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基于力学模型和数值模拟的软岩巷道泥岩底鼓治理及控制技术研究

2024-12-15 55 上传者：管理员

摘要：随着煤炭逐渐向深部开采，巷道的变形破坏问题也随之而来，为研究软岩巷道在生产过程中受采动与构造应力影响时的底鼓变形失稳规律，以黄蒿界煤矿1506工作面回风巷为研究背景，根据软岩巷道的破坏特征，运用滑移线理论建立软岩巷道力学结构模型，通过力学分析，计算出了巷道底板的破坏深度和巷道底板锚索的支护参数。通过数值计算对巷道原始支护与联合控制支护下巷道底板的破坏机理以及应力演化过程进行分析。研究表明，巷道底板由于发生变形使巷道两帮形成了应力集中区域，并通过两帮传递至底板，使得底板在向巷道的自由空间变形；并基于此提出了底板切槽与锚索联合支护控制。试验结果表明，巷道底板变形量相较于原始支护条件下减少了52%,验证了其支护的可行性。通过现场试验阶段应用结果表明，平均底鼓量较同未联合控制前降低了80%,有效的控制了软岩巷道底鼓现象，同时验证了巷道底板支护参数的合理性，为相同地质条件下的巷道底鼓问题提供了一定的帮助。

关键词：
切槽卸压
底鼓机理
滑移线理论
补偿支护
软岩巷道
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在煤矿的生产过程中，工作面巷道承担着行人、通风和煤炭的运输等重要作用，然而软岩巷道在工作面生产过程中受到多次采动影响，导致巷道底鼓问题尤为突出，对矿井下人员、设备的安全造成巨大威胁[1]。相较于顶板与两帮现阶段已经有较为成熟的支护手段，然而巷道底板需要承担相对的运输作用，导致对其难以进行有效的支护[2-3]。因此，对软岩巷道底鼓的破坏特征以及控制研究具有极为重要的意义。

国内众多学者已经对其进行了深入的研究，康红普等[4-5]对深部巷道底鼓机理进行深入的研究，根据巷道所处的地质条件、底板围岩物理力学性质和不同形式的应力状态及底鼓形式，将底鼓分为挤压剪切错动型、挠曲褶皱型、流动型和遇水膨胀型4种。孟庆彬等[6]对弱胶结软岩底板的变形特征进行了分析，发现弱胶结软岩在高应力条件下具有沉积时间短、胶结程度低、强度低、变形量大、持续时间长、流变性显著等特点。马念杰等[7]认为巷道底板在水平应力作用下发生剪切破坏，从而导致巷道底鼓的发生。王卫军等[8-10]通过数值模拟对巷道两帮煤体强度对巷道底板的影响，提出了加固巷道两帮从而控制底鼓的设想。神文龙等[11]通过理论分析与数值计算对巷道底鼓的成因进行了分析，提出了“强帮强顶、底角加固”全断面支护的底鼓治理技术。王志强等[12]通过朗肯土力学建立了剪切错动型巷道底鼓力学模型，揭示了其“控底-助帮”的底鼓控制机理。

综上所述，对于底板为砂质泥岩的软岩巷道底鼓这一问题，学者们对于软岩巷道底鼓原因及变形机制等展开了系统的研究，已然形成了大量的理论成果。由于深部矿井针对巷道底鼓控制难度增大，对于底板变形严重的巷道采用单一手段不能有效的控制。为确保矿井生产期间巷道回采时的稳定性，研究在采动影响下巷道底鼓的机理并且提出相应的控制技术。

文中针对软岩巷道底板破坏机理，以黄蒿界煤矿1506工作面回风巷为例，通过建立软岩巷道底鼓模型，运用滑移线理论和数值模拟，对巷道底鼓机理进行分析，并提出相应的治理措施，对现场进行指导。通过现场监测结果表明，其治理方案能够有效的解决地板变形破坏问题。

1、工程概况

黄蒿界煤矿位于榆横矿区(南区)的中部，邻矿区面积120.52 m2,煤矿总体构造形态为一走向南北，倾向西的单斜构造，地层走向近南北—东北倾向。其中该矿井5号煤层底板存在2.8 m的碳质泥岩，在工作面回采过程中，由于受到工作面淋水与上覆岩层载荷，对巷道底板进行破坏，造成回采巷道底鼓。因此以1506工作面为例，该工作面位于5号煤层东部，走向长度为560 m,倾向长度为200 m。煤层倾角3°～8°,平均埋深为382 m。该工作面回采巷道断面形状为矩形，属软岩巷道，沿煤层底板掘进。1506工作面布置如图1所示。

图1 1506工作面布置

1506工作面煤层直接顶为粉砂岩和砂质泥岩，平均厚度约为4.53 m,基本顶主要为中粒砂岩平均厚度约为9.20 m,直接底为泥岩，含有植物茎秆化石，厚度约为2.8 m;基本底主要为粉砂岩和石英砂岩，致密较坚硬。由于直接底以砂质泥岩为主，在开采过程中遇水易软化，使得巷道底板在高应力作用下容易造成失稳而产生底鼓现象，对巷道的维护与矿井的生产造成重要影响。煤层顶底板情况如图2所示。

2、巷道底鼓力学机制分析

2.1 巷道底板破坏理论

根据黄蒿界煤矿1506工作面现场分析，软岩巷道受到开采扰动的影响，巷道围岩应力发生改变。由于巷道底板为砂质泥岩，强度极限较小，两帮应力作用于底板，底板两端首先发生渐进破坏，受到底板岩性的影响，底板破坏逐渐加深，底鼓变得更加剧烈，底鼓计算力学模型如图3所示。

由图3可知，由于受支撑压力作用，巷道两侧底角发生破坏，故运用滑移线理论对巷道底板的破坏区域进行划分。其中，将△AEC三角区视为主动区，△EBD为被动区，而两区域之间的不规则部分△ECD视为过渡区。

图2巷道顶底板综合柱状图

图3底鼓计算力学模型

设巷道底板岩体内摩擦角为φ,则CE段对数螺线半径为

rf=r0eαtanφ(1)

式中，rf为点E到滑移线的距离，m;r0为EC线段的长度，m;α为r0与rf的夹角，(°);φ为底板岩体的内摩擦角，(°)。

通过几何关系可得到底板最大破坏深度为

Z=r0eαtanφcosβ(2)

式中，Z为巷道底板最大破坏深度，m;β为线段rf与垂线之间的夹角，(°)。

并根据摩尔库伦准则得出

将上式(1)～式(4)联立可得巷道底板破坏深度为

在△AEC中利用等效开挖现象确定r0的长度。根据弹塑性理论[13]建立静力平衡方程为

根据上式公式可得

当r=ra时，将σrp=0带入式(7),并将式(6)与式(7)联立可得塑性区内应力为

由于巷道所处的原岩应力场为静水应力场，在极限平衡边界上符合以下定律

由于角

根据黄蒿界煤矿1506工作面地质资料计算可以得到r0的破坏深度为1.61 m,巷道底板岩体的内摩擦角为φ=34.17°,将其带入式(5)可得到巷道最大破坏深度Zmax=1.89 m。

2.2 底板补偿锚索参数计算

根据等效开挖原理，巷道存在无效加固区，该区底板围岩易破碎，注浆打孔时稳定性较差，容易导致孔壁缩颈、坍塌。巷道整体底板加固应有合理的范围，以确保各加固措施能形成有效的锚固承载壳。为控制底部下沉，底板的合理加固深度为

H=H1+H2+ΔH=1.4+0.6+0.8=2.8 m (11)

式中，H1为无效加固区厚度，m;取不稳定岩层厚度的一半以上；H2为最小承载壳厚度，m;H2=R-α,即为塑性区半径减去圆形开挖巷道半径；ΔH为考虑岩性、锚固质量和服务时间，取0.2～0.8 m。

式中，Z0为底鼓破坏或塑性区发展深度，取1.89 m;H为压力拱高度，m;h为巷道设计高度，取4.8 m;φ为岩层内摩擦角，取34.17°;γ为岩石容重，取值2.5 MPa;PG为水平地应力，取27.3 MPa。

由于黄蒿界煤矿底板泥岩厚度变化较大，最大处达1.89 m,根据底板所需补强支护阻力及加固深度，并考虑1.5倍安全系数，选取ϕ18.9 mm的大孔径预应力锚索，锚索长度为4 200 mm,每排布置2根锚索，间距3 800 mm,排距1 600 mm。同时为了更好地控制下帮角的水平移动，且不影响巷道的正常使用，底板锚索距离下帮角水平距离500 mm,与水平夹角45°施工。每根锚索用树脂药卷锚固，孔底一支为(CK+Z)2360,外面2支为Z2360,锚固长度1 800 mm,每根锚索配套使用300 mm×300 mm×16 mm锚索托盘，锁具一套。

3、底鼓控制数值模拟试验分析

3.1 底鼓控制方案

通过上述分析可知，黄蒿界煤矿1506工作面底板软岩在集中应力和较大水平地应力作用下发生挤压流动变形是回采巷道底鼓产生的主要原因。为了使巷道围岩在工作面生产期间保持稳定状态，结合黄蒿界煤矿1506回采巷道现场情况，底板为泥岩，强度相对较低，底板切槽卸压可以有效的将作用于底板巷道的地应力转移至卸压区域的深部岩体之中，改善巷道围岩的赋存环境。

因此，通过对黄蒿界煤矿1506工作面回风巷超前支撑压力、支护方式和巷道底板的围岩特性综合进行分析，提出在巷道原始支护条件下采取切槽与巷道底板角锚索联合支护技术对巷道底鼓控制进行研究。切槽卸压控制方式如图4所示。

图4巷道底板联合控制

3.2 数值模拟分析

为模拟黄蒿界煤矿1506工作面回风巷底板变形破坏特征，采用FLAC3D软件建立数值模型，最终建立2 500 mm×1 900 mm×1 310 mm(长×宽×高)的三维模型进行试验。模型共划分为873 705个单元，巷道断面尺寸为4.8 m×3.8 m。采用Mohr-Coulomb模型进行计算，并在模型边界上施加均布载荷，模型设计如图5所示，煤岩力学参数见表1。

图5底鼓计算力学模型

表1煤(岩)力学参数

3.3 模拟结果分析

根据矿井现场条件，对原支护方案与联合控制方案之后的塑性区、垂直应力和位移量进行对比分析。由图6～8可知，巷道在原支护方案下，巷道周围形成了正四边形的塑性区，巷道顶板与两帮塑性区受到锚杆锚索作用，相较于底板塑性区较小。由于巷道底板在原支护方案下，受到集中应力的影响，无法得到应力释放，因此，巷道底板围岩破坏严重，其塑性区深度为1.9 m左右；巷道顶板下沉量为600 mm,两帮移进量为200 mm,由于顶板与两帮岩层岩性较为坚硬，致使上覆岩层载荷通过两帮传递至巷道底板上，造成巷道底鼓量为850 mm,巷道底鼓变形严重；巷道4个帮角处出现应力集中现象，通过对底板进行切槽与锚索联合控制之后，相较于原支护方案应力明显降低。

由图6～8所示，巷道在联合控制方案下相较于原支护，顶板、两帮和底板的塑性区范围明显减小，其底板破坏深度缩小为1.37 m;采用新型支护技术后巷道围岩变形量总体不变，但巷道底板的位移量明显减小，巷道底鼓量最大为450 mm,采用联合控制方案后底鼓量降低52%,且顶板的位移量也同样有所减小；受到切槽的影响，巷道底板两帮角处的应力得到明显释放，特别使底板浅层的围岩应力被释放，高应力逐渐转移至围岩深部。由此可知通过新型联合支护方案下的巷道稳定性得到明显的提升，并且有效的控制了巷道底鼓现象的发生。

图6控制方案与原支护塑性区域云图

4、工程应用

根据理论分析与数值模拟试验研究，1506工作面回风巷的底鼓主要是由于底板为砂质泥岩，且受到巷道围岩力学性质以及应力集中所造成。采用锚索支护与巷道底板切槽相结合的联合支护，使底板的围岩应力得到释放，同时结合锚索可以将直接底与基本底锚固为一个整体，达到共同承载与协同变形的作用，提高巷道围岩的承载能力，共同阻止地板的变形与破坏，以达到防治的目的。

图7控制方案与原支护应力云图

图8控制方案与原支护位移云图

现场应用分析。为了验证联合支护参数的合理性，在1506工作面回采期间，为实时监测巷道底板变形状况，选取一段长度为45 m的巷道进行监测共布置5个测站，每个测站相距10 m,具体测站布置如图9所示。

图9巷道测点布置

在巷道联合支护控制前巷道底板收敛速度有明显的上升趋势，最大底鼓量为1 100 mm,平均底鼓量为807.15 mm。巷道联合控制后两帮最大移近量为104 mm,平均移近量为60.37 mm,最大底鼓量为190 mm,平均底鼓量为137.33 mm,如图10所示。通过现场数据分析当巷道联合控制后最大底鼓量缩小为790 mm,相较于未联合支护前降低了81%;平均底鼓量较未联合控制前减小651.73 mm,降低了80%。通过现场数据对比发现，切槽和锚索联合支护控制技术能够有效的对巷道底鼓进行控制。

5、结论

(1)通过建立巷道底板力学模型进行分析，1506工作面回风巷道底板为砂质泥岩，岩性较软，且受到应力集中作用的影响，使得底板岩层向巷道自由空间释放，导致底板出现滑移型底鼓。同时，对巷道底板破坏深度与底板锚索补强支护参数进行了计算，得到了巷道破坏深度为1.89 m;巷道底板锚索选取选取2根ϕ18.9 mm×4 200 mm的大孔径预应力锚索。

(2)通过数值模拟对巷道原支护与联合支护后的效果进行了分析，发现巷道底板的位移量明显减小，巷道底鼓量最大为450 mm,采用联合控制方案后底鼓量降低52%,巷道底鼓量以及两帮的变形量都得到了有效的控制。

(3)通过现场应用分析，结合理论分析与数值模拟分析，通过采用底板切槽与锚索联合支护对巷道底板进行治理，底板的控制效果较好，平均底鼓量较同未联合控制前降低了80%。同时验证了巷道底板支护参数的合理性。

图10巷道底鼓量监测

参考文献:

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