于 洪，李春元，董明麗

(1.河南能源化工集團 焦作煤業(yè)趙固(新鄉(xiāng))能源有限公司，河南 新鄉(xiāng) 453634；2.中國礦業(yè)大學(北京) 力學與建筑工程學院，北京 100083)

隨煤炭開采向深部延伸，受高應力及復雜地質(zhì)構(gòu)造影響，巷道表現(xiàn)出了圍巖變形劇烈、返修頻繁等特點，嚴重制約深部礦井的安全高效生產(chǎn)[1-3]。國內(nèi)外諸多專家學者研究提出了錨網(wǎng)索耦合、錨注、錨噴、強力支護等主動支護技術(shù)[4-8]，為巷道圍巖控制提供了指導作用。而深部巷道圍巖破碎時，傳統(tǒng)錨桿(索)等支護體失效嚴重，巷道圍巖穩(wěn)定性難以保證[9-11]；且受地質(zhì)條件及圍巖差異影響，選擇合理經(jīng)濟的支護方案以控制巷道圍巖變形破壞，也是深部巷道面臨的難點。為此，針對深井高應力巷道破碎圍巖的變形破壞特征，分析巷道強力-分次支護的力學機制，提出與深井巷道圍巖變形相適應的強力-分次協(xié)調(diào)支護技術(shù)，以有效提高巷道圍巖的穩(wěn)定性，可為深井高應力巷道支護提供借鑒和參考。

1 工程概況

1.1 工程地質(zhì)

趙固一礦北翼回風大巷(東)受井田內(nèi)F16斷層(落差H=34.1m，傾角60°～80°)構(gòu)造影響，在通尺105.5～259.3m沿二1煤層頂板以+12°的坡度沿巖層掘進北翼回風大巷(東)平面布置如圖1所示，標高-531.2～-497.9m，地面標高+83.3～+86.9m，埋深581.2～618.1m，北為已回采完畢的16021工作面；煤層厚度平均6.0m，頂板基巖厚度44～95m，二1煤層頂?shù)装逄卣饕姳?。在距北翼回風大巷垂直距離390m處的16011運輸巷內(nèi)測得該區(qū)域內(nèi)最大水平主應力為16.00MPa，最小水平主應力9.11MPa，垂直主應力為13.97MPa，最大水平主應力方向為N63.7°W，屬中等偏高應力區(qū)[12]。

圖1 北翼回風大巷(東)平面示意圖

表1 二1煤層頂?shù)装逄卣?/p>

受F16斷層及16021工作面采動影響，北翼回風大巷(東)通尺105.5～259.3m巖巷段圍巖破碎；且該段巷道需為整個北翼采區(qū)后期服務，服務周期長，斷面大。而北翼回風大巷原沿煤層頂板掘進，采用錨網(wǎng)索配合U型鋼棚支護，施工速度慢，在高應力作用下巷道圍巖變形量大，U型鋼棚彎折破壞嚴重，返修工程量大且次數(shù)多，故需對原支護技術(shù)進行優(yōu)化，以減輕工人勞動強度和支護密度，降低支護成本，從而為同類條件下巷道圍巖控制提供參考和理論依據(jù)。

1.2 巷道圍巖變形破壞分析

為避免趙固一礦深井巷道圍巖產(chǎn)生嚴重變形破壞，現(xiàn)場觀測總結(jié)了北翼回風大巷圍巖變形破壞的主要影響因素。

1)深部高應力作用。北翼回風大巷埋深約600m，垂直應力主應力達13.97MPa，受區(qū)域構(gòu)造影響，最大水平主應力達16.00MPa，約為垂直應力的1.15倍；巷道掘進后按應力集中系數(shù)為3進行計算，切向應力高達41.9MPa，最大水平主應力的釋放及切向應力的壓剪作用將導致圍巖產(chǎn)生嚴重變形破壞，故深部高應力作用為巷道圍巖變形破壞的直接誘因。

2)F16斷層影響。為通過F16斷層，北翼回風大巷(東)通尺105.5～259.3m由原煤巷掘進變更為巖巷掘進，由斷層上盤向下盤過渡，傾角12°，掘進時巖體完整性差，圍巖破碎，鉆孔(巷道淺部圍巖0～3m段)塌孔嚴重，施工難度大，圍巖穩(wěn)定性差。

3)支護參數(shù)不合理。北翼回風大巷原頂板、幫部支護錨索規(guī)格分別為Φ21.6mm×8300mm、Φ17.8mm×4300mm，設計預緊力分別為200kN、150kN；錨索預緊力偏低，無法充分發(fā)揮錨索的主動支護作用。在北翼回風大巷建立了6處錨索應力檢測點，發(fā)現(xiàn)施工時預緊力過小，后期錨索錨固力均有一上升過程，圍巖變形量大。因此，預緊力偏低導致錨索在支護初期未能對圍巖起到很好的主動支護作用，喪失了主動支護的優(yōu)勢。當預緊力較大時，在短時間內(nèi)預緊力雖有一定損失，但可保持錨固力的穩(wěn)定，可較好控制圍巖的初期變形及整體穩(wěn)定性。

4)U型鋼支護與圍巖的耦合性能差。巷道掘進采用矩形斷面，二次支護采用U型鋼被動支護方式，需在U型鋼棚與圍巖之間輔以墊層貼合巖面，兩者間存在一定間隙，二次支護需在淺部圍巖變形破裂與U型鋼緊貼后才能發(fā)揮作用，U型鋼與圍巖的耦合性能差。且受深部高應力作用，巷道圍巖常呈非均勻變形并導致支架非均勻承載，顯著降低了支架的承載能力。故深部高應力巷道支護時，在保證支護阻力前提下，應結(jié)合圍巖斷面形狀確保支護體與圍巖的耦合性能得到充分發(fā)揮，以控制巷道圍巖的變形破壞。

2 深井巷道圍巖強力-分次支護力學機制

2.1 巷道強力支護與圍巖變形關(guān)系

根據(jù)強力支護理論[13]，巷道圍巖初始變形階段應控制圍巖離層及裂隙擴展等不連續(xù)變形，以有效控制淺部圍巖完整性；向巷道深部應允許巖體產(chǎn)生峰值強度前的塑性及彈性連續(xù)變形，支護體的讓壓變形可使深部圍巖釋放一定高應力，以形成“先剛后柔再剛、先抗后讓再抗”的支護理念。支護阻力與巷道圍巖變形關(guān)系曲線[14]，如圖2所示。

圖2 支護阻力與巷道圍巖變形關(guān)系曲線

為控制巷道淺部圍巖的不連續(xù)變形，應提高支護阻力P，且P越高，圍巖位移量u越??；當P高于P1時，支護體的經(jīng)濟成本顯著提高，但是u降低有限。當采取提高錨桿(索)預緊力、高強支護結(jié)構(gòu)等強力支護技術(shù)時，P

2.2 強力與分次支護的變形協(xié)調(diào)特征

深井巷道一次支護后，高應力釋放使圍巖裂隙擴展，通過一定時間的變形調(diào)整才能穩(wěn)定；且工程實踐表明，巷道圍巖變形收斂具有時效性，強力與分次支護受時效性影響具有一定的變形協(xié)調(diào)關(guān)系。巷道圍巖的時效變形與最優(yōu)支護時機Tx的關(guān)系[15]見式(1)，其中0≤Tx≤Tc。

式中，Tc為圍巖變形收斂時間，s；α為剩余時效釋放應力為總應力釋放的α倍，0<α<1；σc為單軸抗壓強度，MPa；γ為應力釋放系數(shù)，γ=σn/σ1max，σn為一次強力支護后釋放的應力，MPa；K為應變裕度，K≥1；σ1max為巷道初始地應力極值，MPa；λ為強度增長系數(shù)，即在σ3作用下抗壓強度的增加程度；σ3為支護圍壓，MPa；r為開挖后圍巖最大主應力σ1與單軸抗壓強度σc的比值，0≤r≤1。

根據(jù)式(1)，巷道掘進后，σ1越大，r越大，圍巖穩(wěn)定性變差，Tx縮短；若α增大，則Tx縮短；而一次強力支護后，支護體形成的λ越大，Tx相應延長。因此，采取一次強力支護后，二次支護的Tx可相應推遲，支護過早，巨大的圍巖塑性變形未能充分釋放，二次支護強度將難以抗拒較大塑性變形而產(chǎn)生破壞。若圍巖破碎且強度較低，二次支護應適當提前；對于深井高應力圍巖，其r及α增大，二次支護與一次強力支護的時間間隔應予以縮短；若二次支護延遲，塑性變形雖得到釋放，但圍巖自承載能力隨之降低，轉(zhuǎn)移至支護體上的載荷加大，為解決二次支護在時間和強度上與圍巖特性之間的耦合關(guān)系，應合理的選擇二次支護Tx。

為分析確定趙固一礦北回風(東)巖巷段二次強力支護的Tx，在通尺130m、150m及190m處建立了三個測站觀測了巷道表面位移量變化，統(tǒng)計發(fā)現(xiàn)通尺130m處兩幫位移變化具有典型的代表性，其表面位移量變化規(guī)律如圖3所示。

圖3 巷道通尺130m處表面位移量變化規(guī)律

由圖3可知，在北翼回風大巷，一次強力支護后隨巷道圍巖應力釋放，兩幫表面累計位移量逐漸增加，而在44—52d時增加速率變緩，52d后累計位移量驟然增加，由約45mm迅速增加至55mm，2d內(nèi)增加約10mm，增加約22.2%。同時，巷道采用一次強力支護18—52d內(nèi)，巷道日均位移量逐漸降低，44—52d時日均位移量明顯減小，日均變形量約0.8mm/d；而在52d后變形量突然增加，52—54d日均變形量達3.4mm/d，增加約4.3倍，據(jù)此可判定通尺130m處兩幫深部圍巖趨于松動破裂，若未及時二次支護，圍巖變形速度驟然增加極易導致巷道圍巖失穩(wěn)，故趙固一礦北回風(東)巖巷段的二次最優(yōu)支護時機為一次強力支護后44—52d。

3 深井高應力巷道強力-分次協(xié)調(diào)支護技術(shù)

為充分利用二1煤頂板圍巖的承載能力，趙固一礦北翼回風大巷(東)巖巷段采用直墻半圓拱斷面，凈寬B=5000mm，凈高H=3800mm，直墻高度h=1300mm；結(jié)合深井巷道的強力-分次支護力學機制，采取一次錨網(wǎng)噴強力支護，待圍巖讓壓變形一定程度至二次最優(yōu)支護時機時，進行了錨注配合底板鳥籠錨索強力支護，以實現(xiàn)永久巷道不架棚、不返修或少返修目標，從而達到支護體與巷道圍巖變形的協(xié)調(diào)控制。

3.1 一次錨網(wǎng)噴強力支護

為控制巷道圍巖的不連續(xù)變形，實現(xiàn)“先剛”支護，一次支護采用高強預緊力錨網(wǎng)噴支護，使圍巖與支護體共同形成承載結(jié)構(gòu)，北翼回風大巷(東)巖巷段支護斷面如圖4所示。

圖4 北翼回風大巷(東)巖巷段支護斷面示意(mm)

支護時，錨桿規(guī)格為Φ20mm×2400mm，正頂錨桿與中線重合，間排距800mm×800mm，每排15根，底腳錨桿下扎10°打設，其余均垂直于巷道輪廓打設；錨桿設計預緊扭矩300N·m，錨固力不低于170kN。頂板錨索規(guī)格Φ21.6mm×8300mm，間排距1300mm×1600mm，每排3根；幫部錨索規(guī)格Φ17.8mm×4200mm，間排距1300mm×1600mm，每排6根；頂板與幫部補強錨索布置在同一排，均垂直于巷道輪廓打設；頂、幫錨索預緊力分別提高至300kN、200kN，檢測不合格錨索則重新補打。

錨網(wǎng)支護結(jié)束后，對底板以上全斷面噴漿，噴厚50mm(以覆蓋金屬網(wǎng)，注漿時不漏漿為準)。噴漿配比為水泥：混合砂=1∶4(重量比)，使用325#普通硅酸鹽水泥，強度符合C20要求，速凝劑的摻入量一般為水泥重量的3%～4%，噴頂時取上限，水灰比為0.5。

3.2 二次全斷面錨注配合底板鳥籠錨索強力支護

根據(jù)強力與分次支護的變形協(xié)調(diào)關(guān)系，在圍巖讓壓變形一定程度至二次最優(yōu)支護時機前，對巷道圍巖注漿充實加固破裂圍巖體及其弱面，以提高圍巖的整體性及承載能力；隨后，對巷道頂板、幫部及底板補打錨索進行二次強力支護，以實現(xiàn)巷道圍巖變形的永久可控。

3.2.1 頂板及幫部壁后注漿

一次錨網(wǎng)噴強力支護后，隨巷道圍巖高應力釋放產(chǎn)生讓壓變形，加之斷層附近圍巖破碎，對頂板及幫部實施壁后注漿的措施，注漿孔布置如圖5所示，從而將破碎圍巖體及讓壓變形產(chǎn)生的裂隙充填密實并提高圍巖強度，以充分發(fā)揮錨桿(索)的支護作用，減少失錨現(xiàn)象[16]。

圖5 二次支護注漿孔及底板鳥籠錨索布置圖(mm)

根據(jù)巖巷斷面將注漿孔間排距定為1600mm×1600mm，為保證注漿加固效果，奇數(shù)排注漿孔與偶數(shù)排呈“七·六”交替布置，拱部注漿孔深6000mm，兩幫孔深4000mm，注漿孔規(guī)格為Φ36mm。奇數(shù)排每排打設7孔，拱部5孔(巷道中線1孔，向兩邊按照1600mm間距分開各2孔)，幫部各1孔(距底板500mm)；則偶數(shù)排每排打設6孔，底板向上1300mm起打1孔，然后按照1600mm間距向上打設。

同時，采用埋孔口注漿管注漿，注漿管采用500mm長一吋鋼管制作，孔內(nèi)布置Φ20mm的塑料射漿管，頂板射漿管長度為5500mm，兩幫3500mm，全長一次注漿。采取先下后上注漿順序，圍巖破碎時可根據(jù)現(xiàn)場條件調(diào)整注漿順序。

3.2.2 頂板和幫部補強錨索支護

壁后注漿加固后，在頂板和幫部打設高強度預應力錨索對圍巖進行補強支護，二次補強錨索布置如圖4中黑色粗實線所示。頂板選擇Φ21.6mm×8300mm錨索，每排打設3根；將兩幫錨索長度較一次支護加長至6.3m，規(guī)格Φ21.6mm×6300mm，每排打設2根，幫部底側(cè)錨桿距底板500mm，錨索間排距均為1600mm×1600mm，所有錨索全部垂直頂幫打設。

同時，頂部及幫部每根錨索分別使用4支、3支Z2350型樹脂錨固劑錨固，預緊力均不小于300kN，錨索外露長度150～250mm。錨索托板均采用300mm×300mm×14mm高強度可調(diào)心托板及配套鎖具，從而與高強錨桿(索)共同承載形成強力支護系統(tǒng)，以提高支護體與圍巖的承載能力和結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。

3.2.3 底板錨注及鳥籠錨索支護

對巷道頂板及兩幫采取強力支護后，頂板覆巖載荷將通過支護體與圍巖不斷向底板傳遞，尤其最大水平主應力將向底板無承載結(jié)構(gòu)巖體擠壓卸荷，并造成底鼓；且趙固一礦已掘開拓巷道實踐表明，受高應力作用底板鼓起劇烈，臥底返修工程量大，故開拓巷道掘進時在底板開挖1.0m深度左右，再用U型鋼底反拱支護，工人勞動強度大，施工速度慢。

為提高底板圍巖體強度并實現(xiàn)無反拱支護，現(xiàn)場實施了“錨索+注漿”加固支護方案，錨索及注漿孔布置如圖5所示時，底板錨索垂直底板布置，每排4孔，孔深6300mm，巷道中心線偏南200mm施工1孔，再按間距1200mm×1600mm施工其余3孔，成孔后預埋錨索；錨索為Φ21.6mm6300mm的1×7股高強度低松弛預應力鋼絞線，其最大總伸長率4%，并配合高強度鎖具和鳥籠錨索梁支護底板。同時，埋孔口注漿管，孔內(nèi)布置2500mm長的射漿管。為實現(xiàn)底板錨索支護與注漿加固同孔布置，礦方自制了鳥籠錨索如圖6所示。

圖6 底板鳥籠錨索加工示意圖(mm)

自制鳥籠錨索時，在距錨固端1500mm夾裝長度30～40mm，外徑Φ30mm壁厚4mm的焊接鋼管，砸扁并釘緊至錨索；再打開錨固端，在距端部1000mm的一條鋼絲上用一個M16的螺母漲開鋼絞線；隨后，絞緊錨固端索體，距端部約400mm套裝長度30～40mm的焊接鋼管，砸扁并釘緊至錨索作為限位環(huán)；最后，端部套入長度50mm的焊接鋼管，砸扁并釘緊至錨索上端部作為錨索攪拌頭。鳥籠錨索梁則采用14#槽鋼加工，長4000mm，錨索梁墊板為200mm×100mm×16mm鋼墊板。

施工時，首先采用KZZ100/40型履帶式底板孔智能鉆機配合Φ74mm鉆頭開孔，開孔深度為打至巖層為止(2.5～3m)；隨后，孔口埋相應長度Φ70mm PVC套管，再用Φ42mm鉆桿和Φ56mm鉆頭打孔；考慮塌孔影響，孔深多打500mm裝渣。錨索安裝后，采用預制混凝土錨固，灌入錨索底端，用塑料管搗實；錨固7d后進行孔內(nèi)水泥注漿，注漿完畢1d后張拉底板錨索，初次張拉預緊力不小于260kN。張拉后，將錨索截至外露60mm，并對底板硬化，硬化厚度100mm。

4 深井高應力巷道強力-分次協(xié)調(diào)支護效果

為驗證強力-分次協(xié)調(diào)控制的支護效果，采用十字觀測法監(jiān)測了70d內(nèi)巷道的表面位移量變化規(guī)律如圖7所示。

圖7 北翼回風大巷(東)巖巷段表面位移變化圖

根據(jù)圖7，北翼回風大巷(東)巖巷段在掘進后20d內(nèi)表面變形速度迅速降低，兩幫及頂?shù)装遄冃嗡俣确謩e由初期的4mm/d、6mm/d降低至0.8mm/d、1.2mm/d；20—50d表面變形速度變緩，兩幫及頂?shù)装遄冃嗡俣确謩e降低至0.6mm/d、0.4mm/d；而掘進50—70d后表面變形趨于穩(wěn)定，表面變形基本穩(wěn)定在0.1mm/d。根據(jù)圖3，未采用強力-分次協(xié)調(diào)支護時，52d后便出現(xiàn)了表面位移速度驟然增加的松動破裂階段；而采用強力-分次協(xié)調(diào)支護后，70d內(nèi)并未出現(xiàn)位移速度驟然增加，兩幫表面累計位移量也僅64mm，略高于協(xié)調(diào)支護前的55mm，掘進后54—70d兩幫表面累計位移也僅增加9mm。故采用強力-分次支護協(xié)調(diào)控制技術(shù)后，深井巷道圍巖的整體穩(wěn)定性得到了加強，巷道持續(xù)變形很小并在可控范圍內(nèi)，可滿足深部礦井安全生產(chǎn)需求。

5 結(jié) 論

1)結(jié)合強力支護理論及圍巖的時效變形與最優(yōu)支護時機關(guān)系分析了深井巷道強力-分次支護的力學機制，并指出：一次支護利用高錨桿(索)預緊力、高強支護結(jié)構(gòu)等強力支護可控制巷道圍巖的初始不連續(xù)小變形并實現(xiàn)讓壓連續(xù)變形，二次強力支護應使支護體延伸變形與圍巖富裕變形量協(xié)調(diào)以限制圍巖的再變形；隨一次強力支護時間延長，深井巷道圍巖變形速度先降低后變緩再突然增加，變形變緩階段為二次最優(yōu)支護時機，實測其為一次強力支護后44—52d。

2)基于強力-分次支護力學機制，提出了采用一次錨網(wǎng)噴強力支護、二次全斷面錨注配合底板鳥籠錨索強力支護相協(xié)調(diào)的巷道強力-分次支護控制技術(shù)，現(xiàn)場應用加強了深井高應力巷道圍巖的整體穩(wěn)定性并實現(xiàn)了變形可控。