深部高应力软岩巷道围岩变形机理及控制技术研究

朱友恒，丁自伟，刘 江，黄 兴

(1.陕西正通煤业有限责任公司，陕西 咸阳 713600；2.西安科技大学 能源学院，陕西 西安 710054；3.中国科学院武汉岩土力学研究所，湖北 武汉 430071)

随着煤炭资源开采强度的增大，开采深度的不断增加，国内外煤矿相继进入深部开采状态。在深部开采状态下不仅煤层特性发生变化，同时巷道围岩受到高地应力、高地温、高渗透压以及强烈的开采扰动等因素影响，采用常规施工工艺与支护方法进行围岩稳定控制较为困难[1-3]。全断面隧道掘进机(TBM)以机械化程度高、掘进速度快及安全性好等特点在地下空间开发与利用方面有独特优势[4，5]。近年来，TBM逐渐在煤矿巷道工程建设领域推广应用，但TBM在深部开采中遇软硬复合地层和高应力环境时，深井软岩和高地应力构成了围岩大变形基本条件，极易引起巷道工程失稳破坏[6-8]。

针对深部复合地层巷道围岩失稳问题，国内外专家学者进行了诸多研究。其中，蒋毅[9]等人运用数值模拟及物理模拟实验等方法研究了深部复合地层在不同围压、不同软硬层厚度比条件下的力学性质，表明深部复合地层变形主要发生在软岩部分；王志强[10]等人采用理论分析与数值模拟相结合的手段对巷道围岩稳定性进行分析，结果指出巷道围岩失稳主要由于采动应力的叠加引起，并提出了相应的支护技术；许兴亮[11]等人采用理论分析、数值模拟以及现场实测相结合的方法对软岩巷道破坏的诱发因素及采动影响下的围岩破坏机理进行了研究，表明由于采动的影响导致围岩内部弹塑性边界失衡，使得围岩破坏范围增大；Wang[12]采用FLAC3D数值模拟软件分析了高内压条件下埋深、围岩变形、地应力状态对围岩变形的影响，发现围岩位移和塑性区体积随埋深的增加而减小，且浅部围岩变形大于深部围岩；赵宏刚[13]等模拟了不同主应力方向下椭圆隧洞的围岩应力分布及塑性区分布特征；王智阳[14]等通过对TBM掘进高地应力硬岩隧洞围岩破裂变形的研究，发现了其特有的破裂形态以及拱肩和拱顶的变形特征，并且深入探究了其变形规律和内在机制，最终提出了有效的支护措施。

针对深部复合煤系地层巷道围岩控制问题，诸多学者开展了相关研究，提出了超前地质钻探、锚杆索注浆提前加固、高密度锚索等一系列方法。其中，Liu[15]等人研究了软岩巷道的变形机理，提出了“锚索+锚网+喷射混凝土”和钢管混凝土支护组成的改进型组合支护方案并采用数值模拟进行了验证；贾毅超[16]等人以贵州桐梓某矿20701运输巷为工程背景，通过现场实测和物理实验相结合的方法，研究了巷道变形的主要影响因素，并针对实际情况采用数值模拟和理论分析提出了有效的联合支护方案；孙焕磊[17]等人在不同条件下对注浆锚索支护技术进行试验，总结出了8种满足现场的注浆锚索支护方式；Lu[18]对富水软岩提出了自溶注浆加固方法，通过物理实验对比了使用传统注浆和自溶注浆的注浆固体的力学性能，发现使用自溶注浆的固体的单轴抗压强度和弹性模量较高；王福海[19]等人通过对特殊地址构造段进行超前注浆加固，极大提高了巷道围岩强度，使得工作面安全通过断层。

综合分析，目前关于深部复合地层围岩变形机理及其相关控制技术仍处于逐步发展的阶段，对于深部复合地层软岩巷道围岩变形机理及控制技术还有待进一步的研究。因此，以彬长矿区高家堡煤矿TBM掘进采区开拓大巷为工程背景，采用理论力学分析与数值模拟相结合方法，研究了不同侧压系数、不同岩性条件下巷道围岩塑性区演化规律，并结合现场工业试验和数值模拟方法进行验证，提出了采用注浆加固和锚固支护相结合的支护方案，确保了巷道围岩的稳定性。

1 工程概况

陕西省彬长矿区高家堡煤矿位于黄陇侏罗纪煤田西北部，主采煤层为4#煤层，煤层埋深800～1100 m，平均埋深1032 m，西区4#煤层厚度为0.61～17.80 m，平均厚度8.84 m。以西区辅运大巷为研究背景，总长度为6500 m，煤层倾角0°～10°，平均倾角6°。高家堡煤矿西区辅运大巷采用TBM工法进行掘进，断面为圆形断面，净直径为6.5 m，净断面积为33.17 m2，且巷道平均埋深超过900 m。

开拓巷道掘进过程中需穿越5层岩层，自上而下分别为中粒砂岩、4煤、泥岩、铝质泥岩、炭质泥岩。其中，中粒砂岩平均厚度为25.17 m；4煤层平均厚度约为15.05 m；泥岩层平均厚度约为3.18 m；铝质泥岩平均厚度约为0.56 m；炭质泥岩为主平均厚度约为1.81 m。由于矿井地质条件复杂多变，巷道掘进过程中所穿地层4煤、铝质泥岩、炭质泥岩、泥岩均为软岩，岩性较差，且受到涌水、地压和地温等多元灾害影响，导致遇到断层/破碎带时传统锚固支护设计往往无法满足TBM掘进巷道时支护安全的需要。因此，基于TBM掘进工艺特点，研究深部复合地层软岩巷道围岩变形机理，并提出针对性的控制技术，从而保证采掘工作面安全掘进。

2 非等压圆形巷道围岩变形力学分析

2.1 非等压圆形巷道力学建模

由于深部岩石受到自身重力和高应力影响较大，在开挖后破坏了岩石的整体结构，造成围岩中应力重新分布，深部开采的高应力使得巷道围岩出现变形量大，冲击矿压次数增多等灾害[20]。因此在实际工况中，巷道大多处在非均匀应力场中，建立圆形巷道围岩在双向不等压条件下塑性区的边界方程，对巷道塑性区范围进行计算，从而对TBM掘进的圆形巷道围岩应力进行理论分析。由于目前无法准确分析非均质介质的各向异性巷道的围岩应力，因而对巷道力学模型进行一定的简化。假设围岩是各向同性的均匀介质，鉴于TBM掘进的巷道半径远小于巷道埋深，假设围岩应力处于均匀载荷状态，并将其转化为平面应变来分析。简化后圆形巷道力学模型如图1所示[21]。

图1 双向不等压圆形巷道受力模型

简化后的巷道模型在左右两边受到水平应力λγH，在上下两边受垂向应力γH，根据弹性力学[22-24]可知：

联立式(1)和式(2)，可得巷道围岩某一点在双向不等压应力条件下的应力解：

式中，a为掘进巷道半径；σr为径向应力，MPa；σθ为环向应力，MPa；τrθ为切向应力，MPa；λ为侧压系数；r，θ分别表示极半径、极角。

针对高应力条件下产生的围岩破坏，目前应用最广泛的围岩强度准则为莫尔-库仑准则如式(4)所示。

τ=C+σtanφ

(4)

式中，τ为切应力，MPa；C为内聚力，MPa；σ为正应力，MPa；φ为内摩擦角，(°)。

该理论的核心思想是界定岩石破坏的条件，如图2所示。

图2 斜直线强度曲线

当巷道周围岩石的某个位置的应力在半圆范围内时，它就保持稳定状态；而当这个应力超出了半圆范围，就会导致岩石的破坏。通过图2可以推出极限主应力表示的莫尔-库仑强度准则，建立极限平衡方程：

式中，C为弹塑性介质的内聚力，MPa；φ为弹塑性介质的内摩擦角，(°)。

根据摩尔-库伦准则，巷道周围岩石塑性区内应力需满足式(6)：

(σr+σθ)sinφcosφC-C2cos2φ=0

(6)

设圆形巷道围岩塑性区半径为R0，在r=R0的弹塑性区边界上，应力应同时满足式(3)与式(6)两个条件，因此将式(3)与式(6)联立，得到非均匀应力场条件下圆形巷道围岩塑性边界R0关于θ的隐性方程：

9(1-λ)2(a/R0)8-[12(1-λ)2+6(1-λ2)cos2θ]

(a/R0)6+2(1-λ)2[cos22θ(5-2sin2φ)-sin22θ]+

(1+λ)2+4(1-λ2)cos2θ(a/R0)4-[4(1-λ)2cos4θ+

式中，C为围岩内聚力，MPa；φ为围岩内摩擦角，(°)；R0为径向塑性区边界，m；a为圆形巷道半径，m；γ为岩石容重；H为巷道埋藏深度，m。

2.2 围岩塑性破坏特征分析

采用数学分析软件对理论求解所得公式(7)进行求解，可以得到不同应力场条件(侧压系数)、不同岩性条件下的巷道围岩塑性区边界演化特征。

2.2.1 不同应力场条件巷道围岩塑性区分布特征

高家堡煤矿4#煤层矿井平均埋深900 m，巷道周围岩石所受水平应力远大于竖直应力，则水平应力对大巷开挖影响较大。因此，对于在不同水平应力条件下的软岩巷道稳定性进行全面而系统的研究具有十分重要的意义，而且可以通过调整侧压系数来反映出这一点。为研究水平应力(侧压系数)对巷道塑性区的影响，采用数学分析软件计算不同侧压系数下巷道围岩塑性区形态范围，结果如图3所示。

图3 不同侧压系数下巷道围岩塑性区

将侧压系数分别设为1.0、1.2、1.4、1.6、1.8和2.0，固定其余参数不变，对巷道赋予不同的侧压参数，由图3可以看出，塑性区形状与侧压系数的大小有着密切关系。由图3分析可知：当λ=1.0时，巷道塑性区形状表现为圆形，塑性区的半径为0.5 m，说明巷道表面处各点位移变化量一致；随着侧压系数不断增大，当λ=1.6时，塑性区的形状由圆形变为椭圆形，巷道两帮的围岩塑性区半径为0.47 m，顶板围岩的塑性区为0.68 m，与巷道帮部塑性区半径相比增大了44.68%，说明随着侧压系数的增大，巷道两帮的围岩塑性区范围不断减少而巷道顶底板围岩的塑性区缓慢增大。当λ=1.8时，巷道两边塑性区半径为0.42 m，巷道顶板的塑性区达到最大，为0.75 m，较巷道塑性区半径增大了78.57%，而当侧压系数大于1.8时，巷道围岩的塑性区左帮边界开始变得模糊。

2.2.2 不同岩性条件下巷道围岩塑性区分布特征

西区辅运大巷掘进过程中需穿越5层岩层，分别为4煤、铝质泥岩、炭质泥岩、泥岩以及中粒砂岩，铝质泥岩、炭质泥岩与泥岩三者力学性质与物理参数相差较小，4煤、中粒砂岩与其他三种泥岩岩性相差较大，因此对三种岩性条件下巷道围岩特征进行分析，各岩层参数见表1。

表1 各地层的力学参数

为研究软弱地层对围岩破坏规律，故主要对4#煤层和泥岩层中巷道围岩塑性区的分布特征进行分析。采用数学分析软件对理论求解所得式(7)进行求解，得出不同岩性围岩条件下巷道围岩塑性区形态范围，如图4所示。由不同岩层中塑性区计算结果可知：在岩性变化的过程中，巷道两帮的塑性区却在不断减小，岩性较好的4煤层在巷道两帮的塑性区半径为0.1 m明显小于泥岩层的半径0.25 m，减小了150%；而巷道顶底板在不同岩层中的围岩塑性区基本相同，巷道围岩顶板的塑性区最大半径为0.75 m。

图4 各岩层中塑性区计算结果

3 不同影响因素下巷道围岩塑性区发育特征

3.1 数值模型建立

为研究不同侧压系数以及不同岩性条件下塑性区的演化规律，根据表1中工程地质参数及巷道特征，建立了高家堡煤矿西区辅运大巷的FLAC3D数值计算模型，模型长×宽×高分别为30 m×30 m×1 m。

对于模型计算边界条件，模型前后、左右限制水平移动，底部边界为固定边界，上部边界为自由边界，施加均布荷载5 MPa，模拟上覆岩层自重应力边界。依据对高家堡煤矿的实地调研，在模型上侧施加大小为23 MPa的垂直应力，水平方向施加大小为38 MPa的水平应力，模拟的模型采用基于弹塑性理论的摩尔—库伦强度准则。

3.2 模拟结果分析

3.2.1 不同侧压系数下巷道围岩塑性区分布特征

控制其他参数不变，改变侧压系数模拟计算巷道开挖后围岩塑性区范围分布形态，如图5所示。由图5可知，随着侧压系数的增加，巷道围岩的塑性变形特征和变化范围也会发生显著变化。随着侧压系数的增大，即水平应力的不断增大，当侧压系数为1时，顶底板的拉应力达到最小，巷道围岩的塑性区为圆形，塑性区最大半径为1.14 m。当侧压系数大于1时，随着侧压系数的增大，顶底板拉应力又呈增大趋势；两帮主要受挤压应力作用，且随着侧压系数的增加而增大，顶底板处的塑性区不断增大，两帮的塑性区也在缓慢增大，但两帮的变化速率明显比不上顶底板的变化速率，塑性区由圆变为椭圆。当侧压系数为1.8时，巷道围岩塑性区的椭圆形状开始变得模糊不规则，此时，巷道顶底板处塑性区的最大半径为2.50 m，两帮处塑性区的最大半径为1.65 m。当侧压系数变为2.0时，巷道两帮急剧扩展，巷道顶底板处变化较小。根据前期高家堡煤矿4#矿井所做的地应力测试，矿井侧压系数为1.71～1.88，结合理论计算和数值模拟结果，数值模拟模型中巷道围岩的侧压系数取1.8。

图5 不同侧压系数下巷道围岩塑性区分布

3.2.2 不同岩性条件下巷道围岩塑性区分布特征

根据高家堡煤矿西区辅运大巷实际生产地质条件，对不同岩性下巷道围岩稳定性进行分析。建立FLAC3D数值模型，按照上覆岩层载荷γH施加垂直压力20 MPa，侧向压力取1.8。

高家堡煤矿西区辅运大巷不同岩层中巷道围岩塑性区分布特征如图6所示，其中，图6(a)表示将巷道布置在4#煤层中，巷道的塑性区最大半径为2.04 m，且巷道底板处的塑性区最大，巷道顶板处的塑性区最大半径不超过1.85 m，巷道两帮不超过1.5 m；图6(b)表示巷道布置在泥岩和煤层的组合岩层中，巷道塑性区最大半径为2.00 m，巷道顶板处的塑性区最大，巷道底板最大半径不超过1.6 m，巷道两帮的塑性区均不超过1.25 m，且泥层中底板的围岩塑性区变形量要小于煤层中顶板的围岩塑性区变形量。

图6 不同岩层中巷道围岩塑性区分布特征

由图6可知，巷道塑性变形区均表现为顶底板范围大，两帮范围小的特点；巷道底板布置在泥岩中的塑性区范围要明显小于巷道底板位于煤层中的塑性区，且巷道的塑性区在煤层和泥岩之间界限明显。

通过理论计算及数值模拟结果可知，理论计算塑性区最大半径远小于数值模拟所得围岩塑性区最大半径，但整体的塑性区变化趋势是相同的，为后续锚固深度的设计以及注浆深度的选择提供参考依据。

4 复合地层围岩支护控制

4.1 注浆加固机理

在深部开采巷道掘进过程中，由于高地应力的存在，软弱岩体内部会产生大量的裂缝，这些裂缝通常会从开挖边缘开始，并且会不断地向周围的岩体扩散，而传统的锚杆支护和锚索支护无法有效地应对这种情况，因此，为了解决这种破碎、软弱松动范围较大、巷道埋深较深、岩石强度较低的大断面煤巷，提出了注浆支护的方案。

通过注浆，原本的普通端锚式锚杆被改造成全长锚固锚杆，使锚杆与围岩形成整体，并且最终形成出牢固的组合拱。这种方法不仅仅可以保证围岩的稳定，而且还可以显著地增强其承载力，从而达到更好的抗压和抗剪切的目的，围岩强度大大提高，围岩稳定性得到加强，对于保证巷道安全稳定、提高井下安全生产具有重要意义。

4.2 数值模拟验证

为进一步验证注浆加固措施，采用数值模拟方法做进一步验证。由于TBM掘进的巷道为圆形巷道，巷道开挖直径为6.5 m，支护后的净断面直径为6.1 m。根据实际巷道尺寸建立开挖模型，巷道位于30 m×30 m正方形模型的中心。针对所建立的模型，对其进行注浆加固的数值模拟。

4.2.1 水平应力分析

未注浆和注浆条件下的水平应力和竖直应力云图如图7所示。可以看出：

图7 应力云图

1)未注浆加固时巷道两侧水平应力的应力最大值为2.905 MPa，由于巷道为圆形，则所受应力大小左右两侧相等。随着距离巷道围岩越远，应力分布呈半圆状，水平应力大小从围岩深部至巷道呈逐渐减小的形式。而竖向应力最大值为3.444 MPa，且顶板应力值分布要小于底板处。

2)注浆加固后，围岩应力发生变化。随应力分布形态基本未发生变化，但围岩应力明显减少，加固后巷道两侧最大水平应力值为1.823 MPa，与未加固前相比减少了1.082 MPa，减小量为37.2%。加固后的最大竖向应力为2.053 MPa，与未加固前相比减少了1.391 MPa，减小量为40.3%。

4.2.2 位移分析

未注浆和注浆条件下的位移云图对比如图8所示。从图8中可以看出：

图8 位移云图

1)未注浆时，巷道顶底板位移量最大，最大值为77.8 cm，且对顶板围岩位移影响范围要高于底板；而两帮位移量较小为51.8 cm。随着距巷道的距离增加，巷道周围岩石位移量也逐渐减少，成环状分布，且两帮影响范围变化率要小于顶底板。

2)注浆加固后一定程度上减小了围岩破坏范围，特别是两帮的破坏，破坏范围明显缩小。待注浆之后围岩变形和破坏稳定后，顶底板的最大位移量为55.4 cm，比未注浆之前减少了22.4 cm，位移量减小了27.6%；两帮的位移量为36.9 cm，比未注浆之前减少了14.9 cm，位移量减小了28.8%，顶部与两帮位移平均减小量为28%。

对比分析可知，注浆加固能够使原本破碎的围岩粘连为一个整体，从而改变破碎岩石原有的属性，极大提高巷道周围岩石强度，同时注浆浆液对周围岩石中裂隙的填充能进一步阻止开挖裂隙的扩展，因此注浆加固能够有效减小围岩的破坏范围和破碎程度，很大程度上减小了围岩的变形。

4.3 现场应用效果

为保证高家堡煤矿开拓大巷现场应用期间掘进巷道围岩稳定性良好，提出“锚固+注浆”联合支护措施实施。注浆材料由水泥和水玻璃按1∶1比例混合而成，注浆孔孔径为∅32 mm，注浆孔深度为3～5 m，注浆压力为0.5～1 MPa，注浆管为∅21 mm×1000 mm的铁管，采用ZBQ-5/12型气动高压双液化学注浆泵进行注浆，提高围岩强度。注浆后再进行锚网索支护，巷道锚杆采用∅20 mm×2500 mm左旋无纵筋高强螺纹钢锚杆，间排距1100 mm×1200 mm，托盘采用铁制方托盘规格为长×宽×厚=150 mm×150 mm×10 mm。锚索采用∅21.8 mm×6200 mm的预应力钢绞线锚索，间排距1100 mm×1200 mm，锚索盘规格90 mm×90 mm×8 mm，锚索梁采用高凸梯形钢带加工制作而成，规格为1500 mm×140 mm×8 mm，两锚索孔间距为1200 mm。金属网规格长×宽=2000 mm×1300 mm，由∅6 mm的冷拔钢筋焊接而成，网眼为正方形，边长为100 mm，从而保证了巷道安全高效掘进及围岩稳定性控制。

5 结 论

1)研究建立了TBM掘进圆形巷道力学模型，对巷道围岩最大塑性区扩展半径进行推导，采用数学分析软件分别分析了不同水平应力、不同岩性条件对巷道围岩塑性破坏的影响。

2)采用FLAC3D数值模拟分析方法，对不同水平应力、不同岩性条件对巷道围岩塑性破坏进一步分析，探究了侧压系数λ分别为1.0，1.4，1.8，2.0时巷道开挖后围岩塑性区分布形态范围，探究了侧压系数1.8时非组合岩层、组合岩层中巷道围岩塑性区分布特征，表明巷道底板处的塑性区明显要小于巷道顶板处的塑性区，巷道的塑性区在煤层和泥岩之间界限明显。

3)针对巷道围岩塑性区破坏特征，研究提出了TBM掘进巷道注浆加固技术，并采用数值分析软件对巷道无支护和有支护时的所受应力和位移大小进行对比分析，结果发现注浆加固能够有效提升巷道围岩的稳定性，现场应用期间在“锚固+注浆”联合支护措施实施后，巷道围岩稳定性良好。