0 引言
巷道作为井下煤矿开采的血脉，承担着运输、行人、通风等重要作用，良好的巷道是保证工作面安全生产的重要条件。如果巷道出现严重的大变形，则会影响矿井的安全生产乃至威胁人身安全。巷道底鼓是煤矿巷道中常见的大变形动力破坏之一，因其破坏机理复杂、影响因素较多，有效控制和预防巷道底鼓难度较大[1-3]。
关于巷道底鼓破坏原因及支护技术的研究，国内研究学者取得了较多的研究成果。姜耀东等[4]对常见的底鼓类型进行了分类，并提出了影响底鼓的主要因素，但没有对底鼓破坏模式及范围进行进一步的研究。邓博团等[5]认为水对膨胀性底鼓影响较大，通过施工下扎锚杆和底板防水可有效降低底鼓，该控制措施主要适用于遇水膨胀性底鼓，但对于应力型底鼓控制效果不好。柏建彪等[6]研究了巷道在采动应力影响下的底板变形破坏机制，将底板破坏区域沿深度变化划分为“两点三区”，并从应力控制角度提出了巷道布置优化方案，但对于已经完成布置的工作面难以通过优化方案来解决巷道底鼓问题。康红普[7]研究了侧压系数、围岩性质对巷道底鼓的影响，但未对锚杆支护方式对底鼓的控制作用进行分析。何满潮等[8]研究了巷帮、顶板及底板变形的相互作用关系，认为通过提高巷帮关键部位支护强度可有效控制底鼓，但对于巷帮和顶板变形不大、底鼓强烈的巷道适用性不强。王卫军等[9-10]研究了两帮变形对底鼓的作用，认为两帮收缩会促使底板隆起，加强两帮支护强度可控制底鼓，该控制技术主要适用于因巷帮收缩导致底板隆起的底鼓类型，而对于应力型底鼓效果不佳。上述研究成果为解决底鼓问题提供了多种控制方案，但仍存在以下不足：① 巷道底鼓的研究主要集中在遇水膨胀性底鼓和巷帮收缩隆起性底鼓上，而对应力型底鼓研究较少。② 采用FLAC分析底鼓破坏机理时，主要从应力、变形角度，缺乏从底板裂隙破坏角度的研究。针对以上问题，本文以某煤矿沿空留巷为例，采用UDEC离散元模拟软件对巷道围岩底鼓破坏特征及支护方案进行数值模拟研究，对巷道掘进期间的围岩应力状态、位移分布及破坏模式进行了分析，以期为同类巷道的围岩支护提供借鉴。
1 工程概况
某矿是隶属于山西晋城煤业集团的一座现代化矿井，井田位于沁水煤田南端，晋城市西北20 km处，跨泽州和沁水两县。目前该矿井实际生产能力为6.0 Mt/a，井下地质条件中等复杂。该矿5308工作面巷道平面布置如图1所示。5308工作面为五盘区大采高接替工作面，工作面长度为221 m，推进长度为2 748.1 m。53082巷既为相邻5306综放工作面的副巷，将来又为5308工作面服务，属于沿空留巷。53082巷沿煤层顶板掘进，巷道断面均为矩形。
图1 5308工作面巷道平面布置
Fig.1 Roadway layout diagram of 5308 working face
5308工作面开采3号煤层，煤层平均厚度为6.07 m，平均倾角为5°，平均埋深为472 m。煤层直接顶为泥岩，单轴抗压强度为35.9～65.8 MPa，平均厚度为2.89 m；基本顶为中粒砂岩，成分以石英、长石为主，含泥质条带，单轴抗压强度为79.9～91.2 MPa，平均厚度为4.8 m；直接底和基本底均为砂质泥岩，平均单轴抗压强度为36.7 MPa，平均总厚度为5.83 m。煤层顶底板岩性见表1。
表1 煤层顶底板岩性
Table 1 Lithology of coal roof and floor
53082巷在掘进过程中产生了明显底鼓现象，巷道全长底板均有不同程度的底鼓，局部最严重处位移量达到1 200 mm左右；帮部围岩变形相对底板情况较好，局部最大两帮位移量达到500 mm。因此，该煤层巷道大变形破坏已经严重影响了巷道的正常掘进及安全生产，深入认识53082巷掘进过程中底鼓的破坏机理对于提出合理的支护方案、保证巷道服务期限内的安全具有重要意义。
2 底鼓破坏特征的数值模拟
为进一步研究53082巷掘进过程中围岩的底鼓破坏机制，采用离散元软件UDEC进行数值模拟研究。
2.1 数值模型的构建
在离散元概念中，将研究对象视为许多较小块体的集合体，这些块体可以是刚体，也可以是变形体，通过定义块体之间的力学接触行为来模拟其集合体的受力、运动及变形等过程。
UDEC三角形块体在模拟岩石破裂相较于随机多边形(Voronoi)块体具有明显的优势[11-12]。本文中，首先基于UDEC中内置Voronoi模型，生成随机凸多边形块体，然后通过自定义的FISH语言，将UDEC中自带的随机多边形块体切割成三角形块体，再进一步划分单元。三角形块体、单元及接触面模型如图2所示。
在本模拟中，三角形块体采用考虑抗拉强度的摩尔库伦本构模型，所需赋予的参数为密度ρ、体积模量K、剪切模量G；接触面采用“库伦滑移模型”，所需参数为法向刚度kn、剪切刚度ks、黏聚力cj、内摩擦角φj及抗拉强度
上标j表示接触面，以此与常用的岩石力学参数(c,φ)进行区分)。UDEC中块体及接触面的模型参数见表2。其中，kn及ks可通过式(1)、式(2)[13-14]计算得出。
图2 三角形块体、单元及接触面模型
Fig.2 Triangle block, zone and contact models
(1)
ks=0.4kn
(2)
式中Δzmin为块体节点距相邻接触面的最小宽度。
表2 UDEC中块体及接触面的模型参数 Table 2 Model parameters of block and contact surface in UDEC
模型赋予的初始地应力场采用该煤矿井下实测数据。本次数值模拟中采用与53082巷最近测点的原岩应力测量结果：采用水压致裂法测得的最大主应力为水平主应力(属于构造应力)σH=16.6 MPa, 最小主应力σV=9.4 MPa，整体上属于中等地应力矿井。根据煤层顶底板岩层分布状况，将模型分为7层，划分了3 430个不同尺寸的矩形及三角形块体。其中，为了精细化研究巷道围岩应力及位移分布情况，在以巷道为中心的9 m×15 m范围内划分了平均边长为0.25 m的三角形块体。模型的总体尺寸为长×高=75 m×47 m，本文建立的UDEC数值模型如图3所示。
2.2 巷道围岩应力分析
为了模拟53082巷开挖过程中围岩应力的演化过程，将巷道开挖引起的围岩应力按5个阶段进行释放，应力释放系数β分别为0.2，0.4，0.6，0.8，1.0。当β=1.0时，表示巷道开挖后围岩应力已全部释放完毕，围岩运动趋于稳定。巷道开挖过程中的围岩最大主应力σmax的分布情况如图4所示。从图4可看出，随着围岩应力的不断释放，巷道围岩的应力释放区域也不断扩大。应力释放区域内的围岩表现为松动破坏，并由表及里向深部扩展。其中，当应力释放系数达到0.4时，巷道两帮尤其是左帮表现出较明显的楔形破坏区；而当应力释放系数超过0.4后，巷道两帮破坏趋于稳定，底板破坏开始加剧。当围岩应力完全释放后，底板呈现出了大深度的应力释放区，底板鼓起非常严重。而巷道顶板应力释放区最小，破坏程度也最小，巷道两帮次之。这与现场巷道围岩的破坏情况非常一致，如图5所示。
图3 UDEC数值模型
Fig.3 UDEC numerical model
(a)β=0.2
(b)β=0.4
(c)β=0.6
(d)β=0.8
(e)β=1.0
图4 巷道围岩内的最大主应力分布
Fig.4 Maximum principal stress distribution in surrounding rock of roadway
(a) 现场
(b) 模拟
图5 现场与模拟的巷道底鼓破坏
Fig.5 Field and simulated roadway floor heave failure
2.3 巷道围岩位移分析
模拟的巷道围岩位移监测曲线如图6所示。图中P1—P4分别为顶板监测点、底板监测点、左帮监测点及右帮监测点。由图6可看出，初始开挖之后，巷道两帮位移增长速度最大，底板次之，顶板最小。当应力释放系数达到0.4时，两帮与底板达到相同的位移，大约为0.2 m。应力释放系数超过0.4后，巷道围岩位移进入稳定增长阶段，该阶段底板位移增长速率大于两帮位移；当围岩应力完全释放后，底板最大位移量可达0.45 m，而两帮约0.3 m，顶板位移量最小，约为0.1 m。
此外，通过监测巷道底板一定深度内的位移分布，可以看出底板深部的位移破坏情况。监测到的巷道底板深度9 m范围内的位移情况如图7所示，可以看出底板的破坏深度在3 m左右。也就是说，底板煤层均发生了一定程度的破坏或位移，深度越深，位移越小。而深度3 m 之外的直接底及基本底岩层位移则非常小，并且位移随深度增加呈近似线性减小，说明直接底及基本底岩层仍处于弹性阶段,
图6 模拟的巷道围岩位移监测曲线
Fig.6 Simulated curves of displacement monitoring of roadway surrounding rock
图7 不同底板深度处的位移变化曲线
Fig.7 Displacement change curve at different floor depth
并未发生塑性破坏。
2.4 巷道围岩破坏模式分析
为了进一步分析巷道开挖后围岩的变形及破坏特征，本文还记录了围岩内拉伸及剪切裂纹的分布及演化过程，如图8所示。从图8可看出，巷道开挖后围岩的破坏既有拉伸破坏，又有剪切破坏，并且剪切破坏往往位于围岩深部破坏区，而拉伸破坏则主要发生在围岩浅部。当围岩应力完全释放后，底板呈现出大深度的拉伸破坏及一定深度的剪切破坏。底板拉伸裂纹发育密集，产生的碎胀变形及碎胀压力使得底板破碎围岩向开挖空间严重侵入。底板的剪切裂纹带厚度较小，仅分布在底板煤层内，并未向直接底(泥质砂岩)延伸。这也直观地反映了直接底岩层的完整性，说明了巷道底板的破坏主要是软弱煤层的破坏，并没有引起直接底及基本底的破坏。
(a)β=0.2
(b)β=0.4
(c)β=0.6
(d)β=0.8
(e)β=1.0
图8 围岩裂纹分布及演化过程
Fig.8 Cracks distribution and evolution of surrounding rock
2.5 巷道底鼓破坏原因分析
基于以上对巷道围岩应力状态、位移分布及破坏模式的分析，并结合53082巷所处的实际地质条件(埋深较大，局部位置又处于构造带附近，水平构造应力大)可以看出，53082巷处于高应力集中区域，巷道开挖后会引起地应力的强烈释放，由于煤层顶底板均为完整性好、强度较高的砂质泥岩，所以煤层成为主要的应力释放区域。由于该巷的宽高比较大，水平应力的释放并未引起太严重的两帮破坏，巷道底板在较大的水平应力下容易产生挤压、挠曲，从而产生严重的拉伸破坏并向采掘空间入侵。
3 支护方案的数值模拟
3.1 原有支护方案分析
53082巷沿用原有的锚网支护方案对巷道顶板及两帮进行支护。顶板锚杆为左旋无纵筋锚杆，直径为22 mm，长度为2 400 mm;帮部锚杆为全螺纹钢锚杆，直径为20 mm,长度为2 000 mm;锚杆间排距为0.8 m×0.8 m。本文采用UDEC中的 Cable 单元模拟锚杆支护作用，相应参数见表3。原支护方案下的数值模拟结果如图9所示。从图9可以看出，原支护方案下围岩应力释放区与未支护时相差不大，顶板及两帮应力情况有所改善，但底板仍是应力释放的主要部位和大深度的拉伸及剪切破裂区。
原有支护条件下与未支护条件下的围岩位移对比如图10所示，从图10可以看出，原有的支护方案对巷道的顶板沉降及两帮位移具有良好的控制作用，但底板位移反而有所增加，巷道底鼓现象更加严重。这说明原有支护方案不仅无法控制底板位移，反而可能会促进围岩应力在底板区域的释放，造成底板变形情况更加恶化。
表3 UDEC中锚杆支护单元参数
Table 3 Parameters of anchor bolt support in UDEC
(a) 围岩最大主应力
(b) 围岩裂纹分布
图9 原支护条件下的模拟结果
Fig.9 Simulation results under primary support condition
图10 原支护与未支护条件下的围岩位移对比曲线
Fig.10 Comparison curves of surrounding rock
displacement under the condition of original support and non-support
3.2 支护方案的优化
基于原有支护方案下的情况分析，提出了针对底板的锚杆、锚索联合支护，以及底板煤层注浆联合锚杆、锚索支护2种方案。本文对这2种支护方案分别进行了模拟，并与原支护方案一同进行了分析。此外，本文对底板注浆的模拟主要是基于注浆对底板岩层整体力学性能的提升实现的。考虑到破碎岩块之间的浆液增加了岩块之间的胶结，提高了岩块之间节理面的黏聚力、内摩擦角及抗拉强度，将巷道底板注浆范围内接触面模型参数的黏聚力、内摩擦角及抗拉强度均提升30%，以此来模拟注浆后的加固效果。模拟结果如图11和12所示。
由图11和12可以看出，采用锚杆锚索支护巷道底板时，底板围岩应力释放区域与原支护方案相比稍有减小，但底板破碎程度及范围均没有发生显著改善。而在底板注浆与锚杆锚索联合支护作用下，巷道底板应力释放区域明显减小，底板破坏深度、范围均大大降低，尤其是明显抑制了底板深处的剪切破坏。
(a) 原支护
(b) 底板锚杆锚索支护
(c) 底板注浆与锚杆锚索联合支护
图11 不同支护方案下的围岩最大主应力分布
Fig.11 Maximum principal stress distribution under different support schemes
(a) 原支护
(b) 底板锚杆锚索支护
(c) 底板注浆与锚杆锚索联合支护
图12 不同支护方案下的围岩裂纹分布
Fig.12 Cracks distribution under different support schemes
不同支护方案下的底板围岩位移对比如图13所示，由图13可以看出，相比原支护方案，锚杆锚索支护下的位移量仅降低了25.5%，而底板注浆与锚杆锚索联合支护下的位移量则比原支护减少了60%。底板锚杆锚索支护作用下底板破坏深度与原支护相同，仍为3 m，而底板注浆则大大提高了底板煤层的力学性能，底板破坏深度减小为1.5 m，破坏区域位于锚杆的锚固范围之内。通过以上对比可以看出，仅采用底板锚杆锚索支护并不能改善底板围岩的破碎情况，对底鼓的控制作用也是有限的。而底板注浆与锚杆锚索联合支护由于大大提高了底板岩层的力学性能，提高了底板岩层的完整性，明显抑制了巷道底板的破碎、鼓起。
图13 不同支护方案下的底板围岩位移
Fig.13 Floor displacement of surrounding rock under different support schemes
4 现场试验
对某煤矿53082巷底板采用注浆与锚杆锚索联合支护方案进行现场试验验证。帮顶支护与原支护参数保持一致，巷道底板注浆水灰比为2∶1，注浆压力为2～5 MPa；底板锚索长度为6 m，预紧力为200 kN。对巷道断面进行围岩位移监测，结果如图14所示。从图14可以看出，该支护方案下的顶底板位移量控制在150 mm以内，两帮位移量控制在60 mm以内。巷道围岩的控制效果非常好。
图14 底板注浆与锚杆锚索联合支护后的围岩位移
Fig.14 Displacement of surrounding rock under the combination support of floor grouting and bolt and anchor cable
5 结论
(1) 巷道开挖后巷道底板围岩的应力释放是造成巷道围岩破坏的主要原因。在较大的水平应力作用下，软弱的煤层底板成为应力释放的主要区域，底板的破坏特征主要表现为浅部的拉伸破坏及深部的剪切破坏。
(2) 采用底板锚杆锚索支护方式并不能提高底板岩体的承载能力，无法改善底板的破碎情况，因此，无法充分发挥锚杆及锚索的支护作用。底板注浆从本质上提高了底板煤层的力学性能，在与锚杆锚索联合支护作用下明显降低了巷道底板的破坏深度，大大抑制了深部剪切裂纹的发育。现场试验证明，采用底板注浆与锚杆锚索联合支护方式可以明显改善底板应力状态，底板位移量达到控制要求。
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