軟巖大變形巷道破壞機理與支護技術

黃慶享，郭 強，曹 健，錢萬學，侯 挺，趙 軒

（1.西安科技大學 能源學院，陜西 西安710054；2.西安科技大學 西部礦井開采及災害防治教育部重點實驗室，

陜西 西安710054；3.陜煤集團韓城礦業有限公司 象山礦井，陜西 韓城715400）

0 引 言

巷道圍巖是由頂板、兩幫和底板共同組成的復合結構體，巷道支護設計中往往容易忽視三者之間的相互作用關系，這種關系在軟巖巷道支護中表現得更加顯著。何滿潮院士深入分析了軟巖變形的力學特征，得出以轉化復合型變形力學機制為重心的軟巖巷道支護方法［1-3］。董方庭等通過研究巷道圍巖松動破壞特性，提出了圍巖松動圈支護理論［4-6］。康紅普等分析了巷道支護與圍巖的相互作用關系，認為錨桿支護能最大限度保持圍巖的完整性，能夠避免有害變形的出現［7-8］。侯朝炯研究得出巷道圍巖錨桿加固后，其承載強度峰值得到提高，且強度峰值隨錨桿密度增大，形成了一整套圍巖加固支護理論［9-12］。楊本生等提出了高應力軟巖巷道雙殼支護理論和軟巖巷道底鼓控制對策［13-14］。馬念杰等提出巷道圍巖蝶形破壞概念，給出了巷道周圍“蝶葉塑性區”理論公式［15-16］。黃慶享基于巷道“頂板-兩幫-底板”相互影響共同形成極限平衡圈的理念，提出了巷道圍巖極限平衡圈支護理論，確定了整環支護的原則，為確定巷道圍巖加固范圍和計算錨桿、錨索長度提供理論依據［17-21］。

以象山煤礦南一軌道石門支護為研究背景，通過測定圍巖物理力學參數，實測巷道變形規律，結合物理模擬和數值計算，揭示了石門變形破壞機理，確定了合理的支護方式和支護參數，研究結果得到礦區采納，為石門支護提供了科學依據。

1 南一石門概況和圍巖力學性質

象山礦井南一（軌道）石門為穿層巷道，巖層傾角為2°～7°，蓋山厚度為497～662 m.巷道揭露圍巖主要為鋁土泥巖、7#煤和泥質粉砂巖，地質剖面如圖1所示。

巷道斷面為直墻拱形，掘進斷面寬度4.8 m，高度3.1 m（墻高1.2 m，拱高1.9 m）。巷道原有支護采用10.7 m2U型金屬支架（29#U型鋼）配合噴漿進行支護，支架排距600 mm，噴漿厚度100 mm.巷道變形破壞嚴重，需要多次采取擴幫拉底、替換U型支架的措施來維持巷道的穩定。石門多次拉底后，圍巖破碎，支護困難。

圖1 南一石門軌道巷地質剖面圖Fig.1 Geologic section of No.1 south cross-cut

分別在距離南一石門口80，100，180，220，260和300 m處取巖樣6組，測定圍巖的物理力學性質，結果見表1.圍巖巖性主要為K2灰巖、泥質粉砂巖及泥巖，圍巖干抗壓強度平均為32 MPa，泥巖水軟化系數0.4左右，遇水軟化明顯。

2 巷道圍巖變形規律

2.1 南一石門返修段總體巷道變形規律

南一石門返修段全長約307 m，巷道返修1 a后沿軸向全長的累計變形分布，如圖2所示。

總體而言，石門底鼓、兩幫移近、頂板下沉都比較嚴重，表現為四周變形特征，特別是頂板遇到煤層、底板為泥巖的地段變形尤為嚴重。巷道每年需返修2次，累計頂板下沉和底鼓量達50～100 cm，兩幫移近量達150～220 cm以上。

表1 巷道圍巖力學參數Table 1 Mechanical parameters of surrounding rock in roadway

圖2 石門復修段全長變形規律Fig.2 Deformation of repetitive maintain in cross-cut

2.2 南一石門變形速度

為了掌握石門變形速度，分別選擇距離石門口145，153，233，306 m共4個典型變形斷面布置測站，觀測了80 d的頂底和兩幫移近量數據。

測站1巷道變形規律如圖3所示，巷道兩幫最大移近量20 mm，移近速度0.25 mm/d；頂底最大移近量120 mm，移近速度1.5 mm/d，主要為頂底移近。

圖3 測站1巷道圍巖變形量Fig.3 Deformation of surrounding rock in No.1 station

測站2巷道變形規律如圖4所示，兩幫最大移近量為100 mm，變形速度1.2 mm/d；巷道頂底最大移近量92 mm，變形速度1.1 mm/d，巷道頂底和兩幫變形相當。

測站3巷道變形規律如圖5所示，兩幫最大移近量為120 mm，變形速度4 mm/d；頂底最大移近量60 mm，變形速度2 mm/d，兩幫移近大于頂底移近。

圖4 測站2巷道圍巖變形量Fig.4 Deformation of surrounding rock in No.2 station

圖5 測站3巷道圍巖變形量Fig.5 Deformation of surrounding rock in No.3 station

測站4巷道變形規律如圖6所示，80 d兩幫最大移近量為280 mm，其中北幫182 mm，南幫98 mm，北幫較大。頂板最大下沉量265 mm，底鼓量與頂板下沉量相當。巷道兩幫移近速度為3.5 mm/d，頂底移近速度為6.6 mm/d，巷道變形速度較快。

圖6 測站4巷道圍巖變形量Fig.6 Deformation of surrounding rock in No.4 station

總體上，巷道變形表現為四周收斂，具有明顯的軟巖特征，變形速度達3～4 mm/d，如圖7所示。

圖7 4個測站圍巖變形速度Fig.7 Deformation velocity of surrounding rock in four stations

3 巷道變形破壞的物理模擬

3.1 物理相似模型設計

取具有代表性的石門巷道中部斷面為對象，按照幾何相似比1∶25，容重相似比1∶3，時間相似比1∶5，應力相似比1∶37.5，模擬范圍為25 m×22.5 m.相似模型寬×高×厚=100 cm×90 cm×12 cm，巷道位于模型中央，模型巷道底板距離模型下邊界為34 cm（原型8.5 m）。模型巷道寬度為19.2 cm（原型4.8 m），墻高4.8 cm（原型1.2 m），弧高7.6 cm.

實驗選取河沙為骨料，石膏和大白粉為膠結材料，云母粉為分層及構造裂隙材料。模型未鋪設到地表，采用2個5t油缸進行加載到相似原巖應力0.38 MPa。設計加載由0.22倍至1.33倍原巖應力，模擬巷道受動壓影響的變形破壞規律。

3.2 圍巖變形破壞特征

加載到原巖應力后，巷道出現明顯底鼓，底板破壞深度160 cm，底鼓量20 cm，巷道頂底移近量為72 cm，兩幫移近量24 cm，如圖8所示。

圖8 加載到原巖應力出現底鼓和頂板變形Fig.8 Floor heave and roof deformation by in-situ stress

加載到1.22倍原巖應力，模擬采動影響，巷道頂板裂隙高度473 cm，頂底移近量79 cm，兩幫移近量32 cm，巷幫破壞深度123 cm，如圖9所示。

圖9 加載至1.22倍原巖應力的巷道圍巖裂隙圈Fig.9 Fracture circle of surrounding rock by 1.22 times the in-situ stress

4 南一石門支護方案

4.1 巷道圍巖破壞范圍計算

根據實測和物理模擬，巷道圍巖表現為四周變形，圍巖裂隙區大體呈卵形，圍巖支護設計可按照極限平衡圈支護理論進行［17-19］。

南一石門巷道寬度W0=5.0 m，巷道高度H=3 m，圍巖內摩擦角φ=35°，根據極限平衡圈理論。

巷道底板最大破壞深度y1為

考慮底板破壞的巷幫破壞深度為

巷道原巖應力P0=18.5 MPa，圍巖平均抗拉強度σt=0.56 MPa，巷幫高度hw=1.6 m，巷幫等效寬度L*=0.25L=0.45 m，則巷道頂板極限平衡拱高度

經過計算，南一石門頂板極限平衡拱高度4.9 m，考慮1 m的錨固段長度，頂板錨索長度可取6 m.兩幫破壞深度1.8 m，兩幫錨桿與頂板錨桿長度取2.4 m.

4.2 巷道合理支護方案設計

綜上分析，提出象山礦南一石門支護方案如圖10所示。巷道采用直墻圓弧拱帶反拱優化斷面，巷道寬度5.0 m，直墻高度1.6 m，頂拱高1.4 m，底板反拱0.6 m.

全斷面采用錨桿錨索+鋼筋梯子梁+金屬網噴漿支護，對圍巖十分破碎階段進行注漿，頂錨桿長度2.4 m，間排距0.6 m；幫錨桿長度2.4 m，排距0.6 m；采用錨索加強頂板和兩幫支護，頂板錨索長度6 m，間距1 m，排距1.2 m，兩幫錨索長度4 m，排距1.2 m；底板采用長度1.5 m的注漿錨桿，間距0.8 m，排距0.6 m；全斷面采用金屬網噴漿封閉。

圖10 南一石門合理支護方案Fig.10 Reasonable support scheme of No.1 south cross-cut

5 巷道錨網索支護效果對比

5.1 數值計算模型的建立

采用FLAC3D數值模擬軟件，對南一石門無支護、原支護和優化方案進行對比模擬。巷道埋深為600 m，模型尺寸為X×Y×Z=25 m×25 m×22.5 m，巷道斷面為半圓弧拱形，寬度4.8 m，墻高1.2 m，頂板弧高1.9 m.模型上部施加原巖應力為14.4 MPa，左右邊界x方向固定，前后邊界y方向固定，下邊界z方向固定，如圖11所示。

圖11 FLAC3D數值模型Fig.11 Numerical model of FLAC3D

5.2 巷道原支護與優化支護模擬

5.2.1 南一石門巷道變形對比

原支護條件下：頂板下沉量為28 cm，巷道最大底鼓量為65 cm，頂底最大移近量93 cm；巷道兩幫腳發生破壞，兩幫移近量40 cm.巷道頂板和兩幫變形量較小，兩幫腳內收與底鼓嚴重（圖12）。

圖12 巷道圍巖位移矢量圖Fig.12 Displacement vector of surrounding rock

優化支護條件下：巷道頂板下沉量減小41%，底鼓量降低82.5%，頂底移近量降低79%，巷道兩幫移近量降低88%，巷道底鼓得到有效控制。

5.2.2 巷道圍巖應力場對比

原支護條件下：巷道底板拉應力區最大，水平應力主要集中在巷道兩肩（圖13），最大為13.6 MPa；垂直應力主要集中在巷道兩幫（圖14），最大為15.6 MPa.巷道破壞主要在底板和幫腳。

優化支護條件下：巷道垂直應力與水平應力集中范圍明顯減小，圍巖應力分布趨于均勻。

圖13 巷道圍巖水平應力分布Fig.13 Horizontal stress distribution of surrounding rock

圖14 巷道圍巖垂直應力分布Fig.14 Vertical stress distribution of surrounding rock

圖15 巷道圍巖塑性區分布Fig.15 Plastic zone distribution of surrounding rock

5.2.3 巷道圍巖塑性區對比

原支護條件下：巷道兩幫和兩幫腳主要為剪切破壞，巷道底板主要是拉破壞。巷道頂板剪切破壞深度為1 m，兩幫剪切破壞深度為2.5 m，巷道底板拉破壞深度1.8 m.

優化支護條件下：采用錨網索優化支護后，巷道兩幫塑性區深度減少80%，最大為0.5 m；底板塑性區深度減少61%，最大為0.7 m；巷道周圍塑性區明顯減小，巷道變形得到有效控制。

采用優化方案進行物理模擬驗證，加載到1.33倍原巖應力時，達到充分采動影響，巷道極限平衡圈內圍巖得到有效加固，如圖16所示。

圖16 采動影響下的優化方案支護效果Fig.16 Mining-induces support effect of optimized scheme

6 結 論

1）巷道圍巖以泥巖為主，強度低，水軟化系數達0.37～0.66.巷道圍巖軟弱，由于底板未得到有效支護，首先出現底鼓，是巷道變形破壞嚴重的主要原因。

2）南一石門底鼓、兩幫移近、頂板下沉，表現為四周變形。巷道返修后持續變形，兩幫移近速度平均2.3 mm/d，最大4 mm/d；頂底移近速度平均為2.1 mm/d，最大3.5 mm/d.

3）結合物理模擬實驗和“極限自穩平衡圈理論”計算，得到巷道底板最大破壞深度為3.57 m，巷幫破壞深度1.8 m，極限平衡拱高度4.9 m.

4）合理的巷道斷面為直墻半圓拱帶底板反拱，根據極限平衡圈理論確定的錨噴支護方案，具有良好效果。該方案已被礦區采納。