深井破碎围岩巷道围岩破坏特征及二次支护方案研究

深井破碎围岩巷道围岩破坏特征及二次支护方案研究

随着煤矿开采深度的增加，井段围岩道路的保护问题已成为制约井段安全安全和高效开采的瓶颈之一。巷道围岩在浅部低应力状态下表现为硬岩的特征,但在深部由于地应力的增大导致岩石的物理力学性质发生了变化,岩石强度大幅降低,其破坏程度和破坏方式较浅部有了很大差异,一些在浅部巷道适用的方法,在深部已不适用。国内外学者对深井巷道做了许多研究,但是由于巷道赋存条件和影响因素的复杂性和不确定性,巷道变形机理不尽相同。本文基于神火集团薛湖煤矿西翼轨道大巷埋深大、围岩破碎而导致原支护条件下巷道失稳严重的特征,分析了其变形机理,提出了针对深井破碎围岩巷道采用二次支护的对策,对支护时机进行了研究,并优化了支护参数,成功控制了巷道的变形。1道路破坏特征及影响因素的分析1.1直墙半拱巷道薛湖煤矿西翼轨道大巷位于主副井及水仓西北方向,长约1750m,为直墙半圆拱巷道,掘高4m、宽4.6m,断面为18.4m2。巷道埋深800m,属深井巷道,围岩所受地应力大,巷道围岩基本以泥岩、砂质泥岩为主,围岩综合柱状如图1所示。1.2巷道围岩变形观测西翼轨道大巷原采用U29型钢支架+锚杆+锚网的支护方式,棚距为800mm,锚杆间排距均为900mm,巷道开挖后短时间内围岩变得松散破碎。利用取芯设备对围岩进行取芯时,取出的多为破碎的岩块,严重影响了巷道的稳定。对巷道前期进行变形观测,结果为:两帮移近量大、变形速率大,平均变形速率达40mm/d,如图2所示。同时巷道的底鼓现象在开挖初期并不明显,开挖半月后才逐步显现出来,且最大底鼓量可达950mm;U29型钢可缩性支架棚腿发生扭曲变形,即使当棚距变为200mm时,仍无法有效支护巷道,经翻修后,巷道围岩仍无法自稳,严重影响了西翼轨道大巷的掘进计划。1.3u29型钢巷道围岩破碎难通过现场调研分析,得出该巷变形失稳的具体影响因素为:1)埋深大。西翼轨道大巷埋深为800m,属深井巷道,围岩所受地应力大。2)巷道掘进方式。巷道采用爆破掘进的方法,围岩受到爆破的影响后,发生了破碎松动,在巷道浅部围岩形成一定范围的松动破坏圈。3)巷道围岩强度低。巷道全断面以泥岩、砂质泥岩为主,岩石本身抗压、抗拉强度较小,在高应力作用下变得松散破碎。4)支护体与围岩不耦合。U29型钢支架和巷道壁之间存在较大的缝隙,导致支架受力不均,承载能力减弱,锚网强度低,多处发生断裂,降低护表能力;由于围岩破碎,锚杆无法与围岩形成统一的整体,现场部分锚杆直接与围岩脱离,无法起到锚固作用。可知本巷道初期并不适用锚杆支护。2巷道底鼓机理一般深井巷道的变形特征为先有底鼓现象,进而引发巷道两帮变形和顶板的下沉或是底鼓与两帮移近同时发生。而西翼轨道大巷开挖后,巷道的变形主要为:巷道两帮先变形,且变形量大,顶板与底板变形并不明显;随着巷道不断向前掘进,底鼓现象才逐步显现出来。因此,需对其变形机理进行研究。将巷道看作是由3部分组成的结构:上部为巷道顶板以及上覆岩层,中部为两帮岩体,下部为底板岩体。上部结构的荷载通过两帮的岩体传递到底板上面。由于巷道开挖后,围岩应力进行重新分布,导致巷道浅部围岩的应力降低,再往深部出现峰值应力,过后又回到了原岩应力水平。由此,建立巷道的底鼓力学模型,如图3所示。模型中,L为巷道宽度一半;uf067H为原岩应力;K为应力集中系数。由图3可知,当上覆岩层的集中压力超过底板岩层的极限承载力时,岩体由弹性应力状态向塑性应力状态转变,岩体中出现连续的剪切滑动面。此时,在底板岩体中分别形成三区,即主动状态区ACE,被动状态区ADB′和过渡区ACD。处于ECDB′的范围内底板岩体中处于极限平衡的塑性状态,当巷道两帮集中应力超过底板岩体的极限承载力时,底板岩体将产生整体塑性剪切破坏,并沿着连续滑动面ECDB′从底板向巷道内挤出,从而引起底鼓。一般情况下,为减小巷道底鼓,需对巷道进行卸压,其实质就是使围岩内部的峰值压力向深部转移。图3中,应力峰值向深部转移可通过a表现出来。为此,采用力学计算法研究巷道底板在应力下具体的底鼓量及变形规律,如图4所示。根据弹性力学理论:半平面体在边界上受法向集中力作用时,其边界上的任一点M向下产生的位移量为式中:η为相对沉陷,是M点相对于基点B的相对沉陷,须将E换为E/γμ2。将西翼轨道大巷的具体参数代入:L=2.3m,K=4,b=4m,c=20m,γ=24kN/m3,E=6.9GPa,μ=0.32,H=800m,通过Mathcad软件进行计算,分别取a=0.01,0.5,1,2,4,6,…,20,得出Δη-a的关系,如图5所示。由图5可知,a的距离是对巷道进行卸压的范围,随着a的增大,o点对应产生的位移量减小,即巷道的底鼓量逐渐减小,但当a增至一定程度时,底鼓量的减小趋于平缓。一般巷道的卸压措施都是采用深孔爆破或开挖卸压槽,这些基本都是通过增加巷道围岩破碎程度进而达到卸压的作用。对于西翼轨道大巷,围岩在高应力作用下变得十分破碎,其自身起到了天然卸压作用,有效保护了巷道底板的稳定,因此,巷道开挖初期底鼓并不明显。在巷道两帮发生卸压作用的同时,两帮发生破碎,体积增大。由于巷道开挖初期围岩与U29型钢可缩性支架之间存在一定空隙,支架无法及时提供一定的支护阻力,加之金属网强度不够,多处发生断裂,护表能力下降。巷道围岩内部其他方向都是实体岩石,只有巷道帮部有体积释放的空间,因此破碎岩体沿两帮挤出,导致开挖初期巷道两帮变形非常严重。当巷道帮部的破碎围岩在高应力作用下逐步压实、压紧后,由于巷道原支护方案不能对巷道各个部位进行有效的支护,导致应力继续向底板传递,当巷道两帮集中应力超过底板岩体的极限承载力时,底板岩层发生剪切破坏,引发了巷道底鼓,而底鼓又会加剧两帮的变形,最终导致巷道断面急剧减小,无法正常使用。3加强围岩控制研究3.1巷道二次支护—巷道支护对策针对西翼轨道大巷的具体条件及巷道变形机理,结合类似巷道的成功支护经验,提出了采用二次支护的对策:一次支护主要是对巷道进行初期支护,既能对巷道提供一定的径向支护阻力,又能对巷道进行一定程度的卸压,并有一定的可缩量。由于巷道初期无法使用锚杆支护,加之不能空顶作业,为此选用U29型钢可缩性支架+菱形金属网对巷道进行一次支护。U29型钢可缩性支架仅仅是一次支护,防止冒顶,保证人员安全,并不控制破碎带的宽度。二次支护主要是提高破碎围岩的整体强度,实现巷道的永久稳定。为此确定采用锚注支护加固围岩,进而对巷道实施锚梁网索支护。对于深井破碎围岩巷道,不但支护方式的合理性对其稳定性较重要,合理的支护时机尤为重要。3.2巷道围岩支护一次支护为确定当巷道开挖后,围岩内部产生多大的变形,或是当围岩内部的破碎区和塑性区范围为多大时才是对巷道进行支护的最佳时机。首先是将巷道浅部围岩作为研究对象,逐步向深部研究。运用岩石的弹塑性理论对最佳支护时机进行计算分析。西翼轨道大巷为直墙半圆拱形巷道,为方便分析,对模型作如下假设:(1)巷道为圆形;(2)半径为直墙半圆拱巷道的当量半径(巷道外接圆半径);(3)巷道为无限长;(4)围岩有理想的弹塑性且各向应力同性;(5)按轴对称条件进行分析。力学计算模型如图6所示。根据著名的卡斯特纳方程,通过分析推导(推导过程省略),得出巷道在未进行支护时巷道围岩允许的最大变形量为。当围岩的变形量时,巷道围岩内部将产生破碎而导致巷道失稳破坏。此时便为一次支护的理论最佳时机。式中:r0为巷道外接圆半径,2.66m;P为巷道原岩应力γH,γ取24kN/m3,H为800m;C为围岩的黏聚力,取1.46MPa;j为围岩的内摩擦角,取30°;φ为围岩的体积模量,取2.68GPa。将具体参数代入公式,可得出即当巷道表面位移量为96mm时,开始进行一次支护,由巷道初期变形观测结果可知,在原支护下两帮移近的平均速率为40mm/d,由此可知对巷道进行一次支护的时间为巷道开挖后的第4d,考虑到西翼轨道大巷采用爆破掘进的方法,加之U29型钢可缩性支架的支护有一定的滞后性,参考一定的安全系数,最终确定在巷道开挖后1d进行一次支护,这也与巷道施工的进度相吻合(1d一次爆破掘进),提高了工作效率。对巷道围岩进行一次支护后,考虑到支护阻力P1的作用,经推导得出围岩内塑性区半径为:当破碎区的半径接近一次支护的控制范围RD时,即认为一次支护体已充分发挥了作用,继续变形将导致围岩失稳,需对其进行二次支护。此时,巷道围岩允许的最大变形量为:针对该巷具体条件,取RD=6.5m,可求出由该巷前期变形观测结果可知,两帮移近量达到470mm,时间为13d,变形速率已经趋于平缓。同时,根据相关文献,一般巷道合理注浆时间为巷道开挖后15~20d,但这是在前期采用锚杆支护并能发挥一定锚杆锚固力的情况下确定的,而本文中一次支护方案只采用U29型钢可缩性支架+菱形金属网。因此本文中的二次支护时间应适当提前,最终确定二次支护最佳时机为巷道开挖后10~12d,具体施工过程中根据巷道实际的变形可适当调整。3.3线路维护参数的优化3.3.1喷射混凝土填充体由于一次支护的主要目的是提供一定的支护阻力的前提下对巷道进行卸压。一次支护是允许巷道有一定变形的,因此确定U29型钢可缩性支架排距为700mm即可满足需要。对巷道进行二次支护之前,将巷道进行扩帮、拉底至原设计尺寸,由于壁后充填工艺复杂,耗费人力物力,故采用“喷射混凝土”作为壁后充填体。由于喷射混凝土为刚性充填体,效果虽不及柔性充填体效果好,但也有一定的效果,它解决了木背板与U29型钢支架接触不充分的问题,结合现场实际施工条件,选择喷射混凝土作为壁后充填材料能提高巷道的掘进效率,加快掘进速度,其方法是可行的。由于充填厚度对支架可缩量的影响受多种因素影响,很难精确测出。因此,喷层厚度初步定为100~150mm,后期可根据实际效果进行调整。3.3.2数值模拟结果分析二次支护方案为锚注+锚梁网索联合支护,对于破碎围岩巷道,注浆范围以及锚杆间排距对其支护效果影响较大,应重点对其参数进行模拟优化。1)模型建立根据现场地质情况,结合模拟目的,建立该巷数值分析模型,如图7所示。整个模型尺寸80m×40m(宽×高),模拟中岩石的物理力学参数是在现场原岩参数的基础上确定的,详见表1,2。2)方案设计在理论分析结合现场实践的基础上,确定模拟6种方案,见表3。注浆孔间排距1600mm×2000mm,U29型钢支架间排距700mm;锚杆矩形布置,采用Φ20mm×2200mm的高强度树脂锚杆,全长锚固900mm,锚梁长3m。锚网采用菱形钢丝网1000mm×2000mm;锚索采用Φ17.8mm的钢绞线,长8m,顶部每排3根锚索。每3排锚杆间打一排锚索。3)数值模拟结果分析(1)巷道围岩应力分布巷道周围垂直应力在两帮随着距巷道周边距离的增大而先增大后减小。随着锚杆间排距的减小及注浆范围的增加,巷道围岩最大垂直应力离巷道愈近。方案六中,最大垂直应力离巷壁仅2m,说明经过支护后巷道围岩的稳定性得到增强,同时其自身力学性质也得到改善,如图8a所示。巷道周围水平应力在两帮随着距巷道周边越远而增大,在顶底板方向随着离巷道越远而先增大后减小。随着注浆范围的增加及锚杆间排距的减小,巷道离原岩应力的距离减小,在方案六的情况下,原岩应力离顶底板仅3m,离两帮仅6m,且巷道围岩整体性明显增加,围岩稳定性较好,如图8b所示。(2)巷道围岩塑性区分布由数值模拟分析得出不同支护方案下的围岩塑性区范围见表4所示。由表4看出随着支护强度的增加和注浆范围的增加,巷道围岩塑性区逐渐减小,采用方案六巷道围岩塑性区仅1.8m,整体稳定性较好。(3)巷道围岩表面位移由数值模拟分析得出不同支护方案下巷道表面位移量见表5。由此可知,随着锚杆间排距的减小,巷道表面位移逐步减小;巷道注浆范围为2m的表面位移量明显好于注浆范围为1m时位移量。在采用方案6情况下巷道顶板下沉量仅40mm,底鼓量仅80mm,两帮移近量仅70mm,能保证矿井的安全高效生产。综上分析,确定采用方案6为最终支护方案。3.4注浆锚杆的安装由于巷道存在底鼓现象,因此对巷道底脚围岩同样进行注浆加固,以提高巷道底脚围岩的整体强度。对巷道底脚打锚杆能发挥其抗弯作用,同时锚杆还能承受一定的轴向载荷,成排锚杆形成的支护结构能起到阻隔底脚部位发生塑性滑移的作用,将应力向巷道围岩深部进行转移,从而保证巷道围岩底板的稳定性。注浆锚杆规格为Ф22mm×2500mm,布置方式如图9所示。注浆材料选择水泥浆液,水灰比为0.8∶1,同时添加水玻璃来保证水泥浆液能加速凝固,水玻璃的用量为水泥浆液重的5%。注浆压力为2MPa,一般情况下每孔注浆量为150~250L,可根据现场实施情况进行调整。锚杆、索布置如图10所示。4巷道围岩内部情况分析为了检验轨道大巷新支护方式的有效性,对其进行工业性试验,并布置一个综合测站,观测巷道表面位移、围岩内部位移以及围岩内部裂隙,监测结果如图11所示。通过对巷道变形及围岩内部状况进行45d的观测得出,巷道顶底最大移近量仅28mm,两帮移近量为36mm,并逐渐趋于稳定,围岩内部变形很小;破碎围岩经过注浆加固后整体性得到了加强,巷道持续变形很小,基本不需要进行返修。由巷道后期观测可知巷道在采用新的支护方案后底鼓得到了有效的控制,底鼓现象并不严重