围岩变形机理及控制研究

荆俊杰

（山西新景矿煤业有限责任公司，山西 阳泉 045008）

引言

近年来，随着煤矿开采技术的不断进步，已经从炮采、普采发展到了综采，其中综采也实现了综放开采、大采高以及大采高综放开采，技术逐渐成熟，伴随着开采工艺的不断进步，设备的选用也向大型机型转变，为了满足大型设备的运输、通风等要求，也在不断增大巷道断面，由此带来了巷道围岩稳定性的问题[1]。

巷道围岩变形始终是困扰矿井高效生产的难题，随着开采强度的增加，围岩控制愈加困难，其中高地应力、采动影响、岩石性质等均是围岩产生变形的主要因素[2]，因此，通过对上述影响因素进行分析，掌握其变化规律，对于现场控制围岩变形具有重要意义[3]。

新景矿位于阳泉市西部，距离市中心18 km，濒临石太铁路和太旧高速公路，主采3 号、8 号、15 号煤层。中条带轨道西大巷倾角1°～3°，采用直墙半圆拱形断面，掘进宽度4 800 mm、高度3 100 mm，巷道破坏段长度为152.3 m，围岩应力大，变形明显，且呈现不均匀性，每年进行2 次返修，对生产效率产生较大影响，原支护采用U 型支架支护，但均已变形，目前通过扩帮拉底，更换U 型支架进行维护，但效果并不明显[4-5]。

因此，结合新景矿实际地质情况，根据“极限自稳平衡拱”理论，提出围岩环形支护方案，通过对“顶-帮-底”联合支护，最大限度发挥围岩自稳能力，提高围岩整体支护强度[6-8]。

1 中条带轨道西大巷地质条件

对现场地质条件进行取样实测，可知围岩节理裂隙较为发育，强度较低，底板主要为泥岩，遇水易软化，容易产生强烈变形，通过检测围岩成分，测得黏土矿物成分含量为20%～32%，其中，蒙脱石含量2%～5%，高岭石含量11%～23%，伊利石含量3%～5%，软化系数达到0.25～0.43，表明巷道围岩强度较低，不易维护。

2 原支护方案分析

巷道断面形状为直墙半拱形，掘进宽度4.8 m，高度3.1 m，采用锚喷支护，顶板及两帮锚杆长度2.4 m，间排距0.8 m，顶板锚索长度5 m，间排距1.2 m，全断面金属网喷浆封闭，厚度为100 mm。

2.1 支护效果

在原支护方案下，底板底鼓量达到392 mm，顶板下沉量达到519 mm，两帮移近量达到665 mm，巷道顶板、两帮及底板变形均向中心线运动，两帮脚发生破坏，帮脚内移，底鼓增大，围岩变形破坏严重。

通过对现场观测，发现底板底鼓的原因一方面由于未采取支护措施；另一方面由于底板遇水易膨胀。顶板下沉量较大，主要原因在于锚索长度设计不合理，根据后文“极限平衡拱原理”计算可知，锚索长度为5 m 时，锚固端无法全部布置于极限自稳平衡圈范围外，造成锚索支护效果无法完全发挥。两帮未采取补强支护措施，因此移近量较大。

2.2 围岩变形破坏影响因素

通过对中条带轨道西大巷围岩变形特征观察可知顶板下沉较为严重，虽然巷道开挖后具有一定自稳性，但在冒落拱内岩石自重的作用下，开挖后围岩塑性区的形成，以及支护方式滞后无法及时承载的特点，导致顶板下沉严重。

在地应力的作用下，巷道围岩松动圈的范围随着时间推移不断扩大，导致围岩变形不断增加，原支护方案下简单的锚喷支护已然无法适应要求，对于阻止围岩松动变形效果不明显，围岩破裂块体在集中应力的作用下发生滑移错动，另外岩石在强应力的作用下易导致扩容，越靠近围岩表面，裂隙扩张越明显，变形程度越严重，最终导致巷道稳定性的大幅降低。

中条带轨道西大巷位于斜轴部附近，因此会受到水平构造应力的影响作用，在此作用下底板岩石向巷道内部挤出，底板产生失稳，发生底鼓，另外底板主要由泥岩组成，易风化破碎，遇水易膨胀变形，而巷道在白垩系含水层等水系涌水的影响下，持续发生变形破坏。

3 巷道支护的优化及效果分析

3.1 围岩极限平衡圈分析计算

巷道围岩是由顶板、底板和两帮组成的复合结构体，而巷道支护的直接对象为围岩，目的在于控制危险岩体，危险岩体主要分布于极限平衡圈内，根据围岩极限自稳平衡圈理论，为抵抗巷道顶部潜在的危险，岩体存在的拉应力与防止两帮危险岩体达到极限剪切状态，需要进行合理的支护，即锚索长度应设计合理，锚固端应布置于极限自稳平衡圈外；锚杆垂直岩面打设，呈放射均布状。

为有效控制围岩变形，顶部平衡拱高度的减小是关键，而通过对巷道两帮及底板的加固均可以实现顶部平衡拱高度的减小，而顶部平衡拱高度的确定则需要依据“极限平衡圈”理论进行计算分析，如图1 所示。

图1 围岩极限平衡圈分析示意图（单位：mm）

依据极限平衡圈理论，首先对巷道底板最大破坏深度h 进行计算：

式中：巷道宽度W0=5.0 m；内摩擦角ω=35°。

计算得h=3.57 m。

巷道两帮破坏深度L：

代入数据计算得L=1.86 m。

极限平衡拱高度H 为：

式中：顶板抗拉强度σt=1.92 MPa；L'为巷帮等效宽度，通常取为巷帮破坏深度的0.25 倍，L'=0.25 L=0.465 m；P0为原岩应力，取值13.02 MPa。

代入数据计算得H=4.28 m。

考虑到锚索长度和锚固端处于极限平衡圈外的因素，结合锚固端长度为1 m，因此将锚索长度设计取值6 m；两帮最大破坏深度为1.86 m，因此将锚杆长度设计取值2.4 m。

3.2 优化方案

由于中条带轨道西大巷顶底板移近量较大，底鼓严重，为适应两帮变形，对巷道两侧进行扩帮，宽度由4 800 mm 提高到5 000 mm；直墙与顶拱保持不变，直墙高度1.6 m，顶拱高1.4 m；对底板实施反底拱，深度为0.6 m。

通过对原支护方案变形机理的分析，决定对巷道采用环形支护，即采用“全断面锚杆（索）全长锚固注浆+金属网锚喷补强支护+反底拱+36U 型钢喷浇筑混凝土”支护方案。

两帮锚杆长度2.4 m，间距为0.5 m，排距0.6 m；两帮补打长度为4.0 m 的锚索，排距1.2 m，间距与普通锚杆间隔布置；顶板锚杆长度2.4 m，间排距为0.6 m；两底脚及底板处布置注浆锚杆，长度为1.5 m，间距0.8 m，排距0.6 m；顶板锚索长度为6.0 m，间距1 m，排距1.2 m，进行补强支护；全断面金属网喷浆封闭，厚度为100 mm。优化支护方案如图2 所示。

图2 巷道优化支护方案布置图（未标单位：mm）

3.3 优化方案支护效果分析

新景矿中条带轨道西大巷在采用“全断面锚杆（索）全长锚固注浆+金属网锚喷补强支护+反底拱+36U 型钢喷浇筑混凝土”支护方案后，能够对围岩形成有效的压应力，将分散的岩体通过注浆的形式形成稳定的联结体，喷射混凝土隔绝空气与水的接触，通过锚杆（索）的支护作用，提高围岩整体承载能力，迫使围岩形成挤压状态，改善围岩受力状态，防止围岩松动发展，围岩能够在中高应力区逐步卸压，进而实现与锚固结构的耦合变形，使得围岩在松动圈逐渐演化的过程中不断提高抵抗变形能力，如下页图3 所示。

图3 锚网喷+36U 型钢支架支护

对底板实行反底拱，能够有效增加36U 型钢支架与反底拱结构的摩擦因数，尤其对于上覆混凝土与反底拱结构的摩擦力的增大十分明显，通过施加底角注浆锚杆，能够有效增加底角内聚力，底角内聚力的增加对于降低底板支护要求效果较为有利，因此，底板的控制主要从防止底角发生剪切破断、增加底角内聚力以及提高36U 型钢支架与反底拱结构的接触强度来增强整个环形结构的支护强度，进而实现“顶-帮-底”联合支护，增强围岩强度。

采用优化支护方案后，针对支护巷道顶板、两帮及底板进行为期45 d 的围岩变形观测，根据所测得的围岩变形数据可以看出，巷道围岩在初期变形速度较大，随着时间推移，变形速度逐渐放缓，直至变形速度最终趋于0。

通过对巷道顶板下沉量进行观测，发现采用优化支护方案后的巷道最大变形量为92 mm，相比原支护方案，顶板下沉量最大为519 mm 时，降低了82%；两帮累计变形量最大为108 mm，相比原支护方案，两帮移近量最大为665 mm 时，降低了84%；底鼓量最大为85 mm，相比原支护方案，底鼓量最大为392 mm 时，降低了78%。中条带轨道西大巷顶板、两帮及底板变形量随观测时间变化关系如图4所示。

从图4 可以看出，在对巷道采用优化支护方案后的10 d 内，巷道变形速度比较快，顶板最大收敛速度达到5.7 mm/d，两帮最大收敛速度达到7.8 mm/d，底板收敛速度达到4.5 mm/d。随着观测时间的延续，围岩变形速度有所下降，在第25 d 时，围岩的收敛速度均在1 mm/d 左右，在第35 d 时围岩变形逐渐趋于稳定，此时围岩变形量变化微乎其微。

依据“极限平衡圈”理论，对锚杆（索）的长度进行合理设计，能够充分发挥其悬吊和组合梁作用，对巷道实施环形支护优化方案，能够显著提高围岩整体承载能力，使得巷道围岩应力重新分布并趋于均匀，因此，围岩整体变形得到有效控制。

图4 中条带轨道西大巷巷道围岩变形观测曲线

4 结论

1）“极限平衡圈”理论是判断围岩稳定性以及对巷道进行定量化支护的依据，能够从本质上为巷道支护方案提供数据支撑，最终通过计算确定选取锚杆长度为2.4 m，锚索长度为6 m，实行全长锚固支护。

2）增加对底板实行反底拱结构与36U 型钢支架之间的约束力，增加底板岩层内聚力，通过控制底板底鼓，实现“顶—帮—底”联合支护，对于控制围岩变形效果十分显著。

3）运用“全断面锚杆（索）全长锚固注浆+金属网锚喷补强支护+反底拱+36U 型钢喷浇筑混凝土”支护方案后，经过观测，巷道顶板下沉量最大为92 mm，两帮累计变形量最大为108 mm，底鼓量最大为85 mm，变形量均在允许范围内，该优化支护方案对于围岩变形控制具有显著效果。