深埋軟巖巷道高預應力恒阻耦合支護技術及其應用

孫曉明 ，姜銘 ，趙文超 ，繆澄宇 ，張勇 ，郭波

(1.中國礦業大學(北京) 深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室，北京，100083；2.中國礦業大學(北京) 力學與建筑工程學院，北京，100083)

大量煤礦經過數十年的開采，淺部資源日益短缺，資源開采逐漸轉往深部[1-2]。隨著埋深增加，煤巖體所處地質條件和應力場愈發復雜，開挖擾動后煤巖體易進入破碎狀態，大量的破碎區嚴重影響著深部煤巷工作[3-5]。同時，由于地層分布的不均勻性，在巷道的掘進過程中，不可避免地會遇到斜煤層中巷道穿越揭煤段的情況，給現場工程施工帶來困難，維持巷道揭煤段圍巖穩定已經成為當前煤巷工程中的難點之一[6-7]。在揭煤段之中，煤層自身強度低、分布不規律，導致整個揭煤段之中應力分布狀態復雜，支護難度大，從而帶來了諸如冒頂、底臌等圍巖劇烈變形，嚴重危害煤巷工作者的人身安全[8-9]。

國內外眾多學者大量研究巷道揭煤段，李賀等[10]認為隨著石門揭煤段與最大主應力夾角增大，應力集中系數及位移變化梯度逐漸增大，突出危險性增強；BEAMISH等[11]認為巷道揭煤段附近發生煤與瓦斯突出的直接原因是工作面前方卸壓長度減小和瓦斯壓力異常升高；高魁等[12]發現巷道揭煤段開挖導致的應力集中相互疊加，有利于形成自構造軟煤向周圍煤層深部擴展的大型突出；劉震等[13]發現頂板巖巷卸壓可以改變揭煤工作面煤體應力分布，減小集中應力，有效消除煤層突出危險性；李棟等[14]提出了多孔割縫定向水力壓裂增透方法，使特大斷面瓦斯隧道揭煤工程揭煤時間縮短50%。

前人研究大多聚焦于巷道揭煤段的突出機理和防治[15-18]。相對而言，對揭煤段圍巖穩定性控制的研究同樣非常必要。袁光明等[19]準確定位巷道揭煤段關鍵部位，通過數值模擬揭示巷道揭煤段變形破壞機理，提出針對性的支護對策。夏仕方等[20]通過工作面預注漿加固軟弱煤巖層巷道揭煤段拱部松散破碎圍巖，提高掘進過程中的頂板穩定。上述研究對巷道揭煤段圍巖大變形防治工作具有一定的指導意義。然而，針對埋深大、巖層數量多且分布復雜的揭煤段圍巖穩定性控制的研究較少，沒有形成完備的深埋巷道揭煤段圍巖控制理論體系。

本文以石埡口煤礦深埋軟巖1790 回風石門為研究背景，針對回風石門巖層構造復雜、揭煤段應力分布不均勻、軟巖巷道變形大等復雜問題，從研究深埋軟巖巷道揭煤段圍巖的大變形破壞特征與破壞原因入手，基于開挖補償力學效應和NPR長、短錨索耦合控制機理，提出了以NPR長、短錨索為核心的高預應力恒阻耦合控制技術，以解決石埡口煤礦深埋軟巖巷道揭煤段難支護問題。

1 工程概況

1.1 1790回風石門概況

1790 回風石門位于萬壽山組上段，布置于M4、M7煤層之間的巖層中。巷道頂、底板為薄至中厚狀，鈣、泥質結構，水平層理發育，見斜交裂隙，堅硬至半堅硬，間夾34 層深灰色泥巖，泥質粉砂巖，含較多炭化植物碎屑。依據掘進工程中實際揭露情況，巖層產狀為走向為210°、傾向為120°、傾角為14°～20°，平均為15°。石埡口煤礦煤層埋深約為740 m，煤層瓦斯含量超過10 m3/t，按照高瓦斯礦井管理。根據物探、鉆探及運輸石門掘進過程中實際揭露情況，預計掘進過程中無大斷層。揭煤段位置如圖1所示。

圖1 揭煤段位置和測站布置Fig.1 Position of uncovering coal section and layout of measuring station

1.2 鉆孔窺視分析

為了明確回風石門周邊巖體破碎情況，采用鉆孔窺視的方法對回風石門圍巖進行成像。根據現場窺視結果，以JTG 3370.1—2018《公路隧道設計規范第一冊土建工程》中巖體完整程度的定性劃分表為依據，簡要分析圍巖完整性，如圖2 所示。根據結果分析可知：

圖2 圍巖完整性分析Fig.2 Analysis of surrounding rock integrity

1) 巷道圍巖整體較破碎，節理裂隙發育程度較高，頂板為泥巖；

2) 回風石門巷道采用炮掘方式開挖后，對圍巖影響范圍為5.2～6.4 m；

3) 距頂板上方5.2～6.4 m 的圍巖相對破碎，普通錨索設計長度為6.3 m，在頂板錨固端處于相對破碎區域，普通錨桿設計長度為2.4 m，兩幫在2.0～2.4 m范圍內為十分破碎和較破碎區域。

2 石門揭煤段破壞機理

2.1 原支護破壞特征

在回風石門掘進期間，頂板采用錨網索配合U形鋼棚噴漿支護，兩幫采用錨網配合U 形鋼棚噴漿支護作為永久支護。在原支護設計(圖3(a))作用下，巷道出現不同程度的圍巖大變形和支護結構破斷失效，巷道變形破壞嚴重而無法正常使用。對巷道現場破壞情況(圖3(b))進行調研，巷道變形破壞特征如下。

圖3 巷道原支護設計與變形破壞情況Fig.3 Original support design and deformation failure of roadway

1) 圍巖變形嚴重。煤層位于巷道頂板時，頂板下沉量大，且拱頂局部位置出現變形。部分位置發生漏頂和網兜，噴漿層出現剝落、脫離；煤層位于巷道底板時，底板發生底臌且多集中于巷道兩底角位置。底臌量大且變形速度快，局部地段底臌量可在短時間內達到600 mm以上；兩幫收縮以接近底板位置尤為明顯，兩幫最大收縮量可達1 300 mm。

2) 支護結構破斷失效。頂板錨桿出現剪斷現象，同時部分錨桿雖未斷裂，但其端部圍巖松散、破碎嚴重，導致錨桿體失效。部分位置出現U 形鋼支架露出和鋼梁臌出，噴漿層出現剝落、脫離。

3) 巷道維護成本高。礦方采用一定技術手段翻修巷道變形嚴重的地段，常出現“邊掘邊修”現象，翻修工作工程量大，嚴重影響施工進度，同時極大地提高了支護成本；且翻修只能維持巷道的使用，并不能解決圍巖大變形問題，嚴重影響煤礦安全生產。

2.2 支護數值模擬

以1790回風石門為研究對象，建立FLAC3D數值計算模型，計算模型長、寬和高均為60 m(圖4)，巖層沿巷道走向存在15°傾角。該模型共劃分521 600個單元，3 018 276個節點，模型底部固定，側面限制水平移動。為模擬上覆巖體的自重應力，上表面施加荷載為18.75 MPa。材料破壞符合應變軟化本構模型，采用的物理力學參數如表1所示。采用cable單元模擬錨桿和錨索，錨桿/索按原始支護設計方案布置。

表1 巖石物理力學參數取值Table 1 Values of rock physical-mechanical parameters

圖4 數值計算模型Fig.4 Numerical simulation model

為研究回風石門整體的圍巖變形情況，分析揭煤段煤層位于巷道不同高度時巷道整體的變形情況，共選取4 個監測面。根據采掘步距，4個位置分別為掘進15、30、45 和60 m，監測斷面巖層分布圖如圖5所示。

圖6所示為原支護時圍巖的最大主應力場分布圖。從圖6可以看出：圍巖的最大主應力在軟弱煤層出現明顯的應力集中現象，鄰近煤層的薄層狀巖體也是最大主應力集中較為明顯的區域，而在下部的堅硬巖層處，最大主應力明顯降低。應力集中與降低范圍隨著巖層移動而發生移動。

圖6 原支護時圍巖最大主應力場分布Fig.6 Distributions of the maximum principal stress field of surrounding rock in original supporting

圖7(a)所示為原支護時圍巖的垂直位移分布。從圖7(a)可見：垂直位移主要集中在巷道的頂底板位置，其中頂板下沉量整體大于底臌量。隨著煤層位置不同，頂底板的變形量差異較大，頂板下沉量(煤層位于巷道頂板處)最大超過600 mm，最大底臌量(煤層位于巷道底板處)超過500 mm，圍巖變形大。當煤層位于巷道中間位置(30 m)時，頂板處于較堅硬的粉砂巖層中，頂板下沉量不大，而底板處于薄層狀巖體中，底臌量雖較小，但仍處于較高水平。沿煤層方向，巷道頂底板的位移最大值出現在巷道與煤層交匯的位置，頂底板變形最大處總位移接近1 000 mm。圖7(b)所示為圍巖的水平位移分布。從圖7(b)可見：巷道的水平位移主要集中在巷道的兩幫，且兩幫變形量接近，最大值超過600 mm。巷道水平位移最大值同樣出現在煤層與兩幫相交的位置，且在薄層狀巖層區域位移量呈現出較高值。整個揭煤段巷道水平位移較大，變形最大處兩幫總縮進超過1 200 mm。

圖7 原支護時圍巖位移分布Fig.7 Displacement distribution of surrounding rock diagram of original support

圖8所示為原支護時圍巖的塑性區分布。從圖8可以看出，隨著巷道掘進，巷道周圍巖體塑性區逐漸發育，圍巖的破壞形式主要表現為剪切破壞，同時在巷幫和頂底表面上產生一定范圍的拉破壞，塑性區范圍較大，說明在巷道掘進過程中，淺部圍巖已在很大程度上遭到破壞，進入塑性變形階段，失去巖體本身的強度，導致錨桿的錨固強度低。

圖8 原支護時圍巖塑性區分布Fig.8 Distribution of plastic zone of surrounding rock in original support

2.3 破壞原因分析

通過上述對回風石門揭煤段破壞規律、應力分布的理論分析和數值模擬，可以得出深埋軟巖回風石門揭煤段變形和破壞的原因如下：

1) 埋深大，圍巖長期處于高地應力環境之中。圍巖應力受煤層在巷道中位置的變化而改變，尤其在軟弱煤層出現應力集中現象時，圍巖最大主應力明顯增加，導致應力狀態變得復雜。除軟弱煤層之外，薄層狀巖體區域同樣引起地應力的不同，加大支護工程的難度。

2) 在高應力作用下，圍巖自身的完整度已遭到破壞，巖體中原生裂隙發育并相互連通，導致圍巖整體處于破碎狀態，圍巖強度低且變形量大。石門周圍淺部煤巖體已出現大片的破碎區與塑性區，錨桿/索難以發揮有效的錨固力。

3) 傳統支護方式沒有充分考慮到圍巖與支護體之間以及支護體與支護體之間的耦合作用，使支護結構在尚未完全發揮作用時就已破壞失效。傳統錨索預應力較低，無法將較多的巖層錨固為一個整體，頂板層狀巖體甚至會出現相互錯動，層間出現剪應力集中，普通錨桿/索抗剪能力較差，進而導致錨桿/索剪切破壞失效。

3 NPR耦合支護控制對策

3.1 NPR耦合支護控制機理

傳統的支護措施無法有效控制巷道揭煤段圍巖大變形，故提出“NPR長錨索+NPR短錨索”的組合支護形式，如圖9所示。在深埋軟巖中，無論是圓形、拱形還是平頂梯形巷道，錨索支護系統通過組合拱起支護作用[21]。NPR 短錨索利用高水平的預應力，加固頂板的層狀巖層，將相對獨立的“薄板”加固成為“厚板”，形成組合拱結構，從而具有更高的強度與更好的整體性。NPR 長錨索對短錨索加固形成的組合拱起到懸吊作用，從而降低頂板與兩幫相交位置處的應力集中，并形成新的較大范圍的組合拱。

圖9 NPR長、短錨索組合拱承載結構和力學模型[23]Fig.9 Bearing structure and mechanical model of combined arch of NPR long and short anchor cable[23]

在錨索產生的支護阻力作用下，組合拱環向軸力為

式中：N0為組合拱環向軸力，kN/m；q為單個組合拱的承載能力，MPa；ds為組合拱外弧微分長度單元；α為錨索對巖體的控制角，一般取45°[22]；R為巷道的半徑，m；d為組合承壓拱的厚度，m。

聯立式(1)和(2)可得，組合拱環向軸力N0為

在組合承壓拱中，沿巷道軸向單位長度上壓縮拱承載合力N[23]為

式中：P為錨索產生的支護阻力，kN；φ為巖石的內摩擦角，(°)；l為錨索的有效長度，m；e為錨索的間排距，m。

對于壓縮拱承載體，其承載合力N應大于環向軸力N0，即N≥N0，才能保證巖體的穩定，即

與傳統的強度錨索不同，NPR 錨索是一個復合結構，其變形屬于結構變形，NPR 結構由恒阻體-套筒結構組成。恒阻體的大端半徑略大于套筒的內徑，兩者相對滑動時，套筒會產生徑向膨脹，稱為“結構負泊松比現象”[24-25]。NPR 錨索的結構如圖10所示。

在靜載條件下，NPR錨索的恒阻力P[26-27]為

式中：f為錐體和套筒之間的靜摩擦因數；Is為套筒的彈性常數；Ic為錐體的幾何常數，m3；E和μ分別為套筒的彈性模量和泊松比；a和b為套筒初始不變形狀態的內徑和外徑，m；β為錐體的錐角，(°)；h為錐體的長度，m。

聯立式(7)和(8)可得，

NPR長、短錨索組合拱承載能力q'為

式中：Is1和Is2分別為短錨索和長錨索套筒的彈性常數；Ic1和Ic2分別為短錨索和長錨索錐體的幾何常數，m3；l1和l2分別為短錨索和長錨索的有效長度，m；α1和α2分別為短錨索和長錨索對巖體的控制角，取45°；e1和e2分別為短錨索和長錨索的間排距，m。

由式(12)可知，在其他參數不變時，錨索的有效作用長度l越長，組合拱的承載能力也越大。NPR 錨索在產生大變形的同時依然可以提供恒定阻，層狀軟巖頂板出現大變形時，NPR 錨索隨著巖層變形而產生變形，有效地釋放了巖層中積聚的應力，可以將各巖層緊密地連接為一個整體，從而減少因層間錯動引起的錨索剪切破壞。

根據Mohr-Coulomb準則，巷道未開挖時圍巖處于原始三向應力狀態，包絡曲線位于摩爾包絡線之內(圖11)，整體穩定。巷道開挖后圍巖應力重分布，導致一個方向應力σ3卸載為0(圖中箭頭①)，按照靜水壓力下圍巖應力分布特點，集中應力最大可以達到2σ1。傳統支護不能將已卸載的圍巖應力σ3恢復到較高狀態，從而會造成圍巖失穩。而NPR 支護可以有效地提供盡可能高的預應力，使得已卸載的應力σ3得到最大限度恢復(圖中箭頭②)，從而保證巷道圍巖的穩定。

圖11 開挖補償力學效應[28-29]Fig.11 Excavation compensation mechanical effect[28-29]

3.2 NPR耦合支護數值模擬

為驗證回風石門高預應力恒阻耦合支護方案的可行性，進行NPR 耦合控制數值模擬分析。本節所采用的數值模擬設計方案的模型尺寸、單元劃分、節點布置及模型邊界條件與前文數值模擬方案相同。

NPR 錨索由cable 單元生成，利用Fish 語言在錨固段端頭設置抗拉強度較高的錨固劑強度，并設定其與圍巖剛性接觸。當NPR 錨索的軸力達到恒阻后，即刻產生軸向拉伸變形。當變形量達到預定值(錨索長度的30%)時，判定錨固劑失效，釋放錨索單元，使其達到設定的大變形效果[30]。

巷道采用全斷面“NPR 長、短錨索 + 底角注漿錨桿 + 反底拱”進行支護，其中NPR 錨索恒阻值為350 kN，預緊力為280 kN。根據煤層位置和原支護數值結果情況，將巷道支護方案分為3 種。NPR長、短錨索耦合支護設計方案參數見表2，支護設計見圖12。

表2 NPR長、短錨索耦合支護設計方案參數Table 2 NPR long and short anchor cable coupling support design parameters

圖12 NPR長、短錨索耦合支護設計Fig.12 Coupling support of NPR long and short anchor cable

圖13 所示為NPR 支護時圍巖的最大主應力場分布。從圖13 可以看出，圍巖的最大主應力分布較普通支護條件更為均勻，圍巖整體性較好。NPR 支護后，圍巖儲存的能量得到控制性釋放，最大主應力減小，應力集中現象得到緩解，巷道圍巖的承載能力和穩定性得到提高。

圖13 NPR支護圍巖的最大主應力分布Fig.13 Distributions of maximum principal stress of surrounding rock in NPR support

圖14(a)所示為NPR 支護時圍巖的垂直位移場分布圖。從圖14(a)可以看出，巷道的最大垂直位移仍然出現在煤層當中，但是位移卻得到了良好的控制，頂板下沉量最大值約為380 mm，底臌最大值約為350 mm。而巷道頂底位移總量最大的斷面(煤層位于巷道頂底板處)位移約為600 mm，其他區段，變形量都控制在300 mm之內。同時，在普通支護中，過煤層后的薄層狀巖體階段也有著較大變形量，但這一部分變形量在NPR 支護下得到很好的控制，圍巖變形量小且均勻。

圖14 NPR支護時圍巖位移場分布Fig.14 Displacement field distribution of surrounding rock diagram of the NPR support

圖14(b)所示為NPR 支護時圍巖的水平位移分布。從圖14(b)中可以看出：相比普通支護，巷道圍巖的水平位移有明顯的降低，幫部變形得到了良好控制。其中，幫部最大總變形量為336 mm，圍巖相對穩定，且大多區段巷道圍巖變形量在200 mm左右。

圖15 所示為NPR 支護時圍巖的塑性區分布。從圖15 可以看出，巷道圍巖的塑性區形式與普通錨桿索支護形式下并無明顯差異，但圍巖的塑性區范圍明顯減小。圍巖整體仍以剪切破壞為主，在巷道表面圍巖局部位置出現拉破壞，圍巖破碎程度較普通支護情況下的更小，圍巖強度更高。

圖15 NPR支護時圍巖塑性區分布Fig.15 Distribution of plastic zone of surrounding rock in NPR support

4 工程應用

4.1 測站布置

為了全面分析高預應力恒阻耦合支護對揭煤段的控制效果，在回風石門前17 m采用普通支護，后60 m采用NPR耦合支護。設置1號測站、2號測站和3 號測站，進行為期110 d 的監測，包括巷道圍巖變形量、NPR 錨索受力和NPR 錨索變形量，具體的測站布置如圖1。

4.2 監測結果

4.2.1 圍巖變形

圖16所示為巷道圍巖變形量隨時間變化曲線。從圖16 可見，不同支護段內圍巖變形均經歷了快速變形、緩慢變形和變形穩定3個階段。

圖16 巷道圍巖變形量隨時間變化曲線Fig.16 Deformation curve of roadway surrounding rock with time

普通支護段內巷道圍巖變形速度快且持續時間長，總變形量較大，頂板下沉量達750 mm，底臌量接近500 mm，兩幫縮進量為850 mm。NPR支護段內巷道圍巖變形速度慢且變形持續時間短，累積變形量較小，較普通支護形式圍巖變形減小300～500 mm，支護效果明顯。與2號測站相比，3號測站變形量有所減小，這是由于3號測站附近都為NPR 耦合支護段，高強度支護保障了巷道圍巖的穩定。

4.2.2 NPR錨索受力監測

圖17 所示為NPR 錨索受力曲線。由圖17 可知：NPR 長短錨索在受力方面無明顯差別，均經歷了緩慢增壓、顯著增壓和壓力穩定3個階段。錨索初始階段壓力增長較慢，處于緩慢增壓階段。隨著圍巖變形，錨索受力開始出現快速增長，錨索壓力快速增長至350 kN，并在達到峰值之后出現回落，之后在340 kN 附近波動，錨索表現出高恒阻的特點。NPR 錨索受力水平高且穩定，保證了對圍巖的加強作用，使圍巖處于相對穩定狀態。

圖17 NPR錨索受力曲線Fig.17 NPR anchor cable stress curve

4.2.3 NPR錨索變形量監測

圖18 所示為NPR 錨索鎖具變形量曲線。從圖18 可知：NPR 錨索的變形也經歷了3 個階段，分別是彈性變形、塑性變形和極限變形階段。橫向對比各個階段時不同錨索之間的鎖具變形量可以發現：長錨索比短錨索的變形量大150 mm 左右，而同種錨索之間又表現為頂板錨索變形量大于兩幫錨索變形量，兩幫錨索內縮量相差不大。錨索整體變形量與圍巖變形量相差在100 mm之內，變形量相差不大，說明錨索與圍巖之間耦合作用較好，錨索的大變形性能得到了充分的發揮。

圖18 NPR錨索鎖具變形量曲線Fig.18 Deformation curve of NPR anchor cable lock

采用NPR 長短錨索恒阻耦合補強支護措施之后，支護段內回風石門圍巖變形得到有效控制，圍巖整體性及穩定性較好，全支護段內未出現錨桿索被剪斷、拔出的現象，支護效果明顯。

5 結論

1) 圍巖破壞呈現出頂板冒落、底板臌起、兩幫大幅收縮、肩窩處易出現網兜及錨桿被層間應力剪斷等主要特征，再現了深埋軟巖巷道揭煤段圍巖破壞過程。

2) 揭示了巷道揭煤段圍巖變形破壞機理，主要是圍巖強度低且變形量大，圍巖在高應力作用下破碎嚴重?，F有錨桿/索在超出其屈服極限后，強度急劇降低并破斷、失效，難以滿足巷道的控制要求。

3) 提出了以NPR 長、短錨索為核心的高預應力恒阻耦合控制對策。高預應力恒阻耦合支護可以有效地控制巷道揭煤段圍巖的大變形，顯著減小圍巖應力集中范圍和應力峰值。

4) 現場工程應用中，在高預應力恒阻耦合支護作用下，巷道圍巖變形量減小300～500 mm，NPR 錨索受力最終穩定為340 kN 左右，NPR 錨索與圍巖耦合充分，控制效果明顯。