高應力大變形軟巖巷道“三殼”圍巖控制機理及應用*

王羽揚，劉 勇,2，王 沉,2，康向濤,2，冷光海

(1.貴州大學 礦業學院，貴州 貴陽 550025； 2.貴州省復雜地質礦山開采安全技術工程中心，貴州 貴陽 550025)

0 引言

軟巖巷道支護問題一直是當今世界地下工程中一項重要而復雜的技術問題，隨著淺部煤炭資源日漸枯竭，煤礦開采深度及開采強度的不斷提高，軟巖巷道的數量也在逐漸增多，高地應力、高地溫、高滲透地壓、強烈采動影響以及松軟破碎圍巖等不利因素加大了巷道的支護難度[1-2]。

在深部軟巖巷道圍巖控制研究中，不同的學者提出了不同的支護理論及支護技術[3-11]；何滿潮等[4]針對軟巖巷道大變形、難支護問題提出了關鍵部位耦合組合支護理論；董方庭等[5]認為巷道支護的難易度與圍巖松動圈的大小有著密切聯系，支護的目的在于控制圍巖松動圈的發展，并提出了松動圈支護理論；李學彬等[8]以查干淖爾礦為工程背景，通過數值模擬、理論分析等手段，提出了“高強度鋼管混凝土”支護技術并成功應用于該礦，支護效果顯著；劉珂銘等[9]針對清水營礦大斷面軟巖巷道變形嚴重問題，通過理論分析、現場考察等方法，分析提出了“錨網噴+鋼管混凝土支架+鋼纖維混凝土碹體+加固錨索”的支護方式，支護效果良好。這些支護理論和支護技術對軟巖巷道支護具有一定程度的控制效果，但沒有對巷道支護的外部加固區和內部承載區進行系統研究，對高應力、應力環境復雜的大變形軟巖巷道支護方面研究較少。

本文以貴州盤江礦區土城礦14運煤上山為工程背景，通過現場調查、室內實驗、理論分析等研究方法提出了“三殼”圍巖控制理論，總結分析巷道變形破壞的機理，建立了“錨桿錨索+灌漿+鋼管混凝土支架”的“三殼”支護方案，通過現場實測表明，巷道支護達到預期支護效果，可為同類條件下軟巖巷道支護提供借鑒。

1 工程概況

14運輸上山位于貴州省盤江礦區土城礦14采區，井田內地質構造復雜，斷層，褶皺分布廣泛，巖層傾角為1°～5°，圍巖巖性多為泥巖、頁巖、粉砂質泥巖等軟弱巖層。巷道埋深620 m，長時間受較高水平應力影響，同時巷道處于各類巷道交叉點，受多重采動影響，應力環境復雜，屬于典型的高應力工程軟巖巷道。如圖1為14運煤上山平面布置示意圖。

圖1 14運煤上山平面布置Fig.1 Plane layout of 14 coal transportation uphill

1.1 巷道原支護方案

巷道原設計斷面為直墻半圓拱，斷面規格為：凈寬5 500 mm，壁高860 mm，拱高2 600 mm，凈高3 460 mm。采用錨桿網索噴支護方案，各支護參數為：幫頂部采用φ22 mm×L2 400 mm左旋螺紋鋼錨桿，間排距為800 mm×800 mm，頂板錨索為φ21.6 mm×L6 000 mm，間排距為1 200 mm×1 200 mm，掛網為菱形金屬網，噴射混凝土厚度為130 mm。原支護方案如圖2所示。

1.2 巷道圍巖變形破壞特征

根據現場調研和勘察，巷道圍巖變形破壞嚴重，巷道變形破壞特征主要表現在以下幾個方面：

1)巷道圍巖變形程度大，變形速率快。經現場實測，巷道支護后1月內頂板沉量1 000～1 400 mm，兩幫移近量1 600～2 100 mm，底鼓量500～800 mm，收斂速度最高可達到70 mm/d。

2)支護構件失效嚴重。錨桿(索)表現在折斷、滑脫、螺母脫落、托盤壓彎及壓裂，頂板及兩幫金屬網兜出現撕裂，局部巖石冒落等現象。

3)圍巖泥化現象嚴重。圍巖巖性多含高嶺石、蒙脫石、伊利石等黏土礦物，遇水膨脹而軟化。

4)圍巖兩幫移近量高于頂板。兩幫巖石鼓出向巷道內擠，松散破碎。

2 巷道圍巖變形破壞原因及機理分析

據現場調研分析以及綜合多方面資料與研究，巷道變形破壞的原因分析如下：

1)圍巖性質。14運輸上山圍巖巖性多以泥巖、頁巖、粉砂質泥巖等軟弱巖層為主，裂隙和節理較發育；取巖樣在室內進行點載荷拉壓和礦物成分測試實驗，分析得出：以泥巖為主要成分的單軸抗拉強度低于0.8 MPa，具有膨脹性的黏土礦物含量為75.4%，石英、斜長石、白云石分別為18.7%，4.8%，1.1%，黏土礦物中蒙脫石含量占78%，因此巷道遇水極易膨脹，產生較大的膨脹壓力，同時巷道圍巖自承載能力低，從而導致巷道的失穩變形。

2)應力環境。巷道位處各硐室、聯絡巷、石門交岔點，受重復采動影響顯著，應力環境復雜，側壓系數1.49，所處應力水平較高，巷道長期處于高地應力狀態。巷道開挖后承載體自身固有結構應力與其他伴隨層位及伴生地質構造應力疊加，抗擾及承載能力差，應力集中明顯，且巷道圍巖由三向應力狀態向二向應力狀態轉變，期間聚集的大量能量瞬間釋放給巷道造成大變形和沖擊破壞，從而導致巷道變形嚴重。

3)支護方案。巷道原支護方案采用的是錨桿(索)網噴支護，錨桿長度2.4 m，錨索長度6 m，現場采用YTJ-20 型巖層鉆孔探測記錄儀進行現場測試表明，圍巖松動圈范圍在1.8～3.2 m，超過了錨桿的錨固范圍，錨桿的主動承載性能沒有得到充分發揮；巷道位處高應力區，采用的支護方式遠不能滿足支護要求，底板無支護處于敞開狀態，導致底板應力集中現象顯著，底鼓變形嚴重，頂板及兩幫的變形也成倍增加，致使支護結構破壞失穩。

4)水理作用。巷道滲水嚴重，圍巖巖性多以黏土礦物為主，與水的長時間接觸，降低圍巖的自身強度和承載能力；黏土礦物中蒙脫石、高嶺石含量居多，水的侵入導致圍巖膨脹變形，呈現出松散破碎狀態。

3 “三殼”圍巖控制理論與機理

3.1 “三殼”圍巖控制理論

在巷道內部架設支架，支架與圍巖之間預留300～600 mm間隙用于灌漿形成內部承載殼，外部實施錨桿(索)形成淺、深2個“應力承載殼體”支護體系，承載殼、主承載殼、次承載殼即為巷道的“三殼”支護。承載殼、支架稱為內部應力承載殼，主承載殼、次承載殼稱為外部應力加固殼?！叭龤ぁ敝ёo模型如圖3所示。

圖3 巷道圍巖“三殼”支護模型Fig.3 “Triple shell” support model of roadway surrounding rock

3.2 “三殼”巷道圍巖控制機理

1)巷道內部采用環形支架，預留間隙的灌漿體硬化形成混凝土支護體和環形支架組合形成雙重支護結構，兩者結合既能高強度抗壓，又能適度讓壓，對于巷道四周來壓大、圍巖受力不均，兩者能提供較大的承載能力。

2)灌漿過程中漿液在高壓泵的作用下滲透到破碎圍巖裂隙中，滲透漿液在圍巖中固結形成網絡骨架結構，提高圍巖的內摩擦角和殘余強度；同時，高強灌漿能夠充填圍巖中較大裂隙、甚至閉合，提高圍巖的彈性模量和強度，以此控制圍巖松動圈的惡性擴展。

3)圍巖環形灌漿可將巷道中的導水裂隙進行封堵、充填，阻止水對圍巖的侵蝕作用，強化了圍巖四周的強度；底板灌漿體的硬化過程中，底板圍巖的受力由二向應力狀態轉變為三向應力狀態，底板強度極限得到提高，應力承載范圍也逐步擴大，可有效控制底鼓。

4)內部應力承載殼能提供較大的承載能力，當巷道圍巖四周發生變形破壞，內部應力承載殼可限制破碎巖石向巷道空間擠出，減少圍巖變形量，底鼓、頂板下沉、兩幫內擠等得到有效控制。

5)巷道圍巖外部采用高強錨桿(索)支護，并施加較大的預緊力，錨桿改善了淺部圍巖的應力狀態，將錨固區域由載荷體轉化為承載體，限制淺部圍巖的破壞變形，錨索錨固在深部穩定巖層中，與錨桿群的成拱作用共同控制圍巖變形，錨桿、錨索與圍巖的相互耦合，共同提高了圍巖的承載能力。

4 支護方案設計與驗算

4.1 支護方案設計

根據對14運煤上山軟巖巷道變形破壞影響因素分析研究，結合“三殼”圍巖控制機理和現場變形破壞嚴重的情況，設計出“錨桿索+灌漿+鋼管混凝土支架”的復合支護方案，支護方案如圖4所示。

圖4 復合支護Fig.4 Composite support

巷道支護施工流程為：巷道斷面拓寬至設計斷面→錨桿索網一次支護→安裝空鋼管支架，支架與巷道表面有500 mm間隙→在支架表面鋪設不燃型材料布和鋼筋網→向空鋼管內注C40混凝土→用噴漿機對間隙進行灌漿充填→底板回填。具體為：

1)根據斷面要求拓寬巷道斷面，達到設計要求，斷面采用圓形巷道斷面，挑頂、開幫、臥底后規格為寬×高=6 000 mm×6 000 mm。

2)錨桿采用φ22 mm×L2 500 mm高強度螺紋鋼錨桿間排距為800 mm×800 mm，頂板每排布置15根，每根錨桿使用K2 335樹脂藥卷3卷，錨桿預緊力矩達到200～250 N·m；鋼筋網規格長×寬=1 800 mm×980 mm，搭接長度100 mm，錨桿打在鋼筋網搭接處；錨索采用φ21.6mm×L7 000 mm的預應力錨索，每排布置7根，每根采用5支錨固劑，間排距1 200 mm×1 200 mm。

3)支架鋼管采用φ194 mm×10 mm型號為20#無縫鋼管，套管規格為φ219 mm×10 mm，鋼管之間采用3道抱箍連片連接，間距為500 mm，支架鋼管內采用C40混凝土配合比為水泥∶水∶沙子=1∶0.39∶1.29。

4)預留間隙灌漿配合比為水泥∶沙子=1∶3，速凝劑的比例為水泥用量的3%～5%。

4.2 支護方案驗算

4.2.1 巷道所需支護載荷計算

巷道所需支護載荷可根據塑性芬納(Fenner)公式[11]計算，公式為：

(1)

式中：p0為原巖應力，取13.95 MPa；φ為圍巖內摩擦角，取24°；c為圍巖黏聚力，取0.35 MPa；ra為巷道半徑，取2 533 mm；Rp為圍巖塑性區半徑，取4 300 mm。計算得pi=1.71 MPa。

4.2.2 “三殼”結構體承載能力計算

結合設計方案，建立如圖5所示的“三殼”支護結構體力學模型。

“三殼”支護結構體厚度H計算公式[12]：

(2)

式中：L1為錨桿有效長度，L1=L′-La-Lb；L′為錨桿長度，取2.5 m，La為錨桿外露端長度，取0.15 m，Lb為錨桿錨固端長度，取0.5 m；β為錨桿索在破裂圍巖中的控制角，取45°；L2為錨索有效長度，L2=L″-Lc-Ld；其中L″為錨索長度，取7 m，Lc為錨索外露長度，取0.25 m，Ld為錨索錨固長度，取2.5 m；h為灌漿體厚度，取0.5 m；D1為錨桿間排距，取0.8 m；D2為錨索間排距，取1.2 m，計算得H=4.6 m，L=H-h=4.1 m。

圖5 “三殼”支護結構體力學模型Fig.5 Mechanical model of “Triple shell” support structure

取一微元體分析，在其徑向受力平衡，可得軸對稱平衡方程：

(3)

假設巷道錨固后仍遵循摩爾-庫倫屈服準則，且內摩擦角不變，則強度準則方程：

(4)

“三殼”支護結構體內力邊界條件：當r=R+h時，內邊界鋼管混凝土支架的支護阻力σ0、錨索內端頭提供的徑向軸力σm1、錨桿提供的徑向軸力σm2、灌漿支護體pc，即：

r=R+h，σr=pc+σ0+σm1+σm2

(5)

“三殼”支護結構體外力邊界條件：當r=R+h+L時，外邊主要有承受圍巖壓力σi、錨索錨固端產生的徑向力σn1以及錨桿產生的徑向力σn2，即：

(6)

聯立上式可推導出承載拱極限承載能力表達式為：

(7)

綜上可知，設計方案的極限承載能力為σi>pi，滿足巷道支護要求。

5 巷道數值模擬分析

5.1 模型建立

采用FLAC3D數值模擬軟件建立如圖6所示的數值模型圖，考慮邊界效應，模型邊界長度應取巷道的半徑的8倍以上，故定模型尺寸為50 m×20 m×60 m，共有52 300個單元和58 696個節點，頂部施加均布載荷13.95 MPa，開挖過程中模型限制左右前后水平方向移動，底部限制各個方向移動，巷道巖層材料參數如表1所示。

圖6 巷道數值模型Fig.6 Numerical model of roadway

5.2 結果分析

1)巷道開挖臨空

巷道開挖初期由于沒有采取任何支護措施，圍巖應力由二向應力狀態向三向應力狀態轉變，圍巖塑性區范圍較廣，巷道位移量隨著開挖時間而不斷增加，最終頂板最大下沉量180 mm，底鼓量150 mm，如圖7所示，故巷道開挖后應立即施加支護，防止圍巖進一步的變形破壞。

表1 巖層材料參數Table 1 Material parameters of rock strata

圖7 支護前后巷道位移對比Fig.7 Comparison of roadway displacement before and after support

2)巷道施加支護

巷道開挖后，立即施加錨桿索，架設鋼管混凝土支架之后實施灌漿，從圖8可以看出，支護后的塑性區范圍明顯比未支護情況小，支護后的圍巖受力狀況得到改善，支護初期巷道的支護主要是錨桿索支護，隨著灌漿支護體的逐漸硬化，灌漿體和鋼管混凝土支架的作用逐漸變顯現出來，圍巖的變形量逐漸降低，最終趨于穩定，頂底最大位移量8 mm，底板最大位移量4 mm。

圖8 支護前后巷道圍巖塑性區分布Fig.8 Plastic area distribution of roadway surrounding rock before and after support

6 工程實踐

為驗證實際的支護效果，現場采用YJDM3.6礦用激光巷道斷面檢測儀對巷道圍巖變形量進行45 d的變形檢測，每15 d檢測一次，檢測結果如圖9所示。

圖9 不同時期檢測斷面與修復后原巷道斷面對比Fig.9 Comparison of detected section and repaired previous roadway section in different periods

檢測結果表明在巷道支護完成后15 d斷面收斂率為3.39%；30 d斷面收斂率為6.74%；45 d斷面收斂率為10.21%，總平均收斂率為6.69%，圍巖變形量可控范圍內，滿足實際的生產需求。

7 結論

1)經現場調研和室內試驗得出14運輸上山巷道變形破壞的原因主要是：高地應力且應力環境復雜；圍巖巖性多以膨脹性軟巖為主，遇水極易膨脹；支護方案遠不能滿足支護要求，錨桿索主動承載性能無法發揮；圍巖滲水泥化現象嚴重。

2)針對高應力大變形的軟巖支護問題，提出“三殼”圍巖控制理論，構建了圍巖“三殼”支護模型，分析了“三殼”圍巖控制機理。

3)結合“三殼”圍巖控制理論和變形破壞機理，提出了“錨桿索+灌漿+鋼管混凝土支架”的復合支護方案，建立“三殼”支護結構體力學模型，計算出極限承載能力σi大于巷道所需載荷pi，能夠維持巷道圍巖的穩定。

4)現場采用YJDM3.6礦用激光巷道斷面檢測儀對支護后的巷道不同時期斷面進行檢測，結果表明支護后巷道最大斷面收斂率為10.21%，圍巖變形量在可控范圍內，支護效果顯著。