常立宗， 蘇學(xué)貴,2， 杜獻(xiàn)杰， 楊朋博， 郭毛毛

(1.太原理工大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院， 山西 太原 030024；2.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京) 深部巖土力學(xué)與地下工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100083)

0 引言

隨著煤炭資源開(kāi)采逐步向深部發(fā)展，開(kāi)采環(huán)境越發(fā)復(fù)雜。當(dāng)巷道布置于地質(zhì)構(gòu)造帶附近時(shí)，巷道受高應(yīng)力影響，其內(nèi)圍巖裂隙發(fā)育。鄰近工作面回采時(shí)，采動(dòng)應(yīng)力增大使圍巖破碎加劇，支護(hù)結(jié)構(gòu)破斷，巷道發(fā)生大變形破壞[1-2]，嚴(yán)重影響煤礦安全生產(chǎn)。因此，探明高應(yīng)力區(qū)巷道支護(hù)結(jié)構(gòu)隨回采距離和回采壓力變化的時(shí)效特征，對(duì)巷道支護(hù)優(yōu)化至關(guān)重要。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)巷道受采動(dòng)影響破壞特征進(jìn)行了諸多研究[3-4]。王衛(wèi)軍等[5]通過(guò)分析獲得強(qiáng)采動(dòng)下塑性區(qū)擴(kuò)展對(duì)巷道的影響規(guī)律，提出整體加固+局部加強(qiáng)的支護(hù)方案；何富連等[6]通過(guò)理論分析得出了大斷面煤巷受綜采工作面采動(dòng)影響變形破壞機(jī)理，提出了相應(yīng)的圍巖控制技術(shù)；余偉建等[7]、康紅普等[8]通過(guò)力學(xué)和數(shù)值分析方法得出了巷道受采動(dòng)影響的應(yīng)力分布不平衡特征，提出了巷道支護(hù)最佳狀態(tài)及時(shí)機(jī)；袁越等[9]、李臣等[10]基于彈塑性理論得出了深部動(dòng)壓影響巷道圍巖塑性區(qū)演化規(guī)律，揭示了深部動(dòng)壓影響巷道破壞機(jī)制；馬念杰等[11]分析了深部采動(dòng)巷道非等壓條件下變形機(jī)理與特征，提出了加長(zhǎng)錨桿支護(hù)技術(shù)；趙志強(qiáng)[12]通過(guò)理論分析、現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試等，得到了采動(dòng)影響下非對(duì)稱受力巷道圍巖塑性區(qū)發(fā)展規(guī)律；李臣等[13]、劉洪濤等[14]通過(guò)數(shù)值和理論分析得出了采動(dòng)影響下巷道塑性區(qū)分布特征；張勇等[15]結(jié)合彈塑性力學(xué)理論得到了采動(dòng)影響下巖層裂隙擴(kuò)展力學(xué)機(jī)制。

以上研究分析了巷道受采動(dòng)影響的整體變形和破壞特征，但對(duì)巷道在采動(dòng)過(guò)程中圍巖破裂演化特征與支護(hù)結(jié)構(gòu)破壞演化特征的研究卻鮮有報(bào)道。本文以山西汾西礦業(yè)(集團(tuán))有限責(zé)任公司雙柳煤礦3316工作面高應(yīng)力區(qū)巷道為研究對(duì)象，采用井下動(dòng)態(tài)載荷實(shí)測(cè)、原位探測(cè)、數(shù)值分析等方法，對(duì)巷道支護(hù)結(jié)構(gòu)受采動(dòng)影響的破壞動(dòng)態(tài)演化特征進(jìn)行研究，以實(shí)現(xiàn)高應(yīng)力區(qū)巷道穩(wěn)定控制。

1 工程背景

雙柳煤礦3316工作面位于單斜構(gòu)造之上，最深達(dá)600 m，煤層平均厚度為3.75 m。3316抽采巷沿煤層頂板掘進(jìn)，斷面為矩形，凈寬4.6 m，凈高3.2 m，為下一采區(qū)預(yù)留材料運(yùn)輸巷。巷道原支護(hù)方案：頂板、兩幫采用φ20 mm BHRB335錨桿支護(hù)，頂板錨桿間排距為1.0 m×1.0 m，兩幫錨桿間排距為0.9 m×1.0 m；頂板錨索為φ17.8 mm×5 000 mm，采用“一二”布置方式，即第1排在巷道中心布置1根錨索，第2排在巷道中心線2側(cè)1.1 m處各布置1根，依次循環(huán)，排距為1.0 m。3316運(yùn)輸巷與抽采巷間煤柱寬20 m。巷道頂?shù)装鍘r層結(jié)構(gòu)及斷面支護(hù)如圖1所示，巷道布置如圖2所示。

(a) 巖層結(jié)構(gòu)

采區(qū)四周揭露出多條斷層，包括F47正斷層(高差為12 m，傾角為80°)、F48正斷層(高差為6 m，傾角為75°)、F49正斷層(高差為4 m，傾角為78°)等。采用應(yīng)力解除法測(cè)得該區(qū)域巷道最大水平應(yīng)力為31.1 MPa，是自重應(yīng)力的1.62倍。采區(qū)內(nèi)巖層原生裂隙發(fā)育、整體性差。受工作面采動(dòng)影響，次生裂隙明顯增加，導(dǎo)致3316抽采巷內(nèi)支護(hù)結(jié)構(gòu)破壞嚴(yán)重、變形破壞明顯，對(duì)煤礦安全生產(chǎn)造成嚴(yán)重威脅。

圖2 巷道布置

2 巷道支護(hù)結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)載荷實(shí)測(cè)分析

2.1 測(cè)點(diǎn)布置

分別在3316抽采巷超前工作面50，80，100 m處布置1，2，3號(hào)測(cè)站。每個(gè)測(cè)站頂板安裝2組錨索測(cè)力計(jì)和3組錨桿測(cè)力計(jì)，兩幫各安裝2組錨桿測(cè)力計(jì)。巷道變形值采用一種固定于錨桿端頭的變角度激光測(cè)距儀測(cè)得。持續(xù)監(jiān)測(cè)110 d，期間工作面推進(jìn)260 m。

2.2 實(shí)測(cè)結(jié)果分析

2.2.1 錨桿動(dòng)態(tài)載荷

在監(jiān)測(cè)期間，受采動(dòng)影響，出現(xiàn)部分錨桿斷損、測(cè)力計(jì)失效等現(xiàn)象。各測(cè)站錨桿動(dòng)態(tài)載荷監(jiān)測(cè)值(僅給出有效數(shù)值)如圖3所示，其中回采距離以測(cè)站超前工作面為負(fù)值，工作面超過(guò)測(cè)站為正值?？煽闯龈鳒y(cè)站測(cè)得的頂板和兩幫錨桿動(dòng)態(tài)載荷隨工作面推進(jìn)均呈逐步增大趨勢(shì)：工作面開(kāi)始推進(jìn)至超過(guò)測(cè)站20 m過(guò)程中，錨桿動(dòng)態(tài)載荷緩慢增大，超過(guò)測(cè)站20～60 m時(shí)快速增大，超過(guò)測(cè)站60 m后增速減緩。受采動(dòng)影響后，頂部錨桿載荷增加240%～570%，兩幫錨桿載荷增加210%～530%，采動(dòng)影響增強(qiáng)系數(shù)達(dá) 2.1～5.7。煤柱幫載荷峰值比實(shí)體煤幫高27.3%，即兩幫錨桿載荷具有明顯的非對(duì)稱性。

實(shí)測(cè)結(jié)果顯示，采動(dòng)影響下1，2，3號(hào)測(cè)站處錨桿動(dòng)態(tài)載荷峰值分別為130.5，119，118 kN，均超過(guò)φ20 mm BHRB335錨桿的屈服載荷(105 kN)，甚至接近錨桿破斷載荷(155 kN)，屈服破壞風(fēng)險(xiǎn)極大?，F(xiàn)場(chǎng)勘察發(fā)現(xiàn)，處于高應(yīng)力區(qū)的3316抽采巷受采動(dòng)影響后支護(hù)結(jié)構(gòu)載荷劇增，導(dǎo)致頂板彎曲變形、鋼帶嚴(yán)重扭曲，煤柱幫向內(nèi)擠壓、金屬網(wǎng)大面積撕裂，如圖4所示。

(a) 1號(hào)測(cè)站

(a) 頂板鋼帶彎曲

2.2.2 錨索動(dòng)態(tài)載荷

各測(cè)站錨索動(dòng)態(tài)載荷監(jiān)測(cè)值如圖5所示?？煽闯龉ぷ髅骈_(kāi)始推進(jìn)至超過(guò)測(cè)站30 m過(guò)程中，錨索動(dòng)態(tài)載荷小幅增大，超過(guò)測(cè)站30～70 m時(shí)快速增大，之后趨于平穩(wěn)。采動(dòng)影響增強(qiáng)系數(shù)達(dá)2.3～5.8。1，2，3號(hào)測(cè)站處錨索動(dòng)態(tài)載荷峰值分別為281，317，316 kN，最大值接近φ17.8 mm錨索破斷載荷(350 kN)。

現(xiàn)場(chǎng)勘查發(fā)現(xiàn)，3316抽采巷多處發(fā)生錨索破斷現(xiàn)象(圖6)，為典型的頂板變形加劇導(dǎo)致錨索受拉超過(guò)極限載荷而破斷。

實(shí)測(cè)表明，巷道支護(hù)結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)載荷受采動(dòng)影響明顯，采動(dòng)影響增強(qiáng)系數(shù)達(dá)2.1～5.8，巷道支護(hù)結(jié)構(gòu)存在整體失穩(wěn)破壞風(fēng)險(xiǎn)。

(a) 1號(hào)測(cè)站

圖6 3316抽采巷錨索破斷情況

3 巷道圍巖破裂演化原位探測(cè)

3.1 圍巖裂隙演化對(duì)比

高應(yīng)力區(qū)巷道圍巖本身裂隙較發(fā)育，受采動(dòng)影響，圍巖應(yīng)力劇烈變化，探明由此引起的圍巖破裂演化特征對(duì)研究支護(hù)結(jié)構(gòu)破壞過(guò)程及有效控制巷道變形有重要意義。在超前工作面80 m處布置頂板探測(cè)孔(深度為10 m)。在工作面未回采(采動(dòng)影響前)、工作面與探測(cè)孔平行(采動(dòng)影響中)、工作面超過(guò)探測(cè)孔100 m(采動(dòng)影響后)時(shí)，分別對(duì)頂板圍巖裂隙演化進(jìn)行原位探測(cè)，結(jié)果如圖7所示。

從圖7可看出：回采前巷道圍巖保持開(kāi)挖后的平衡狀態(tài)，窺視孔壁粗糙，較淺部原生裂隙發(fā)育；在回采過(guò)程中，受采動(dòng)影響，0～2.44 m處孔壁裂隙明顯增多，橫縱裂隙逐漸發(fā)育并連通，破碎范圍逐漸擴(kuò)展；回采后探測(cè)孔0～2.44 m處孔壁縱向裂隙進(jìn)一步擴(kuò)展連通，破碎范圍加大，破碎程度增加，離層現(xiàn)象更加明顯，2.44～5.28 m處橫向裂隙貫通，形成環(huán)向裂隙帶。

(a) 采動(dòng)影響前

不同階段探測(cè)結(jié)果表明，工作面回采過(guò)程中采動(dòng)應(yīng)力劇增是導(dǎo)致巷道圍巖次生裂隙擴(kuò)展及巷道變形破壞的根本原因，受采動(dòng)影響破裂集中在0～2.44 m處。

3.2 圍巖采動(dòng)裂隙擴(kuò)展分析

裂隙形態(tài)描述包括裂隙數(shù)量、寬度、擴(kuò)展長(zhǎng)度等。為研究采動(dòng)對(duì)圍巖不同深度裂隙的影響程度，將裂隙擴(kuò)展長(zhǎng)度與鉆孔深度的比值定義為裂隙擴(kuò)展系數(shù)：

(1)

式中：k為鉆孔區(qū)段數(shù)(為便于統(tǒng)計(jì)，將鉆孔分段)；d為1個(gè)區(qū)段內(nèi)裂隙擴(kuò)展長(zhǎng)度，m；T為鉆孔深度，m。

實(shí)際鉆孔深度T=10 m，區(qū)段數(shù)k=10，則裂隙擴(kuò)展系數(shù)M在0～1之間。通過(guò)分析3316抽采巷鉆孔探測(cè)結(jié)果，得到不同采動(dòng)階段圍巖裂隙擴(kuò)展系數(shù)變化規(guī)律，如圖8所示。采用采動(dòng)影響后與采動(dòng)影響前的裂隙擴(kuò)展系數(shù)比值作為圍巖裂隙受采動(dòng)影響系數(shù)，結(jié)果為1.92～2.54。

圖8 圍巖裂隙擴(kuò)展系數(shù)變化

從圖8可看出，采動(dòng)影響下淺部圍巖次生裂隙增多，裂隙擴(kuò)展長(zhǎng)度顯著增加，導(dǎo)致支護(hù)結(jié)構(gòu)不穩(wěn)定，更易發(fā)生剪切破壞。

4 巷道支護(hù)結(jié)構(gòu)采動(dòng)破壞數(shù)值模擬

4.1 模型建立

根據(jù)3316工作面地質(zhì)環(huán)境和巷道布置情況，建立200 m×200 m×43.6 m(長(zhǎng)×寬×高)模型，如圖9所示。巷間煤柱寬20 m。模型豎向施加15 MPa壓力，以模擬600 m上覆巖層載荷。

圖9 數(shù)值模型

模型建立后在3316抽采巷軸向距斷面50 m處設(shè)置1個(gè)測(cè)點(diǎn)，工作面從距該測(cè)點(diǎn)50 m處開(kāi)始回采，每次推進(jìn)10 m，記錄每次推進(jìn)過(guò)程中巷道支護(hù)結(jié)構(gòu)受力破壞及圍巖變形情況。

4.2 模擬結(jié)果及分析

巷道支護(hù)結(jié)構(gòu)受力如圖10所示?？煽闯龉ぷ髅嫖挥跍y(cè)點(diǎn)后方10 m至超過(guò)測(cè)點(diǎn)10 m過(guò)程中，采動(dòng)對(duì)頂板支護(hù)結(jié)構(gòu)受力影響不明顯；超過(guò)測(cè)點(diǎn)10～70 m時(shí)，頂板支護(hù)結(jié)構(gòu)受力明顯增大，達(dá)10.28 MPa，為采動(dòng)影響前的504%，即采動(dòng)影響增強(qiáng)系數(shù)為5.04；超過(guò)測(cè)點(diǎn)70 m后，頂板支護(hù)結(jié)構(gòu)受力逐漸平穩(wěn)。兩幫支護(hù)結(jié)構(gòu)受力在工作面超過(guò)測(cè)點(diǎn)10～70 m處明顯增大，且兩幫支護(hù)結(jié)構(gòu)受力具有不對(duì)稱性，實(shí)體煤幫和煤柱幫采動(dòng)影響增強(qiáng)系數(shù)分別為2.4，4.25，即煤柱幫受力偏大，與實(shí)測(cè)結(jié)果相符。

圖10 巷道支護(hù)結(jié)構(gòu)受力

巷道變形量如圖11所示。可看出工作面回采期間，巷道頂板、兩幫變形量模擬值與實(shí)測(cè)值變化趨勢(shì)相似，均在工作面推進(jìn)至超過(guò)測(cè)點(diǎn)10～60 m過(guò)程中明顯增大，之后逐漸穩(wěn)定；受采動(dòng)影響，頂板、兩幫變形量最大實(shí)測(cè)值分別為515，437 mm，較回采前分別增加了252%，218%，最大模擬值分別為745，612 mm，較回采前增加了150%，215%。上述結(jié)論表明工作面回采加劇了巷道整體變形。

圖11 巷道變形量

巷道圍巖破壞分布如圖12所示?？煽闯鍪懿蓜?dòng)影響，支護(hù)結(jié)構(gòu)周圍煤巖體以剪切破壞為主，塑性破壞范圍超出錨桿支護(hù)范圍，其中采動(dòng)后巷道頂板和煤柱幫塑性分布集中，受剪切破壞最大深度達(dá)6 m。采動(dòng)前支護(hù)結(jié)構(gòu)周圍煤巖體塑性區(qū)分布范圍為108 m3，采動(dòng)后達(dá)140 m3，增大了33%。分析表明受采動(dòng)應(yīng)力增大影響，圍巖裂隙增加、部分錨桿失效是導(dǎo)致巷道圍巖塑性破壞范圍增大的根本原因。

(a) 采動(dòng)前

5 巷道支護(hù)結(jié)構(gòu)優(yōu)化

根據(jù)上述實(shí)測(cè)與模擬分析結(jié)果，對(duì)3316抽采巷支護(hù)結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。在原支護(hù)方案基礎(chǔ)上，將頂板錨索改為“三二”布置，即在原頂板單根錨索兩側(cè)各補(bǔ)打1根φ22.6 mm×6 400 mm錨索；兩幫每隔1排錨桿在距頂板1.6 m處補(bǔ)打1根φ17.8 mm×5 000 mm錨索；在頂板適當(dāng)位置補(bǔ)打φ20 mm BHRB500錨桿，每2排錨桿補(bǔ)足3根。新采區(qū)巷道可采用“三二”方式布置錨索，頂板和兩幫錨桿間排距設(shè)為0.9 m×0.9 m，錨桿(索)均采用優(yōu)化后的參數(shù)。

優(yōu)化巷道支護(hù)結(jié)構(gòu)后，對(duì)巷道頂板變形情況進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)，結(jié)果如圖13所示。可看出優(yōu)化后巷道頂板變形量為146 mm，較優(yōu)化前減少了71.7%，巷道支護(hù)結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定，實(shí)現(xiàn)了巷道圍巖穩(wěn)定控制。

圖13 頂板變形量

6 結(jié)論

(1) 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)表明：巷道支護(hù)結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)載荷受采動(dòng)影響明顯，錨桿(索)載荷采動(dòng)影響增強(qiáng)系數(shù)達(dá)2.1～5.8，導(dǎo)致部分錨桿(索)動(dòng)態(tài)載荷達(dá)到屈服極限而發(fā)生破斷，巷道圍巖有失穩(wěn)破壞風(fēng)險(xiǎn)；兩幫支護(hù)結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)載荷具有明顯的非對(duì)稱性，煤柱幫支護(hù)結(jié)構(gòu)載荷較實(shí)體煤幫高27.3%。

(2) 原位探測(cè)結(jié)果表明：采動(dòng)應(yīng)力增大導(dǎo)致巷道圍巖次生裂隙擴(kuò)展，集中在0～2.44 m范圍，圍巖裂隙受采動(dòng)影響系數(shù)為1.92～2.54。裂隙擴(kuò)展使圍巖黏聚力減小，加速支護(hù)結(jié)構(gòu)破壞，導(dǎo)致巷道變形加劇。

(3) 數(shù)值模擬分析結(jié)果表明：回采期間工作面前方0～10 m處支護(hù)結(jié)構(gòu)受力無(wú)明顯變化，工作面后方10～70 m處支護(hù)結(jié)構(gòu)受力受采動(dòng)影響最明顯；兩幫支護(hù)結(jié)構(gòu)受力具有非對(duì)稱性，與實(shí)測(cè)結(jié)果相符。

(4) 根據(jù)實(shí)測(cè)及模擬結(jié)果，優(yōu)化了巷道錨桿強(qiáng)度、錨索直徑及間排距等關(guān)鍵支護(hù)參數(shù)。實(shí)測(cè)結(jié)果表明，優(yōu)化后巷道頂板變形量為146 mm，較優(yōu)化前(515 mm)減少了71.7%，有效控制了圍巖變形，實(shí)現(xiàn)了巷道圍巖穩(wěn)定控制。