深井嵌套式变截面巷道交岔点稳定性控制研究

武毅艺谢生荣张玉

1.中国矿业大学(北京)能源与矿业学院,北京 100083;2.北京市应急管理事务中心,北京 101101

在深井开采中,长服务年限的开拓巷道进入深部岩层布置[1-2]。深部高应力的赋存环境对井底车场软岩巷道围岩稳定性造成了巨大影响[3-4],尤其是对于大断面集中布置的巷道组。“牛鼻子”巷道交岔点拥有断面大、变截面、服务年限长及集中布置等不利于稳定性的特点[5-6],而近距离连接的巷道交岔点组在深井环境下进一步加剧了围岩稳定性的劣化。

深井巷道交岔点围岩稳定性的有效控制,需考虑高应力、软岩、层理弱面等实际围岩条件及大断面、变截面、集中布置等自身固有特点,众多学者针对巷道交岔点围岩稳定性控制原理进行了广泛研究。在交岔点围岩稳定性数值分析方面,曹日红等[7-8]通过数值模拟分析了巷道不同的交叉角度对交叉段巷道围岩稳定的影响,并提出了应变软化本构模型。何满潮等[9]、王晓义等[10]利用数值模拟对深部软岩交叉硐室群的开挖过程和应力路径进行研究,认为支巷和主巷的施工顺序对后期交岔点围岩稳定性影响较大。赵维生等[11-12]针对交岔点开挖前的扰动应力场偏转规律进行研究,引入点安全系数法分析交叉角度和主应力对围岩稳定性的影响。柴华彬等[13]提出,影响深部巷道交岔点围岩稳定性的显著因素为埋深、平均侧压力系数、围岩强度,其中岩体强度是最主要因素。在巷道交岔点围岩控制技术方面,姜玉连等[14]研究了大断面巷道交岔点在缩面期间顶板稳定性及相应的加强支护方案。齐干等[15]、李占金等[16]对深部软岩新开巷道大断面交岔点提出了锚网索耦合柔层桁架的支护方案,成功应用到了鹤壁五矿。郭志飚等[17]现场勘查深部Y 型大断面“牛鼻子”交岔点的变形情况,提出深部Y 型大断面交岔点双控锚杆支护技术,在夹河矿成功应用。王军等[18-19]在华丰矿、清水营矿对深井强流变围岩的巷道交岔点成功实施了钢管混凝土组合支架支护;何晓升等[20]设计了查干淖尔矿极软岩巷道交岔点的钢管混凝土支架支护形式。

上述学者对巷道交岔点的交叉角度、施工顺序、集中布置等特性进行了深入的数值模拟分析,并考虑了深埋高应力、扰动应力、软岩等外部环境的影响,得到了针对性的支护方案。实际上,巷道交岔点单一的简化数值建模研究较成熟,但井底车场中的“牛鼻子”交岔点拥有明显的变截面特性且经常存在两交岔点的配合使用,对其变截面的数值建模与交岔点组的稳定性鲜有研究。本文以深井软岩巷道交岔点组的围岩控制为工程背景,对嵌套式变截面巷道交岔点组进行精细化建模,并经过网格优化导入FLAC3D进行模拟,研究交岔点组围岩的垂直应力分布规律、支承压力的分布范围、塑性破坏区叠加效应,同时分析变截面、大断面等固有属性及深部软岩、穿层布置等外部环境对应力和塑性区的影响,以探讨围岩大变形机理,从而得到合理的加强支护方案。

1 工程概况

1.1 深井嵌套式巷道交岔点生产地质条件

如图1所示,某矿井底车场北侧位于3 号煤层下方,南侧位于3 号煤层上方,埋深约760 m,地应力测试其处于高构造应力状态。井底车场所处的岩层北高南低,倾角12°,西高东低,倾角5°。嵌套式巷道交岔点组位于南侧,围岩为砂质泥岩与泥岩互层,围岩分级为V 级不稳定岩体。

图1 巷道交岔点区域平面图Fig.1 Area plan of roadway intersections

4 号交岔点为双轨直线单开道岔交岔点,最大断面积为51.14 m2;3 号交岔点为无道岔交岔点,属于单开式分岔,最大断面积为35.17 m2。两交岔点的嵌套式连接,实现了由单方向行车转变为三个方向行车,成为井底车场必经的关键节点。

1.2 深井嵌套式变截面巷道交岔点控制难点

现场嵌套式巷道交岔点的顶板破碎且下沉量大,帮部出现多处大宽度的裂缝,巷道支护体存在无效锚固,实际巷道断面严重缩减,巷道变形破坏程度已严重影响正常生产。其围岩控制有如下难点:

(1) 近距离的嵌套式结构。如图2所示,4 号交岔点的支巷即为3 号交岔点的主巷,两者形成嵌套式交岔点组。两交岔点的连接距离仅有3.9 m,属于近距离嵌套式结构,从而交岔点连接段巷道围岩承受两侧的应力扰动,造成强烈的应力叠加。因此,在围岩控制方面不仅要考虑两侧交岔点的大断面围岩控制,也要对连接段巷道进行稳定性加固。

图2 嵌套式结构的交叉点组Fig.2 Intersection group of nested structure

(2) 变截面、大断面的固有属性。交岔点所处围岩相对软弱、稳定性差。3、4 号交岔点均为柱墙式交岔点,拥有变截面、大断面的双重属性。变截面是由“牛鼻子”交岔点结构特点所决定的,大断面则是根据通过交岔点的运输设备类型、运输线路、道岔型号及行人和安全间隙共同决定的[5]。因此,有效的支护需保证深井软岩的环境下其变截面、大断面的尺寸符合设计要求。

(3) 大范围穿层的特性。根据现场调研情况,3、4 号巷道交岔点穿越泥岩和砂质泥岩互层,两岩层均为软岩,交界区域岩石破碎、整体性差,如图3所示。在此条件下,交岔点采用先掘砌好柱墩,再刷砌扩大断面的施工方法。在掘进过程中,巷道成形质量较差,其中3 号交岔点巷道顶板、帮部及底板均有穿层,4 号交岔点顶板存在穿层破碎带。

图3 巷道交岔点穿层情况示意图Fig.3 Schematic diagram of crossing layer at roadway intersection

(4) 深部围岩的强流变性。深部巷道围岩存在变形大、变形时间长的强流变特性[21],而井底车场交岔点均属于开拓巷道,需要长时间保持稳固。深部的高应力水平增大了围岩破碎程度,降低巷道围岩承载能力[22],使得支护体-围岩相互作用效果减弱。因此,要综合考虑深部环境、围岩质量及服务年限确定合理的支护方法。

1.3 原支护方案失效分析

深井嵌套式巷道交岔点组及其连接段巷道的原支护方式为锚网索喷+双钢筋梯子梁支护,锚杆采用MSGW-500 型高强树脂锚杆,直径为22 mm,长度为2 400 mm,间排距为800 mm×800 mm;锚索型号为SKP18.9-1×7/1860,长度为8 300 mm,间排距为1 600 mm×800 mm。现场发现多根锚索崩断、锚具退锚失效,且一次支护段喷浆层出现不同程度的裂缝、掉块及开裂脱落。调研分析失效的主要原因有:

(1) 嵌套式结构存在局部强应力集中,塑性区范围发生叠加,原支护锚固深度不足;

(2) 锚索支护强度不足,致使常发生锚索崩断,支护质量差;

(3) 锚索支护体间距过大,未与围岩有效作用形成整体承载结构;

(4) 深井高地应力促进围岩浅部裂隙多发育,致使浅部锚杆支护失效。

2 深井嵌套式交岔点组围岩稳定性模拟分析

2.1 嵌套式变截面巷道交岔点精细化建模

根据嵌套式变截面巷道交岔点组的结构、地质特点,进行嵌套结构和变截面的精细化数值建模,如图4所示。模型的长×宽×高为85 m×70 m×60 m,模型中岩层的倾角及岩性均根据实际地质条件设定。

图4 嵌套式变截面交岔点精细化数值模型Fig.4 Accurate numerical model for nested variable section intersection points

嵌套式交岔点组处在-760 m 水平,模型四周及底部固定,上表面施加17.6 MPa 的上覆岩层均布荷载,初始应力按实际埋深计算,侧压系数为1.2。模型中两交岔点的截面尺寸按照设计尺寸建立。由此,模型的中嵌套式交岔点组的穿层效果即可得出,且与现场调研情况基本一致。

2.2 嵌套式交岔点组围岩应力轴向分区特征

由数值运算得到,嵌套式变截面巷道交岔点组围岩垂直应力的空间分布状态如图5所示。在嵌套式交岔点组主巷轴向典型位置做应力切面,从而分析垂直应力在轴向的分区特征。

如图5所示,由于嵌套式巷道交岔点穿过两岩层的交互层,通过后处理调取巷道交岔点表面受力云图,可得在穿层位置应力传递呈现明显的不连续性。

由构建的三维应力等势面可知,嵌套式交岔点围岩应力升高区范围相比单条巷道增大近2 倍,尤其是三角岩柱,应力升高区范围最广。

图5(a)为主巷的最大截面处,应力集中区在巷道两帮,最大应力为28.3 MPa。

图5(b)～(d)展示4 号交岔点主巷与支巷交叉处围岩截面的垂直应力。由于两巷平面垂直交叉,对应轴向距离仅12 m,故其三角岩柱应力在轴向短距离内存在“交叉处的应力释放→三角岩柱内的应力叠加→完成交叉后的应力恢复”三个区域。

图5 嵌套式交岔点组轴向围岩垂直应力截面Fig.5 Vertical stress section of axial surrounding rock in nested intersection group

图5(e)～(h)为3 号交岔点主巷与支巷交叉处围岩的垂直应力,两巷夹角为53.6°,交叉处角度缩小为25°,对应轴向距离增至21.3 m,该段主巷围岩的应力处在叠加状态。主巷的左帮围岩,即三角岩柱侧的垂直应力沿轴向同样存在“释放—叠加—恢复”三个区域,但每个区域均对应较长的轴向距离,如图5(h)所示,水平距离大于30 m 的主巷与支巷仍有相邻侧的应力叠加。

2.3 嵌套式交岔点组围岩应力竖向分布状态

对模型做竖向不同位置的水平切片(图6),可研究嵌套式交岔点组围岩应力在竖向的分布状况(图7)。

图6 应力的水平切片Fig.6 The horizontal slices of stress

图7(a)所示巷道交岔点底板应力分布中,仅有3 号交岔点三角岩柱的尖角处应力最高,可达

33.5 MPa。

图7(b)(c)表示巷道交岔点帮部“1 m 水平”和“2.5 m 水平”的应力状态。3 号交岔点三角岩柱的尖角处应力依旧保持在峰值状态,最高可达35 MPa,同时4 号交岔点三角岩柱尖角处的应力值急剧增大。

图7(d)为巷道交岔点肩部“4 m 水平”的应力状态。3 号交岔点三角岩柱的应力快速降低,而4号交岔点三角岩柱应力逐渐降低,但仍在33.2 MPa 的高应力水平。

图7(e)(f)表示巷道交岔点肩部“5 m 水平”到顶部“6.5 m 水平”,应力峰值逐渐降低,同一水平的应力随着巷道截面变大而数值上升,最大断面处巷道围岩应力相对最高。

图7 嵌套式交岔点组竖直方向应力分布状态Fig.7 Stress distribution in plumb direction of nested intersection point group

综上分析,由巷道交岔点底板至顶板,3、4 号交岔点围岩应力为“低→高→峰值→高→低”的分布,巷道交叉角度越小,应力峰值越高;巷道截面越大,应力集中区在竖向的分布范围越大。

2.4 嵌套式交岔点组三角岩柱支承压力研究

为研究嵌套式交岔点组形成的4 个三角岩柱区域(A、B、C 和D 区)支承压力的状况,选取6 组典型的应力值,观测支承压力值的分布范围,并沿三角岩柱对角线方向测量其宽度,得到支承压力在三角岩柱的影响范围、演化规律及峰值区位置,如图8所示。

图8 三角岩柱的不同支承压力分布Fig.8 Different abutment pressure distribution of triangular rock pillar

不同数值的支承压力在4 个区域内分布及演化不同,对比分析如下:

(1) 在相同支承压力值下,锐角的三角岩柱支承压力区域范围最大,其次是直角的三角岩柱,钝角的三角岩柱最小,差别可达3 倍以上。

(2) 锐角的三角岩柱应力峰值区距离顶点的距离最大,角度越小距离越大;同时,锐角的三角岩柱中应力集中程度最高。

(3) 对于巷道围岩支承压力区的宽度、最大支承压力值,变截面巷道段均大于正常截面巷道段。

(4) 三角岩柱的支承压力在对角线方向下降最快,在边线方向下降较慢。通过距离监测得到其在对角线方向的下降趋势,如图9所示。随着支承压力的增加,支承压力区在三角岩柱对角线方向的长度先快速减小后缓慢减小,降低趋势与巷道交叉角度关联不大。

图9 三角岩柱对角线的支承压力Fig.9 Abutment pressure in the diagonal direction of the triangular column

2.5 嵌套式交岔点组围岩塑性区多重叠加规律

深部穿层嵌套式“牛鼻子”巷道交岔点围岩的塑性区异于穿尖交岔点,其具有三大特点:塑性区多重叠加性、塑性区穿层差异性和塑性区随截面渐变性。如图10所示,根据三维数值模型中的塑性区结果,沿巷道轴向典型位置做8 组塑性区切片,对比得到塑性区多重叠加规律如下:

(1) 交岔点轴向由主巷至变截面段的围岩塑性区宽度逐渐变大,其中主巷顶板塑性区宽度为2.83 m,沿轴向在交岔点最大截面处增至5.88 m,断面积增长了2.2 倍,塑性区宽度增长了2 倍。

(2) 嵌套式连接的两交岔点的塑性区在连接段巷道发生多重叠加,包括其前、后变截面段巷道及支巷的塑性区。如图10(d)(e)截面,连接段巷道顶板塑性区叠加宽度在6.10 m 以上,最大可达6.41 m,是补强支护的重点控制区域。

(3) 巷道顶板存在软硬岩层交界面,围岩塑性区出现穿层差异性,如图10(e)(h)所示。塑性区在两岩层间明显不连续,坚硬顶板使得塑性区向两帮扩展,巷道肩部塑性区宽度最大。

图10 嵌套式巷道交岔点组围岩塑性区截面Fig.10 Plastic zone section of surrounding rock of nested roadway intersection group

(4) 整个嵌套式交岔点组的塑性区在变截面巷道段及两交岔点连接段范围急剧扩大,顶板及肩部塑性区宽度普遍增至5 m 以上,局部区域保持在6 m 以上。主巷增长系数范围为1.7～2.18,由此对深井嵌套式交岔点组加强支护区域和参数的确定提供参考。

3 深井嵌套式交岔点组围岩分段锚注强化控制技术

3.1 嵌套式交岔点组分段强化支护方案

由于嵌套式交岔点组围岩存在穿层破碎带、局部强应力集中区及大范围塑性区叠加,围岩支护条件差,故考虑对围岩进行注浆改性。先采用中空注浆锚索进行深孔高压注浆,充填围岩裂隙以强化围岩,为锚杆索提供锚固基础[23]。配合使用高延伸率长锚索,实现深孔强力锚固并增强对围岩变形的限制[24]。同时,根据交岔点的变截面特性,控制锚索间距在800 mm 左右,巷道顶板及帮部全部采用锚索支护,两底角采用高强树脂锚杆。由此形成高强锚杆索分段锚注强化控制方案,对3、4 号交岔点变截面段及其连接段进行围岩锚注一体化控制强化支护,支护参数如图11所示。

图11 分段强化支护方案参数Fig.11 Parameters of segmental reinforcement support scheme

具体实施方案如下:

(1) 对原支护下的大变形巷道进行整体扩刷、清理,达到原设计断面尺寸要求。

(2) 采用高延伸率锚索(型号SKP22-1×19/1860,长度8 300 mm) 与中空注浆锚索(型号SKZ29-1/1770,长度9 300 mm)以800 mm 间距交替布置。同时,巷道两侧底角处采用高强树脂锚杆(型号MSGLW500,长度2 400 mm),整体排距为800 mm。

(3) 锚杆托板为拱形高强度托盘(10 mm×150 mm×150 mm),锚索托盘为高强拱形托盘(20 mm×300 mm×300 mm),配套高强度可调心半球、锁具,金属网为ϕ6.5 mm 的钢筋焊接制作,锚杆锚索托盘横纵之间采用双钢筋梯子梁连接。

(4) 喷射混凝土支护厚度120 mm,混凝土等级为C20。

通过上述方案的实施,实现对三段巷道顶板、帮部围岩的锚注一体化控制。

3.2 支护预应力场分析

加强支护方案与原方案的FLAC3D模拟预应力场,如图12所示。由图12(a)可知,原支护方案的锚索间距过大,锚索间的预应力连接弱,与浅部锚杆形成的应力结构明显分离,致使围岩深部锚固性差,浅部应力拱结构强度低。相比之下,图12(b)所示的加强支护方案的预应力场结构完整,800 mm 的间距使得每根锚索产生的预应力场相互有效胶结,形成厚层强化压应力拱,显著改善围岩整体性,从而积极发挥围岩的自承载能力,达到强力控顶固帮的巷道支护效果。

图12 支护预应力场对比Fig.12 Comparison of supporting prestress field

3.3 现场支护效果观测

为了对加强支护效果进行观测,对交岔点变截面段及连接段进行钻孔窥视,孔内7.4 m 内岩层被注浆改性后完整性较好,8.3 m 的纵向裂隙宽度变小,无明显的横向裂隙,总体上13.4 m 内岩层比较完整。同时,结合现场巷道顶板下沉量监测数据,40 d 时收敛速率大约为0.05 mm/d,说明加强支护的形式与参数能够有效控制深井嵌套式交岔点组围岩的变形,保证了开拓巷道围岩的长期稳定。

4 结 论

(1) 深井嵌套式连接的交岔点组三角岩柱的应力在轴向存在“释放—集中—恢复”的演化过程,主巷和支巷交叉角度越小,应力演化过程在轴向的距离越长,支承压力峰值及范围越大。

(2) 交岔点巷道不同交叉角度对巷道围岩垂直应力变化的影响,由底板至顶板过程中逐渐降低;变截面巷道随着截面的逐渐增大,围岩应力集中范围在横向与竖向均增大。

(3) 深井穿层嵌套式巷道交岔点组的塑性区在连接段发生多重叠加,宽度增加两倍以上,同时存在明显的穿层不连续状况,并在变截面巷道段及两交岔点连接段范围急剧扩大。

(4) 以中空注浆锚索为主的锚固强化方案在预应力场上可构建厚层强化压应力拱结构,显著改善围岩整体性并提高自承载能力,经现场窥视与监测,加强支护有效保障了深井交岔点组围岩的稳定。