1. 引言
随着全球矿产资源需求激增，地下采矿逐渐向深部、复杂地质环境拓展，深部矿产资源开发已成为保障国家能源安全的战略需求[1]。以贵州磨坊深部磷矿为例，该矿区二采区的辅助斜坡道与主胶带斜井需穿越白云岩、破碎板岩、硅质岩及软弱夹层等多类岩体，其中板岩段岩体风化强烈、裂隙发育，顶板存在显著滴水现象，叠加深部高应力及水–力耦合作用，围岩变形控制难度极大。在此背景下，如何实现深部磷矿巷道的长期稳定，成为制约矿山安全生产与经济效益的核心问题。
近年来，针对深部巷道围岩稳定性，国内外学者通过理论分析、数值模拟及现场试验揭示了软弱夹层对围岩应力重分布与塑性区扩展的影响机制[2]，但现有支护技术面临多重瓶颈。传统锚杆支护难以适应围岩大变形特性[3]，而注浆加固虽能提升围岩整体强度，但对弱胶结岩体的长期改性效果存在争议[4]。同时，含软弱夹层的复合顶板在采动影响下易发生离层扩展[5]，需发展精细化预测方法。此外，深部高应力环境下卸压技术的适用性仍需结合磷矿岩体特性优化参数[6]。在层状复合顶板中，采动应力重分布会诱发顶板深部软弱夹层的压剪破坏[7]，形成隔层扩展破坏区，其范围与顶煤厚度呈负相关关系[8]；因此，亟需构建涵盖地质力学分析、破坏机理研究、支护技术改良的系统性解决方案。
本研究以贵州磨坊深部磷矿二采区工程为依托，系统揭示含软弱夹层巷道的变形破坏机制。基于三维激光扫描与地质雷达探测[9]，精准定位辅助斜坡道及主胶带斜井内11处软弱夹层与断层破碎带的空间展布特征，通过现场地质调查、岩样物理力学试验及FLAC3D数值模拟[10]，系统分析含软弱夹层巷道的变形机理，对比锚网喷与钢拱架联合支护的适应性[11]，旨在揭示围岩失稳的主控因素，提出动态支护优化策略[12]，为深部磷矿安全高效开采提供理论支撑与工程借鉴。
为实现含软弱夹层巷道的稳定性控制，本文构建了差异化动态支护体系。针对贵州磨坊深部磷矿二采区复杂工程地质特征，提出基于围岩结构分级判识的支护优化策略：对于围岩相对完整段，采用锚网喷支护，形成柔性承载拱[13]；针对软弱夹层发育区及断层破碎带，优化设计性实施“钢拱架 + 超前管棚 + 锚网喷支护”组合支护技术[14]。该方案通过钢拱架与管棚构成空间骨架，抑制夹层剪切滑移；锚网喷层与围岩耦合变形吸收能量，形成“刚性骨架–柔性缓冲”多级协同承载机制[15]。FLAC3D表明，该方案使拱顶下沉量显著降低，有效解决破碎围岩渐进失稳与支护刚度失配难题，为深部磷矿巷道稳定性控制提供了科学依据。
2. 地质概况及施工情况
贵州磨坊深部磷矿勘探区位于高坪背斜北段，在本区内两翼倾角平缓向北逐渐倾伏、形态开阔简单，背斜轴线在塘边以南呈右列出现。勘探区的阿罗河由南往北流过勘探区北东侧，河床标高1098 m，为当地最低侵蚀基准面。区域地下水类型主要是岩溶水和岩溶裂隙水，其次是孔隙水，构成以磨坊勘探区矿床主要充水含水层陡山沱组 + 灯影组为主要含水体的封闭系统。
2.1. 地质概况
磨坊深部磷矿二采区的主要开拓工程为辅助斜坡道和主胶带斜井，辅助斜坡道和主胶带斜井从上到下依次穿过的岩层有白云岩、磷块岩、硅质岩及白云岩、板岩及凝灰质砂岩、变余粉砂岩。巷道围岩为破碎板岩，掌子面为强风化板岩，岩层软弱且破碎，掌子面及顶板有大量滴水，岩层产状254˚∠10˚。辅助斜坡道井口标高1157 m，终点至900中段，采用折返式布置，平均坡度11.5%。主胶带斜井井底标高
Figure 1. Location of weak interlayer in the main belt incline sump of the Second Mining Area
图1. 二采区主胶带斜井水仓含软弱夹层部位图
Figure 2. Location of weak interlayer in the auxiliary roadway of the Second Mining
图2. 二采区辅助道含软弱夹层部位图
+880 m，井口标高+1269 m，头部驱动站标高+1276 m，斜井倾角12.14˚。二采区辅助斜坡道含软弱夹层段共有11处，其中有一处是断层带，主胶带斜井有9处。软弱夹层分布情况见图1和图2。
2.2. 施工情况
主胶带斜井主要围岩类别为薄层状含砂质板岩，大多数围岩较稳固，基本采用锚网喷支护形式，部分较破碎且裂隙极为发育段采用“钢拱架 + 超前管棚 + 锚网喷支护”。主胶带斜井含软弱夹层段共有9处，其中主胶带斜井水仓部分分布较多。二采区辅助斜坡道主要围岩类别为中厚层板岩，围岩情况较为破碎，支护形式基本都采用锚网喷支护形式。
设计支护方案1：锚网喷支护方案，初期支护厚度约50 mm，采用树脂锚杆(C20, L = 2000 mm)和钢筋网片(A6.5，钢筋间距150 × 150 mm)进行支护，见图3。
Figure 3. Cross-sectional diagram of tunnel with Support Scheme 1
图3. 支护方案1巷道断面图
设计支护方案2：采用钢拱架 + 超前管棚 + 锚网喷支护方案，初期支护厚度约80~120 mm，采用树脂锚杆(C20, L = 2000 mm)、钢筋网片(A6.5，钢筋间距150 × 150 mm)、I18工字钢钢拱架以及A42 × 4@400，L = 3 m的超前管棚进行支护，见图4。
Figure 4. Cross-sectional diagram of tunnel with Support Scheme 2
图4. 支护方案2巷道断面图
3. 含软弱夹层的巷道围岩变形机理
巷道围岩稳定性受顶板下沉与两帮变形耦合作用控制，其中含软弱夹层的层状顶板会显著加剧围岩失稳风险。现场调查表明，顶板下沉过程中软弱夹层因抗剪强度低而优先发生剪切滑移，导致上部岩层岩石1与下部岩层岩石3产生差异性位移，见图5。该模型将巷道顶板简化为由岩石1、软弱夹层和岩石2构成的组合岩梁系统，通过截面I-I揭示层间应力传递特征：上部均布荷载q作用下，软弱夹层作为力学薄弱面引发岩梁分层弯曲，造成顶板整体挠度增大与局部离层扩展，形成“岩梁铰接–夹层滑移”的连锁破坏模式。
Figure 5. Schematic diagram of rock beam model
图5. 岩梁模型示意图
为定量揭示该机理，对磨坊矿深部磷矿巷道围岩开展系统性试验：采集含软弱夹层的标准岩样进行物理力学试验，测定弹性模量、抗剪强度等关键参数，并通过XRD成分分析明确夹层矿物组成，对膨胀软化特性的影响。试验数据与岩梁模型耦合分析表明，巷道变形破坏本质为“夹层弱面剪切扩容–层状顶板挠曲断裂–两帮挤压松弛”的三阶段过程：软弱夹层在剪切应力下产生塑性流动，削弱顶板整体性；岩层间协同承载能力下降导致顶板下沉量超限；最终两帮围岩在水平应力释放作用下向巷道空间挤出，形成持续恶性循环，判定巷道变形的机理主要有以下几个方面。
1) 局部承载能力不足。围岩主要包括白云岩和板岩，邻近两岩层存在某些共性的过渡岩层以及风化较为严重、岩体较破碎岩层，这种软弱夹层的岩石物理力学性质指标介于两种岩层之间，加之岩层间连续性差且RQD值偏低，导致整体承载能力显著降低。
2) 顶板强度较低。较破碎的板岩是顶板的主要成分，它对顶板的强度具有一定的弱化作用，容易导致顶板局部应力集中。
3) 水–力耦合作用劣化。围岩风化敏感性强，遇水后强度与完整性加速下降，软弱夹层含高岭石成分导致显著膨胀，降低锚杆锚固性能；叠加水平地应力作用，加剧围岩变形破坏风险。
4) 支护体系适配性差。现有支护参数与破碎围岩动态需求不匹配，如辅助斜坡道等复杂断面区域存在支架–围岩接触不良问题，刚度与变形协调性不足，削弱支护效能。
4. 数值模拟分析
4.1. 数值模型建立
数值计算共设置了5组计算工况，计算了两种不同的支护方式，主要为对比分析在巷道施工常见的典型围岩条件下，巷道穿越不含软弱夹层，以及巷道穿越含不同层厚和条数的软弱夹层时，其围岩应力及变形情况，计算针对性地采取了不同强度的支护方案，通过计算结果综合对比分析在不同的地质条件下，确定巷道施工时支护结构的安全性以及围岩的变形情况。各工况的细节见表1所示。
Table 1. Summary of simulation cases
表1. 各模拟工况汇总
工况 |
里程桩号 |
层宽/(m) (夹层条数) |
围岩类别 |
破碎程度 |
支护方式 |
1 |
|
不含软若夹层 |
含砂质板岩 |
较完整 |
方案1 |
2 |
K0+990.0 m |
0.1~0.2 (1条) |
薄层状含砂质板岩 |
完整性差 |
方案1 |
3 |
K1+207.0 m |
0.6~0.8 (3条) |
薄-中厚层板岩 |
极破碎 |
方案2 |
4 |
K1+010.0 m |
0.8~1.0 (3条) |
薄层状含砂质板岩 |
极破碎 |
方案2 |
5 |
K+255.2-K+258.2 |
掌子面前方含约3米的断层破碎带 |
薄层状含砂质板岩 |
极破碎 |
方案2 |
Figure 6. Schematic diagrams of simulation Cases 1~4
图6. 工况1~4模型示意图
Figure 7. Schematic diagram of simulation Case 5
图7. 工况5模型示意图
利用FLAC3D数值模拟软件，根据辅助斜坡道和主胶带斜井的坡道地质与岩层分布的实际情况，构建5种工况的真实地表实体模型作为计算模型，建立见图6和图7所示的计算模型，模型的尺寸为60 m × 25 m × 140 m (长×宽×高)，在模型的前、后、左、右以及底部施加固定约束，顶部为自由边界。数值模拟计算中采用实体单元模拟地层、衬砌、钢架，用cable单元模拟预应力锚索。
根据地勘报告中的地层条件，并参考类似工程，进行岩土力学参数取值，模拟所用的岩石物理力学参数和各工况夹层及断层破碎带参数及预应力锚索参数分别见表2、表3和表4。
4.2. 支护方案数值模拟
① 巷道穿越不含软弱夹层地质条件下，巷道开挖后采用锚网喷进行支护，其巷道支护结构数值计算结果见图8所示。
Table 2. Physico-mechanical parameters of rock and soil
表2. 岩土物理力学参数
岩石名称 |
容重/(kg/m3) |
弹性模量/(GPa) |
泊松比 |
内摩擦角/(˚) |
黏聚力/(MPa) |
含砂质板岩 |
2760 |
21.39 |
0.25 |
31.1 |
6.790 |
薄层状含砂质板岩 |
2600 |
20.68 |
0.25 |
31.1 |
6.790 |
薄-中厚层板岩 |
2600 |
21.34 |
0.25 |
31.1 |
6.790 |
中厚层板岩 |
2760 |
20.48 |
0.25 |
31.1 |
6.790 |
Table 3. Parameters of interlayers and fault fracture zones in different cases
表3. 各工况夹层及断层破碎带参数
工况 |
容重/(kg/m3) |
弹性模量/(GPa) |
泊松比 |
内摩擦角/(˚) |
黏聚力/(MPa) |
工况1 |
2760 |
24.8 |
0.20 |
35.3 |
3.50 |
工况2 |
2760 |
21.4 |
0.21 |
30.2 |
3.00 |
工况3 |
2600 |
20.9 |
0.29 |
26.5 |
2.25 |
工况4 |
2600 |
20.9 |
0.29 |
26.3 |
2.15 |
工况5 |
2600 |
20.9 |
0.29 |
26.2 |
2.10 |
Table 4. Parameters of prestressed anchor cables
表4. 预应力锚索参数
密度 |
横截面积/(m2) |
弹性模量/(GPa) |
单位长度水泥浆粘聚力/(N) |
单位长度水泥浆刚度/(N∙m−1) |
水泥浆外周长(m) |
7864 |
3 × 10−5 |
210 |
0.29 |
26.2 |
2.10 |
(a) 水平方向应力
Figure 8. Stress nephogram of Case 1
图8. 工况1应力云图
(b) 垂直方向应力
由图可知，巷道开挖后，整个巷道没有呈现出过大的位移变形，水平方向应力主要集中在顶底板处，但巷道开挖后采用了锚网喷支护形式支护，集中应力较小，最大垂直方向应力为−8.2 MPa，出现在左右拱腰处。
(a) 水平方向应力
(b) 垂直方向应力
Figure 9. Stress nephogram of Case 2
图9. 工况2应力云图
② 巷道穿越1条软弱夹层的地质条件下，巷道开挖后采用锚网喷进行支护，其巷道支护结构数值计算结果见图9所示。巷道在穿越含软弱夹层的薄层状含砂质板岩时，水平与垂直应力分布呈现显著差异特征。水平方向应力表现为巷道中心区域拉应力集中(最大值7.58×10⁶ Pa，红色区域)，两侧帮部则转为压应力(最小值−4.15×10⁶ Pa，绿色至蓝色过渡)，表明开挖卸荷导致围岩向临空面挤压，锚网喷支护虽约束了两帮变形，但未能完全抵消中部拉应力释放，可能与软弱夹层的应力屏障效应相关；垂直方向应力则呈现顶板局部拉应力(1.15×10⁵ Pa，黄色区域)与底板极端压应力集中(−1.03×10⁷ Pa，深红色区域)，反映垂直地应力主导下顶板下沉、底板鼓起的趋势，而软弱夹层的低强度特性加剧了底部高压应力积聚，锚网喷的浅层加固虽抑制了表面剥落，但深部应力调整不足，导致顶底应力分异显著。
总上，工况二揭示了锚网喷支护对围岩的稳定作用及其对深部应力重分布的调控局限，需重点关注拉–压应力交界区域的潜在剪切破坏风险。
③ 巷道穿越3条软弱夹层的地质条件下，巷道开挖后采用采用钢拱架 + 超前管棚 + 锚网喷支护方案，其巷道支护结构数值计算结果见图10所示。
在含三条软弱夹层的极破碎薄–中层状含砂质板岩地层中，数值计算结果表明，“锚网喷 + 钢拱架 + 超前小导管”支护方案通过多结构协同作用有效控制了围岩稳定性。水平应力呈现显著非对称集中特征，两侧帮部压应力峰值达−7.01×10⁶ Pa，表明钢拱架通过高刚度支撑承担了主要挤压荷载，抑制了破碎岩体的侧向挤出；而巷道中部浅层拉应力(1.86×10⁶ Pa，红色)则揭示了超前小导管预支护对围岩松动圈的主动约束作用，通过提前注浆加固降低拉应力释放范围。垂直应力以极端压应力为主导，底板压应力积聚至−1.39×10⁷ Pa，反映深部地应力通过软弱夹层向底板传递，而顶板中部拉应力(6.2×10⁵ Pa，黄色)与两侧压应力(−5×10⁶ Pa，蓝色)的共存，验证了锚网喷与钢拱架形成的“表层–深层”协同支护体系–锚网喷封闭表
(a) 水平方向应力
(b) 垂直方向应力
Figure 10. Stress nephogram of Case 3
图10. 工况3应力云图
(a) 水平方向应力
(b) 垂直方向应力
Figure 11. Stress nephogram of Case 4
图11. 工况4应力云图
面破碎岩体，钢拱架提供径向刚性支撑，超前小导管则通过预注浆改善顶板岩体完整性，三者在垂直方向形成复合承载拱，将极端压应力分散至支护结构可承受范围内。两向应力云图共同证明，该方案通过主动预加固(超前小导管)、刚性支撑(钢拱架)与表层稳定(锚网喷)的立体防护机制，成功将围岩变形与应力集中控制在安全阈值内，满足极破碎地层动态平衡需求。
④ 巷道穿越3条软弱夹层的极破碎薄层状含砂质板岩地层的条件下，巷道开挖后采用采用钢拱架 + 超前管棚 + 锚网喷支护方案，其巷道支护结构数值计算结果如图11所示。在极破碎薄层状含砂质板岩地层中，薄层状结构与含砂质特性导致层间黏结力弱，水平应力呈显著非对称分布，帮部压应力峰值达−8.3MPa，远超薄中–层状岩体，反映层理面更易发生滑移；垂直方向底板压应力积聚至−16.89 MPa，比薄中–层状高，揭示薄层岩体自承能力更低，深部地应力更易通过软弱夹层向底板传递。支护体系“钢拱架 + 超前管棚 + 锚网喷”钢拱架针对性抵抗帮部高压应力，超前管棚预注浆填补层间空隙，锚网喷抑制浅部离层剥落，将顶板拉应力控制在0.26 MPa，满足极破碎围岩稳定需求。
相较于工况三的薄中–层状岩体，薄层状地层呈现的差异：1) 薄层状岩体因层理密集，应力沿层理面分异更显著；2) 砂质成分加剧水岩软化，垂直应力向底板转移速率快于薄中–层状。
⑤ 巷道穿越3米的断层破碎带的极破碎薄层状含砂质板岩地层的条件下，巷道开挖后采用采用钢拱架 + 超前管棚 + 锚网喷支护方案，其巷道支护结构数值计算结果见图12所示。
在穿越3米断层破碎带的极破碎薄层状砂质板岩地层中，数值计算结果表明，“锚网喷 + 钢拱架 + 超前小导管”支护方案通过多层级协同作用实现了围岩稳定控制。水平应力呈现断层主导的非对称分布特征，断层带附近压应力峰值达−2.60×10⁶ Pa，而巷道中部浅层拉应力为6.50×10⁶ Pa。超前小导管通过预注浆加固断层破碎带，显著降低围岩松散系数，钢拱架提供刚性支撑侧向荷载，锚网喷封闭表面破碎岩体，
(a) 水平方向应力
(b) 垂直方向应力
Figure 12. Stress nephogram of Case 5
图12. 工况5应力云图
三者协同将拉–压应力梯度限制在围岩自稳阈值内。垂直应力以底板极端压应力积聚(−1.357×10⁷ Pa，深蓝色)和顶板低拉应力(4.74×10⁵ Pa，黄色)为特征，揭示断层带作为深部地应力传递通道的“虹吸效应”。钢拱架通过闭合支护环抑制底板压应力扩散，超前小导管预支护减少顶板离层风险，锚网喷则阻断层状剥落，最终将垂直应力峰值控制在钢架屈服强度的安全范围内。
针对以上5种具有代表性的含有软弱夹层或含断层破碎带的工况，在不同支护方式下的X、Y、Z方向位移、塑性区分布范围见下表5所示。结果表明对于5种工况支护后的变形显著降低，塑性区范围显著缩小，5种工况对应的5种支护方式是合理可靠的。
Table 5. Summary of mechanical properties under various calculation conditions
表5. 各计算工况力学性能汇总
工况 |
位移(mm) |
应力(MPa) |
X |
Y |
Z |
Stress-XX |
Stress-ZZ |
|
正向max |
负向max |
正向max |
负向max |
隆起max |
沉降max |
压应力max |
压应力max |
一 |
0.19 |
−0.24 |
0.15 |
−0.12 |
1.05 |
−2.49 |
−3.34 |
−8.21 |
二 |
0.17 |
−0.21 |
0.13 |
−0.11 |
0.92 |
−2.18 |
−2.92 |
−7.18 |
三 |
0.24 |
−0.30 |
0.19 |
−0.15 |
1.31 |
−3.12 |
−4.15 |
−10.30 |
四 |
0.32 |
−0.33 |
0.23 |
−0.21 |
1.47 |
−3.57 |
−4.46 |
−11.40 |
五 |
0.31 |
−0.35 |
0.23 |
−0.16 |
1.54 |
−3.86 |
−3.72 |
−10.40 |
4.3. 模拟结果分析
根据以上数值计算结果，为进一步分析讨论巷道在不同地质条件下其支护结构与围岩力学特性，整理得到各工况最大水平应力值和最大竖向应力值对比曲线分贝见图13，图14所示。
Figure 13. Comparison curves of maximum horizontal stress values in different simulation cases
图13. 各工况最大水平应力值对比曲线
Figure 14. Comparison curves of maximum vertical stress values in different simulation cases
图14. 各工况最大竖向应力值对比曲线
工况1至工况5，巷道所处的围岩条件类似，巷道根据软弱夹层的条数、层厚针对性地设计了支护方案，工况5巷道穿越了厚度约3 m的断层破碎带，同样采取了较为适宜的支护设计方案，计算得到巷道开挖后支护结构及围岩最大水平应力值和最大竖向应力值。对比各工况的应力值可知，随着软弱夹层条数和层厚的增多，巷道的支护结构和围岩所承受的应力呈现出增大的规律，即由于软弱夹层的存在，会使得巷道开挖后周围的岩体产生应力重分布，软弱夹层由于地层强度较弱，会产生更大的松动压力作用于支护结构上，因此最大压应力也多集中于软弱夹层与支护结构交界处，断层破碎带的存在所导致的应力分布特征类似。由于倾斜软弱夹层的存在，巷道的支护结构也呈一定的偏压状态。
针对以上5种具有代表性的含有软弱夹层或含断层破碎带的工况，结果表明对于5种工况支护后的变形显著降低，工况对应的支护方式是合理可靠的。
5. 结论
本文针对不同工况的含软弱夹层或含断层破碎带巷道，依托现场实际情况，建立相应的数值分析模型，对比分析五个不同工况的应力应变分布规律，开展含软弱夹层巷道不同软弱夹层及围岩条件下支护措施的适应性分析，进一步验证了含软弱夹层或含断层破碎带巷道支护方案与措施是合理有效的，得到以下4点结论。
1) 围岩较破碎条件下和软弱夹层条数较多条件下围岩变形较大，含断层破碎带条件下巷道穿越至断层处围岩变形较大。
2) 巷道的支护方式随着软弱夹层条数和层厚的增多要求越来越高，其变形主要集中在拱底和拱顶部位。
3) 巷道拱顶、拱底与底板交接部位均易出现应力集中现象，这与大量工程实际相吻合，采用合理的支护方式快速支护，与围岩共同形成承载拱圈，对围岩早期变形有较好的抑制，可最大限度地提高围岩自身承载能力。
4) 针对不同的地层条件，采取针对性的支护方案，并控制施工质量，巷道围岩与支护结构的变形均可处于安全可控的范围之内。