深部軟巖大變形巷道錨注一體化支護技術及應用

鄧廣哲，劉 華

(1.西安科技大學 能源學院，陜西 西安710054；2.西安科技大學 西部礦井開采及災害防治教育部重點實驗室，陜西 西安 710054)

0 引 言

煤炭是中國的基礎能源和重要原料，隨著淺部煤炭資源的日益枯竭，深部煤炭開采規模逐年擴大，目前正以8～12 m/a 的速度向深部延伸，巷道所處地質環境及圍巖應力條件逐步惡化，深部軟巖大變形非線性特性愈加明顯，導致巷道支護難度和破壞程度不斷增加。針對深部軟巖大變形巷道支護難題，廣大學者開展了一系列的研究工作，提出了不同的圍巖控制措施。康紅普系統的對煤炭開采與巖層控制的空間尺度進行分析，通過研究深井巷道圍巖變形破壞特征與支護體作用的關系，得到高強度錨桿與錨索及注漿聯合加固技術，有利于控制深井巖巷大變形，提高圍巖穩定性[1-3]。李術才等針對三軟煤層巷道變形特征，提出并合理設計以錨注支護為核心的圍巖控制措施，通過現場對比試驗，對圍巖支護方案進行優化[4-6]。王洪濤等在注漿加固技術的基礎上，研發并提出新型高強錨注支護技術，并現場驗證了全長預應力錨注技術具有可提高軟弱破碎圍巖完整性，充分發揮圍巖自承能力的效果[7]。伍永平分析了急傾斜煤層軟巖巷道圍巖變形破壞機理，針對巷道圍巖賦存的復雜地質力學環境以及多次重復采動影響條件，提出錨桿、錨索非對稱多介質結構耦合支護對策[8-10]。孟慶斌等基于巖石室內物化試驗分析及巷道地質力學測試，揭示了深部巷道圍巖變形破壞機理，并提出以內注漿錨桿為核心的錨桿+錨索+錨注“三錨”聯合支護體系[11-13]。李樹剛等為解決深部破碎圍巖巷道支護難題，運用UDEC數值計算軟件，揭示了破碎圍巖巷道變形機制，結合現場實際，提出基于錨索與注漿的支護加固方案[14]。CHARLIE針對深部高應力巖體開挖過程中的巷道大變形問題，提出并開發了適用于深井大變形巷道的新型吸能錨桿，現場試驗表明，新型吸能錨桿各變形部位獨立均等承受荷載，錨桿失效率低，可有效控制巷道圍巖大變形[15]。AKSOY等通過理論分析深埋巷道開挖過程中錨固失效機理，以及界面剪脹效應、圍巖強度參數和圍巖應力等因素影響，提出了錨固體界面黏結強度的理論計算分析方法，揭示了錨固體界面力學承載持性[16]。謝生榮針對深部巷道圍巖變形量大，支護體系易失效等問題，提出了集密集高強錨桿承壓拱、厚層鋼筋網噴層拱和滯后注漿加固拱于一體的錨噴注強化承壓拱支護技術[17]。鄧廣哲針對高應力區、膨脹性裂隙軟巖變形控制問題，以膨脹時效變形過程控制為指導思想，揭示膨脹變形的內在機制及松動圈演化規律，分析支護體系對膨脹變形破壞的影響，建立了適應裂隙圍巖的主動支護與巷道加固的理論依據[18-20]。

上述針對深部巷道圍巖支護技術在不同礦區進行了成功實踐，具有一定的借鑒意義，但對于不同的地質賦存條件、巷道圍巖狀況及開采方式等，則需要根據礦井實際情況進行分析，采用有針對性的圍巖支護措施，才能保證巷道圍巖的合理有效控制。以金川煤礦8202工作面回風順槽為工程背景，通過巷道圍巖物化特征的實驗分析，松動圈演化規律的井下綜合實測以及圍巖支護體系效果監測，結合理論分析和數值模擬，研究8202工作面回風順槽圍巖變形破壞機理，提出巷道錨注一體化支護技術，并開展了現場支護方案優化試驗，對錨注一體化支護效果進行了驗證，以期為解決此類軟巖大變形巷道圍巖控制難題提供借鑒。

1 工程背景

1.1 工程概況

金川煤礦是南疆煤炭的主力生產礦井，礦區面積為13.34 km2，南北方向寬約1.4～1.6 km，東西方向長約5.3 km。主采8#煤，煤層厚度5.1 m左右，傾角13°，為緩傾斜煤層。煤層直接頂以碳質泥巖、砂質泥巖、泥巖為主，屬易冒落-中等冒落的軟弱巖石類型，直接底為泥巖、碳質泥巖，局部粉砂巖，抗壓強度低，巷道圍巖遇水易膨脹軟化，8#煤層綜合柱狀圖如圖1所示。礦井8202工作面回風順槽煤層埋深797.7～802.8 m，回風順槽北鄰已開采完畢的8203工作面。

圖1 8#煤層綜合柱狀圖Fig.1 Comprehensive histogram of No.8 coal seam

1.2 原支護方案

該順槽為梯形斷面，規格為：上寬3.8 m，下寬4.2 m，高3.0 m，斷面積12.0 m2。采用錨索-錨網-錨桿-工字鋼支架聯合支護。斷面設計及支護形式如圖2所示。

圖2 8202工作面回風順槽原支護方案Fig.2 Original support scheme of return air roadway of 8202 working face

采用φ18 mm×2 000 mm等強錨桿，間排距是800 mm×800 mm，頂錨桿及幫錨桿每根安裝2節ZK2350樹脂錨固劑，錨固長度為1 m。錨桿托盤為Q235鋼板，規格為150 mm×150 mm×8 mm。

錨索采用“2-1-2”型布設方式。巷道頂部布設2根錨索，距離兩幫1 150 mm，隔排在巷道頂板中間布設1根錨索，間排距是1 500 mm×1 600 mm，使用φ17.8 mm×9 000 mm鋼絞線。錨索托盤使用11#工字鋼，長度為500 mm，每根錨索安裝4節ZK2350樹脂錨固劑，錨固長度為2 m。

錨網采用4#冷拔絲制作，孔距40 mm×40 mm。梯形工字鋼架采用11#工字鋼加工制作，架于兩排錨桿之間。

2 圍巖變形破壞特征

2.1 強時效性、強流變性

巷道圍巖變形表現為強時間效應和持續的流變特性[21]，巷道掘進初期的變形速率高，隨著時間增加而逐漸減小，需要經歷較長的時間歷程才能逐漸趨于穩定。圍巖總變形量大，在400～1 300 mm。現場觀測結果表明：巷道剛開挖時的變形速率可達60 mm/d以上，巷道掘出后，變形速率隨時間的延續基本呈負指數y=41.351e-0.023x曲線衰減趨勢(圖3)，變形持續3個月后逐漸減小而趨于穩定，但變形基本不會終止。

圖3 巷道變形速率觀測Fig.3 Observation of roadway deformation rates

2.2 變形破壞嚴重

巷道在掘進過程中出現頂板破碎、離層、網兜、頂板部分錨桿和錨索托盤已經壓平變形，頂板易冒落，冒落區多發生于頂板靠采空區側；網兜較多，部分鋼筋網被拉斷，失去護表作用，且網兜多發生于頂板靠實體煤側。錨桿受力變化較大，不均勻，錨桿失效現象頻發。加之錨固劑與煤巖體間錨固力不足，端頭錨固很難達到錨桿(索)拉拔力要求，造成錨索大范圍破斷，經現場統計，錨索破斷率達35%左右。巷道兩幫的變形導致梯形工字鋼支架易彎曲變形，無法緊貼巷道煤壁，原支護方案下巷道破壞情況如圖4所示。

圖4 巷道破壞Fig.4 Roadway failure

原支護方案下巷道表面位移監測曲線如圖5所示，可以看出：原支護方案下，巷道表面位移呈現出從大到小為“頂板下沉量，采空區側幫內移量，實體煤側幫內移量，底鼓量”的變形特征。巷道掘進過程中，圍巖產生較大變形，隨著掘進工作的進行，頂板下沉呈持續增大趨勢，兩幫收斂及底鼓經較長時間后穩定，最終，頂板下沉量達到1 319 mm，兩幫收斂量達到1 618 mm，其中采空區側幫內移量849 mm，實體煤側幫內移量769 mm，底板移近量相對較小，為432 mm。

圖5 原支護方案巷道表面位移監測Fig.5 Monitoring of roadway surface displacement of original support scheme

2.3 支護結構內部協調性不足

通過觀測發現，巷道頂板圍巖離層較多，距離頂板較近處巖層破碎，巷道支護體系中錨桿錨固形式采用端部錨固[22]，地質條件表現為圍巖裂隙較發育，而端錨錨桿僅在錨桿端部與圍巖很好地黏結成一整體，錨桿鉆孔其他區段被裂隙分割成較小碎塊，因此其所形成的自承圈穩定性和承載能力都較差，致使圍巖應力多集中于頂錨索，且錨索先期承受較大荷載，錨桿作用未能充分發揮。梯形工字鋼架受力變化緩慢，僅承受由于頂板下沉所引起的荷載，且荷載較小。

3 原支護方案變形破壞機理分析

3.1 黏土礦物分析

由于膨脹性軟巖中所含的蒙脫石、高嶺石等黏土礦物是導致此類軟巖遇水易膨脹、崩解及軟化的原因，為深入分析軟巖巷道圍巖變形機理，研究支護設計與參數，因此，采用D/MAXrA型X射線衍射儀對巷道不同層位圍巖進行測試分析，結果顯示：直接頂試樣中含有的礦物主要以黏土礦物為主，其含量為73%，其余為石英13.1%，斜長石11.8%，此外含有少量方解石，黏土礦物中含87%的蒙脫石以及13%的高嶺土；基本頂試樣中黏土礦物總量接近34%，石英含量超過66%；直接底試樣中黏土礦物總量超過61%，石英含量接近36%。

可見，巷道淺部圍巖為含較多黏土礦物的塑性圍巖，并且易于吸水膨脹。此類圍巖通常具有風化速度快、力學強度低以及遇水易于軟化崩解等不良險質，是造成巷道圍巖強時效性、強流變性的原因，對巷道圍巖穩定性不利。

3.2 松動圈綜合觀測分析

為全面掌握巷道圍巖賦存及裂隙發育情況，采用YSZ(B)鉆孔窺視儀觀測鉆孔圍巖內部結構及破裂形態，通過CT2礦用超聲波圍巖裂隙探測儀測出聲波縱波速度在圍巖鉆孔中的分布變化曲線，當圍巖裂隙(破裂縫)多時，波速相對于深部完整無裂隙(未松動破壞)煤巖體的波速低，即可判定圍巖裂隙(松動)范圍。

分別于巷道變形破碎嚴重區段設置3組松動圈觀測站，每組測站在巷道頂板及兩幫中心處鉆孔。鉆孔窺視觀測裂隙分布可以發現，巷道頂板0.5～3.2 m范圍內圍巖破裂最嚴重，靠采空區側幫部0.5～1.85 m范圍內圍巖破裂最嚴重，靠實體煤側幫部0.5～1.75 m范圍圍巖破裂最嚴重，截取1#觀測站頂板及兩幫鉆孔窺視圖像，顯示破裂區內邊緣處與內部完整圍巖交界處情況(圖6)。超聲波綜合波形可知靠采空區側幫部充分發育的裂隙主要分布在1.95 m以內區段，靠實體煤側幫部充分發育的裂隙主要分布在1.8 m以內區段。鉆孔圍巖變形破碎嚴重，隨著鉆孔測試深度的增加，圍巖破壞情況依次減弱，將鉆孔窺視觀測的裂隙分布與超聲波波速曲線相結合繪制于圖上(圖7)，2種結果互相印證[23-24]，可以得到鉆孔內圍巖存在分區破裂現象，整體支護強度不足。

3.3 巷道圍巖支護結構(阻力分配)分析

通過在8202回風順槽典型變形破壞區段布設支護結構受力監測傳感器，對錨桿、錨索及梯形工字鋼架應力進行監測，并將監測結果進行統計分析，得到圍巖支護結構阻力及阻力分配率的統計數據，見表1。

圖7 巷道圍巖松動圈裂隙綜合觀測分布Fig.7 Comprehensive observation and distribution of cracks in surrounding rock loose zone of roadway

通過數據發現，不同情況下巷道圍巖支護結構形式中，錨桿、掛網、錨索、支架聯合支護結構內部支護協調性嚴重不足，支護作用不平衡。其中錨索承擔了總支護阻力的60%～70%；錨桿承擔了總支護阻力的24%～32%；工字鋼支架支護阻力為總支護阻力的6%～8%。結合松動圈測試結果，頂板圍巖松動圈已達3 200 mm，而錨桿長度僅為2 000 mm，錨桿端部不能黏結深部堅硬巖層，造成錨桿大范圍失效，錨桿支護不能形成組合拱，錨索承擔了大部分支護阻力，嚴重影響支護結構內部協調性，支護構件作用發揮不充分。

4 大變形巷道圍巖控制對策

4.1 圍巖控制方案分析

綜合上述圍巖變形破壞機理分析，圍巖變形破壞嚴重、持續時間長，淺部裂隙發育充分，松動圈范圍大，支護潛力不能有效發揮，巷道圍巖黏土礦物含量較多。為充分發揮支護體系對圍巖控制作用，進一步減小圍巖變形，提出以下控制措施：

1)加長錨桿，優化錨桿、錨索布置方式。基于巷道圍巖變形大，松動圈范圍超出錨桿長度，支護承載體受力不平衡，應加長錨桿，提高其所形成的淺部自承圈穩定性和承載能力。減小錨索排距，充分達到錯差聯合，加強錨桿錨索支護結構之間的協調性。

2)加強護表支護。巷道圍巖含黏土礦物多，吸水易碎脹崩解，并具有強流變性，巷道表面強度低。對頂板改用錨索梁，去掉梯形工字鋼架，錨桿配以W鋼帶和金屬網使護表得以加強。錨索梁的作用是將預應力擴散至錨桿之間，改善錨桿受力效果，限制巷道圍巖變形，去掉梯形工字鋼架可縮短施工作業時間，盡量達到支護工藝平行作業，提高巷道掘進效率。

3)錨注一體化支護。對巷道進行淺部注漿加固，填充圍巖裂隙，提高圍巖強度，一方面配合錨梁網索支護形成多層組合拱，改善圍巖自身承載能力，并有效膠結巷道淺部破碎松軟巖體，為錨桿錨索提供穩固的著力基礎；另一方面，圍巖裂隙被漿液封堵，巖體整體性得到改善，堵水作用明顯，抗滲能力大幅度提高，使圍巖黏土礦物不易受到水的侵蝕作用而軟化變形。

4)提高錨桿錨索預緊力。在錨注一體化加固的基礎上，保證張拉后允許變形量可以滿足頂板允許下沉量的情況下，適當提高錨桿等支護構件預緊力，改善支護構件對圍巖的主動支護效果，進一步控制圍巖變形。

4.2 錨注一體化支護方案數值模擬

4.2.1 數值模型建立

基于圣維楠原理，巷道開挖后，其影響范圍具有一定的限度，而不是擴展至無限遠。同時，考慮到便于數值模擬計算方便，按照實踐經驗，給定其一個影響范圍。此次模擬不對巷道回采過程進行考慮，即不考慮巷道的空間效應，因此建立三維模型。模型的寬度為60 m，模型高為45 m，模型厚3 m，巷道斷面為梯形，上寬3.8 m，下寬4.2 m，高3.0 m，模型建立如圖8所示，計算采用的物理力學參數見表2，采用摩爾-庫侖模型進行計算。模型采用位移邊界條件，固定左右及前后邊界水平方向位移，巷道底板固定水平位移和豎向位移，上部邊界為自由邊界并施加19.2 MPa的原巖應力。

圖8 數值計算模型Fig.8 Numerical calculation model

4.2.2 支護方案優化比選

綜合現場圍巖支護體系受力、圍巖變形等實測，提出巷道錨梁網索+注漿控制圍巖變形的支護理念，確定3種支護方案的數值模型，運用FLAC3D數值計算軟件分別對其進行優化分析(圖9～圖11)，并與無支護狀態進行對比，見表3。

表2 巖石物理力學參數Table 2 Rock physical and mechanical parameters

方案1：錨梁網索+注漿，頂板錨桿規格φ22 mm×3 000 mm，間排距800 mm×1 000 mm；兩幫錨桿規格φ20 mm×3 000 mm，間排距800 mm×1 000 mm；頂板錨索規格φ21.6 mm×9 000 mm，間排距1 500 mm×1 000 mm，每排2根；掛梁錨索規格φ21.6 mm×6 000 mm，間排距1 500 mm×1 000 mm，每排3根；錨索梁采用11#工字鋼，長度3 800 mm。

方案2：錨梁網索+注漿，頂板錨桿規格φ22 mm×3 000 mm，間排距800 mm×800 mm；兩幫錨桿規格φ20 mm×3 000 mm，間排距800 mm×800 mm；頂板錨索規格φ21.6 mm×9 000 mm，間排距1 500 mm×800 mm，每排2根；掛梁錨索規格φ21.6 mm×6 000 mm，間排距1 500 mm×800 mm，每排3根；錨索梁采用11#工字鋼，長度3 800 mm。

圖9 巷道圍巖塑性區分布Fig.9 Distribution of surrounding rock plastic zone

方案3：錨梁網索+注漿，頂板錨桿規格φ22 mm×3 000 mm，間排距800 mm×1 200 mm；兩幫錨桿規格φ20 mm×3 000 mm，間排距800 mm×1 200 mm；頂板錨索規格φ21.6 mm×9 000 mm，間排距1 500 mm×1 200 mm，每排2根；掛梁錨索規格φ21.6 mm×6 000 mm，間排距1 500 mm×1 200 mm，每排3根；錨索梁采用11#工字鋼，長度3 800 mm。

從表3可知,3種支護方案均有效控制了巷道圍巖變形，頂板下沉量和兩幫移近量大幅度減小。其中方案2支護效果最好，錨桿錨索密度最大；方案3效果相對較差，錨桿錨索密度最小；在有效控制圍巖變形的前提下，綜合考慮巷道總支護工作量與經濟效益，支護方案1最為合理。

圖10 巷道圍巖水平位移分布Fig.10 Horizontal displacement distribution of surrounding rock in roadway

圖11 巷道圍巖垂直位移分布Fig.11 Vertical displacement distribution of surrounding rock in roadway

表3 不同方案下支護效果Table 3 Support effects under different plans

4.3 支護方案參數選取與現場實踐

4.3.1 方案設計及參數

為解決8202回風順槽原支護方案的不足，由于錨索持力層圍巖整體性好，強度高，錨索支護與錨索梁聯合作用，可對圍巖深部分層次控制，筆者通過前期現場監測和試驗，結合數值模擬方案的對比分析，提出以淺部錨注支護為核心，并利用錨索梁代替梯形鋼架以控制巷道變形的錨注一體化支護技術，使支護構件力學性能相互匹配，整體支護作用得到最大限度發揮。

錨桿安裝與注漿在同一鉆孔中進行。頂錨桿采用φ22 mm×3 000 mm高強錨桿，間排距800 mm×1 000 mm；兩幫錨桿規格φ20 mm×3 000 mm，間排距800 mm×1 000 mm；樹脂加長錨固，錨固長度均為1.8 m；采用高強球型托盤配以W剛帶及鋼筋網護表，每排布置13根錨桿；錨桿預緊力為80～100 kN。

頂板錨索規格為φ21.6 mm×9 000 mm高強度預應力鋼絞線，間排距1 500 mm×1 000 mm，每排2根；掛梁錨索安裝于原梯形工字鋼架位置處(兩排錨桿之間)，掛梁錨索規格φ21.6 mm×6 000 mm高強度預應力鋼絞線，間排距1 500 mm×1 000 mm，每排頂板安裝3根；錨索錨固長度均為1.8 m，施加120 kN預緊力。錨索梁采用11#工字鋼，長度3 800 mm，每根鋼梁上焊制3個25 mm圓孔。優化后支護方案如圖12所示。

圖12 8202工作面回風順槽優化支護方案Fig.12 Optimal supporting scheme of the return air roadway along 8202 working face

4.3.2 錨索梁施工

1)錨索梁于兩排錨桿之間施工，每排布設3個掛梁錨索，分別位于頂板中心及兩肩角處。首先用MQT-130型氣動錨索鉆機施工深度為6 m的鉆孔，鉆孔間距為1.6 m。

2)鉆孔施工完成后，分別給每個鉆孔填裝3支樹脂錨固劑(MSK23/60型)，隨后放置6 m長錨索并進行時長5 min的錨固，錨索外露端0.5 m左右。

3)每排3根掛梁錨索施工完成后，將工字鋼梁垂直于巷道軸線，并將焊制好的圓孔與3根錨索對齊，安裝好并緊貼頂板，用300 mm×300 mm剛托板及鎖具固定，再利用張拉機具進行預緊，目的是確保工字鋼梁與頂板良好接觸。當巷道頂板變形破碎、不平整導致工字鋼梁與頂板不能充分接觸時，可采用半圓木架設于頂板與工字鋼梁之間，使錨索梁作用有效發揮。

4.3.3 注漿施工

1)采用淺部注漿方式，旨在加強淺部圍巖完整性及整體強度，錨桿安裝與注漿在同一鉆孔中進行，將注漿管直接下入錨桿孔內進行水泥注漿，錨桿孔均下1.5 m長注漿管。

2)注漿材料選用425#普通硅酸鹽水泥，漿液水灰比為0.7∶1，并加入XPM納米灌注劑。XPM納米灌注劑的加入大幅度提高漿液流變性，改善漿液滲透能力，同時可以提高注漿巖體抗壓強度和抗滲性能。封孔長度均為400 mm，采用風動雙液注漿泵進行注漿，規定注漿壓力為3.0 MPa左右，若注漿過程中鉆孔能繼續吃漿，提高注漿壓力至5 MPa左右，使漿液充分進入圍巖裂隙中，加強圍巖裂隙封堵效果。

5 井下試驗效果分析

5.1 鉆孔注漿效果觀測

現場巷道破碎嚴重區段注漿過程順利，注漿量大，為觀測圍巖注漿后的漿液充填效果，選取代表性斷面對頂板及兩幫進行鉆孔窺視觀測(圖13)，頂板及兩幫鉆孔的觀測深度均為2.5 m，通過鉆孔漿液充填效果的可視化觀測，直觀表現出漿液對巷道圍巖破碎區段充填的有效性。

圖13 鉆孔漿液充填觀測Fig.13 Observation of diffusion of drilling slurry

5.2 巷道圍巖變形監測

圖14 優化方案巷道表面位移監測Fig.14 Surface displacement monitoring of the roadway optimization scheme

錨注一體化支護方案實施后，巷道表面位移監測結果如圖14所示，巷道開挖20 d內，巷道頂板下沉及兩幫收斂速率較快，采空區側幫部變形速率較實體煤側幫部大，底板移近量增幅較小；巷道圍巖變形持續40 d后趨于穩定，最終頂板下沉量387 mm；兩幫移近量425 mm，其中采空區側幫內移量216 mm，實體煤側幫內移量209 mm，前期采空區側幫部較實體煤側幫部變形幅度大，變形趨于穩定后兩幫的變形量相近，說明幫部整體性得到加強，注漿效果良好；底板移近量相對較小，為116 mm。與原支護方案巷道表面位移量對比見表4。可見，錨注一體化支護方案對巷道圍巖變形控制效果顯著。

表4 巷道表面位移量對比Table 4 Contrast of the displacement of roadway surface

6 結 論

1)金川礦8202回風順槽圍巖所處地質條件復雜，巷道淺部圍巖為含較多黏土礦物的塑性圍巖，并且易于吸水膨脹，圍巖破碎嚴重、淺部裂隙發育充分，松動圈范圍大，錨桿錨固長度不足，支護結構內部協調性差，支護潛力不能有效發揮，導致原方案下巷道圍巖變形大，持續時間長。

2)巷道淺部注漿封堵圍巖裂隙，提高圍巖抗滲能力，改善圍巖力學參數性能，結合錨桿支護大幅度提高淺部圍巖強度及自承能力。錨索及掛梁錨索均位于頂板穩定持力層內，錨索梁代替梯形工字鋼架，可有效懸吊離層變形區，控制頂板下沉，提高巷道掘進效率。

3)基于數值模擬分析及現場試驗，確定合理的支護方式及參數，增加錨桿長度及淺部注漿支護，配合錨索梁及錨索支護形成多層組合拱，改善圍巖自承能力，同時，W鋼帶及金屬網形成柔性支護加強護表作用。現場監測結果表明，新方案實施后錨注效果良好，可有效控制深部巷道軟弱圍巖變形。