黃慶享,郭 強(qiáng),曹 健,錢萬學(xué),侯 挺,趙 軒
(1.西安科技大學(xué) 能源學(xué)院,陜西 西安710054;2.西安科技大學(xué) 西部礦井開采及災(zāi)害防治教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,
陜西 西安710054;3.陜煤集團(tuán)韓城礦業(yè)有限公司 象山礦井,陜西 韓城715400)
巷道圍巖是由頂板、兩幫和底板共同組成的復(fù)合結(jié)構(gòu)體,巷道支護(hù)設(shè)計(jì)中往往容易忽視三者之間的相互作用關(guān)系,這種關(guān)系在軟巖巷道支護(hù)中表現(xiàn)得更加顯著。何滿潮院士深入分析了軟巖變形的力學(xué)特征,得出以轉(zhuǎn)化復(fù)合型變形力學(xué)機(jī)制為重心的軟巖巷道支護(hù)方法[1-3]。董方庭等通過研究巷道圍巖松動(dòng)破壞特性,提出了圍巖松動(dòng)圈支護(hù)理論[4-6]??导t普等分析了巷道支護(hù)與圍巖的相互作用關(guān)系,認(rèn)為錨桿支護(hù)能最大限度保持圍巖的完整性,能夠避免有害變形的出現(xiàn)[7-8]。侯朝炯研究得出巷道圍巖錨桿加固后,其承載強(qiáng)度峰值得到提高,且強(qiáng)度峰值隨錨桿密度增大,形成了一整套圍巖加固支護(hù)理論[9-12]。楊本生等提出了高應(yīng)力軟巖巷道雙殼支護(hù)理論和軟巖巷道底鼓控制對策[13-14]。馬念杰等提出巷道圍巖蝶形破壞概念,給出了巷道周圍“蝶葉塑性區(qū)”理論公式[15-16]。黃慶享基于巷道“頂板-兩幫-底板”相互影響共同形成極限平衡圈的理念,提出了巷道圍巖極限平衡圈支護(hù)理論,確定了整環(huán)支護(hù)的原則,為確定巷道圍巖加固范圍和計(jì)算錨桿、錨索長度提供理論依據(jù)[17-21]。
以象山煤礦南一軌道石門支護(hù)為研究背景,通過測定圍巖物理力學(xué)參數(shù),實(shí)測巷道變形規(guī)律,結(jié)合物理模擬和數(shù)值計(jì)算,揭示了石門變形破壞機(jī)理,確定了合理的支護(hù)方式和支護(hù)參數(shù),研究結(jié)果得到礦區(qū)采納,為石門支護(hù)提供了科學(xué)依據(jù)。
象山礦井南一(軌道)石門為穿層巷道,巖層傾角為2°~7°,蓋山厚度為497~662 m.巷道揭露圍巖主要為鋁土泥巖、7#煤和泥質(zhì)粉砂巖,地質(zhì)剖面如圖1所示。
巷道斷面為直墻拱形,掘進(jìn)斷面寬度4.8 m,高度3.1 m(墻高1.2 m,拱高1.9 m)。巷道原有支護(hù)采用10.7 m2U型金屬支架(29#U型鋼)配合噴漿進(jìn)行支護(hù),支架排距600 mm,噴漿厚度100 mm.巷道變形破壞嚴(yán)重,需要多次采取擴(kuò)幫拉底、替換U型支架的措施來維持巷道的穩(wěn)定。石門多次拉底后,圍巖破碎,支護(hù)困難。
圖1 南一石門軌道巷地質(zhì)剖面圖Fig.1 Geologic section of No.1 south cross-cut
分別在距離南一石門口80,100,180,220,260和300 m處取巖樣6組,測定圍巖的物理力學(xué)性質(zhì),結(jié)果見表1.圍巖巖性主要為K2灰?guī)r、泥質(zhì)粉砂巖及泥巖,圍巖干抗壓強(qiáng)度平均為32 MPa,泥巖水軟化系數(shù)0.4左右,遇水軟化明顯。
南一石門返修段全長約307 m,巷道返修1 a后沿軸向全長的累計(jì)變形分布,如圖2所示。
總體而言,石門底鼓、兩幫移近、頂板下沉都比較嚴(yán)重,表現(xiàn)為四周變形特征,特別是頂板遇到煤層、底板為泥巖的地段變形尤為嚴(yán)重。巷道每年需返修2次,累計(jì)頂板下沉和底鼓量達(dá)50~100 cm,兩幫移近量達(dá)150~220 cm以上。
表1 巷道圍巖力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of surrounding rock in roadway
圖2 石門復(fù)修段全長變形規(guī)律Fig.2 Deformation of repetitive maintain in cross-cut
為了掌握石門變形速度,分別選擇距離石門口145,153,233,306 m共4個(gè)典型變形斷面布置測站,觀測了80 d的頂?shù)缀蛢蓭鸵平繑?shù)據(jù)。
測站1巷道變形規(guī)律如圖3所示,巷道兩幫最大移近量20 mm,移近速度0.25 mm/d;頂?shù)鬃畲笠平?20 mm,移近速度1.5 mm/d,主要為頂?shù)滓平?/p>
圖3 測站1巷道圍巖變形量Fig.3 Deformation of surrounding rock in No.1 station
測站2巷道變形規(guī)律如圖4所示,兩幫最大移近量為100 mm,變形速度1.2 mm/d;巷道頂?shù)鬃畲笠平?2 mm,變形速度1.1 mm/d,巷道頂?shù)缀蛢蓭妥冃蜗喈?dāng)。
測站3巷道變形規(guī)律如圖5所示,兩幫最大移近量為120 mm,變形速度4 mm/d;頂?shù)鬃畲笠平?0 mm,變形速度2 mm/d,兩幫移近大于頂?shù)滓平?/p>
圖4 測站2巷道圍巖變形量Fig.4 Deformation of surrounding rock in No.2 station
圖5 測站3巷道圍巖變形量Fig.5 Deformation of surrounding rock in No.3 station
測站4巷道變形規(guī)律如圖6所示,80 d兩幫最大移近量為280 mm,其中北幫182 mm,南幫98 mm,北幫較大。頂板最大下沉量265 mm,底鼓量與頂板下沉量相當(dāng)。巷道兩幫移近速度為3.5 mm/d,頂?shù)滓平俣葹?.6 mm/d,巷道變形速度較快。
圖6 測站4巷道圍巖變形量Fig.6 Deformation of surrounding rock in No.4 station
總體上,巷道變形表現(xiàn)為四周收斂,具有明顯的軟巖特征,變形速度達(dá)3~4 mm/d,如圖7所示。
圖7 4個(gè)測站圍巖變形速度Fig.7 Deformation velocity of surrounding rock in four stations
取具有代表性的石門巷道中部斷面為對象,按照幾何相似比1∶25,容重相似比1∶3,時(shí)間相似比1∶5,應(yīng)力相似比1∶37.5,模擬范圍為25 m×22.5 m.相似模型寬×高×厚=100 cm×90 cm×12 cm,巷道位于模型中央,模型巷道底板距離模型下邊界為34 cm(原型8.5 m)。模型巷道寬度為19.2 cm(原型4.8 m),墻高4.8 cm(原型1.2 m),弧高7.6 cm.
實(shí)驗(yàn)選取河沙為骨料,石膏和大白粉為膠結(jié)材料,云母粉為分層及構(gòu)造裂隙材料。模型未鋪設(shè)到地表,采用2個(gè)5t油缸進(jìn)行加載到相似原巖應(yīng)力0.38 MPa。設(shè)計(jì)加載由0.22倍至1.33倍原巖應(yīng)力,模擬巷道受動(dòng)壓影響的變形破壞規(guī)律。
加載到原巖應(yīng)力后,巷道出現(xiàn)明顯底鼓,底板破壞深度160 cm,底鼓量20 cm,巷道頂?shù)滓平繛?2 cm,兩幫移近量24 cm,如圖8所示。
圖8 加載到原巖應(yīng)力出現(xiàn)底鼓和頂板變形Fig.8 Floor heave and roof deformation by in-situ stress
加載到1.22倍原巖應(yīng)力,模擬采動(dòng)影響,巷道頂板裂隙高度473 cm,頂?shù)滓平?9 cm,兩幫移近量32 cm,巷幫破壞深度123 cm,如圖9所示。
圖9 加載至1.22倍原巖應(yīng)力的巷道圍巖裂隙圈Fig.9 Fracture circle of surrounding rock by 1.22 times the in-situ stress
根據(jù)實(shí)測和物理模擬,巷道圍巖表現(xiàn)為四周變形,圍巖裂隙區(qū)大體呈卵形,圍巖支護(hù)設(shè)計(jì)可按照極限平衡圈支護(hù)理論進(jìn)行[17-19]。
南一石門巷道寬度W0=5.0 m,巷道高度H=3 m,圍巖內(nèi)摩擦角φ=35°,根據(jù)極限平衡圈理論。
巷道底板最大破壞深度y1為
考慮底板破壞的巷幫破壞深度為
巷道原巖應(yīng)力P0=18.5 MPa,圍巖平均抗拉強(qiáng)度σt=0.56 MPa,巷幫高度hw=1.6 m,巷幫等效寬度L*=0.25L=0.45 m,則巷道頂板極限平衡拱高度
經(jīng)過計(jì)算,南一石門頂板極限平衡拱高度4.9 m,考慮1 m的錨固段長度,頂板錨索長度可取6 m.兩幫破壞深度1.8 m,兩幫錨桿與頂板錨桿長度取2.4 m.
綜上分析,提出象山礦南一石門支護(hù)方案如圖10所示。巷道采用直墻圓弧拱帶反拱優(yōu)化斷面,巷道寬度5.0 m,直墻高度1.6 m,頂拱高1.4 m,底板反拱0.6 m.
全斷面采用錨桿錨索+鋼筋梯子梁+金屬網(wǎng)噴漿支護(hù),對圍巖十分破碎階段進(jìn)行注漿,頂錨桿長度2.4 m,間排距0.6 m;幫錨桿長度2.4 m,排距0.6 m;采用錨索加強(qiáng)頂板和兩幫支護(hù),頂板錨索長度6 m,間距1 m,排距1.2 m,兩幫錨索長度4 m,排距1.2 m;底板采用長度1.5 m的注漿錨桿,間距0.8 m,排距0.6 m;全斷面采用金屬網(wǎng)噴漿封閉。
圖10 南一石門合理支護(hù)方案Fig.10 Reasonable support scheme of No.1 south cross-cut
采用FLAC3D數(shù)值模擬軟件,對南一石門無支護(hù)、原支護(hù)和優(yōu)化方案進(jìn)行對比模擬。巷道埋深為600 m,模型尺寸為X×Y×Z=25 m×25 m×22.5 m,巷道斷面為半圓弧拱形,寬度4.8 m,墻高1.2 m,頂板弧高1.9 m.模型上部施加原巖應(yīng)力為14.4 MPa,左右邊界x方向固定,前后邊界y方向固定,下邊界z方向固定,如圖11所示。
圖11 FLAC3D數(shù)值模型Fig.11 Numerical model of FLAC3D
5.2.1 南一石門巷道變形對比
原支護(hù)條件下:頂板下沉量為28 cm,巷道最大底鼓量為65 cm,頂?shù)鬃畲笠平?3 cm;巷道兩幫腳發(fā)生破壞,兩幫移近量40 cm.巷道頂板和兩幫變形量較小,兩幫腳內(nèi)收與底鼓嚴(yán)重(圖12)。
圖12 巷道圍巖位移矢量圖Fig.12 Displacement vector of surrounding rock
優(yōu)化支護(hù)條件下:巷道頂板下沉量減小41%,底鼓量降低82.5%,頂?shù)滓平拷档?9%,巷道兩幫移近量降低88%,巷道底鼓得到有效控制。
5.2.2 巷道圍巖應(yīng)力場對比
原支護(hù)條件下:巷道底板拉應(yīng)力區(qū)最大,水平應(yīng)力主要集中在巷道兩肩(圖13),最大為13.6 MPa;垂直應(yīng)力主要集中在巷道兩幫(圖14),最大為15.6 MPa.巷道破壞主要在底板和幫腳。
優(yōu)化支護(hù)條件下:巷道垂直應(yīng)力與水平應(yīng)力集中范圍明顯減小,圍巖應(yīng)力分布趨于均勻。
圖13 巷道圍巖水平應(yīng)力分布Fig.13 Horizontal stress distribution of surrounding rock
圖14 巷道圍巖垂直應(yīng)力分布Fig.14 Vertical stress distribution of surrounding rock
圖15 巷道圍巖塑性區(qū)分布Fig.15 Plastic zone distribution of surrounding rock
5.2.3 巷道圍巖塑性區(qū)對比
原支護(hù)條件下:巷道兩幫和兩幫腳主要為剪切破壞,巷道底板主要是拉破壞。巷道頂板剪切破壞深度為1 m,兩幫剪切破壞深度為2.5 m,巷道底板拉破壞深度1.8 m.
優(yōu)化支護(hù)條件下:采用錨網(wǎng)索優(yōu)化支護(hù)后,巷道兩幫塑性區(qū)深度減少80%,最大為0.5 m;底板塑性區(qū)深度減少61%,最大為0.7 m;巷道周圍塑性區(qū)明顯減小,巷道變形得到有效控制。
采用優(yōu)化方案進(jìn)行物理模擬驗(yàn)證,加載到1.33倍原巖應(yīng)力時(shí),達(dá)到充分采動(dòng)影響,巷道極限平衡圈內(nèi)圍巖得到有效加固,如圖16所示。
圖16 采動(dòng)影響下的優(yōu)化方案支護(hù)效果Fig.16 Mining-induces support effect of optimized scheme
1)巷道圍巖以泥巖為主,強(qiáng)度低,水軟化系數(shù)達(dá)0.37~0.66.巷道圍巖軟弱,由于底板未得到有效支護(hù),首先出現(xiàn)底鼓,是巷道變形破壞嚴(yán)重的主要原因。
2)南一石門底鼓、兩幫移近、頂板下沉,表現(xiàn)為四周變形。巷道返修后持續(xù)變形,兩幫移近速度平均2.3 mm/d,最大4 mm/d;頂?shù)滓平俣绕骄鶠?.1 mm/d,最大3.5 mm/d.
3)結(jié)合物理模擬實(shí)驗(yàn)和“極限自穩(wěn)平衡圈理論”計(jì)算,得到巷道底板最大破壞深度為3.57 m,巷幫破壞深度1.8 m,極限平衡拱高度4.9 m.
4)合理的巷道斷面為直墻半圓拱帶底板反拱,根據(jù)極限平衡圈理論確定的錨噴支護(hù)方案,具有良好效果。該方案已被礦區(qū)采納。