淋水条件下弱胶结软岩巷道变形破坏特征与支护技术

郝 明，潘夏辉，张勃阳

（1.榆林神华能源有限责任公司，陕西榆林 719000；2.河南理工大学土木工程学院，河南焦作 454000）

我国新疆、内蒙古以及宁夏等西部地区矿井分布着广泛的弱胶结软岩地层[1-3]。由于弱胶结软岩内部往往含有大量的蒙脱石、高岭石等亲水性黏土矿物，不仅结构松散、胶结性差、强度低，而且遇水还会发生泥化、崩解以及膨胀现象[4-5]。当在此类地层中开掘巷道时，容易发生冒顶、底鼓、坍塌、锚杆索锚固力低下或失效等事故，若遇巷道淋水，则事故发生概率会进一步增大，严重威胁煤炭安全高效开采[6-7]。

针对弱胶结软岩力学性质差、承载能力低的特点，孟庆彬[8]、王进学[9]、范育青[10]、谭云亮[11]等对弱胶结软岩的力学性质进行试验研究，在一定程度上揭示了西部浅埋弱胶结软岩巷道围岩变形破坏失稳机理；考虑水对弱胶结软岩力学与变形特性的影响，张嘉凡[12]、李永志[13]、左清军[14]、刘家顺[15]等建立得到了不同含水率下弱胶结软岩的强度以及本构模型；考虑水对弱胶结软岩巷道稳定性的影响，朱先龙[16]、赵维生[17]、胡银如[18]、朱光亚[19]等对不同地质环境下巷道变形和支护体受力变化特征进行分析，提出了“全锚索”、“有控疏水+锚杆索”、“架棚+锚杆+锚索”等联合支护技术。

上述研究成果为保障不同环境下弱胶结软岩巷道的掘进与使用安全提供了有力基础支撑，然而，它们却很少考虑巷道淋水时间对弱胶结软岩地层强度与膨胀率的影响，致使弱胶结软岩巷道支护结构薄弱或浪费严重。为此，以色连二矿12307 回风巷为研究对象，根据淋水时间对弱胶结软岩强度以及体积进行动态改变，研究了巷道围岩在开挖过程中的应力、变形以及塑性区变化特征，并在此基础上对原“锚带网索梁”支护方案进行改进，确保了淋水条件下弱胶结软岩巷道的掘进安全。

1 工程概况

色连二矿12307 矩形回风巷埋深325.5 m，净宽×净高等于5.0 m×2.6 m，沿该矿3-1 煤层底板掘进，北侧距12308 采空区（积水水压约为1.05 MPa）边界线为19.4 m，南侧距12206 采空区（积水水压约为0.8 MPa） 边界线水平向为24.1 m、垂直向为22.83 m，12307 回风巷布置示意图如图1。巷道周边岩层成近水平分布，其上方直接顶为均厚3.0 m 的弱胶结砂质泥岩，基本顶为裂隙发育、均厚7.0 m 的富水中砂岩层；巷道下方直接底为均厚2.8 m 的灰色弱胶结砂质泥岩，基本底为均厚31.0 m 的灰白色粉砂岩。

图1 12307 回风巷布置示意图Fig.1 Schematic layout of 12307 return laneway

巷道原支护方案设计为“锚带网索梁”联合支护，12307 回风巷原支护方案设计示意图如图2。其中，顶板螺纹钢锚杆直径20 mm、长度2 500 mm、间排距为880 mm×900 mm，配合10#菱形金属网以及W 钢带使用；顶板预应力锚索直径17.8 mm、长度为7 300 mm、间排距1 300 mm×1 800 mm、预紧力120 kN，配合12#槽钢梁使用；巷帮螺纹钢锚杆直径20 mm、长度2 500 mm、间排距为750 mm×900 mm，配合钢筋梯子梁使用；底板则采用250 mm 素混凝土进行整平加固。

图2 12307 回风巷原支护方案设计示意图Fig.2 Design sketch for original support scheme of 12307 return laneway

2 数值模拟模型以及计算方案

2.1 数值模型

为研究12307 巷道开挖过程中围岩的变形破坏情况，根据图1 所示的岩层分布情况，采用FLAC3D5.0 建立的近采空区富水弱胶结软岩巷道掘进模型如图3。

该模型长、宽、高分别为150、45、80 m，模型包括12307 回风巷、12206 采空区、12308 采空区以及各类岩层，共包含251 658 个节点和238 140 个单元。模型边界条件设置为底面以及四周法向位移约束，顶面施加压力7.4 MPa。考虑采空区积水影响，对12206 和12308 采空区底面分别施加0.8 MPa 以及1.05 MPa 的水压。此外，为研究12307 巷道掘进过程中围岩稳定性变化情况，沿隧道掘进方向在模型中间位置布置了1 个监测断面（简称测面，图3）。

图3 近采空区富水弱胶结软岩巷道开挖数值模型Fig.3 Excavation numerical model of water-rich roadway with weakly cemented soft rock near the mined-out area

2.2 岩层以及支护结构参数

模型初始应力平衡时，各层岩石的本构以及渗透模型分别设置为摩尔-库伦模型和各项同性渗透模型，不同岩层的力学与渗透模型参数见表1。不同淋水时间下砂质泥岩的强度以及体积参数见表2。

表1 不同岩层的力学与渗透模型参数Table 1 Mechanics and permeability model parameters of different rock formations

表2 不同淋水时间下砂质泥岩的强度以及体积参数Table 2 Strength and volume parameters of sandy mudstone under different water spraying time

砂质泥岩在巷道开挖淋水后会发生泥化以及体积膨胀现象。因此，根据既有研究成果[11-13,20]，考虑饱水砂质泥岩最终的强度和体积膨胀率，使用指数衰减函数来描述不同淋水时间下砂质泥岩的强度以及体积参数，如式（1）。

式中：σc为单轴抗压强度，MPa；t 为淋水时间，d；εv为体积膨胀率，%。

模拟12307 巷道开挖时，设置巷道每次开挖进尺为3 m，每天按3 班掘进9 m，采用cable 单元模拟锚杆和锚索，采用beam 单元模拟W 钢带、槽钢梁和钢筋梯子梁，采用shell 单元模拟金属网和混凝土地坪，各支护结构的物理力学参数见表3。

表3 支护结构的物理力学参数Table 3 Physical and mechanical parameters of supporting structure

2.3 数值模拟计算方案

由于12206 以及12308 工作面的开挖必然会导致12307 巷道周边围岩应力及水压力发生极大改变，进而严重影响12307 巷道的开挖变形破坏特征，为此，根据实际工程状况，确定数值模拟分析步骤如下：

1）打开大变形分析模式，进行12206 工作面煤岩的开挖计算，直至其上覆岩层稳定。

2）进行12308 工作面煤岩的开挖计算，直至其上覆岩层稳定。

3）对12206 和12308 采空区底面分别施加0.8 MPa 以及1.05 MPa 的水压并进行流固耦合计算。

4）采用model null 命令开挖12307 巷道内岩体，设置巷道表面水压力为0，并按表2 中的参数对已开挖巷道围岩进行支护模拟计算；根据式（1），通过FLAC3D中的内置fish 语言动态改变巷道周边砂质泥岩的强度和体积参数，直至整个巷道开挖完成。

当模型巷道开挖完成后，2 个采空区的垮落以及12307 巷道的支护效果如图4。

图4 近采空区富水弱胶结软岩巷道支护效果图Fig.4 Supporting effect diagram of water-rich roadway with weakly cemented soft rock near the mined-out area

3 数值计算结果

3.1 富水弱胶结软岩巷道应力变化特征分析

12206 以及12308 工作面回采后以及12307 巷道掘进过程中，监测断面处巷道上方砂质泥岩层竖向应力的变化曲线如图5。

图5 测面处巷道上方砂质泥岩层的竖向应力变化曲线Fig.5 The vertical supporting stress change curves of sandy mudstone layer above the roadway at monitoring section

由图5 可以看出，12206 工作面回采后，巷道上方砂质泥岩层竖向应力在右侧14 m 处最大，为10.1 MPa，再往两侧则逐渐回落为初始应力8.9 MPa。当12308 工作面回采后，巷道上方砂质泥岩层最大竖向应力出现在左侧约13 m 的位置，达到17.7 MPa，是初始条件下的2 倍；而在巷道正上方，砂质泥岩层竖向应力也随之增大至12.8 MPa，比初始条件时增大了近44%。由此可见，12206 以及12308 这2 个工作面回采都会导致12307 巷道上方围岩产生应力集中现象，导致12307 巷道顶板在巷道开挖后因应力释放量变大而破坏范围和破坏程度增加，进而造成其渗水裂隙通道面积变大而加剧弱胶结砂质泥岩的遇水软化和体积膨胀。

由图5 还可知，当12307 巷道未开挖通过监测断面时，随着巷道掘进面向监测断面的靠近，监测断面位于巷道中心10 m 范围内的顶板砂质泥岩层竖向应力都将逐渐增大，且增大趋势逐渐明显；当掘进面邻近监测断面时，监测断面处巷道顶板砂质泥岩层竖向应力将比初始应力条件下增大约4.5 MPa。当巷道掘进面通过监测断面时，随着掘进面的逐渐远离，位于巷道中心7 m 范围内的顶板砂质泥岩竖向应力将逐渐减小，且越靠近巷道中心，其值减小越明显，进而在巷道两侧距中心约8 m 的位置出现新的峰值支承应力。当巷道掘进面超过监测断面23 m后，监测断面处巷道顶板砂质泥岩竖向应力在巷道中心处减小为0.79 MPa，在巷道中心右侧7 m 和左侧9 m 处分别增大至16.8 MPa 和18.5 MPa。这表明，巷道的开挖会使位于巷道中心7 m 范围内的顶板砂质泥岩发生导水裂隙通道而出现淋水现象，进而导致其强度降低，承载能力下降，且因膨胀作用而持续增长，诱发冒顶事故。

3.2 富水弱胶结软岩巷道位移变化特征分析

12307 巷道掘进过程中，其表面岩体径向位移沿巷道掘进方向的分布曲线如图6。巷道开挖后围岩渗流速率分布图如图7。

图6 不同推进距离下巷道表面岩体的径向位移分布曲线Fig.6 Radial displacement distribution curves of the roadway surface rock under different advancing distances

图7 巷道开挖后围岩渗流速率分布图Fig.7 Permeability distribution diagram of surrounding rock after the roadway excavation

由于巷道围岩会在开挖后不可避免的发生破坏而产生导水裂隙通道，致使邻近采空区积水仍会在“锚带网索梁”联合支护条件下向巷道内发生渗流，引起巷道上下方砂质泥岩软化和膨胀。因此，随着巷道的向前掘进，已开挖部位的巷道表面岩体径向位移将会呈非线性持续增长，且同一时间段下，掘进面后方岩体的径向位移与其距掘进面的距离呈线性增大关系。当巷道掘进5 d 后（掘进面过测面23 m），巷道顶板、底板以及左右两帮的最大径向位移将分别变为168.2、120.2、113.0、107.1 mm，此时，巷道四周收敛变形已经变得十分严重，极易出现冒顶、片帮或坍塌事故。由此可知，受邻近采空区积水以及砂质泥岩的软化膨胀影响，巷道围岩位移在“锚带网索梁”联合支护条件下很难保持稳定，其中顶板水压较大且在开挖前应力集中更明显，其位移随时间的增长变化速率要明显大于底板，更大于左右两帮。因此，为保证巷道的掘进安全，需要对巷道原支护方案进行改进，尤其是顶板支护方案。

巷道掘进过程中表面岩体的径向位移历程变化曲线如图8。图中，uf、ul、ur、ud分别为巷顶中心、巷底中心、左帮中心、右帮中心、径向位移。

图8 巷道掘进过程中表面岩体的径向位移历程变化曲线Fig.8 Radial displacement history curves of surface rock during the roadway excavation

可以看出，巷道表面岩体径向位移均与巷道开挖通过时间大致呈指数式增长关系；但由于巷道顶底板存在砂质泥岩层，且顶板淋水更加严重。因此，同一时段下，巷道顶板径向位移的衰减速率要明显低于底板，更低于巷道两帮。此外，受12308 采空区的影响，巷道靠近采空区帮的岩体径向位移略大于另一帮。各时间点下巷道顶、底以及两帮中心岩体的径向位移拟合结果显示，增长稳定后巷道顶板（ud）、底板（uf）、左帮（ul）以及右帮（ur）的最终径向位移分别为621.3、160.5、112.6、106.3 mm，这意味着巷道顶板必然会因变形过大而发生冒顶事故。

3.3 富水弱胶结软岩巷道塑性区变化特征分析

随着巷道的向前推进，监测断面位置巷道围岩的塑性区分布如图9（红色为剪切破坏，蓝色为拉剪破坏）。

图9 巷道掘进过程中监测断面处岩体的塑性区变化图Fig.9 Plastic zone change diagram of monitored section rock during the roadway excavation

当巷道掘进面距监测断面3 m 以上时（图9（a）），监测断面围岩在巷道周边10 m 范围内未出现任何塑性区。当巷道刚开挖通过监测断面时（图9（b）），监测断面围岩将在巷道浅部位置出现1 圈相互贯通的剪切塑性区，该塑性区深度在顶板底板以及两帮中心位置最大，分别达到1.7 m 和1.5 m。随着巷道掘进面的向前移动，监测断面处岩体应力释放率逐渐提高，其塑性区破坏深度逐渐增大，当巷道掘进面超过监测断面4 m 时（图9（c）），塑性区深度将会分别达到3.0 m 和2.5 m，同时在巷道顶板中砂岩层位于巷道边角的位置开始出现少量的剪切塑性区。当巷道掘进面超过监测断面10 m 时（图9（d）），监测断面围岩塑性区深度在巷道底板变化不大，在顶板则朝巷道边角斜上方中持续扩展，在两帮则朝巷道上半部分的两侧扩展，此时，塑性区深度将分别达到12 m 和4.5 m。当巷道掘进面超过监测断面16 m 后（图9（e）和图9（f）），巷道顶板以及左帮产生的塑性区将会与12308 采空区塑性区相连而产生明显的导水裂隙通道，加剧巷道四周岩体变形，诱发突水或坍塌事故。

3.4 富水弱胶结软岩巷道支护技术

由上述数值模拟结果可知，12307 巷道附近采空区的存在不仅会使巷道围岩在开挖过程中产生附加应力，而且采空区积水还会通过原生裂隙以及巷道开挖新生裂隙向巷道内发生渗流，致使巷道顶底板弱胶结砂质泥岩遇水软化并发生膨胀现象。进而，随着巷道的向前推进，巷道表面岩体收敛位移会在“锚带网索梁”联合支护条件下呈非线性持续增长（尤其是巷道顶板），极易诱发冒顶、片帮或坍塌事故。而通过实际工程调查以及相关监测也可发现，巷道施工30 d 后，其顶板不仅泥化，而且新生裂隙最大深度也达到将近4.5 m，导致巷道顶板普遍存在网兜甚至出现漏矸现象；此外，巷道顶底板以及两帮最大移近量分别超过600 mm 和300 mm。由此可见，近采空区富水弱胶结软岩巷道采用原“锚带网索梁”支护方案存在巨大的安全隐患，不符合煤矿安全生产的要求，须进行改进。改进后的近采空区富水弱胶结软岩巷道支护方案如图10。

图10 改进后的近采空区富水弱胶结软岩巷道支护示意图Fig.10 Improved support schematic diagram of waterrich roadway with weakly cemented soft rock near mined-out area

针对近采空区富水弱胶结软岩巷道因顶底板砂质泥岩遇水软化膨胀出现的大变形以及漏矸问题，在原支护方案条件下改进对策如下：

1）提高锚杆长度。考虑巷道开挖一段时间后，其围岩塑性区破坏深度基本保持在3.0 m，易导致原支护方案下2.5 m 的螺纹钢锚杆锚固力降低甚至失效。固将原支护方案下的锚杆长度提升至3.5 m。

2）将巷道顶板以及两帮的金属网改为80 mm厚钢筋网喷射混凝土。设置钢筋网喷射混凝土不仅可以有效封闭巷道表面，防止采空区积水下渗而弱化砂质泥岩层；而且可以提高巷表的支护强度和刚度，减少砂质泥岩内部的导水裂隙数量，防止岩体破碎而产生鼓肚现象。

3）对巷道顶板以及两帮进行锚索加强支护并设置橡胶挡环。在巷道原有2 排锚索之间新增布置7根预应力锚索，其中3 根锚索布置于顶板，其直径为21.6 mm、长度8 300 mm、间排距1 800 mm×1 800 mm、预紧力150 kN；另外4 根锚索对称布置于巷道两帮，其直径17.8 mm、长度5 300 mm、间排距1 400 mm×1 800 mm、预紧力100 kN。此外，对每根锚索设置橡胶挡环，防止锚固树脂药卷下垂而影响锚固效果。

支护方案改进后富水弱胶结软岩巷道表面岩体沿巷道掘进方向的径向位移分布曲线如图11。

图11 支护改进后巷道表面岩体径向位移分布曲线Fig.11 Radial displacement distribution curves of the roadway surface rock after the support improved

对比图6 可以看出，支护方案改进前后巷道表面岩体的径向位移分布特征基本相同，但巷道掘进1 d 后（掘进面距测面13 m），支护方案改进后的巷道顶板、底板以及左右两帮的最大径向位移仅分别为12.3、10.8、18.7、17.4 mm，比改进前减小了66.5%、72.4%、66.8%、67.2%；而巷道掘进5 d 后（掘进面过测面23 m），支护方案改进后的巷道顶板、底板以及左右两帮的最大径向位移则分别为26.5、12.8、30.0、27.4 mm，比改进前减小了84.2%、89.4%、73.5%、74.4%。这说明针对原支护方案提出的几点改进措施能够有效抑制富水弱胶结软岩巷道表面岩体的位移持续增长，有利于巷道围岩的稳定控制。

支护结构改进后初始掘进位置巷道表面岩体的径向位移历程变化曲线如图12。

图12 支护改进后巷道表面岩体径向位移的历程变化曲线Fig12 Radial displacement history curves of roadway surface rock after the support improved

对比图8 可知，支护方案改进后巷道表面岩体径向位移仍与巷道开挖通过时间大致呈指数式增长关系；但同一时段下，巷道顶板岩体的径向位移要略大于两帮，更大于底板。当围岩应力调整平衡后，巷道顶板、底板以及左右两帮的最终径向位移分别为29.0、12.0、25.7、24.4 mm，远小于支护结构方案改进前的621.3、160.5、112.6、106.3 mm。这与支护改进后的实际巷道表面位移监测数据大体一致，说明巷道围岩得到了十分有效的控制，能够满足巷道的安全使用要求。掘进期间巷道顶底板以及两帮收敛位移变化曲线如图13。

图13 掘进期间巷道顶底板以及两帮收敛位移变化曲线Fig.13 The convergent displacement curves of roof-floor and two sides during roadway excavation

支护改进后巷道监测断面处岩体的塑性区分布图如图14。

图14 支护改进后巷道监测断面处岩体的塑性区分布图Fig.14 The plastic zone distribution map of monitored section rock after the support improved

巷道开挖完成后，巷道围岩在顶板、底板以及两帮的最大塑性区深度都大致为3.0 m，小于锚杆长度3.5 m，有利于锚杆的持续受力。对比图9 可以看出，支护方案改进后巷道围岩将不会在顶板中砂岩层产生新的塑性区，而且巷道左帮因开挖产生的塑性区也不会与12308 采空区的塑性区相连，能够有效防止12308 采空区积水向巷道持续渗透，保证巷道的安全稳定。由此可见，本文针对富水弱胶结软岩巷道提出的改进支护方案能够有效控制巷道围岩裂隙的持续扩展，是较科学合理的。

4 结 语

1）工作面的回采不仅会使邻近巷道围岩产生约44%的附加应力，而且采空区积水还会通过原生裂隙以及开挖新生裂隙向巷道内发生渗流，致使位于巷道中心7 m 范围内的顶底板砂质泥岩层发生明显的泥化现象。

2）由于砂质泥岩会遇水软化并发生膨胀，在巷道掘进过程中巷道表面岩体的径向位移会在“锚带网索梁”联合支护条件下呈指数衰减式持续增长；当增长稳定后巷道顶底板以及两帮移近量将分别会达到750 mm 及200 mm 以上。

3）随着掘进面的向前移动，富水弱胶结软岩巷道围岩塑性区深度在底板基本保持3.0 m 不变，在顶板往边角斜上方持续扩展至12.0 m，在两帮则会往两侧持续扩展并最终与邻近采空区塑性区相连而产生导水裂隙通道，加剧巷道围岩变形。

4）针对近采空区富水弱胶结软岩巷道出现的大变形以及漏矸问题，在原支护方案条件下提出改进对策，包括提高锚杆长度、将金属网改为钢筋网喷射混凝土、加强巷道顶板以及两帮进行锚索支护等。

5）支护方案改进后巷道顶板、底板以及左右两帮的最终径向位移分别为29.0、12.0、25.7、24.4 mm，而塑性区破坏深度则在四周都基本稳定为3.0 m，巷道围岩得到了十分有效的控制。