高應力環境軟巖巷道底鼓破壞機理及控制對策研究*

沐興旺，唐琳，孫承超，王志修

(1.彝良馳宏礦業有限公司，云南 昭通市 657600；2.礦冶科技集團有限公司，北京 102628)

0 引言

近年來，礦產資源需求量不斷增加，礦山開采工作量加大，礦產資源開采地質環境趨于復雜，地下巷道圍巖普遍出現了較嚴重的兩幫收斂和底鼓變形等失穩現象，給巷道圍巖控制和施工安全帶來了十分嚴峻的挑戰[1-2]。在巷道頂底板收斂變形中，底鼓變形為主要破壞形式。巷道圍巖支護體系作為一個系統整體，某一部分失效，將造成整個系統失效。由于認識上的不足和施工條件等因素限制，底板往往處于不支護或者弱支護狀態，即便經過加固的底板，效果也并不理想，所以底板已經成為巷道支護體系的一個薄弱環節，是造成巷道失穩的關鍵部位。底鼓問題已引起了許多學者的廣泛重視，一直是巷道支護研究的熱點問題。

王衛軍等[3]提出加固兩幫控制深井巷道底鼓的構想，并利用工程實踐進行了證明。初明祥等[4]采用多種研究方法，對采空側巷道底鼓的特征、形成原因、形成機制及其防治技術進行了詳細研究，并提出了防治對策。孫利輝等[5]認為巷道發生強烈底鼓是高應力、巖石遇水膨脹、支護結構不合理等因素綜合作用。張官禹等[6]提出軟巖巷道底鼓的破壞機理并給出了對應控制技術措施。楊軍等[7]研究底角錨桿控制底鼓的作用機理并優選底角錨桿控制底鼓變形。鄧博團等[8]采用理論分析和室內試驗方法，進行巷道底鼓發生機理分析，隨后提出了底鼓支護方案。柏亞輝等[9]提出采用反底拱配合錨注加固的底鼓控制方法。王羽揚等[10]揭示底鼓的變形破壞特點及破壞機制，相應提出了底鼓控制對策。王樹明等[11]分析巷道幫部極限平衡區寬度和底板破壞深度，為巷道底板的支護設計提供了理論依據。

本文在總結他人研究成果的基礎上，著重分析了高應力環境軟巖巷道底鼓破壞機理，相應提出了控制對策并進行了穩定性分析。

1 巷道底鼓變形破壞機理

彝良毛坪礦760 m 中段主運輸巷道是連接Ⅰ號及Ⅱ號礦體的重要通道，位于石炭系下統萬壽山組，其本身屬于含煤碎屑巖系，巖體松軟，其上盤為泥盆系上統宰格組，下盤為石炭系下統灰頁巖組，上下盤的巖組巖體強度、硬度相對較高。同時，該運輸巷道受到附近F29 等較大斷層的切割，處于嚴重破碎狀態，遇水容易崩解軟化成泥狀。

目前，該巷道支護方式為鋼拱架+噴射C20 混凝土聯合支護，噴砼厚度為100 mm。原支護斷面為2.4m×2.6 m，三心拱鋼支架（22 kg/m 軌道加工），現平均斷面縮小為2.33m×2.3 m。巷道底板出現大面積底鼓現象，最大底鼓達30 cm；現場頂板受壓變形，靠近變形嚴重一側設有水溝。平行于760 m 主運輸巷道有一條相鄰巷道，該巷道變形極其嚴重，現已進行充填封閉。

1.1 圍巖性質

由于該區域的巖體極為破碎，在變形巷道位置分別選取了泥盆系及石炭系典型樣品開展點荷載試驗，以期獲得需要的點荷載強度指標和換算的飽和單軸抗壓強度值，測試結果見圖1。從試驗結果可以看出：泥盆系巖石的飽和單軸抗壓強度相差較為懸殊，最大達到80 MPa 以上，基本都在30 MPa以上，巖石強度相對堅硬，按照《工程巖體分級標準》（GB/T 50218—2014）屬于較堅硬-堅硬巖；石炭系巖石的飽和單軸抗壓強度較為均勻，均在30 MPa 以下，60%樣品在15 MPa 以下，總體屬于軟巖-較軟巖。同一區域，巖石強度軟弱也是萬壽山組圍巖巷道發生大變形破壞的重要影響因素。

圖1 點荷載試驗結果

在巷道大變形區域選取石炭系巖組進行物化成分的背散射電子及能譜試驗。試驗結果顯示，該巖石試樣中脈石礦物絕大部分為伊利石-蒙脫石，約占70%～80%，少量石英，偶見方解石。通過試驗可知，石炭系巖組含有伊/蒙混層礦物，伊/蒙混層是典型的親水礦物，遇水容易發生流變大變形，該礦物具有顯著的膨脹特性，現場可以看出，遇水后石炭系巖組呈現泥質特征，強度降低明顯。

1.2 地質構造及構造應力

由于該巷道位于石門坎背斜區域，且石炭系圍巖具有一定的膨脹性，因此，控制了巷道圍巖的工程巖體物理力學性質，巷道抵抗外界破壞力的程度及自身承重能力大大降低。根據實測，該區域720 m水平附近的最小主應力值為5.23 MPa，最大主應力值約為11.94 MPa，最大主應力方向為315.75°，最大主應力傾角為1.49°，最大主應力近水平，推測760 m 中段的最大主應力值接近11 MPa，最大主應力值接近石炭系巖石強度值，因此，容易導致開挖巷道受到較大應力集中影響發生破壞。

1.3 原始支護形式問題

該巷道主要采用拱架+噴砼支護方式，結合現場實際調查，存在如下問題。

（1）由于該區域地應力與圍巖強度相近，導致巷道圍巖破碎范圍較大，為裂隙水漫延提供了路徑，石炭系巖組巖中具有親水性黏土礦物組分，遇水易膨脹，隨時間增加，裂隙水長期浸泡圍巖，致使原支護結構難以維持巷道穩定。

（2）僅采用被動支護形式，即鋼拱架+噴砼支護形式。該支護不能控制軟巖巷道變形，由于軟巖巷道變形是具有時空效應的破壞過程，不僅要采用“讓壓”模式，還要采用“支護”才能全面控制巷道變形，原始支護僅考慮支護狀態，且鋼拱架支護無法抵抗住軟巖變化。

（3）支護結構急待優化，原支護結構中缺少對巷道底部的控制方式，缺少底角薄弱區域的支護增阻，導致巷道變形不斷加劇，底鼓隆起30 cm 是由于兩幫應力沿底板滑移線轉移，隨時間增加變形范圍不斷增加，該巷道底部多次返修表明，原始支護結構在水平方向無法滿足水平應力的控制要求。

因此，圍巖性質、水、地質條件與地應力及原支護形式是巷道產生底鼓的主要因素，基于以上考慮，針對該區段巷道重新進行了支護設計。

2 巷道底鼓穩定性控制

2.1 巷道底鼓變形控制對策

結合760 m 主運輸巷道的底鼓變形破壞特征以及破壞機制的分析，提出以下對策。

（1）關鍵部位加強支護。巷道重修至設計尺寸后，巷道底角依然是薄弱點，在該區域進行鎖控，減少圍巖變形量，改善底板滑移線附近的應力狀態，如圖2 所示，減少應力在底角過度集中，配合灌漿反拱可以有效防止巷道發生破壞。

圖2 底鼓應力狀態及底部控制結構

（2）采用似圓形封閉連體卸壓拱架。利用似圓形封閉連體卸壓拱架釋放剩余膨脹應力并控制膨脹變形。

（3）錨網噴索-圍巖耦合支護：通過錨網噴索整體支護作用，將錨網噴索與圍巖緊密結合在一起，共同抵抗變形能和力源，實現耦合支護作用。

2.2 支護方案設計

設計方案采用四心拱近似圓形斷面，支護采用錨網噴+控頂控幫錨索+底板錨索+似圓形封閉連體拱架的支護方案。優化后的巷道斷面采用四心拱近似圓形斷面，巷道凈斷面為2.4m×2.6 m，設計標高為2.6 m 以上，反底拱高度為0.515 m；巷道頂板及幫部采用φ22 mm 左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，長度為2.2 m，樹脂錨桿間距為0.8 m，排距為0.8 m；底板采用φ18.9 mm 錨索，錨索均勻布置，長度為3.8 m，錨固長度為1.6 m；控頂錨索采用φ18.9 mm鋼絞線，長度為5.3 m，錨固長度為1.6 m。頂板錨索沿巷道走向方向間距為1.6 m，采用“2-2”布置；控幫錨索采用φ18.9 mm 鋼絞線，長度為3.8 m，間距為1.0 m，排距為1.6 m，錨固長度為1.2 m，布置在巷道兩幫；似圓形封閉連體拱架采用22 kg鋼軌制作，拱架間距為800 mm；C20 噴射混凝土厚度為100 mm。支護方案設計見圖3。

圖3 綜合治理支護方案

2.3 現場試驗驗證

根據研究成果，在760 m 主運輸巷道中選取一段15 m 的巷道采用新支護方案進行返修施工，為驗證支護效果，在巷道新支護段布置底角錨索計，主要對底角變形量進行監測，監測結果如圖4所示。新支護段在前20 d 變形較為劇烈，變形量一直在增加，30 d 以后變形趨于平緩，基本不再發生變形。底角最大變形量為 19 cm，新支護方案成效較為明顯。

圖4 底角錨索變形測量結果

3 結論

（1）通過對彝良毛坪礦760 m 巷道點荷載試驗得出，泥盆系巖石的飽和單軸抗壓強度基本都在30 MPa 以上，屬于較堅硬-堅硬巖；石炭系巖石的飽和單軸抗壓強度較為均勻，均在30 MPa 以下，60%樣品在15 MPa 以下，總體屬于軟巖—較軟巖。利用背散射電子及能譜試驗得出石炭系巖組含有伊/蒙混層礦物，具有顯著的膨脹特性。

（2）760 m 中段的最大主應力值接近11 MPa，最大主應力值接近石炭系巖石強度值，因此，容易導致開挖巷道受到較大應力集中影響發生破壞。

（3）通過現場踏勘分析得出，圍巖性質、水、地質條件與地應力及原支護形式是巷道產生底鼓的主要因素。

（4）根據巷道底鼓破壞機理，提出關鍵部位加強支護、似圓形封閉連體卸壓拱架、錨網噴索-圍巖耦合支護支護對策，并進行現場試驗驗證，監測點數據表明，支護完成30 d 后變形趨于平緩，底角最大變形量為19 cm。