深井破碎圍巖巷道圍巖破壞特征及二次支護(hù)方案研究

深井破碎圍巖巷道圍巖破壞特征及二次支護(hù)方案研究

隨著煤礦開采深度的增加，井段圍巖道路的保護(hù)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(yīng)力狀態(tài)下表現(xiàn)為硬巖的特征,但在深部由于地應(yīng)力的增大導(dǎo)致巖石的物理力學(xué)性質(zhì)發(fā)生了變化,巖石強(qiáng)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(nèi)外學(xué)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(fù)雜性和不確定性,巷道變形機(jī)理不盡相同。本文基于神火集團(tuán)薛湖煤礦西翼軌道大巷埋深大、圍巖破碎而導(dǎo)致原支護(hù)條件下巷道失穩(wěn)嚴(yán)重的特征,分析了其變形機(jī)理,提出了針對深井破碎圍巖巷道采用二次支護(hù)的對策,對支護(hù)時(shí)機(jī)進(jìn)行了研究,并優(yōu)化了支護(hù)參數(shù),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(yīng)力大,巷道圍巖基本以泥巖、砂質(zhì)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(wǎng)的支護(hù)方式,棚距為800mm,錨桿間排距均為900mm,巷道開挖后短時(shí)間內(nèi)圍巖變得松散破碎。利用取芯設(shè)備對圍巖進(jìn)行取芯時(shí),取出的多為破碎的巖塊,嚴(yán)重影響了巷道的穩(wěn)定。對巷道前期進(jìn)行變形觀測,結(jié)果為:兩幫移近量大、變形速率大,平均變形速率達(dá)40mm/d,如圖2所示。同時(shí)巷道的底鼓現(xiàn)象在開挖初期并不明顯,開挖半月后才逐步顯現(xiàn)出來,且最大底鼓量可達(dá)950mm;U29型鋼可縮性支架棚腿發(fā)生扭曲變形,即使當(dāng)棚距變?yōu)?00mm時(shí),仍無法有效支護(hù)巷道,經(jīng)翻修后,巷道圍巖仍無法自穩(wěn),嚴(yán)重影響了西翼軌道大巷的掘進(jìn)計(jì)劃。1.3u29型鋼巷道圍巖破碎難通過現(xiàn)場調(diào)研分析,得出該巷變形失穩(wěn)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(yīng)力大。2)巷道掘進(jìn)方式。巷道采用爆破掘進(jìn)的方法,圍巖受到爆破的影響后,發(fā)生了破碎松動(dòng),在巷道淺部圍巖形成一定范圍的松動(dòng)破壞圈。3)巷道圍巖強(qiáng)度低。巷道全斷面以泥巖、砂質(zhì)泥巖為主,巖石本身抗壓、抗拉強(qiáng)度較小,在高應(yīng)力作用下變得松散破碎。4)支護(hù)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(dǎo)致支架受力不均,承載能力減弱,錨網(wǎng)強(qiáng)度低,多處發(fā)生斷裂,降低護(hù)表能力;由于圍巖破碎,錨桿無法與圍巖形成統(tǒng)一的整體,現(xiàn)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(hù)。2巷道底鼓機(jī)理一般深井巷道的變形特征為先有底鼓現(xiàn)象,進(jìn)而引發(fā)巷道兩幫變形和頂板的下沉或是底鼓與兩幫移近同時(shí)發(fā)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(jìn),底鼓現(xiàn)象才逐步顯現(xiàn)出來。因此,需對其變形機(jī)理進(jìn)行研究。將巷道看作是由3部分組成的結(jié)構(gòu):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(jié)構(gòu)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(yīng)力進(jìn)行重新分布,導(dǎo)致巷道淺部圍巖的應(yīng)力降低,再往深部出現(xiàn)峰值應(yīng)力,過后又回到了原巖應(yīng)力水平。由此,建立巷道的底鼓力學(xué)模型,如圖3所示。模型中,L為巷道寬度一半;uf067H為原巖應(yīng)力;K為應(yīng)力集中系數(shù)。由圖3可知,當(dāng)上覆巖層的集中壓力超過底板巖層的極限承載力時(shí),巖體由彈性應(yīng)力狀態(tài)向塑性應(yīng)力狀態(tài)轉(zhuǎn)變,巖體中出現(xiàn)連續(xù)的剪切滑動(dòng)面。此時(shí),在底板巖體中分別形成三區(qū),即主動(dòng)狀態(tài)區(qū)ACE,被動(dòng)狀態(tài)區(qū)ADB′和過渡區(qū)ACD。處于ECDB′的范圍內(nèi)底板巖體中處于極限平衡的塑性狀態(tài),當(dāng)巷道兩幫集中應(yīng)力超過底板巖體的極限承載力時(shí),底板巖體將產(chǎn)生整體塑性剪切破壞,并沿著連續(xù)滑動(dòng)面ECDB′從底板向巷道內(nèi)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(jìn)行卸壓,其實(shí)質(zhì)就是使圍巖內(nèi)部的峰值壓力向深部轉(zhuǎn)移。圖3中,應(yīng)力峰值向深部轉(zhuǎn)移可通過a表現(xiàn)出來。為此,采用力學(xué)計(jì)算法研究巷道底板在應(yīng)力下具體的底鼓量及變形規(guī)律,如圖4所示。根據(jù)彈性力學(xué)理論:半平面體在邊界上受法向集中力作用時(shí),其邊界上的任一點(diǎn)M向下產(chǎn)生的位移量為式中:η為相對沉陷,是M點(diǎn)相對于基點(diǎn)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(shù)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(jìn)行計(jì)算,分別取a=0.01,0.5,1,2,4,6,…,20,得出Δη-a的關(guān)系,如圖5所示。由圖5可知,a的距離是對巷道進(jìn)行卸壓的范圍,隨著a的增大,o點(diǎn)對應(yīng)產(chǎn)生的位移量減小,即巷道的底鼓量逐漸減小,但當(dāng)a增至一定程度時(shí),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(jìn)而達(dá)到卸壓的作用。對于西翼軌道大巷,圍巖在高應(yīng)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(hù)了巷道底板的穩(wěn)定,因此,巷道開挖初期底鼓并不明顯。在巷道兩幫發(fā)生卸壓作用的同時(shí),兩幫發(fā)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(shí)提供一定的支護(hù)阻力,加之金屬網(wǎng)強(qiáng)度不夠,多處發(fā)生斷裂,護(hù)表能力下降。巷道圍巖內(nèi)部其他方向都是實(shí)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(dǎo)致開挖初期巷道兩幫變形非常嚴(yán)重。當(dāng)巷道幫部的破碎圍巖在高應(yīng)力作用下逐步壓實(shí)、壓緊后,由于巷道原支護(hù)方案不能對巷道各個(gè)部位進(jìn)行有效的支護(hù),導(dǎo)致應(yīng)力繼續(xù)向底板傳遞,當(dāng)巷道兩幫集中應(yīng)力超過底板巖體的極限承載力時(shí),底板巖層發(fā)生剪切破壞,引發(fā)了巷道底鼓,而底鼓又會(huì)加劇兩幫的變形,最終導(dǎo)致巷道斷面急劇減小,無法正常使用。3加強(qiáng)圍巖控制研究3.1巷道二次支護(hù)—巷道支護(hù)對策針對西翼軌道大巷的具體條件及巷道變形機(jī)理,結(jié)合類似巷道的成功支護(hù)經(jīng)驗(yàn),提出了采用二次支護(hù)的對策:一次支護(hù)主要是對巷道進(jìn)行初期支護(hù),既能對巷道提供一定的徑向支護(hù)阻力,又能對巷道進(jìn)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(hù),加之不能空頂作業(yè),為此選用U29型鋼可縮性支架+菱形金屬網(wǎng)對巷道進(jìn)行一次支護(hù)。U29型鋼可縮性支架僅僅是一次支護(hù),防止冒頂,保證人員安全,并不控制破碎帶的寬度。二次支護(hù)主要是提高破碎圍巖的整體強(qiáng)度,實(shí)現(xiàn)巷道的永久穩(wěn)定。為此確定采用錨注支護(hù)加固圍巖,進(jìn)而對巷道實(shí)施錨梁網(wǎng)索支護(hù)。對于深井破碎圍巖巷道,不但支護(hù)方式的合理性對其穩(wěn)定性較重要,合理的支護(hù)時(shí)機(jī)尤為重要。3.2巷道圍巖支護(hù)一次支護(hù)為確定當(dāng)巷道開挖后,圍巖內(nèi)部產(chǎn)生多大的變形,或是當(dāng)圍巖內(nèi)部的破碎區(qū)和塑性區(qū)范圍為多大時(shí)才是對巷道進(jìn)行支護(hù)的最佳時(shí)機(jī)。首先是將巷道淺部圍巖作為研究對象,逐步向深部研究。運(yùn)用巖石的彈塑性理論對最佳支護(hù)時(shí)機(jī)進(jìn)行計(jì)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(shè):(1)巷道為圓形;(2)半徑為直墻半圓拱巷道的當(dāng)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(yīng)力同性;(5)按軸對稱條件進(jìn)行分析。力學(xué)計(jì)算模型如圖6所示。根據(jù)著名的卡斯特納方程,通過分析推導(dǎo)(推導(dǎo)過程省略),得出巷道在未進(jìn)行支護(hù)時(shí)巷道圍巖允許的最大變形量為。當(dāng)圍巖的變形量時(shí),巷道圍巖內(nèi)部將產(chǎn)生破碎而導(dǎo)致巷道失穩(wěn)破壞。此時(shí)便為一次支護(hù)的理論最佳時(shí)機(jī)。式中:r0為巷道外接圓半徑,2.66m;P為巷道原巖應(yīng)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(nèi)摩擦角,取30°;φ為圍巖的體積模量,取2.68GPa。將具體參數(shù)代入公式,可得出即當(dāng)巷道表面位移量為96mm時(shí),開始進(jìn)行一次支護(hù),由巷道初期變形觀測結(jié)果可知,在原支護(hù)下兩幫移近的平均速率為40mm/d,由此可知對巷道進(jìn)行一次支護(hù)的時(shí)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(jìn)的方法,加之U29型鋼可縮性支架的支護(hù)有一定的滯后性,參考一定的安全系數(shù),最終確定在巷道開挖后1d進(jìn)行一次支護(hù),這也與巷道施工的進(jìn)度相吻合(1d一次爆破掘進(jìn)),提高了工作效率。對巷道圍巖進(jìn)行一次支護(hù)后,考慮到支護(hù)阻力P1的作用,經(jīng)推導(dǎo)得出圍巖內(nèi)塑性區(qū)半徑為:當(dāng)破碎區(qū)的半徑接近一次支護(hù)的控制范圍RD時(shí),即認(rèn)為一次支護(hù)體已充分發(fā)揮了作用,繼續(xù)變形將導(dǎo)致圍巖失穩(wěn),需對其進(jìn)行二次支護(hù)。此時(shí),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(jié)果可知,兩幫移近量達(dá)到470mm,時(shí)間為13d,變形速率已經(jīng)趨于平緩。同時(shí),根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn),一般巷道合理注漿時(shí)間為巷道開挖后15~20d,但這是在前期采用錨桿支護(hù)并能發(fā)揮一定錨桿錨固力的情況下確定的,而本文中一次支護(hù)方案只采用U29型鋼可縮性支架+菱形金屬網(wǎng)。因此本文中的二次支護(hù)時(shí)間應(yīng)適當(dāng)提前,最終確定二次支護(hù)最佳時(shí)機(jī)為巷道開挖后10~12d,具體施工過程中根據(jù)巷道實(shí)際的變形可適當(dāng)調(diào)整。3.3線路維護(hù)參數(shù)的優(yōu)化3.3.1噴射混凝土填充體由于一次支護(hù)的主要目的是提供一定的支護(hù)阻力的前提下對巷道進(jìn)行卸壓。一次支護(hù)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(jìn)行二次支護(hù)之前,將巷道進(jìn)行擴(kuò)幫、拉底至原設(shè)計(jì)尺寸,由于壁后充填工藝復(fù)雜,耗費(fèi)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(jié)合現(xiàn)場實(shí)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(jìn)效率,加快掘進(jìn)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(jù)實(shí)際效果進(jìn)行調(diào)整。3.3.2數(shù)值模擬結(jié)果分析二次支護(hù)方案為錨注+錨梁網(wǎng)索聯(lián)合支護(hù),對于破碎圍巖巷道,注漿范圍以及錨桿間排距對其支護(hù)效果影響較大,應(yīng)重點(diǎn)對其參數(shù)進(jìn)行模擬優(yōu)化。1)模型建立根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)情況,結(jié)合模擬目的,建立該巷數(shù)值分析模型,如圖7所示。整個(gè)模型尺寸80m×40m(寬×高),模擬中巖石的物理力學(xué)參數(shù)是在現(xiàn)場原巖參數(shù)的基礎(chǔ)上確定的,詳見表1,2。2)方案設(shè)計(jì)在理論分析結(jié)合現(xiàn)場實(shí)踐的基礎(chǔ)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(qiáng)度樹脂錨桿,全長錨固900mm,錨梁長3m。錨網(wǎng)采用菱形鋼絲網(wǎng)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(shù)值模擬結(jié)果分析(1)巷道圍巖應(yīng)力分布巷道周圍垂直應(yīng)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(yīng)力離巷道愈近。方案六中,最大垂直應(yīng)力離巷壁僅2m,說明經(jīng)過支護(hù)后巷道圍巖的穩(wěn)定性得到增強(qiáng),同時(shí)其自身力學(xué)性質(zhì)也得到改善,如圖8a所示。巷道周圍水平應(yīng)力在兩幫隨著距巷道周邊越遠(yuǎn)而增大,在頂?shù)装宸较螂S著離巷道越遠(yuǎn)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(yīng)力的距離減小,在方案六的情況下,原巖應(yīng)力離頂?shù)装鍍H3m,離兩幫僅6m,且巷道圍巖整體性明顯增加,圍巖穩(wěn)定性較好,如圖8b所示。(2)巷道圍巖塑性區(qū)分布由數(shù)值模擬分析得出不同支護(hù)方案下的圍巖塑性區(qū)范圍見表4所示。由表4看出隨著支護(hù)強(qiáng)度的增加和注漿范圍的增加,巷道圍巖塑性區(qū)逐漸減小,采用方案六巷道圍巖塑性區(qū)僅1.8m,整體穩(wěn)定性較好。(3)巷道圍巖表面位移由數(shù)值模擬分析得出不同支護(hù)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(shí)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(chǎn)。綜上分析,確定采用方案6為最終支護(hù)方案。3.4注漿錨桿的安裝由于巷道存在底鼓現(xiàn)象,因此對巷道底腳圍巖同樣進(jìn)行注漿加固,以提高巷道底腳圍巖的整體強(qiáng)度。對巷道底腳打錨桿能發(fā)揮其抗彎作用,同時(shí)錨桿還能承受一定的軸向載荷,成排錨桿形成的支護(hù)結(jié)構(gòu)能起到阻隔底腳部位發(fā)生塑性滑移的作用,將應(yīng)力向巷道圍巖深部進(jìn)行轉(zhuǎn)移,從而保證巷道圍巖底板的穩(wěn)定性。注漿錨桿規(guī)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(shí)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(jù)現(xiàn)場實(shí)施情況進(jìn)行調(diào)整。錨桿、索布置如圖10所示。4巷道圍巖內(nèi)部情況分析為了檢驗(yàn)軌道大巷新支護(hù)方式的有效性,對其進(jìn)行工業(yè)性試驗(yàn),并布置一個(gè)綜合測站,觀測巷道表面位移、圍巖內(nèi)部位移以及圍巖內(nèi)部裂隙,監(jiān)測結(jié)果如圖11所示。通過對巷道變形及圍巖內(nèi)部狀況進(jìn)行45d的觀測得出,巷道頂?shù)鬃畲笠平績H28mm,兩幫移近量為36mm,并逐漸趨于穩(wěn)定,圍巖內(nèi)部變形很小;破碎圍巖經(jīng)過注漿加固后整體性得到了加強(qiáng),巷道持續(xù)變形很小,基本不需要進(jìn)行返修。由巷道后期觀測可知巷道在采用新的支護(hù)方案后底鼓得到了有效的控制,底鼓現(xiàn)象并不嚴(yán)重