断层影响下深部巷道交叉点围岩破坏特征及支护

王希之,朱永建,2*,王平,2,3,任恒,李鹏,张玉群

(1.湖南科技大学 资源环境与安全工程学院,湖南 湘潭 411100;2.湖南科技大学 南方煤矿瓦斯与顶板灾害预防控制安全生产重点实验室,湖南 湘潭 411201;3.湖南科技大学 煤矿安全开采技术湖南省重点实验室,湖南 湘潭 411201)

随着我国对煤炭资源需求的增加及浅部煤炭资源逐渐开采至枯竭,未来10年我国多数地区煤矿将全面进入深部开采[1,2].深部煤矿数量及其产能所占的比例会越来越大,随着开采深度的增加,开采难度也将不断提高.深部煤炭资源的开采过程中地应力一般以垂直应力为主,但在地质构造复杂的矿区仍可能以构造应力为主.煤岩体的破碎性质在高地应力的作用下会发生显著变化,高地温对深部岩体的性质也会产生影响,随之升高的岩溶水压则会导致深井突水事故频发,因此深部开采的地质条件、岩体性质、致灾机理都明显不同于浅部煤矿[3-8].

综上,国内外众多学者对巷道过断层的围岩变形破坏的研究成果颇丰,但在实际工况中存在巷道交叉点穿越断层的情况,因此本文对巷道交叉点在穿越断层时围岩的应力分布及其位移变化进行数值模拟,分析巷道交叉点在断层影响下围岩应力的特征及位移变化的规律,了解复杂的深部巷道围岩变化,针对性地采取合适的巷道支护措施.

1 采区概况

糯东煤矿矿井采区埋深230～1 179 m,首采区共有可采煤3层,分别为17,19,20煤层,其中17煤层平均厚度4.39 m,19煤层平均厚度1.65 m,20煤层平均厚度2.14 m,采区岩性如图1所示.开采初期在+1 450 m水平沿17煤层底板岩石开凿2条回风斜井,沿20煤层底板岩石开凿1条主斜井,倾角为5°,沿+1 450水平开掘500 m副平硐至17煤层顶板,然后穿层开掘副暗斜井至+1 200 m水平20煤层底板内,其中F07断层为落差10 m的逆断层,仅在断层端部出现应力集中,断层其他区域应力水平较低.副平硐及12003回风巷为跨度5 m的半圆拱形巷道.采区平面图如图2所示.

图1 采区岩性

图2 采区平面

2 断层影响下围岩变形机制

在巷道开挖后围岩应力重新分布,开挖巷道的交叉点处形成的三角区如图3所示.三角区的应力重新分布后容易产生应力集中现象,导致围岩破碎,形成破碎区、塑性变形区、弹性变形区和原岩应力区,如图4所示.

1—松动圈;2—塑性圈;3—弹性圈;4—原岩应力区;r—巷道等代圆半径;r′—松动圈半径;Rp—巷道周边塑性区半径

图4 圆形巷道开挖后围岩状态分布

假设围岩为弹性体,巷道为圆形断面,巷道交叉点三角区垂直应力σh的计算式为

(1)

式中:σ1,σ2分别为原岩垂直应力和水平应力;Rp为圆形巷道周边塑性区半径;(ρ,θ)为计算点的极坐标；α为巷道交叉点的交叉角.

由式(1)可知,求解三角区需确定圆形巷道周边塑性区半径.因巷道断面为跨度5 m的半圆拱形,用等代圆法可计算出等代圆半径

(2)

式中:b为巷道跨度;e为圆拱弧度.

根据修正芬纳(Fenner)方程[17]可知巷道周边塑性区半径及周边位移为

(3)

(4)

式中:r为巷道半径;p0,p1分别为原岩应力和支护反力;c为内聚力;φ为内摩擦角;u为巷道周边位移;G为围岩的剪切弹性模数.

为确保支护时锚杆能锚固在稳定的岩体中并提供足够的锚固力,在断层构造中原岩应力、内聚力等岩石力学参数都发生了变化,应对其进行多次取值计算,获取理论最大塑性区半径.由式(3)和式(4)可知,巷道的塑性区半径和周边位移主要受到岩体初始应力(即原岩应力)、岩体的内摩擦角和内聚力等影响.当原岩应力在5～25 MPa变化、内聚力在1～7 MPa变化时,巷道塑性区半径及周边位移在二者影响下的变化如图5和图6所示.

1)原岩应力对塑性区及周边位移的影响如图5所示.由图5可知巷道的塑性区半径Rp和周边位移u随巷道所在位置原岩应力的升高而不断增长,当原岩应力在5～10 MPa时塑性区半径的增长速率较快,原岩应力增长至10 MPa之后塑性区半径的增长速率逐步降低;随着原岩应力的不断增加,周边位移的增长速率也随之增加.

图5 原岩应力对塑性区及周边位移的影响

2)巷道的塑性区半径Rp和周边位移u随围岩内聚力c的增加而降低,且其降低速率不断减少,当内聚力增加到5 MPa后其降低速率逐渐趋近于0,如图6所示.

图6 内聚力对塑性区及周边位移的影响

由于断层的活动改变围岩应力的大小,离断层越近应力越低,在断层内部应力达到最低,断层中部应力相对原岩应力较低,断层两端应力出现集中[18].断层内部的岩体往往是破碎,其内聚力低于周边稳定的围岩,随着内聚力的降低又会导致应力降低,进一步影响塑性区半径及周边位移.

综上可以得出:副平硐及12003回风巷变形破坏是由于深部围岩的高应力使巷道周边位移明显增大,使巷道周边塑性区范围扩大;深部围岩强度相对变弱使围岩位移迅速增加,同时也造成巷道塑性区半径增加.

3 数值模拟

3.1 建立模型

根据糯东煤矿采掘工程的平面图和剖面图建立三维模型并进行网格划分,最后将划分好的网格模型导入FLAC3D进行赋值和计算.

图7为F07数值模拟计算模型.该模型大小为150 m×105 m×130 m,包括断层F07、副平硐以及12003回风巷,共计单元个数336 517个,节点数225 017个.模型中心到边界的距离为150 m,远大于3倍巷道半径,可有效避免边界效应的影响.因F07断层岩体较完整,根据现场测量数据,取断层破碎带宽度为2 m,在F07断层处建立接触面,并分别在上下盘距接触面1 m处建立断层破碎带.12003回风巷从模型左边界向右50 m为F07断层的位置,F07断层右侧约25 m为副平硐与12003回风巷交叉点.

图7 数值模拟计算模型

3.2 数值计算

根据地质条件,该模型上表面作为自由面,对其施加23.7 MPa荷载模拟上覆岩层自重,四周为滑动支承,底部为固定支承,本构模型采用Mohr-Coulomb模型,模拟F07断层对副平硐以及12003回风巷的影响.模型中断层岩体节理的法向刚度为5 GPa,剪切刚度为5 GPa,内摩擦角为30°,内聚力为1 kPa.模型单元体岩石力学参数见表1.

表1 模型各层的岩石物理力学参数

3.3 巷道围岩垂直应力分布

图8为围岩垂直应力的分布.从图8a中不难看出副平硐在穿越F07断层时发生应力不连续,在F07断层两侧垂直应力产生明显差距;图8b中,副平硐与12003回风巷交叉点的应力降低区扩大,且副平硐与12003回风巷交叉的应力集中现象扩张至断层构造的边界,在断层处仍有应力不连续现象;图8c表明12003回风巷在穿越F07断层处同样出现应力不连续现象.在断层影响下,无论是应力降低区还是集中区都出现了明显的不对称现象,副平硐左帮的应力集中程度低于右帮,12003回风巷由南至北走向左帮应力集中程度低于右帮,因此断层以北的围岩强度在断层的作用下降低.巷道底板应力最低降至1 MPa以下,而顶板应力降低区的应力普遍在1 MPa以上.

图8 围岩垂直应力分布

综上可以得出在断层影响下巷道围岩变形机理:巷道穿越断层时的垂直应力丧失连续性,断层两侧围岩的应力差距最大可达1 MPa;巷道交叉点应力降低显著,顶板应力最低降至0.5 MPa,底板应力最低降至0.2 MPa;由于断层构造导致围岩更易破碎,从而使底板鼓起问题更加突出.

3.4 巷道穿越断层的围岩稳定控制技术

巷道塑性区如图9所示,其宽度为2.3～2.5 m.根据修正芬纳(Fenner)方程及岩石物理力学参数可以计算出理论塑性区半径约为5.1 m,理论塑性区与模型计算结果相近.由于F07断层的存在使断层周边围岩变得破碎,因此在图中形成了一条上下贯穿的塑性破坏带.

图9 巷道塑性区

针对巷道穿越断层时导致巷道围岩破坏和强度弱化的问题及塑性区特征提出4种支护方案:方案一采用长度为2 500 mm直径22 mm的高强滚丝锚杆,锚杆间排距为700 mm×700 mm,采用长度4 200 mm直径17.8 mm的锚索,锚索间排距700 mm×1 400 mm,锚杆、锚索交错施打;方案二在方案一的基础上将锚杆长度增加至2 800 mm,其他参数不变;方案三则在方案一的基础上增设36U型棚,棚搭接为500 mm;方案四在方案二的基础上增设36U型棚,棚搭接为500 mm.

由于现场施工尚未完成,因此仅讨论数值模拟中不同支护方案的支护效果.图10为模拟未支护和采用4种不同方案支护后的巷道围岩位移情况.

图10 未支护与支护下副平硐顶底板移近量

由图10可以看出:模拟支护方案一时,由于塑性区半径约为5.1 m,长度为2 500 mm的锚杆不能完全穿过塑性区到达围岩稳定区,不能起到良好的控制效果,在交叉点顶底板移近量仍高达930 mm,因此需要加长锚杆的长度;模拟方案二时,交叉点顶底板移近量减少到737 mm,这说明通过增加锚杆长度来减少巷道围岩位移的方法是有效的;方案三在不改变锚杆长度的前提下增设了36U型棚之后,巷道交叉点顶底板移近量降至758 mm;方案四在加长锚杆的同时架设U型棚,将巷道交叉点顶底板移近量降至713 mm,效果最佳.

4 结论

1)巷道在穿越断层时应力会发生不连续现象.在不连续应力的影响下,拱形顶板所受应力通过两帮传至底板,使原本破碎的底板进一步受压,进而导致巷道底板变形量大于巷道顶板变形量.

2)巷道交叉点处的应力降低区范围与其他位置相比更大,顶底板移近更为严重.

3)增加锚杆长度使其穿过塑性区到达围岩稳定区的方法可以有效控制顶底板移近量,增设U型棚能够进一步改善顶底板移近的状况.