张红军，李术才，李海燕，白继文，李红伟

（1. 山东大学 岩土与结构工程中心，山东 济南，250061；2. 山东济南力稳岩土有限责任公司，山东 济南，250104）

大变形软岩巷道2次耦合支护参数优化

张红军1，李术才1，李海燕1，白继文1，李红伟2

（1. 山东大学 岩土与结构工程中心，山东 济南，250061；2. 山东济南力稳岩土有限责任公司，山东 济南，250104）

山东省菏泽市彭庄煤矿西翼-500 m水平行人大巷属于典型中深部软岩巷道，由于支护对策不合理导致围岩变形破坏剧烈。为了得到围岩的变形规律及破坏机制，进行矿压监测、松动圈探测、围岩物理力学参数测试、地应力测试等研究，并提出2次耦合支护方案。为进一步研究2次耦合支护力学机制，对初次支护和2次支护后围岩塑性区与应力分布特点以及初次支护后10～60 d内进行2次支护围岩变形规律进行数值模拟分析。研究结果表明：2次耦合支护能有效控制围岩塑性区的发展，改善应力分布状态，最佳2次支护时间为巷道初次支护后的30～40 d。2次耦合支护能有效控制围岩稳定，减小围岩变形，能为类似软岩巷道支护工程提供一定的参考。

软岩巷道；2次耦合支护；数值计算；最佳2次支护时间；参数优化

软岩巷道支护问题一直是困扰我国煤矿生产建设的重大问题之一［1］，近年来随着对能源需求量的增加，国内外矿山都相继进入中深部开采阶段［2-5］。由于中深部巷道地质赋存条件与应力环境具有相当的复杂性，在支护理论方面，还缺乏高应力与复杂地质环境下巷道围岩与支护体相互作用机理全面、系统的研究［6］，导致很多中深部软岩支护问题难以解决，很多煤矿在煤炭经济形势不好的前提下还不得不担负起巷道多次返修的沉重经济负担。我国学者针对中深部软岩巷道支护问题进行了深入研究［7-11］，提出了不同的软岩巷道支护基本原理与对策，但基本一致认为实现支护体与围岩自身的耦合作用是保持巷道稳定的关键所在。同时，工程实践也表明，在软岩工程中采用1次支护往往难以奏效，通常要进行2次支护，在技术上一般采用喷层+钢筋网+锚索、锚注、注浆、架棚或者砌圈等支护形式［12-16］，在实际运用中解决了诸多问题。但是，由于目前2次支护在围岩控制力学机制、最佳2次支护时间、支护强度等方面的研究还不够深入，在现场设计中往往只是单纯的增加支护构件的强度和数量，依靠经验确定最佳2次支护时间，不考虑围岩的自承能力以及各支护构件的耦合作用，严重造成了材料和人工的浪费，没有取得良好的支护效果。如何高效利用现有的支护构件，优化2次支护工艺，实现围岩在短时间内的稳定，是软岩巷道支护急需解决的问题。本文作者基于前人研究基础，采用数值分析软件FLAC3D对 2次耦合支护围岩控制力学机制和最佳 2次支护时间进行模拟分析，并提出此类大变形巷道的基本支护对策。

1　工程概况

1.1地质条件

山东省菏泽市彭庄煤矿位于巨野煤田北部，实际生产能力110万t/年，主采山西组3下煤层，煤层平均厚度为2.55 m。其中，西翼-500 m水平行人大巷，巷道开门口处底板标高为-503.7 m，巷道坡度为-5‰，设计断面为直墙半圆拱型，净宽为3.6 m，净高为3.4 m，墙身净高为1.6 m，净面积S=10.85 m2。图1所示为西翼-500 m水平行人大巷具体围岩柱状图，该巷道主要布置在第2层和第3层的泥岩和砂质泥岩层位中。

1.2原支护方案

西翼-500 m水平行人大巷采用传统“锚网索喷”1次支护工艺。锚杆采用直径×长度为20 mm× 2 200 mm等强度全螺纹钢锚杆，每根锚杆均用2块MSK2370型树脂锚固剂固定，间排距为800 mm×800 mm；锚索采用直径×长度为17.8 mm×6 000 mm的钢绞线，两肩窝处各布置1根，排距为1.6 m，采用3 块MSK2350型树脂锚固剂端头锚固，每相邻锚索之间用 12号普通工字钢作为锚索梁；混凝土喷射强度C20，喷射厚度为100 mm；金属网采用直径为6.0 mm钢筋焊接制作的经纬网，锚杆、锚索设计预应力分别为70 kN和120 kN，原支护断面图如图2所示。

图1　西翼-500 m水平行人大巷巷道围岩柱状图

图2　原支护方案及收敛监测点布设位置Fig. 2　Original supporting program and layout ofconvergence monitor points

2　巷道破坏特征及机理分析

2.1巷道破坏特征

1） 巷道破坏严重。图3所示为部分典型的巷道破坏图。从图3可以看出：巷道围岩变形剧烈，顶板严重下沉，出现了大面积变形、开裂、片帮、底臌等现象，局部巷道收缩率已达到40%以上。锚杆、锚索多处被拉断，钢筋梯、经纬网发生严重弯曲变形，支护构件基本处于失效状态。

图3　部分巷道典型破坏图Fig. 3　Part failure graphs of roadway

2） 巷道变形量大，变形速率快。为进一步得到西翼-500 m水平行人大巷围岩的变形破坏详细数据，对其进行长期的变形监测，监测方案设计在图2中进行标出。监测关键点分别布置在顶板、两帮以及底板等处，对应点分别为A～D。通过测量巷道中心点O到关键点A～D的距离，确定巷道关键点的收敛情况，监测结果如图4所示。从图4可知：在监测期内围岩变形较大，A和D 2点的移近量达到1 523 mm，B和C 2点的移近也达到1 328 mm。在监测时间为0～170 d内围岩始终保持较高的增长速率，直到监测时间为220 d以后，围岩才缓慢进入低速变形阶段，但仍不能确定围岩是否进入稳定期。

3） 巷道围岩松动破坏范围大。为研究围岩内部的变化特征，选用美国劳雷公司生产的 SIR-3000地质雷达探测设备对西翼-500 m水平行人大巷分别距离开挖面25，50，100和200 m处的围岩松动范围进行探测，探测长度为15 m，部分探测剖面图如图5所示，探测结果如表1所示。由表1可知：各断面围岩松动范围差别较大，最小仅为0.6 m，最大处为3.8 m。随着距离开挖面距离的增大，围岩松动范围呈增大的趋势，且增长幅度不断加大。

图4　巷道围岩变形量监测结果Fig. 4　Final convergence monitor results of the roadway

表1　巷道围岩松动圈测试结果Table 1 Results of loosing test in the roadways

图5　部分巷道地质雷达探测剖面图Fig. 5　Radar profiles of part roadway

2.2巷道破坏机理分析

通过对西翼行人大巷的现场监测与研究，综合国内外相似软岩巷道的破坏特征，分析其破坏原因主要由以下几点。

1） 围岩强度弱。采用MTS万能材料试验机，对彭庄煤矿的5种岩性进行物理力学测试工作，测试结果如表2所示。由表2可知：巷道围岩5种岩性中，粉砂岩和细砂岩的力学参数均较高，其中抗压强度达到了68.3～72.5 MPa，中砂岩抗压强度为45.2 MPa，而砂质泥岩和泥岩的力学参数均较低，抗压强度只有18.2～23.5 MPa。从现场取芯情况来看，砂质泥岩和泥岩层位的岩芯极度不完整，尤其是遇水后崩化分解，造成围岩力学参数的进一步降低，给支护带来很大的困难。

表2　彭庄煤矿岩石力学试验结果Table 2 Surround rock mechanics experiment results of Pengzhuang coal mine

2） 地应力的影响。利用原岩应力解除法对西翼-500 m水平行人大巷进行地应力测试，测试结果如表3所示。

表3　巷道测点原岩应力实测结果Table 3 The measured results of original rock stress

西翼-500 m水平行人大巷，属于中深部巷道，何满潮等［1］指出岩层软化临界荷载σcs计算经验公式为

式中：K为经验系数；σc为岩石单轴抗压强度。

根据巷道实际情况可知：西翼-500 m水平行人大巷主要布置在泥岩和砂质泥岩2个层位中，K可取为0.3～0.5。顶底板岩层的平均抗压强度取最大值为23.5 MPa，根据式（1）计算可知：西翼-500 m水平行人大巷围岩的软化临界荷载在7.05～11.75 MPa之间。而地应力测试结果表明，其最大水平应力为15.33 MPa左右，大大超过岩石的软化临界荷载最大值11.75 MPa。此时，由于巷道开挖所引起的围岩应力重分布导致的应力集中，围岩就会进入到软岩塑性变形状态，这是巷道始终保持较高速率变形破坏的主要因素。

地应力测试结果还表明最大水平应力的方向为136.86°，与巷道夹角为62.86º左右，根据最大水平应力理论，此时巷道正沿着不利于巷道支护的方向掘进，必须加强支护才能有效避免地应力因素的不利影响。

3） 原支护方案支护对策不合理。根据以上现场监测结果可以看出：部分支护构件基本处于失效状态，但锚杆、锚索拉断现象突出，因此，各支护构件之间以及与围岩之间并没有形成有效的协同受力体系，同一支护断面只有部分支护构件处于受力状态。原支护方案在设计中并没有充分考虑围岩卸荷以及其自身的承载作用，关键部位围岩没有进行加强支护，最终导致围岩持续变形而得不到有效控制。

4） 预应力施加不足。袁亮等［10， 17］认为，锚杆预应力及其扩散对支护效果起着决定性作用，只有对锚杆施加足够的预应力才能有效控制锚固区围岩的离层、滑动等扩容现象的发生，使围岩成为承载的主体。通过对西翼-500 m水平行人大巷锚杆受力状态监测发现，锚杆、锚索预应力施加严重不足，采用人工扳手对大螺距等强螺纹钢锚杆施加的预应力只有设计值的20%左右，严重影响了锚杆、锚索的主动支护作用，致使围岩在支护初期就没有得到合理有效地控制，这也是巷道围岩在支护初期就达到较高变形速率的重要原因之一。

3　支护方案设计

基于以上对巷道破坏特征及机理的研究成果发现，此类巷道围岩具有变形大、松动破坏范围广以及明显的软岩流变等特点，围岩岩性和地应力因素是影响巷道破坏的主要因素，通过采用传统的1次支护方式很难抵抗围岩表面的离层破坏和裂隙向深部的延伸，必须有针对性地提出支护对策才能达到控制围岩合理变形的目的。因此，本文作者在以上研究结果的基础上，结合“1次卸压，2次加强支护”的现代联合支护理念，提出了西翼-500 m水平行人大巷支护对策应为初次支护采用“锚杆+钢筋网+喷混凝土”，2次支护采用“锚杆+锚索+钢筋网+复喷”的耦合支护方案。

3.1支护参数设计

3.1.1初次支护参数

1） 锚杆：采用直径×长度为20 mm×2400 mm高强左旋无纵筋细丝锚杆，间排距为 800 mm×1 000 mm；每根锚杆采用2块MSK2350型树脂锚固剂锚固；两帮底角锚杆呈 30°下扎；托盘采用高强度的拱形托盘。

2） 钢筋梯：由14号钢筋焊制而成，垂直于巷道走向布置，间排距为800 mm×1 000 mm。

3） 金属网：采用6号钢筋焊接而成的经纬网，网格尺寸为100 mm×100 mm。

4） 初喷：混凝土喷射强度等级为 C20，厚度为50 mm，掺入适当防水剂进行混合。

初次支护断面如图6所示。

图6　巷道初次支护断面图Fig. 6　Initial roadway supporting section

3.1.22次耦合支护参数

1） 锚杆：与初次支护锚杆参数相同，但与初次支护的锚杆呈“五花”布置。

2） T形钢带：采用宽×厚为100 mm×8 mm的钢板压制而成，代替钢筋梯使用。

3） 锚索：选用规格为直径×长度为 17.8 mm× 8 000 mm的钢绞线，全断面共布置5根。其中正顶处布置1根，为充分调动肩部围岩的承载能力，巷道中心两侧各布置2根锚索，间排距为1 m×2 m；采用3 块MSK2350型树脂锚固剂端头锚固；每相邻锚索采用12号普通工字钢相连接。

4） 金属网、复喷：均与初次支护参数相同。

5） 底臌治理：深挖底板设计断面以下300 mm，采用 14号槽钢作为反底拱梁配合普通直径×长度为20 mm×2 200 mm等强螺纹钢锚杆加固，锚杆间排距800 mm×1 000 mm，两底板角锚杆呈45°斜扎，并浇筑C20混凝土进行填平。

6） 预应力：采用锚杆扭矩放大器、锚索张拉器对锚杆、锚索分别施加预应力为100 kN和150 kN。

巷道断面最终支护形式如图7所示。

图7　巷道最终支护断面图Fig. 7　Secondary coupling support section of the roadway

3.2数值计算

为进一步探讨2次耦合支护的力学机制与确定最佳2次支护时间，选取彭庄煤矿西翼-500 m水平行人大巷典型地质剖面建立 FLAC3D三维数值计算模型。为简化计算，模型宽×厚×高为40 m×2 m×40 m，采用蠕变模型，各地层材料参数和支护构件参数经表2和表3实测参数反演分析确定，巷道推进方沿y轴为正方向。其中，各地层材料采用 brick单元模拟，锚杆、锚索采用Cable单元模拟，工字钢、槽钢采用Beam单元模拟，混凝土喷层采用Liner单元模拟。模型限制两边为水平约束，无水平位移，底部边界为固定约束，地应力按实测数据进行施加。建立的数值三维模型如图8所示。

表3　支护构件参数表Table 3 Parameters of supporting artifacts

图8　模型及边界条件示意图Fig. 8　Boundary conditions and model schematic drawing

3.2.12次耦合支护围岩控制力学机制分析

对只进行1次“锚网喷”支护和进行2次“锚网索喷”支护的围岩变形特征开展了数值模拟分析，其围岩塑性区、围岩应力场的计算结果分别如图 9～11所示。

图9　围岩塑性区分布计算结果Fig. 9　Calculation results of the plastic zone distribution

图10　最大主应力云图Fig. 10 Contours of major principal stress

对比图 9～11可知：1次“锚网喷”支护和2次“锚网索喷”支护的围岩塑性区、应力分布状态有较大的差别。在塑性区分布范围方面表现为：1次“锚网喷”支护的围岩塑性区范围较大，集中在巷道周围6～8 m的范围内，而2次“锚网索喷”支护的巷道围岩塑性区范围只有 1.5～4.0 m，塑性区面积减少了近60%。在围岩应力分布状态方面主要表现为：2次“锚网索喷”支护能明显改善围岩的应力分布状态，锚杆（索）夹持区域围岩应力集中程度明显增大，应力分布范围更广，较大程度地扩大了围岩受压区的面积，将应力向深部扩展和转移，在巷道肩部等关键部位的表现最为突出。

图11　最小主应力云图Fig. 11 Contours of minor principal stress

基于以上研究成果可以得出2次耦合支护围岩控制的力学机制为：围岩开挖后，受开挖卸荷的影响，围岩表面不断产生新的裂隙，并逐渐向围岩深部扩展，力学性质不断恶化，围岩塑性区范围不断扩大。采用1次“锚网喷”支护，在保证巷道掘进安全的前提下，允许巷道释放能量的最大化，同时在围岩表面形成一个锚固区，起到了控制锚固区内围岩离层、滑动、新裂纹产生等扩容变形与破坏的作用。2次“锚网索喷”支护是在1次锚喷支护的基础上，通过再次施加锚杆支护强化锚固区的围岩强度，避免围岩体在高应力状态下出现再次应变软化与蠕变导致的承载力降低、状态恶化等现象，促进围岩应力向长期强度和巷道稳定的流变停止状态转化。利用锚索对巷道顶板、肩部等关键部位的加强支护，不但将围岩表面的松动破坏区悬吊于围岩深部稳定的岩层中，调动深部岩体的支撑能力，而且使浅部围岩的应力向深部转移和均匀扩散，改善围岩应力分布状态，形成围岩和支护构件协同支护体系，最终实现巷道的长期稳定。

3.2.2最佳2次支护时间研究

为使围岩能量能够释放最大化，又要尽可能的保留岩体的原始强度，充分发挥锚杆的支护阻力，因此，最佳2次支护时间是实现巷道稳定的关键因素。为确定彭庄煤矿西翼-500 m水平行人大巷进行2次支护的最佳时间，对1次“锚网喷”支护10，20，30，40，50和60 d后进行2次支护开展数值模拟计算，并对围岩关键点变形和塑性破坏面积进行统计分析，图 12所示为巷道关键点变形量及塑性区面积与2次支护时间之间的统计关系曲线。图13所示为各方案的位移计算结果（Z和X分别代表竖向和横向位移），图14所示为围岩塑性区分布图。

图12　不同方案数值计算统计结果Fig. 12 Numerical calculation results of different schemes

由图12分析可知：围岩变形量与塑性区面积随2次支护时间的增长呈“U”字形分布的特点；在2次支护时间为10～30 d时，围岩变形量与塑性区面积随2次支护时间的增长呈下降的趋势。其原因为：随着巷道开挖后能量的不断释放，锚网索等支护构件用来抵抗围岩变形消耗的能量越来越少，虽然此时围岩的承载能力逐步降低，但围岩-支护构件耦合支护系统所能提供的支护阻力却越来越大，致使围岩的变形与塑性区面积不断减小。在2次支护时间为40～60 d时，围岩变形与塑性区面积随2次支护时间的增长呈上升的趋势，且增幅不断加大，分析其原因为随着围岩能量的进一步释放，浅部围岩基本已经丧失了自承能力，此时虽然进行了2次支护，但围岩裂隙由于没有得到有效控制，不断向深部扩展，最终导致围岩的变形量不断增大。在2次支护时间为30～40 d内围岩的变形量与塑性区面积最小，说明此时围岩—支护构件耦合支护系统所能提供的支护阻力最大，围岩裂隙得到了充分控制。该时间段内围岩顶板平均下沉量、两帮平均移近量以及底臌量分别为110，201和113 mm，塑性区平均面积也只有87.5 m2。因此确定彭庄煤矿西翼-500 m水平行人大巷的最佳2次支护时间为1次“锚网喷”支护后30～40 d内。

图13　围岩位移云图Fig. 13 Displacement contours of calculation schemes

图14　塑性区分布计算结果Fig. 14 Results of plastic zone of different schemes

4　现场应用效果及分析

4.1测站布置

为验证新支护方案的科学性与合理性，选取西翼-500 m水平行人大巷典型软弱泥岩层段进行现场试验，试验段巷道长度为120 m，并对试验段内围岩顶底板移近量、帮部移近量进行长期监测，试验段内共布置4个测站，每个测站相隔30 m。由于各断面监测结果差别不明显，所以，只列出1号和2号断面的监测结果，如图15所示。

图15　围岩表面变形监测结果Fig. 15 Monitoring curves of roadway surface deformation

4.2监测结果分析

由图15可知：2号监测断面的围岩两帮内移量最大，为202 mm，其次为1号两帮内移量、1号顶底板移近量以及2号两帮内移量，依次对应195，181与178 mm。在监测时间为0～40 d内围岩的变形速率最快，尤其是巷道开挖后的0～10 d，围岩变形速率一直保持在3.7～8.0 mm/d，说明此时围岩虽然进行了1次“锚网喷”支护，但是仍然无法有效抵抗围岩的松动破坏变形。但由于采用了锚杆扭矩放大器对锚杆施加了较高的预应力，与原支护方案比，同时期内围岩变形量仍然较低。在监测时间为 40～90 d，围岩增长速率明显放缓，保持在0.3～1.8 mm/d，说明在巷道初次锚喷后的30～40 d内进行了2次“锚网索喷”支护，围岩变形速率得到了有效控制，变形仅为同时期原支护同时期的10%左右。在监测时间为90～280 d，围岩变形量基本不明显，因此，判断此时期内围岩已经进入到稳定阶段。

与2次支护时间为30～40d时围岩变形量计算结果相比，1号和2号监测断面围岩平均变形量与数值计算结果差别只有 2.5～33.5 mm，差距较小，变形特征基本一致。

与原支护方案相比，围岩的变形量只为原支护方案的10%～30%，说明提出的2次高强耦合支护方案能有效控制此类围岩的大变形破坏，在试验巷道取得了良好的支护效果。

5　结论

1） 山东省菏泽市彭庄煤矿西翼-500 m水平行人大巷围岩具有强度低、大变形以及明显的软岩流变等特点，松动破坏范围最大达到了3.8 m。围岩强度低和地应力较高是引起围岩变形破坏的主要因素，采用传统的 1次支护方式很难控制围岩塑性区向深部的扩展，必须有针对性的提出控制对策，才能保证巷道的长期稳定。

2） 提出了此类大变形巷道的支护对策为：初次支护采用“锚杆+金属网+喷混凝土”，2次支护采用“锚杆+锚索+金属网+复喷”的耦合支护方案。

3） 2次耦合支护能有效抑制围岩塑性区的发展，改善围岩的应力分布状态，并通过对比分析初次支护10，20，30，40，50 d与60 d时进行2次支护后的围岩变形量与塑性区面积大小，得到了西翼-500 m水平行人大巷的最佳2次支护时间为初次支护后的30～40 d内。

4） 采用的 2次耦合支护方案能有效抑制围岩变形，降低围岩的变形速率，大大缩短了围岩的变形周期，最终变形只为原支护方案的10%～30%，取得了良好的支护效果。

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（编辑 罗金花）

Secondary coupling support parameter optimization and research on the large deformation of soft rock roadways

ZHANG Hongjun1， LI Shucai1， LI Haiyan1， BAI Jiwen1， LI Hongwei2

（1. Research Center of Geotechnical and Structural Engineering， Shandong University， Jinan 250061， China；2. Shandong Jinan Force Stability Geotechnical Co.， Ltd.， Jinan 250104， China）

The -500 m level pedestrian alleys in Heze city of Shangdong province of Pengzhuang coal mine belongs to the typical deep soft rock roadways， and it was damaged seriously due to the unreasonable support countermeasures. The mine pressure monitoring， loosing circle detection， physical mechanical parameters of surrounding rock test and in-situ stress test were carried out in order to obtain the surrounding rock deformation and failure mechanism. So the secondary coupling support was put out based on the above research results. For further study the secondary support mechanism，characteristics of the surrounding rock deformation mechanism and stress distribution were analyzed by using the numerical finite difference software of FLAC3Dafter the initial supporting of roadway 10-60 d. The results show that the secondary coupling support can effectively control the development of plastic zone and improve the stress distribution of the surrounding rock， and the best secondary support time is 30-40 d after the initial supporting of roadway. The secondary coupling support can effectively control the surrounding rock stability and reduce the deformation of surrounding rock， and it provides a certain reference for the similar soft rock roadway supporting engineering.

soft rock roadways； secondary coupling support； numerical calculation； the best secondary support time；parameter optimization

TD353

A

1672-7207（2016）04-1262-10

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.04.024

2015-04-23；

2015-06-23

国家青年科学基金资助项目 （51309146）；国家自然科学基金资助项目（51379114）；教育部博士点基金资助项目（20130131120084） （Project （51309146） supported by the National Natural Science Foundation for Young Scientists of China； Project （51379114）supported by the National Natural Science Foundation of China； Project （20130131120084） supported by the Research Fund for the Poctoral Program of Higher Education of China）

李术才，教授，博士生导师，从事断裂损伤及岩体稳定性研究；E-mail：lishucai@sdu.edu.cn