圍巖變形機理及控制研究

荊俊杰

（山西新景礦煤業有限責任公司，山西 陽泉 045008）

引言

近年來，隨著煤礦開采技術的不斷進步，已經從炮采、普采發展到了綜采，其中綜采也實現了綜放開采、大采高以及大采高綜放開采，技術逐漸成熟，伴隨著開采工藝的不斷進步，設備的選用也向大型機型轉變，為了滿足大型設備的運輸、通風等要求，也在不斷增大巷道斷面，由此帶來了巷道圍巖穩定性的問題[1]。

巷道圍巖變形始終是困擾礦井高效生產的難題，隨著開采強度的增加，圍巖控制愈加困難，其中高地應力、采動影響、巖石性質等均是圍巖產生變形的主要因素[2]，因此，通過對上述影響因素進行分析，掌握其變化規律，對于現場控制圍巖變形具有重要意義[3]。

新景礦位于陽泉市西部，距離市中心18 km，瀕臨石太鐵路和太舊高速公路，主采3 號、8 號、15 號煤層。中條帶軌道西大巷傾角1°～3°，采用直墻半圓拱形斷面，掘進寬度4 800 mm、高度3 100 mm，巷道破壞段長度為152.3 m，圍巖應力大，變形明顯，且呈現不均勻性，每年進行2 次返修，對生產效率產生較大影響，原支護采用U 型支架支護，但均已變形，目前通過擴幫拉底，更換U 型支架進行維護，但效果并不明顯[4-5]。

因此，結合新景礦實際地質情況，根據“極限自穩平衡拱”理論，提出圍巖環形支護方案，通過對“頂-幫-底”聯合支護，最大限度發揮圍巖自穩能力，提高圍巖整體支護強度[6-8]。

1 中條帶軌道西大巷地質條件

對現場地質條件進行取樣實測，可知圍巖節理裂隙較為發育，強度較低，底板主要為泥巖，遇水易軟化，容易產生強烈變形，通過檢測圍巖成分，測得黏土礦物成分含量為20%～32%，其中，蒙脫石含量2%～5%，高嶺石含量11%～23%，伊利石含量3%～5%，軟化系數達到0.25～0.43，表明巷道圍巖強度較低，不易維護。

2 原支護方案分析

巷道斷面形狀為直墻半拱形，掘進寬度4.8 m，高度3.1 m，采用錨噴支護，頂板及兩幫錨桿長度2.4 m，間排距0.8 m，頂板錨索長度5 m，間排距1.2 m，全斷面金屬網噴漿封閉，厚度為100 mm。

2.1 支護效果

在原支護方案下，底板底鼓量達到392 mm，頂板下沉量達到519 mm，兩幫移近量達到665 mm，巷道頂板、兩幫及底板變形均向中心線運動，兩幫腳發生破壞，幫腳內移，底鼓增大，圍巖變形破壞嚴重。

通過對現場觀測，發現底板底鼓的原因一方面由于未采取支護措施；另一方面由于底板遇水易膨脹。頂板下沉量較大，主要原因在于錨索長度設計不合理，根據后文“極限平衡拱原理”計算可知，錨索長度為5 m 時，錨固端無法全部布置于極限自穩平衡圈范圍外，造成錨索支護效果無法完全發揮。兩幫未采取補強支護措施，因此移近量較大。

2.2 圍巖變形破壞影響因素

通過對中條帶軌道西大巷圍巖變形特征觀察可知頂板下沉較為嚴重，雖然巷道開挖后具有一定自穩性，但在冒落拱內巖石自重的作用下，開挖后圍巖塑性區的形成，以及支護方式滯后無法及時承載的特點，導致頂板下沉嚴重。

在地應力的作用下，巷道圍巖松動圈的范圍隨著時間推移不斷擴大，導致圍巖變形不斷增加，原支護方案下簡單的錨噴支護已然無法適應要求，對于阻止圍巖松動變形效果不明顯，圍巖破裂塊體在集中應力的作用下發生滑移錯動，另外巖石在強應力的作用下易導致擴容，越靠近圍巖表面，裂隙擴張越明顯，變形程度越嚴重，最終導致巷道穩定性的大幅降低。

中條帶軌道西大巷位于斜軸部附近，因此會受到水平構造應力的影響作用，在此作用下底板巖石向巷道內部擠出，底板產生失穩，發生底鼓，另外底板主要由泥巖組成，易風化破碎，遇水易膨脹變形，而巷道在白堊系含水層等水系涌水的影響下，持續發生變形破壞。

3 巷道支護的優化及效果分析

3.1 圍巖極限平衡圈分析計算

巷道圍巖是由頂板、底板和兩幫組成的復合結構體，而巷道支護的直接對象為圍巖，目的在于控制危險巖體，危險巖體主要分布于極限平衡圈內，根據圍巖極限自穩平衡圈理論，為抵抗巷道頂部潛在的危險，巖體存在的拉應力與防止兩幫危險巖體達到極限剪切狀態，需要進行合理的支護，即錨索長度應設計合理，錨固端應布置于極限自穩平衡圈外；錨桿垂直巖面打設，呈放射均布狀。

為有效控制圍巖變形，頂部平衡拱高度的減小是關鍵，而通過對巷道兩幫及底板的加固均可以實現頂部平衡拱高度的減小，而頂部平衡拱高度的確定則需要依據“極限平衡圈”理論進行計算分析，如圖1 所示。

圖1 圍巖極限平衡圈分析示意圖（單位：mm）

依據極限平衡圈理論，首先對巷道底板最大破壞深度h 進行計算：

式中：巷道寬度W0=5.0 m；內摩擦角ω=35°。

計算得h=3.57 m。

巷道兩幫破壞深度L：

代入數據計算得L=1.86 m。

極限平衡拱高度H 為：

式中：頂板抗拉強度σt=1.92 MPa；L'為巷幫等效寬度，通常取為巷幫破壞深度的0.25 倍，L'=0.25 L=0.465 m；P0為原巖應力，取值13.02 MPa。

代入數據計算得H=4.28 m。

考慮到錨索長度和錨固端處于極限平衡圈外的因素，結合錨固端長度為1 m，因此將錨索長度設計取值6 m；兩幫最大破壞深度為1.86 m，因此將錨桿長度設計取值2.4 m。

3.2 優化方案

由于中條帶軌道西大巷頂底板移近量較大，底鼓嚴重，為適應兩幫變形，對巷道兩側進行擴幫，寬度由4 800 mm 提高到5 000 mm；直墻與頂拱保持不變，直墻高度1.6 m，頂拱高1.4 m；對底板實施反底拱，深度為0.6 m。

通過對原支護方案變形機理的分析，決定對巷道采用環形支護，即采用“全斷面錨桿（索）全長錨固注漿+金屬網錨噴補強支護+反底拱+36U 型鋼噴澆筑混凝土”支護方案。

兩幫錨桿長度2.4 m，間距為0.5 m，排距0.6 m；兩幫補打長度為4.0 m 的錨索，排距1.2 m，間距與普通錨桿間隔布置；頂板錨桿長度2.4 m，間排距為0.6 m；兩底腳及底板處布置注漿錨桿，長度為1.5 m，間距0.8 m，排距0.6 m；頂板錨索長度為6.0 m，間距1 m，排距1.2 m，進行補強支護；全斷面金屬網噴漿封閉，厚度為100 mm。優化支護方案如圖2 所示。

圖2 巷道優化支護方案布置圖（未標單位：mm）

3.3 優化方案支護效果分析

新景礦中條帶軌道西大巷在采用“全斷面錨桿（索）全長錨固注漿+金屬網錨噴補強支護+反底拱+36U 型鋼噴澆筑混凝土”支護方案后，能夠對圍巖形成有效的壓應力，將分散的巖體通過注漿的形式形成穩定的聯結體，噴射混凝土隔絕空氣與水的接觸，通過錨桿（索）的支護作用，提高圍巖整體承載能力，迫使圍巖形成擠壓狀態，改善圍巖受力狀態，防止圍巖松動發展，圍巖能夠在中高應力區逐步卸壓，進而實現與錨固結構的耦合變形，使得圍巖在松動圈逐漸演化的過程中不斷提高抵抗變形能力，如下頁圖3 所示。

圖3 錨網噴+36U 型鋼支架支護

對底板實行反底拱，能夠有效增加36U 型鋼支架與反底拱結構的摩擦因數，尤其對于上覆混凝土與反底拱結構的摩擦力的增大十分明顯，通過施加底角注漿錨桿，能夠有效增加底角內聚力，底角內聚力的增加對于降低底板支護要求效果較為有利，因此，底板的控制主要從防止底角發生剪切破斷、增加底角內聚力以及提高36U 型鋼支架與反底拱結構的接觸強度來增強整個環形結構的支護強度，進而實現“頂-幫-底”聯合支護，增強圍巖強度。

采用優化支護方案后，針對支護巷道頂板、兩幫及底板進行為期45 d 的圍巖變形觀測，根據所測得的圍巖變形數據可以看出，巷道圍巖在初期變形速度較大，隨著時間推移，變形速度逐漸放緩，直至變形速度最終趨于0。

通過對巷道頂板下沉量進行觀測，發現采用優化支護方案后的巷道最大變形量為92 mm，相比原支護方案，頂板下沉量最大為519 mm 時，降低了82%；兩幫累計變形量最大為108 mm，相比原支護方案，兩幫移近量最大為665 mm 時，降低了84%；底鼓量最大為85 mm，相比原支護方案，底鼓量最大為392 mm 時，降低了78%。中條帶軌道西大巷頂板、兩幫及底板變形量隨觀測時間變化關系如圖4所示。

從圖4 可以看出，在對巷道采用優化支護方案后的10 d 內，巷道變形速度比較快，頂板最大收斂速度達到5.7 mm/d，兩幫最大收斂速度達到7.8 mm/d，底板收斂速度達到4.5 mm/d。隨著觀測時間的延續，圍巖變形速度有所下降，在第25 d 時，圍巖的收斂速度均在1 mm/d 左右，在第35 d 時圍巖變形逐漸趨于穩定，此時圍巖變形量變化微乎其微。

依據“極限平衡圈”理論，對錨桿（索）的長度進行合理設計，能夠充分發揮其懸吊和組合梁作用，對巷道實施環形支護優化方案，能夠顯著提高圍巖整體承載能力，使得巷道圍巖應力重新分布并趨于均勻，因此，圍巖整體變形得到有效控制。

圖4 中條帶軌道西大巷巷道圍巖變形觀測曲線

4 結論

1）“極限平衡圈”理論是判斷圍巖穩定性以及對巷道進行定量化支護的依據，能夠從本質上為巷道支護方案提供數據支撐，最終通過計算確定選取錨桿長度為2.4 m，錨索長度為6 m，實行全長錨固支護。

2）增加對底板實行反底拱結構與36U 型鋼支架之間的約束力，增加底板巖層內聚力，通過控制底板底鼓，實現“頂—幫—底”聯合支護，對于控制圍巖變形效果十分顯著。

3）運用“全斷面錨桿（索）全長錨固注漿+金屬網錨噴補強支護+反底拱+36U 型鋼噴澆筑混凝土”支護方案后，經過觀測，巷道頂板下沉量最大為92 mm，兩幫累計變形量最大為108 mm，底鼓量最大為85 mm，變形量均在允許范圍內，該優化支護方案對于圍巖變形控制具有顯著效果。