大松动圈巷道锚杆索支护作用机理及控制技术

Mechanism and control technology of bolt and cable support in large broken zone roadways

摘要

针对唐山矿0294工作面切眼扩巷后围岩松动圈超出锚杆支护范围的问题，基于蝶形塑性区理论，结合数值模拟分析，揭示切眼在掘进与扩巷过程中围岩破坏范围的动态扩展特征；基于松动圈内岩体应力状态，建立锚固体失稳判别准则，阐明岩体承载能力与破碎程度以及应力状态之间的数学关系。研究结果表明：岩块尺寸对锚杆和锚索的承载能力具有重要影响；根据0294工作面切眼掘进及扩巷期间的围岩应力分布规律可知，巷道顶板具有较高的水平应力，且松动圈内岩体仍具备较高的承载能力，据此提出“2.4 m锚杆+6.5 m注浆锚索+10.5 m长锚索”的联合支护方案。研究结论为深部大松动圈巷道锚杆支护提供理论支撑。

Abstract

Aiming at the problem that the loose circle of surrounding rock exceeds the range of bolt support after the open-off cut of 0294 working face in Tangshan Mine, this paper reveals the dynamic expansion characteristics of the surrounding rock failure zone during the excavation and widening. This study utilizes the butterfly plastic zone theory combined with numerical simulation analysis. Based on the stress state of rock mass in the loose circle, the criterion of anchorage instability is established, and the mathematical relationship between the bearing capacity of rock mass and the degree of fragmentation and the stress state is clarified. The results show that the size of rock mass has an important influence on the bearing capacity of anchor bolt and anchor cable. According to the stress distribution law of surrounding rock during the excavation and expansion of 0294 working face, roof of the roadway has high horizontal stress, and the rock mass in the loose circle still has high bearing capacity. Based on this, a combined support scheme of “2.4 m bolt+6.5 m grouting anchor cable+10.5 m long anchor cable” is proposed. The research conclusions provide theoretical support for bolt support in deep large loose circle roadway.

Graphical abstract

关键词

锚杆索支护 / 破碎煤岩体 / 承载能力 / 松动圈 / 联合支护

Key words

bolt and anchor support / broken coal rock mass / carrying capacity / excavation damaged zone / combined support

0 引言

随着煤炭资源开采深度的不断增加，以及机械化、智能化水平的持续提高，巷道断面尺寸显著增大^[1-4]。大断面巷道处于深部高应力、强扰动等复杂地应力环境中，围岩变形失稳问题日益突出^[5]，对巷道稳定性及煤矿安全高效开采构成严峻挑战^[6-7]。

围绕围岩失稳机理与支护控制方面已开展大量研究。在围岩塑性区破坏机理层面，马念杰等^[8]、Liang等^[9]、李季等^[10-11]揭示了圆孔围岩塑性区形态演化规律，即随着侧压系数的增大，塑性区逐渐由圆形向椭圆形、蝶形演化。王卫军等^[12]提出针对大塑性区的可接长锚杆支护方案，有效降低了深部巷道冒顶风险。在锚固体系稳定性层面，靖洪文等^[13-14]通过深部巷道物理模拟实验，揭示了不同支护方式下锚固-围岩协同承载的全过程特征。李建忠等^[15]认为，破碎岩体锚固失稳源于拱下岩体支撑效应弱化与锚杆作用衰减共同诱发的压力拱结构失稳。在支护技术创新层面，马念杰等^[16]研发的柔性锚索技术可满足深部大变形巷道的控制需求。He等^[17]提出深部开挖补偿方法与围岩控制关键技术。白璐等^[18]构建由全长预应力强力锚杆、中空注浆锚杆及强力锚索组成的组合支护方案。王书刚等^[19]提出深部动压巷道的“卸-固协同控制”理念，该理念能够有效保障动静载条件下巷道的协同稳定。当前研究在围岩破坏机制与支护技术方面取得了丰硕成果。然而，针对深部高应力环境，尤其是经历掘进与二次扩巷强扰动后的大断面巷道，若松动圈范围显著超出常规锚杆锚固深度，现有锚杆支护技术尚缺乏深入的定量分析与严谨的力学依据。

基于此，以唐山矿0294工作面切眼为工程背景，研究围岩的破坏特征与松动圈承载能力，构建锚固体失稳判据，并结合数值模拟方法研究掘进与扩巷过程中应力场演化规律。通过优化锚杆与锚索支护参数，提出“锚杆+短锚索+长锚索”联合支护方案，为深部复杂地质条件下巷道稳定控制提供理论与技术参考。

1 工程背景

唐山矿0294工作面位于南五下采区，北部为0292已采工作面，东部为9282已采工作面，南部无采掘工程。0294工作面8号、9号煤层平均厚度约为10.0 m，中间含1～2层碳质泥岩，单层厚度为1.2～3.2 m；其中8号煤层厚度约为4.5 m，9号煤层厚度约为5.5 m。唐山矿地应力以水平压应力为主，最大主应力方位为260°（即北东东-南西西走向），最大主应力与最小主应力比值为1.58，该方向地应力作用较强。0294工作面切眼沿9号煤层底板连通0294风道与溜子道，掘进长度为158 m。切眼施工分两次成巷：初次掘进断面为4.3 m×3.0 m，贯通后进行扩巷，扩巷后断面为8.4 m×3.0 m。0294工作面布置见图1，巷道围岩力学参数及岩层结构见表1。

2 切眼围岩破坏特征

圆形巷道围岩塑性区计算力学模型见图2。在双向不等压且考虑偏应力的条件下，郭晓菲等^[20]推导出圆形巷道蝶形破坏边界隐式方程为

\mathrm{9}{\left(\mathrm{1}-A\right)}^{\mathrm{2}}{B}^{\mathrm{8}}+\left\{-\mathrm{6}\left(\mathrm{1}-A\right)\left[\mathrm{2}\left(\mathrm{1}-A\right)-\left(D-\mathrm{1}-A\right)\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\mathrm{2}\theta \right]\right\}{B}^{\mathrm{6}}+\left\{\mathrm{2}{\left(\mathrm{1}-A\right)}^{\mathrm{2}}\left(\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\mathrm{4}\theta +\mathrm{2}\mathrm{c}\mathrm{o}{\mathrm{s}}^{\mathrm{2}}\mathrm{2}\theta \mathrm{c}\mathrm{o}{\mathrm{s}}^{\mathrm{2}}\phi \right)\right.+

\left.\left(\mathrm{1}+A\right)\left[\mathrm{1}+A+\mathrm{4}\left(\mathrm{1}-A\right)\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\mathrm{2}\theta -\mathrm{2}D\right]+{\left[D-\mathrm{2}\left(\mathrm{1}-A\right)\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\mathrm{2}\theta \right]}^{\mathrm{2}}\right\}{B}^{\mathrm{4}}+\left[\mathrm{4}\left(\mathrm{1}-A\right)\left(\mathrm{1}+A+E\right)\mathrm{s}\mathrm{i}{\mathrm{n}}^{\mathrm{2}}\phi \mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\mathrm{2}\theta -\right.

\left.\mathrm{4}{\left(\mathrm{1}-A\right)}^{\mathrm{2}}\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\mathrm{4}\theta -\mathrm{2}\left(\mathrm{1}-A\right)\left(D-\mathrm{1}-A\right)\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\mathrm{2}\theta \right]B^{\mathrm{2}}+\left[{\left(\mathrm{1}-A\right)}^{\mathrm{2}}-\left.\mathrm{s}\mathrm{i}{\mathrm{n}}^{\mathrm{2}}\phi {\left(\mathrm{1}+A+E/\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\phi \right)}^{\mathrm{2}}\right]=\mathrm{0}\right.，（1）

式中：A=P_x\left(t\right)/P_z\left(t\right)；B=\alpha /r；E=\mathrm{2}C\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{t}\phi /P_z\left(t\right)；D=\mathrm{2}q/P_z\left(t\right)；P_x\left(t\right)、P_z\left(t\right)分别为t时刻的水平主应力和垂直主应力，分别取33.0 MPa和20.8 MPa；\alpha为圆巷半径（矩形巷道为其外接圆半径），扩巷前后的半径分别为2.62 m和4.46 m；r为塑性破坏区边界的半径；C为巷道围岩的内聚力，取1.44 MPa；φ为巷道围岩的内摩擦角，取35°；q为支护力，取0.2 MPa；θ为塑性区边界任一点极坐标，θ∈[0,π]。

在不均匀应力场中，不同方向的塑性区存在差异，最大塑性区半径为

R=\alpha f\left(P_x,P_z,C,\phi ,{\theta }_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}\right)，（2）

式中，θ_max为塑性区破坏半径最大处的极坐标角度。

将0294煤层的地应力与岩石力学参数代入式（1）、式（2），得到巷道不同位置处的塑性破坏区半径，见图3。

由图3可知，切眼围岩塑性区呈现椭圆形形态。扩巷前，切眼顶板破坏深度为1.62 m，两帮破坏深度约为0.45 m；当切眼宽度从4.3 m扩宽至8.4 m时，顶板破坏深度为4.30 m，两帮破坏深度为0.80 m。由图3（c）可见，切眼扩巷后对原有支护体系影响较大，因此在切眼掘进期间需综合考虑支护方案。

3 松动圈内岩体承载能力分析

为分析松动圈内岩体承载极限，建立松动圈内围岩塑性区锚杆支护理论模型，见图4。

当锚固端长度为l时，设松动圈内的煤岩体间的黏结力为0，则锚固端的最大摩擦阻力为

F_{\mathrm{1}}=\mathrm{2}{a}_{\mathrm{1}}l{\sigma }_x\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}{\phi }_{\mathrm{1}}+\mathrm{2}{b}_{\mathrm{1}}l{\sigma }_y\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}{\phi }_{\mathrm{1}}，（3）

式中：{\sigma }_x为x方向的水平应力；{\sigma }_y为y方向的水平应力；a₁、b₁为锚固端煤块的尺寸；{\phi }_{\mathrm{1}}为岩块间摩擦角；l为锚固端长度。

在锚固端煤块上下面的合力为

F_{\mathrm{2}}=a_{\mathrm{1}}{b}_{\mathrm{1}}\left({\sigma }_{z\mathrm{2}}-{\sigma }_{z\mathrm{1}}\right)，（4）

式中，σ_z1和σ_z2为分别为固端的上、下端垂直应力。

根据悬吊理论，锚杆所受拉力为

F_{\mathrm{3}}=a_{\mathrm{2}}{b}_{\mathrm{2}}{l}_{\mathrm{1}}\gamma，（5）

式中：a₂、b₂为锚杆索间排距；l₁为悬吊岩层厚度；\gamma为被悬吊顶板的容重。

因此，锚固体失稳判别准则为：当F_{\mathrm{1}}\ge F_{\mathrm{2}}+F_{\mathrm{3}}时，锚固体处于稳定状态；当时，锚固体处于失稳状态。

4 松动圈内岩体应力分布特征

4.1 数值模型构建

根据工程背景与地质力学条件建立数值模型，采用FLAC^3D软件对0294工作面切眼围岩进行模拟。数值模型尺寸为100 m×10 m×60 m，垂直应力为20.8 MPa，x方向水平应力为33.0 MPa，y方向水平应力为19.6 MPa。模型上部为自由边界，下部边界位移w为0，左右两侧位移u、v均为0。对整个模型施加重力应力场，各煤岩层的力学参数见表1，经迭代计算使模型达到初始应力平衡状态。巷道掘进分两步进行：首先沿9号煤层底板掘进4.8 m×3.0 m断面，待模型稳定后再扩巷为8.4 m×3.0 m断面。

4.2 模拟结果分析

根据模拟结果分析松动圈内岩体塑性区的承载能力，对锚固体进行失稳判别。其中，切眼围岩水平应力分布见图5，垂直应力分布见图6。

由图5和图6可知，切眼围岩在掘进期间，顶板上方3.0～4.5 m内x向和y向应力为2.5～5.5 MPa，平均σ_x 为4.0 MPa。提取该区域单元的三维应力张量可知，σ_y 为4.0 MPa，此时顶板上方3 m处的垂直应力σ_z1为1.0 MPa，顶板上方4.5 m处的垂直应力σ_z2为2.5 MPa；锚固端长度l为1.5 m。设松动圈内煤岩体间的黏结力为0，煤岩体内摩擦角φ为31°。由于锚固端处煤块尺寸难以确定，此处设a₁、b₁均为0.1 m。将上述数据代入式（3）、式（4），可得F₁=1 442.1 kN、F₂=15.0 kN。

当短锚索间排距为1.6 m×0.8 m、短锚索承载最大值为4.5 m煤层、γ为14.6 kN/m³时，代入式（5）可得F₃=84.1 kN。

由于F_{\mathrm{1}}\ge F_{\mathrm{2}}+F_{\mathrm{3}}，判定锚固体处于稳定状态，具有较大水平应力，上覆岩层塑性区仍具有较高的承载能力，可满足支护要求。此外，短锚索承载能力受岩体尺寸影响，当巷道上方的水平应力为4.0 MPa、垂直应力分别为2.5 MPa和1.0 MPa时，短锚索承载能力与岩块尺寸关系见图7。

由图7可知，随着岩块体边长的增加，F₁呈线性增长趋势，F₂增长较为缓慢，但增速不断上升。这说明锚固端岩体的承载能力与岩体的破碎程度有关，块体边长越大，其承载能力越大。对于锚杆而言，锚固端范围为顶板上方的1.8～2.4 m，该范围内的水平应力为1.0 MPa左右，顶板上方1.8 m处的垂直应力σ_z1为0.6 MPa，顶板上方2.4 m处的垂直应力σ_z2为0.8 MPa，将数据代入式（3）和式（4）可得F₁=360.5 kN、F₂=2.0 kN。当锚杆间排距为1.6 m×0.8 m，短锚索承载最大范围为2.4 m煤层时，则F₃=44.9 kN。因此，锚固体处于稳定状态，可满足支护要求。

不同尺寸块体的锚杆承载能力见图8，随着岩块边长的增加，F₁与F₂呈现出与短锚索相似的趋势，且锚杆的承载能力明显弱于短锚索。但由于顶板上方浅层的承载力要求相对较低，此处采用锚杆支护，可在保证承载能力的同时进一步降低支护成本。

5 联合支护参数设计

由理论计算可知，掘进4.3 m宽的切眼时，巷道顶板破坏深度为1.62 m，两帮破坏深度为0.45 m；切眼扩巷后，顶板破坏深度增至4.30 m，两帮破坏深度为0.80 m，顶板破坏深度已超出锚杆有效控制范围。巷道支护设计的目标是通过锚杆（索）将围岩从被动承载体转变为主动承载结构，借助多层次、协同作用的支护单元，实现对巷道围岩的内部加固与浅表约束。具体而言：采用2.4 m锚杆实现浅层加固与悬吊，主要控制巷道周边浅部的破坏区；采用10.5 m长锚索实现深部锚固与控层，将关键顶板岩层锚固于深部稳固的主岩层中，防止顶板发生层间分离；采用6.5 m注浆锚索实现过渡区补强，主要控制深部塑性区内的应力传递与变形，抑制破坏范围向围岩深部扩展。锚杆与锚索的支护力通过高刚度的托盘、“W”形钢带、“U”形钢梁，及钢筋网等浅表约束元件传递至围岩表面，形成一个整体化的护表系统^[21-22]。

结合现场煤岩体数据，对锚杆、短锚索及长锚索的参数进行优化设计，主要参数见表2。考虑到扩巷前后巷道围岩塑性区差异较大，因此在掘进4.3 m×3.0 m切眼时，支护参数按扩巷后的参数设计，短锚索与锚杆间隔布置，以确保扩巷后切眼的支护安全与稳定。

根据表2设计扩巷前后锚杆索联合支护方案，见图9和图10。

为验证该联合支护方案在高应力下的现场应用效果，对0294巷道开展长期现场围岩变形监测。现场实测结果表明：顶底板的变形量约为200 mm，帮部的位移量约为100 mm。巷道变形特征主要表现为顶板切顶式下沉、帮部整体变形两类典型破坏形态，见图11。从变形量来看，顶板和两帮的位移量均小于临界值，表明巷道围岩在经历扩巷的强扰动后实现了长期协同稳定，该方案在0294巷道取得了较好的支护效果。

6 结论

（1）0294工作面切眼围岩塑性区整体呈现椭圆形形态，在掘进期间的顶板破坏深度为1.62 m，两帮为0.45 m；扩巷后顶板最大破坏深度剧增至4.30 m，两帮为0.80 m，松动圈范围超出常规锚杆的有效控制深度。

（2）开挖后顶板浅部岩体在平均4.0 MPa的水平应力作用下，松动圈内破碎煤岩体仍具备较高的承载能力，满足悬吊支护要求；锚杆与锚索的锚固力随锚固端岩块体边长增大而增大。

（3）确定“2.4 m锚杆+6.5 m注浆锚索+10.5 m长锚索”的非对称多层次联合支护参数，实现浅层悬吊、过渡区补强与深部完整岩层的协同稳定控制。实测结果表明，顶底板变形量小于200 mm，帮部位移量小于100 mm，表明三层次支护技术能够满足大塑性区巷道支护要求。

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基金资助

国家自然科学基金面上项目(52394191)

国家自然科学基金面上项目(52474097)