何富连，张广超

（中国矿业大学（北京）资源与安全工程学院，北京 100083）

1 引言

随着开采深度不断加大，深部巷道围岩控制问题愈加突出[1－2]。深部破碎软岩巷道是一类特殊的巷道，工程区域内采掘扰动、围岩性质、构造应力、高地温、高应力场等因素造成了工程的特殊性，围岩碎裂、强流变性、支护体失效等非线性力学现象普遍[3－4]。我国淮南、邢东、兖州、新汶等多个煤炭基地都存在类似巷道支护问题。

近年来，国内外专家在深井巷道围岩控制方面提出了多种巷道支护技术[5－9]，解决了大量深部巷道支护难题，但由于深部软岩破碎巷道围岩性质、力学环境、地质工程条件的差异性和复杂性，各种支护技术均存在局限性，我国每年仍有相当数量深部巷道陷入前修后坏，反复维修的被动境地，因此，探索深井破碎软岩巷道合理支护方式一直是国内外学者研究重点。

锚喷支护是深部巷道支护技术的基础，喷层是锚喷支护结构中不可或缺的组成部分，但在深部破碎软岩巷道大变形压力下，喷层弹脆性特点显著，经常出现开裂、剥落甚至坍塌现象，锚喷支护质量骤降，如何改善喷层支护结构、优化锚杆与喷层支护参数，是一个值得深入研究的问题[10－11]。郭建伟等[12]尝试将型钢支架、锚杆索、钢筋网、格栅支架进行组合以增加喷层刚度、强度和韧性，具有重要指导意义。

基于上述研究，以邢东矿-980车场巷道为研究对象，对围岩变形破坏特征、失稳机制进行分析，并针对性地提出了多层次锚喷网注联合支护系统，阐述了其控制破碎软岩巷道围岩大变形的机制，并进行现场工业性试验，以期实现-980车场巷道围岩稳定。

2 工程概况

2.1 场区地质条件

邢东矿-980车场巷道埋深近1 000 m，是-980采区行车、通风的主要通道，其位置如图1所示。巷道位于-980水平巷道群，二水平轨道（皮带）下山、-980大巷的开挖及多次整修使得车场附近围岩未开挖前已存在大量松动损伤，萌生大量裂隙，在此类围岩中掘进巷道必将引起围岩大范围碎胀变形。

图1 -980车场区域平面图Fig.1 Ichnography of-980 shaft roadway area

巷道揭露工程岩组主要有2#煤、泥岩、粉砂岩。其中2#煤层结构较简单，赋存稳定，厚度为3.1～4.3 m，平均为3.5 m，平均倾角为12°。直接顶为粉砂质泥岩或粉砂岩，裂隙较发育，局部有风化现象，岩体强度差；底板为粉砂岩、碳质页岩，富含植物根部化石，裂隙较发育。可见，-980车场围岩节理裂隙发育，稳定性差，易于受工程扰动影响而破碎。

-980车场巷道围岩本身易破碎，加上深部高应力、相邻巷道采掘扰动及小断层、褶曲构造切割作用均会加剧围岩破碎变形。因此，-980车场巷道属于深井软岩破碎巷道，尤其是巷道交叉点附近，围岩碎胀变形更加突出。

2.2 原有支护及破坏特征

-980上部车场为直墙拱形断面，宽×高为4.5 m×3.6 m，原有支护为锚网喷支护，巷道开挖仅3个月，围岩碎胀变形突出，顶板大范围下沉，两帮剧烈收敛，底板强烈鼓起；巷道支护体系失效严重，顶帮混凝土喷层大面积开裂、剥落、钢筋网撕裂、锚杆强烈扭曲、网兜明显，严重影响矿井运输和正常生产，不得不安排专门的巷修队伍进行频繁的拉底、刷帮工作。-980水平巷道破坏实照如图2所示。

图2 -980水平围岩及支护体系破坏实照Fig.2 Images of damage situations of the-980 level surrounding rock and the supporting system

2.3 巷道失稳机制分析

通过对邢东矿-980水平多巷道地质调研和监测分析，认为-980车场巷道失稳破坏是围岩破碎、地应力高、动压影响大、支护不合理等因素综合作用的结果，其破坏机制如下：-980车场巷道围岩裂隙发育、异常破碎、密度低，开挖引起的高应力对此类围岩破坏性极强，围岩短时间内经历“变形→破裂→破碎”形成大范围破碎；由于围岩蠕变特性显著，变形持续近3个月，累计变形量大，破坏深度较大。过渡碎胀变形引起岩体强度骤降，使得本应由岩体自身承担的载荷转移到支护体上，支护体必须承受巨大变形压力。

试验巷道沿用传统锚喷支护形式，其在强度、刚度、结构上与-980巷道巨大变形压力不匹配，体现在以下三方面：①锚杆支护密度小、预紧力低，锚固形成的承载结构支护阻力小，在巨大变形压力下出现锚杆扭弯、钢筋网撕裂等失效现象。②喷层采用普通混凝土喷层结构，刚度远小于碎胀围岩，在巨大变形压力下出现开裂、剥落现象（图2(b)），进而引起围岩强度劣化；喷层结构破坏使得锚杆预应力无法均匀施加到岩面，预应力传播分散度大，使得锚喷质量大幅降低。③-980车场巷道底板未采取任何支护，且长期受到水理、风化作用，在高应力作用下发生强烈底鼓，进而加剧两帮和顶板大变形。

综上分析，-980车场巷道围岩本身易于破碎，在不合理支护条件下，围岩破碎变形更加显著，最终导致巷道全断面失稳破坏。

3 多层次锚喷网注联合控制技术

3.1 深井破碎软岩巷道围岩控制对策

根据对-980车场巷道围岩变形破坏特征、失稳机制的分析，结合相关理论及工程实践[13－15]，确定-980巷道围岩控制对策如下：开掘初期及时进行高强支护，形成一定强度和刚度的承载结构，提高围岩承载能力，限制初期大变形；待释放一定变形压力后，采取二次支护，抑制围岩永久变形，实现巷道长期稳定；改善喷层结构力学性能，增强其对浅部碎胀变形的抵抗力；此外，还应采取围岩强度强化措施，提高破碎围岩整体强度，并对底板进行有效支护，提高围岩支护结构的整体稳定性。

依据上述支护对策，采用多层次锚喷网注联合支护体系进行巷道修复。首先，通过高预应力强锚杆多层次交错密集支护，在锚固区形成高应力承压拱结构，提高锚固区域内围岩强度，并限制深部围岩变形；其次，通过多层次喷射混凝土、挂钢筋网形成高强喷层结构，提高承压拱结构完整性，实现高预应力均匀扩散，强化锚杆承载结构性能；最后，多次注浆加固技术提高破碎围岩整体性和强度，实现锚杆全长锚固，扩大锚杆作用范围。

3项技术在时间、空间上有效配合，在破碎围岩中形成强化的承载结构，达到强韧封层、稳压胶结、主动支护的目的，实现巷道稳定。其中，锚杆支护是承载结构的主体，钢筋喷层护表和注浆加固是承载结构保持稳定性和承载性能强化必不可少的辅助措施。

3.2 关键技术

3.2.1 密集高强锚杆支护技术

高强锚杆支护是承压拱结构的主体，具有较强的强度和刚度，能对巷道实施全方位支护。与常规锚杆相比，高预应力锚杆形成的压应力区范围和强度更大，同时由于锚杆多层次交错布置，相邻锚杆间压应力区大面积复合，从而形成厚度更大、承载能力更强的承压拱结构。如图3所示，常规锚杆支护只形成了厚度为hd的低应力承压拱，在高强锚杆密集支护下，低应力承压拱厚度增大为 hmd，并形成了厚度为 hmg的高应力承压拱，极大地改善了锚固范围内应力状态，稳定性亦大幅度提升。

承压拱结构性能取决于锚杆强度、长度、预紧力和间距等因素，承压拱承载能力Q 的关系式为[16]

式中：l为锚杆有效长度，取1.6 m；α为锚杆锚固控制角，取45°；s为锚杆间距，q为锚杆预紧力；φ为承载结构内岩体内摩擦角，约为30°；R为巷道有效半径。

图3 高强锚杆强化承压拱形成原理图Fig.3 Schematic diagram of a pressure-bearing arch reinforced by high-strength anchors

由式（1）可得承压拱承载能力与锚杆间距s、施加预应力q 的关系（图4）。由图4和式（1）可知，承压拱的承载能力Q 与预紧力q 呈线性增长关系，预应力越大，承载能力越高；锚杆间距较大时（0.7～1.0 m），承压拱保持低应力值，随着锚杆间距减小（0.7→0.3 m），承载能力呈幂函数快速增长趋势。因此，选用力学性能优越的锚杆，施加高预应力、加大支护密度对于提高锚杆承载结构力学性能至关重要。

图4 承压拱承载能力与锚杆间距、预应力的关系Fig.4 Curves of bearing capacity and anchor spacing at different stresses

3.2.2 新型高强抗裂抗弯喷层结构

针对试验巷道中喷层经受变形压力而发生开裂、剥落的现象，结合隧道、桥梁工程中钢筋混凝土衬砌施工经验，提出新型喷层支护技术，即在围岩开挖后喷浆封闭围岩，施加第1层锚杆和钢梁压经纬网，再进行二次喷浆覆盖一层锚杆梁网，后施加第2层锚杆和钢梁压经纬网，并进行3次喷浆，最终形成层间具有很强黏结力并能传递力的高强抗裂抗弯喷层结构，如图5所示。其作用分析如下：

图5 新型高强抗裂抗弯喷层结构Fig.5 New rock-shotcrete layer structure with enhanced cracking and bending resistance

（1）强韧封层

喷层结构中的锚杆、钢筋网相当于在混凝土中植入了箍筋、纵筋，使得喷层结构的整体强度、刚度、韧性大幅提高，可承受剧烈碎胀压力而不开裂；在围岩变形过程中，可提供持续有效的支护力，对非锚固区围岩进行强力维护，限制围岩过量变形，保持承载结构的完整性。

（2）协同控制

锚杆通过托盘将预应力施加到岩面，但由于托盘面积、材质限制，预应力扩散范围较小；新型喷层结构与岩面紧密贴合且有较高刚度，相当于在巷道表面形成了一个应力传递板[12]，可将锚杆高预紧力转化为均匀施加到岩面的分布力，恢复围岩三向受力状态，增强喷层与锚杆协同控制力度。

（3）共同承载

随着围岩变形的发展，喷层后侧一定深度岩体应力重新分布形成拱结构[11]，如图6(a)所示。该结构可将深部围岩压力σy传递到锚杆（托盘），进而通过锚杆传递给深部围岩，实现围岩共同承载。拱结构与拱内围岩只是简单的接触，交界面上不存在任何应力，拱内碎裂岩体变形压力σz由喷层结构承担。

为计算喷层结构可承受最大变形压力，假设如下：相邻锚杆间喷层结构近似直墙形，不考虑喷层弧度；拱结构在锚杆端头（M、N）处为固定约束，约束反力为Fx、Fy；σy简化为均布载荷；忽略拱结构纵向位移变化，按平面应变问题考虑；σz全部由喷层结构承担。

图6 新型高强抗裂抗弯喷层结构计算模型Fig.6 Computing model for new rock-shotcrete layer structure with enhanced cracking and bending resistance

坐标系建立如图6(b)所示，取拱结构右半部分为研究对象，图中T为水平方向推力，h′为拱高，s为锚杆间距。由于拱结构处于极限平衡状态，对图中M 点取力矩：

可得水平力T 的关系式为

对M 点列静力平衡方程，可得支座反力Fx、Fy为

在拱脚M 处，有

由式（5）可得

设 h′/3高度的岩体与喷层结构构成组合梁结构[17]，共同承担碎裂围岩应力σz，如图6(c)所示，组合梁抗弯截面系数W为

式中：h为喷层厚度。组合梁中部最大弯矩Mmax为

为实现围岩稳定，组合梁最大应力应小于新型喷层结构的整体许用应力，据此可得组合梁结构保持稳定性的条件如下[17]：

式中： K为软岩井巷增大系数，取值3.2；σL为钢筋设计抗拉强度；A为单位长度内钢筋总截面积；n为钢筋网层数；a为钢筋网间距；d为钢筋网直径；LR为混凝土抗拉强度。

结合式（8）～（10），喷层结构可承受变形压力如下：

由式（11）可知，喷层承载能力与围岩内摩擦角、锚杆间距、喷层厚度、混凝土强度、钢筋网参数及铺设方式有关。由喷层结构形成过程可知，n=2，结合生产实际，钢丝绳直径取6 mm，抗拉强度为235.2 MPa，钢筋网间排距为100 mm，混凝土抗拉强度为1.1 MPa，代入式（11）得出围岩变形压力与锚杆间距、喷层厚度间的关系如图7所示。由图可知，锚杆间距大于0.7 m时，喷层结构最大承载力小于0.5 MPa；随着锚杆间距减小至0.3 m，喷层承载能力与锚杆间距呈幂函数增长关系，以厚度0.2 m时为例：锚杆间距由0.7 m减小至0.3 m过程中（减小1.3倍），喷层承载能力由0.09 MPa增长至0.26 MPa，增加1.89倍。可见，锚杆间距小于0.7 m时更有利于喷层高性能发挥。喷层承载能力与厚度呈线性增长关系，厚度越大，承载能力越大，但兼顾柔性支护和经济合理性要求，喷层厚度不宜过大。

图7 喷层结构承载能力与锚杆间距、厚度的关系Fig.7 Curves of bearing capacity and anchor spacing with different thicknesses of rock-shotcrete layer

3.2.3 支护时间的确定

-980车场采用多层次的锚网喷注联合支护技术，支护时间的选择是影响巷道工程质量的关键因素。由于-980车场围岩已存在深层次破碎，巷道扩刷后，围岩强度不断降低，碎胀变形持续增长，因此，扩刷后应立即进行一次锚网喷支护，控制初期围岩变形，增强围岩承载能力。2次锚网喷支护时间非常关键，滞后时间过短，围岩初期大变形尚未稳定，2次锚网喷结构受变形影响较大，承载性能降低，容易出现支护损坏；滞后时间太长，初次锚喷结构变形过大，对围岩控制力大幅度降低，2次支护完全失去意义。

实际工程实践中，合理支护时间可根据围岩变形和强度弱化过程判断，1次支护后巷道变形由快变缓进入恒速变形阶段时可作为2次支护最佳时间。邢东矿巷道二次支护一般在1次支护后20 d内进行。

4 多层次锚喷网注联合支护数值分析

为验证上述支护理论，并为巷道支护参数设计提供理论依据，采用FLAC3D模拟软件，分析锚杆间距、喷层厚度两种支护参数对围岩稳定性的影响。

4.1 模型建立

模型尺寸为20 m×30 m×31 m，巷道断面为直墙拱形，宽×高为4.5 m×3.6 m，共计26 980个单元体和30 118节点，见图8。模型顶部施加25 MPa初始应力，水平方向施加45 MPa水平应力，水平方向位移约束，底部垂直方向位移约束。煤岩体参数如表1所示。

图8 数值计算模型Fig.8 Numerical calculation model

表1 计算模型物理力学参数Table 1 Physico-mechanical parameters of calculation model

用Cable结构模拟锚杆，喷层结构采用带有Liner结构模拟，支护力学模型如图9所示。锚杆基本参数：直径为22 mm，长度为2.4 m，弹性模量为200 GPa，泊松比为0.27。衬砌结构弹性模量取29.5 GPa，泊松比为0.16。

图9 多层次支护模型Fig.9 Multi-layer supporting model

4.2 模拟过程及方案

模拟过程如下：原岩应力平衡→巷道开挖→不同支护参数设定→计算至平衡。主要分析锚杆间距、喷层厚度对围岩位移场、应力场的影响，模拟方案如下：①喷层厚度固定，锚杆间距为850、750、650、550、450、350 mm时，模拟围岩应力-位移分布特征；②锚杆间距固定，喷层厚度分别为80、140、200、260、320 mm时，分析围岩应力-位移分布特征及喷层结构受力状况。

4.3 模拟结果分析

4.3.1 多层次锚喷网注支护系统围岩应力分布特征

图10为联合支护下围岩应力局部放大图，应力分布特征如下：在高预应力作用下，锚杆尾部形成最大应力值为120 kPa的压应力区，在锚固起始端形成最大应力为36 kPa的压应力区，两处压应力区在锚杆自由段范围内交汇形成了椭球形压应力区；相邻锚杆间椭球形压应力区大范围叠加，形成具有一定厚度的承压拱结构，拱结构内围岩压应力值大于10 kPa。由于高强度喷层结构对浅部围岩的强力维护作用，浅部0～0.3 m范围内围岩基本处于受压状态。可见，在密集高强锚杆和高强喷层支护作用下，锚固区域内围岩均处于受压状态，围岩稳定性大幅度提高。

4.3.2 锚杆间距对巷道支护效果的影响

锚杆间距对于围岩变形的影响如图11所示。由图可知：锚杆间距由850 mm减小至350 mm（减小约60%）过程中，顶板、底板、左帮、右帮围岩变形量由327、226、247、252 mm依次减少至196、170、163、165 mm，分别减少了40.1%、24.8%、34.0%、34.5%。可见，锚杆间距对于各部位围岩位移影响显著，锚杆密度越大，围岩变形量相应越小，敏感程度依次为：顶板＞两帮＞底板。此外，随着锚杆间距减小，围岩中应力峰值近似“线性”增长，曲线拟合可得关系式：y=-0.03 x+41.8。可见，锚杆间距越小，围岩中压应力值越高，围岩处于高强度的三维压应力状态，有利于巷道围岩长期稳定。

图10 多维联合支护系统围岩应力场局部放大图(单位:kPa)Fig.10 Enlarged local stress field of multiple dimension combined supporting system(unit:kPa)

图11 围岩应力、位移变化规律与锚杆间距关系Fig.11 Variations of surrounding rock stress and displacement with anchor distance

4.3.3 喷层厚度对巷道支护效果的影响

喷层厚度对于围岩位移场、应力场的影响，见图12。由图可知，喷层厚度由80 mm增加至320 mm（增加300%），顶板、底板、左帮、右帮围岩位移分别由287、243、266、261 mm减少至223、206、215、212 mm，分别减少22.3%、15.2%、19.2%、18.8%。可见，喷层厚度越大，喷层刚度、强度越大，对围岩表面碎胀变形的约束力度越大，围岩变形量越小。

由图12可知，随着喷层厚度增加，锚固区围岩应力呈快速增长趋势，喷层厚度由80 mm增加至200 mm（增加1.5倍），围岩中应力由24 kPa增加至45 kPa，增加近0.875倍，这是因为高强喷层可以起到较好的应力传递作用，喷层厚度越大，锚杆预应力更多地转化为施加到围岩的均布载荷，引起围岩内应力大幅提高。当喷层厚度大于200 mm时，随着喷层厚度增加，围岩应力增幅明显减小。

图12 围岩应力、位移变化规律与喷层厚度关系Fig.12 Variations of surrounding rock stress and displacement with shotcrete layer thickness

图13为喷层厚度为200 mm时围岩应力分布云图。由图可知，高强喷层结构对于围岩浅部锚杆非锚固区应力改善效果显著，随着喷层厚度增大，非锚固区内围岩由受拉状态逐渐转化为受压状态，当喷层厚度近200 mm时，非锚固区内围岩基本处于受压状态，对于非锚固区围岩稳定，提高锚喷支护质量非常重要。

图14为高强喷层结构在深部围岩压力σy和非锚固区围岩变形压力σz共同作用下应力分布图。因巷道埋深大，地应力场高，深部围岩压力σy突出，喷层结构处于高压应力状态，喷层结构拱顶、拱腰、拱脚、拱底处的水平应力依次为8.90、1.70、14.80、1.95 MPa，垂直应力依次为1.75、12.10、19.90、1.70 MPa，拱脚处应力最大。

可见，提高锚杆密度和喷层厚度有利于深井破碎软岩巷道围岩表面位移控制及应力改善。结合邢东矿实际生产地质条件，同时兼顾钻孔扰动、施工速度、经济成本等因素，最终确定采用两层次锚杆交错布置（单层间排距为700 mm×700 mm）、3层次喷浆、两层次挂网的支护形式，时间、空间上有效配合，形成锚杆间距为350 mm×350 mm，喷层厚度为200 mm的围岩支护系统。锚杆分层次交错布置可避免一次性锚杆密集支护造成的剧烈围岩扰动和施工缓慢，高强喷层结构分层次构筑可及时改善围岩受力状态，弱化钻孔扰动，两者相互作用，提高围岩变形控制力度，实现巷道长期稳定。

图13 喷层厚度200 mm时围岩应力分布云图(单位:kPa)Fig.13 Distribution nephogram of surrounding rock stress with 200 mm rock-shotcrete layer thicknesses(unit:kPa)

图14 新型高强抗折抗弯喷层结构应力云图(单位:Pa)Fig.14 Stress nephograms of new rock-shotcrete layer structure with strengthened cracking and bending resistance(unit:Pa)

5 工程应用

5.1 深井软岩巷道多层次锚喷网注联合支护方案

综合理论计算、数值模拟和工程类比等方法进行方案设计，最终形成多层次锚喷网注联合支护方案，如图15所示。

图15 多层次锚喷网注联合支护方案Fig.15 Scheme of bolt-shotcret-net-grouting combined supporting

巷道施工分3个阶段进行：

第1阶段为初喷、初锚，巷道扩刷至规定尺寸后，立即喷射80 mm混凝土层；待混凝土凝固后打眼、安装锚杆，并采用锚杆穹形托盘和φ 14 mm钢筋梯子梁压经纬金属网作为临时支护，复喷60 mm的混凝土，第1次支护完成。锚杆采用φ 22 mm×2 400 mm左旋无纵筋螺纹钢高强锚杆，间排距为700 mm×700 mm，树脂加长锚固，预紧力不小于80 kN，锚杆扭矩大于300 N·m。

第2阶段在第1次支护完成后5～10 d内进行，在混凝土喷层上安装外层锚杆，外层锚杆与里层锚杆交错布置，进行挂网、安装托盘、螺母等工序，并喷射60 mm的混凝土层，第2次支护完成。锚杆、托盘、钢丝绳参数同第1次支护。

第3阶段在2次支护完成后约10～13 d内进行，在第3喷层布置注浆孔进行壁后注浆，注浆管采用φ 22 mm×2 000 mm注浆锚杆，间排距为1 500 mm×1 500 mm，底脚及底板注浆管端部均低于底板100 mm。注浆压力为1.5～2.5 MPa。浆液选用425#水泥，水灰比为0.7～1:1。

5.2 矿压观测

为了解多层次锚喷网注联合支护效果，在-980交叉点处设立多个巷道变形监测断面，采用十字布点法进行表面位移监测，其中-980大巷交叉点处监测结果如图16所示。

由图可知，扩刷60 d后围岩变形趋于稳定，顶板、底板、两帮围岩收敛速率均降至1 mm/d以下，此时顶板最大变形量为60 mm，两帮最大变形量为148 mm，底板最大变形量为96 mm，总体变形量值较小，支护系统亦无开裂损毁现象发生，见图17，实现了对深井软岩巷道的有效控制。

图16 深井巷道典型测站围岩表面位移Fig.16 Surface displacements of typical station in deep roadway

图17 试验巷道围岩支护的照片Fig.17 Photos of surrounding rock supporting structure in experimental roadway

6 结论

（1）邢东矿-980车场巷道属于深井破碎软岩巷道，工程地质环境复杂（围岩易破碎、高应力、动压等）及支护强度不足是其失稳破坏的主要原因，针对性地提出了以高强锚杆密集支护、新型喷层结构护表、滞后注浆加固为主体的多层次锚喷网注联合支护体系。

（2）设计了新型高强抗裂抗弯喷层结构，该结构的刚度、强度、韧性均大幅度提升，可承受大变形而不开裂，实现锚杆预应力均匀扩散，并与深部围岩共同承载，通过力学模型分析，得出其承载能力与锚杆间距、喷层厚度关系表达式。

（3）随着喷层厚度增加（80→200 mm），围岩中压应力快速增加，当喷层厚度大于200 mm时，围岩压应力增加幅度减缓，此时非锚固区内围岩基本处于压应力状态，围岩稳定性大幅度提高。

（4）确定了两层次锚杆间隔交错布置（单层间排距700 mm×700 mm）、3层次喷浆、两层次挂网的支护形式，最终形成锚杆间距为350 mm×350 mm、喷层厚度为200 mm的围岩支护体系。工程实践表明，该支护体系可有效地控制围岩碎胀变形，对类似巷道的围岩控制具有借鉴意义。

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