麻家梁矿主立井箕斗装载硐室加固对策研究

吴剑平，夏建中，王 群

(北京中煤矿山工程有限公司，北京 100013)

1 工程概况

麻家梁煤矿主立井箕斗装载硐室上接煤仓下连主井井筒。该硐室为永久性硐室，服务年限同该矿井的开采年限。在主井装载水平平台安装完毕后，发现整个装载硐室混凝土井壁开裂、变形，并有不同程度的渗水现象。在装载水平平台下12m段内，混凝土沿钢筋网布置方向开裂，钢筋外露且有严重变形，尤其是在液压站硐室和后期凿梁窝轮廓周边更为严重。

根据J1号钻孔综合柱状图(图1)可知，该段岩石主要由砂质泥岩、粉砂质泥岩、中粒砂岩、泥岩、煤等组成。围岩岩性软弱，易膨胀，且局部破碎、裂隙发育。硐室埋深较大，在地应力作用下使得岩石表现出软岩的大变形、稳定性差等特性。

图1 装载硐室段围岩分布示意

2 破坏机理分析

根据地质条件及硐室分布情况，井筒变形破坏机理主要有以下几个方面。

2.1 地质条件差

该段井壁处主要软岩组成。开挖时即发现岩性软弱、泥质胶结、易风化破碎。根据周围硐室相关的研究资料，该区域地应力主方向沿东西走向，围岩普氏系数4～6，软化系数0.6～0.69，膨胀系数30%左右，黏土矿质在20%以上，以高岭土为主，流变性较为明显。

2.2 地下水对围岩的软化作用

围岩内存在大量的裂隙，在硐室开挖过程中，围岩的变形会导致裂隙扩展，地下水沿裂隙渗入围岩中，使得岩石软化，该处泥岩软化系数在0.6～0.69之间，使得围岩承载能力降低。现场发现了硐室局部渗水现象。

2.3 装载硐室断面尺寸大，硐室群结构复杂

装载硐室断面对角最大连线长度达21m，为多个矩形的组合，呈反对称结构。从受力角度分析，这种断面的硐室易导致应力集中；装载硐室周围分布着煤仓等大断面硐室，易相互影响，导致变形受力复杂。

2.4 现有结构强度难以抵抗围岩应力

现有钢筋混凝土结构设计强度为C30，厚度500mm，仅在外侧布置单层钢筋，根据质量检测资料，混凝土强度未达到设计强度要求，且配筋率远小于规范规定的最小配筋率要求，难以抵抗围岩应力作用。

3 加固方案及参数确定

3.1 加固原则

装载硐室井壁混凝土的破坏表明：原有的支护结构难以抵抗硐室围岩的水平应力。因此，加固方案的选择从两方面考虑：①加固围岩，使围岩与支护结构共同作用抵抗水平应力及变形；②提高支护结构的强度，使支护结构在围岩水平应力作用下不破坏。

3.2 加固方案及参数确定

依据加固原则，在选择加固方案时主要考虑以下几点。

1)由于硐室所处的岩层破碎，且围岩承载力较低，因此有必要对围岩进行加固，加固围岩的目的主要是封堵围岩的裂隙和提高围岩的黏聚力及内摩擦角，以控制围岩的塑性区范围。

因此采用大孔径全长注浆锚索加固围岩(图2)，注浆锚索采用4根缠绕绑扎的直径Φ15.24mm的钢绞线，向上倾斜10°打入井壁，钻孔直径100mm，长度为15m，间距2500mm×2500mm。该方法具有以下优点：①通过注浆，可以改变节理裂隙发育软弱围岩的松散结构，提高围岩黏结力和内摩擦角，提高围岩的整体承载能力，使作用在锚索上的荷载降低；②注浆加固圈能为锚索提供稳定的着力基础，显著提高锚固力和锚固效果，使锚索对松碎岩层的锚固作用得以发挥，从而能明显地改善破碎围岩稳定性，有效控制围岩变形，防止围岩破坏。③锚索采用压力注浆，排除了钻孔内残留的空气，使钢绞线不至于锈蚀。

图2 大孔径全长注浆锚索结构示意

2)原支护结构为500mm厚的C30混凝土，配单排直径为Φ20mm@300mm×300mm的钢筋网，截面配筋率为0.19%，小于《煤矿立井井筒及硐室设计规范》6.1.0条规定的最小配筋率0.4%的要求，且经检测混凝土强度未达到设计要求，因此该支护结构不足以抵抗围岩水平应力的作用。

加固时加厚混凝土井壁(图3)，在原井壁外侧浇筑200mm厚混凝土，强度等级为C35，并配置Φ20mm@200mm×200mm的双层钢筋网，钢筋网采用植筋的方式与原结构连接，植筋为Φ16mm，钢筋植入原井壁为15d，以增加新增混凝土与原结构的拉结。同时在侧墙拐角处设置斜向拉筋，以减轻角部的应力集中，提高角部的抗剪切承载力。

4 数值模拟论证

4.1 方案建模

加固方案确定后，采用FLAC程序进行数值模拟论证，采用的模型为长110m，宽70m，深度方向50m。

图3 硐室直墙部位加固图

分别选取原设计方案和加固后的支护参数进行数值模拟计算。原支护为钢筋混凝土浇筑井壁，混凝土强度等级为C30，采用实体单元模拟。修复加固方案在原支护基础上采用注浆锚索加固围岩，并挂钢筋网浇筑200mm厚的C35混凝土。锚索采用cable单元模拟，混凝土采用shell单元模拟。

4.2 计算过程及结果

4.2.1 井壁最大主应力

从最大主应力云图(图4)可见，加固前硐室侧壁最大主应力约35MPa，加固后硐室侧壁最大主应力约20MPa。可见采用加固方案的最大主应力明显改善，最大主应力低于C35混凝土的抗压强度设计值。

图4 最大主应力云图

4.2.2 围岩应力集中区

加固前和加固后围岩应力集中均出现在装载带式运输机巷下部靠近硐室东西侧墙墙壁的围岩中，加固前和加固后对比发现，加固后的围岩应力集中区距硐室侧墙为3.9m，而加固前为5.3m(图5)。可见，加固方案最终的应力集中区扩展范围远小于加固前的应力集中区扩展范围。因此可以推断加固方案能够有效遏制应力集中区的扩展，减小了表面变形的发展。

4.2.3 硐室变形

加固后结构变形如图6所示，可见支护体变形分布较为均匀，变形量较小。东西侧硐室部分变形得到明显改善。硐室部分最大变形量在2mm以内。

5 表面相对位移监测

为评价硐室加固后的效果，采用十字布点法安设表面位移监测点(图7)，监测周期为加固后的5个月。在井壁中部钻Φ28mm、深400mm的孔，将Φ25mm、长400mm的钢筋植入井壁，钢筋端部安设弯形测钉，用收敛计分别测量AB、AC、BC等各测点连线的距离，以此绘出各连线的位移曲线以直观表示井壁相对位移情况(图8)。

图5 围岩应力集中区

图6 支护结构变形云图

图7 硐室测点布置

图8 表面位移曲线

从位移曲线图(图8)可以看出，加固后5个月内，AB、AC、BC连线位移均基本保持稳定，各连线监测的最大相对位移分别为1.28mm、1.86mm、1.2mm，抛开测量过程中的误差，可以认为相对位移接近于0mm。由此可以看出，加固后硐室井壁基本保持稳定，有效地控制了硐室井壁的变形。

6 结语

加固修复方案中外包混凝土结构提高了原混凝土井壁的强度，同时锚索支护一方面对混凝土支护体起到减跨作用，改善了其受力条件；另一方面也提高了围岩的黏聚力和内摩擦角，为围岩提供了较大的反作用力，减小了应力集中区向内转移导致的围岩损伤和软化范围，抑制了围岩过大的变形。

麻家梁矿采用上述修复加固方案对装载硐室进行支护加固，满足了硐室的受力和变形要求，使得支护结构受力得到较为明显的改善，现已进入稳定状态并投入使用，保证了矿井提煤作业的安全。

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