大强煤矿深井软岩马头门支护技术

张晓宇，何满潮，窦世卿

(1.黑龙江科技学院资源与环境工程学院，哈尔滨150027;2.中国矿业大学深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，北京100083)

井筒马头门是井筒与井底车场的连接部分，在矿山井巷工程中占据十分重要的位置，尤其在深井软岩中，处于高应力下的马头门围岩受施工扰动影响，应力集中现象严重，围岩应力超过岩体强度，易引起围岩失稳，进而导致支护结构破坏，给煤矿安全生产带来隐患［1－2］。笔者结合大强煤矿副立井马头门硐室工程，探讨马头门硐室的变形破坏机理，研究支护对策，并通过工业性实验验证所提出的支护技术的有效性与合理性。

1 工程地质概况及数值模拟

1.1 工程概况

大强煤矿位于辽宁省康平县张强镇与内蒙古通辽市科尔沁左翼后旗的交界处，矿井设计产量150万t/a。－890 m水平副立井马头门硐室属于中生界白垩系地层，成岩性质相对较差，片理、层理明显，结构面强度低。围岩岩性以粉砂岩、砂质泥岩为主，普氏系数均小于2，其中，粉砂岩结合力弱、整体强度极低;砂质泥岩含较多的膨胀性黏土矿物，开挖揭露后，极易风化、膨胀，遇水软化、泥化和崩解，因此，硐室围岩具有软弱、松散、膨胀性强的特性。矿井含水形式为孔隙水、微裂隙水，含水层厚度较大，根据现场水文勘测，掘进工作面涌水量可达45 m3/h，对围岩的稳定性极为不利。

1.2 数值模拟

1.2.1 计算模型及材料参数

马头门硐室采用传统的锚网喷+锚索+普通混凝土支护形式。为研究开挖和支护后其围岩的应力、位移、破坏场分布特征，确定影响其变形破坏的主控因素，以马头门工程地质条件为基础，结合硐室的层位空间布置、实际断面形状及大小，采用FLAC3D三维有限差分大变形模拟程序构建三维工程地质力学模型及支护工况模型，如图1、2所示。

图1 工程地质模型Fig.1 Engineering geological model

图2 支护工况模型Fig.2 Support condition model

工程地质模型在MIDAS/GTS软件中生成，通过相关的接口程序将模型导入FLAC3D软件中。模型计算范围:长×宽×高=71 m×50 m×45 m，共划分185 300个单元，193 902个节点。在模型的边界面上施加面力，生成初始应力场，最大限度地与现场实际相吻合，上覆施加20 MPa的荷载，模拟垂直方向应力。材料破坏符合Mohr－Coulomb强度准则，岩石物理力学参数如表1所示。

表1 岩石物理力学参数Table 1 Rock mechanical parameter value

1.2.2 结果分析

在模型中设定四个监测断面，分别为井筒1#断面、2#断面，马头门1#断面和2#断面，监测断面位置如图3所示。

图3 监测断面位置Fig.3 Monitoring sections location

各监测断面位移量随计算时步的变化曲线见图4。从图4可以看出，围岩变形较明显，尤其是马头门与井筒连接的上部变形较大，最大变形量达786 mm。

图4 位移监测曲线Fig.4 Displacement monitoring graph

马头门硐室应力场分布情况如图5所示。由图5可见，水平应力、垂直应力在马头门上部的井筒部位产生应力集中，开挖后，应力集中程度增大，并逐步向马头门井筒下部转移，对硐室的稳定十分不利。

图5 应力场分布Fig.5 Stress field distribution

硐室围岩的塑性区分布如图6所示。从图6可以看出，井筒和马头门两侧巷道开挖，使马头门产生了大面积的破坏单元，表现为底臌严重、顶板下沉剧烈，直至硐室围岩整体失稳破坏。从以上分析可知，采用传统的锚网喷+锚索+普通混凝土支护形式不能有效控制马头门硐室围岩的大变形破坏，必须寻求一条新的有效、可控的支护途径。

图6 塑性区分布Fig.6 Plastic zone distribution

2 破坏机理

根据马头门硐室现场工程地质调查结果及采用传统锚网喷+锚索+普通混凝土支护的数值模拟结果可知，硐室围岩发生变形破坏主要存在围岩膨胀性强、传统支护形式不合理、受构造应力影响大、底板稳定性差几方面原因。

(1)围岩软弱，膨胀性强

马头门硐室围岩中砂质泥岩以泥质成分为主，而砂岩砾石互层的胶结性差、结合力弱、整体强度很低。据室内物理力学实验结果可知，岩石的平均强度低于15 MPa，围岩的自承能力低，自稳时间短，变形大，并具有随时间变化而变形增大的趋势，对硐室的长期稳定不利。围岩X射线衍射测试结果显示，硐室围岩中膨胀性黏土矿物含量较高(蒙脱石和伊/蒙混层矿物含量可达71%)，开挖暴露后，极易风化、软化，使得软弱围岩强度进一步降低。另外，在矿井涌水的作用下，泥质软岩中具有膨胀潜能的黏土矿物急剧膨胀，造成硐室变形量显著增大，稳定性大幅度降低［3］，加上支护体受不均匀的围岩附加膨胀应力作用，最终导致支护失效及硐室失稳。

(2)传统支护形式不合理

由传统支护下的马头门硐室的数值模拟结果可知，锚网喷+锚索+普通混凝土支护形式不能满足硐室稳定性控制的需要，主要是因为:普通锚网的锚固深度有限，主动支护强度不足，因而无法限制围岩产生较大的变形;普通锚网的延伸率比较小，不能适应围岩的大变形，从而导致锚杆断裂、屈服、失效;混凝土为刚性被动支护，刚度很大，可缩性差，要等到围岩发生一定的变形时才发挥其主要的承载力［4］，若变形量较大或浅部岩体存在局部拉剪应力高度集中时，混凝土随即开裂、脱落，造成支护结构失稳。总而言之，围岩与支护没有达到较好的耦合状态，导致硐室不稳定。

(3)受构造应力影响大

马头门硐室所在区域断层较多，受北部辽阳窝堡断隆，南部卧牛石隆起，东部八虎山背斜，西部后新丘背斜的影响，该区内产生多个同沉积的短轴背、向斜构造，呈雁行状排列，同时产生了东西、北西、北东向三组断裂。可以看出，应力受地质构造的影响较大。因此构造应力也是影响破坏的一个主要方面。

(4)底板稳定性差

硐室底板岩层为砂质泥岩，底板时常出现积水，在水岩耦合作用下，底板膨胀臌起、应变软化，次生裂隙增多，导致积水渗入到深部岩体，造成更大范围的底臌。同时，硐室开挖空间大，底板泥质岩层暴露面积大，将加剧底板塑性区的发展。另外，由于硐室帮顶的压力较大，容易在底角部位形成高度剪切应力集中，造成底部岩体剪切塑性滑移，表现出显著的底臌大变形。

3 支护对策及支护方案

3.1 支护对策

根据马头门硐室围岩变形破坏特征及破坏机理，针对其整体稳定性差、变形量大、难支护的特点，结合工程地质力学实际条件，提出恒阻大变形锚网索喷+底角锚杆+柔层桁架耦合支护的力学控制对策。

(1)恒阻大变形卸压锚杆(索)支护

由于马头门硐室围岩膨胀性强、围岩应力大、强度较低，因此，须考虑采用一种既具有较高支护强度、工作阻力，又能产生较大变形的支护结构，以限制围岩初期产生破坏性变形，充分保持原岩强度，控制塑性圈的快速发展，同时，通过支护结构自身的变形适应围岩的大变形，充分释放围岩膨胀能、塑性能，达到卸压的目的。恒阻大变形锚杆(索)较好地融合了这两项功能［5］，当硐室围岩发生大变形时，通过卸压装置可以自动延伸，并且在此变形过程中能保持较高的恒定工作阻力，因此，采用恒阻大变形卸压锚杆(索)进行支护不仅能够吸收围岩能量，而且在围岩大变形条件下仍然具有很好的支护作用以保证巷道的稳定。

(2)柔层桁架支护

柔层桁架支护是在柔性喷层和桁架之间预留一定量的变形间隙，以适应围岩产生的大变形，卸掉过高的非线性膨胀能，同时，在柔层相接时又具有足够的刚度抵抗围岩过大的有害变形，达到围岩与支护变形协调以及让抗结合的目的［6］。

(3)底角锚杆支护

针对马头门硐室底板稳定性差、底臌潜势高的特点，通过打底角锚杆，减弱两底角的应力集中程度，控制底角围岩塑性区的发展，并有效切断来自两侧的高应力塑性滑移线，削弱来自两帮的挤压应力，减小底臌分量，从而保证硐室底板的稳定［7］。

3.2 支护方案

3.2.1 硐室断面形状及支护形式

断面设计形状为直墙半圆拱，掘进断面为6 120 mm×4 560 mm，净断面为4 400 mm×3 700 mm。支护形式为恒阻大变形锚网索喷+底角锚杆+柔层桁架耦合支护，如图7所示。

图7 支护设计断面Fig.7 Support design cross-section

3.2.2 支护材料及参数

支护所用材料有锚杆、锚索、金属网、底角锚杆、混凝土、底拱、金属桁架，具体参数如下:

(1)锚杆采用φ20 mm×2 400 mm恒阻大变形锚杆，间排距800 mm×800 mm，三花布置，预紧力不小于80 kN。

(2)锚索采用φ15.24 mm×8 000 mm恒阻大变形锚索，间排距1 600 mm×1 600 mm，锚索紧跟迎头安装时预紧力为100 kN，滞后迎头安装时预紧力为120 kN。

(3)金属网采用φ6.5 mm钢筋焊接而成，网片尺寸为1 700 mm×900 mm，网格尺寸为100 mm×100 mm。

(4)底角锚杆采用φ43 mm×2 500 mm无缝钢管，内插钢筋并注浆，排距为500 mm。

(5)混凝土初喷厚度60 mm，待围岩变形稳定后，复喷至与钢架接触。支护完成1～2个月后，实施永久支护，永久喷层至覆盖钢架，并保证钢架外保护层厚度为80 mm，浇筑混凝土强度等级C40。

(6)底拱采用浇筑混凝土，初次浇筑厚度为100 mm，永久浇筑至地坪设计高度，浇筑混凝土强度等级C40。

(7)金属桁架材料为12#矿用工字钢，每架支架共分四段，顶拱部支架之间通过夹板连接件用M20×70螺栓连接，墙部支架与底拱部支架之间利用平衡消力接口连接板及M20×70螺栓连接。平衡消力接口连接板材料为A3钢，厚度16 mm，全部连续焊缝，焊缝高度10 mm。

4 工程应用效果

为了验证所提出的新型支护方案的有效性与合理性，在马头门两侧距井筒8 m处各布设一组围岩表面位移观测站，对巷道表面进行位移监测。表面累计位移(s)～时间(t)关系曲线如图8所示。

图8 马头门支护1#、2#测点s～t曲线Fig.81 stand 2ndmeasuring location s～t curves of ingate supporting

从图8a中可以看出，马头门1#测点经过一个月的变形基本趋于平衡，之后由于另一侧马头门巷道开挖扰动的影响，巷道再次发生位移，最后趋于平衡。最终变形量为:顶板下沉量18 mm，两帮收缩量38 mm，底臌量17 mm。从图8b中可以看出，马头门硐室施工后巷道围岩变化较小，35 d左右趋于平衡。最终变形量为:顶板下沉量13 mm，两帮收缩量27 mm，底臌最大值15 mm。

现场监测结果表明，马头门处巷道的顶板下沉量和两帮移近量均不大，底臌量也在允许变形范围之内，且变形受开挖扰动影响较小。可见，采用恒阻大变形锚网索喷+底角锚杆+柔层桁架耦合支护，井筒马头门围岩变形控制效果显著，可推广应用。

5 结论

(1)数值计算结果表明，马头门硐室两帮及其与井筒的连接部位位移较大、应力集中程度较高，采用传统的锚网喷+锚索+普通混凝土支护形式不能有效控制围岩的稳定性。

(2)在深入分析硐室围岩变形破坏机理的基础上，结合工程地质力学实际条件，提出了恒阻大变形锚网索喷+底角锚杆+柔层桁架的耦合支护力学对策。

(3)工程实践表明，新型支护技术有效地控制了深井软岩马头门硐室围岩的大变形破坏，取得了良好的支护效果，具有较大的推广应用价值。

［1］ 姜玉松.煤矿井底车场与井筒连接处破坏的原因分析及对策［J］.山东科技大学学报:自然科学版，2010，29(5):39－43.

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［3］ 何满潮，景海河，孙晓明.软岩工程力学［M］.北京:科学出版社，2001.

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