破碎巷道錨網噴支護技術研究

時 磊 王 滿 汪 龍 劉權威 黃 滾

（1.新疆天華礦業有限責任公司，新疆尼勒克835700；2.煤礦災害動力學與控制國家重點實驗室，重慶400044；3.重慶大學資源及環境科學學院，重慶400044）

隨著地下硐室、巷道的開挖深度不斷加大，大變形破碎巖體工程也在逐漸增多，而破碎巖體由于自身的節理裂隙等結構面發育，在水、夾層泥、開挖擾動等外界因素干擾下極易產生破壞變形，導致支護失效和巷道失穩，引發安全問題的同時也增加了維護成本［1］。

針對破碎巖體的支護技術研究，目前普遍提出采用注漿加固技術提高巖體整體強度從而達到支護的要求［2］。李召峰［3-5］選用不同的注漿材料對富水破碎巖體進行注漿加固室內試驗，以硫鋁酸鹽水泥熟料和鋼渣微粉為原料制備高性能的注漿材料，并驗證了其加固效果優于傳統水泥材料；李立新［6］基于層流力學的本構方程和耦合理論，提出了一套適用于破碎巖體注漿厚度的計算方法，并推斷出注漿滲透系數、注漿圈厚度及涌水量之間存在著一定的關系；康紅普、張璨等［7-8］結合工程案例從應力的角度對破碎巖體中的應力集中及其峰值進行理論分析，提出了錨桿、錨索、注漿的綜合支護技術，為現場的支護施工提供了有效的參考。雖然注漿加固技術在破碎巖體支護中發揮較好的效果，但其復雜的施工工藝和高額的材料成本，在短服務期限的礦山巷道難以被廣泛應用。因此，研究低成本、高效率的破碎巖體巷道支護技術對礦山安全生產意義重大。

本研究以某鐵礦破碎巖體巷道為工程背景，引入松動圈支護理論，通過現場試驗及數值模擬提出一種適用于礦山破碎巖體的低成本支護方案。

1 工程概況

該鐵礦位于哈薩克斯坦板塊伊犁微地塊，因普遍遭受后期構造的破壞而裂隙發育。礦體及圍巖受地應力、地下水以及風化影響較為嚴重，同時節理裂隙間夾雜著大量遇水軟化膨脹的泥質充填物。巷道開挖時，在水的沖刷作用下巖石只能在短時間內自穩，一旦支護不及時極易造成垮冒變形現象。后期爆破作業的振動、寒冬季雪水的結冰膨脹，使得裂隙繼續擴張貫穿，極大地降低了巖石力學強度，給礦山帶來了嚴重的支護問題。目前該礦山破碎巖體巷道中使用長度為2 m的管縫式錨桿+鋼筋網+噴混凝土的支護方式，但在回采進路巷道、分段運輸巷道和掘進工作面面臨著嚴重的垮塌、變形問題。圖1為運輸大巷坍塌情況，由于巷道破損嚴重造成大面積的礦石難以回采，同時垮塌巷道處的二次支護工作量大、耗時長且作業安全性差，這對該礦山的正常生產組織和成本控制產生嚴重影響。

2 松動圈半徑計算

巷道冒頂、片幫發生的根本原因是塑性區和破裂區的繼續破裂，而巷道的支護不僅要降低破裂區巖石的變形同時應阻止塑性發生破裂，因此準確得到塑性區和破裂區半徑大小可為支護方案選擇提供有效的依據［9-11］。袁文伯等［12］根據彈性理論的基本假設，考慮巖石在塑性區與破裂區的臨界狀態及邊界條件r=a（巷道半徑）時得出松動圈計算公式：

式中，φ為內摩擦角；υ為泊松比；P0為原巖應力；σc為單軸抗壓強度；σ*c為巖石殘余強度；R為塑性區半徑；Rt為破裂區半徑；Pi為支護抗力；E為巖體的彈性模量；M0為軟化模量。

已知該礦山破壞巷道的基本參數為：原巖應力12.8 MPa；單軸抗壓強度13.74 MPa；殘余強度4.48 MPa；泊松比0.21；內摩擦角30°；巷道半徑1.9 m。代入式（1）、式（2）計算得到：塑性區大小為2.34 m；破裂區大小為1.76 m。根據文獻［14］中松動圈大小分類，可初步判定該礦山巷道為大松動圈類型。因此在該礦山巷道支護中，長度為2 m的管縫式錨桿難以將破裂區的破碎巖體固定于穩定頂板層中，原支護難以達到支護要求。

3 松動圈現場實測

3.1 破裂區測量

本次巷道圍巖松動圈的測量采用的設備是由武漢長盛公司生產的JL-IUCA6（A）基樁多孔自動超聲儀，見圖2。測量地點選在2 580分段的CM24和CM16兩條進路內來布置測孔，測孔傾角為-5°，孔深約為5 m，孔間距為1.7 m。

3.2 結果分析

根據超聲波測量的數據結果繪制成如圖3所示波速變化曲線，分析圖3可知：在CM24和CM16兩條進路巷道的圍巖中，隨著圍巖中測孔深度的增加，圍巖中超聲波波速都有著明顯的“穩定不變—降低—增大—穩定不變”的變化趨勢，這說明巷道圍巖中存在松動圈。

深度2.4 m以上的圍巖波速穩定值在3 000～3 400 m/s之間，說明此處圍巖完整；深度在2.4～1.8 m波速發生急劇下降，圍巖由原巖狀態過渡到破裂區，說明此處巖石處于塑性狀態，巖石開始發生一定程度的破壞；因此，可以從關系曲線中判斷出圍巖松動圈厚度的大小約為1.8 m，其結果與松動圈理論計算值比較吻合。根據現有的松動圈支護理論［13-14］分析發現，該礦山的松動圈范圍為大松動圈，為一般不穩定的Ⅳ類圍巖，針對大松動圈破碎巖體表現出的軟巖工程特性，采用錨桿+錨索+鋼筋網+噴射混凝土的支護方式。

4 支護參數選擇及施工

4.1 支護方案選擇

根據該鐵礦在大變形破碎巷道支護方面取得的研究成果以及積累的實踐經驗，對其圍巖支護方案進行初步選擇。

現場測得的松動圈半徑為1.8 m，而礦山使用的管縫式錨桿長度為2 m（有效長度約1.8 m），難以將破裂區巖體固定于穩定層，因此建議使用長度較長的錨索。目前礦山采用間距為1 m×1.2 m、長度2 m的管縫式錨桿，考慮單根錨桿需承受巖體的重量為

對現場錨桿進行拉拔力測試得到平均拉拔力約為29 kN，遠小于理論上單根錨桿的抗拉拔值，因此管縫式錨桿并不能滿足礦山破碎巖體巷道支護要求，故建議選用抗拉拔力更強的樹脂錨桿。

錨桿群與鋼筋網的結合可將破裂區的巖石固定形成組合拱，長錨索可將拱體懸吊于深部穩定巖層中形成一個主動承壓支護。通過高強度錨桿和長錨索的組合疊加，可有效控制破碎巖體小范圍的移動以及大范圍的變形，解決礦山巷道支護的難題。

4.2 支護參數設計及施工

具體支護參數設計如下：①錨桿：選用材質25Mn螺紋鋼樹脂錨桿，直徑18 mm，長度2 200 mm，錨桿間距0.7 m×0.8 m，每排布置15根；②錨索：選用直徑17.8 mm，長度6.5 m，間排距1.5～2 m，每排布置5根；③鋼筋網：直徑6 mm的圓鋼點焊成1 300 mm×9 000 mm的網片，網孔的尺寸為100 mm×100 mm；托板選用碟形托板，規格為120 mm×120 mm×6 mm；④噴射混凝土：開挖后立即初噴30 mm厚的混凝土，掛網、安設樹脂錨桿后再噴40 mm的混凝土，最后復噴30 mm的混凝土，使達到永久支護設計時混凝土總厚度為100 mm。圖4為巷道斷面參數設計圖。

5 數值模擬驗算

5.1 模型構建

利用FLAC3D對優化后的支護參數進行模擬分析，采用摩爾—庫倫模型建立20 m×10 m×20 m的幾何模型，巷道采用的是3.8 m×（1.9+1.7）m的半圓拱形斷面，如圖4所示。

5.2 模型開挖

本次采用3種方案（圖5）對巷道開挖后的變形進行對比分析，驗證不同錨桿支護間距下的支護效果。具體數值分析方案：方案一，僅進行巷道的開挖；方案二，選用1 m×1.2 m的錨桿支護間距進行噴射混凝土和錨桿支護；方案三，選用0.7 m×0.8 m的錨桿支護間距進行噴射混凝土和錨桿支護。

5.3 結果分析

根據設計的支護方案對3種支護方案下巷道的塑性區進行分析，見圖6所示。同時對3種方案下的巷道拱頂垂直方向、右拱肩水平方向和拱底垂直方向的位移變形分別進行監測，以驗證支護方案的合理性，見圖6。圖7為3種開挖方案下監測點收斂量曲線。

從圖6和圖7可以看出：

（1）對比1 m×1.2 m支護間距，0.7 m×0.8 m的錨桿支護間距下的塑性區更小，說明設計的小支護間距對破碎巖體塑性區有更好的控制效果。

（2）3種開挖方式下巷道的拱頂、拱底和拱肩都發生不同程度的變形，且隨著時間的推移而逐漸增大，并最終趨于自穩。其中拱頂和拱底在3種方案下的自穩時間約為25 d，說明支護間距的改變對拱頂、拱底自穩時間的影響較小，而右拱肩在支護前后的自穩時間由20 d減少為10 d，收斂值從3.4 cm降低到1.5 cm，說明支護在降低巷道水平自穩時間的同時也減小了巷道的收斂值。

6 結論

（1）利用理論計算得到破裂區和塑性區大小分別為1.75 m和2.34 m，現場松動圈實測結果為1.8 m和2.4 m，與理論值吻合較好，以此確定了巷道圍巖為大松動圈類型。同時發現礦山原采用長度2 m的管縫式錨桿并不能滿足1.8 m厚的松動圈巷道支護要求，因此提出長錨索+高強度樹脂錨桿的組合支護方案。

（2）數值模擬結果顯示，0.7 m×0.8 m的錨桿支護間距對塑性區范圍有明顯改善，對巷道開挖進行監測發現，采用錨桿+錨索的支護方案不僅能減少巷道圍巖變形量，同時能明顯縮小自穩時間，對巷道的安全穩定發揮重要作用。

（3）根據理論分析和數值模擬，建議支護參數中錨桿的間排距選用0.7 m×0.8 m，并且每排布置15根錨桿，利用錨桿群形成組合拱的同時，長錨索可提供對破碎巖體的主動支護，防止裂隙進一步擴張。使用錨桿+長錨索+金屬網+噴射混凝土的組合支護方式施工簡單、材料成本低，可有效控制破碎巖體巷道的大變形，基本實現開挖巷道支護一次成功。