1×19 股高强度钢绞线制作，抗拉强度不低于1 860 MPa，最大延伸率不小于3%，锚索预紧力不小于300 kN，锚索破断力不小于607 kN，间排距1 600 mm×1 600 mm。采用ϕ6.5 圆筋加工而成的三角形钢筋网，尺寸为1 800 mm×1 000 mm，网孔141 mm×141 mm×200 mm，网间搭茬200 mm。喷浆厚度100 mm，强度为C20。

2）注浆参数。超前预注42.5 水泥浆，孔径113 mm，下ϕ108 套管，化学浆液固管，孔深20～30 m，压茬5 m，每排7 个孔，间距1.5 m，注浆压力18～22 MPa。小循环注浆采用ϕ15 mm 注浆花管，孔深8 m，间距2 m，每排6 个孔，注浆压力3～5 MPa，压茬3.2 m。底板注浆采用ϕ15 mm 注浆花管，管长2.5 m，间距2.5 m，注浆压力1～3 MPa，施工在反底拱空挡内，3 个孔/排。注浆钻孔布置示意图如图10。

图10 注浆钻孔布置示意图Fig.10 Schematic diagrams of grouting hole layout

3）金属棚支护参数。U 型棚和反底拱均采用36U型棚，其中反底拱深约1 m，反底拱与U 型棚采用弯曲卡栏连接，棚腿与棚梁采用卡栏固定，每棚3 副，搭接500 mm，棚距700 mm，棚子相互之间采用拉条连接，为8#槽钢加工而成，长1 660 mm，一拉三布置，采用ϕ22 mm×2 000 mm 锚杆进行固腿。