深部緩傾軟弱夾層巷道圍巖變形演化與非對稱支護

朱俊福，尹 乾，張京民，靖洪文

( 1. 河南能源化工集團新疆投資控股有限公司，新疆 烏魯木齊 831100；2. 中國礦業(yè)大學(xué) 深部巖土力學(xué)與地下工程國家重點實驗室，江蘇 徐州221116 )

隨著地球淺部資源逐漸枯竭，千米級深部礦井開采已成為常態(tài)，深部巷道“三高”的賦存環(huán)境及“強擾動”和“強時效”附加屬性，使得煤炭開采愈發(fā)困難[1-2]。與淺部相比，深部巷道圍巖表現(xiàn)出非連續(xù)與各向異性結(jié)構(gòu)大變形特征[3]。此外，巷道多賦存于沉積地層，呈軟硬相間的互層或組合層，巷道圍巖變形響應(yīng)和穩(wěn)定性控制與弱層和結(jié)構(gòu)面密切相關(guān)[4]，同時由于巖層往往呈緩傾特征，巷道掘進常會揭露不同巖性，非對稱應(yīng)力作用下，穿越緩傾層狀巖體巷道的變形破裂及失穩(wěn)模式往往表現(xiàn)出強烈的非對稱性[5]。

針對深部層狀巷道圍巖承載特性及變形演化特征，國內(nèi)外學(xué)者開展了大量的研究工作。孫曉明[6]等總結(jié)了深部傾斜巖層巷道圍巖變形破壞機制主要表現(xiàn)為非對稱巖體結(jié)構(gòu)誘發(fā)的層間剪切滑移與高應(yīng)力擴容變形，并提出了關(guān)鍵部位加強支護的非對稱耦合支護形式；張農(nóng)[7]等在分析穿煤巖地質(zhì)異常區(qū)層狀巷道圍巖不均勻變形破壞及失穩(wěn)規(guī)律的基礎(chǔ)上，通過優(yōu)化幫角和底板支護產(chǎn)生協(xié)同效應(yīng)，有效控制了薄層狀圍巖不均勻破壞；勾攀峰[8]等建立了大傾角煤層巷道頂板三角形結(jié)構(gòu)體穩(wěn)定性力學(xué)模型，揭示了頂板上拉剪、下壓剪破斷運動及切落失穩(wěn)特征，得出了不同失穩(wěn)形態(tài)下頂板穩(wěn)定性判別準(zhǔn)則；胡善超[9]基于互層狀砂巖壓縮試驗結(jié)果，提出了考慮體積應(yīng)力的塑性內(nèi)變量表達式，研究了基質(zhì)和層理的應(yīng)變軟化規(guī)律，建立了宏觀各向異性應(yīng)變軟化力學(xué)模型，揭示了層狀巖體的力學(xué)特性和變形特征；TAVALLALI和VERVOORT[10]從宏觀尺度上研究了層理傾向?qū)ι皫r巴西劈裂破壞強度、超聲波速、能量及斷裂行為的影響；HE[11]等通過大尺度物理模型試驗，結(jié)合紅外熱成像與數(shù)據(jù)圖像處理技術(shù)揭示了深部層狀巷道圍巖全斷面開挖過程中裂紋起裂擴展與應(yīng)力波傳播的時空響應(yīng)特征；HUANG[12]等采用模型試驗與數(shù)值分析手段探討了軟弱夾層對隧道圍巖破壞模式的影響，得出了軟弱夾層通過增加破壞區(qū)和引起不均勻應(yīng)力分布從而影響圍巖穩(wěn)定性的結(jié)論。上述研究成果為筆者順利開展深部緩傾軟弱夾層巷道圍巖變形演化與失穩(wěn)致災(zāi)機理研究提供了參考。

對于深部地下工程，原巖開挖卸荷過程中圍巖應(yīng)力重分布誘發(fā)裂隙萌生擴展、碎脹變形和剪切滑移，形成圍巖松動圈，其厚度是衡量圍巖破裂程度與支護難度的關(guān)鍵性指標(biāo)[13-15]。迄今為止，關(guān)于均質(zhì)圍巖松動圈發(fā)育特征及影響因素的研究相對較多[16]，而深部含緩傾軟弱夾層巷道圍巖松動圈的形成及演化機理尚不明晰。

基于此，筆者以河南城郊煤礦二水平-840 m西翼含緩傾軟弱夾層軌道大巷為工程背景，基于巷道圍巖結(jié)構(gòu)失穩(wěn)全過程模型試驗，研究了軟弱夾層位置對巷道圍巖位移場、應(yīng)力場、超聲波、松動圈發(fā)育及非對稱變形破壞模式的影響，提出了含軟弱夾層巷道圍巖“局部非對稱加強支護技術(shù)”以實現(xiàn)全斷面等強協(xié)同支護原理，有效解決了現(xiàn)場支護的難題，研究結(jié)果為深部含緩傾軟弱夾層巷道圍巖非對稱穩(wěn)定控制提供了新思路。

1 工程背景

河南城郊煤礦二水平-840 m西翼軌道大巷賦存巖層與水平方向呈15°左右夾角，地質(zhì)柱狀圖如圖1所示。

圖1 巷道巖性地質(zhì)柱狀圖Fig. 1 Geological histogram of the roadway lithology

巷道斷面為直墻半圓拱形，凈寬4.8 m，凈高4.0 m，斷面沿掘進方向逐漸由二2煤層頂板砂質(zhì)泥巖、中細(xì)粒砂巖向二2煤層及底板泥巖、細(xì)粒砂巖過渡。與巖層相比，二2煤層物理力學(xué)參數(shù)較低，該軌道大巷為典型深部含緩傾軟弱夾層巷道。在距巷道開口位置小于600 m時，軟弱夾層位于巷道底板；距巷道開口600～900 m時，軟弱夾層穿過巷道斷面；而距巷道開口大于900 m時，軟弱夾層位置逐漸上移到巷道頂板上方4～8 m，軟弱夾層厚度為2.35～3.40 m。

巷道圍巖原支護方式采用“錨網(wǎng)索噴+U形鋼棚”對稱支護，其中，錨桿為φ22 mm×2 500 mm、間排距700 mm×700 mm高強螺紋鋼錨桿，托盤規(guī)格為200 mm×200 mm×10 mm；錨索為φ21.6 mm×6 000 mm鋼絞線，托盤規(guī)格為250 mm×250 mm×20 mm；鋼筋網(wǎng)采用φ6.5 mm鋼筋焊制，規(guī)格為70 mm×70 mm；加強支護采用29U型鋼棚，噴射C20標(biāo)號混凝土。在已掘進的1 200 m巷道中，有超過600 m底臌嚴(yán)重，巷道斷面收縮量較大。巷道橫穿煤層地段經(jīng)多次返修都難以控制變形，如圖2所示，嚴(yán)重影響礦井通風(fēng)、運輸及正常生產(chǎn)，亟需進行支護理念與技術(shù)革新。

圖2 巷道圍巖局部地段非對稱變形Fig. 2 Asymmetric deformation of some sections of the roadway surrounding rock mass

2 深部緩傾軟弱夾層圍巖變形演化

2.1 試驗系統(tǒng)與數(shù)據(jù)采集方法

為了探索深部含緩傾軟弱夾層巷道圍巖結(jié)構(gòu)失穩(wěn)全過程，揭示其變形特征、松動圈發(fā)育、應(yīng)力演化及失穩(wěn)致災(zāi)機理，采用自主研發(fā)的巷道圍巖變形破壞結(jié)構(gòu)失穩(wěn)全過程試驗裝置[3]，如圖3所示。

圖3 深部地下工程結(jié)構(gòu)失穩(wěn)全過程模擬試驗系統(tǒng)Fig. 3 Whole process test system for structural instability of deep underground engineering

該系統(tǒng)先進性主要有以下3個方面：① 能獲得不同支護結(jié)構(gòu)參數(shù)條件下荷載-位移全過程特性曲線；② 實現(xiàn)三向五面梯度應(yīng)力加載可真實模擬深部地應(yīng)力圍巖狀態(tài)；③ 與過去試驗裝置相比，實現(xiàn)了研究不同支護結(jié)構(gòu)的承載力問題，為定量評價圍巖穩(wěn)定控制技術(shù)提供了依據(jù)。

系統(tǒng)允許模型尺寸為1.2 m×1.2 m×0.3 m，主要構(gòu)件包括：設(shè)備基座、環(huán)向承載框架、環(huán)向加載系統(tǒng)、前后承載框架及拉桿、模型制作裝置、模型就位系統(tǒng)和硐室開挖支護系統(tǒng)。設(shè)備在模型寬度和高度2個方向可獨立控制加載，最大加載能力為10 MPa，頂部油缸分為5路獨立控制，采用壓力和位移雙模控制方式加載，位移控制精度為0.01 mm。

模型澆筑過程中，參考以往學(xué)者在地質(zhì)力學(xué)模型試驗中的研究經(jīng)驗[17-18]，采用埋設(shè)粘貼有應(yīng)變花的應(yīng)變磚單元對圍巖內(nèi)部變形進行監(jiān)測，應(yīng)變磚采用邊長20 mm并與模型材料配比相同的立方塊體作為母體，應(yīng)變片型號為BX120-3AA并通過氯丁膠類柔性劑與應(yīng)變磚粘貼，采用TST3827靜態(tài)信號測試分析系統(tǒng)對應(yīng)變數(shù)據(jù)實時采集，最高頻率為200 Hz。

試驗過程中采用YHD-30B型位移傳感器對巷道頂?shù)装迨諗孔冃芜M行監(jiān)測，位移量程為30 mm；采用自主研發(fā)的數(shù)字照相位移監(jiān)測系統(tǒng)實時捕捉巷道圍巖變形破壞全過程，分析兩幫絕對位移與收斂變形、頂部下沉與底臌絕對位移量。采用“一發(fā)一收”雙探頭超聲波探測儀獲得試驗前后模型的超聲波速變化，如圖4所示。

圖4 雙探頭超聲波數(shù)字探測系統(tǒng)Fig. 4 Double probe ultrasonic digital flaw detector

對試驗結(jié)果進行對比分析，最終確定圍巖松動圈大小與形狀。

2.2 相似材料及相似參數(shù)的確定

幾何相似比綜合考慮原型巷道斷面形狀和尺寸、地質(zhì)狀況、開挖影響半徑以及實際模型試驗系統(tǒng)尺寸，經(jīng)過綜合計算評估后選定試驗幾何相似比CL＝20。選取經(jīng)過2 mm級篩分后的河砂、C32.5普通硅酸鹽水泥、石膏和水按照一定比例配制混合料模擬巷道圍巖與軟弱夾層。為了揭示軌道大巷掘進過程中軟弱夾層( 煤層 )位置變化對圍巖變形破裂演化與非對稱穩(wěn)定性控制的影響，同時圍巖地質(zhì)力學(xué)參數(shù)測試結(jié)果表明巷道頂?shù)装迳百|(zhì)泥巖強度與變形特征吻合較好，因此試驗過程中采用同一種相似材料模擬除去軟弱夾層之外的巷道圍巖。

巷道圍巖實際平均容重γp＝28.2 kN/m3，相似材料平均容重γm＝16.4 kN/m3，因此容重相似比Cγ＝γp/γm＝1.72，強度相似比CR＝CγCL＝34.4。通過對比大量不同配比相似材料物理力學(xué)試驗結(jié)果，最終選用質(zhì)量配比河砂∶水泥∶石膏＝10∶1∶1的相似材料模擬砂質(zhì)泥巖，選用質(zhì)量配比河砂∶水泥∶石膏＝100∶7∶1的材料模擬煤層。實際砂質(zhì)泥巖單軸抗壓強度、抗拉強度、彈性模量與黏聚力分別為38.18 MPa，3.44 MPa，14.79 GPa與4.47 MPa；煤的單軸抗壓強度、抗拉強度、彈性模量與黏聚力分別為14.45 MPa，1.38 MPa，2.06 GPa與2.41 MPa。具體相似材料物理力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 相似材料力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of the similar materials

依據(jù)相似準(zhǔn)則選取彈性模量0.64 GPa，直徑1.50 mm、長度125 mm的焊錫絲作為錨桿相似材料，其屈服強度為0.40 MPa，延伸率為25%；錨桿托盤采用10 mm×10 mm×1.5 mm的正方形鋁片模擬；選取直徑1.00 mm，長度300 mm細(xì)鐵絲模擬錨索，其彈性模量為120 GPa，屈服強度為260 MPa，延伸率為16%；選取厚度2.0 mm、寬度5.0 mm鋁片作為U型支架相似材料，其抗拉強度為120 MPa，伸長率為10%。模型澆筑過程中，參考其他學(xué)者[19]的研究經(jīng)驗，錨桿索布置采用預(yù)埋方式，U型鋼架在開挖后進行組裝。

根據(jù)地應(yīng)力實測結(jié)果，城郊礦二水平垂直應(yīng)力σv=22.68 MPa，最大水平主應(yīng)力σh=25.97 MPa，最大水平主應(yīng)力與垂直應(yīng)力的比值為1.14。由此計算模型邊界初始垂直應(yīng)力為0.66 MPa，水平應(yīng)力為0.75 MPa。

2.3 試驗方案與模型澆筑

依托城郊煤礦二水平-840 m西翼軌道大巷工程背景，試驗研究含15°緩傾軟弱夾層巷道圍巖非對稱變形演化、松動圈發(fā)育特征及支護結(jié)構(gòu)與圍巖相互作用機理。模型設(shè)計軟弱夾層厚度為5 cm，分別位于巷道頂板與底板位置，如圖5所示。依據(jù)巷道圍巖現(xiàn)場原支護方案，錨桿與錨索對稱布置，模型共布置15根錨桿和5根錨索并設(shè)置U型鋼架支護，此外試驗澆筑2臺無支護模型作為對比組。

圖5 含軟弱夾層巷道模型試驗方案Fig. 5 Model test schemes of the roadway surrounding rock mass with a weak interlayer

模型澆筑過程中，首先按照配比制備砂質(zhì)泥巖與軟弱夾層相似材料，為防止分層，模型澆筑連續(xù)進行。為了保證巷道圍巖支護結(jié)構(gòu)按照設(shè)計布設(shè)，采用高強泡沫材料作為錨桿和錨索的固定裝置，并與巷道模型同步澆筑成型( 圖6( a )，( b ) )。為了揭示巷道圍巖應(yīng)力場演化，垂直巷道頂板、底板及左幫位置向深部圍巖各埋設(shè)4個應(yīng)變磚，距離巷道最近3 cm，間距依次為5，8和12 cm。

圖6 模型試樣澆筑及安裝流程Fig. 6 Casting and installation process of the model

模型澆筑完成3 d后拆模，養(yǎng)護14 d后平整表面并進行超聲波測試。為減小試驗數(shù)據(jù)離散性，每臺模型從澆筑到試驗時間平均為20 d。模型起吊、安裝完成后( 圖6( c )，( d ) )，首先采用梯度加載方式對模型施加相似初始應(yīng)力邊界，垂直方向與水平方向荷載同步施加，每級加載梯度分別為20 kN和36 kN，施加時間均為800 s，每級梯度加載后穩(wěn)壓400 s，豎向荷載和水平荷載分別加載至80 kN和108 kN。然后進行巷道開挖，開挖一次完成，開挖后穩(wěn)壓30 min并安裝豎向位移傳感器( 圖6( e )，( f ) )。最后，保持水平應(yīng)力邊界恒定，豎向采用荷載控制加載直至巷道圍巖失穩(wěn)破壞( 速率為20 N/s )，加載過程中，同步捕捉巷道圍巖位移場與應(yīng)力場演化特征，試驗結(jié)束后對圍巖裂紋發(fā)育及超聲波速進行統(tǒng)計分析( 圖6( g )，( h ) )。

2.4 試驗結(jié)果與分析

( 1 ) 圍巖應(yīng)力場演化特征

開挖卸荷階段，軟弱夾層位于巷道頂板及底板位置時，支護與未支護巷道圍巖應(yīng)力釋放特征如圖7所示，試驗分別監(jiān)測了巷道頂板、左幫和底板3個方向( 徑( j )、切( q )、軸( z )向 )的4個測點，應(yīng)力釋放率指開挖前后圍巖應(yīng)力差與開挖前應(yīng)力之比。

圖7 開挖卸荷階段巷道圍巖應(yīng)力釋放率Fig. 7 Stress release rate of the roadway surrounding rock during the excavation unloading stage

未支護時，當(dāng)軟弱夾層位于巷道頂板，開挖對頂板和左幫圍巖1號、2號測點應(yīng)力影響較為顯著，其中頂板1號測點徑向應(yīng)力、2號測點切向應(yīng)力、左幫2號測點切向應(yīng)力的釋放率均達到100%；支護后，頂板圍巖1～3號測點的3個應(yīng)力釋放率平均下降約40%，60%和50%；而當(dāng)軟弱夾層位于巷道底板，開挖對底板1號測點的徑向應(yīng)力影響最為顯著，其他位置應(yīng)力變化對開挖敏感性相對較低。底板1～3號測點的3個方向應(yīng)力釋放率平均下降約35%，50%和60%；試驗結(jié)果表明支護作用對軟弱夾層上下邊緣處的2號和3號測點止裂效果更為顯著，可以限制破裂區(qū)的進一步發(fā)育，同時降低圍巖各部位承載能力的差異性，破裂損傷區(qū)趨于均勻化。

加載至失穩(wěn)破壞，圍巖應(yīng)力釋放率變化特征如圖8所示。未支護時，對于軟弱夾層位于巷道頂板，頂板和左幫1～3號測點的切向和徑向應(yīng)力釋放率均超過80%，表明圍巖深度16 cm位置已變形破裂，但未發(fā)展至4號測點；支護后，3號測點應(yīng)力釋放率均小于60%，表明圍巖仍具有一定的承載能力，頂板和左幫圍巖破裂區(qū)厚度為8～16 cm，支護阻力對頂板和幫部圍巖損傷破裂具有一定抑制作用。底板圍巖2號測點徑向和切向應(yīng)力釋放率趨于100%，而3號測點徑向和切向應(yīng)力釋放率均小于40%，表明支護對底板破裂區(qū)發(fā)育的抑制作用并不顯著。

圖8 加載階段巷道圍巖應(yīng)力釋放率Fig. 8 Stress release rate of the roadway surrounding rock during the loading stage

當(dāng)軟弱夾層位于巷道底板，未支護時，頂板和左幫1號、2號測點的切向和徑向應(yīng)力釋放率均達到100%，表明8 cm深度圍巖已產(chǎn)生破裂區(qū)；底板3號測點的應(yīng)力釋放率達到100%，底板圍巖松動圈已發(fā)展至16 cm深度圍巖。支護后，頂板和幫部2號測點應(yīng)力釋放率雖然降低，但仍超過80%，表明圍巖松動圈仍發(fā)育至8 cm深度，厚度無明顯減小。底板圍巖2號測點應(yīng)力釋放率達到80%，而3號測點應(yīng)力釋放率小于60%，表明底板松動圈為8～16 cm，支護作用限制了圍巖損傷破裂區(qū)的發(fā)展。

由以上分析可知，對于差異性明顯的含軟弱夾層非均質(zhì)性巖體，采用非對稱加強支護后巷道圍巖各部位承載能力增加且差異性有所減小，各位置圍巖損傷破裂區(qū)厚度趨于一致。

( 2 ) 圍巖位移場演化特征

圖9，10表示支護前后巷道圍巖加載至結(jié)構(gòu)失穩(wěn)破壞全過程圍巖位移場演化，以軟弱夾層位于巷道底板為例進行分析。

圖9 巷道破壞后圍巖位移云圖( 軟弱夾層位于底板 )Fig. 9 Displacement nephogram of surrounding rock after complete failure ( weak interlayer is located at floor )

未支護時，初始荷載作用下巷道圍巖自承載能力較好，無明顯破壞；加載至138 kN時，巷道拱肩出現(xiàn)掉渣現(xiàn)象，頂板和底板徑向位移并不明顯；加載至162 kN時，頂板整體下沉，拱頂最大位移約22 mm，幫部片狀剝落現(xiàn)象顯著；加載至170 kN時，頂板豎向位移約25 mm，拱肩出現(xiàn)片幫冒落，幫部圍巖徑向位移約為6 mm；加載至178 kN時，頂板整體下沉約32 mm，幫部徑向位移約15 mm，底板出現(xiàn)底臌現(xiàn)象，圍巖變形呈現(xiàn)明顯的非對稱性，如圖9( a )所示。

支護后，加載至240 kN時，拱頂下沉明顯，最大位移約7.7 mm，兩側(cè)拱肩徑向移動顯著，幫部出現(xiàn)剝落現(xiàn)象；加載至250 kN時，拱頂和兩側(cè)拱肩圍巖徑向變形繼續(xù)增加，右側(cè)直墻出現(xiàn)剪切破壞；加載至260 kN時，頂板整體下沉，豎向位移約12.5 mm，拱肩片幫冒落顯著；加載至270 kN時，巷道完全破壞，拱頂圍巖下沉約26 mm，幫部徑向位移約13 mm，底臌約7 mm，圍巖各部位變形差異性有所降低，如圖9( b )所示。

由圖10( a )可知，未支護時，巷道圍巖頂板變形整體經(jīng)歷線性下沉→加速下沉→瞬時下沉，直至發(fā)生冒落失穩(wěn)圍巖喪失承載能力。對于幫部和底板，其徑向位移受荷載增加的敏感性相對較低，當(dāng)荷載增加至175 kN，由于左幫圍巖出現(xiàn)片幫，徑向位移逐漸增加，右?guī)秃偷装鍑鷰r徑向位移增速約為0.21 mm/s，底臌現(xiàn)象趨于顯著。

由圖10( b )可知，對于支護后巷道，當(dāng)荷載由140 kN增加至195 kN，頂板下沉呈近似線性變化；隨著荷載繼續(xù)增加，頂板豎向位移呈非線性增加趨勢，該過程為支護與圍巖形成的錨固結(jié)構(gòu)破壞階段；之后伴隨拱頂圍巖瞬間整體下沉，巷道喪失承載能力。幫部和底板位移對荷載的敏感性遠(yuǎn)低于頂板，且?guī)筒繌较蛭灰频碾x散性有所減小，這是由于支護阻力提高了圍巖整體剛度和強度、支護結(jié)構(gòu)和圍巖協(xié)同承載能力增強導(dǎo)致的。

圖10 巷道圍巖徑向位移演化( 軟弱夾層位于底板 )Fig. 10 Radial displacement evolution of the roadway during loading ( weak interlayer is located at floor )

由以上分析可知，松動圈形成過程中巷道圍巖破裂形式主要以頂板下沉和幫部破裂剝落為主，巷道頂板變形對荷載的敏感性較大。左幫圍巖剪切損傷范圍和程度大于右?guī)?，底板出現(xiàn)貫穿軟弱夾層的裂縫，底臌明顯，圍巖整體表現(xiàn)顯著的非對稱變形特征。支護后巷道圍巖承載能力明顯增強，徑向位移增速有所降低，除頂板整體下沉量較大外，兩幫變形逐漸趨于一致。

( 3 ) 圍巖破壞形態(tài)與超聲波速特征

開挖卸荷誘發(fā)損傷區(qū)裂紋發(fā)育導(dǎo)致圍巖超聲波速降低[20-21]，試驗中對巷道圍巖向深度方向的波速進行測試，并將聲波發(fā)生突變的位置定義為松動圈厚度邊界值，以此反映圍巖破裂特征及松動圈演化規(guī)律。

軟弱夾層位于巷道頂板時，圍巖失穩(wěn)破壞前后超聲波速及破壞特征如圖11( a )，( b )所示，共設(shè)置4條測線，分別垂直于軟弱夾層( 1號 )、垂直右?guī)? 2號 )、垂直底板( 3號 )及左側(cè)底角位置斜向下45°方向( 4號 )，結(jié)果表明：未支護時，開挖前，4條測線波速在2.0 km/s附近波動。圍巖失穩(wěn)破壞后，頂板1號測線的松動圈厚度最大，在25 cm左右；幫部次之，約13 cm；底板和邊角松動圈厚度最小，約11 cm，測試結(jié)果與依據(jù)圍巖應(yīng)力場確定的松動圈范圍較為吻合，如圖11( a )中紅色虛線所示。由于軟弱夾層的存在，巷道圍巖出現(xiàn)偏壓現(xiàn)象，左幫及頂板圍巖破壞較為嚴(yán)重。

圖11( b )為支護后巷道圍巖超聲波特征及破壞形態(tài)。加載前，4條測線波速在2.5 km/s上下波動，與支護前圍巖相比明顯增大，這是由錨桿索加固后圍巖密實性、整體性和強度增加導(dǎo)致的。軟弱夾層區(qū)域波速( 1.9 km/s )與支護前( 1.6 km/s )相比增加了18.75%。圍巖失穩(wěn)破壞后，1～4號測線的松動圈厚度分別為12.5，9，8和10 cm，與支護前相比分別減小了50%，30.77%，27.27%和9.09%。

圖11 巷道圍巖破壞形態(tài)及超聲波速特征Fig. 11 Failure forms and ultrasonic velocity characteristics of the roadway surrounding rock

由上述分析可知，支護作用對軟弱夾層附近區(qū)域圍巖松動圈影響較大，而對遠(yuǎn)離軟弱夾層區(qū)域影響較小。同時，由于支護后巷道圍巖各部位承載能力差異性減小，松動圈厚度大小趨于一致。由于頂板軟弱夾層經(jīng)加固后整體性增強，其破壞形態(tài)由碎脹破壞向整體剪切滑移破壞轉(zhuǎn)化。

圖11( c )，( d )為軟弱夾層位于巷道底板時圍巖破壞形態(tài)與超聲波特征，4條測線分別垂直右?guī)? 1號 )、垂直軟弱夾層( 2號 )、垂直底板( 3號 )和左側(cè)底角斜向下45°方向( 4號 )。未支護時，開挖前巷道圍巖超聲波速在2.1 km/s左右，無明顯離散現(xiàn)象。圍巖破壞后，由于軟弱夾層位置容易出現(xiàn)應(yīng)力集中，巷道底板及左幫破壞范圍較大，1號測線松動圈厚度最小，約為9 cm；4號測線松動圈厚度最大，約為30 cm；松動圈整體呈現(xiàn)左幫大于右?guī)?、底板大于頂板的特征，與通過圖8( a )獲得的松動圈發(fā)育特征吻合較好。

支護后，加載前圍巖波速在2.7 km/s左右，4號測線波速呈現(xiàn)明顯離散性；失穩(wěn)破壞后，1～4號測線的松動圈厚度分別為7.5，11，11和1.5 cm，與未支護相比分別減小了16.67%，21.43%，12%和75%?？梢姡?dāng)軟弱夾層位于巷道底板時，錨桿索支護對左幫圍巖的加固效果最好，同時支護作用導(dǎo)致巷道圍巖各部位松動圈差異性明顯降低，松動圈形狀趨于均勻化。

由上述分析可知，緩傾軟弱夾層位置對巷道圍巖松動圈發(fā)育及變形破壞模式具有重要影響。對于未支護巷道，發(fā)生完全破壞時，層狀巖體圍巖破壞模式以剪斷破壞為主，兩幫位移和松動圈均較頂?shù)撞看?，巷道頂部以離層和彎曲變形為主，幫部以擠壓拉伸和滑移變形為主。支護前巷道的失穩(wěn)表現(xiàn)為頂板大幅整體下沉，片幫和大面積冒頂，深部圍巖分布大量近似與巷道相切的剪切滑移裂紋，如圖12( a )所示。

圖12 巷道圍巖最終破壞特征Fig. 12 Ultimate failure characteristics of the roadway surrounding rock mass

支護后，圍巖整體承載能力有所提高，完全破壞時，與軟弱夾層位于頂板相比，軟弱夾層位于底板時巷道圍巖破壞荷載增加了3.85%，支護作用對軟弱夾層位于底板圍巖更為顯著，巷道最終破壞形態(tài)與支護前巷道圍巖相比發(fā)生明顯變化，支護前圍巖以碎脹變形為主，支護后巷道圍巖整體性較好，以錨固體整體位移為變形特征。支護后巷道片幫和大面積冒頂現(xiàn)象消失，僅表現(xiàn)為頂板大幅整體下沉與支架折斷，淺部圍巖表面分布有拉伸裂紋以及深部分布大量近似與巷道相切的剪切滑移跡線，如圖12( b )所示。

3 含軟弱夾層圍巖非對稱協(xié)同支護

3.1 全斷面等強支護原理及設(shè)計方法

協(xié)同支護是指巷道圍巖與支護相互作用過程中，包括工程地質(zhì)環(huán)境、圍巖與支護體的協(xié)同效應(yīng)，錨桿、錨索與錨注等不同支護結(jié)構(gòu)間的協(xié)調(diào)效應(yīng)以及同一支護結(jié)構(gòu)不同元件、不同參數(shù)等方面的相互匹配。協(xié)同支護的目標(biāo)是使巷道由開挖后的局部或全斷面的不穩(wěn)定圍巖結(jié)構(gòu)趨于形成新的整體穩(wěn)定結(jié)構(gòu)。

軟弱夾層作為圍巖系統(tǒng)的薄弱環(huán)節(jié)，在受力過程中首先破壞，使圍巖承載圈出現(xiàn)“缺口”而無法閉合成環(huán)。此外，開挖卸荷過程中，因不同巖性圍巖強度不同而產(chǎn)生不同變形。以往常規(guī)全斷面等強對稱支護形式會造成局部支護體與軟硬巖層圍巖在強度與剛度等力學(xué)特性方面的不協(xié)調(diào)，使得軟弱夾層首先產(chǎn)生變形破壞，繼而誘發(fā)圍巖整體結(jié)構(gòu)破壞失穩(wěn)。因此，通過對局部軟弱夾層位置進行非對稱加強支護，使其強度接近或達到其他部位斷面圍巖強度，從而使巷道全斷面圍巖和支護結(jié)構(gòu)產(chǎn)生等強協(xié)同支護效應(yīng)。

3.2 非對稱差異化支護作用分析

為了分析上述模型試驗非對稱差異化支護作用對含軟弱夾層巷道圍巖變形破壞的適應(yīng)性，依據(jù)表1宏觀相似材料力學(xué)參數(shù)，采用PFC2D離散元數(shù)值計算方法對支護前后巷道圍巖位移場分布特征進行模擬分析，如圖13所示。

圖13 巷道圍巖位移場分布Fig. 13 Displacement field distribution of roadway surrounding rock

由圖13( a )，( b )可知：無支護時，巷道圍巖呈現(xiàn)明顯的非對稱變形特征，圍巖塑性區(qū)大小和分布與試驗結(jié)果吻合較好。當(dāng)軟弱夾層位于頂板，圍巖失穩(wěn)破壞表現(xiàn)為頂板冒落、底角剪切滑移與底臌變形，由于軟弱夾層的存在，右側(cè)拱肩圍巖內(nèi)擠變形更為嚴(yán)重；當(dāng)軟弱夾層位于底板，底臌變形破裂區(qū)發(fā)展至軟弱夾層位置，且右側(cè)底角圍巖變形更為嚴(yán)重。

由圖13( c )，( d )可知：支護后，圍巖變形顯著降低，由于支護結(jié)構(gòu)與圍巖協(xié)同承載，形成壓力拱結(jié)構(gòu)效應(yīng)，應(yīng)力作用下巷道圍巖變形向深部轉(zhuǎn)移；此外，圍巖位移場分布較為均勻，損傷破裂區(qū)厚度趨于一致。值得注意的是，當(dāng)軟弱夾層位于底板，左側(cè)底板位置由于無支護作用呈現(xiàn)輕微底臌現(xiàn)象。可見，非對稱差異化支護作用能夠優(yōu)化圍巖變形場分布，從而保障含軟弱夾層巷道圍巖的穩(wěn)定性。

4 工業(yè)性試驗

根據(jù)上述研究結(jié)果，結(jié)合現(xiàn)場工程實際，對支護參數(shù)進行優(yōu)化，主要采用適應(yīng)于緩傾夾層巖體的非對稱支護方案，重點針對拱肩和底角位置。以城郊煤礦二水平-840 m西翼軌道大巷為背景，工業(yè)性試驗段設(shè)置在距巷道開口600～900 m處，此處軟弱夾層厚度為2.35～3.40 m，并以15°方向穿過巷道斷面。

巷道圍巖采用“高強高預(yù)緊力錨桿+注漿錨索+普通高強錨索+鋼筋網(wǎng)+噴射混凝土”協(xié)同支護，其中，錨桿為φ22 mm×2 600 mm、預(yù)緊力60 kN高強螺紋鋼錨桿，間排距為900 mm×900 mm；注漿錨索為φ21.6 mm×4 000 mm、預(yù)緊力為120 kN、間排距為1 600 mm×2 700 mm；普 通 錨 索 為φ21.6 mm×7 000 mm、預(yù)緊力為180 kN、間排距為1 600 mm×2 700 mm；鋼筋網(wǎng)采用2道φ2.2 mm扎絲“波浪形”連接。此外，針對由軟弱夾層引起的巷道圍巖非對稱變形破壞，在拱肩、底角和底板位置處增加錨桿索補強支護，具體如圖14所示。

圖14 巷道圍巖非對稱協(xié)同支護設(shè)計Fig. 14 Asymmetric cooperative support design of the roadway surrounding rock mass

支護完成后，對巷道圍巖收斂變形、錨桿與錨索軸力等進行7個月左右的持續(xù)監(jiān)測，其中1號和2號監(jiān)測斷面分別位于巷道里程770 m和920 m位置，結(jié)果如圖15，16所示。

圖15 巷道圍巖變形曲線Fig. 15 Roadway deformation curves with time

由圖15，16可知：

( 1 ) 右?guī)臀灰拼笥谧髱臀灰疲€(wěn)定在110 mm和78 mm左右，巷道圍巖呈現(xiàn)水平不對稱變形特征；底臌大于拱頂下沉量，圍巖垂直方向收斂以底臌為主，約占58%；隨著時間增加，位移呈現(xiàn)“快速增加→穩(wěn)定增加→基本穩(wěn)定”的變化趨勢，在3個月左右位移呈現(xiàn)基本穩(wěn)定狀態(tài)。

圖16 錨桿與錨索軸力監(jiān)測Fig. 16 Axial force measurement of the bolts and cables

( 2 ) 1號監(jiān)測斷面錨桿索按照初始預(yù)緊力安裝完成( 8月15日 )后，首先經(jīng)歷3～5 d的軸力松弛期，這是錨桿索構(gòu)件與圍巖間應(yīng)力調(diào)整導(dǎo)致的；應(yīng)力調(diào)整后，錨桿索軸力均經(jīng)歷一個快速增加的過程，持續(xù)時間35～40 d，隨后進入20 d左右的穩(wěn)定增長期。穩(wěn)定狀態(tài)下，左右兩幫錨桿軸力均維持在110 kN左右，右?guī)湾^索最終穩(wěn)定在160 kN左右。

( 3 ) 2號監(jiān)測斷面( 10月26日錨桿安裝完成 )右?guī)陀捎诼?lián)絡(luò)巷與回風(fēng)大巷貫通，導(dǎo)致該處應(yīng)力集中、錨桿軸力增大，并且右?guī)兔黠@大于左幫。隨著聯(lián)絡(luò)巷逐漸遠(yuǎn)離交岔點，錨桿荷載逐漸恢復(fù)平衡，但交岔點效應(yīng)導(dǎo)致錨桿荷載及左右?guī)秃奢d差均明顯大于1號監(jiān)測斷面。

在掘進并支護后40 d和18個月，巷道圍巖支護效果如圖17所示。整體上，巷道圍巖未發(fā)生明顯變形、拱肩裂縫、幫部開裂或者底臌現(xiàn)象。在優(yōu)化支護方式作用下，含緩傾軟弱夾層巷道圍巖變形量在可控范圍之內(nèi)，穩(wěn)定性良好。

圖17 巷道圍巖非對稱支護效果Fig. 17 Asymmetric support effect of the roadway surrounding rock mass

5 結(jié) 論

( 1 ) 根據(jù)模型試驗，巷道從開挖卸荷到失穩(wěn)破壞全過程，圍巖應(yīng)力釋放率向深部逐漸減小。當(dāng)軟弱夾層位于巷道頂板，未支護時頂板和幫部圍巖破裂區(qū)發(fā)育速度較大，圍巖深度16 cm位置產(chǎn)生松動圈，頂板下沉，片幫嚴(yán)重；支護后頂板圍巖應(yīng)力釋放率下降了40%～60%。當(dāng)軟弱夾層位于巷道底板，未支護時底板圍巖松動圈發(fā)育至16 cm深度，支護后底板應(yīng)力釋放率下降了35%～60%。支護作用有效抑制了圍巖損傷破裂區(qū)的發(fā)展。

( 2 ) 軟弱夾層導(dǎo)致未支護巷道圍巖變形呈明顯非對稱性，而支護作用提高了圍巖整體剛度和強度，圍巖徑向位移增速顯著降低，而超聲波速明顯增大；將波速突變位置定義為松動圈厚度，圍巖失穩(wěn)破壞后，軟弱夾層位于巷道頂板和底板時，松動圈厚度分別減小了9.09%～50.00%和12.00%～75.00%。支護作用對軟弱夾層附近區(qū)域松動圈影響較大，且支護后圍巖各部位松動圈非對稱性明顯降低，形狀趨于均勻化。未支護含軟弱夾層巷道圍巖呈現(xiàn)頂板離層和彎曲變形、幫部擠壓拉伸和底臌變形，而非對稱支護結(jié)構(gòu)由于與圍巖協(xié)同承載形成壓力拱結(jié)構(gòu)效應(yīng)，圍巖變形向深部轉(zhuǎn)移且損傷破裂區(qū)厚度趨于一致。

( 3 ) 提出了城郊煤礦二水平-840 m西翼軌道大巷“高強高預(yù)緊力錨桿+注漿錨索+關(guān)鍵部位補強支護”非對稱協(xié)同支護方案，巷道圍巖變形隨支護時間呈現(xiàn)“快速增加→穩(wěn)定增加→基本穩(wěn)定”的趨勢，支護效果良好。