高應力軟巖巷道大變形機理及返修支護技術研究

閆小衛

(陜西煤礦安全監察局 榆林監察分局， 陜西 榆林 719054)

0 引言

高應力軟巖巷道支護是深部開采面臨的主要難題之一[1-3]，國內外學者對其進行了長期研究，取得了較為豐富的研究成果。康紅普等[4-5]針對深部高應力、強采動巷道提出了“支護-改性-卸壓”協同控制技術，并在中煤新集能源股份有限公司口孜東礦千米深井軟巖巷道成功應用。何滿潮等[6-7]對軟巖巷道變形力學機制進行了分類，發展了高應力軟巖巷道的支護理論與技術。姜耀東等[8]對深部軟巖巷道底鼓特征進行總結，揭示了巷道底鼓變形的力學機制。李術才等[9]通過現場監測研究了深部巷道分區破裂化現象，研究了高應力軟巖巷道支護失效及控制技術。張農等[10-11]針對淮南礦區煤巷進行分級并提出了相應的支護對策，針對淮南礦業(集團)有限責任公司朱集礦沿空留巷提出了留巷擴刷修復結構臨近失穩的概念，確定了留巷擴刷修復的合理時機及工序。柏建彪等[12]提出了針對高應力軟巖巷道的耦合支護原理及技術。Tan Yunliang等[13]針對深部堅硬頂板沿空留巷提出了圍巖控制策略。黃炳香等[14]提出了深井采動巷道圍巖流變及結構失穩理論。余偉健等[15]研究了深部高應力軟巖巷道圍巖變形與破壞特征，提出了針對軟巖巷道的控制技術。李為騰等[16]以兗煤菏澤能化有限公司趙樓煤礦1 000 m深井為工程背景，在現場監測圍巖變形破壞及支護失效規律的基礎上，通過數值模擬研究了拱架支護模式下巷道圍巖變形、塑性破壞區分布特征及支護構件受力狀態。然而，對于已發生大變形巷道如何科學合理返修支護，實現巷道圍巖有效控制的研究相對較少。

川煤集團芙蓉公司白皎煤礦+300水平4號石門運輸大巷為高應力軟巖巷道，埋深650 m，巷道開掘后圍巖穩定時間短、破壞嚴重，巷道持續變形，難以滿足使用要求。本文綜合分析了巷道圍巖變形破壞原因，提出了巷道返修支護對策及技術，并通過數值模擬和現場實測對支護設計進行了驗證。

1 工程概況

1.1 巷道圍巖條件及原支護情況

白皎煤礦+300水平4號石門運輸大巷依次穿越頁巖、泥巖、砂質頁巖，巷道所在煤巖層構造較多，應力環境復雜，分層較多且各分層厚度小，巖石強度較低。頂底板巖性見表1。巷道周圍布置有+300水平4號石門錯車場、避難硐室、西三井底車場，形成密集巷道(硐室)群，其平面布置如圖1所示。

表1 巷道頂底板巖性Table 1 Lithology of roadway roof and floor

圖1 巷道布置Fig.1 Roadway layout

巷道寬度為5.5 m，高度為3.8 m(其中墻高2.0 m，拱高1.8 m)，掘進斷面面積為19.0 m2。巷道初始支護方案采用錨桿、鋼梁、金屬網、錨索和噴層：φ20 mm×2 200 mm螺紋鋼錨桿，間排距為900 mm×900 mm；鋼梁長度為2 800 mm和2 000 m2種規格；金屬網長度為2 800 mm和2 000 mm2種規格，寬度為950 mm；φ15.24 mm×6 300 mm錨索，排距為3 000 mm，錨索沿巷頂中心線布置。

1.2 巷道變形特征

對+300水平4號石門運輸大巷圍巖變形進行了現場測量，表現為以下特征：

(1) 變形速度快，長期無法穩定。巷道新掘后變形速度達50～100 mm/d，持續時間通常為25～60 d，有的長達半年以上仍無法穩定。對發生變形的巷道進行加固和補強支護后仍繼續變形，無法形成有效的支護結構。

(2) 全斷面收縮變形。與強采動巷道更多表現為底鼓和兩幫移近不同，該巷道掘進后表現為全斷面持續收縮變形，頂板、巷幫、底板變形均較大，頂板平均下沉量達600 mm，兩幫移近量達500 mm，底鼓量達700 mm。

2 巷道圍巖內部破壞及大變形機理分析

2.1 巷道圍巖結構窺視

巷道圍巖持續變形與頂板巖層結構裂隙分布及演化密切相關。對巷道頂板、兩幫10 m范圍內巖層結構進行鉆孔窺視，分別距+300水平4號石門錯車場20，80，200 m處布置鉆孔窺視站(圖1)，每個鉆孔窺視站布置3個窺視鉆孔(頂板、兩幫各1個)，窺視鉆孔直徑64 mm、深10 m(圖2)。

圖2 窺視鉆孔布置Fig.2 Observation boreholes layout

鉆孔窺視結果如圖3所示。從圖3(a)可看出，巷道頂板窺視鉆孔距孔口0.5 m以內圍巖完全破碎，距孔口5 m以外圍巖較為完整。從圖3(b)可看出，巷道左幫窺視鉆孔距孔口2 m以內圍巖完全破碎，距孔口2.7～3.0 m范圍內圍巖破碎，距孔口3.3～4.2 m范圍內橫向裂隙發育明顯，距孔口5 m以外圍巖較為完整。從圖3(c)可看出，巷道右幫窺視鉆孔距孔口0.9 m以內圍巖完全破碎，距孔口1.6～2.5 m范圍內圍巖多條橫向裂隙發育，距孔口4.7～7.0 m范圍內圍巖較為完整，距孔口7.9～8.2 m范圍內圍巖破碎。

圖3 鉆孔窺視結果Fig.3 Boreholes observation results

2.2 圍巖內部結構測量結果分析

綜合巷道原支護設計參數及巷道圍巖窺視結果，可得以下結論：

(1) 巷道淺部(2 m以內)圍巖破碎嚴重，說明巷道淺部初始支護強度和剛度較低，無法有效控制淺部圍巖碎脹變形。因此，在巷道返修補強支護過程中，應提高補強支護的強度和剛度，保證錨桿、錨索支護預緊力和預緊力有效擴散。

(2) 巷道左幫2.7～3.0 m范圍內圍巖破碎，結合巷道支護設計分析可知此深度為錨桿支護區分界面，臨近巖體受拉，易出現離層。

(3) 巷道左幫3.3～4.2 m范圍內圍巖橫向裂隙發育明顯，由于初始支護兩幫未打設錨索，而錨桿支護范圍僅為2 m左右，2 m以外煤巖體處于無支護狀態，受高應力及掘進擾動影響易破碎。此外，原支護僅沿巷道頂板中部布置錨索，錨索布置數量較少，導致錨桿錨固范圍以外(深度大于2 m)巖體破碎。因此，應適當增加錨索數量，對錨桿錨固范圍以外巖體進行補強支護。

(4) 原設計兩幫支護強度和剛度較低，對比巷道兩幫與頂板的窺視結果可知，巷道兩幫巖體破碎程度和深度都超過頂板，因此，補強支護應重視巷道兩幫的支護，保證兩幫圍巖穩定。

(5) 由于圍巖已經破碎，形成不連續裂隙，巷道需要先通過注漿加固對圍巖進行修復。窺視結果表明圍巖淺部破碎范圍為2 m，深部破碎范圍為5 m。基于窺視結果，分析得出注漿淺孔深度宜為3 m，深孔深度宜為6 m。

2.3 巷道變形破壞機理分析

綜合分析巷道圍巖條件、應力環境、原支護設計及圍巖變形破壞特征可知，導致+300水平4號石門運輸大巷持續變形的主要因素為斷層等構造引起的水平應力突出[17]、巷道布置層位圍巖巖性軟弱(所穿巖層均為軟弱巖層)[18]、巷道集中布置、原支護強度低、支護材料不匹配、施工質量不達標等，具體體現在以下方面：

(1) 構造復雜、斷層切割嚴重。白皎煤礦地質構造復雜，揭露斷層多達1 500余條，巷道受斷層切割嚴重，導致巷道水平構造應力集中。地應力測試結果表明，白皎煤礦以水平應力為主。在水平構造應力作用下，頂板巖層受到很大的剪切應力作用，使巷道頂板巖層分層變形，如不能及時支護，巖層易沿層理發生離層。

(2) 圍巖強度低且具有膨脹性。通過巷道掘進及鉆孔取芯發現，巷道布置的巖層為黏土巖、砂質泥巖、泥巖、頁巖、煤線等軟弱巖體，其中砂質泥巖飽和抗壓強度為15.1 MPa、軟化系數為0.35，黏土巖飽和抗壓強度僅為0.27～3.8 MPa、軟化系數為0.27，巖石強度低、遇水易軟化。通過X射線衍射儀對泥巖礦物成分分析可知，泥巖中黏土礦物占69.8%，其中以高嶺石、綠泥石為主，易發生泥化，導致巷道膨脹性變形。

(3) 巷道硐室密集布置，導致應力集中。+300水平4號石門運輸大巷附近巷道及硐室密集布置，其中石門運輸大巷與+300水平4號石門錯車場之間巖柱寬度僅10 m，鉆孔窺視發現巖柱已基本破碎。

(4) 現場調研發現，石門運輸大巷現有兩幫下部錨桿施工滯后，錨索滯后工作面20 m施工，不能及時支護圍巖，導致圍巖發生破壞。錨桿、錨索“三徑”不匹配；兩幫錨桿鉆孔太深，部分錨固劑無法得到攪拌，有效錨固長度過小，且現場錨固劑包裝袋太厚，不利于攪拌錨固，導致圍巖變形過程中錨固力不足，造成支護失效。錨桿、錨索支護預緊力偏低，不能有效抑制不連續變形的擴展，巷道變形破壞大。

3 巷道返修支護對策及技術

3.1 巷道返修支護對策

對于已發生離層、破壞的巷道破碎圍巖，僅采用錨桿、錨索補強支護時，由于圍巖內部不連續變形，無法恢復原完整圍巖狀態，且可錨性下降，導致巷道圍巖結構整體穩定性不足，無法有效抵抗應力的持續擠壓作用，巷道易發生持續變形。需進行注漿加固，將圍巖中不連續變形產生的裂隙進行充填，進而通過錨桿、錨索進行支護[19-20]。

針對石門運輸大巷持續變形的特征，在對圍巖注漿加固的基礎上，需通過強力錨桿、錨索在圍巖中形成承載結構，通過錨桿、錨索提供的整體結構抵抗應力場對圍巖的逐步破壞。此外，為避免石門運輸大巷持續風化，在完成上述支護后還需通過表面噴漿封閉圍巖。

3.2 巷道返修支護技術

(1) 巷道圍巖注漿。基于巷道圍巖結構鉆孔窺視結果及巷道變形破壞特征，提出采用先淺孔后深孔注漿。先通過淺孔充填巷道淺部圍巖裂隙，再通過深孔充填巷道深部圍巖裂隙，注漿材料以水泥基為主，并輔以添加劑。根據裂隙發育程度，確定淺孔深度為3 000 mm、注漿壓力為2～3 MPa，深孔深度為6 000 mm、注漿壓力為4～6 MPa。圍巖注漿深淺孔布置如圖4所示。

(a) 淺孔注漿鉆孔布置

(b) 深孔注漿鉆孔布置

(2) 巷道圍巖高強高預應力錨桿、錨索聯合支護。通過注漿對已破壞圍巖加固后，再進行高強高預應力錨桿、錨索聯合補強支護。錨桿、錨索布置如圖5所示。選用φ22 mm×2 400 mm左旋無縱筋錨桿，錨固長度為675 mm，配合鋼號Q235、規格450 mm×280 mm×5 mm(長×寬×高)的W鋼護板護表；錨桿預緊力矩大于400 N·m；選用φ22 mm×5 300 mm錨索，錨固長度為2 733 mm，配合300 mm×300 mm×14 mm(長×寬×拱高)的高強度錨索托板；錨索預緊力不小于300 kN；采用金屬網護表，金屬網網格尺寸為50 mm×50 mm。

圖5 錨桿、錨索布置Fig.5 Layout of anchor bolt and cable

(3) 巷道噴漿。錨桿、錨索補強支護后，對巷道表面進行噴漿，封閉巷道表面圍巖，減少圍巖風化，并對巷道表面圍巖起到一定程度的加固作用。噴層混凝土強度等級為C20，噴層厚度為100 mm。

3.3 巷道返修支護效果模擬

為驗證支護設計的合理性，通過FLAC3D對+300水平4號石門運輸大巷返修前后圍巖變形及應力狀況進行模擬。

數值模擬采用基于Mohr-Coulomb破壞準則的本構模型，模型尺寸為4 m×50 m×50 m(長×寬×高)。模型剖分時采用六面體單元，基于現場實測數據，模型施加垂直應力15.76 MPa，水平應力20.42 MPa。模型中巷道圍巖物理力學參數見表2。模型邊界條件：底端固支，側面限制水平位移。錨固范圍內網格加密處理，開挖前施加原巖應力載荷，模型力學狀態平衡后位移清零再進行巷道開挖與支護模擬分析。

表2 巷道圍巖物理力學參數Table 2 Physical and mechanical parameters of roadway surrounding rock

(a) 水平位移分布

(b) 垂直位移分布

原支護方案下巷道圍巖水平位移和垂直位移分布如圖6所示。可看出原支護方案下巷道頂底板均發生了較大變形，受高應力下巷道兩幫上角擠壓影響，頂板下沉量為600 mm，由于底板未進行任何支護，底鼓量達750 mm；巷道幫部變形主要分布在巷道兩幫下部，兩幫移近量為550 mm。在高應力作用下，原支護無法有效控制巷道圍巖大變形。

巷道返修支護后圍巖應力及位移分布如圖7所示。從圖7(a)可看出，兩幫水平應力集中范圍為1.8 m，最高可達5 MPa；頂板水平應力集中范圍為4 m，最高可達21.7 MPa；底板水平應力集中范圍為5 m，最高可達21 MPa。從圖7(b)可看出，兩幫垂直應力集中范圍為5 m，最高可達20.6 MPa；頂板垂直應力集中范圍為5 m，最高可達4 MPa；底板垂直應力集中范圍為3 m，最高可達5 MPa。從圖7(c)、圖7(d)可看出，巷道兩幫移近量為199.5 mm，發生變形的兩幫圍巖范圍為2 m左右；頂板下沉量為121.4 mm，發生變形的頂板圍巖范圍為4.5 m；底鼓量為119.1 mm，發生變形的底板圍巖范圍為5 m。由此可見，巷道返修支護后圍巖變形得到了有效控制。

(a) 水平應力分布

(b) 垂直應力分布

(c) 水平位移分布

(d) 垂直位移分布

3.4 現場應用

巷道加固及補強支護后，對巷道圍巖進行了表面位移監測，其中加固及擴巷施工期間每1～2 d監測1次，加固施工完成后、巷道圍巖穩定前每周監測2次，錨桿、錨索受力及表面位移穩定后每月監測1～2次。

現場共監測178 d，巷道監測結果表明，返修加固后23 d頂板下沉速度穩定，頂底板最大移近量為109 mm，返修加固后32 d兩幫移近速度穩定，兩幫最大移近量為212 mm。

4 結論

(1) 分析了白皎煤礦+300水平4號石門運輸大巷變形破壞特征，揭示了高應力軟巖巷道持續大變形的主要影響因素，包括斷層等構造引起的水平應力突出、巷道布置層位圍巖巖性軟弱、巷道集中布置、原支護強度低、支護材料不匹配、施工質量不達標等。

(2) 提出了“高壓注漿+高強高預應力錨桿、錨索聯合支護+噴漿”的巷道返修支護方案。首先，通過注漿對圍巖裂隙及不連續結構面進行及時加固；然后，通過強力錨桿、錨索對圍巖進行支護，在圍巖中形成承載結構；最后，通過表面噴漿封閉圍巖，阻止圍巖風化，提高表面圍巖穩定性。

(3) 現場試驗結果表明，采用“高壓注漿+高強高預應力錨桿、錨索聯合支護+噴漿”后，頂底板最大移近量為109 mm，兩幫最大移近量為212 mm，能有效控制巷道圍巖變形。