單側受采動影響的軟巖巷道破壞規律及支護對策

王德發，楊永剛，郭 強

(1.內蒙古煤礦設計研究院有限責任公司,內蒙古 呼和浩特 010010；2.安徽省煤炭科學研究院，安徽 合肥 230001)

實踐證明，巷道開挖后無支護時，在一定狀態下是可以自穩的[1-3]，但巷道受采動應力影響后，打破了圍巖穩定的應力分布狀態，若圍巖松軟破碎，巷道變形更加難以控制。尤其受單側采動影響后，巷道兩幫應力分布不均勻，頂板非對稱下沉，巷道圍巖表現出明顯的非勻稱變形特征，嚴重影響了巷道的正常使用和維護。

針對動壓軟巖巷道支護，國內外開展了大量研究，王其洲等研究了非均稱變形巷道圍巖穩定性指標，提出了非均稱變形巷道高強度分區錨網索支護技術[4-5]；張向東等確定了復合型變形力學機制，提出采用錨網索帶注耦合支護方案[6]；朱術云等建立了煤層底板應力模型，得到煤層底板應力分布[7-8]；賈后省等采用巷道蝶形塑性區理論，揭示了采動巷道應力場與冒頂的內在聯系[9-10]；李家卓等研究了煤層群開采條件下的軌道巷多次擾動失穩機理[11-12]；陳上元等針對非對稱大變形問題，提出了“錨網索噴+底角錨桿+全斷面注漿+反底拱”非對稱耦合控制對策[13]；李國盛等提出了“錨桿錨索+淺深注漿”巷道圍巖聯合強化支護技術[14-15]。對于大斷面動壓軟巖巷道，多采用拱形斷面，U型鋼支架或錨網噴聯合支護方式[16-17]。

韓城象山南一石門巷道圍巖松軟破碎，采動影響后變形嚴重，每年需擴修2～3次，巷道擴修率達到90%以上，嚴重影響礦井運輸和安全生產，開展南一石門巷道加固技術研究對安全高效開采具有重要意義。本文以該石門單側受動壓影響軟巖巷道階段為研究對象，通過力學參數測定、XRD-衍射分析、數值計算和物理模擬，揭示單側受采動影響的軟巖巷道圍巖變形特征，提出合理的支護對策。

1 工程地質概況

象山礦井3號和5-1號煤層厚度分別為1.6 m和2.55 m。南一軌道石門為穿層巷道，巖層傾角小于7°，蓋山厚度496.8～662.3 m。巷道圍巖主要為鋁土泥巖、7號煤和泥質粉砂巖。巷道頂部20 m左右為3號煤層采空區，南部與21507工作面留有50 m煤柱，如圖1所示。3號煤層21306工作面停采線與南一石門巷道水平距離90 m，垂直距離33 m，5號煤層與南一石門巷道豎直距離為12 m。

圖1 南一石門與3號、5號煤層位置關系

南一石門巷道斷面為直墻拱形，掘進斷面寬度4 800 mm，高度3 100 mm(墻高1 200 mm，拱高1 900 mm)。南一石門口向西145～306 m范圍，采用29號U型鋼支護，排距800 mm。通過81 d實測，巷道頂底移近量500～1 000 mm，兩幫移近量1 500～2 200 mm，變形速度為3～4 mm/d。石門向西145～241 m段底鼓嚴重，支架梁腿搭接處折斷，頂梁被壓平，頂底移近量300～700 mm；向西241～306 m范圍，底鼓嚴重，支架頂梁變形，巷道單幫頂底移近量達100～120 cm，出現顯著的非勻稱變形，如圖2所示。

圖2 南一石門巷道圍巖變形特征(mm)

2 巷道圍巖性質測定

分別在南一石門向西80 m、100 m、180 m、220 m、260 m和300 m處取巖樣6組，對巖樣進行力學參數測定和XRD-衍射礦物成分分析，表1為實驗結果。XRD-衍射結果表明巷道圍巖蒙脫石含量2%～4%，高嶺石含量12%～29%，伊利石含量3%～4%。圍巖質軟易碎，具有流變和膨脹等軟巖特性。

表1 巷道圍巖性質測定結果

物理力學實測表明，巷道圍巖以泥巖為主，強度低，遇水軟化，軟化系數達0.37～0.66。泥巖飽和單軸抗壓強度為15.06～23.96 MPa，軟化系數為0.37～0.45；石英砂巖飽和單軸抗壓強度為64.16 MPa，軟化系數0.69；泥質粉砂巖飽和單軸抗壓強度為10.91 MPa，軟化系數0.66。

根據圍巖性質，須增加支護強度，控制巷道變形，同時噴漿封閉圍巖，防止圍巖吸水軟化和膨脹。

3 巷道圍巖變形破壞機理數值模擬

3.1 數值計算模型的建立

開挖巷道后，無支護時會出現兩種情況：①巷道圍巖變形到一定程度后即停止變形，并能長期穩定；②巷道圍巖變形過程中伴隨著片幫和冒頂，當垮落到一定程度時達到相對穩定[1-3]。隨著工作面的不斷推進，打破了巷道原有的三向應力平衡，工作面采動應力與巷道圍巖應力相互影響形成疊加應力場。為了研究疊加應力場在巷道不同服務階段的演化情況，采用FLAC3D數值模擬軟件，根據現場實際情況建立三維數值模型進行模擬計算。

根據象山礦南一石門軌道巷地質條件和巷道與3號、5號煤層工作面的位置關系，建立了長×寬×高=400 m×200 m×180 m的三維數值模型。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9.2 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。指定X坐標軸正向為工作面推進方向，Y軸正向為巷道掘進方向，模型如圖3所示。

圖3 FLAC3D數值模型

3.2 巷道圍巖位移變化規律

工作面推進到距離石門90 m、70 m、50 m、30 m和10 m時，巷道頂板、兩幫和兩肩角處的位移如圖4所示。21306工作面開采結束后，巷道圍巖出現輕微非均稱變形，右幫位移占兩幫圍巖表面相對位移量的60%.當21507工作面距離巷道90 m時，巷道左幫向右傾斜，整體出現向右側傾倒趨勢。21507工作面距離巷道50 m之后，巷道左幫向右傾斜，右幫內斂，幫腳處與底板相互擠壓，造成U型鋼底部壓彎，支護失效。巷道頂板與兩肩位移由淺部向深部不斷延伸，剛開始以徑向位移為主，之后切向位移逐漸增大，導致巷道圍巖出現顯著非勻稱變形。

圖4 巷道圍巖位移矢量

圖5為巷道圍巖位移隨煤柱寬度變化規律。由圖5可知，隨著21507工作面距離石門間煤柱寬度的減小，圍巖逐漸出現顯著的非均稱變形收斂。巷道頂板位移量增加了82%，底鼓量增加21%，左幫位移量增加64%，右幫位移量增加60%，左肩位移量增加80%，右肩位移量增加77%.

圖5 巷道圍巖位移隨煤柱寬度變化規律

3.3 巷道圍巖應力變化規律

隨著煤層開采，工作面前方超前支承壓力與巷道側方集中應力疊加，形成不對稱應力分布。如圖6所示，21306工作面超前支承壓力分布呈“蝶葉狀”，21507工作面開采后，兩個工作面超前支承壓力疊加，“蝶葉區”范圍增大，巷道兩幫圍巖應力由20 MPa增加到25 MPa以上。當21507工作面距離巷道50 m時，巷道左幫出現顯著集中應力，峰值達到35～40 MPa，而右幫應力集中范圍和峰值均小于左幫。其后，隨著工作面推進，巷道圍巖應力分布規律小幅度變化。

圖6 超前支承壓力變化云圖

21507工作面推進至距離巷道50 m時，巷道圍巖不同深度垂直應力分布規律見圖7。左幫在距離巷道表面9 m處，垂直應力峰值達到45 MPa；右幫在相同距離垂直應力峰值達到30 MPa；巷道兩幫垂直應力存在明顯非對稱分布規律，導致巷道圍巖呈現出顯著的非勻稱變形特征。

圖7 巷道圍巖不同深度應力分布規律

3.4 巷道圍巖塑性區特征

如圖8所示，當21507工作面與石門距離為50 m時，巷道左側幫部與頂板塑性區較大，右側幫腳不斷出現強烈剪脹變形且嚴重內斂，造成巷道頂板整體向右側錯動，巷道變形主要以兩幫不對稱變形、頂板非勻稱下沉為主。

圖8 巷道圍巖塑性區分布

巷道開挖后，圍巖破壞區域分為底板集中破壞區、松動區和極限平衡區，3個區域如圖8所示。根據“極限自穩平衡圈”理論[1-3]，對巷道圍巖塑性區進行分析，得出巷道頂板破壞深度3.1 m，左肩破壞深度3.3 m，右肩破壞深度3.0 m，左幫破壞深度2.2 m，右幫破壞深度2.0 m，兩幫腳破壞深度1.7 m，底板破壞深度1.25 m。據此提出南一石門巷道錨網索支護參數。

4 非對稱變形巷道圍巖支護方案

4.1 巷道U型鋼支護方式改進

鑒于巷道頂底和兩幫移近量大，底鼓嚴重，巷道斷面應當預留一定的變形量。為此，設計巷道寬度由原4 800 mm提高到5 000 mm，適應兩幫變形。巷道斷面選擇為直墻圓弧拱形，直墻高1 600 mm，頂拱高1 400 mm，提高頂板穩定性并適應頂板下沉變形。底板設600 mm反拱，提高巷道底板穩定性，抑制底鼓，如圖9所示。

圖9 (36號U型鋼)支護斷面設計(mm)

對原有支U型鋼支護進行改進，逐架拆除原29號U型鋼，重新架設36號U型鋼，棚距600 mm，棚梁搭接450 mm，巷道全斷面噴漿，噴漿厚度1 000 mm。

4.2 巷道注漿+錨網索噴聯合支護

對巷道全斷面采用注漿+錨桿錨索+鋼筋梯子梁+金屬網噴漿聯合支護。巷道支護流程：噴漿封閉—注漿—漿液凝固后擴修—錨網索支護—再次噴漿封閉—局部錨注補修。

1) 注漿支護工藝及參數。巷道多次復修后圍巖破碎更為嚴重，需首先噴漿封閉圍巖，然后對頂板與兩幫破碎區域注漿，注漿深度3 000 mm；漿液凝固后(約40 d)進行錨網支護，并噴漿封閉，噴層厚度50 mm；當巷道使用一段時間后，圍巖產生開裂時，對開裂區域進行局部注漿錨桿補修，如圖10所示。

圖10 巷道圍巖注漿示意(mm)

2) 錨網索支護參數。根據數值模擬結果，確定巷道圍巖的錨網索支護參數為：巷道頂板錨桿長度2 400 mm，間排距600 mm，兩幫錨桿長度2 400 mm，排距600 mm；頂板錨索長度6 000 mm，間距1 000 mm，排距1 200 mm，兩幫錨索長度4 000 mm，排距1 200 mm；底板注漿錨桿長度1 500 mm，間距800 mm，排距600 mm。錨桿預緊力不低于30 kN，錨索預緊力不低于80 kN。巷道全斷面采用金屬網噴漿封閉，采用8號鐵絲菱形金屬網，網目70 mm。

4.3 支護效果驗證

通過物理相似模擬實驗，對支護方案進行驗證(圖11)，采用上述支護方案，提高了巷道圍巖的穩定性。巷道兩幫塑性區深度減少85%以上，最大為0.8 m；頂板塑性區深度減少72%，最大為0.5 m；巷道周圍塑性區明顯減小，有效改善了頂板和兩幫非勻稱變形。

圖11 采動影響下的優化方案支護效果

5 結 語

1) 南一石門巷道圍巖含有蒙脫石、高嶺石和伊利石，具有吸水軟化性和膨脹性。巷道圍巖以泥巖為主，強度低，遇水軟化，軟化系數達0.37～0.66。在巷道支護中，需噴漿封閉圍巖，防止圍巖遇水膨脹。

2) 受側方工作面超前支承壓力影響，巷道圍巖呈現顯著的非對稱變形。工作面推進距離巷道50 m內，巷道圍巖位移量顯著增大，變形主要以兩幫不對稱位移和頂板非對稱下沉為主，臨近工作面側幫應力集中范圍和峰值均較大。

3) 根據巷道圍巖非均稱變形特征，對巷道圍巖進行注漿加固，提高圍巖的整體性和承載能力，合理的巷道斷面為直墻半圓拱帶底板反拱，確定了U型鋼-注漿-錨網噴聯合支護方案。