秦 濤， 劉 志

(黑龍江科技大學(xué) 黑龍江省普通高等學(xué)校采礦工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 哈爾濱 150022)

0 引 言

東榮二礦是黑龍江龍煤雙鴨山礦業(yè)有限責(zé)任公司所屬生產(chǎn)礦井。隨著煤田高強(qiáng)度開采，開采深度已達(dá)到850 m，并且采掘工作逐步向深部和地質(zhì)條件更復(fù)雜的區(qū)域轉(zhuǎn)移，支護(hù)問題越發(fā)難以解決。

國內(nèi)外學(xué)者對(duì)巷道支護(hù)方面問題進(jìn)行了大量的研究，得出充分發(fā)揮支護(hù)的作用能使巷道圍巖變形得到有效的減小[1-2]，其中錨桿在煤礦巷道支護(hù)中占主要地位[3-4]。孫守孝[5]基于理論計(jì)算對(duì)錨桿和錨索間排距進(jìn)行了優(yōu)化，解決了巷道支護(hù)密度大及支護(hù)成本高的問題。侯興[6]采用高強(qiáng)度及高預(yù)緊力錨桿對(duì)巷道圍巖進(jìn)行控制支護(hù)，保障了近距離下煤層巷道的穩(wěn)定。Wang等[7]指出，巷道圍巖在應(yīng)力重新分布時(shí)變形發(fā)展速度較快，且伴有流變性。并通過案例說明了多種相互聯(lián)系的支護(hù)方式對(duì)軟巖巷道支護(hù)可以起到良好的效果。Shan等[8]通過現(xiàn)場監(jiān)測驗(yàn)證提出了“三步走”支護(hù)理論方案的可行性。張志強(qiáng)[9]研究了掘進(jìn)巷道圍巖變形破壞機(jī)理及錨注聯(lián)合支護(hù)技術(shù)，為掘進(jìn)巷道的穩(wěn)定和支護(hù)提供參考。穆磊等[10]借助FLAC3D對(duì)不同的錨桿長度和排距進(jìn)行分析，得出了最優(yōu)長度和最優(yōu)排距。

筆者采用理論分析和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，以東榮二礦圍巖變形問題為研究對(duì)象，對(duì)南二下采區(qū)回風(fēng)下山巷道支護(hù)參數(shù)展開研究，從錨桿的間排距及預(yù)應(yīng)力的角度確定出巷道圍巖支護(hù)的最優(yōu)解決方案。

1 工程概況

該回風(fēng)下山巷道埋深在800～900 m，開采南二下采區(qū)16煤層，平均厚2.8 m。煤層總體為一單斜構(gòu)造區(qū)，地層走向NS，傾向W，傾角最小16°，最大22°，平均19°。開采煤層無直接頂，基本頂為6.6 m左右的細(xì)砂巖，其上部存在一層厚約6.1 m的中砂巖；無直接底，基本底為6.5 m左右的粉砂巖，其下部存在一層厚約6.8 m的粗砂巖。

該巷道是采用工程類比法進(jìn)行巷道支護(hù)設(shè)計(jì)的。在一些破碎地帶采用了錨桿加金屬網(wǎng)支護(hù)，整體支護(hù)效果一般，大部分巷道均不同程度出現(xiàn)頂板、兩幫失穩(wěn)現(xiàn)象。分析總結(jié)東榮二礦巷道變形情況，巷道表現(xiàn)出掘進(jìn)期間受斷層等特殊地質(zhì)影響，巷道收斂明顯且變形量大，圍巖中的應(yīng)力集中程度較大，巷道支護(hù)困難且效率低、成本高。工作面的超前支承壓力和側(cè)向支承壓力峰值高，上覆巖層冒落高度和斷裂帶高度大，嚴(yán)重?cái)_動(dòng)前方回采巷道穩(wěn)定性，隨著工作面的回采，巷道支護(hù)難度進(jìn)一步加劇。

2 巷道圍巖塑性破壞能與支護(hù)力的關(guān)系

由塑性破壞能在巷道圍巖中的的表達(dá)式(1)[11]可以得出，圍巖的力學(xué)參數(shù)和巷道尺寸不變時(shí)，式中系數(shù)均為常數(shù)，由于塑性破壞的能量Up是關(guān)于A也就是支護(hù)力pz的函數(shù)，可見，巷道在開挖過程中塑性破壞能和支護(hù)力密切相關(guān)。

(1)

式中：c——黏聚力；

φ——內(nèi)摩擦角；

μ——泊松比；

M、G——N、c、φ、μ的常數(shù)；

a——常數(shù)。

在此基礎(chǔ)上，以東榮二礦南二下采區(qū)16號(hào)煤層回風(fēng)下山巷道的基本參數(shù)進(jìn)行研究，得出巷道開挖后，在不同支護(hù)力、不同圍巖參數(shù)下巷道圍巖內(nèi)塑性破壞能的變化情況，進(jìn)而分析它們之間的關(guān)系。該巷道所處地層為粉砂巖，相關(guān)力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 粉砂巖力學(xué)參數(shù)

將各個(gè)參數(shù)代入式(1)，得出：

(2)

支護(hù)力與塑性破壞能的關(guān)系見圖1。巷道圍巖塑性破壞能隨支護(hù)力的增加呈減小的趨勢，當(dāng)支護(hù)力為3.5 MPa時(shí)，塑性破壞能達(dá)到了臨界值；繼續(xù)加大支護(hù)力，巷道圍巖內(nèi)的塑性破壞能開始增加。由此可以得出，支護(hù)結(jié)構(gòu)的支護(hù)力存在極限值，塑性破壞能隨著支護(hù)力的增加呈先減小后增大的趨勢，在極限值之前，支護(hù)力可以降低巖體內(nèi)部塑性破壞能，但對(duì)塑性破壞能的積聚沒有影響。在工程中支護(hù)結(jié)構(gòu)的支護(hù)力往往很小，不會(huì)超過支護(hù)力的極限值，可以吸收一部分塑性破壞能，減少巷道圍巖的位移，因此適當(dāng)加大支護(hù)力使其塑性破壞能接近臨界值可以維持巷道圍巖的穩(wěn)定。

圖1 支護(hù)力與塑性破壞能的關(guān)系Fig. 1 Relationship of support force and plastic failure energy

黏聚力與塑性破壞能的關(guān)系見圖2。由圖2可知，巷道圍巖內(nèi)塑性破壞能隨黏聚力的增大呈減少趨勢。

圖2 黏聚力與塑性破壞能的關(guān)系Fig. 2 Relationship of cohesive and plastic failure energy

當(dāng)黏聚力在1.0～3.5 MPa期間，塑性破壞能不斷下降，且下降趨勢較大，說明此階段黏聚力對(duì)塑性破壞能的影響較大。當(dāng)黏聚力增加到3.5 MPa之后，塑性破壞能的下降速度明顯變緩。從圖2中還發(fā)現(xiàn)，在3種不同大小的支護(hù)力下，黏聚力對(duì)巷道塑性破壞能的影響變化趨勢不同，在黏聚力由1.0 MPa增加到3.0 MPa過程中，支護(hù)力的大小對(duì)塑性破壞能的影響比較明顯。隨著黏聚力的繼續(xù)增大，不同支護(hù)力對(duì)吸收巷道圍巖塑性破壞能的大小基本達(dá)到一致，若此時(shí)想再降低巷道圍巖內(nèi)的塑性破壞能，不應(yīng)該選取增加支護(hù)力的方式。

內(nèi)摩擦角與巷道圍巖塑性破壞能的關(guān)系見圖3。隨著內(nèi)摩擦角的增大，塑性破壞能逐漸減小，且塑性破壞能在一定范圍內(nèi)呈直線下降，與黏聚力的變化規(guī)律相同，同時(shí)還可以發(fā)現(xiàn)，隨著支護(hù)力的增加，巷道圍巖塑性破壞能逐漸減小。當(dāng)內(nèi)摩擦角小于30°時(shí)，巷道圍巖塑性破壞能受支護(hù)力的大小影響明顯，說明巷道圍巖內(nèi)摩擦角較小時(shí)，支護(hù)對(duì)巷道圍巖的變形破壞起到很好的控制作用。內(nèi)摩擦角增加到30°以后，對(duì)應(yīng)的塑性破壞能之間的值相差不大，巷道圍巖吸收塑性破壞能的大小基本一致。

圖3 內(nèi)摩擦角與塑性破壞能的關(guān)系Fig. 3 Relationship of internal friction angle and plastic failure energy

3 支護(hù)參數(shù)對(duì)圍巖區(qū)力學(xué)性質(zhì)的影響

以東榮二礦南二下采區(qū)16號(hào)煤層的回風(fēng)下山巷道為原型，研究錨桿支護(hù)參數(shù)對(duì)錨固區(qū)圍巖體力學(xué)性質(zhì)的影響。應(yīng)用FLAC3D數(shù)值模擬軟件，確定模型尺寸為長4.0 m，寬4.5 m，高4.5 m，在數(shù)值計(jì)算建模中，錨桿采用FLAC3D內(nèi)置單元體 cable 進(jìn)行模擬，其力學(xué)參數(shù)與現(xiàn)場一致，見表2，其中σ為單軸抗壓強(qiáng)度，σc為單軸抗拉強(qiáng)度。對(duì)試件分別進(jìn)行單軸壓縮、圍壓1 、2 MPa 3種力學(xué)實(shí)驗(yàn)，以單軸壓縮為例，錨桿對(duì)錨固區(qū)圍巖體力學(xué)性質(zhì)影響計(jì)算模型見圖4。并得到相應(yīng)的摩爾-庫倫應(yīng)力包絡(luò)線見圖5。

表2 東榮二礦16號(hào)煤層巖石力學(xué)參數(shù)

圖4 錨桿對(duì)錨固區(qū)力學(xué)性質(zhì)影響計(jì)算模型Fig. 4 Calculation model of influence of bolt on mechanical properties of anchorage zone

圖5 摩爾-庫倫應(yīng)力圓Fig. 5 Mohr-Coulomb stress circle

3.1 錨桿間排距對(duì)錨固區(qū)圍巖體力學(xué)性質(zhì)的影響

由前述可知，塑性破壞能與錨固區(qū)圍巖體力學(xué)參數(shù)有著密切關(guān)系，因此討論錨桿支護(hù)參數(shù)與錨固區(qū)圍巖體力學(xué)參數(shù)的關(guān)系，進(jìn)而研究巷道支護(hù)優(yōu)化方案。所設(shè)計(jì)錨桿間排距參數(shù)見表3。采用控制變量法，間排距為0.6、0.7、0.8、0.9、1.0 m，其余變量：預(yù)應(yīng)力 30 kN，錨桿直徑 22 mm，錨桿長度 2.2 m。

表3 錨固區(qū)圍巖體力學(xué)參數(shù)計(jì)算參數(shù)

對(duì)模型開展重復(fù)實(shí)驗(yàn)：首先對(duì)巖石單軸抗壓強(qiáng)度進(jìn)行測試，之后分別在圍壓1、2 MPa條件下進(jìn)行偽三軸抗壓強(qiáng)度的實(shí)驗(yàn)，采用FLAC3D內(nèi)嵌的FISH語言編程提取出模型應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)，繪制其應(yīng)力應(yīng)變曲線，結(jié)合摩爾應(yīng)力圓的包絡(luò)線計(jì)算得出內(nèi)摩擦角和內(nèi)聚力，匯總實(shí)驗(yàn)結(jié)果，繪制錨桿間排距對(duì)錨固區(qū)圍巖體單軸抗壓強(qiáng)度、內(nèi)聚力及內(nèi)摩擦角的影響曲線見圖6。由圖6a可知，隨著錨桿間排距的減小，錨固區(qū)巖體單軸抗壓強(qiáng)度呈遞增趨勢，間排距由1.0 m到0.6 m時(shí)，單軸抗壓強(qiáng)度增加了0.47 MPa。錨桿間排距由0.9 m到0.8 m時(shí)，錨固區(qū)巖體單軸抗壓強(qiáng)度增速明顯，增幅占比41.1%，此區(qū)間曲率最大，錨固區(qū)巖體單軸抗壓強(qiáng)度隨錨桿間排距的減小呈先慢再快后慢的增大趨勢。由圖6b可知，隨著錨桿間排距的減小，錨固區(qū)巖體內(nèi)摩擦角不斷增大，間排距由1.0m到0.6m時(shí)，內(nèi)摩擦角增加了1.51°，其中，間排距在0.9 m 到 0.8 m 時(shí)曲率最大，增幅占比35.6%，錨固區(qū)巖體內(nèi)摩擦角增速隨錨桿間排距減小呈增速平緩的增長趨勢。由圖6c可知，錨固區(qū)巖體黏聚力隨間排距減小呈遞增趨勢，錨桿間排距由1.0 m到0.6 m，黏聚力增加了0.04 Mpa，間排距在 0.9 m 到 0.8 m 之間增幅最大。

圖6 錨桿間排距對(duì)錨固區(qū)圍巖體力學(xué)性質(zhì)的影響Fig. 6 Influence of row spacing between bolts on physical properties of anchorage body

綜上所述，錨桿間排距對(duì)單軸抗壓強(qiáng)度σ、內(nèi)摩擦角φ和黏聚力c的影響均隨錨桿間排距的減小而增大，但0.8 m之后增幅減小，各力學(xué)參數(shù)在 0.9～0.8 m 之間增幅最大。故選擇0.8 m間排距作為最優(yōu)設(shè)計(jì)間排距。

3.2 錨桿預(yù)應(yīng)力對(duì)錨固區(qū)圍巖體力學(xué)性質(zhì)的影響

依據(jù)表3所設(shè)計(jì)的實(shí)驗(yàn)方案，錨桿預(yù)應(yīng)力設(shè)計(jì)為 30、50、70、90、110 kN，錨桿間排距取 0.8 m，其余變量均控制為：錨桿直徑 22 mm，錨桿長度 2.2 m。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖7所示。

圖7 錨桿預(yù)應(yīng)力對(duì)錨固區(qū)圍巖體力學(xué)性質(zhì)的影響Fig. 7 Influence of bolt preload on the physical properties of anchorage body

由圖7a可知，隨著錨桿預(yù)應(yīng)力的增加，錨固區(qū)圍巖體單軸抗壓強(qiáng)度逐漸增大，預(yù)應(yīng)力由30 kN到110 kN時(shí)，單軸抗壓強(qiáng)度增加了 0.49 MPa，錨桿預(yù)應(yīng)力從50 kN到70 kN，單軸抗壓強(qiáng)度增幅明顯，當(dāng)錨桿預(yù)應(yīng)力達(dá)到 70 kN 后，單軸抗壓強(qiáng)度增速呈減緩趨勢。由圖7b可知，錨桿預(yù)應(yīng)力對(duì)錨固區(qū)圍巖體內(nèi)摩擦角的影響呈遞增趨勢，預(yù)應(yīng)力由30 kN 到 110 kN 時(shí)，內(nèi)摩擦角增加了1.47°，錨桿預(yù)應(yīng)力從50 kN到70 kN，內(nèi)摩擦角增幅最大，當(dāng)錨桿預(yù)應(yīng)力達(dá)到70 kN后內(nèi)摩擦角增速呈減緩趨勢。由圖7c可知，錨桿預(yù)應(yīng)力對(duì)錨固區(qū)圍巖體黏聚力的影響并不明顯，錨桿預(yù)應(yīng)力從30 kN到110 kN 時(shí)，黏聚力增加了0.042 MPa，其中，錨桿預(yù)應(yīng)力從50 kN到70 kN時(shí)，錨固區(qū)圍巖體試件黏聚力增幅較大，當(dāng)錨桿預(yù)應(yīng)力達(dá)到70 kN后內(nèi)聚力增速呈減緩趨勢。綜上所述，錨固區(qū)圍巖體單軸抗壓強(qiáng)度σ、內(nèi)摩擦角φ和黏聚力c均隨錨桿預(yù)應(yīng)力的增大呈遞增趨勢，考慮增幅變化情況，選取錨桿設(shè)計(jì)預(yù)應(yīng)力為70 kN。

4 數(shù)值模擬優(yōu)化方案

4.1 模型的建立

為研究深部巷道在支護(hù)優(yōu)化前后的能量、應(yīng)力狀態(tài)和變形情況，將模擬巷道設(shè)計(jì)在砂巖中。該模型以走向方向?yàn)閥軸，傾向?yàn)閤軸，重力方向?yàn)閦軸。沿x、y、z軸方向的長度分別為50、40、50 m。巷道寬4.0 m，高3.8 m。網(wǎng)格劃分原則為巷道附近區(qū)域密集，遠(yuǎn)處稀疏。模型共有30 152個(gè)節(jié)點(diǎn)，26 200個(gè)單元，如圖8所示。根據(jù)實(shí)際情況，共建立了4個(gè)不同巖性的巖層以及1個(gè)煤層，邊界條件設(shè)置：模型底部邊界對(duì)水平方向和豎直方向節(jié)點(diǎn)速度進(jìn)行約束，模型側(cè)邊界僅對(duì)節(jié)點(diǎn)水平速度進(jìn)行約束，模型上邊界不施加任何約束，為自由面。煤及頂?shù)装鍘r層參數(shù)與東榮二礦地質(zhì)參數(shù)相同，取值見表3。

圖8 計(jì)算模型Fig. 8 Calculation model

4.2 參數(shù)的選取

東榮二礦巷道采用直墻半圓拱形斷面，巷道寬為4.0 m，高為3.8 m。南二下采區(qū)16煤層回風(fēng)下山巷道現(xiàn)有支護(hù)參數(shù)中頂部錨桿間、排距為1 000 mm×1 000 mm，采用?16 mm×2 200 mm的左旋螺紋鋼高強(qiáng)錨桿，3根錨桿垂直頂板打設(shè)，錨索采用?18.9 mm ×6 300 mm 左旋鋼絞線2根，間排距為2 000 mm×800 mm。幫錨桿間、排距為1 000 mm×1 000 mm，2根位于拱腳處，幫部錨桿打設(shè)無仰角，兩幫錨桿為?16 mm×2 200 mm，錨桿使用樹脂錨固劑MSK2335?23 mm×350 mm進(jìn)行錨固，樹脂錨固劑的長度為35 cm。

針對(duì)上述分析，對(duì)原支護(hù)方案進(jìn)行優(yōu)化，頂板錨桿選擇?22 mm×2 200 mm長預(yù)應(yīng)力螺紋鋼錨桿，預(yù)應(yīng)力為70 kN，間排距由1.0 m×1.0 m優(yōu)化為0.8 m×0.8 m，錨索保持不變；幫部錨桿為?22 mm×2 200 mm長預(yù)應(yīng)力螺紋鋼錨桿，布置拱腳兩幫處錨桿打設(shè)角度為與水平線呈15°[12]。在經(jīng)濟(jì)預(yù)算允許范圍內(nèi)，頂板錨桿由3根改為5根，幫部錨桿由2根改為3根。優(yōu)化方案支護(hù)布置見圖9。模擬中主要采用庫倫-摩爾塑性模型，物理力學(xué)參數(shù)見表4。

圖9 優(yōu)化方案支護(hù)布置Fig. 9 Supporting layout of optimized scheme

表4 各巖層的物理力學(xué)參數(shù)

4.3 支護(hù)方案對(duì)比

通過數(shù)值模擬比較分析優(yōu)化前后方案的能量分布、應(yīng)力分布如圖10～12所示。驗(yàn)證優(yōu)化后支護(hù)參數(shù)的合理性。

圖10 能量分布云圖Fig. 10 Energy distribution nephogram

圖11 垂直應(yīng)力分布云圖Fig. 11 Vertical stress distribution nephogram

圖12 水平應(yīng)力分布云圖Fig. 12 Horizontal stress distribution nephogram

從圖10～12可以看出，巷道在原支護(hù)方案下，圍巖附近能量積聚大，且能量值較高，特別是在兩幫集中，易出現(xiàn)變形，與現(xiàn)場看到的現(xiàn)象一致，經(jīng)過優(yōu)化后，兩幫能量明顯減少，集中程度降低，能量值從665.89 kJ/m3左右減少到了462.01 kJ/m3左右，減少了約30.62%。從垂直應(yīng)力分布云圖中看出，巷道在原支護(hù)方案下，兩幫受到的垂直應(yīng)力大，且集中范圍大，集中明顯，經(jīng)過優(yōu)化后，兩幫垂直應(yīng)力集中程度下降，由25.8 MPa下降到15.8 MPa，下降了38.76%。方案優(yōu)化前后的位移s變化如圖13、14所示。

圖13 巷道右?guī)? m處位移變化Fig. 13 Displacement change of right side of roadway at 2 meters

從圖13可以看出，位移量從3.29 cm左右減少到了0.90 cm左右。由此可見，優(yōu)化后方案很好地控制了兩幫的變形。在水平應(yīng)力分布中，巷道圍巖頂?shù)装迨芩綉?yīng)力的影響較大，在現(xiàn)場中頂板也出現(xiàn)了變形破碎，進(jìn)行優(yōu)化后，應(yīng)力集中程度減小。從圖14可以看到，頂板位移從7.81 cm左右減少到了3.97 cm左右，減少了49.17%，對(duì)頂板的變形破壞進(jìn)行了很好地控制。

圖14 頂板上方3 m處垂直位移變化Fig. 14 Vertical displacement changes at 3 meters above roof

4.4 現(xiàn)場監(jiān)測

回風(fēng)下山巷道采用合理的支護(hù)參數(shù)后，在巷道內(nèi)布置測點(diǎn)，觀測頻率為2.5 d/次，觀測周期為35 d，監(jiān)測巷道兩幫和頂板支護(hù)效果，觀測數(shù)據(jù)匯總?cè)鐖D15所示。由圖15可知，30 d前巷道頂?shù)装搴蛢蓭妥冃瘟孔兓^大，30 d后頂板和兩幫位移量開始趨于穩(wěn)定，巷道圍巖兩幫移近量穩(wěn)定在120.1 mm，下降了52.17%，頂板下沉量穩(wěn)定在46.2 mm，下降了51.22%，巷道變形量不大，圍巖變形得到有效控制。

圖15 巷道圍巖表面位移監(jiān)測曲線Fig. 15 Surface displacement monitoring curve of surrounding rock of roadway

綜合以上分析，優(yōu)化后的支護(hù)參數(shù)，使現(xiàn)場中出現(xiàn)支護(hù)不佳的問題得到有效解決，對(duì)圍巖的穩(wěn)定性起到了很好的控制作用。

5 結(jié) 論

(1)黏聚力由1 MPa增加到3 MPa過程中，支護(hù)力的大小對(duì)塑性破壞能的影響比較明顯；黏聚力在3.5 MPa之后，不同支護(hù)力對(duì)吸收巷道圍巖塑性破壞能的大小基本達(dá)到一致，此時(shí)不應(yīng)選取增加支護(hù)力的方式來降低巷道圍巖內(nèi)的塑性破壞能。當(dāng)內(nèi)摩擦角小于30°時(shí)，巷道圍巖塑性破壞能受支護(hù)力的大小影響明顯，此時(shí)支護(hù)對(duì)巷道圍巖的變形破壞起到很好的控制作用。

(2)在70 kN預(yù)應(yīng)力下，錨桿在其作用的有效范圍內(nèi)可以更好地吸收巷道圍巖塑性破壞能，更好地提高巷道圍巖的強(qiáng)度，從而更好地控制巷道圍巖的穩(wěn)定。在0.8 m×0.8 m間排距下，錨桿預(yù)應(yīng)力發(fā)揮作用的范圍較廣，在對(duì)錨固區(qū)圍巖體進(jìn)行支護(hù)后會(huì)產(chǎn)生較大的壓應(yīng)力值，壓應(yīng)力區(qū)范圍也會(huì)變大，會(huì)使圍巖的內(nèi)摩擦角和黏聚力增大，使塑性破壞能降低，在此間排距下錨桿對(duì)圍巖的能量吸收作用范圍最小。

(3)巷道在支護(hù)方案優(yōu)化后，兩幫能量明顯減少，集中程度降低，能量值減少了約30.62%。兩幫垂直應(yīng)力集中程度下降，頂板水平應(yīng)力減小集中程度，兩幫移近量和頂板下沉量分別減少了52.17%和51.22%。支護(hù)參數(shù)經(jīng)過優(yōu)化后，使現(xiàn)場中出現(xiàn)支護(hù)不佳的問題得到有效解決，對(duì)圍巖的穩(wěn)定性起到了很好的控制作用。