大跨度穿断层软岩巷道顶板非对称破裂机制与控制技术研究

大跨度穿断层软岩巷道顶板非对称破裂机制与控制技术研究

近年来，随着我国煤炭开采强度和深度的不断增加，受复杂地质结构和采矿活动环境的影响，高迎角岩、采空区公路、穿断层公路、大断面公路、复合弱屋顶道路等复杂而艰难的分支道路相继出现，围岩变形严重，破碎深度大，底鼓现象突出，支架结构效率低下，给煤炭安全生产带来重大威胁。国内外学者从断层滑移状态、附近围岩稳定性以及周边应力场等多方面开展了研究目前针对复杂顶板类型巷道的支护对策主要包括4个方面1项目背景1.1切眼原支护方案赛尔四矿目前主采B9切眼扩帮前采用常规锚网索联合支护方案，此时F3断层对围岩变形影响较小，扩帮后，切眼跨度大幅提高，断层附近右侧顶板出现大范围岩层剥落、开裂现象，局部伴有冒顶事故发生，切眼整体呈现明显的大变形、非对称破坏特点，即使补强架设工字钢棚及液压支柱，仍无法有效控制切眼顶板持续变形。为便于研究顶板非对称失稳机制，现将顶板断层左侧区域岩层定义为I区，右侧区域岩层定义为II区。如图2所示，切眼原支护采用锚网索联合支护，其中锚杆规格为Φ20mm×L2000mm左旋无纵筋螺纹钢锚杆，钢号500，间排距为1000mm×1000mm，锚固长度1200mm，预紧扭矩为200N·m；钢筋网网片规格为4000mm×1000mm；锚索规格为Φ15.24mm×L6300mm、1×7股高强低松弛预应力钢绞线，间排距2000mm×2000mm，预紧力为300kN。1.2钻孔裂隙发育密度为定量表征断层两侧顶板围岩破裂情况，揭示其变形失稳、冒落机制，现采用MATLAB图像处理技术分别对断层两侧顶板钻孔窥视结果进行细化研究。1)钻孔裂隙密度定量表征原理采用YTJ20型钻孔窥视仪分别对切眼顶板I和II区域岩层结构进行钻孔窥视，钻进深度均为10m；然后采用人工素描的方式对围岩裂隙进行识别，识别结果如图3所示，其中红色为识别的裂隙，h为钻进深度。采用MATLAB图像处理技术对钻孔窥视结果素描图进行裂隙密度特征提取。首先，按照图4所示方法对裂隙素描图进行分割，并采用极坐标系对分割点进行定位，其中坐标原点位于钻孔无限远深处，分割边界由间距为2mm的同心圆和极坐标系极径组成。每相邻极径和相邻圆构成统计网格的最小单元，如图4所示S由图4中几何关系可知，S式中：R式中：S式中：J为圆环间距；M为圆环数量。2)定量表征结果分析图5为顶板I与II区裂隙密度随钻进深度变化曲线。由图可知，切眼开挖后，随着钻进深度的逐渐增大，I,II区顶板裂隙发育密度均呈负对数降低趋势，当钻孔深度≤4.5m时，II区顶板裂隙密度约为I区的2倍；当钻孔深度≥7m时，I区顶板裂隙密度几乎为0，而II区顶板裂隙基本保持小幅降低趋势。由此可知，II区顶板破裂程度及深度较I区均较大，顶板整体呈现非对称破裂特点。1.3iii区顶板破坏情况基于现场观测结果，现总结切眼变形破坏特征如下：1)如图6(a)所示，I区顶板浅部围岩较薄弱区域出现小范围岩层层状剥落现象，其破坏深度在150mm以内，但支护结构锚固效应良好，岩层完整性较好。2)如图6(b)所示，II区顶板局部出现淋水现象，锚杆尾端、托盘及钢筋网等支护结构锈蚀破坏严重，岩层强度弱化，浅部岩体呈块状分布，冒落趋势显著。3)如图6(c)所示，II区顶板右帮顶角位置出现大范围冒顶现象，锚网张拉、撕裂、扭曲破坏严重，锚杆尾端剪切破断问题突出，锚固结构完全失效。4)如图6(d)所示，II区顶板采用工字钢加强支护后，仍持续剧烈变形，其最大下沉量达到252mm，断面收缩率达到24.5%，工字钢弯曲变形严重。结合钻孔窥视及现场观测结果，发现断层附近顶板整体变形及破裂区分布均呈现明显的非对称特征，且II区顶板较I区破裂严重，应为重点控制对象。1.4围岩自稳能力下降结合现场监测结果，分析原支护方案存在以下不足：1)支护强度与围岩变形不协调。断层影响下切眼变形呈现明显的分区特征，顶板表现尤甚，原支护采用等强支护手段较难控制围岩的非协调变形，造成局部应力集中，围岩破裂松动范围扩大，支护结构渐进失效。2)断面尺寸效应显著，支护参数设计不合理。两次掘巷后切眼跨度高达8.0m，围岩蠕变变形剧烈，而原支护方案没有从考虑尺寸效应的角度出发优化支护设计，缺少相应的减跨支护措施，围岩长期稳定较难控制。3)围岩结构破碎，自稳能力差。断层右侧围岩破裂程度高，破坏深度广，锚杆索锚固长度与实际设计值偏差较大，锚固效应较难显现，难以提升围岩自稳能力。4)支护方式单一，支护结构不耦合。原支护仅采用单一的锚网索主动支护形式，断层区域支护结构缺乏连接性，且支护配件护表面积较小，不能有效抵抗巷道围岩变形。2大范围穿刺镜下框架失稳机制值模拟2.1层接触面模型考虑非对称破裂引起断层两侧围岩强度差异性变化的影响，构建UDEC数值计算模型如图7所示。模型尺寸宽×高为60m×60m，切眼开挖轮廓尺寸为8m×4m，块体及断层接触面分别服从弹性及Mohr-Coulomb本构模型，模型左右边界及底部边界均采用位移约束，上边界采用应力约束，取值为15.6MPa，侧压系数为1.5；断层距离左帮顶角距离为2.8m，与水平方向夹角60°。因模拟重点研究区域为切眼顶板部位，故对其进行加密处理。巷道开挖的过程实际为围岩应力逐级释放的过程，为使模拟结果更加贴近工程实际，现采用应力释放系数法将围岩应力平均分成5个阶段进行逐级释放，每个松弛阶段预留足够的数值计算时长，确保模型响应的稳定性。本次模拟岩层及接触面参数赋值情况如表1所示。2.2iii区围岩变形特征为准确描述切眼顶板断层两侧I和II区域深部围岩应力、变形及裂隙分布差异性，现分别于两区域中部各垂直布置1条测线及6个监测点，同条测线监测点间距为0.6m，两测线间距为4.0m，首测点均距切眼顶板表面0.2m。其中，断层左侧11)顶板垂直位移场渐进演化特征图8，图9分别呈现了不同应力释放系数下切眼顶板各测点位移值及垂直位移云图。由图可知：(1)随着应力释放系数的增加，顶板变形沿断层两侧呈明显非对称分布特征。当r≤0.4时，仅顶板II区浅部围岩出现较小顶板下沉，且下沉量低于40mm,I区围岩几乎没有变形；当r由0.4增加至0.8过程中，顶板I区浅部围岩开始出现轻微变形，但最大变形量较II区明显较低，此时顶板整体变形由浅部至深部逐渐延伸，浅部围岩离层现象开始显现，并形成宏观贯通裂隙；当应力完全释放时，顶板II区围岩呈现大变形、深破裂破坏模式，而I区仅浅部局部围岩出现层状离层破坏，变形量低于45mm，较为完整。(2)顶板I和II区围岩变形量、变形速率差异性显著。当测点距顶板表面≤2.0m时，同一界面，无论在何种应力释放程度下，II区顶板变形量及变形速率均明显大于I区，但随着深度的增加，该差异性逐渐减小；当测点距顶板表面≥2.0m时，此时5(3)顶板冒落现象与围岩应力释放程度具有高度正相关性。当r≤0.6时，顶板整体变形已经向深部扩展，但并没有于切眼顶板表面形成较为明显的宏观裂隙带；随着应力释放系数由0.6增大至0.8，浅部开始出现明显的脱落块体，但深部围岩仍较为完整，而当r=1.0时，深部岩体离层现象突出，且离层高度II区明显大于I区，顶板非对称冒落危险性大幅提高。2)顶板主应力场渐进演化特征图10呈现了不同应力释放系数下顶板主应力场渐进演化云图。由图可知：切眼开挖初期(r=0.2)，右帮顶角位置因形状效应首先出现应力集中，II区顶板浅部围岩因强度较弱，也开始发生张拉破坏，并出现应力松弛现象；随着应力释放系数的逐渐增加(r=0.4)，左帮顶角区域也开始出现因应力集中而引发的浅部岩层峰后破坏松动问题，并不断向II区扩展，直至顶板浅部岩层应力松弛区整体贯通，而后随着r由0.4继续增加至0.8，应力集中区开始由浅部向深部扩展，但II区顶板明显扩展速度及深度均较I区较大，表明II区顶板应力松弛区范围较大，破坏深度较广，这与数值模拟变形监测结果较为一致；当应力完全释放(r=1.0)时，I区顶板应力松弛区范围低于0.8m,II区略大于2.0m，深部围岩仍保持一定自稳能力。3)顶板裂隙场渐进演化特征图11为不同应力释放系数下顶板裂隙场渐进演化云图。由图可知：顶板裂隙场的演化过程基本与垂直位移场、主应力场保持一致，从切眼顶板裂隙场最终发育状态来看(r=1.0),II区、I区顶板裂隙最终发育高度分别约为2.5m和0.8m，裂隙总数目分别为11029和2351个，总长度分别为94.82m和20.42m，发育频次与面积的比值分别为471.3个/m3眼围岩的监测和效果监测3.1支护结构整体控制1)非对称分区强化控制。基于前文研究结果，顶板以倾向断层为边界其变形及破裂程度均呈现右侧显著大于左侧的非对称分布特征，而原方案下的等强支护设计较难适应顶板的非协调变形，造成切眼局部应力集中破裂范围持续扩大，围岩长期难以稳定。分区局部强化措施可有效改善围岩应力场环境，提高顶板变形协调性，最大程度发挥支护结构整体控制效果。2)减跨控顶支护。从断面尺寸的角度分析，该切眼跨度达到8.0m，属于大跨度巷道范畴，尺寸效应显著，尤其加之断层影响，该问题更为突出。减跨支护可有效弱化切眼尺寸效应，降低其流变失稳风险。3)破碎围岩分区深浅注浆。从围岩自稳能力的角度分析，I区域顶板变形破坏多集中于围岩浅部区域，破坏形式以块体剥落为主，自承能力相对较好；II区域顶板破裂程度高、破坏范围广，自承能力极差。基于“I区浅部注浆，II区深浅注浆”的分区注浆技术可有效提高围岩整体强度及完整性，强化围岩结构自稳能力；此外，浆液与围岩的黏结作用也可控制顶板的离层与剥落，提高锚杆(索)锚固范围，增强支护系统对围岩的约束作用。4)强化联合支护。从支护形式的角度分析，单一的锚杆(索)支护难以满足穿断层切眼顶板分区破裂的支护要求。在原支护基础上，增加锚索的横向联接，改用W形钢带增大护表面积，增设液压单体支柱及铰接顶梁，可充分发挥锚杆主动支护与单体支柱被动支护的优势，实现围岩的联合强化控制。图12为顶板非对称分区支护技术路线图。3.2锚杆、锚索支护参数基于大跨度穿断层切眼围岩非对称控制原则，提出“二次成巷分区控制+注浆锚杆(索)+单体支柱+高强W钢带”的非对称支护方案，其断面支护情况如图13所示。具体支护参数设计如下：顶板区锚杆、索支护参数：高强锚杆型号为Φ22mm×L2400mm左旋无纵筋螺纹钢，钢号500，排距为1000mm，每排2根，注浆锚杆型号为Φ22mm×L2400mm，每排1根，预紧扭矩为300N·m，锚固长度为1200mm，锚杆托盘采用规格为BHW-280-3的W形钢带，并配套网片规格为4000mm×1000mm的钢筋网护顶。锚索规格为Φ22mm×L8300mm、1×19股高强低松弛预应力钢绞线，排距2000mm，每排1根，预紧力为300kN。顶板区锚杆、索支护参数：高强锚杆与注浆锚杆规格同上，排距为1000mm，高强锚杆每排4根，选用防水锚固剂，锚固长度为1200mm，注浆锚杆每排2根，支护配件与区相同。区高强锚索规格同上，注浆锚索型号为Φ22mm×L8300mm，排距2000mm，每排布置3根锚索，其中2根高强锚索，1根注浆锚索。顶板区和区靠近断层交界面的两根锚索采用工字钢横向连接。帮部支护参数：非回采侧巷帮锚杆型号及托盘与区顶板相同，每排布置4根，间排距为1000mm×1000mm，锚固长度为1200mm；回采侧巷帮锚杆规格为Φ22mm×L2400mm的玻璃钢，每排4根，间排距为1000mm×1000mm，锚杆托盘采用规格为300mm×200mm×100mm木垫板，并在巷道中心位置增设一排液压单体支柱配合顶梁减跨，间距为1000mm。3.3切眼围岩位移监测分析根据前文B903切眼优化后的支护方案，在B903切眼进行工业性试验，同时为评价优化支护方案应用效果，分别对切眼顶板下沉量及锚杆受力情况进行矿压监测。首先沿切眼纵向设置3个观测站，测站间距为20m，分别监测回采侧肩角(A)、非回采肩角(B)、断层交界处(C)以及巷道中心(D)顶板变形及锚杆受力，测点编号依次设置为A1-A3,B1-B3,C1-C3,D1-D3，监测时长为2个月。1)切眼围岩位移监测结果分析图14为各监测点顶板最大累积下沉量柱状图。由图可知：采用优化支护方案后，回采侧肩角(A)、非回采侧肩角(B)、断层交界处(C)以及切眼中心(D)部位的顶板最大下沉量分别为40,45,91,77mm，较原支护降幅最小达到64%，围岩变形控制效果良好；经现场观测，除局部区域出现少量岩石剥落现象以外，围岩结构整体较为完整，注浆效果显著，表明“二次成巷分区控制+注浆锚杆+单体支柱+高强W钢带”的非对称支护方案可有效解决B903切眼大变形失稳难题。2)锚杆受力监测结果分析图15为锚杆受力随时间的变化曲线。由图可知，锚杆安装完成后30d内，由于受到切眼掘进及浆液固结时间的影响，受力起伏较大，呈现波动状态；锚杆安装30d后，受力逐渐趋于稳定。监测期间，锚杆受力最大值为81.76kN，最小值为60.5kN，分别为屈服载荷的43%和31.8%，锚固效果显著，且锚杆承载力仍有较大的调整空间，基本满足工程需求。4切眼围岩控制原理1)提出了基于MATLAB图像处理技术