冀家垴風井車場巷道變形破壞分析及支護對策

楊 勇

（華陽新材料科技集團有限公司，山西 陽泉046000）

近年來，隨著采深的逐漸增加，軟巖巷道難支護的問題嚴重影響了礦井的正常生產[1-3]。基于此，廣大學者提出了大量的軟巖巷道支護理論[4-8]，并分析了巷道大變形的破壞特征及原因[9-11]。為解決現場的支護難題，鋼管混凝土支架被引入到煤礦巷道的支護中，在鋼管混凝土支架方面學者們進行了大量研究[12-20]。雖然學者們針對巷道的大變形問題作了大量研究，但是由于礦井的地質條件差異性較大，故使用工程類比法的支護方案不能夠控制巷道圍巖的大變形。基于此，以新元礦冀家垴風井車場巷道為背景，研究分析了風井車場巷道的圍巖條件，并分析了其破壞原因。結合現場實測的結果，提出了以鋼管混凝土支架為核心的優化支護方案，并通過數值模擬和現場工業試驗證明了該支護方案的合理性。

1 工程概況

冀家垴進風立井埋深528.9 m，井筒以北是東西采區的集中大巷，以西是南區集中大巷，以東是3101 工作面，已回采完畢多年，風井車場巷道附近無明顯地質構造。

1.1 圍巖概況

風井車場巷道位于3#煤層中，埋深506 m，頂底板為黑色泥巖，具體各巖層地質情況如圖1。

圖1 冀家垴風井車場巷道地質柱狀圖Fig.1 Geological histogram of Jijianao ventilation shaft roadway

為更好地了解巷道圍巖性質，對其作了單三軸力學測試，以及礦物成分分析和耐崩解試驗，風井車場巷道圍巖力學參數見表1，風井車場巷道礦物成分分析見表2，風井車場巷道圍巖耐崩解率試驗結果見表3。由表2 可知，黏土礦物在煤、泥巖、細砂巖中的含量分別為43%、52%、19%，如此可觀的黏土含量在一定程度上加劇了圍巖的遇水膨脹和變形失穩。由表3 可知，泥巖的耐崩解性極差，煤的耐崩解性其次，細砂巖的耐崩解性最好。當巷道頂板或底板以泥巖為主時，水力作用使泥巖崩解、碎脹、開裂，強度降低，造成嚴重的頂板開裂下沉和嚴重底鼓。

1.2 支護概況

冀家垴風井車場巷道原始斷面為直墻半圓拱形，巷道掘進寬度5 500 mm × 4 250 mm。原有支護形式采用29U 型棚，棚距500 mm。沿著巷道環向用優質木料進行支撐，規格為80 mm×80 mm× 500 mm。錨索規格為φ17.8 mm× L6 300 mm，排距為800 mm。風井車場巷道原始支護概況如圖2。

表1 風井車場巷道圍巖力學參數Table 1 Mechanical parameters of the ventilation shaftroadway surrounding rock

表2 風井車場巷道礦物成分分析Table 2 Analysis of the mineral composition of the ventilation shaft roadway

表3 風井車場巷道圍巖耐崩解率試驗結果Table 3 Test results of disintegration resistance

圖2 風井車場巷道原支護方式概況圖Fig.2 An overview of the original support methods of the ventilation shaft roadway

2 風井車場巷道變形破壞分析

經過多次現場調研發現，原29U 型棚棚腿、棚梁嚴重扭曲變形，頂幫下沉壓住各種管路，巷道變形嚴重。頂板最大變形量達到1 100 mm，兩幫最大收斂量達到700 mm，原支護方式變形示意圖如圖3。經實測，斷面收縮率為25%～29%。巷道頂板和側幫凸凹不平，圍巖破壞，導致整個支護體系失效。

圖3 原支護方式變形示意圖Fig.3 Deformation diagram of the original support scheme

結合對巷道圍巖強度成分分析及現場情況，分析得到風井車場巷道變形原因有以下幾點。

1）巷道圍巖巖性較差。風井車場巷道位于3#煤層中，兩幫為煤，頂底板為黑色泥巖。而經過對圍巖進行分析后可知，煤和泥巖的強度較低，且黏土礦物含量高，耐崩解性差，這就使得巷道圍巖吸水后極易膨脹軟化，導致大變形。

2）頻繁的動力擾動。風井車場巷道周圍井筒以北是東西采區的集中大巷，以西是南區集中大巷，以東是3101 工作面。這就使得風井車場巷道經歷了多次動力擾動，造成巖體極為破碎，最終導致了風井車場巷道巖體強度的再次降低，增加了支護難度。

3）支護強度不足。風井車場巷道埋深506 m，故垂直應力約為12.56 MPa。結合巷道所受的頻繁動力擾動，使得巷道長期處于高應力狀態。而U29 型鋼的支護阻力有限，這就導致了U 型鋼支架頂部彎折，側幫截斷。

3 支護方案優化

經過前述分析可知，風井車場巷道急需1 種高強度的支護方案。兩幫及頂板變形嚴重，再結合現場地形，將原直墻半圓拱斷面（5 600 mm×4 200 mm）優化為斜墻半圓拱（6 200 mm × 5 800 mm），優化后的支護方案示意圖如圖4。為解決空頂問題，巷道頂板使用填充體進行填充。巷道斷面噴射混凝土（厚100 mm，C20）后，進行錨桿（φ20 mm×2 000 mm）打設。最后安裝鋼管混凝土支架（φ194 × 10 mm），其由頂弧段、左幫段和右幫段組成，安裝完成后向其內部注入混凝土（C40）。

圖4 優化支護方案示意圖Fig.4 Schematic diagram of optimized support scheme

4 數值對比分析

為驗證優化支護方案的合理性，運用FLAC3D對比分析了原支護方案和優化支護方案下的巷道變形、應力、塑性區發展規律。模型大小為長×寬×高=50 m×40 m×30.5 m，由83 680 個單元組成。模型前后左右均采用法向位移約束，底部為固定邊界，頂部施加12.56 MPa（埋深506 m）的豎直應力。所有巖層均采用Mohr-Coulomb 模型。原支護方案與優化支護方案數值模擬結果如圖5～圖7。

由圖5 中的塑性區分布圖可知，在原支護方案下巷道圍巖破壞范圍較大，且基本都處于剪切破壞狀態；優化支護方案則使得巷道圍巖的破壞范圍急劇縮小，更好地保護了巷道。由圖6 可知，支護結構拱頂應力水平在20～40 MPa，底板應力水平較低，U型鋼支護結構承擔較大側向應力，底部四排錨桿拉力較大，頂部錨桿拉力值最大，拱肩4 組錨桿（圖中編號1#～4#）拉力相對較低。4 組錨桿分擔頂部荷載、但錨固效果不明顯；在鋼管混凝土支架支護下，拱頂荷載通過優化的結構布置迅速傳遞至側墻，排架承受側向應力大，鋼管混凝土排架與側向六組錨桿聯合受力，有效緩解了頂部荷載過大的問題。圖6（e）和圖6（f）表明，原支護方案下巷道圍巖內部的剪應力分布范圍較大，而優化支護方案很好地解決了這一問題，剪應力分布范圍明顯減小。由圖7 可知，在原支護方案下，巷道頂板下沉量為780～787 mm，兩幫收斂量為1 000～1 120 mm，底鼓量較大；優化支護方案則控制巷道圍巖較好，頂板、兩幫及底板變形量均不足100 mm。

圖5 原支護方案與優化支護方案塑性區對比Fig.5 Plastic zone comparison of the original support scheme and the optimized support scheme

圖6 原支護方案與優化支護方案應力對比Fig.6 Stress comparison of the original support scheme and the optimized support scheme

5 現場應用

為進一步驗證優化支護方案，進行了現場工業試驗。錨桿打設完成后安裝鋼管混凝土支架，首先分別安裝鋼管混凝土支架的左幫段和右幫段，然后安裝2 個套管，最后安裝頂弧段，鋼管混凝土支架安裝圖如圖8。

圖7 原支護方案與優化支護方案位移對比Fig.7 Displacement comparison of the original support scheme and the optimized support scheme

圖8 鋼管混凝土支架安裝圖Fig.8 Installation of concrete-filled steel tube support

整個鋼管混凝土支架安裝完畢后，從注漿口注入C40 混凝土。整個支護完成后，設置2 個測站（1#測站和2#測站）監測巷道變形。巷道變形在支護2個月后處于穩定，頂板變形量穩定在45～55 mm，兩幫變形穩定在25～35 mm，這表明優化支護方案控制巷道圍巖較好，保證了巷道的正常使用。

6 結 語

1）冀家垴風井車場巷道圍巖力學性質差、黏土礦物含量高、耐崩解性差，極容易吸水膨脹，從而誘發了風井車場巷道的大變形。

2）現場實測表明，在原U29 型鋼支護下，風井車場巷道頂板最大下沉量達1 100 mm，兩幫收斂量達700 mm，且底鼓嚴重，斷面收縮率為25%～29%。

3）經過數值對比分析可知，在鋼管混凝土支架進行支護后，巷道圍巖應力集中程度有所降低，且破壞范圍大大減小。

4）現場工業性試驗表明，以鋼管混凝土支架為核心的優化支護方案能夠控制巷道圍巖較好，巷道變形在支護2 個月后處于穩定階段，且頂板下沉量為45～55 mm，兩幫變形量為25～35 mm。