反井锚喷支护立井围岩稳定性分析

荆国业，尹 俊，韩 博，刘文敬

(1.煤炭科学研究总院，北京 100013；2.北京中煤矿山工程有限公司，北京 100013)

随着我国经济进入高质量发展阶段，经济战略实施对煤炭资源的需求与日俱增，这使得地下空间理论和施工技术得到较好的发展和完善[1-4]。立井是矿山的咽喉，目前立井支护施工仍离不开人工操作，随着立井开拓和施工技术的深入发展，深部基岩的复杂应力环境带来的安全问题也越发突出。因此，合理可靠的分析研究方法对改善围岩稳定性问题和优化立井支护工艺有着重要意义。

反井钻进是一种由下向上掘进立井或斜井的施工方法[5-7]，适用于在岩性胶结程度高、整体性较好的岩层进行快速掘进。自1962年美国制成第一台反井钻机以来，反井钻机和钻进工艺发展迅速，现已实现600 m钻进深度和5.3 m大直径钻进[8]，大直径反井施工工艺[6]包括：导孔钻进、扩孔钻进、井筒刷大和井筒支护。在支护阶段，多用锚喷(锚杆+网片+喷射混凝土)进行临时或永久支护，能有效防止井壁岩体松动冒落，限制围岩的变形发展，改善井壁结构的应力分布。

当前，锚喷支护已被大量井巷工程[9-13]采用，但反井支护中使用的锚喷支护方法主要是基于工程经验和类比，可能存在支护设计过于保守、安全系数过高的问题。为避免此类问题，可采用数值分析方法进行理论分析，验算设计的合理可靠性，指导工程施工[14-19]。

反井由于工法的特殊性，穿越的地层多样且围岩强度差距大，单纯按照经验施工则难以保证工程安全和实现成本可控。因此，采用数值分析方法对反井锚喷支护体系进行分析评价，可在理论层面弥补经验类比设计的不足，验算和提升设计的可靠性。本研究依托安平煤业矿区回风立井工程，对开挖后的围岩自稳定、锚喷支护效果进行分析，从而改良支护方案。通过与现场监测结果的对比，验证了数值分析的可靠性。

1 工程概况

安平煤业位于山阴县城西北约35 km处，地表大面积被第四系黄土覆盖，仅在沟谷中有少面积基岩出露，出露地层为二叠系下统下石盒子组、山西组、石炭系上统太原组、中统本溪组。二盘区将接续一盘区采掘，根据矿井通风系统存在的问题，矿井目前存在井筒通风能力不足，二盘区回采区域通风线路长，负压大等问题，需新增一个后期回风井以解决矿井通风问题。此后期回风立井位于主井工业场地，净直径5 m，净断面面积19.63 m2。井口标高为+1569.919 m，井底标高为+1425.500 m，垂深143 m。井筒内装备封闭式梯子间，担负矿井回风任务兼做安全出口。回风立井工程采用反井钻机钻井法，扩孔直径5.3 m。表土及风化基岩段约8 m，采用钢筋混凝土井壁支护，基岩段井壁采用锚喷挂网支护，喷层厚度150 mm，最终形成表土及风化基岩段净径5.3 m、基岩段净径5.0 m的井筒，井筒支护断面如图1所示。井筒穿越的岩层以泥岩、砂岩为主，井筒穿越的部分岩性断面如图2所示，随着深度增加，围岩强度呈上升趋势，井筒地质构造复杂程度属简单类型。

图1 井筒支护断面(mm)

图2 部分断面岩性分布

2 计算参数及有限元模型

2.1 支护参数

根据工程地质勘察报告和现场初步施工方案，确定各层围岩和拟使用支护结构的物理力学参数见表1，为简化计算，根据现场勘察报告将拟研究地层分为三层。竖井直径5.3 m，开挖后采用∅22高强度螺纹钢锚杆进行初支，L=2400 mm，立井全长支护，间排距为800 mm×800 mm，每排布置20根锚杆并采用“梅花”型布设，进行岩面整形后挂网喷射150 mm厚的C20混凝土形成内径为5 m的整体支护结构。

表1 岩体及支护材料物理力学参数

2.2 有限元模型

2.2.1 模型参数及边界条件

竖井开挖成孔后，周围岩土体中应力受到扰动，并在圆孔附近一定区域内形成应力集中。为使应力集中区域不受边界范围影响，工程数值模拟一般取竖井直径的5～6倍作为水平方向尺寸[17]。本次计算模型中取x和y向各30 m，深度方向z为135 m。为简化计算采用1/4模型，本次模型在四个侧面采用法向约束，底面全约束，顶面为自由面并承受上部8 m深表土荷载。

锚杆加固后的岩体强度按照下式计算[20，21]：

式中，Vt为强度容积系数；T为锚杆拉力，kN；a、b为锚杆水平、垂直间距，m；h为锚杆有效长度，m。

采用岩体抗压强度与弹性模量的转换关系为[22]：

式中，E为岩体弹性模量，GPa；Rc为岩石单轴抗压强度，MPa。

岩体及支护材料物理力学参数见表1。

2.2.2 模型参数及边界条件

采用ANSYS18.0软件进行立体建模计算。岩体采用理想弹塑性破坏准则(Drunker-Prager准则)，混凝土采用Miso本构模型。岩土部分上覆8 m表土采用荷载方式施加，岩土体和混凝土分别采用Solid45和Solid185单元，锚杆采用Link180单元。为充分考虑喷射混凝土和岩面的接触作用和位移协调，在两类材料的接触面设置接触对并赋予摩擦系数，同时在不同材料属性的岩土层之间设置接触单元。模型采用六面体单元进行网格划分，共有节点176956个，单元175150个。

3 围岩自稳定分析

3.1 地应力平衡

实际开挖前，场地早已完成了重力固结，为消除岩土体在重力场下的初始位移和应变，同时保证土层结构间的相互作用力不受影响，必须在开挖前进行地应力平衡。利用ANSYS对本工况进行地应力平衡后的位移与竖向应变数量级均达10-6，应力场在平衡前后保持不变，在此基础上进行下一步分析。

3.2 围岩自稳定分析

模拟开挖过程，将混凝土、内层土体和锚杆单元“杀死”，施加重力荷载和上覆表土荷载，求解后得到围岩在重力场下的位移、应力分布如图3所示。

图3 围岩在重力场下的位移和应力

围岩总体呈上软下硬分布，上部围岩主要为泥岩，埋深较浅且在开挖后变得松散，中部和下部围岩主要由各类砂岩组成，硬度高且呈块状，所以围岩在开挖后受到的应力扰动影响程度为上部围岩强度最低，其次是中部，最小是下部，同一性质岩层从上到下的扰动范围也在减小。

1)位移分布特征。水平位移对称分布，最大为2.92×10-4m，竖向位移最大为8.28×10-5m，结构的总位移由水平位移控制。随着深度增加，距离开挖孔口较远处的围岩总位移呈逐渐减小的趋势。

2)应力分布特征。水平应力对称分布，洞口处围岩各主应力主要为压应力，其绝对值大小随深度增加而上升，同竖向应力均在井底取得最大值，分别为水平向-1.68 MPa、竖向-3.41 MPa(负号表示压应力)。另根据等效塑性应变云图结果可知围岩处于弹性工作状态。

经过以上分析可知，开挖引起的应力释放会造成岩土体产生向着孔口方向的水平位移，在未设支护的情况下，井壁围岩产生一定量的水平位移，总体稳定性较好，在进行支护设计时可适当放松安全系数，但需进一步确定支护体系在各基岩段发挥作用的程度，以指导设计进行支护方案优化。

4 锚喷支护效果分析

4.1 锚喷支护

模拟全断面支护。将支护单元激活参与计算，“杀死”开挖部分的土体单元，荷载施加同上步，求解得到支护后的围岩-锚喷结构体系的位移、应力分布如图4所示。

图4 锚喷支护后围岩位移、应力分布

根据图4(a)、(b)可以看出锚喷支护后的结构位移最值变小。为便于对支护后的围岩位移变化特征进行分析，由浅至深选取6个深度位置，每个深度位置选取2个特征点共12个特征点提取位移数据进行锚喷联合支护效果考核，结果如图5所示。

图5 锚喷支护后特征点位移变化

1)位移变化特征。支护后围岩水平方向位移的变化数据如图5所示，由于地应力在竖向已平衡，支护对结构z向的限制作用极小，故不对其进行分析。与开挖后未设支护对比，锚喷支护对围岩的加固作用主要体现在水平方向的位移上，其位移限制程度最大达51.37%，位于上层较软部分围岩，并且特征点位移的减少程度在同一深度水平方向相近，在深度增加的方向显著降低(最深处达11%～12%)，这是因为深部围岩较浅层刚度大、强度高、自身稳定性好，对支护结构依赖性降低，导致锚杆与锚固剂的作用受限。此外对比特征点结果可知，3、4两个特征点处于同一深度，受开挖扰动较大，需要在支护前后重点考核。

特征点的主应力最值比较如图6所示。由图6可知，锚喷支护主要是通过减小围岩最大主应力(增大绝对值)来改善围岩总体受力情况。围岩结构所受三个主应力的最值在支护前后的变化对比见表2，由于岩石材料抗压与抗拉强度差距较大，破坏主要由拉应力引起，利用第二强度理论进行应力校核[23]，锚喷支护后的围岩材料受力状况得以改良，增加了围岩特别是上部泥岩的安全系数，在实际施工中可以更好避免由于软弱层破坏带来的问题。

表2 支护前后围岩主应力最值比较

图6 锚喷支护后特征点应力变化

锚杆在支护中均承受拉应力，于上部泥岩底达到最大值5.11 MPa，围岩-围岩与围岩-混凝土之间的作用力通过锚杆-锚固剂联合体传递，对应锚杆产生的应变值为0.00255%，未达到其材料承受限值，因此可以选用更加适合本工况的锚杆。

由于水平应力作用和结点位移协调，部分基岩段的混凝土支护产生了塑性区，处于弹塑性工作阶段，但等效塑性应变最大值仅为0.00509%，并未产生裂缝，不足以产生局部破坏导致失稳，若遇应变值较大可通过加厚喷层[19]和调整支护材料参数进行改善。

经过以上分析可知，锚喷支护结构对立井围岩位移和应力场有明显的改善作用，但对不同性质的围岩的支护效果不同，可根据本步分析进行支护方案优化，节省工程成本。综合来看，该支护结构可作为立井围岩的临时支护或永久支护使用。

4.2 支护方案优化

对锚喷支护体系中的“喷层”进行单独的支护分析，模拟仅喷射混凝土进行支护的情况，所得结果如图7所示。在0～-40 m基岩段，特征点3、4处的比重显著降低，经过对比两个特征点的位移变化可知，锚杆对于较软围岩和软弱层的位移突变有很好的限制作用，并且不能被喷射混凝土替代；同一性质的基岩段随着深度增加，混凝土支护比重有较小程度的降低；在围岩性质与混凝土材料性质接近时，比重上升至接近100%，此时锚杆在体系中的作用并不明显，因此可考虑减少或取消该部分布设的锚杆。考虑到上部围岩较软、存在部分软弱层、粘聚力较低的工况，不减少0～-76 m基岩段锚杆；下部围岩等级高，变形模量大，不再布设锚杆。

图7 喷射混凝土支护效果占锚喷支护效果的比重变化

5 现场变形实测

为了进一步观察锚喷支护后结构的支护效果，在井壁支护施工时按照数值模拟方案选取相同数量的断面进行应变和压力测量，采用VWS-15M型应变计和VWE-4型土压力计，在每段支护施工前预埋入围岩，由于支护施工周期短，最快可实现每天支护5～6 m，本工程监测断面的传感器布控在一月内完成。布控完成后持续监测30 d。传感器布置如图8所示，所得数据如图9所示。

图8 传感器布置

图9 现场监测数据

将现场监测结果与数值模拟结果进行比较，发现现场监测的数据较有限元分析结果稍大，曲线变化趋势一致。

分析可知，现场实测位移结果偏大的原因是上部泥岩地层岩性较差，蠕变历程久，并且在开挖后受扰动明显、局部岩体破碎及少量涌水等因素所致，这些因素在有限元分析中未能得到提现和充分考虑。

现场应力数据偏大，是由于锚喷支护体系对围岩有主动支护的作用，且混凝土在达到设计强度期间的温度应力释放也对围岩压力监测结果产生了影响。

6 结 论

1)安平煤业矿区回风立井反井工程在锚喷支护条件下，立井围岩的水平位移改善程度最大可达51.37%，应力场改善则主要体现在围岩最大主应力的减小，将拉应力变为压应力。

2)本工程反井支护的原锚喷方案存在冗余，应根据围岩强度和稳定性进行合理设计，文中采取了减少锚杆布置的措施，在保证支护强度的前提下缩短了支护施工周期、节省了工程成本。

3)数值模拟结果与工程实测数据较为吻合，说明数值模拟方法可为反井支护施工提供理论支撑，指导支护设计，使围岩受力特性更为直观、锚喷支护布置更为合理。