深部缓倾软弱夹层巷道围岩变形演化与非对称支护

朱俊福，尹 乾，张京民，靖洪文

( 1. 河南能源化工集团新疆投资控股有限公司，新疆 乌鲁木齐 831100；
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，江苏 徐州221116 )

随着地球浅部资源逐渐枯竭，千米级深部矿井开采已成为常态，深部巷道“三高”的赋存环境及“强扰动”和“强时效”附加属性，使得煤炭开采愈发困难[1-2]。与浅部相比，深部巷道围岩表现出非连续与各向异性结构大变形特征[3]。此外，巷道多赋存于沉积地层，呈软硬相间的互层或组合层，巷道围岩变形响应和稳定性控制与弱层和结构面密切相关[4]，同时由于岩层往往呈缓倾特征，巷道掘进常会揭露不同岩性，非对称应力作用下，穿越缓倾层状岩体巷道的变形破裂及失稳模式往往表现出强烈的非对称性[5]。

针对深部层状巷道围岩承载特性及变形演化特征，国内外学者开展了大量的研究工作。孙晓明[6]等总结了深部倾斜岩层巷道围岩变形破坏机制主要表现为非对称岩体结构诱发的层间剪切滑移与高应力扩容变形，并提出了关键部位加强支护的非对称耦合支护形式；
张农[7]等在分析穿煤岩地质异常区层状巷道围岩不均匀变形破坏及失稳规律的基础上，通过优化帮角和底板支护产生协同效应，有效控制了薄层状围岩不均匀破坏；
勾攀峰[8]等建立了大倾角煤层巷道顶板三角形结构体稳定性力学模型，揭示了顶板上拉剪、下压剪破断运动及切落失稳特征，得出了不同失稳形态下顶板稳定性判别准则；
胡善超[9]基于互层状砂岩压缩试验结果，提出了考虑体积应力的塑性内变量表达式，研究了基质和层理的应变软化规律，建立了宏观各向异性应变软化力学模型，揭示了层状岩体的力学特性和变形特征；
TAVALLALI和VERVOORT[10]从宏观尺度上研究了层理倾向对砂岩巴西劈裂破坏强度、超声波速、能量及断裂行为的影响；
HE[11]等通过大尺度物理模型试验，结合红外热成像与数据图像处理技术揭示了深部层状巷道围岩全断面开挖过程中裂纹起裂扩展与应力波传播的时空响应特征；
HUANG[12]等采用模型试验与数值分析手段探讨了软弱夹层对隧道围岩破坏模式的影响，得出了软弱夹层通过增加破坏区和引起不均匀应力分布从而影响围岩稳定性的结论。上述研究成果为笔者顺利开展深部缓倾软弱夹层巷道围岩变形演化与失稳致灾机理研究提供了参考。

对于深部地下工程，原岩开挖卸荷过程中围岩应力重分布诱发裂隙萌生扩展、碎胀变形和剪切滑移，形成围岩松动圈，其厚度是衡量围岩破裂程度与支护难度的关键性指标[13-15]。迄今为止，关于均质围岩松动圈发育特征及影响因素的研究相对较多[16]，而深部含缓倾软弱夹层巷道围岩松动圈的形成及演化机理尚不明晰。

基于此，笔者以河南城郊煤矿二水平-840 m西翼含缓倾软弱夹层轨道大巷为工程背景，基于巷道围岩结构失稳全过程模型试验，研究了软弱夹层位置对巷道围岩位移场、应力场、超声波、松动圈发育及非对称变形破坏模式的影响，提出了含软弱夹层巷道围岩“局部非对称加强支护技术”以实现全断面等强协同支护原理，有效解决了现场支护的难题，研究结果为深部含缓倾软弱夹层巷道围岩非对称稳定控制提供了新思路。

河南城郊煤矿二水平-840 m西翼轨道大巷赋存岩层与水平方向呈15°左右夹角，地质柱状图如图1所示。

图1 巷道岩性地质柱状图Fig. 1 Geological histogram of the roadway lithology

巷道断面为直墙半圆拱形，净宽4.8 m，净高4.0 m，断面沿掘进方向逐渐由二2煤层顶板砂质泥岩、中细粒砂岩向二2煤层及底板泥岩、细粒砂岩过渡。与岩层相比，二2煤层物理力学参数较低，该轨道大巷为典型深部含缓倾软弱夹层巷道。在距巷道开口位置小于600 m时，软弱夹层位于巷道底板；
距巷道开口600～900 m时，软弱夹层穿过巷道断面；
而距巷道开口大于900 m时，软弱夹层位置逐渐上移到巷道顶板上方4～8 m，软弱夹层厚度为2.35～3.40 m。

巷道围岩原支护方式采用“锚网索喷+U形钢棚”对称支护，其中，锚杆为φ22 mm×2 500 mm、间排距700 mm×700 mm高强螺纹钢锚杆，托盘规格为200 mm×200 mm×10 mm；
锚索为φ21.6 mm×6 000 mm钢绞线，托盘规格为250 mm×250 mm×20 mm；
钢筋网采用φ6.5 mm钢筋焊制，规格为70 mm×70 mm；
加强支护采用29U型钢棚，喷射C20标号混凝土。在已掘进的1 200 m巷道中，有超过600 m底臌严重，巷道断面收缩量较大。巷道横穿煤层地段经多次返修都难以控制变形，如图2所示，严重影响矿井通风、运输及正常生产，亟需进行支护理念与技术革新。

图2 巷道围岩局部地段非对称变形Fig. 2 Asymmetric deformation of some sections of the roadway surrounding rock mass

2.1 试验系统与数据采集方法

为了探索深部含缓倾软弱夹层巷道围岩结构失稳全过程，揭示其变形特征、松动圈发育、应力演化及失稳致灾机理，采用自主研发的巷道围岩变形破坏结构失稳全过程试验装置[3]，如图3所示。

图3 深部地下工程结构失稳全过程模拟试验系统Fig. 3 Whole process test system for structural instability of deep underground engineering

该系统先进性主要有以下3个方面：① 能获得不同支护结构参数条件下荷载-位移全过程特性曲线；
② 实现三向五面梯度应力加载可真实模拟深部地应力围岩状态；
③ 与过去试验装置相比，实现了研究不同支护结构的承载力问题，为定量评价围岩稳定控制技术提供了依据。

系统允许模型尺寸为1.2 m×1.2 m×0.3 m，主要构件包括：设备基座、环向承载框架、环向加载系统、前后承载框架及拉杆、模型制作装置、模型就位系统和硐室开挖支护系统。设备在模型宽度和高度2个方向可独立控制加载，最大加载能力为10 MPa，顶部油缸分为5路独立控制，采用压力和位移双模控制方式加载，位移控制精度为0.01 mm。

模型浇筑过程中，参考以往学者在地质力学模型试验中的研究经验[17-18]，采用埋设粘贴有应变花的应变砖单元对围岩内部变形进行监测，应变砖采用边长20 mm并与模型材料配比相同的立方块体作为母体，应变片型号为BX120-3AA并通过氯丁胶类柔性剂与应变砖粘贴，采用TST3827静态信号测试分析系统对应变数据实时采集，最高频率为200 Hz。

试验过程中采用YHD-30B型位移传感器对巷道顶底板收敛变形进行监测，位移量程为30 mm；
采用自主研发的数字照相位移监测系统实时捕捉巷道围岩变形破坏全过程，分析两帮绝对位移与收敛变形、顶部下沉与底臌绝对位移量。采用“一发一收”双探头超声波探测仪获得试验前后模型的超声波速变化，如图4所示。

图4 双探头超声波数字探测系统Fig. 4 Double probe ultrasonic digital flaw detector

对试验结果进行对比分析，最终确定围岩松动圈大小与形状。

2.2 相似材料及相似参数的确定

几何相似比综合考虑原型巷道断面形状和尺寸、地质状况、开挖影响半径以及实际模型试验系统尺寸，经过综合计算评估后选定试验几何相似比CL＝20。选取经过2 mm级筛分后的河砂、C32.5普通硅酸盐水泥、石膏和水按照一定比例配制混合料模拟巷道围岩与软弱夹层。为了揭示轨道大巷掘进过程中软弱夹层( 煤层 )位置变化对围岩变形破裂演化与非对称稳定性控制的影响，同时围岩地质力学参数测试结果表明巷道顶底板砂质泥岩强度与变形特征吻合较好，因此试验过程中采用同一种相似材料模拟除去软弱夹层之外的巷道围岩。

巷道围岩实际平均容重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，强度相似比CR＝CγCL＝34.4。通过对比大量不同配比相似材料物理力学试验结果，最终选用质量配比河砂∶水泥∶石膏＝10∶1∶1的相似材料模拟砂质泥岩，选用质量配比河砂∶水泥∶石膏＝100∶7∶1的材料模拟煤层。实际砂质泥岩单轴抗压强度、抗拉强度、弹性模量与黏聚力分别为38.18 MPa，3.44 MPa，14.79 GPa与4.47 MPa；
煤的单轴抗压强度、抗拉强度、弹性模量与黏聚力分别为14.45 MPa，1.38 MPa，2.06 GPa与2.41 MPa。具体相似材料物理力学参数见表1。

表1 相似材料力学参数Table 1 Mechanical parameters of the similar materials

依据相似准则选取弹性模量0.64 GPa，直径1.50 mm、长度125 mm的焊锡丝作为锚杆相似材料，其屈服强度为0.40 MPa，延伸率为25%；
锚杆托盘采用10 mm×10 mm×1.5 mm的正方形铝片模拟；
选取直径1.00 mm，长度300 mm细铁丝模拟锚索，其弹性模量为120 GPa，屈服强度为260 MPa，延伸率为16%；
选取厚度2.0 mm、宽度5.0 mm铝片作为U型支架相似材料，其抗拉强度为120 MPa，伸长率为10%。模型浇筑过程中，参考其他学者[19]的研究经验，锚杆索布置采用预埋方式，U型钢架在开挖后进行组装。

根据地应力实测结果，城郊矿二水平垂直应力σv=22.68 MPa，最大水平主应力σh=25.97 MPa，最大水平主应力与垂直应力的比值为1.14。由此计算模型边界初始垂直应力为0.66 MPa，水平应力为0.75 MPa。

2.3 试验方案与模型浇筑

依托城郊煤矿二水平-840 m西翼轨道大巷工程背景，试验研究含15°缓倾软弱夹层巷道围岩非对称变形演化、松动圈发育特征及支护结构与围岩相互作用机理。模型设计软弱夹层厚度为5 cm，分别位于巷道顶板与底板位置，如图5所示。依据巷道围岩现场原支护方案，锚杆与锚索对称布置，模型共布置15根锚杆和5根锚索并设置U型钢架支护，此外试验浇筑2台无支护模型作为对比组。

图5 含软弱夹层巷道模型试验方案Fig. 5 Model test schemes of the roadway surrounding rock mass with a weak interlayer

模型浇筑过程中，首先按照配比制备砂质泥岩与软弱夹层相似材料，为防止分层，模型浇筑连续进行。为了保证巷道围岩支护结构按照设计布设，采用高强泡沫材料作为锚杆和锚索的固定装置，并与巷道模型同步浇筑成型( 图6( a )，( b ) )。为了揭示巷道围岩应力场演化，垂直巷道顶板、底板及左帮位置向深部围岩各埋设4个应变砖，距离巷道最近3 cm，间距依次为5，8和12 cm。

图6 模型试样浇筑及安装流程Fig. 6 Casting and installation process of the model

模型浇筑完成3 d后拆模，养护14 d后平整表面并进行超声波测试。为减小试验数据离散性，每台模型从浇筑到试验时间平均为20 d。模型起吊、安装完成后( 图6( c )，( d ) )，首先采用梯度加载方式对模型施加相似初始应力边界，垂直方向与水平方向荷载同步施加，每级加载梯度分别为20 kN和36 kN，施加时间均为800 s，每级梯度加载后稳压400 s，竖向荷载和水平荷载分别加载至80 kN和108 kN。然后进行巷道开挖，开挖一次完成，开挖后稳压30 min并安装竖向位移传感器( 图6( e )，( f ) )。最后，保持水平应力边界恒定，竖向采用荷载控制加载直至巷道围岩失稳破坏( 速率为20 N/s )，加载过程中，同步捕捉巷道围岩位移场与应力场演化特征，试验结束后对围岩裂纹发育及超声波速进行统计分析( 图6( g )，( h ) )。

2.4 试验结果与分析

( 1 ) 围岩应力场演化特征

开挖卸荷阶段，软弱夹层位于巷道顶板及底板位置时，支护与未支护巷道围岩应力释放特征如图7所示，试验分别监测了巷道顶板、左帮和底板3个方向( 径( j )、切( q )、轴( z )向 )的4个测点，应力释放率指开挖前后围岩应力差与开挖前应力之比。

图7 开挖卸荷阶段巷道围岩应力释放率Fig. 7 Stress release rate of the roadway surrounding rock during the excavation unloading stage

未支护时，当软弱夹层位于巷道顶板，开挖对顶板和左帮围岩1号、2号测点应力影响较为显著，其中顶板1号测点径向应力、2号测点切向应力、左帮2号测点切向应力的释放率均达到100%；
支护后，顶板围岩1～3号测点的3个应力释放率平均下降约40%，60%和50%；
而当软弱夹层位于巷道底板，开挖对底板1号测点的径向应力影响最为显著，其他位置应力变化对开挖敏感性相对较低。底板1～3号测点的3个方向应力释放率平均下降约35%，50%和60%；
试验结果表明支护作用对软弱夹层上下边缘处的2号和3号测点止裂效果更为显著，可以限制破裂区的进一步发育，同时降低围岩各部位承载能力的差异性，破裂损伤区趋于均匀化。

加载至失稳破坏，围岩应力释放率变化特征如图8所示。未支护时，对于软弱夹层位于巷道顶板，顶板和左帮1～3号测点的切向和径向应力释放率均超过80%，表明围岩深度16 cm位置已变形破裂，但未发展至4号测点；
支护后，3号测点应力释放率均小于60%，表明围岩仍具有一定的承载能力，顶板和左帮围岩破裂区厚度为8～16 cm，支护阻力对顶板和帮部围岩损伤破裂具有一定抑制作用。底板围岩2号测点径向和切向应力释放率趋于100%，而3号测点径向和切向应力释放率均小于40%，表明支护对底板破裂区发育的抑制作用并不显著。

图8 加载阶段巷道围岩应力释放率Fig. 8 Stress release rate of the roadway surrounding rock during the loading stage

当软弱夹层位于巷道底板，未支护时，顶板和左帮1号、2号测点的切向和径向应力释放率均达到100%，表明8 cm深度围岩已产生破裂区；
底板3号测点的应力释放率达到100%，底板围岩松动圈已发展至16 cm深度围岩。支护后，顶板和帮部2号测点应力释放率虽然降低，但仍超过80%，表明围岩松动圈仍发育至8 cm深度，厚度无明显减小。底板围岩2号测点应力释放率达到80%，而3号测点应力释放率小于60%，表明底板松动圈为8～16 cm，支护作用限制了围岩损伤破裂区的发展。

由以上分析可知，对于差异性明显的含软弱夹层非均质性岩体，采用非对称加强支护后巷道围岩各部位承载能力增加且差异性有所减小，各位置围岩损伤破裂区厚度趋于一致。

( 2 ) 围岩位移场演化特征

图9，10表示支护前后巷道围岩加载至结构失稳破坏全过程围岩位移场演化，以软弱夹层位于巷道底板为例进行分析。

图9 巷道破坏后围岩位移云图( 软弱夹层位于底板 )Fig. 9 Displacement nephogram of surrounding rock after complete failure ( weak interlayer is located at floor )

未支护时，初始荷载作用下巷道围岩自承载能力较好，无明显破坏；
加载至138 kN时，巷道拱肩出现掉渣现象，顶板和底板径向位移并不明显；
加载至162 kN时，顶板整体下沉，拱顶最大位移约22 mm，帮部片状剥落现象显著；
加载至170 kN时，顶板竖向位移约25 mm，拱肩出现片帮冒落，帮部围岩径向位移约为6 mm；
加载至178 kN时，顶板整体下沉约32 mm，帮部径向位移约15 mm，底板出现底臌现象，围岩变形呈现明显的非对称性，如图9( a )所示。

支护后，加载至240 kN时，拱顶下沉明显，最大位移约7.7 mm，两侧拱肩径向移动显著，帮部出现剥落现象；
加载至250 kN时，拱顶和两侧拱肩围岩径向变形继续增加，右侧直墙出现剪切破坏；
加载至260 kN时，顶板整体下沉，竖向位移约12.5 mm，拱肩片帮冒落显著；
加载至270 kN时，巷道完全破坏，拱顶围岩下沉约26 mm，帮部径向位移约13 mm，底臌约7 mm，围岩各部位变形差异性有所降低，如图9( b )所示。

由图10( a )可知，未支护时，巷道围岩顶板变形整体经历线性下沉→加速下沉→瞬时下沉，直至发生冒落失稳围岩丧失承载能力。对于帮部和底板，其径向位移受荷载增加的敏感性相对较低，当荷载增加至175 kN，由于左帮围岩出现片帮，径向位移逐渐增加，右帮和底板围岩径向位移增速约为0.21 mm/s，底臌现象趋于显著。

由图10( b )可知，对于支护后巷道，当荷载由140 kN增加至195 kN，顶板下沉呈近似线性变化；
随着荷载继续增加，顶板竖向位移呈非线性增加趋势，该过程为支护与围岩形成的锚固结构破坏阶段；
之后伴随拱顶围岩瞬间整体下沉，巷道丧失承载能力。帮部和底板位移对荷载的敏感性远低于顶板，且帮部径向位移的离散性有所减小，这是由于支护阻力提高了围岩整体刚度和强度、支护结构和围岩协同承载能力增强导致的。

图10 巷道围岩径向位移演化( 软弱夹层位于底板 )Fig. 10 Radial displacement evolution of the roadway during loading ( weak interlayer is located at floor )

由以上分析可知，松动圈形成过程中巷道围岩破裂形式主要以顶板下沉和帮部破裂剥落为主，巷道顶板变形对荷载的敏感性较大。左帮围岩剪切损伤范围和程度大于右帮，底板出现贯穿软弱夹层的裂缝，底臌明显，围岩整体表现显著的非对称变形特征。支护后巷道围岩承载能力明显增强，径向位移增速有所降低，除顶板整体下沉量较大外，两帮变形逐渐趋于一致。

( 3 ) 围岩破坏形态与超声波速特征

开挖卸荷诱发损伤区裂纹发育导致围岩超声波速降低[20-21]，试验中对巷道围岩向深度方向的波速进行测试，并将声波发生突变的位置定义为松动圈厚度边界值，以此反映围岩破裂特征及松动圈演化规律。

软弱夹层位于巷道顶板时，围岩失稳破坏前后超声波速及破坏特征如图11( a )，( b )所示，共设置4条测线，分别垂直于软弱夹层( 1号 )、垂直右帮( 2号 )、垂直底板( 3号 )及左侧底角位置斜向下45°方向( 4号 )，结果表明：未支护时，开挖前，4条测线波速在2.0 km/s附近波动。围岩失稳破坏后，顶板1号测线的松动圈厚度最大，在25 cm左右；
帮部次之，约13 cm；
底板和边角松动圈厚度最小，约11 cm，测试结果与依据围岩应力场确定的松动圈范围较为吻合，如图11( a )中红色虚线所示。由于软弱夹层的存在，巷道围岩出现偏压现象，左帮及顶板围岩破坏较为严重。

图11( b )为支护后巷道围岩超声波特征及破坏形态。加载前，4条测线波速在2.5 km/s上下波动，与支护前围岩相比明显增大，这是由锚杆索加固后围岩密实性、整体性和强度增加导致的。软弱夹层区域波速( 1.9 km/s )与支护前( 1.6 km/s )相比增加了18.75%。围岩失稳破坏后，1～4号测线的松动圈厚度分别为12.5，9，8和10 cm，与支护前相比分别减小了50%，30.77%，27.27%和9.09%。

图11 巷道围岩破坏形态及超声波速特征Fig. 11 Failure forms and ultrasonic velocity characteristics of the roadway surrounding rock

由上述分析可知，支护作用对软弱夹层附近区域围岩松动圈影响较大，而对远离软弱夹层区域影响较小。同时，由于支护后巷道围岩各部位承载能力差异性减小，松动圈厚度大小趋于一致。由于顶板软弱夹层经加固后整体性增强，其破坏形态由碎胀破坏向整体剪切滑移破坏转化。

图11( c )，( d )为软弱夹层位于巷道底板时围岩破坏形态与超声波特征，4条测线分别垂直右帮( 1号 )、垂直软弱夹层( 2号 )、垂直底板( 3号 )和左侧底角斜向下45°方向( 4号 )。未支护时，开挖前巷道围岩超声波速在2.1 km/s左右，无明显离散现象。围岩破坏后，由于软弱夹层位置容易出现应力集中，巷道底板及左帮破坏范围较大，1号测线松动圈厚度最小，约为9 cm；
4号测线松动圈厚度最大，约为30 cm；
松动圈整体呈现左帮大于右帮、底板大于顶板的特征，与通过图8( a )获得的松动圈发育特征吻合较好。

支护后，加载前围岩波速在2.7 km/s左右，4号测线波速呈现明显离散性；
失稳破坏后，1～4号测线的松动圈厚度分别为7.5，11，11和1.5 cm，与未支护相比分别减小了16.67%，21.43%，12%和75%。可见，当软弱夹层位于巷道底板时，锚杆索支护对左帮围岩的加固效果最好，同时支护作用导致巷道围岩各部位松动圈差异性明显降低，松动圈形状趋于均匀化。

由上述分析可知，缓倾软弱夹层位置对巷道围岩松动圈发育及变形破坏模式具有重要影响。对于未支护巷道，发生完全破坏时，层状岩体围岩破坏模式以剪断破坏为主，两帮位移和松动圈均较顶底部大，巷道顶部以离层和弯曲变形为主，帮部以挤压拉伸和滑移变形为主。支护前巷道的失稳表现为顶板大幅整体下沉，片帮和大面积冒顶，深部围岩分布大量近似与巷道相切的剪切滑移裂纹，如图12( a )所示。

图12 巷道围岩最终破坏特征Fig. 12 Ultimate failure characteristics of the roadway surrounding rock mass

支护后，围岩整体承载能力有所提高，完全破坏时，与软弱夹层位于顶板相比，软弱夹层位于底板时巷道围岩破坏荷载增加了3.85%，支护作用对软弱夹层位于底板围岩更为显著，巷道最终破坏形态与支护前巷道围岩相比发生明显变化，支护前围岩以碎胀变形为主，支护后巷道围岩整体性较好，以锚固体整体位移为变形特征。支护后巷道片帮和大面积冒顶现象消失，仅表现为顶板大幅整体下沉与支架折断，浅部围岩表面分布有拉伸裂纹以及深部分布大量近似与巷道相切的剪切滑移迹线，如图12( b )所示。

3.1 全断面等强支护原理及设计方法

协同支护是指巷道围岩与支护相互作用过程中，包括工程地质环境、围岩与支护体的协同效应，锚杆、锚索与锚注等不同支护结构间的协调效应以及同一支护结构不同元件、不同参数等方面的相互匹配。协同支护的目标是使巷道由开挖后的局部或全断面的不稳定围岩结构趋于形成新的整体稳定结构。

软弱夹层作为围岩系统的薄弱环节，在受力过程中首先破坏，使围岩承载圈出现“缺口”而无法闭合成环。此外，开挖卸荷过程中，因不同岩性围岩强度不同而产生不同变形。以往常规全断面等强对称支护形式会造成局部支护体与软硬岩层围岩在强度与刚度等力学特性方面的不协调，使得软弱夹层首先产生变形破坏，继而诱发围岩整体结构破坏失稳。因此，通过对局部软弱夹层位置进行非对称加强支护，使其强度接近或达到其他部位断面围岩强度，从而使巷道全断面围岩和支护结构产生等强协同支护效应。

3.2 非对称差异化支护作用分析

为了分析上述模型试验非对称差异化支护作用对含软弱夹层巷道围岩变形破坏的适应性，依据表1宏观相似材料力学参数，采用PFC2D离散元数值计算方法对支护前后巷道围岩位移场分布特征进行模拟分析，如图13所示。

图13 巷道围岩位移场分布Fig. 13 Displacement field distribution of roadway surrounding rock

由图13( a )，( b )可知：无支护时，巷道围岩呈现明显的非对称变形特征，围岩塑性区大小和分布与试验结果吻合较好。当软弱夹层位于顶板，围岩失稳破坏表现为顶板冒落、底角剪切滑移与底臌变形，由于软弱夹层的存在，右侧拱肩围岩内挤变形更为严重；
当软弱夹层位于底板，底臌变形破裂区发展至软弱夹层位置，且右侧底角围岩变形更为严重。

由图13( c )，( d )可知：支护后，围岩变形显著降低，由于支护结构与围岩协同承载，形成压力拱结构效应，应力作用下巷道围岩变形向深部转移；
此外，围岩位移场分布较为均匀，损伤破裂区厚度趋于一致。值得注意的是，当软弱夹层位于底板，左侧底板位置由于无支护作用呈现轻微底臌现象。可见，非对称差异化支护作用能够优化围岩变形场分布，从而保障含软弱夹层巷道围岩的稳定性。

根据上述研究结果，结合现场工程实际，对支护参数进行优化，主要采用适应于缓倾夹层岩体的非对称支护方案，重点针对拱肩和底角位置。以城郊煤矿二水平-840 m西翼轨道大巷为背景，工业性试验段设置在距巷道开口600～900 m处，此处软弱夹层厚度为2.35～3.40 m，并以15°方向穿过巷道断面。

巷道围岩采用“高强高预紧力锚杆+注浆锚索+普通高强锚索+钢筋网+喷射混凝土”协同支护，其中，锚杆为φ22 mm×2 600 mm、预紧力60 kN高强螺纹钢锚杆，间排距为900 mm×900 mm；
注浆锚索为φ21.6 mm×4 000 mm、预紧力为120 kN、间排距为1 600 mm×2 700 mm；
普 通 锚 索 为φ21.6 mm×7 000 mm、预紧力为180 kN、间排距为1 600 mm×2 700 mm；
钢筋网采用2道φ2.2 mm扎丝“波浪形”连接。此外，针对由软弱夹层引起的巷道围岩非对称变形破坏，在拱肩、底角和底板位置处增加锚杆索补强支护，具体如图14所示。

图14 巷道围岩非对称协同支护设计Fig. 14 Asymmetric cooperative support design of the roadway surrounding rock mass

支护完成后，对巷道围岩收敛变形、锚杆与锚索轴力等进行7个月左右的持续监测，其中1号和2号监测断面分别位于巷道里程770 m和920 m位置，结果如图15，16所示。

图15 巷道围岩变形曲线Fig. 15 Roadway deformation curves with time

由图15，16可知：

( 1 ) 右帮位移大于左帮位移，稳定在110 mm和78 mm左右，巷道围岩呈现水平不对称变形特征；
底臌大于拱顶下沉量，围岩垂直方向收敛以底臌为主，约占58%；
随着时间增加，位移呈现“快速增加→稳定增加→基本稳定”的变化趋势，在3个月左右位移呈现基本稳定状态。

图16 锚杆与锚索轴力监测Fig. 16 Axial force measurement of the bolts and cables

( 2 ) 1号监测断面锚杆索按照初始预紧力安装完成( 8月15日 )后，首先经历3～5 d的轴力松弛期，这是锚杆索构件与围岩间应力调整导致的；
应力调整后，锚杆索轴力均经历一个快速增加的过程，持续时间35～40 d，随后进入20 d左右的稳定增长期。稳定状态下，左右两帮锚杆轴力均维持在110 kN左右，右帮锚索最终稳定在160 kN左右。

( 3 ) 2号监测断面( 10月26日锚杆安装完成 )右帮由于联络巷与回风大巷贯通，导致该处应力集中、锚杆轴力增大，并且右帮明显大于左帮。随着联络巷逐渐远离交岔点，锚杆荷载逐渐恢复平衡，但交岔点效应导致锚杆荷载及左右帮荷载差均明显大于1号监测断面。

在掘进并支护后40 d和18个月，巷道围岩支护效果如图17所示。整体上，巷道围岩未发生明显变形、拱肩裂缝、帮部开裂或者底臌现象。在优化支护方式作用下，含缓倾软弱夹层巷道围岩变形量在可控范围之内，稳定性良好。

图17 巷道围岩非对称支护效果Fig. 17 Asymmetric support effect of the roadway surrounding rock mass

( 1 ) 根据模型试验，巷道从开挖卸荷到失稳破坏全过程，围岩应力释放率向深部逐渐减小。当软弱夹层位于巷道顶板，未支护时顶板和帮部围岩破裂区发育速度较大，围岩深度16 cm位置产生松动圈，顶板下沉，片帮严重；
支护后顶板围岩应力释放率下降了40%～60%。当软弱夹层位于巷道底板，未支护时底板围岩松动圈发育至16 cm深度，支护后底板应力释放率下降了35%～60%。支护作用有效抑制了围岩损伤破裂区的发展。

( 2 ) 软弱夹层导致未支护巷道围岩变形呈明显非对称性，而支护作用提高了围岩整体刚度和强度，围岩径向位移增速显著降低，而超声波速明显增大；
将波速突变位置定义为松动圈厚度，围岩失稳破坏后，软弱夹层位于巷道顶板和底板时，松动圈厚度分别减小了9.09%～50.00%和12.00%～75.00%。支护作用对软弱夹层附近区域松动圈影响较大，且支护后围岩各部位松动圈非对称性明显降低，形状趋于均匀化。未支护含软弱夹层巷道围岩呈现顶板离层和弯曲变形、帮部挤压拉伸和底臌变形，而非对称支护结构由于与围岩协同承载形成压力拱结构效应，围岩变形向深部转移且损伤破裂区厚度趋于一致。

( 3 ) 提出了城郊煤矿二水平-840 m西翼轨道大巷“高强高预紧力锚杆+注浆锚索+关键部位补强支护”非对称协同支护方案，巷道围岩变形随支护时间呈现“快速增加→稳定增加→基本稳定”的趋势，支护效果良好。