高地應力破碎軟巖巷道底臌 特性及綜合控制對策研究

劉泉聲，肖 虎，盧興利，崔文泰

（1. 中國科學院武漢巖土力學研究所 巖土力學與工程國家重點實驗室，武漢 430071；2. 山東科技大學 土木建筑學院，山東 青島 266510）

1 引 言

隨著我國經濟的不斷發展，煤炭需求量不斷增加，開采深度也不斷增大，地質條件惡化，地應力、水頭壓力和地溫梯度明顯升高，特別是巷道經過斷層帶時巖性惡化、地下水發育、構造地應力突增，巷道圍巖普遍出現了較嚴重的底板下沉、兩幫收斂和底臌變形及其帶來的支護結構失穩現象，給巷道圍巖和施工安全控制帶來了十分嚴峻的挑戰[1－3]。

在巷道頂底收斂變形中，底臌變形占據大部分。巷道圍巖支護體系作為一個系統整體，某一部分的失效，將造成整個系統的失效。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，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因素。底臌問題已引起了國內外學者的廣泛重視，一直是研究的熱點問題。

20 世紀90 年代，康紅普[4]從軟巖巷道的物理力學性質出發，以數值模擬、物理模擬及現場監測為手段，分析了軟巖巷道底臌機制，認為底臌原因有底板彈塑性變形、巖層擴容、巖層遇水膨脹、巖層流變和巖層彎曲斷裂。他將控制對策總結為支護加固法（底板錨桿、注漿、封閉鋼架）、卸壓法（挖槽、爆破卸荷等）和聯合法。

姜耀東、陸士良等[5－7]將底臌總結為4 種類型：擠壓流動型、撓曲褶皺型、剪切錯動型和遇水膨脹型，分別對底臌機制有一定分析。提出底板巖性、圍巖應力、水理作用和支護強度是影響底臌的4 個關鍵因素。

文獻[8－12]研究表明，頂板、兩幫和底板是一個整體系統，底板的穩定過程是這3 個部分相互作用最終達到平衡的過程。

Wang 等[13]提出，控制巷道圍巖穩定性的一些原則，介紹了應用可伸縮底板梁控制底臌的方法。何滿潮等[9]提出在頂板、兩幫和底板3 個關鍵部位分別加固，共同限制底臌。謝廣祥等[14]提出，超挖錨注回填技術控制底臌。楊生彬[15]模擬了底腳錨桿在底臌控制中的重要性，并將其應用到實際中。王漢鵬等[16]提出，使用預應力錨索反底拱聯合支護的方式控制底臌。

底臌問題是煤礦巷道圍巖穩定性控制的關鍵問題之一[2]。過斷層巷道圍巖構造應力效應顯著、巖體破碎、裂隙水發育，巷道底臌問題也愈加突出。目前提出的各種控制方法，均有其局限性。例如：在實踐中，對于過斷層破碎型底板進行錨桿加上注漿的方法來控制底臌效果并不理想，一是對于常見的破碎含泥圍巖，注漿擴散效果不好，二是底板破裂損傷深度過大，錨桿長度不夠，錨桿效果很差。

本文在總結自己和他人的研究成果的基礎上，著重分析了高應力下過斷層帶破碎圍巖底臌特性，提出充分利用頂板和幫部的補強對底板變形的牽制作用，以超挖、預應力錨索、底腳錨桿、深孔注漿和回填為體系的直接底板綜合控制對策。

2 底臌變形特性及影響因素分析

2.1 過斷層帶破碎底板的變形特性分析

根據在淮南、平頂山、國投新集等礦區所做長期的現場監測，過斷層帶破碎型圍巖底臌主要呈現如下特征：

（1）底臌變形量大。底臌變形占到頂底變形的大部分，如果底板弱支護或者不支護，底臌變形量甚至可以超過巷道設計高度。圖1 是淮南潘二礦東二采區回風大巷和膠帶機大巷經過兩次刷幫臥底巷修后的底臌變形情況。圖1（a）為回風大巷頂底板間距緊余1 400 mm（設計為4 050 mm），圖1（b）為膠帶機大巷最近臥底3 個月后的情況。

（2）底臌呈現擠壓剪切流變特征。圖2 是在斷層帶破碎圍巖中常見的U 型架腿腳內移，隨著底臌量的增大，腿腳內移會加劇，甚至失穩。圖2（a）反映了在兩幫來壓擠壓作用下巷道底臌嚴重，圖2（b）可以看出U 型架受左側來壓的擠壓影響嚴重，底臌嚴重。圖3 是兩幫變形、底臌量與時間的曲線，其中軌道巷底板經過弱支護，而膠帶機巷底板未加支護，可以看出，底臌變形與兩幫變形的相關性以及底臌的流變特征。

（3）底臌受動荷載和地下水影響較大。圖4 是淮南潘二礦東二采區膠帶機大巷底臌監測曲線，可以看出，在鄰近軌道大巷（水平距離為20 m）擴刷爆破荷載影響下，底臌速率有3 次突變性增長。另外對于底板遇水膨脹、崩解的巖性條件，底臌變形很大[4]。

圖2 淮南潘二礦東二采區U 型架變形情況 Fig.2 Deformation of U-steel at Donger mining area, Paner mine, Huainan

圖3 淮南潘二礦東二采區膠帶機巷和軌道 巷兩幫及底板變形曲線 Fig.3 Deformation curves of floor at two main roadways, Donger mining area, Paner mine, Huainan

2.2 過斷層帶破碎底板底臌影響因素分析

斷層帶由于歷史構造作用強烈，構造應力很大，巖層節理裂隙和地下水較發育，在開挖卸荷后底板軟弱巖層一般呈破碎狀。從地應力、底板巖性、地下水和支護荷載4 個方面分析斷層帶破碎底板底臌影響因素。

2.2.1 地應力

隨著開采深度的增加，地應力不斷增大，而斷層帶地層一般都經歷過強烈的地質構造運動，因而，在地層中一般都賦存了很高的構造應力。表1 列舉了淮南礦區地應力研究的部分成果?？梢钥闯?，淮南礦區-720～-820 m 水平過斷層帶，最大水平主應力一般超過20 MPa，最高達25 MPa，垂直應力也接近或超過20 MPa，說明原巖應力為高應力狀態；側壓系數大于1，說明水平構造應力影響對巷道穩定性占主導。在高應力和水平應力的主導作用影響下，通過數值模擬位移場分析和深部位移現場測試，可以總結出高地應力影響下斷層帶破碎底板底臌擠壓流動性運動特性如圖5 所示。圖5 為巷道受到垂直于走向的高地應力時的位移矢量圖，箭頭指向表示位移方向，箭頭長短表示位移大小。

圖5 底板位移矢量圖 Fig.5 Displacement vectorgraph of floor

表1 淮南礦區地應力測試結果 Table 1 Results of geostress survey in Huainan mining area

2.2.2 水理作用

斷層帶存在大量裂隙水，節理裂隙的發育為地下水的存儲和運移提供了條件，另一方面，現場經驗表明注漿技術在巷道支護的大范圍使用，大量施工用水進入圍巖。而煤層周圍巖體往往以泥巖或泥質膠結巖體為主，在水理作用下，巖體強度弱化嚴重，對于含較多蒙脫石的黏土巖發生膨脹，甚至發生崩解。對破碎型底板底臌產生很不利的影響。

2.2.3 地層巖性

底板巖層的強度和結構是對底臌起決定性作用的因素[6]。對于過斷層破碎巖層來說，底板巖體的力學性質一般很差，在開挖卸荷和碎脹力的作用下，節理裂隙進一步擴展，巖體結構基本呈碎裂狀。加之高應力和底板的應力集中，低強度底板將產生很高的蠕變速率更易于破壞。

2.2.4 支護荷載

底板支護阻力對底臌量的控制起著關鍵作用。長期穩定巖體開挖后應力狀態從三向應力狀態變成二向應力狀態，同時應力向巷道周向轉移調整，引起應力集中。在偏應力和集中應力的作用下，巖體性質進一步惡化，由于開挖后自由面的存在，巖體的流變也進一步加強。圖6[17]顯示了蠕變與應力-應變全過程曲線，可以看出，差應力越大，應變量越大。支護荷載能夠改變圍巖應力狀態，弱化應力集中，對蠕變也有一定抑制。

圖6 蠕變應力-應變全過程曲線 Fig.6 Relation between creep and complete stess-strain path

3 底臌控制對策研究

隨著開采深度加大和開采條件的惡化，斷層帶破碎底板底臌問題突出。頂板、幫部和底板是一個整體系統，具體的說就是頂板和幫部的穩定有助于底臌的控制，反過來底臌將帶動兩幫收斂和頂板下沉。底板的治理不僅要提高直接針對底板的支護強度，同時要提高頂板和幫部的強度，充分利用頂幫對底臌的牽制作用；不僅要增強剛性限制強度，還要加強修復固結、擴大承載圈、轉移應力和改變底板應力狀態。

3.1 現有支護對策研究

現有針對深部巷道圍巖底板的支護對策目前主要有兩種思路：一是提高底板巖體自身強度；二是剛性限制被動支護。前一種思路就是通過提高巖體的c，φ 提高巖體強度，進而提高巖體的自穩能力。常用到注漿、錨桿等支護手段，注漿使漿液充填于巖體裂隙之中，使趨于破碎的巖體膠結成整體，提高巖體的膠結強度，錨桿改變底板的應力狀態，切斷底腳部位塑性滑移線，提高錨固體的抗拉及抗剪強度。后一種思路就是利用支護結構自身的剛度提供的支護力抑制底板變形，被動支護條件下一定范圍內支護荷載與圍巖變形成正關系，進而改變圍巖應力狀態。

現有支護對策主要問題在于支護策略單一，手段很有限，往往效果不理想。如采取錨桿加上注漿的支護形式，如果注漿效果不理想，那么錨桿將很難發揮其功能，將導致底板支護失敗。

3.2 底臌綜合控制對策研究

研究表明，底板破碎圍巖深度一般為0.8 倍的巷道設計寬度以上[6]，現場松動圈實測結果也表明，底板標高以下3～4 m 甚至更大范圍內圍巖進入破裂滑移狀態。對于底板的直接支護，一方面要對底板近表圍巖破裂損傷區進行固結和修復；另一方面要將高應力峰值向圍巖底板深處轉移，將錨注增強加固區與深層穩定巖體結成一體，實現圍巖承載圈范圍的擴大。另外，充分發揮幫、頂補強對底臌的間接限制。

通過數值計算不難發現，底腳是剪應力集中區及底板中央為拉應力集中區，底腳錨桿將巷道開挖后應力重分布所導致的豎向于水平荷載進行有利的轉化，起到了切斷底板底腳部位塑性滑移線的作 用[12]，而且將應力向深部傳遞。高強度預應力錨索，錨固端位于底板破損區以外的深處巖體上，對于加強巖體的結構、改變底板圍巖的應力場和擴大圍巖承載圈范圍效果顯著。深孔注漿有利于漿液的擴散，擴大加固修復區范圍，從而加強巖體結構，提高底板承載圈的范圍。底板超挖除去底板表層松動巖體，有利于支護結構作用發揮和施工開展。

底臌綜合控制對策就是要發揮高強度預應力錨索、深孔注漿、底腳底板錨桿對底板的直接控制作用和幫、頂部位補強對底板的牽制作用。

4 底臌綜合控制的數值模擬研究

數值計算采用FLAC3D軟件，對巷道掘進后底板弱支護條件下的圍巖位移場、塑性區以及底板綜合控制之后圍巖的位移場、塑性區對比研究。

4.1 數值模型的建立

對淮南潘二礦東二采區回風大巷進行一定簡化處理后得到如圖7 所示的工程地質模型，模型尺寸為45.0 m×10.0 m×45.0 m。FLAC3D中相應的三維計算模型如圖8 所示，包含2.63×104個單元2.99×104個網格節點。模型六面全部采用鏈接的約束方式。模型計算過程采用了Mohr-Coulomb 本構模型。

圖7 巷道工程地質模型 Fig.7 Engineering geology model of roadway

圖8 三維數值計算模型 Fig.8 3D numerical model

4.2 計算參數

計算模型中巖層力學參數見表2。

表2 計算模型巖石力學參數 Table 2 Rock mechanical parameters of numerical model

計算模型地應力參數見表3。其參數根據潘二礦東二采區實測結果簡化來而來。

表3 地應力參數 Table 3 Geostress parameters

數值計算中采用的兩套支護方案如圖9 所示。圖9(a)所示方案未進行底板支護，所采用的錨桿長度為2 800 mm，排距為1 400 mm，預應力為25 kN，所采用的錨索長度為6 300 mm，排距2 100 mm，預應力為80 kN，幫頂噴漿厚度為100 mm 以及幫頂注漿。圖9(b)所示方案在圖9(a)所示方案中增加了底板噴漿、4 根底、拱角錨桿、底板錨索和注漿。

4.3 計算過程及結果

4.3.1 數值計算過程：

步驟1：建立模型、賦予參數、選擇本構、施加邊界條件。

步驟2：開挖巷道、應力釋放。

步驟3：對幫頂進行噴漿、注漿、錨桿錨索支護如圖9(a)，計算得到結果Ⅰ。

步驟4：在步驟3 支護形式的基礎上進行底板綜合治理如圖9(b)，計算得到結果Ⅱ。

圖9 支護方案簡圖 Fig.9 Sketches of supporting plan

4.3.2 計算結果Ⅰ分析

（1）位移場分析

圍巖位移場如圖10 所示。底板變形比頂板變形大很多，頂板下沉為75 mm，底臌變形為350 mm。水平位移成對稱分布，水平最大位移集中在拱角處，水平最大位移量為150～190 mm。

圖10 巷道圍巖位移場（單位：m） Fig.10 Displacement field of rocks surrounding the roadways (unit: m)

（2）塑性區分析

圍巖塑性狀態分布如圖11 所示。巷道圍巖剪切破壞較嚴重，集中在巷道頂部和底部，兩幫也有分布。巷道圍巖底板中央有拉伸塑性集中。

圖11 巷道圍巖塑性狀態分布 Fig.11 Plastic state distribution of rocks surrounding the roadway

4.3.3 計算結果Ⅱ分析

（1）位移場分析 圍巖位移場如圖12 所示。底板變形比頂板變形大，頂板下沉為15 mm，底臌變形為150 mm。水平位移成對稱分布，最大位移集中在拱角處，最大位移量為80 mm 左右。

圖12 巷道圍巖位移場 Fig.12 Displacement fields of rocks surrounding the roadways

（2）塑性區分析

圍巖塑性狀態分布如圖13 所示。巷道圍巖剪切破壞較嚴重，集中在巷道兩肩和底部。巷道圍巖底板中央有拉應力產生的塑性集中。

圖13 巷道圍巖塑性狀態分布 Fig13 Plastic state distribution of rocks surrounding the roadway

4.3.4 結果Ⅰ與結果Ⅱ對比分析

對底板綜合支護后，整個巷道圍巖的變形得到有效控制，頂部變形量減小80%，兩幫及底板變形量減小50%。

對底板綜合支護后，巷道圍巖的塑性區范圍減小，特別是頂板和底板剪切塑性狀態得到有利改善。

5 工程應用

潘二煤礦東二采區-530 m 3 條大巷布置在11煤底板以上，掘進期間將先后過F19（H =2～10 m）、F10(H =10～12 m)、FX1(H =3 m)、FX2（H =3～ 5 m）、FX3（H =8～10 m）、FX4（H =3～5 m）、FD39（H =0～10 m）以及F11（0～75 m）等斷層，其中H 表示斷層大小。開展水壓致裂法地應力測試結果為：最大水平主應力值在20.2～21.41 MPa 之間，最小水平主應力值在10.84～10.99 MPa 之間，最大水平主應力方向為NE830°左右（與巷道走向近垂直）。巷道周圍巖性以泥巖、煤和砂質泥巖為主，如圖7 所示。圍巖高地應力與低強度之間的矛盾突出，巷道支護非常困難。

原設計支護方案如圖14 所示。幫、頂錨桿參數為φ 22 mm L2 800 mm @700 mm×700 mm，總共9根，預應力為 50 kN。錨索參數為φ 17.8 mm L6 300 mm@1 600 mm×2 100 mm，總共5 根，預應力150 kN。29U 型鋼棚排距為500 mm。噴漿厚度為200 mm，強度為C20，鋪設鋼笆片。幫、頂注漿孔長度為5 000 mm，6 分注漿管長為3 000 mm，排距為2 100 mm，間距為1 500 mm。每斷面共布置8根深孔注漿管，注漿壓力為4.0 MPa，，封孔長度為500 mm。

在原方案下，兩幫收縮變形量在2 m 以上的有25 m；1.5 m 以上的有40 m，1 m 以上的有120 m。巷道底臌量平均為600～700 mm。經臥底后底臌量平均又達300～400 mm。底臌十分嚴重，幫頂炸漿、掉漿嚴重。

圖14 潘二礦東二采區大巷原支護方案（單位：mm） Fig.14 Pre-supporting plan of Donger mining region,Paner mine (unit: mm)

在詳細調研后，中國科學院武漢巖土力學研究所提出了加強底板綜合治理新方案，如圖16 所示。新方案維持了原方案中對幫頂的支護參數，底板治理方面引進了河北同成礦業科技有限公司研制的ZQJ-300/1.1 氣動沖擊鉆機如圖15(b)施工。該鉆機成孔深度可達10 m 以上，鉆孔可兼作底板深孔注漿孔。底板底、拱角錨桿為4 根φ 22 mm L2 800 mm錨桿，排距為700 mm，底腳錨桿與底板成30°，拱角錨桿與幫部成30°，預應力50 kN。底板錨索為3根φ 17.8 mm L6 300 mm，排距3 000 mm，與巷道底板成15°或者垂直，預應力150 kN 施工完成的錨索如圖15(a)所示。底板注漿在錨索孔中進行，注漿深度為6.0 m，壓力為4 MPa。由于該鉆機采用 80 mm 沖擊鉆頭有一定的擴大裂隙的作用，注漿量比較可觀，一般達2～3 t。

經過綜合控制后，底板變形得到了有效地控制，圖17 為表面位移測點的監測成果。

圖15 底板治理現場圖片 Fig.15 Photos of the floor control scene

圖16 潘二礦東二采區大巷底板綜合治理方案（單位：mm） Fig.16 Comprehensive floor control plan of Donger mining region, Paner mine (unit: mm)

圖17 底板綜合治理后的變形曲線 Fig.17 Derformation curves after comprehensive floor control measures

6 結 論

（1）高地應力破碎軟巖巷道底板不僅受動荷載和水影響較大，而且底臌量非常大，呈現擠壓剪切流變特性。

（2）底板與兩幫及頂板是一個完整的系統，相互依存。對于底板的控制，一方面要利用好頂、幫的間接限制；另一方面要加強底板的修復固結、應力轉移以及圍巖承載圈的擴大。

（3）綜合控制對策能夠有效控制底臌以及幫、頂收斂狀況，減小巷道圍巖的塑性區，改善圍巖應力狀態。

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