某礦大斷面運輸巷道支護技術

夏輝， 侯克鵬*， 孫華芬， 李琪琪， 袁明禮， 陳碩

(1.昆明理工大學國土資源工程學院， 昆明 650093； 2. 云南省中-德藍色礦山與特殊地下空間開發利用重點實驗室， 昆明 650093)

隨著礦井開采強度的增大和一些高性能大型設備在礦山生產中的廣泛使用，為滿足運輸和使用等條件，巷道斷面尺寸也隨之增大，大斷面巷道由此而生[1-2]。運輸巷道作為地下礦山的主要通道，一般要求安全系數大、工程質量標準高。而大斷面巷道一般是指巷道凈斷面面積大于10 m2，它破壞了圍巖完整性，存在圍巖變形量大、支護困難的問題，加之巷道受地質構造和工作面二次采動等多種因素的影響，易造成巷道發生冒頂、片幫和不同程度的底鼓等破壞現象，甚至在一些區域需進行多次修復才能滿足巷道服務年限，使成本的投入成倍增加，給支護帶來巨大挑戰[3-5]。

針對這些問題，諸多學者都進行了大量的研究工作。在理論方面，巷道圍巖控制的中心問題在于確定支護對象，強調支護與圍巖是互相補充，互相配合的組合體[6-7]。而錨桿能使圍巖整體強度提高的主要是因為錨桿能夠在圍巖內部形成一種穩定支護應力場[8]。此外，松動圈的厚度與支護難度緊密相聯，而圍巖松動圈支護理論的提出很好地解決了這一問題[9-10]。在實際工程應用方面，一般是基于巷道圍巖松動圈測試結果，通過總結巷道掘進過程中圍巖變形破壞規律，初步提出幾種可行性較好的圍巖支護技術方案，最后利用FLAC3D等數值模擬軟件比對各種支護方案的經濟有效性，并對有關參數進行優化，確定最終支護方案，以期保障這種大斷面巷道服務期間的安全使用[11-12]。

現以某礦山520中段大斷面運輸巷道為工程背景，在對巷道變形破壞情況現場考察的基礎上，通過現場調研、取樣以及試驗，理論計算和數值模擬分析，確定合理的圍巖控制技術及支護參數。研究成果對保證大斷面運輸巷道圍巖穩定性效果顯著，具有一定的指導意義。

1 工程地質條件

該礦位于瀾滄江鐵礦帶東亞帶南端，大地構造處于大勐龍褶斷束(Ⅵ2)西南端，瀾滄江深斷裂南端西側，礦區區內出露地層從新到老有第四系全新統(Q4)、上第三系(N)、下第三系(E)、棲霞組(P1q)、元古界大勐龍群下段(Ptdm1)。礦區呈北東-南西向分布，礦區發育縱橫斷層交織，其中以縱斷層居多，規模大者為F4和F10斷層，主要礦體賦存其間，兩斷層斷續延長大于3 000 m。礦體層間接頂板為變粒巖，受構造的影響，巖石較破碎，節理裂隙發育，大多充填物為鈣質，少數無充填。表1列出了該礦山520中段巖石礦物成分與含量。

表1 巖石礦物成分與含量Table 1 Mineral composition and content

2 巷道圍巖松動圈測試及分析

2.1 現場測試

圍巖松動圈測試結果是巷道支護方案選擇和圍巖穩定性分析的重要判據[13]，此次試驗為了準確獲得該礦山520中段運輸巷道圍巖松動破碎范圍，選取巷道掘進后具有普遍代表意義的巷道進行松動圈測試，測試設備為RSM-SY5(T)智能型分機體聲波儀，配一發雙收探頭，如圖1所示。巷道為三心拱形，斷面尺寸為3.80 m×3.60 m。選取其中2個斷面進行測試，分別命名為1-1和1-2斷面，兩個斷面測試間距10 m，單個測試斷面布置4個測孔(沿逆時針方向記為1#、2#、3#、4#號測孔)，分別位于巷道左右兩幫，傾斜向下15°，現場聲波測試示意圖如圖2所示。

圖1 RSM-SY5巖體聲波測試系統Fig.1 RSM-SY5 rock sonic wave test system

圖2 聲波測試示意圖Fig.2 Schematic diagram of sonic test

2.2 測試結果及分析

受到現場施工條件的限制，聲波測試孔深定為3.0 m，為保證測試的密度和精度，采用等深度順次推進的方法，自孔口向內以0.2 m為測距依次進行測試。將測得數據轉換成波速，并對異常數據剔除或修正，繪出各測點波速隨孔深之間的變化曲線。依據曲線的轉折情況找出圍巖松動區與完整區的分界，確定松動圈范圍。

圖3(a)、圖3(b)為1-1和1-2斷面各測孔波Vp隨孔深L的變化曲線，可以看出，當距離孔口深度小于1.4～1.6 m時，孔口位置波速較低，隨著測試深度增加，巖體波速變化較大且顯著升高，說明孔壁圍巖在0～1.6 m范圍內存在多處裂縫，巷道爆破開挖時對測孔孔口附近擾動影響較大。而當孔深大于1.6 m后，孔壁圍巖波速基本維持在3 000～3 200 m/s，說明大于1.6 m孔壁圍巖完整性較好，沒有明顯的裂隙。因此，可以確定巷道開挖后對圍巖產生損傷，520中段巷道圍巖松動圈的厚度為1.4～1.6 m。

圖3 各測孔波速-孔深曲線圖曲線Fig.3 VP-L curves for each measuring holes

3 巷道圍巖支護參數設計

3.1 巷道圍巖物理力學性質測試

根據現場實際情況，分別在巷道掘進位置50、100、150 m處取樣3組，測定圍巖的物理力學性質，實驗結果如表2所示。

3.2 巷道頂壓的計算

根據普氏理論，巷道頂壓就是自然平衡拱與頂板間破碎巖塊的重量，與埋深無關[14]。普氏理論巷道壓力拱受力簡圖見圖4所示。

但由于巷道兩幫巖石比較破碎，采用壓力拱將會擴大到以拱跨2a1的新壓力拱。其擴大后的壓力拱圖如圖5所示。

擴大后的壓力拱的跨度a1的計算公式為

(1)

a為巷道跨度一半；b為普氏拱高度；T為水平應力；N為垂向應 力；R為軸向力圖4 普氏理論巷道壓力拱受力示意圖Fig.4 Stress diagram of pressure arch in Pu’s theory roadway

a1為自然拱的最大跨度；H為巷道高度；φf為巖石內摩擦角圖5 兩側圍巖發生滑動時的壓力拱示意圖Fig.5 Schematic diagram of pressure arch when surrounding rock slides on both sides

表2 巷道圍巖力學參數Table 2 Mechanical parameters of surrounding rock in roadway

巷道頂壓計算公式為

(2)

式(2)中：Pv為巷道頂部的圍巖應力，kN/m；γ為巖石容重，kN/m3；f為普氏系數，f=σc/10，σc為巖石單軸抗壓強度，MPa。

將式(1)、式(2)聯立，各參數取自表2，計算得出Pv=70 kN/m。

3.3 支護參數的設計

綜合上述分析，利用松動圈支護理論，支護錨桿的長度應滿足穿過松動圈的厚度延伸至于未受擾動的穩定巖層。并結合現場地質狀況及巷道圍巖物理力學性質測試結果，受地質構造和地下水滲流作用影響，巖石破碎，蝕變接觸帶及風化帶發育，巷道圍巖地質類型為中等難度型。當巷道開挖通過不穩定圍巖時，錨桿采用Φ20 mm×(1 500～1 800) mm普通螺紋鋼錨桿，間排距為600 mm×800 mm，托盤規格150 mm×150 mm×8 mm的拱型高強度托盤，力學性能與桿體匹配[15]，噴漿層厚度70 mm。當巷道開挖通過斷層破碎帶時，由于該段巖層破碎，節理發育，穩定性差，施工時常常發生巖石冒落，因此對該段巷道頂板采用超前錨桿加管棚支護，主要目的是在未開挖巷道頂板形成固結等效層，提高破碎帶圍巖的殘余強度，增強了巖體的穩定性和抗剪強度，避免了由采掘活動產生的動載荷使圍巖產生二次破壞，以保證巷道開挖過程中不失穩[16]。其中鋼管的長度5 600 mm，直徑100 mm，間距300～900 mm，外插角4.3°，鋼拱架的選擇根據巷道頂壓計算值Pv=70 kN/m，選取14#號工字鋼。巷道穿過斷層破碎帶超前支護示意圖如圖6所示。

圖6 斷層破碎帶超前支護示意圖Fig.6 Schematic diagram of advanced support in fault fracture zone

4 支護方案數值模擬優化

4.1 模型建立

為驗證該礦山巷道噴錨支護與超前支護方案的可行性，同時對錨桿長度與鋼拱架間距參數進行優化。根據現場實際情況，建立FLAC3D三維計算模型進行數值模擬分析，巷道寬度3.8 m、高度3.6 m，計算采用的模型尺寸為X×Y×Z=70 m×40 m×70 m，模型上部施加原巖應力為9.1 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。此次模擬巷道掘進循環進尺為2 m，每完成一次進尺后，對該部分進行支護后再掘進下一進尺，總的掘進長度為20 m。

4.2 噴錨支護

當巷道開挖通過不穩固圍巖時，主要對錨桿長度參數進行優化，噴錨支護模擬方案如表3所示。

4.2.1 巷道圍巖整體位移分析

從圖7可以看出，在無任何支護的情況下，巷道最大位移量主要出現在頂板、兩幫位置，其中最大位移為12.6 cm，整體呈橢圓形，此種情況下巷道極易發生頂板下沉或邊幫破壞。噴錨支護后，由圖8可以看出，巷道最大位移區域散落在巷道兩幫和頂板，未成片出現，開挖后的位移量明顯減小，其中最大位移量為4.89 cm，是不支護時的1/3。

表3 噴錨支護各參數模擬方案Table 3 Parameter simulation scheme of shotcrete-anchor support

圖7 方案1巷道圍巖整體位移圖Fig.7 Scheme 1 overall displacement diagram of roadway surrounding rock

圖8 方案3巷道圍巖整體位移圖Fig.8 Scheme 3 overall displacement diagram of roadway surrounding rock

4.2.2 巷道圍巖塑性區分析

從圖9(a)可以看出，無支護條件下，巷道塑性區體積較大且范圍分布廣，頂板和兩幫主要為剪切破壞，圍巖塑性破壞深度最大約為2.4 m。采用噴錨支護后，由圖9(b)可以看出，巷道圍巖塑性區體積明顯減小，巷道兩幫塑性區深度減少80%，最大僅為0.5 m。

由圖10和圖11可以看出，當錨桿長度從1.5 m增大到1.8 m時，巷道整體位移量及塑性區體積值減小，且幅度較大；當錨桿長度由1.8 m增大到2.1 m時，圖10中巷道整體位移量出現輕微的增大趨勢，圖11中巷道塑性區體積減小，但幅度明顯變緩。說明錨桿長度等于1.8 m時，能夠起到良好的支護作用，既經濟又實惠。

綜上所述，針對不穩固圍巖，采用噴錨支護的支護效果是比較理想的，支護后巷道頂板及兩幫的整體位移量和塑性區范圍均明顯減少，其中兩幫塑性區變化最為突出，說明噴錨支護取得了良好的效果，巷道穩定性得到明顯改善。

圖9 塑性區分布圖Fig.9 Plastic zone distribution map

圖10 巷道整體位移隨錨桿長度變化圖Fig.10 Diagram of overall displacement of roadway versus bolt length

圖11 巷道塑性區體積隨錨桿長度變化圖Fig.11 Variation of plastic zone volume with bolt length in roadway

4.3 超前支護

由于斷層對該礦礦體下盤的影響較大，這就導致部分巷道必然要穿過斷層破碎帶進行施工，此時如果沿用噴錨支護將無法滿足礦井安全生產的要求。因此對這段巷道采用超前錨桿加管棚的支護方式，計算模擬主要對鋼拱架間距為0.6、0.9、1.2 m進行優化。

采用超前支護方案后，由圖12可以看出，巷道圍巖塑性區范圍和深度進一步降低，整體位移量也明顯減小，最大位移僅為1.78 cm，相比于采用噴錨支護最大位移量8.4 cm，減少了將近4/5。說明當巷道通過斷層破碎帶時，超前支護對限制圍巖發生變形效果明顯，支護措施合理。

由圖13可以看出，錨桿主要承受拉應力，鋼拱架主要承受壓應力。由圖14和圖15可以得出，隨著鋼拱架間距的增大，鋼拱架和超前錨桿所受的力也呈現增大的趨勢，曲線的增幅都比較大，變化強烈?？紤]到礦山運輸巷道服務的長久性，安全生產的要求，并結合鋼拱架物理力學性質，采用0.6 m作為超前支護方案。

圖12 鋼拱架間距取0.6 m時對應的塑性區及 整體位移圖Fig.12 Plastic zone and global displacement diagram of steel arch with 0.6 m spacing

圖13 鋼拱架間距取0.6 m時對應的鋼拱架及 錨桿受力情況Fig.13 Stress condition of steel arch and anchor bolt when steel arch spacing is 0.6 m

圖14 不同間距鋼拱架受力趨勢圖Fig.14 Stress trend diagram of steel arch frame with different spacing

圖15 不同間距超前錨桿受力趨勢圖Fig.15 The stress trend diagram of advance bolt with different spacing

5 結論

(1)現場考察和室內試驗表明，520中段回采巷道圍巖巖性復雜，抗壓強度值雖然較大，但由于受地質構造和地下水滲流作用影響，巖石破碎，穩固性差。巷道開挖后變形破壞大，難以自穩。

(2)松動圈試驗表明，圍巖松動圈范圍為1.4～1.6 m，屬于大松動圈Ⅳa巖石。提出對不穩固圍巖巷道采用噴錨支護，穿過斷層破碎帶巷道采用超前支護，并初步確定了相關支護參數。

(3)由FLAC3D數值模擬軟件計算得出，巷道支護參數設計比較合理，優化后的噴錨支護(錨桿長度1.8 m)和超前支護(鋼拱架間距0.6 m)巷道圍巖塑性區體積和最大位移量都明顯減小，巷道圍巖變形得到了有效控制，確保使用的長期性與安全性。