麻家梁礦主立井箕斗裝載硐室加固對策研究

吳劍平，夏建中，王 群

(北京中煤礦山工程有限公司，北京 100013)

1 工程概況

麻家梁煤礦主立井箕斗裝載硐室上接煤倉下連主井井筒。該硐室為永久性硐室，服務年限同該礦井的開采年限。在主井裝載水平平臺安裝完畢后，發現整個裝載硐室混凝土井壁開裂、變形，并有不同程度的滲水現象。在裝載水平平臺下12m段內，混凝土沿鋼筋網布置方向開裂，鋼筋外露且有嚴重變形，尤其是在液壓站硐室和后期鑿梁窩輪廓周邊更為嚴重。

根據J1號鉆孔綜合柱狀圖(圖1)可知，該段巖石主要由砂質泥巖、粉砂質泥巖、中粒砂巖、泥巖、煤等組成。圍巖巖性軟弱，易膨脹，且局部破碎、裂隙發育。硐室埋深較大，在地應力作用下使得巖石表現出軟巖的大變形、穩定性差等特性。

圖1 裝載硐室段圍巖分布示意

2 破壞機理分析

根據地質條件及硐室分布情況，井筒變形破壞機理主要有以下幾個方面。

2.1 地質條件差

該段井壁處主要軟巖組成。開挖時即發現巖性軟弱、泥質膠結、易風化破碎。根據周圍硐室相關的研究資料，該區域地應力主方向沿東西走向，圍巖普氏系數4～6，軟化系數0.6～0.69，膨脹系數30%左右，黏土礦質在20%以上，以高嶺土為主，流變性較為明顯。

2.2 地下水對圍巖的軟化作用

圍巖內存在大量的裂隙，在硐室開挖過程中，圍巖的變形會導致裂隙擴展，地下水沿裂隙滲入圍巖中，使得巖石軟化，該處泥巖軟化系數在0.6～0.69之間，使得圍巖承載能力降低。現場發現了硐室局部滲水現象。

2.3 裝載硐室斷面尺寸大，硐室群結構復雜

裝載硐室斷面對角最大連線長度達21m，為多個矩形的組合，呈反對稱結構。從受力角度分析，這種斷面的硐室易導致應力集中；裝載硐室周圍分布著煤倉等大斷面硐室，易相互影響，導致變形受力復雜。

2.4 現有結構強度難以抵抗圍巖應力

現有鋼筋混凝土結構設計強度為C30，厚度500mm，僅在外側布置單層鋼筋，根據質量檢測資料，混凝土強度未達到設計強度要求，且配筋率遠小于規范規定的最小配筋率要求，難以抵抗圍巖應力作用。

3 加固方案及參數確定

3.1 加固原則

裝載硐室井壁混凝土的破壞表明：原有的支護結構難以抵抗硐室圍巖的水平應力。因此，加固方案的選擇從兩方面考慮：①加固圍巖，使圍巖與支護結構共同作用抵抗水平應力及變形；②提高支護結構的強度，使支護結構在圍巖水平應力作用下不破壞。

3.2 加固方案及參數確定

依據加固原則，在選擇加固方案時主要考慮以下幾點。

1)由于硐室所處的巖層破碎，且圍巖承載力較低，因此有必要對圍巖進行加固，加固圍巖的目的主要是封堵圍巖的裂隙和提高圍巖的黏聚力及內摩擦角，以控制圍巖的塑性區范圍。

因此采用大孔徑全長注漿錨索加固圍巖(圖2)，注漿錨索采用4根纏繞綁扎的直徑Φ15.24mm的鋼絞線，向上傾斜10°打入井壁，鉆孔直徑100mm，長度為15m，間距2500mm×2500mm。該方法具有以下優點：①通過注漿，可以改變節理裂隙發育軟弱圍巖的松散結構，提高圍巖黏結力和內摩擦角，提高圍巖的整體承載能力，使作用在錨索上的荷載降低；②注漿加固圈能為錨索提供穩定的著力基礎，顯著提高錨固力和錨固效果，使錨索對松碎巖層的錨固作用得以發揮，從而能明顯地改善破碎圍巖穩定性，有效控制圍巖變形，防止圍巖破壞。③錨索采用壓力注漿，排除了鉆孔內殘留的空氣，使鋼絞線不至于銹蝕。

圖2 大孔徑全長注漿錨索結構示意

2)原支護結構為500mm厚的C30混凝土，配單排直徑為Φ20mm@300mm×300mm的鋼筋網，截面配筋率為0.19%，小于《煤礦立井井筒及硐室設計規范》6.1.0條規定的最小配筋率0.4%的要求，且經檢測混凝土強度未達到設計要求，因此該支護結構不足以抵抗圍巖水平應力的作用。

加固時加厚混凝土井壁(圖3)，在原井壁外側澆筑200mm厚混凝土，強度等級為C35，并配置Φ20mm@200mm×200mm的雙層鋼筋網，鋼筋網采用植筋的方式與原結構連接，植筋為Φ16mm，鋼筋植入原井壁為15d，以增加新增混凝土與原結構的拉結。同時在側墻拐角處設置斜向拉筋，以減輕角部的應力集中，提高角部的抗剪切承載力。

4 數值模擬論證

4.1 方案建模

加固方案確定后，采用FLAC程序進行數值模擬論證，采用的模型為長110m，寬70m，深度方向50m。

圖3 硐室直墻部位加固圖

分別選取原設計方案和加固后的支護參數進行數值模擬計算。原支護為鋼筋混凝土澆筑井壁，混凝土強度等級為C30，采用實體單元模擬。修復加固方案在原支護基礎上采用注漿錨索加固圍巖，并掛鋼筋網澆筑200mm厚的C35混凝土。錨索采用cable單元模擬，混凝土采用shell單元模擬。

4.2 計算過程及結果

4.2.1 井壁最大主應力

從最大主應力云圖(圖4)可見，加固前硐室側壁最大主應力約35MPa，加固后硐室側壁最大主應力約20MPa。可見采用加固方案的最大主應力明顯改善，最大主應力低于C35混凝土的抗壓強度設計值。

圖4 最大主應力云圖

4.2.2 圍巖應力集中區

加固前和加固后圍巖應力集中均出現在裝載帶式運輸機巷下部靠近硐室東西側墻墻壁的圍巖中，加固前和加固后對比發現，加固后的圍巖應力集中區距硐室側墻為3.9m，而加固前為5.3m(圖5)。可見，加固方案最終的應力集中區擴展范圍遠小于加固前的應力集中區擴展范圍。因此可以推斷加固方案能夠有效遏制應力集中區的擴展，減小了表面變形的發展。

4.2.3 硐室變形

加固后結構變形如圖6所示，可見支護體變形分布較為均勻，變形量較小。東西側硐室部分變形得到明顯改善。硐室部分最大變形量在2mm以內。

5 表面相對位移監測

為評價硐室加固后的效果，采用十字布點法安設表面位移監測點(圖7)，監測周期為加固后的5個月。在井壁中部鉆Φ28mm、深400mm的孔，將Φ25mm、長400mm的鋼筋植入井壁，鋼筋端部安設彎形測釘，用收斂計分別測量AB、AC、BC等各測點連線的距離，以此繪出各連線的位移曲線以直觀表示井壁相對位移情況(圖8)。

圖5 圍巖應力集中區

圖6 支護結構變形云圖

圖7 硐室測點布置

圖8 表面位移曲線

從位移曲線圖(圖8)可以看出，加固后5個月內，AB、AC、BC連線位移均基本保持穩定，各連線監測的最大相對位移分別為1.28mm、1.86mm、1.2mm，拋開測量過程中的誤差，可以認為相對位移接近于0mm。由此可以看出，加固后硐室井壁基本保持穩定，有效地控制了硐室井壁的變形。

6 結語

加固修復方案中外包混凝土結構提高了原混凝土井壁的強度，同時錨索支護一方面對混凝土支護體起到減跨作用，改善了其受力條件；另一方面也提高了圍巖的黏聚力和內摩擦角，為圍巖提供了較大的反作用力，減小了應力集中區向內轉移導致的圍巖損傷和軟化范圍，抑制了圍巖過大的變形。

麻家梁礦采用上述修復加固方案對裝載硐室進行支護加固，滿足了硐室的受力和變形要求，使得支護結構受力得到較為明顯的改善，現已進入穩定狀態并投入使用，保證了礦井提煤作業的安全。

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