孟慶彬，韓立軍，張建，文圣勇，張帆舸，李浩

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深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道支護(hù)技術(shù)研究及其應(yīng)用

孟慶彬1, 2，韓立軍1，張建1，文圣勇1，張帆舸1，李浩1

(1. 中國礦業(yè)大學(xué)深部巖土力學(xué)與地下工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇徐州，221116；2. 山東科技大學(xué)山東土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東青島，266590)

針對深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道圍巖變形量大、變形劇烈、底臌嚴(yán)重、流變性強(qiáng)、支護(hù)難等特點(diǎn)，基于巷道圍巖松動圈地質(zhì)雷達(dá)探測、收斂變形監(jiān)測等地質(zhì)力學(xué)測試技術(shù)，揭示深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道變形破壞特征；采用數(shù)值模擬技術(shù)手段，從圍巖強(qiáng)度特性、流變特性、巷道斷面形狀、軟巖巷道群開挖相互影響、支護(hù)設(shè)計這5個方面分析深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道變形破壞機(jī)理。針對安徽省淮南市朱集西礦深部開拓巷道特征與工程地質(zhì)條件，提出“錨網(wǎng)索噴+U型鋼支架+注漿+底板錨注”分步聯(lián)合支護(hù)技術(shù)方案；基于大型三維模型試驗(yàn)系統(tǒng)，驗(yàn)證分步聯(lián)合支護(hù)技術(shù)方案的可行性；采用FLAC 3D研究分析不同支護(hù)方案的支護(hù)效果，模擬驗(yàn)證分步聯(lián)合支護(hù)方案的合理性。研究結(jié)果表明：分步聯(lián)合支護(hù)技術(shù)方案有效地控制了深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道的大變形與底臌，保證了巷道圍巖與支護(hù)結(jié)構(gòu)的長期穩(wěn)定及安全。

深部高應(yīng)力；破碎軟巖巷道；變形破壞機(jī)理；分步聯(lián)合支護(hù)

隨著煤礦開采深度的增加，地質(zhì)條件惡化、破碎巖體增多、地應(yīng)力增大、水頭壓力增加、地溫升高等加劇了軟巖巷道礦壓顯現(xiàn)的劇烈程度，軟巖巷道變形破壞嚴(yán)重。深部巖體處在“三高一擾動”的復(fù)雜力學(xué)環(huán)境[1?5]，使得煤礦深部軟巖巷道圍巖穩(wěn)定受多因素綜合作用，圍巖控制問題日益突出。進(jìn)入深部開采后，巷道賦存地質(zhì)與應(yīng)力環(huán)境不同，導(dǎo)致深部巷道圍巖的變形破壞特征與淺部圍巖存在明顯不同。在淺部表現(xiàn)為堅(jiān)硬穩(wěn)定的圍巖，在深部表現(xiàn)出顯著的軟巖特征。淺部原巖大多處于彈性狀態(tài)，而進(jìn)入深部后由于圍巖內(nèi)賦存的高地應(yīng)力與圍巖體低強(qiáng)度之間存在突出矛盾，巷道開挖后二次應(yīng)力場形成引起的應(yīng)力集中及巷道群開挖擾動造成應(yīng)力場的相互疊加效應(yīng)，導(dǎo)致較大范圍內(nèi)的圍巖受到的壓剪應(yīng)力超過了圍巖強(qiáng)度，使其處于峰后破裂區(qū)的碎裂剪脹狀態(tài)[4?5]。軟巖巷道支護(hù)仍是當(dāng)今世界采礦及地下工程中的一項(xiàng)重要而復(fù)雜的技術(shù)問題[6]，深部高應(yīng)力軟巖巷道支護(hù)是一個重要的研究方向，它是舊礦井向深部拓展及進(jìn)行深部資源開采的關(guān)鍵技術(shù)。國內(nèi)外許多研究者進(jìn)行了大量研究，如何滿潮等[7?9]針對軟巖大變形的特點(diǎn)，研發(fā)了深部軟巖工程大變形力學(xué)分析系統(tǒng)，提出了以恒阻大變形錨網(wǎng)索耦合支護(hù)為核心的主動支護(hù)技術(shù)體系；劉泉聲 等[10?12]分析了煤礦深部破碎軟弱圍巖支護(hù)的難點(diǎn)及其支護(hù)機(jī)制，提出了分步聯(lián)合支護(hù)的設(shè)計理念和優(yōu)化支護(hù)方案；靖洪文等[13?14]揭示了深部軟巖巷道圍巖變形失穩(wěn)機(jī)理，提出了剛?cè)狁詈蟿討B(tài)加固技術(shù)；康紅普 等[15]提出了高預(yù)應(yīng)力、強(qiáng)力支護(hù)理論，開發(fā)了煤礦錨桿支護(hù)成套技術(shù)；孟慶彬等[16?18]對深部高應(yīng)力軟巖巷道斷面形狀進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計，分析了其變形破壞特性，揭示了深部巷道圍巖變形破壞機(jī)理，提出了以內(nèi)注漿錨桿為核心的錨桿+錨索+錨注“三錨”聯(lián)合支護(hù)體系。但深部高應(yīng)力軟巖巷道支護(hù)依然面臨許多新的難題，為此，本文作者以淮南礦區(qū)千米深井朱集西礦為工程背景，以深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道為研究對象，基于礦壓監(jiān)測、理論分析、模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬等綜合技術(shù)手段，揭示深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道變形破壞機(jī)理，探討其支護(hù)理念與技術(shù)，以便為類似巷道支護(hù)提供 借鑒。

1 深部破碎軟巖巷道變形破壞特征

朱集西礦位于安徽省淮南市，礦井設(shè)計生產(chǎn)能力為400萬t/a。目前主要巷道水平為?860~?1 000 m，圍巖巖性主要為泥巖、碳質(zhì)泥巖及粉砂巖等軟弱巖層，并且是由各薄巖層構(gòu)成的復(fù)合巖體，其巖石強(qiáng)度低，原巖應(yīng)力高，巷道斷面大，巷道布置密集，屬于深部高應(yīng)力軟弱圍巖大斷面巷道群。由于密集布置的大斷面巷道分布于大規(guī)模松軟圍巖中，相鄰巷道開挖擾動區(qū)相互疊加，受高地應(yīng)力與開挖擾動影響，又因錨網(wǎng)索支護(hù)參數(shù)設(shè)計不合理，造成錨網(wǎng)索支護(hù)結(jié)構(gòu)失效(噴層開裂、脫落，鋼筋網(wǎng)外露、斷開，錨桿與錨索破斷等)，巷道圍巖因產(chǎn)生大變形而失穩(wěn)破壞，多次返修后圍巖仍不斷變形。

1.1 圍巖松動圈地質(zhì)雷達(dá)探測與分析

巷道圍巖松動圈是圍巖應(yīng)力超過其強(qiáng)度而產(chǎn)生的破壞區(qū)，是反映圍巖應(yīng)力與巖體強(qiáng)度相互作用結(jié)果的1個綜合性指標(biāo)，通?？刹捎贸暡y試儀、鉆孔窺視儀、地質(zhì)雷達(dá)等測試設(shè)備進(jìn)行現(xiàn)場實(shí)測獲得。采用地質(zhì)雷達(dá)無損檢測技術(shù)對井下開拓巷道圍巖松動圈進(jìn)行探測，以確定深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道圍巖松動圈的范圍。圍巖松動圈地質(zhì)雷達(dá)探測結(jié)果見表1。

開拓巷道采用的原錨網(wǎng)索支護(hù)方案見表2。由于開拓巷道采用的原錨網(wǎng)索支護(hù)方案不合理，造成錨網(wǎng)索支護(hù)結(jié)構(gòu)失穩(wěn)破壞，不能有效地控制深部軟巖巷道圍巖塑性區(qū)的損傷擴(kuò)展與大變形，使圍巖變形破壞嚴(yán)重；在開拓巷道修復(fù)時，仍采用原支護(hù)技術(shù)方案，造成修復(fù)后的巷道圍巖不能維持基本穩(wěn)定及安全，而是在高應(yīng)力作用下巷道圍巖再次失穩(wěn)破壞，這就加劇了巷道圍巖的松動破裂區(qū)逐漸由圍巖表面向深部擴(kuò)展，從而造成巷道圍巖松動破裂區(qū)范圍較大。從12個測站、32個測試斷面的圍巖松動圈測試結(jié)果看，整體上朱集西礦深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道圍巖松動范圍較大，基本為2.0~2.5 m，局部為5.0~6.0 m。

表1 深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道圍巖松動圈地質(zhì)雷達(dá)探測結(jié)果

表2 原支護(hù)材料及規(guī)格參數(shù)

1.2 巷道圍巖收斂變形監(jiān)測

為反映巷道圍巖收斂變形情況，采用收斂計對開拓巷道圍巖頂?shù)装逡平颗c兩幫內(nèi)擠量進(jìn)行實(shí)時監(jiān)測。分開拓巷道圍巖位移隨時間變化關(guān)系曲線如圖1所示。由圖1可知：經(jīng)過0.5 a以上巷道圍巖收斂變形監(jiān)測，深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道圍巖變形仍不止或在短暫相對穩(wěn)定后變形又繼續(xù)增加，表明其流變性顯著。巷道圍巖變形量較大，頂?shù)装逡平繛?27.43~ 893.72 mm，兩幫內(nèi)擠量為169.34~247.96 mm。巷道底板底臌較嚴(yán)重，每月基本臥底1~2次，起底量為300~ 500 mm。

(a) ?962 m水平軌道石門；(b) ?962 m水平一號總回風(fēng)石門；(c) 東西翼大巷

2 深部破碎軟巖巷道變形破壞機(jī)理

巷道開挖前，深部巖體處于三向受力平衡狀態(tài)，在巖體中開挖巷道或硐室必然擾動或破壞原先處于相對平衡狀態(tài)的地應(yīng)力場，造成切向應(yīng)力增加與徑向應(yīng)力減少，從而引起巷道圍巖在一定范圍內(nèi)地應(yīng)力重新分布和產(chǎn)生應(yīng)力集中。當(dāng)圍巖體自身的強(qiáng)度較高或作用于圍巖體上的應(yīng)力較低時，巷道或硐室周邊圍巖的應(yīng)力狀態(tài)處于彈性范圍內(nèi)；當(dāng)圍巖局部區(qū)域的應(yīng)力超過圍巖體強(qiáng)度時，圍巖進(jìn)入塑性變形或破壞狀態(tài)，此時巷道圍巖周邊應(yīng)力降低，高應(yīng)力逐漸向圍巖深部轉(zhuǎn)移，經(jīng)過調(diào)整后達(dá)到新的三向應(yīng)力平衡狀態(tài)，在巷道周邊圍巖中產(chǎn)生一個松散破碎區(qū)，又稱為圍巖松動圈[13, 19]。深部軟巖巷道圍巖穩(wěn)定性的影響因素較復(fù)雜，下面從幾個方面探討深部破碎軟巖巷道變形破壞的影響因素。

2.1 圍巖強(qiáng)度特性

深部軟巖巷道支護(hù)難題在于圍巖體內(nèi)賦存的高地應(yīng)力與圍巖體低強(qiáng)度之間存在突出矛盾，圍巖體的巖性及其物理力學(xué)性質(zhì)是影響深部軟巖巷道穩(wěn)定與支護(hù)難度的重要因素之一。采用萬能材料試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行巖石的常規(guī)抗壓、抗剪及劈裂試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果見表3。

巷道圍巖中存在一些小構(gòu)造、破碎帶及煤線，炮掘后巖塊的塊度小，完整性較差。為了保證巖塊能取出巖心進(jìn)行巖石力學(xué)性質(zhì)試驗(yàn)，所取泥巖巖塊的塊度相對較大，完整性較好，試驗(yàn)時其強(qiáng)度相對較高，為高應(yīng)力軟巖。工程實(shí)踐表明，該礦泥巖遇水后極易泥化、崩解，若巷道開挖后未及時噴漿封閉圍巖，造成泥巖在短時間內(nèi)喪失承載力，則極不利于巷道圍巖的控制。泥巖中一般含有蒙脫石、伊利石、高嶺石等膨脹性黏土礦物成分，因巷道掘進(jìn)、鉆孔打眼等施工用水及通風(fēng)影響，引起巷道圍巖吸水或失水，改變了圍巖體內(nèi)的含水狀態(tài)，造成圍巖體產(chǎn)生收縮或膨脹，降低了其完整性及強(qiáng)度，進(jìn)一步加劇了巷道圍巖的變形與破壞程度。

2.2 圍巖流變特性

軟巖巷道圍巖流變性較突出，即在巷道開挖初期圍巖的變形量及變形速率較小，隨著時間的延續(xù)而不斷增大，經(jīng)過若干時間后(長達(dá)數(shù)年)，巷道圍巖才發(fā)生失穩(wěn)破壞，流變破壞是深部高應(yīng)力軟巖巷道失穩(wěn)破壞主要形式之一[20]。基于工程類比法，采用Burgers本構(gòu)模型進(jìn)行深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道圍巖的流變特性數(shù)值模擬，以揭示其在不同應(yīng)力水平(巷道埋深)條件下圍巖的流變特性。圍巖流變參數(shù)選取見表4[21]，不同埋深條件下巷道圍巖流變曲線見圖2。

從圖2可知：隨著巷道埋深(應(yīng)力水平)增大，從巷道開挖后的1 d到180 d，巷道圍巖的頂板、底板和兩幫位移隨時間呈逐漸增大趨勢且最終趨于穩(wěn)定；巷道埋深從100 m增加到1 000 m時，巷道圍巖頂板最大位移依次為27.815，67.808，148.970，234.960，321.840和423.100 mm，最大位移增加量依次為39.993，81.162，85.990，86.880和101.26 mm，增加幅度依次為58.98%，54.48%，36.6%，27.0%和23.93%；巷道圍巖底板最大位移依次為49.669，90.262，172.390，257.750，345.580和431.57 mm，最大位移增加量依次為40.593，82.128，85.360，87.830和85.990 mm，增加幅度依次為44.97%，47.64%，33.12%，25.42%和19.92%；巷道圍巖幫部最大位移依次為36.180，74.994，151.690，231.050，313.420和401.390 mm，最大位移增加量依次為38.814，76.700，79.360，82.370和87.970 mm，增加幅度依次為51.76%，50.56%，34.35%，26.28%和21.92%。上述結(jié)果表明：隨著巷道埋深增大，巷道圍巖位移增加量隨之增大，而增加幅度不斷減少，呈現(xiàn)出“頂板下沉量的增加幅度＞幫部內(nèi)擠量的增大幅度＞底板底臌量的增大幅度”規(guī)律，且表明圍巖流變性隨巷道埋深的增加越來越顯著；在相同埋深時，呈現(xiàn)出“底板底臌量＞幫部內(nèi)擠量＞頂板下沉量”的流變特性，即底板是巷道支護(hù)的薄弱位置，也是圍巖內(nèi)賦存彈性變形能釋放的突出點(diǎn)，巷道底板劇烈變形，不利于巷道幫部與頂板的整體穩(wěn)定，應(yīng)加強(qiáng)支護(hù)。

表3 軌道與運(yùn)輸順槽底抽巷巖石物理力學(xué)性質(zhì)試驗(yàn)結(jié)果

注：為重度；t為抗拉強(qiáng)度；c為單軸抗壓強(qiáng)度；為彈性模量；為泊松比；為黏聚力；為內(nèi)摩擦角。

表4 Burgers數(shù)值模擬參數(shù)

注：M為Maxwell體的彈性模量；K為Kelvin體的彈性模量；M為Maxwell體的黏性系數(shù)；K為Kelvin體的黏性系數(shù)。

(a) 頂板下沉量；(b) 幫部內(nèi)擠量；(c) 底板底臌量

2.3 巷道斷面形狀

煤礦巷道斷面形狀常采用折線形和曲線形等2大類，由于受巷道斷面利用率、采煤設(shè)備及施工機(jī)械、技術(shù)與工藝等較多因素的影響，井下巷道常采用直墻拱形與矩形斷面，而整體受力較好的圓形巷道采用較少。斷面形狀對巷道圍巖穩(wěn)定有一定的影響，并且支護(hù)結(jié)構(gòu)對不同斷面形狀巷道圍巖的控制效應(yīng)也不同。采用FLAC 3D揭示直墻拱形、矩形與圓形斷面這3種類型巷道開挖后圍巖位移、塑性區(qū)及應(yīng)力分布規(guī)律，研究不同斷面形狀對巷道圍巖穩(wěn)定性的影響規(guī)律。采用FLAC 3D建立模擬區(qū)域的長×寬×高為60 m× 60 m×60 m。本數(shù)值計算的邊界條件為：限制模型底部的位移，取垂直應(yīng)力為25 MPa，側(cè)壓力系數(shù)為1.2。巖層參數(shù)取值見表2，采用Mohr?Coulomb破壞準(zhǔn)則。不同斷面形狀巷道圍巖位移曲線如圖3所示，不同斷面形狀巷道圍巖塑性區(qū)與應(yīng)力分布如圖4所示。

由圖3可知：采用直墻拱形斷面時計算所得頂板下沉量為498.4 mm，底板底臌量為673.9 mm，幫部內(nèi)擠量為472.8 mm；采用矩形斷面時計算所得頂板下沉量為714.9 mm，底板底臌量為717.3 mm，幫部內(nèi)擠量為566.9 mm；采用圓形斷面時計算所得頂板下沉量為330.5 mm，底板底臌量為540.8 mm，幫部內(nèi)擠量為327.7 mm。以上結(jié)果表明：矩形斷面巷道圍巖變形量最大，直墻拱形斷面次之，圓形斷面最小，并呈現(xiàn)出“底板底臌量＞頂板下沉量＞幫部內(nèi)擠量”的變形規(guī)律。

由圖4可知：采用直墻拱形斷面時計算所得圍巖塑性區(qū)頂板最大深度為3.03 m，底板最大深度為 4.2 m，幫部最大深度為2.55 m；采用矩形斷面時計算所得圍巖塑性區(qū)頂板最大深度為4.08 m，底板最大深度為6.00 m，幫部最大深度為3.06 m；采用圓形巷道時計算所得圍巖塑性區(qū)頂板最大深度為2.55 m，底板最大深度為3.03 m，幫部最大深度為2.04 m，且圍巖塑性區(qū)分布較均勻，在巷道頂角與底角處未出現(xiàn)塑性區(qū)集中現(xiàn)象。采用直墻拱形斷面時在巷道底角處產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，最大集中應(yīng)力為32.23 MPa；采用矩形斷面時在巷道頂角與底角處均產(chǎn)生應(yīng)力現(xiàn)象，最大集中應(yīng)力為32.89 MPa；采用圓形巷道時在巷道周邊為產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，最大集中應(yīng)力為31.57 MPa，圍巖應(yīng)力分布均勻。

(a) 頂板下沉量；(b) 幫部內(nèi)擠量；(c) 底板底臌量

(a) 直墻拱形；(b) 矩形；(c) 圓形；(d) 直墻拱形；(e) 矩形；(f) 圓形

2.4 軟巖巷道群開挖相互影響

深部巷道往往處于密集布置軟巖巷道群中，鄰近巷道的開挖會造成圍巖開挖擾動區(qū)與二次應(yīng)力場的相互疊加，造成已趨于變形穩(wěn)定的巷道再次擾動而失穩(wěn)破壞；高地應(yīng)力與多次擾動應(yīng)力場相互疊加，使得深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道處于不斷變形狀態(tài)，加劇了巷道圍巖的變形速度與破壞程度，極不利于巷道圍巖的控制。朱集西礦西翼巷道群(西翼膠帶運(yùn)輸大巷、西翼矸石運(yùn)輸大巷、西翼軌道大巷、西翼回風(fēng)大巷)布置位置較遠(yuǎn)，但工程實(shí)踐表明，鄰近巷道的開挖也會有一定的擾動影響，為研究巷道群巷道開挖擾動影響范圍，擬建立大型數(shù)值計算模型，采用Mohr?Coulomb破壞準(zhǔn)則，以揭示其相互影響規(guī)律；建立模型長×寬×高為322 m×30 m×110 m，共劃分1 548 600個單元、 1 609 923個節(jié)點(diǎn)，所建立的FLAC 3D三維數(shù)值模擬模型如圖5所示。為較好地反映鄰近巷道開挖對既有巷道(西翼膠帶運(yùn)輸大巷)的擾動影響，將數(shù)值計算相關(guān)結(jié)果見表5。由表5可知：西翼膠帶運(yùn)輸大巷開挖后，頂板下沉量為505.8 mm，底板底臌量為676.4 mm，幫部內(nèi)擠量為477.2 mm。西翼矸石運(yùn)輸大巷(與西翼膠帶運(yùn)輸大巷相距70 m左右)開挖后對西翼膠帶運(yùn)輸大巷圍巖產(chǎn)生擾動(1次開挖擾動)，造成其圍巖變形量增加，頂板下沉量為562 mm，增加幅度為11.11%；底板底臌量為764.1 mm，增加幅度為12.97%；幫部內(nèi)擠量為527.8 mm，增加幅度為10.60%。西翼軌道大巷(與西翼膠帶運(yùn)輸大巷相距150 m左右)開挖后對西翼膠帶運(yùn)輸大巷圍巖再次擾動(2次開挖擾動)，造成其圍巖變形量增加，頂板下沉量為563.0 mm，增加幅度為11.31%；底板底臌量為764.4 mm，增加幅度為13%；幫部內(nèi)擠量為529.0 mm，增加幅度為10.86%。西翼回風(fēng)大巷(與西翼膠帶運(yùn)輸大巷相距204.0 m左右)開挖后對西翼膠帶運(yùn)輸大巷圍巖再次擾動(3次開挖擾動)，造成其圍巖變形量增加，頂板下沉量為563.2 mm，增加幅度為11.35%；底板底臌量為765.1 mm，增加幅度為13.11%；幫部內(nèi)擠量為534.1 mm，增加幅度為11.92%。以上結(jié)果表明：當(dāng)深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道群距離較近時，鄰近巷道的開挖對既有巷道產(chǎn)生較大開挖擾動影響；隨著巷道群距離增加，鄰近巷道開挖對既有巷道的影響逐漸減弱；深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道群開挖相互影響范圍較大，相離70 m左右時仍有較大影響，應(yīng)優(yōu)化深部軟巖巷道布置方式(相對位置、走向)，以減弱巷道群之間的開挖擾動影響。

圖5 FLAC 3D三維數(shù)值模擬模型

表5 深部軟巖巷道群開挖交互影響數(shù)值計算結(jié)果

2.5 原支護(hù)方案設(shè)計不合理

原開拓巷道支護(hù)設(shè)計雖然采用錨網(wǎng)索聯(lián)合支護(hù)方案，但由于錨網(wǎng)索支護(hù)參數(shù)設(shè)計不合理，未形成耦合支護(hù)結(jié)構(gòu)，造成錨網(wǎng)索支護(hù)結(jié)構(gòu)失效，不能有效地控制深部軟巖巷道的大變形與底臌。對于深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道，在其開挖之前軟巖已經(jīng)處于潛塑性狀態(tài)，由于開挖擾動及鄰近巷道開挖的多次擾動，圍巖基本處于破碎狀態(tài)，常規(guī)支護(hù)技術(shù)難以奏效；可通過注漿加固技術(shù)，將破壞圍巖膠結(jié)成一個承載結(jié)構(gòu)，改變破裂巖體的力學(xué)特性，提高圍巖的完整性與承載力。因巷道底板所處的部位特殊，工作面裝巖出矸和材料運(yùn)輸使得底板支護(hù)常常滯后于巷道兩幫和頂拱，導(dǎo)致底板暴露時間長，且支護(hù)強(qiáng)度較低，往往造成底臌劇烈。底板已成為巷道整體失穩(wěn)破壞的薄弱點(diǎn)與突破點(diǎn)，應(yīng)采取可行的支護(hù)與加固措施，有效地控制底臌，以保證巷道圍巖的整體穩(wěn)定及安全。

3 深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道“錨網(wǎng)索噴+U型鋼支架+注漿+底板錨注”分步聯(lián)合支護(hù)技術(shù)

3.1 深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道支護(hù)技術(shù)

基于對深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道變形破壞特征與破壞機(jī)理分析，提出了深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道支護(hù)理念[21]，即巷道開挖后要充分釋放圍巖變形能，以適應(yīng)深部高應(yīng)力軟巖巷道大變形的特點(diǎn)；改善圍巖性質(zhì)，保證圍巖的完整性，提高圍巖強(qiáng)度；維護(hù)、保持和提高圍巖的殘余強(qiáng)度，充分發(fā)揮圍巖的承載能力；關(guān)鍵部位加強(qiáng)支護(hù)，防止圍巖變形破壞從薄弱點(diǎn)突破；全斷面分步聯(lián)合加固，工序科學(xué)合理；長期監(jiān)測，優(yōu)化支護(hù)方案，形成合理的支護(hù)理念與成套支護(hù)技術(shù)。針對朱集西礦深部開拓巷道特征及工程地質(zhì)條件，提出深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道采用“錨網(wǎng)索噴+U型鋼支架+注漿+底板錨注”分步聯(lián)合支護(hù)技術(shù)方案。錨網(wǎng)噴支護(hù)結(jié)構(gòu)見圖6。

單位：mm

1) 錨網(wǎng)噴參數(shù)。錨桿采用高性能左旋無縱筋螺紋錨桿，鋼號HRB500，規(guī)格為直徑×長度為22 mm× 2 800 mm，間排距為700 mm×700 mm；采用2卷Z2865型樹脂藥卷加長錨固，錨固長度不少于1 m，錨固力不低于120 kN，預(yù)緊力不低于80 kN；托盤采用拱型高強(qiáng)度托盤，長度×寬度×高度為150 mm×150 mm×12 mm。鋼筋托梁采用直徑為14 mm的螺紋鋼焊接而成，全斷面使用。鋼筋網(wǎng)采用直徑為8 mm螺紋鋼焊接，網(wǎng)孔長度×寬度為100 mm×100 mm。噴射混凝土強(qiáng)度等級C25，配合比為1:2:2，摻3%~5%速凝劑，初噴厚度50 mm。

2) 錨索與U型鋼支架參數(shù)。預(yù)應(yīng)力錨索采用1×19股高強(qiáng)度低松弛預(yù)應(yīng)力鋼絞線制作，錨索直徑為22 mm，長度為6 300 mm；孔徑為32 mm，采用3卷Z2865型樹脂藥卷加長錨固和采用高強(qiáng)度可調(diào)心托盤(長度×寬度×高度為300 mm×300 mm×16 mm)。錨索的預(yù)應(yīng)力不低于100 kN，間排距為1 400 mm× 1 400 mm。支架采用U36型鋼制作(見圖7)，排距為700 mm。

3) 注漿參數(shù)?？紤]巷道圍巖噴層承受的壓力與注漿效果，采用低壓淺孔充填注漿與高壓深孔滲透注漿組成的分次耦合注漿技術(shù)。首先打孔預(yù)埋注漿管，間排距為1.4 m×1.4 m。低壓淺孔注漿管直徑×長度為38 mm×1.0 m，孔徑為45 mm，孔深為2.8 m；低壓淺孔注漿時采用單液水泥－水玻璃漿液，水泥使用42.5級普通硅酸鹽水泥，水灰比控制在0.8~1.0，水玻璃的摻量為水泥用量的3%~5%；注漿壓力控制在2 MPa以內(nèi)，保證噴層不發(fā)生開裂。待漿液凝固后，進(jìn)行高壓深孔滲透注漿，深孔注漿仍采用淺孔注漿管，用直徑為28 mm鉆頭進(jìn)行掃孔，掃孔深度為5.0 m，高壓深孔注漿時采用52.5級普通硅酸鹽水泥，水灰比控制在0.5~0.6，摻加水泥量為0.7%的NF高效減水劑；當(dāng)圍巖中的裂隙較小時，可采用超細(xì)水泥或化學(xué)漿液；注漿壓力控制在3~5 MPa，加固范圍控制在5.0 m左右。注漿加固結(jié)構(gòu)見圖8。

單位：mm

單位：mm

4) 底板錨注加固結(jié)構(gòu)參數(shù)。反底拱采用圓弧拱結(jié)構(gòu)，弧兩端與巷道墻角相接，弧中間最深部位和墻角水平垂距為500 mm，兩底角處為200 mm，采用鋼筋托梁與鋼筋網(wǎng)與幫部相連，使得頂?shù)讕托纬?個封閉的整體結(jié)構(gòu)。底板預(yù)注漿孔間排距為3.0 m×6.0 m，孔徑為90 mm，孔深為6.0 m；底板注漿前，先超前10~20 m施工抽水孔，抽水孔徑為90 mm，孔深為6.0~8.0 m。底板錨索間排距為2.0 m×3.0 m，孔徑為90 mm，孔深為8.0~15.5 m，可作為注漿孔與抽水孔使用；組合錨索選用3根直徑為17.8 mm、長度為8.0~15.5 m的鋼絞線作為一束組合錨索，頭部3.0 m段編制成串珠狀，以有利于增強(qiáng)錨固效果，提高錨索束的錨固力，間隔1.0 m固定支架與卡箍，使各錨索束均勻地綁扎在一起。每組錨索配用長度×寬度×高度為400 mm×400 mm×16 mm與200 mm×200 mm×12 mm托盤各1塊，3孔規(guī)格鎖具1個。底板注漿材料與參數(shù)與低壓淺孔注漿的相同。

巷道底板圍巖較松軟破碎，若在底板直接打深鉆孔，則往往造成鉆孔出現(xiàn)塌孔現(xiàn)象，成孔較困難，故先對底板淺部6 m松動圈進(jìn)行初注漿，給打錨索孔與深孔注漿創(chuàng)造條件，隨后再施工組合錨索鉆孔與安裝組合錨索，最后往注漿管注漿及封孔；利用錨索孔對底板深部進(jìn)行注漿，注漿完成后安設(shè)大、小托盤及索具張拉錨索。臥底時采用風(fēng)鎬與手鎬配合破巖，人工裝矸；臥底施工結(jié)束后，必須將矸石清理干凈，臥底的矸石不能影響軌道通車；在臥底較深段，為避免一次性臥底造成軌道、道木懸浮，可采取分次臥底，首次臥底深度不超過400 mm，臥底長度不少于20 m，然后對該段巷道進(jìn)行下一次臥底；臥底后軌道軌枕不能接實(shí)底，必須在下面充填道木，以確保軌枕接實(shí)底。底板打孔時采用ZQJJ?200/1.8型氣動架柱式鉆機(jī)配直徑為90 mm鉆頭打鉆；將按規(guī)格要求編制好的組合錨索推送入孔，直至孔底；下注漿管后，采用適量棉絲或水泥袋纏繞在注漿管上，用鉆桿將其推至距注漿孔內(nèi)，向孔內(nèi)塞入水泥水玻璃并搗實(shí)進(jìn)行封孔。注漿結(jié)束后，將地錨孔用混凝土填平。底板錨注結(jié)構(gòu)見圖9。

3.2 支護(hù)效果數(shù)值模擬

本模擬采用FLAC 3D建立模擬區(qū)域范圍、邊界條件及巷道巖層參數(shù)取值與前面的相同，采用Mohr?Coulomb破壞準(zhǔn)則，揭示深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道圍巖變形與塑性區(qū)的演化規(guī)律。在數(shù)值模擬時，選取錨桿、錨索與噴射混凝土等支護(hù)參數(shù)，見表6[22]。注漿加固后提高了破裂巖體的完整性與強(qiáng)度，可將破碎圍巖注漿加固范圍內(nèi)圍巖體的物理力學(xué)參數(shù)進(jìn)行適當(dāng)調(diào)整，以反映注漿加固效果[23]。

單位：mm

采用FLAC 3D模擬研究深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道在不同支護(hù)方案(工況一，巷道開挖后不支護(hù)；工況二，錨網(wǎng)噴支護(hù)；工況三，錨網(wǎng)索噴+U36型鋼支架聯(lián)合支護(hù)；工況四，錨網(wǎng)索噴+U36型鋼支架+注漿聯(lián)合支護(hù)；工況五，錨網(wǎng)索噴+U36型鋼支架+注漿+底板錨注聯(lián)合支護(hù))下的圍巖控制效果，以驗(yàn)證該分步聯(lián)合支護(hù)技術(shù)方案的合理性與可行性，不同支護(hù)方案深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道圍巖位移及塑性區(qū)深度見表7。

分析表7可知：采用“錨網(wǎng)索噴+U型鋼支架+注漿+底板錨注”分步聯(lián)合支護(hù)技術(shù)方案后，巷道圍巖頂板最大下沉量約為50.88 mm，底板最大底臌量約為52.53 mm，幫部最大內(nèi)擠量約為45.38 mm；圍巖塑性區(qū)數(shù)值較小，分布較均勻。數(shù)值模擬結(jié)果表明：采用分步聯(lián)合支護(hù)技術(shù)方案可有效地控制圍巖的大變形與底臌，保證深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道圍巖與支護(hù)結(jié)構(gòu)的長期穩(wěn)定及安全。

表6 支護(hù)結(jié)構(gòu)物理力學(xué)參數(shù)

表7 不同支護(hù)方案深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道圍巖位移及塑性區(qū)深度

3.3 深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道支護(hù)技術(shù)相似模型試驗(yàn)研究

為驗(yàn)證分步聯(lián)合支護(hù)技術(shù)方案的可行性與圍巖控制效果，采用WYQ1000?1大型三維模型試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行模型試驗(yàn)。模型的鋪設(shè)高度×寬度×厚度為1.00 m× 1.00 m×0.25 m，本試驗(yàn)的相似材料采用砂子和石蠟，不同巖層間的節(jié)理和層理則用石英砂和云母粉進(jìn)行模擬[24]。

3.3.1 巷道圍巖破壞特征

巷道圍巖頂?shù)装逶谥ёo(hù)結(jié)構(gòu)作用下未出現(xiàn)明顯的破裂(頂板垮落或底板底臌)，圍巖兩幫的剪切破壞較明顯，在兩幫位置處有少數(shù)錨桿、錨索脫錨，U型鋼的拱肩位置出現(xiàn)了凹陷變形。一般地，隨著試驗(yàn)所施加的荷載不斷增大，巷道圍巖應(yīng)力超過其自身強(qiáng)度而破壞；但在支護(hù)結(jié)構(gòu)作用下，破裂圍巖的殘余強(qiáng)度有所提高，可在圍巖中形成一定厚度的承載區(qū)而發(fā)生頂板冒落。

3.3.2 巷道內(nèi)表面位移分析

巷道圍巖收斂變形曲線如圖10所示。從圖10可見：隨著試驗(yàn)所施加荷載增加，巷道圍巖收斂變形逐漸增大，在巷道內(nèi)部完成應(yīng)力調(diào)整后，圍巖位移開始趨于穩(wěn)定；在整個加載過程中，圍巖位移基本呈現(xiàn)出階梯狀增加，即表明在支護(hù)結(jié)構(gòu)作用下，圍巖的變形破壞并不是連續(xù)的，而是在應(yīng)力集中到一定程度時逐級增加。幫部收斂變形量為60 mm，頂板下沉量為69 mm，底板底臌量為55 mm。從巷道圍巖收斂變形的變化特點(diǎn)可以看出：在巷道開挖過程中，圍巖塑性區(qū)范圍不斷增大，圍巖位移也隨之增大；在支護(hù)結(jié)構(gòu)作用下，圍巖內(nèi)部應(yīng)力分布產(chǎn)生變化，在巷道圍巖經(jīng)過多次應(yīng)力調(diào)整而重新回到平穩(wěn)狀態(tài)時，此時圍巖位移變化趨于穩(wěn)定。

1—拱頂下沉量；2—兩幫內(nèi)擠量；3—底臌量。

3.4 應(yīng)用效果

為驗(yàn)證分步聯(lián)合支護(hù)技術(shù)方案的合理性與可行性，在西翼11煤膠帶機(jī)大巷(修復(fù)巷道)進(jìn)行井下工業(yè)性試驗(yàn)，監(jiān)測結(jié)果如圖11所示。由圖11可知：巷道頂?shù)装逡平繛?.44 mm，兩幫內(nèi)擠量為15.58 mm，即表明采用“錨網(wǎng)索噴+U型鋼支架+注漿+底板錨注”分步聯(lián)合支護(hù)技術(shù)方案后，有效地控制了深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道的大變形與底臌，保證了巷道圍巖與支護(hù)結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定及安全，是一種有效的支護(hù)途徑。

1—兩幫內(nèi)擠量；2—頂?shù)装逡平俊?/p>

4 結(jié)論

1) 巷道圍巖松動范圍整體較大，基本為2.00~2.50 m，局部為5.00~6.00 m。巷道圍巖持續(xù)變形、變形量較大，頂?shù)装逡平繛?27.43~893.72 mm，兩幫內(nèi)擠量為169.34~247.96 mm。錨網(wǎng)索支護(hù)結(jié)構(gòu)失效，巷道圍巖變形破壞劇烈、破壞嚴(yán)重。

2) 深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道圍巖變形流變性較為突出，隨著巷道埋深增加，圍巖變形量急劇增加；在相同埋深時，呈現(xiàn)出“底板底臌量＞頂板下沉量＞幫部內(nèi)擠量”的流變特性，即底板是巷道支護(hù)的薄弱位置，也是圍巖內(nèi)賦存彈性變形能釋放的突出點(diǎn)，巷道底板劇烈變形，不利于巷道幫部與頂板的整體穩(wěn)定，應(yīng)加強(qiáng)支護(hù)。

3) 巷道斷面形狀對圍巖穩(wěn)定有一定影響，矩形斷面巷道圍巖變形量最大，直墻拱形斷面次之，圓形斷面最小，并呈現(xiàn)出“底板底臌量＞幫部內(nèi)擠量＞頂板下沉量”的變形規(guī)律。當(dāng)巷道群距離較近時，鄰近巷道的開挖對既有巷道產(chǎn)生較大的開挖擾動影響，隨著距離增加，巷道開挖對既有巷道的影響逐漸減弱。

4) 針對朱集西礦深部開拓巷道特征及工程地質(zhì)條件，提出“錨網(wǎng)索噴+U型鋼支架+注漿+底板錨注”分步聯(lián)合支護(hù)技術(shù)方案；基于大型三維模型試驗(yàn)系統(tǒng)，驗(yàn)證了分步聯(lián)合支護(hù)技術(shù)方案的可行性；采用FLAC 3D研究分析了不同支護(hù)方案的支護(hù)效果，模擬驗(yàn)證了支護(hù)方案的合理性。該技術(shù)有效地控制了深部高應(yīng)力破碎軟巖巷道的大變形與底臌，保證了巷道圍巖與支護(hù)結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定及安全。

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(編輯 陳燦華)

Research and application of supporting technology in deep high stress fractured soft-rock roadway

MENG Qingbin1, 2, HAN Lijun1, ZHANG Jian1, WEN Shengyong1, ZHANG Fange1, LI Hao1

(1. State Key Laboratory for Geomechanics and Deep Underground Engineering, China University of Mining and Technology, Xuzhou 221116, China;2. Shandong Provincial Key Laboratory of Depositional Mineralization & Sedimentary Minerals, Shandong University of Science and Technology, Qingdao 266590, China)

The research aims at the problems of large deformation, severe deformation, serious floor heave, high rheology and difficult supporting in the deep roadway which has a high stress level with its surrounding rock being fractured and soften. Based on two geological mechanics testing technologies including the geological radar detection of roadway surround rock loose circle and the monitoring of convergence deformation, the deformation and failure characteristics were revealed of deep roadway which has high stress level, and is fractured and soft. Using the method of the numerical simulation technology, the deformation and failure mechanism of deep high-stressed soft rock roadway were analyzed from five aspects, including surrounding rock strength properties, rheological properties, cross-section shape of roadway, the interaction of soft rock roadways excavation and supporting design. Considering at the characteristics of deep development roadway and the conditions of engineering geological, a step by step combined supporting technical scheme, namely the method of “bolting and shotcreting, U-steel support, grouting and floor bolting casting” was proposed. Based on large 3D model test system, the step by step combined supporting technical scheme was verified. The supporting effect of different support schemes was analyzed by using FLAC 3D. The rationality of the step by step combined supporting technical scheme was also verified. The results show that the large deformation and floor heave of the fractured soft-rock deep roadway under high stress can be effectively controlled with the method of the step by step combined supporting technical scheme, long-term stability and security of the roadway surrounding rock and supporting structure can be ensured.

deep high stress; broken and soft rock roadway; deformation and failure mechanism; step by step combined supporting

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.11.033

TD325.4

A

1672?7207(2016)11?3861?12

2015?12?10；

2016?02?06

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51574223, 41572263, 51323004)；中國博士后科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2015M580493)；山東省土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開放課題(CDPM2014KF03) (Projects(51574223, 41572263, 51323004) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2015M580493) supported by the China Postdoctoral Science Foundation; Project(CDPM2014KF03) supported by the Opening Project Fund of Shandong Provincial Key Laboratory of Civil Engineering Disaster Prevention and Mitigation)

孟慶彬，博士，助理研究員，從事巖體加固理論與應(yīng)用技術(shù)研究；E-mail: mqb1985@126.com