富水软岩斜井局部失稳机理及治理对策

富水软岩斜井局部失稳机理及治理对策
吴学明;伍永平;张建华
【摘要】宁夏清水营煤矿1号回风斜井局部破坏较严重,多次发生大面积顶板冒落.通过对冒落区现场调查,并根据现场工程地质条件,利用有限差分程序法和物理相似模拟实验,分析其顶板局部失稳机理,指出导水裂隙带和剪切变形局部化效应是导致有效应力变化和塑性区失稳的主要原因.提出对于冒落轻重区分别采用"锚-网-钢带-喷+11号矿工字钢棚梁"联合支护方案.工程效果表明,这种支护技术对于此类围岩是一种有效的经济支护方式.
【期刊名称】《煤田地质与勘探》
【年(卷),期】2010(038)006
【总页数】6页(P48-53)
【关键词】富水软岩;斜井;局部失稳;治理对策
【作者】吴学明;伍永平;张建华
【作者单位】西安科技大学能源学院,陕西,西安,710054;教育部西部矿井开采及灾害防治重点实验室,陕西,西安,710054;西安科技大学能源学院,陕西,西安,710054;教育部西部矿井开采及灾害防治重点实验室,陕西,西安,710054;神华宁夏煤业集团,宁夏,银川,750004
【正文语种】中文
【中图分类】TD82
局部失稳冒落是构造裂隙岩体井筒中常见的、存在安全隐患的、突发性工程事故，对其进行研究意义重大[1-10]。

工程实践表明，软岩的工程性质明显有别于其他类型的岩土体，特别是在水环境作用下，软岩的物理力学性质变化明显，尤其在水的物理冲蚀作用下发生结构破坏，极易软化甚至崩解，继而强度降低。

当前，对小范围井筒冒落治理的主要方法有锚杆索加固法[11]、注浆加固法[12]和锚杆网喷注联合支护法[13]。

这些方法虽然节约材料成本，施工迅捷，但支护后不能恢复井筒原貌且无法控制其后续冒落。

然而神华宁夏清水营煤矿斜井顶板局部冒落不同于普通冒落。

冒落区表现为长度长，高度大，冒落点分散；岩性主要以(粗、细、粉)砂岩、泥岩、砂质泥岩为主，岩石较松散，抗压强度低；岩块的坚固性系数在0.001～3.58；岩体的结构、组织及所处的地质环境多表现为软弱、风化、碎裂、多相网状结构节理面，遇水弱化或膨胀。

因此，普通的治理对策难以达到控制此种局部冒落的真正效果。

通过对清水营矿1号回风斜井顶板局部失稳力学机理研究，提出了
采用“锚—网—钢带—喷+11号矿工字钢棚梁”联合支护形式，效果良好。

1号回风斜井处于矿井工业广场位置(广场共布置3条井筒，其余2条井筒分别为
主斜井和副立井)，井口底板标高+1 376 m，井底标高+825 m，井筒斜长1 444 m，倾角15°～27°，井筒净宽4.8 m，净断面积16.2 m2，净周长15.3 m，井筒按20º倾角掘进至+1 250 m水平后进入二煤层，再沿煤层掘进至+860 m水平，主要承担矿井回风和行人任务，工程布置如图1所示。

井田内构造整体为近南北走向，由西向东倾伏的单斜构造。

勘探区内多为沙土和部分鹅卵石、碎石掩盖，属丘陵地貌，冲沟发育，地势起伏不平，沟谷纵横交错，地表为固定沙地。

西南部地形相对较高，最大相对高差约90 m，个别地方有较狭小的冲沟，部分冲沟有白垩系砾岩出露(厚度6～208.19 m)。

西部大部分地段地表下1～3 m为白垩系砾岩，砾石成分以石英岩、花岗岩及花岗片麻岩为主，砂质硅质胶结，较坚硬。

1号回风斜井在二煤露头位置进入二煤，沿二煤底板掘进。

其顶底板岩层松软破碎，胶结程度差，老顶的粗粒砂岩为弱含水层，岩层裂隙发育，抵抗变形能力较弱。

井筒采用锚网、锚喷支护，巷道形状为直墙半圆拱形。

在施工中出现局部不同程度失稳破坏，以局部面积高冒顶和掉包为主，该斜井多次发生局部冒顶和掉包。

冒顶最大高度为3.5 m，长度4.5～7.2 m；掉包下沉最大厚度平均为0.6 m，跨度3 m，掉包破碎区范围为0.2～1 m。

对斜井局部破坏状况调查表明，其主要破坏原因可归结如下：
a.各类围岩强度低且孔隙发育。

穿越煤层的1号回风斜井顶板粗粒砂岩孔隙率为15%，软化系数0.05，饱水抗压强度0.25 MPa，干燥抗压强度11.41 MPa，单
向抗拉强度0.81 MPa，弹性模量0.625×104 MPa，顶采比Km=2.447。

岩石孔隙发育、较松软、易风化，抗水浸能力极差，为不稳定岩层，属易冒落的一类无周期来压顶板。

细粒砂岩密度2.66 g/cm3，孔隙率14.7%，吸水率27.18%，软化
系数0.03，单向饱和抗压强度0.53 MPa，干燥抗压强度16.53 MPa，抗拉强度0.14 MPa，顶采比Km=0.14。

岩石较致密，为不稳定岩层，属易冒落的三类周
期来压强烈顶板。

粉砂岩密度为2.61 g/cm3，孔隙率11.1%，软化系数0.01，
单向饱和抗压强度0.15 MPa，干燥抗压强度11.04 MPa，抗拉强度0.99 MPa，顶采比Km=0.14。

岩石易软化，强度低、坚固性差，为不稳定性岩层，属易冒落的三类周期来压强烈顶板。

b.遭受水理冲蚀作用。

当斜井沿着二煤层掘进至+1 175水平时，在距离掘进头100 m处发生局部范围冒顶并伴随淋水现象，井筒涌水量达12 m3/h。

由于顶板岩石强度低、抗水浸能力差、胶结度弱，再加之开采扰动作用使得上覆岩层孔隙、裂隙水不断冲蚀冒落区顶部砂岩，从而形成导水裂隙通道。

顶板围岩经过孔隙间水流的长期浸泡使其变形严重。

c.上覆岩层冒落带和裂隙带高度沟通顶板含水层。

井筒开拓后上方岩层的移动一旦
延伸到剥蚀面或上方富水层，将使各含水层间发生水力联系。

本井田二煤顶板冒落带最大高度25.60 m，导水裂隙带最大高度66.64 m。

充水通道主要为顶板岩石
冒落形成的导水裂隙带及各种节理、岩层褶皱以及断裂破碎带等形成的构造裂隙带。

冒落带及导水裂隙带高度若超过直罗组底部粗粒砂岩层厚，使得直罗组底部砂岩含水层成为直接充水含水层。

d.围岩赋存深度和岩层产状加大上覆含水层水力坡度。

冒落段埋深为250～350 m，自重应力为8 MPa，井筒岩层倾角平均26.5°，环境地应力水平较高。

这给上覆承压含水层提供有力的水力坡度。

再者，软岩井巷多表现为环向受压，井筒倾角增加了非对称性筹码。

e.含水层对顶板近距离浸泡作用。

斜井顶板至地面赋存第四系孔隙潜水含水层、白垩系砾岩裂隙孔隙承压含水层、侏罗系上统安定组—中统直罗组裂隙孔隙含水层、二号煤至十八煤间砂岩裂隙孔隙承压含水层、十八煤以下至底部分界线砂岩含水层组，如图2所示。

此外，稳定的隔水层有直罗组底部砂岩含水层顶板的粉砂岩、
泥岩为主的隔水层；各主要煤层及其顶底板泥岩、粉砂岩组成的隔水层。

泥质含量高的细粒砂岩有一定的隔水性能，在隔水层作用下，含水层地下水水力流场以顺层流动为主。

含水层各水平层厚度变化不大，地下水属于承压水，水力性质属层流。

水文地质条件概化为含水层近似水平无限承压，边界条件为定水位边界，不考虑隔水边界影响。

在上述原因下，井筒在掘进中一直受到孔隙水的近距离浸泡作用，加之围岩本身的破碎、松散、胶结力低，井筒围岩处于长期蠕变状态。

当顶板围岩松动圈扩展至超过锚杆长度时，锚杆也就失去原有作用，被泥化的顶板破碎区随之会垮落下来，形成冒落区。

流体在载荷作用下会产生变形或运动，反过来又影响渗流场[14]。

根据井筒所处地质环境与岩石力学性质，采用FALC3D有限差分程序对斜井带水压开挖过程中固-流耦合机理进行模拟计算。

对加强支护后的效果与未支护围岩开挖效果进行对比分
析。

经计算可知[15]，围岩原始状态处于一个应力、静水压力平衡区域。

井筒开挖后，其拱顶两侧距离井筒中心线径向变形较明显且呈不连续非对称分布。

由于拱顶上位岩层的压力载荷面受力不均匀导致最大变形量峰值居井筒中线左侧0.5 m处左右，最小值则分布在左侧居井筒中线2.3 m处。

顶部垂直应力和剪应力分布随开挖深
度呈非线性增大趋势，最大可达3.2 MPa和2.9 MPa。

其中围岩内局部剪切应力
变化明显。

渗流平衡重新分布，其变形量大的区域流体矢量明显增加，其方向指向“采空区”。

拱顶最大主应力等值线分布较为集中并偏向左侧方向，一直延伸到老顶区域。

剪应力沿拱顶右侧上部区域与底板左下侧对称集中分布。

塑性区则大范围地出现在井筒煤层周围，材料发生大面积屈服现象。

支护后的围岩力学效果明显优于未支护状态，其拱顶应力两侧距离井筒中心线垂直变形量明显降低，最大主应力和剪应力分布明显趋于对称缓和。

拱周围的渗流量得到有效控制，矢量方向均匀分布于拱上下两侧，有效改善了围岩的受力状态和介质变形速率。

通常矿井水平应力大于垂直应力并与最大水平应力垂直的巷道顶、底板稳定性最差。

透水失稳的主要原因是顶部水平应力在剪应力的合力下促使剪切局部化变形带空隙水压进一步增大，恶化了原本发育且被泥化的裂隙带。

裂隙带泥岩物理力学性能有效削弱，岩石断裂韧度降低，抗剪强度逐渐失去支撑抵抗围岩次生应力的功能。

经过反复的渗透与力学挤压形成导水贯通带，从而带来工程失稳现象。

采用三维可加载物理模拟实验对斜井开挖过程围岩裂隙迁移进行力学行为直观认识。

为了保证模拟结果的准确性和工程相似性，实验模型考虑了远场地应力的作用因素、围岩结构(混合片麻岩)和强度特征，利用实验装置的侧护板和高韧性混凝土砌块解决侧向应力的传递。

混凝土砌块具有较高的韧性，在一定程度上代表具有一定韧性的混合片麻岩的沉积环境与特性。

模型尺寸为4 420 mm×2 900 mm×1 950 mm；井筒铺设角度和实际工程一致；铺设实验台中部空间精细相似材料铺装尺寸
为2 500 mm×2 250 mm×1 950 mm；几何模型比例为1:10。

实际井筒参数如图3a所示。

观测仪器主要采用YS(B)光学钻孔窥视仪对围岩应力场中孔隙裂隙的迁移变形和破坏特征进行监测分析，模型方案设计如图3b所示。

由材料伺服实验得到煤岩力学参数，如表1所示。

相似材料配比如表2所示。

实验只模拟靠近煤层附近的部分上覆岩层，地表地层应力通过液压缸施加载荷来实现。

利用多功能立体支架，实验台顶部9个油缸和左右侧帮各6 个油缸施加(非对称)动载荷，模型水平应力通过水平方向约束产生被动的支反力。

加载方式为人工手动分级加载，荷载大小由精密压力表读数来确定。

实验分无支护开挖及支护开挖两种情况进行。

由于1号回风斜井埋深为变量，按冒落区最大埋深、相似比常数及自重应力计算公式综合确定实验参数和加载不稳定因数。

经计算，当顶压加至8 MPa，侧压加至12 MPa时可模拟其冒落区埋深的原岩应力场，本文只对模拟的冒顶区埋深段进行实验现象分析。

井筒在原岩应力条件下开挖750 mm，即侧压为12 MPa，顶压为8 MPa时，模拟冒落位置围岩内孔隙发展变化特征。

选取了2号和4号钻孔为监测对象(变形较其他孔明显)，分别在距离冒落位置井筒坐标1 000 mm、700 mm、500 mm点处的钻孔窥视裂隙破坏情况。

可以看出，距离顶板边界较近的围岩内部裂隙发育良好，裂隙破坏主要以纵向和斜切状存在。

当继续开挖300 mm并全部施加支护时(井筒内部用黑色U型拱钢带进行临时支护)，2号和4号钻孔内剪裂隙继续发展且速度减慢。

由于支护所受的压力及其变形来自于围岩在自身平衡过程中的变形或破坏作用，同时支护又以自己的刚度和强度抑制岩体变形破裂的进一步发展，随着二次应力与支护反力的逐渐平衡，支护最终与顶部围岩形成共同作用。

围岩孔内裂隙扩展速率得以减慢，扩展矢量方向稍有变化，裂隙间达成局部剪切带暂时平衡结构(亚结构)。

原有斜切或者纵向裂隙距有所减小，部分纵向与斜向或横向裂隙交叉处出现崩解。

原有孔隙位置被上覆裂隙体压实或充填，视密度增大，表现为孔壁粗糙
且大体平整。

根据对井筒变形破坏的力学机制分析，井筒围岩经历二次应力重新分布，井筒右拱顶受上覆岩层压力及局部剪切力作用，并在该部位形成应力集中，造成喷层破坏随之产生裂缝。

顶板出现脱层、下沉，进而产生掉包甚至冒顶。

二煤顶板老顶为粗砂岩含水层(直罗组裂隙含水层)，局部裂隙充水通道主要为2号煤层顶板岩石变形贯通形成的导水裂隙带及各种节理、岩层褶皱以及断裂破碎带等形成的构造裂隙。

因此，掘进过程中可能发生导水或突水的地段应以二煤层顶板含水层涌水可能性较大。

再者，井田内煤层顶板多属中等—不稳定岩层，特别是二煤顶板上部直罗组底部
砂岩含水层，富水性较强，胶结程度较差，较松散，如果揭穿该层，极易发生突水，从而加快顶板下沉速度。

井筒右拱顶变形严重，下沉面积大，裂隙明显，掉包下沉最大厚度平均达到0.6 m。

该段井筒来压破坏相对严重。

根据具体工程地质条件和调查分析，考虑到安全、工程质量及经济方面因素，采用“锚杆—钢筋网—钢带—喷浆”和11号矿工字钢棚梁联合进行加强支护。

矿用工字钢是井下巷道支护的专用型钢。

它与普通工字钢不同之处是，断面的高宽比减小，腹板加厚，翼缘厚且斜度大，这样更能适应井下受载条件。

井下条件复杂，巷道支架承受的载荷以及载荷分布均在不断变化，特别是围岩变形量较大的井巷。

例如受采动影响、软岩井筒、深井巷道、位于断层破碎带处的井巷。

这种支护有着优良的力学性能，较高的抗拉、抗压、抗剪强度和良好的韧性；能使支架承载能力提高；有利于保持巷道良好的维护状况，减少支架的变形损坏和修复工作量；优越的断面几何参数可以保证大断面井筒围岩的稳定性。

井筒断面形状为直墙拱形，井筒净断面尺寸为：4 800 mm×4 200 mm(宽×高)，按原定尺寸进行返修设计，具体支护参数如下：
a.冒顶段对冒顶区进行喷砼有效封闭，厚度为50 mm；搭架对冒顶区进行锚杆、挂网支护，锚杆以800 mm×800 mm间距布置，锚杆及钢筋网规格同井筒设计，
之后再次喷射砼，喷厚70 mm。

冒顶区中下部架设24 kg/m钢轨棚梁，布置时
两根一组，每个冒顶区4组，棚梁以上用木跺接顶；井筒架设钢支架，同时清理
装车冒落干石。

对冒顶段应变失稳区也架设钢支架加强支护；支架外铺设钢筋网，密背50 mm厚木背板及圆木，架设木跺与上方钢轨棚梁接实；喷射60 mm厚砼，将支架及背板全断面封闭，如图4a、4b所示。

b.掉包段对变形下沉的右拱部自上而下剪开网格，撬掉下沉脱落层，保障原设计
风格，加密锚杆并重新挂网，之后喷射砼成巷。

锚杆间距600 mm×600 mm。

对于变形严重，下沉面积大，裂隙明显，掉包下沉最大厚度平均达到0.6 m，井筒已经完成初喷封闭。

为更加确保安全，架设11号矿工钢支架进行加强支护，架设间距0.9 m，架设时要自上而下进行，同时剪掉扭曲下沉的网子，撬落已下沉脱层，支架后以木背板花背，必要时铺设钢筋网，木板密背，如图4c、4d所示。

通过井筒顶部及两帮观测数据可较好地判定斜井围岩的运动情况，判断井筒围岩是否进入平衡状态。

采用上述支护方式后，利用十字布桩法在冒顶区段100 m范围
内架设3组基准监测点。

历时72 d观测井筒顶部下沉位移情况，最大累计拱顶下沉量为15 mm，两帮移近量为10.3 mm，如图5所示。

a.现场调查表明，清水营煤矿1号回风斜井破坏的主要原因有：各类矿岩强度低且孔隙发育；遭受水理冲蚀作用；上覆岩层冒落带和裂隙带高度沟通顶板含水层；围岩赋存深度和岩层产状加大上覆含水层水力坡度；含水层对斜井顶板近距离浸泡作用。

b.利用有限差分程序和物理相似模拟实验分析了斜井的变形力学机理，岩层导水裂隙带和剪切变形局部化效应是导致有效应力变化和塑性区失稳的决定因素，提出对于冒落轻重区分别采用“锚—网—钢带—喷+11号矿工字钢棚梁”联合加强的支
护形式。

对冒落区拱顶及两帮监测数据表明，这种联合支护方式是可行的。

其优点是矿用工
字钢几何结构受力均匀、承载力高、使井筒造型美观、降低返修成本、经济实用、加快施工速度。

该支护形式可在矿区其他类似软岩井筒中推广应用。

【相关文献】
[1] 何满潮，孙晓明.中国煤矿软岩巷道工程支护设计与施工指南[M].北京：科学出版社，2004.
[2] 钱鸣高，缪协兴.岩层控制中关键层的理论研究[J].煤炭学报，1996，21(3)：225–230.
[3] 何满潮，胡永光，郭志飚，等.大断面软岩巷道耦合支护技术研究[J].矿山压力与顶板管理，2005 (4)：1–3.
[4] 张农，侯朝炯，王培荣.深井三软煤巷锚杆支护技术研究[J].岩石力学与工程学报，1999，18(4)：437–440.
[5] GUO Zhibiao, LI Qian, WANG Jiong.Coupled bolt-mesh- anchor-truss supporting technology and its engineering application to deep soft rock roadway[J].Chinese Journal
of Rock Mechanics and Engineering, 2009, 28(2)：3914–3919.
[6] DOU Linming, LU Caiping, MU Zonglong, et al.Prevention and forecasting of rock burst hazards in coal mines[J].Mining Science and Technology, 2009, 19(5)：585–591.
[7] 徐永波，白以龙.动态载荷下剪切变形局部化、微结构演化与剪切断裂研究进展[J].力学进展，2007，37(4)：496–516.
[8] 董书宁，虎维岳.中国煤矿水害基本特征及其主要影响因素[J].煤田地质与勘探，2007，35(5)：34–39.
[9] 唐春安，杨天鸿，李连崇，等.孔隙水压力对岩石裂纹扩展影响的数值模拟[J].岩土力学，2003, 24(2)：17–20.
[10] LAI Xingping, REN Fenhua, WU Yongping, et prehensive assessment on dynamic roof instability under fractured rock mass conditions in the excavation disturbed zone[J].International Journal of Minerals, Metallurgy and Materials，2009，16(1)：12–18.
[11] 杨彦群.煤巷锚杆支护顶板冒落的原因分析[J].西山科技，2002 (6)：26–27.
[12] 梁勇生.超高范围冒落巷道注浆处理技术[J].矿业安全与环保，2004，31(2)：116–120.
[13] 张传安，郜锦柱.锚网梁喷注联合支护技术在大冒顶区的应用[J].煤炭技术，2005，24(11)：
74–75.
[14] 刘其声.岩石流-固耦合实验研究[J].煤田地质与勘探，2009，37(2)：32–35.
[15] 伍永平，吴学明，张建华，等.富水软岩环境下斜井稳定性分析[J].矿业工程研究，2009，
24(1)：35–38.。