深井破碎圍巖巷道圍巖破壞特征及二次支護方案研究

隨著煤礦開采深度的增加，井段圍巖道路的保護問題已成為制約井段安全安全和高效開采的瓶頸之一。巷道圍巖在淺部低應力狀態下表現為硬巖的特征,但在深部由于地應力的增大導致巖石的物理力學性質發生了變化,巖石強度大幅降低,其破壞程度和破壞方式較淺部有了很大差異,一些在淺部巷道適用的方法,在深部已不適用。國內外學者對深井巷道做了許多研究,但是由于巷道賦存條件和影響因素的復雜性和不確定性,巷道變形機理不盡相同。本文基于神火集團薛湖煤礦西翼軌道大巷埋深大、圍巖破碎而導致原支護條件下巷道失穩嚴重的特征,分析了其變形機理,提出了針對深井破碎圍巖巷道采用二次支護的對策,對支護時機進行了研究,并優化了支護參數,成功控制了巷道的變形。1道路破壞特征及影響因素的分析1.1直墻半拱巷道薛湖煤礦西翼軌道大巷位于主副井及水倉西北方向,長約1750m,為直墻半圓拱巷道,掘高4m、寬4.6m,斷面為18.4m2。巷道埋深800m,屬深井巷道,圍巖所受地應力大,巷道圍巖基本以泥巖、砂質泥巖為主,圍巖綜合柱狀如圖1所示。1.2巷道圍巖變形觀測西翼軌道大巷原采用U29型鋼支架+錨桿+錨網的支護方式,棚距為800mm,錨桿間排距均為900mm,巷道開挖后短時間內圍巖變得松散破碎。利用取芯設備對圍巖進行取芯時,取出的多為破碎的巖塊,嚴重影響了巷道的穩定。對巷道前期進行變形觀測,結果為:兩幫移近量大、變形速率大,平均變形速率達40mm/d,如圖2所示。同時巷道的底鼓現象在開挖初期并不明顯,開挖半月后才逐步顯現出來,且最大底鼓量可達950mm;U29型鋼可縮性支架棚腿發生扭曲變形,即使當棚距變為200mm時,仍無法有效支護巷道,經翻修后,巷道圍巖仍無法自穩,嚴重影響了西翼軌道大巷的掘進計劃。1.3u29型鋼巷道圍巖破碎難通過現場調研分析,得出該巷變形失穩的具體影響因素為:1)埋深大。西翼軌道大巷埋深為800m,屬深井巷道,圍巖所受地應力大。2)巷道掘進方式。巷道采用爆破掘進的方法,圍巖受到爆破的影響后,發生了破碎松動,在巷道淺部圍巖形成一定范圍的松動破壞圈。3)巷道圍巖強度低。巷道全斷面以泥巖、砂質泥巖為主,巖石本身抗壓、抗拉強度較小,在高應力作用下變得松散破碎。4)支護體與圍巖不耦合。U29型鋼支架和巷道壁之間存在較大的縫隙,導致支架受力不均,承載能力減弱,錨網強度低,多處發生斷裂,降低護表能力;由于圍巖破碎,錨桿無法與圍巖形成統一的整體,現場部分錨桿直接與圍巖脫離,無法起到錨固作用。可知本巷道初期并不適用錨桿支護。2巷道底鼓機理一般深井巷道的變形特征為先有底鼓現象,進而引發巷道兩幫變形和頂板的下沉或是底鼓與兩幫移近同時發生。而西翼軌道大巷開挖后,巷道的變形主要為:巷道兩幫先變形,且變形量大,頂板與底板變形并不明顯;隨著巷道不斷向前掘進,底鼓現象才逐步顯現出來。因此,需對其變形機理進行研究。將巷道看作是由3部分組成的結構:上部為巷道頂板以及上覆巖層,中部為兩幫巖體,下部為底板巖體。上部結構的荷載通過兩幫的巖體傳遞到底板上面。由于巷道開挖后,圍巖應力進行重新分布,導致巷道淺部圍巖的應力降低,再往深部出現峰值應力,過后又回到了原巖應力水平。由此,建立巷道的底鼓力學模型,如圖3所示。模型中,L為巷道寬度一半;uf067H為原巖應力;K為應力集中系數。由圖3可知,當上覆巖層的集中壓力超過底板巖層的極限承載力時,巖體由彈性應力狀態向塑性應力狀態轉變,巖體中出現連續的剪切滑動面。此時,在底板巖體中分別形成三區,即主動狀態區ACE,被動狀態區ADB′和過渡區ACD。處于ECDB′的范圍內底板巖體中處于極限平衡的塑性狀態,當巷道兩幫集中應力超過底板巖體的極限承載力時,底板巖體將產生整體塑性剪切破壞,并沿著連續滑動面ECDB′從底板向巷道內擠出,從而引起底鼓。一般情況下,為減小巷道底鼓,需對巷道進行卸壓,其實質就是使圍巖內部的峰值壓力向深部轉移。圖3中,應力峰值向深部轉移可通過a表現出來。為此,采用力學計算法研究巷道底板在應力下具體的底鼓量及變形規律,如圖4所示。根據彈性力學理論:半平面體在邊界上受法向集中力作用時,其邊界上的任一點M向下產生的位移量為式中:η為相對沉陷,是M點相對于基點B的相對沉陷,須將E換為E/γμ2。將西翼軌道大巷的具體參數代入:L=2.3m,K=4,b=4m,c=20m,γ=24kN/m3,E=6.9GPa,μ=0.32,H=800m,通過Mathcad軟件進行計算,分別取a=0.01,0.5,1,2,4,6,…,20,得出Δη-a的關系,如圖5所示。由圖5可知,a的距離是對巷道進行卸壓的范圍,隨著a的增大,o點對應產生的位移量減小,即巷道的底鼓量逐漸減小,但當a增至一定程度時,底鼓量的減小趨于平緩。一般巷道的卸壓措施都是采用深孔爆破或開挖卸壓槽,這些基本都是通過增加巷道圍巖破碎程度進而達到卸壓的作用。對于西翼軌道大巷,圍巖在高應力作用下變得十分破碎,其自身起到了天然卸壓作用,有效保護了巷道底板的穩定,因此,巷道開挖初期底鼓并不明顯。在巷道兩幫發生卸壓作用的同時,兩幫發生破碎,體積增大。由于巷道開挖初期圍巖與U29型鋼可縮性支架之間存在一定空隙,支架無法及時提供一定的支護阻力,加之金屬網強度不夠,多處發生斷裂,護表能力下降。巷道圍巖內部其他方向都是實體巖石,只有巷道幫部有體積釋放的空間,因此破碎巖體沿兩幫擠出,導致開挖初期巷道兩幫變形非常嚴重。當巷道幫部的破碎圍巖在高應力作用下逐步壓實、壓緊后,由于巷道原支護方案不能對巷道各個部位進行有效的支護,導致應力繼續向底板傳遞,當巷道兩幫集中應力超過底板巖體的極限承載力時,底板巖層發生剪切破壞,引發了巷道底鼓,而底鼓又會加劇兩幫的變形,最終導致巷道斷面急劇減小,無法正常使用。3加強圍巖控制研究3.1巷道二次支護—巷道支護對策針對西翼軌道大巷的具體條件及巷道變形機理,結合類似巷道的成功支護經驗,提出了采用二次支護的對策:一次支護主要是對巷道進行初期支護,既能對巷道提供一定的徑向支護阻力,又能對巷道進行一定程度的卸壓,并有一定的可縮量。由于巷道初期無法使用錨桿支護,加之不能空頂作業,為此選用U29型鋼可縮性支架+菱形金屬網對巷道進行一次支護。U29型鋼可縮性支架僅僅是一次支護,防止冒頂,保證人員安全,并不控制破碎帶的寬度。二次支護主要是提高破碎圍巖的整體強度,實現巷道的永久穩定。為此確定采用錨注支護加固圍巖,進而對巷道實施錨梁網索支護。對于深井破碎圍巖巷道,不但支護方式的合理性對其穩定性較重要,合理的支護時機尤為重要。3.2巷道圍巖支護一次支護為確定當巷道開挖后,圍巖內部產生多大的變形,或是當圍巖內部的破碎區和塑性區范圍為多大時才是對巷道進行支護的最佳時機。首先是將巷道淺部圍巖作為研究對象,逐步向深部研究。運用巖石的彈塑性理論對最佳支護時機進行計算分析。西翼軌道大巷為直墻半圓拱形巷道,為方便分析,對模型作如下假設:(1)巷道為圓形;(2)半徑為直墻半圓拱巷道的當量半徑(巷道外接圓半徑);(3)巷道為無限長;(4)圍巖有理想的彈塑性且各向應力同性;(5)按軸對稱條件進行分析。力學計算模型如圖6所示。根據著名的卡斯特納方程,通過分析推導(推導過程省略),得出巷道在未進行支護時巷道圍巖允許的最大變形量為。當圍巖的變形量時,巷道圍巖內部將產生破碎而導致巷道失穩破壞。此時便為一次支護的理論最佳時機。式中:r0為巷道外接圓半徑,2.66m;P為巷道原巖應力γH,γ取24kN/m3,H為800m;C為圍巖的黏聚力,取1.46MPa;j為圍巖的內摩擦角,取30°;φ為圍巖的體積模量,取2.68GPa。將具體參數代入公式,可得出即當巷道表面位移量為96mm時,開始進行一次支護,由巷道初期變形觀測結果可知,在原支護下兩幫移近的平均速率為40mm/d,由此可知對巷道進行一次支護的時間為巷道開挖后的第4d,考慮到西翼軌道大巷采用爆破掘進的方法,加之U29型鋼可縮性支架的支護有一定的滯后性,參考一定的安全系數,最終確定在巷道開挖后1d進行一次支護,這也與巷道施工的進度相吻合(1d一次爆破掘進),提高了工作效率。對巷道圍巖進行一次支護后,考慮到支護阻力P1的作用,經推導得出圍巖內塑性區半徑為:當破碎區的半徑接近一次支護的控制范圍RD時,即認為一次支護體已充分發揮了作用,繼續變形將導致圍巖失穩,需對其進行二次支護。此時,巷道圍巖允許的最大變形量為:針對該巷具體條件,取RD=6.5m,可求出由該巷前期變形觀測結果可知,兩幫移近量達到470mm,時間為13d,變形速率已經趨于平緩。同時,根據相關文獻,一般巷道合理注漿時間為巷道開挖后15~20d,但這是在前期采用錨桿支護并能發揮一定錨桿錨固力的情況下確定的,而本文中一次支護方案只采用U29型鋼可縮性支架+菱形金屬網。因此本文中的二次支護時間應適當提前,最終確定二次支護最佳時機為巷道開挖后10~12d,具體施工過程中根據巷道實際的變形可適當調整。3.3線路維護參數的優化3.3.1噴射混凝土填充體由于一次支護的主要目的是提供一定的支護阻力的前提下對巷道進行卸壓。一次支護是允許巷道有一定變形的,因此確定U29型鋼可縮性支架排距為700mm即可滿足需要。對巷道進行二次支護之前,將巷道進行擴幫、拉底至原設計尺寸,由于壁后充填工藝復雜,耗費人力物力,故采用“噴射混凝土”作為壁后充填體。由于噴射混凝土為剛性充填體,效果雖不及柔性充填體效果好,但也有一定的效果,它解決了木背板與U29型鋼支架接觸不充分的問題,結合現場實際施工條件,選擇噴射混凝土作為壁后充填材料能提高巷道的掘進效率,加快掘進速度,其方法是可行的。由于充填厚度對支架可縮量的影響受多種因素影響,很難精確測出。因此,噴層厚度初步定為100~150mm,后期可根據實際效果進行調整。3.3.2數值模擬結果分析二次支護方案為錨注+錨梁網索聯合支護,對于破碎圍巖巷道,注漿范圍以及錨桿間排距對其支護效果影響較大,應重點對其參數進行模擬優化。1)模型建立根據現場地質情況,結合模擬目的,建立該巷數值分析模型,如圖7所示。整個模型尺寸80m×40m(寬×高),模擬中巖石的物理力學參數是在現場原巖參數的基礎上確定的,詳見表1,2。2)方案設計在理論分析結合現場實踐的基礎上,確定模擬6種方案,見表3。注漿孔間排距1600mm×2000mm,U29型鋼支架間排距700mm;錨桿矩形布置,采用Φ20mm×2200mm的高強度樹脂錨桿,全長錨固900mm,錨梁長3m。錨網采用菱形鋼絲網1000mm×2000mm;錨索采用Φ17.8mm的鋼絞線,長8m,頂部每排3根錨索。每3排錨桿間打一排錨索。3)數值模擬結果分析(1)巷道圍巖應力分布巷道周圍垂直應力在兩幫隨著距巷道周邊距離的增大而先增大后減小。隨著錨桿間排距的減小及注漿范圍的增加,巷道圍巖最大垂直應力離巷道愈近。方案六中,最大垂直應力離巷壁僅2m,說明經過支護后巷道圍巖的穩定性得到增強,同時其自身力學性質也得到改善,如圖8a所示。巷道周圍水平應力在兩幫隨著距巷道周邊越遠而增大,在頂底板方向隨著離巷道越遠而先增大后減小。隨著注漿范圍的增加及錨桿間排距的減小,巷道離原巖應力的距離減小,在方案六的情況下,原巖應力離頂底板僅3m,離兩幫僅6m,且巷道圍巖整體性明顯增加,圍巖穩定性較好,如圖8b所示。(2)巷道圍巖塑性區分布由數值模擬分析得出不同支護方案下的圍巖塑性區范圍見表4所示。由表4看出隨著支護強度的增加和注漿范圍的增加,巷道圍巖塑性區逐漸減小,采用方案六巷道圍巖塑性區僅1.8m,整體穩定性較好。(3)巷道圍巖表面位移由數值模擬分析得出不同支護方案下巷道表面位移量見表5。由此可知,隨著錨桿間排距的減小,巷道表面位移逐步減小;巷道注漿范圍為2m的表面位移量明顯好于注漿范圍為1m時位移量。在采用方案6情況下巷道頂板下沉量僅40mm,底鼓量僅80mm,兩幫移近量僅70mm,能保證礦井的安全高效生產。綜上分析,確定采用方案6為最終支護方案。3.4注漿錨桿的安裝由于巷道存在底鼓現象,因此對巷道底腳圍巖同樣進行注漿加固,以提高巷道底腳圍巖的整體強度。對巷道底腳打錨桿能發揮其抗彎作用,同時錨桿還能承受一定的軸向載荷,成排錨桿形成的支護結構能起到阻隔底腳部位發生塑性滑移的作用,將應力向巷道圍巖深部進行轉移,從而保證巷道圍巖底板的穩定性。注漿錨桿規格為Ф22mm×2500mm,布置方式如圖9所示。注漿材料選擇水泥漿液,水灰比為0.8∶1,同時添加水玻璃來保證水泥漿液能加速凝固,水玻璃的用量為水泥漿液重的5%。注漿壓力為2MPa,一般情況下每孔注漿量為150~250L,可根據現場實施情況進行調整。錨桿、索布置如圖10所示。4巷道圍巖內部情況分析為了檢驗軌道大巷新支護方式的有效性,對其進行工業性試驗,并布置一個綜合測站,觀測巷道表面位移、圍巖內部位移以及圍巖內部裂隙,監測結果如圖11所示。通過對巷道變形及圍巖內部狀況進行45d的觀測得出,巷道頂底最大移近量僅28mm,兩幫移近量為36mm,并逐漸趨于穩定,圍巖內部變形很小;破碎圍巖經過注漿加固后整體性得到了加強,巷道持續變形很小,基本不需要進行返修。由巷道后期觀測可知巷道在采用新的支護方案后底鼓得到了有效的控制,底鼓現象并不嚴重