裂隙發育巖體巷道圍巖工程特征與變形控制

余偉健，李 可，蘆慶和，郭涵瀟，杜少華

(1.湖南科技大學 資源環境與安全工程學院，湖南 湘潭 411201；2.湖南科技大學 煤礦安全開采技術湖南省重點實驗室，湖南 湘潭 411201；3.貴州理工學院 礦業工程學院，貴州 貴陽 550003)

自然界中的天然地質巖體都具有不同程度裂隙發育，發育程度的好壞決定了整個巖體的力學特性，尤其是密度大、組數多和產狀復雜的裂隙大幅度降低了圍巖體強度，直接破壞了圍巖體的整體性。在實際工程中，存在大量原生裂隙巖體，這種巖體在開挖中又會受到工程力的作用，進一步破壞了巖體的完整性，形成了較大松動區，開挖后的硐室或巷道呈現不穩定狀態，極有可能出現垮冒事故，給安全生產帶來了極大的威脅，維護成本倍增。

裂隙在巖體中的賦存有較大的隨機性，同一處巖體中不同部位裂隙的力學性質差異性也較大，傳統的力學試驗與分析很難滿足工程需求。近10 a來，很多學者研究利用離散裂隙網絡(DFN)、合成巖體(SRM)等方式對工程現場調查的巖體裂隙進行重構還原以協助工程設計。SCHOLTS L等[1-2]驗證了DFN重構裂隙巖體的可行性，認為在現場觀測的基礎上，DFN可以有效重現裂隙巖體的漸進破壞，能較為準確地反映出裂隙巖體的破壞特征。高富強等[3-5]認為裂隙密度對巖體的殘余強度沒有顯著影響，對峰值強度影響較大；隨著圍壓升高，巖體峰值強度和殘余強度均升高。王曉卿等[6-7]利用合成巖體(SRM)方法重構了煤體節理，認為裂隙方位并不顯著影響煤體力學性能,僅影響煤體裂隙形態。在裂隙重構還原方面，FARAHMAND K等[2,8-11]將現場拍攝或掃描的裂隙巖體圖片利用Matlab等工具處理后，在模擬軟件中進行了重構，為公路邊坡處理、露天礦山采礦、隧道施工等巖石工程提出了很多指導性方案。MIYOSHI T等[12]將公路邊坡裂隙調查進行統計分組后采用DFN重構，認為DFN模型能更好地解釋邊坡巖石工程設計中的不確定性。趙偉等[13]在FLAC3D軟件中構建了一處礦山邊坡多裂隙模型，并提出了一種基于統計分布的DFN參數選取方案。煤礦井下不同于露天工程和隧道工程，受現場空間窄小等條件限制，通過掃描等方式獲取滿足需求的圖片對現場揭露的裂隙進行還原的難度較大。

多年來，巷道裂隙圍巖體變形規律、維護和控制問題一直是學術研究的難題和工程施工關注的焦點，學者們相繼提出了較多的裂隙圍巖體工程控制方案，例如：康紅普等[14-16]提出支護-改性-卸壓協同控制理念，提出高壓劈裂注漿改性技術，主張通過注漿改性方法提高圍巖自承能力，研發了超高強度、高沖擊韌性錨桿。何滿潮等[17-18]認為，層狀碎裂結構是深井巷道圍巖強度降低、產生不均勻變形與破壞的主要原因，提出了關鍵部位耦合支護策略，研發了恒阻大變形錨桿(索)。文獻[19-21]針對深部裂隙巖體變形巷道圍巖的穩定性及控制問題，研討了巷道圍巖變形的主要影響因素，提出了針對裂隙發育巖體巷道的“分次強化支護，實現內外承載”為核心的“錨桿、錨索和兩步注漿殼體”聯合支護技術，等等。上述成果在理論研究和工程現場都發揮了重要作用，但針對裂隙圍巖體的控制技術尚未形成比較完整的系統，目前主要還是采用被動支護與主動支護相結合，如采用架棚支護與錨桿、錨索和注漿等技術聯合使用[22-24]。由于巖體各向異性和非均質性等特點，加上裂隙分布的隨機性和力學參數難以量化，導致裂隙巖體力學響應機制和開挖卸荷力學機理研究困難，較多學者將現場條件簡化后進行研究，無論是巖體穩定性，還是圍巖控制都應該因地制宜，對癥下藥。

筆者針對裂隙發育的巷道圍巖體，開展典型礦山工程圍巖揭露與巷道圍巖穩定性的現場調研，采用DFN對現場調查的裂隙進行重構還原，系統地采用相關理論和手段分析此類圍巖在應力作用下的穩定性。同時，結合具體礦山巷道工程，提出相關控制原理及關鍵技術。

1 裂隙圍巖工程特征

1.1 工程概況

貴州省木孔煤礦位于揚子陸塊內部的黔北臺隆遵義斷拱南部，大頂坡背斜(安底背斜)東段北翼，區內褶皺、斷裂構造不發育，煤系地層為二疊系龍潭組(P2l)，為緩傾斜～近水平巖層，研究對象為布置在該礦井3號煤層和5號煤層之間巖層中的+600 m西運輸大巷，該巷道最大埋深450 m，擔負礦井西翼運輸任務，是西翼各采區的“咽喉”，設計總長為1 650 m。巷道位置如圖1所示。

圖1 +600 m西運輸大巷相對位置

1.2 巷道變形情況

調查發現+600 m西運輸大巷已掘出部分圍巖為典型裂隙巖體，裂隙發育程度高。在已掘巷道的圍巖變形與破壞情況來看，首先表現為兩幫內擠嚴重，移近量大導致側墻張裂嚴重，引起鋼筋網發生嚴重扭曲、噴錨掛網扭曲或被拉斷，噴層開裂破碎，巷道圍巖被擠出。上覆巖層壓力增大和水平擠壓力的作用下，拱頂向上產生較大位移；同時，由于水平應力從底板方向釋放，導致底板發生翹起、道床抬高等現象，部分地段軌道變形至不能滿足正常運輸和通風需求。從現掘巷道圍巖變形調查來看，雖然采用螺紋樹脂錨桿+鋼筋網+噴混凝土支護，但變形仍然較為嚴重。

1.3 圍巖結構內部裂隙發育窺視

在+600 m西運輸大巷頂板和幫部處采用鉆機施工直徑φ90 mm、孔深8 m的鉆孔各一處，使用YTJ20型巖層探測記錄儀探測巖體內裂隙發育情況。結果顯示，距孔口0.25 m處頂板內部巖體呈現局部破碎、細小裂紋，距孔口1.1 m處孔壁出現裂隙，2.4 m附近出現破碎帶和次生裂隙，距孔口4 m處孔壁部分出現縱橫交錯的裂隙。幫部距孔口0.15 m處內部巖體呈現破碎帶、裂隙，距孔口2.1 m附近出現局部破碎、裂隙，2.4 m附近出現局部破碎。

1.4 揭露巖體裂隙分布調查

根據詳細線觀測法對木孔煤礦+600 m西運輸大巷圍巖開挖面的裂隙發育情況進行了調查，現場隨掘進工作面推進按三測線不連續面量測方法共調查了5 m范圍內的123條裂隙的產狀分布情況。由現場調查數據可知，該巷道裂隙發育程度較高，是典型的裂隙巖體，由許多分離體形成，裂隙最大間距為30 cm，最小的不足1 cm，總平均在8 cm左右，根據裂隙的傾角和走向數據，裂隙組的數目為4組。該巷道圍巖裂隙間距較小、圍巖完整性較差，巖體各項異性明顯。可以發現，巷道圍巖裂隙較為分散，傾向為南西方向的裂隙居多，因此，該區域的工程地質條件較差，巖體裂隙發育，圍巖結構破碎。調查裂隙統計見表1。

表1 巷道圍巖裂隙調查統計

1.5 裂隙數據處理方法

(1)

(2)

2 裂隙圍巖巷道變形規律與破壞特征

2.1 裂隙圍巖巷道現場監測變形規律

在復雜應力環境下，巖體裂隙的發育程度直接關系到巷道圍巖控制的難易程度。一方面開挖巖體本身的卸荷作用，巖體局部由三向受力轉變為二向受力，裂隙局部由壓剪狀態轉變為拉剪狀態，圍巖應力狀態逐步復雜化；另一方面在高地應力作用下，力學強度低的圍巖發生大變形。

圖2為巷道圍巖的變形曲線，可知由于破碎狀裂隙圍巖體力學強度較低，巷道兩幫和頂、底板變形明顯，呈全斷面收縮變形，破碎狀裂隙圍巖巷道開挖后具有變形量大和持續時間長等特點。該巷道圍巖變形監測表明，經過210 d的監測后，兩幫收斂達到591 mm，頂、底板收斂達到534 mm，其變形量相對較大。從變形規律來看，此巷道圍巖一般在30 d左右，變形速度較快，可達到8～9 mm/d；在90 d左右又有一個增長期，說明該巷道圍巖受到了工程擾動的影響，變形速度有加快現象，而后較為穩定。但是，到監測后期，其變形速率有的還大于1 mm/d。

圖2 裂隙圍巖巷道變形曲線Fig.2 Deformation curves of roadway in FRM

2.2 裂隙圍巖巷道變形與破壞特征

針對我國南方一些礦區的調查發現[27]，工字鋼、U型鋼等被動支護與錨桿、錨索、噴漿、注漿、金屬網等主動支護均被廣泛應用于裂隙圍巖巷道的變形控制，但由于變形機理不清、支護時機不恰當、支護與圍巖變形不協調等原因，多種支護形式下，裂隙圍巖巷道仍然存在變形、破壞嚴重問題，典型的幾類支護巷道的破壞特征為：

(1)“錨桿+錨索+金屬網”支護巷道。在應力作用下原裂隙巖體在開挖之后迅速產生擴容形成碎脹變形，使巷道壁面呈現出許多的裂隙。由于裂隙范圍大，松動破碎的巖石全部或大部分脫離了母體，支護結構要承受這些離層破碎巖體的全部質量。若時間稍長，支護結構可能受力不均發生失效，錨桿或錨索被整體移出或撥出，墊板大變形至失效，金屬網出現“網兜”和空幫等現象。尤其是當錨索失效或長度不夠時，頂板冒落危險性增大(圖3(a))。此外，如巖體含泥質成分較多且鄰近巖層中富水性好時，由于圍巖沒有及時封閉，泥質巖層吸收水分后，產生體積膨脹、泥化等現象，圍巖整體性強度降低，影響圍巖受力環境。因此，對于地應力影響較大的裂隙巖體中的巷道，采用錨-網-索的聯合支護方式，錨桿和金屬網起到了一次支護作用，而錨索起到2次支護作用，在一定時間內相對比較穩定。錨索與錨桿形成“深、淺”承載結構，充分發揮了深部穩定巖體的作用。但是，如果裂隙巖體的范圍較大，或者支護后圍巖松動繼續擴張，在較長時間作用下，如不及時進行強化支護，巷道圍巖的碎脹變形迅速增長，致使巷道圍巖變形失控，引起支護結構整體性失效，最終錨索或錨桿被拉斷或切斷時有發生。

(2)“錨桿(或錨索)+金屬網+噴射混凝土”支護巷道。這種支護形式對圍巖進行了及時的封閉，前期支護的效果較好。但由于巖體裂隙發育整體破碎，應力環境的改變致使裂隙進一步擴展，裂隙范圍越來越大，反向引起應力環境改變范圍擴大，惡性循環中巷道圍巖變形速率增大，支護結構載荷隨之逐步增大，最終導致巷道的大變形和支護失效，以至失穩。這種支護形式下的巷道圍巖變形初期以巷道片幫為主，隨著片幫程度的加大，噴射混凝土脫離巖壁從而掉塊失去支護作用。裂隙巖石由于支護失效而發生垮冒，在部分部位形成空洞。在應力較大的環境下，巷道裂隙圍巖變形與破壞程度進一步加大，容易發生兩幫擠進、頂板下沉或底臌等變形與破壞現象。

圖3 不同支護形式的巷道圍巖變形與破壞Fig.3 Deformation and failure of surrounding rock in various support forms

(3)“錨桿(錨索)+金屬網+噴射混凝土”+“鋼拱支架”支護巷道。這種支護方式是主動支護與被動支護的結合，也是柔性支護與剛性支護的結合，是先柔后剛、讓壓支護理論的典型實踐。一開始圍巖與鋼拱架相互作用程度較低，其變形速率較大；當變形到一定值后，圍巖對鋼拱支架的壓力越來越大，鋼拱支架被動對圍巖的變形抵制作用也越來越明顯，支架屈服變形之前，表現出較好的圍巖控制效果，尤其在淺埋巷道支護時，圍巖變形施加荷載長期小于鋼拱支架屈服臨界荷載，鋼拱支架作用明顯，可作為永久性支護。然而對于應力環境復雜的深埋巷道，隨著變形時間的延長，圍巖變形的增長，作用在鋼拱支架上的圍巖壓力也越來越大，超過屈服臨界荷載時，由于巷道與鋼拱支架的非規則性產生局部變形，發展為支架整體變形，對圍巖的抑制作用減弱，引起圍巖整體性失穩。這種支護巷道的破壞主要表現在鋼拱支架被壓壞，拱頂被垮落巖石壓壞，兩幫有時會出現向內擠，造成鋼拱支架形成尖桃形。

(4)注漿加固巷道。注漿對裂隙巖體具有充填和黏結作用，提高了整個圍巖的整體性和力學強度。特別是錨注具有網絡和函拱效果，提高圍巖的自我承載能力，穩定性好。但是，在高應力環境下，這種圍巖的變形具有極強的時間流變及碎脹性，隨著變形的不斷增加，巷道也會產生大變形，直至失穩。這種巷道的變形是全斷面的，尤其是在有構造應力作用下，可使兩幫、頂板和底板產生較大的變形，尤其是兩幫移近和底臌現象特別突出。

3 裂隙重構數值方法

3.1 DFN裂隙重構過程

采用FLAC3D軟件的離散裂隙網絡(DFN)模塊進行裂隙重構還原，還原對象為表1中列出的4組裂隙。DFN模塊基于統計分布函數將巖體的裂隙視作數個離散的裂隙組，指定裂隙發育密度、跡長、裂隙傾角、走向等約束條件后隨機生成數個裂隙組，將與裂隙組相交的單元格進行參數賦值，以此來模擬巖體內的裂隙。

基礎模型尺寸x×y×z=100 m×40 m×100 m，擬在+600 m西運輸大巷所在的砂巖巖層中重構還原調查得到的4組裂隙，巷道走向y方向的+20～+40 m不添加裂隙，作為裂隙范圍的分析對照，所建數值模型和重構裂隙范圍如圖4所示。調查所得的4組裂隙采取分組還原的方式按A→B→C→D的順序依次進行重構，重構參數均取自表1。重構過程如圖5所示，跡線和正交跡線如圖6所示。

圖4 FLAC3D數值模型Fig.4 Numerical model in FLAC3D

3.2 裂隙模型驗證與應用

+600 m西運輸大巷巷道原支護采用錨網噴支護，錨桿規格為長2 m，直徑20 mm的高強螺紋鋼樹脂錨桿，錨桿間、排距800 mm×800 mm，長度2.4 m，每根錨桿安裝K2335樹脂藥卷2卷；鋼筋網φ6.5-100 mm×100 mm；噴射C20混凝土厚120 mm。巷道斷面參數和原支護方案如圖7所示。

圖5 裂隙重構還原過程Fig.5 Reconstruction and revivification process of fractures

圖6 裂隙正交跡線Fig.6 Orthogonal traces of fractures

圖7 原有支護數值模型Fig.7 Diagram of originalsupport

使用原支護方案，分別施加載荷于重構裂隙區和無裂隙區以對比分析重構模型的可行性。數值模型采用Ubiquitous-Joint彈塑性本構模型，該本構模型采用莫爾-庫侖本構模型與相應的流動準則，包含巖體和裂隙(節理)2部分[28]。設置與模擬裂隙的DFN相交的單元格黏聚力為10 kPa；原巷道采用錨網噴支護，鋼筋網和混凝土噴層采用Liner模擬，其計算參數引自文獻[28-29]，見表2；錨桿和下文中的錨索采用Cable結構單元模擬，綜合文獻[28,30-31]，其計算參數取值見表3；錨桿外端頭采用Node-Node方式與鋼筋網噴層連接以確保與其協同變形，錨固端采用Node-Zone方式與單元體連接；原有巷道支護方式數值模型如圖7所示。巷道最大埋深450 m，在模型頂部z向加載12.15 MPa面力，模型另外5個面采用Fix命令進行固定。

表2 鋼筋網和噴層數值計算參數

表3 錨桿與錨索數值計算參數

在裂隙重構段y=10 m處和對照段y=30 m處各設置一處監測斷面，監測巷道4個方向6 m深范圍內圍巖變形量，監測結果如圖8所示。裂隙段巷道4個方向的表面位移量均是對照段的2倍左右，隨著監測深度增大，2個斷面變形量差距逐漸減小。模型收斂后，兩幫收斂量是實測值的0.73倍，頂底板收斂量是實測值的1.04倍，變形量不能完整契合實測數據。裂隙段監測點頂板變形量最大，是底板和兩幫的2倍左右，兩幫變形量略大于底臌量，巷道產生全斷面非均勻收縮變形，此變形趨勢與現場監測結果相符。因此認為，重構的模型能作為后期支護設計時不同支護方式效果對比的定性參考。

圖8 裂隙段和對照段圍巖變形對比Fig.8 Contrast diagram of deformation of surrounding rock between joint section and contrast section

4 控制原理及關鍵技術

4.1 控制要點

由于裂隙巖體開挖后，在復合應力作用下，破碎程度進一步加劇。因此，此類圍巖的變形控制主要思路是要盡快提高內結構圍巖強度，阻止圍巖中集中應力的相對無限外移，減小或消除巷道表面拉應力區。根據巷道圍巖變形與破壞特征，提出如下控制要點：

(1)提高支護系統的初期支護剛度與強度。一般來說，裂隙巖體由于結構面離層、滑動、裂隙張開及新裂紋產生等擴容變形，產生不連續變形。在地下圍巖開挖之后，這種不連續變形先于連續變形。因此，為了控制硐室圍巖的變形，需要大幅度提高支護系統的初期支護剛度與強度，有效地控制圍巖不連續變形，盡量保持圍巖的完整性。同時，要求支護系統應具有足夠的延伸率，允許硐室圍巖有較大的連續變形，使高應力得以釋放，并最大限度地保持圍巖完整性，盡量減少圍巖強度的降低。

(2)充分利用深層穩固巖體的承載功能。目前，深部地下工程的控制主體仍然是錨桿和錨索，而錨桿、錨索支護主要作用在于控制錨固區圍巖的離層、滑動、裂隙張開、新裂紋產生等擴容變形。因此，在進行錨桿和錨索支護時，必須要找到深部穩定巖體作為承載支承點，這樣才能形成剛度較大的預應力承載結構，阻止錨固區外巖層產生離層，同時改善圍巖深部的應力分布狀態，大大提高支護效果。

(3)擴大支護系統的承載面積。目前，支護結構的主體仍然為錨桿或錨索，對于單根錨桿(錨索)預應力必須要通過托板、鋼帶和金屬網等構件將錨桿(錨索)預應力擴散到離錨桿更遠的圍巖中，因此，首先要使錨桿或錨索預應力能有效地擴散，由點的作用擴散到面的作用。對于完善性較差的圍巖而言，可采用通過金屬網、墊層或棚架進行力的擴散，這樣，即使施加很小的支護力，也會明顯抑制圍巖的變形與破壞，保持頂板的完整。

(4)準確把握支護系統，尤其是被動支護與主動支護的臨界支護剛度。在實際工程當中，采用錨桿、錨索和U型鋼架等進行聯合支護最為廣泛。對于這樣的支護系統，常常存在支護剛度不耦合等問題造成局部支護結構破壞而失去支護效果，這就存在一個臨界支護剛度。如果支護系統剛度小于臨界支護剛度，圍巖將長期處于變形與不穩定狀態；相反地，支護系統的剛度達到或超過臨界支護剛度，圍巖變形得到有效抑制，巷道圍巖處于長期穩定狀態。當然，在實際工程中，決定這個臨界支護剛度的關鍵影響因素是錨桿(錨索)預應力，因此，只要錨桿(錨索)達到臨界預應力值后，就能有效控制圍巖變形與離層，而且支護結構受力變化不大。

(5)有效提高裂隙巖體的完整性及承載強度。由于破碎程度較大的裂隙圍巖松動范圍大，巖石塊體之間縫隙大，摩擦與鑲嵌作用及抗拉、抗剪強度已基本喪失，單靠錨固手段難以使巖塊裂隙閉合或縮小，因此，提高圍巖整體強度非常重要。一般地，可采用圍巖注漿使裂隙得到充填膠結，提高圍巖穩定性，使松動圈就轉變成巖石承載圈，形成承載能力高、整體性好的“內、外”拱式承載結構，大幅度提高圍巖的自身承載能力。

4.2 “長、短”錨桿(錨索)承載體系

由于圍巖的自穩平衡能力，當巷道周邊裂隙巖體破碎到一定程度時，形成圍巖的自穩平衡圈。該平衡圈內的巖體較為穩定，考慮在該圈內穩定巖體中作為錨固支撐點。當進行長錨索支護時，長錨索的錨固點就作用在該區域內，因此，使長錨索除了對原來的拱合組具有強化作用外，還起到了懸吊和拉伸作用，并形成新的范圍較大的壓縮應力拱。對于大跨度軟弱巖體的硐室，長錨索是“圍巖-支護”結構的核心，其將松動圈內的錨桿(短錨索)組合拱承載體直接懸吊和拉伸在自穩平衡圈內的深部穩定圍巖中。

當長錨索的間排距適當時(如密集型錨索支護)，還會形成自己的組合壓縮拱，極大地提高圍巖與錨固體的自身承載力，并將作用在承載上的部分應力傳遞到圍巖深部，從而與深部穩固巖體連為一體并互相協調地作用，提高工程圍巖的穩定性。為了區別錨桿(短錨索)與錨索的作用機理，現把錨桿(短錨索)形成的組合壓縮結構稱為次壓縮拱，長錨索形成的組合壓縮結構為主壓縮拱。這2種壓縮拱的作用機理再加上錨索的懸吊作用使承載結構形成了一種疊加拱的力傳遞系統，可將其稱之為疊加壓縮拱承載結構。這種結構與上覆巖體融為一體，充分體現了“圍巖-支護”共同體特點，這種力學作用的承載結構可表示為如圖9所示。

圖9 “長、短”密集錨索(錨桿)支護Fig.9 “Long-short” dense anchor cable (anchor) support

在該承載體系當中，另一個關鍵構件是采用了高強度、高剛度的U型鋼拱架。U型鋼支架具有可縮、剛度大等優勢，但是在實際應用中，U型支架在讓壓過程中給圍巖的阻力較小，引起圍巖塑性區邊界不斷擴張，導致應力無限內移，因而破碎區域也不斷擴大，支架剛度也難以發揮作用，最終導致支架難以承受圍巖變形壓力而失效。另一個方面，由于錨索(錨桿)的支護阻力大，可縮量小，在高應力作用下易破斷。因此，根據實際情況設計了一種“U型鋼+錨索(錨桿)”協調支護承載體系。

這種支護技術實現了錨索(錨桿)與U型鋼的耦合，尤其是能在巷道開挖初期利用高強、高預緊力錨索主動支護限制巷道初期變形，在支護后期能及早有效發揮U型鋼支架的高剛度、可縮的特點，使得巷道圍巖保持穩定。錨索或錨桿的承載力也能通過高剛度U型鋼支架實現了力從點到面的傳遞，增加了支護系統的承載面積。

4.3 可控注漿加固“內、外”結構承載

為了進一步提高裂隙圍巖的穩定性，根據控制要點，應盡量提高圍巖的承載能力和完整性，研發了專門用于裂隙圍巖巷道的可控注漿加固技術，如圖10所示。通過自動伸長式堵孔裝置能夠預設壓力，當注漿壓力達到預設壓力時能夠沿錨桿軸線自動伸長。錨桿能根據圍巖裂隙情況進行自動調整控制注漿范圍，對裂隙圍巖支護效果好、注漿量少，能大大減少注漿成本，保證裂隙圍巖巷道長期穩定。

在裂隙巖體較深部通過漿體提高了其完善性和承載能力，尤其是配合“長、短”錨桿(錨索)承載結構，不但充分發揮了錨桿(錨索)的穩固根基作用，而且還通過U型鋼和金屬網提高了受力面積，增強支護體系的剛度，“內(錨索或錨桿錨固端與注漿拱)、外(墊板、U型鋼和金屬網等形成的強力作用構件)”組合承載提高支護系統整體強度，增加使用壽命。

圖10 裂隙圍巖巷道的可控注漿加固裝置Fig.10 Controllable grouting device for roadway in FRM

5 工程實踐與應用

5.1 強化支護方案

在前面分析和原支護設計方案的基礎上，設計支護錨桿長度為2.4 m，間排距為1 000 mm×1 000 mm，預緊力為60 kN，底角錨桿與水平面夾角為45°，且對整個巷道斷面進行全斷面錨索加強支護并同步注漿，如圖11所示。具體參數如下：

圖11 強化支護方案數值模型Fig.11 Redesigned reinforced support scheme

(1)可控注漿加固。本次注漿分淺孔注漿和深孔注漿。其中，淺孔注漿孔長度為2 m，頂拱和兩幫的間排距均為2 000 mm×2 400 mm；深孔注漿孔長度為5 m，頂拱和兩幫的注漿孔的間排距均為3 200 mm×2 400 mm。

(2)錨桿支護。采用φ20 mm×2 400 mm左旋無縱肋螺紋鋼，間、排距1 000 mm×1 000 mm，每根錨桿采用2節Z2335型樹脂藥卷加長錨固(1支快凝，1支中等凝固速度)。

(3)錨索支護。采用φ17.8 mm×7 000 mm鋼絞線，間、排距1 200 mm×1 600 mm，每根錨索采用3節Z2335型樹脂藥卷加長錨固(1支快凝，2支中等凝固速度)。

(4)U型鋼架及金屬網。采用U29半圓拱形鋼支架，間距為1 200 mm；噴射混凝土層厚度120 mm；全斷面掛鋼絲網和鋼筋梯子梁，金屬網為φ6.5 mm，網格100 mm×100 mm，規格為1 200 mm×800 mm。

采用Beam結構單元模擬U29型U型鋼，其計算參數引自文獻[28,30]，見表4。其他模型參數及支護結構參數與前文相同。

表4 U型鋼數值計算參數

5.2 數值計算驗證

由圖12可知，原支護巷道兩幫4 m的范圍內，水平應力在2 MPa以下，水平應力在頂板和底板10 m處最大，應力集中系數1.8；頂板和底板均有大范圍的拉應力區，容易引起裂隙圍巖拉剪破壞后的松動變形；豎向應力在兩幫3 m處最大，應力集中系數1.2。強化支護后，水平應力在頂板和底板的注漿層位置集中，應力集中系數為2.2，豎向應力在兩幫內外注漿層位置集中，最大豎向應力在淺孔注漿層位置，應力值為23.5 MPa，集中系數1.9，深孔注漿層應力集中系數1.4；強化支護后，水平應力和豎向應力集中系數均升高，有效阻止了地應力在巷道表面釋放，但板底板和兩幫均變化為壓應力區，不再出現拉應力區，有效阻止了裂隙圍巖體的拉剪破壞。

由圖13可知，原支護巷道兩幫和頂、底板變形均較大，屬于全斷面變形，且變形影響范圍較大，兩幫10 cm以上變形區深度8 m，面積212 m2，頂、底板12 cm以上變形區深度5 m,面積52 m2。強化支護后，兩幫和頂底板單方向變形量均在10 cm以內，說明強化支護能有效阻止裂隙圍巖體大變形。

5.3 現場驗證

基于“長、短”錨桿(錨索)和可控注漿加固的關鍵技術，在該巷道進行試驗，試驗段巷道長為50 m，采用錨桿、錨索、U型鋼及金屬網形成第1次支護，通過壁后可控注漿進行2次支護。根據圍巖變形監測結果可知，該試驗段巷道進行支護并加固后，圍巖整體變形趨于穩定，在4個月的觀測期間內，巷道兩幫移近量0.1 m，頂底板移近量0.12 m，，最終變形速率不到0.2 mm/d，說明強化后的支護方案能較好地控制此類圍巖的大變形，能滿足較長時間的生產服務。

圖12 強化支護前后應力分布云圖Fig.12 Contrast contour of stress distribution before and after strengthening support

圖13 強化支護前后位移云圖Fig.13 Contrast contour of displacement before and after strengthening support

6 結 論

(1)分析總結了裂隙圍巖巷道常用典型的支護方式的變形破壞特征，認為變形機理不清、支護時機不恰當、支護與圍巖變形不協調等問題是裂隙圍巖巷道典型的變形破壞特征的主要原因。

(2)基于現場調研與理論分析相結合的手段分析了裂隙發育巖體巷道的變形破壞特征，采用三測線不連續面量測方法對現場的裂隙發育情況作了調查統計，利用離散裂隙網絡(DFN)對礦山現場的裂隙進行了重構還原，與現場監測數據對比分析后認為重構模型能作為支護設計時不同支護方式和支護參數效果對比的定性參考。

(3)基于提高圍巖強度、防止應力集中的思想，提出了提高支護系統的初期支護剛度與強度、充分利用深層穩固巖體的承載功能、擴大支護系統的承載面積、準確把握支護系統，尤其是被動支護與主動支護的臨界支護剛度、有效提高裂隙巖體的完整性及承載強度等5個裂隙巖體控制要點。

(4)在控制原理的基礎上針對性地提出了以“長、短”錨桿(錨索)承載體系，“可控注漿”加固為“外”承載的聯合控制技術，基于數值計算驗證認為，該方案能消除或減小巷道圍巖拉應力區，有效阻止裂隙圍巖體的拉剪破壞形成松動變形。通過對木孔煤礦+600 m西運輸大巷現場工業實驗，圍巖監測數據顯示，在4個月的觀測期內，巷道兩幫移近量0.1 m，頂底板移近量0.12 m，巷道圍巖最終變形速率低于0.2 mm/d ，提出的支護方案顯著抑制了該巖體巷道的大變形傾向，進而保障其圍巖的長期穩定性。