姜鵬飛，康紅普，王志根，劉慶波，楊建威，高富強(qiáng)，汪向明， 張群濤，鄭仰發(fā)，王海濤

(1.天地科技股份有限公司 開采設(shè)計(jì)事業(yè)部，北京 100013; 2.煤炭科學(xué)研究總院 開采研究分院，北京 100013; 3.煤炭資源高效開采與潔凈利用國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100013; 4.中煤新集能源股份有限公司，安徽 淮南 232170; 5.中煤新集能源股份有限公司 口孜東礦，安徽 阜陽 236153)

巷道支護(hù)形式由圍巖所處地質(zhì)力學(xué)環(huán)境與生產(chǎn)條件確定，國(guó)外美國(guó)、澳大利亞多露天開采，井工開采煤層埋深淺，以錨桿支護(hù)為主;國(guó)內(nèi)主要有錨桿支護(hù)、型鋼支護(hù)、鋼管混凝土支護(hù)等多種支護(hù)技術(shù)[1-3]?，F(xiàn)有支護(hù)技術(shù)解決了中淺部及巖層賦存穩(wěn)定、條件較好的深部巷道支護(hù)問題，錨桿支護(hù)、注漿、工字鋼或U型鋼支架等兩種或多種聯(lián)合支護(hù)技術(shù)解決了部分深部巷道支護(hù)問題，但仍有很多深部巷道出現(xiàn)大變形，需要多次返修。

圍繞深部巷道圍巖控制，近年來很多學(xué)者開展了大量研究，康紅普等提出了煤礦巷道高預(yù)應(yīng)力錨桿一次支護(hù)理論[1]，研發(fā)了高壓劈裂注漿改性技術(shù)，針對(duì)強(qiáng)烈動(dòng)壓巷道開發(fā)了水力壓裂卸壓技術(shù)[4]，提出了千米深井高應(yīng)力強(qiáng)采動(dòng)回采巷道高預(yù)應(yīng)力錨桿主動(dòng)支護(hù)-注漿主動(dòng)改性-水力壓裂主動(dòng)卸壓“三主動(dòng)”協(xié)同控制理念和方法[5]。馬念杰等[6]提出了巷道蝶形塑性區(qū)及惡性擴(kuò)展理論和深部大變形控制理論。張農(nóng)等[7]針對(duì)深部高應(yīng)力工作面回采巷道，提出了采用錨桿+錨索梁初始支護(hù)、錨索梁+注漿超前加固、工字鋼梁+鉸接頂梁輔助支護(hù)、膏體材料泵送充填構(gòu)筑墻體的沿空留巷控制技術(shù)，并在朱集東礦開展了井下應(yīng)用。劉泉聲等[8]提出深部巖巷圍巖穩(wěn)定受高地應(yīng)力、高滲透壓力和溫度梯度影響，應(yīng)采用傾斜錨固、高初錨力的超高強(qiáng)錨桿支護(hù)、注漿固結(jié)、能量釋放等控制方法。靖洪文等[9]基于模糊灰色系統(tǒng)提出了深部巷道圍巖變形預(yù)測(cè)模型。柏建彪等[10]認(rèn)為深部巷道圍巖控制的基本方法是提高圍巖強(qiáng)度、轉(zhuǎn)移圍巖高應(yīng)力以及采用合理的支護(hù)技術(shù)。勾攀峰等[11]建立了煤巷錨桿支護(hù)圍巖穩(wěn)定判別準(zhǔn)則，提出了基于強(qiáng)力支護(hù)原理的深井巷道錨桿錨索協(xié)調(diào)支護(hù)技術(shù)。王連國(guó)等[12]提出了深部軟巖巷道深-淺耦合全斷面錨桿-注漿支護(hù)方法。姜耀東等[13]通過研究高強(qiáng)度高預(yù)緊力錨桿、強(qiáng)力錨索、金屬網(wǎng)和噴漿加固以及U型鋼支架在控制圍巖變形中的互補(bǔ)作用，提出了互補(bǔ)控制綜合支護(hù)方案。李術(shù)才等[14]提出了U鋼約束混凝土(SQCC)新型支護(hù)體系。高延法等[3]提出了高應(yīng)力及軟巖大變形巷道鋼管混凝土支護(hù)方法。

中煤新集口孜東礦是我國(guó)典型的千米深井，開采深度1 000 m;基巖薄，松散層厚度591.6 m;主采13-1煤層，平均厚度4.9 m，頂?shù)装逡阅鄮r為主，單軸抗壓強(qiáng)度21.3～43.7 MPa，遇空氣極易風(fēng)化。針對(duì)口孜東礦千米深井軟巖大巷，開展了多種支護(hù)技術(shù)試驗(yàn):錨網(wǎng)噴支護(hù)、錨網(wǎng)噴+36U型鋼支架、錨網(wǎng)噴+注漿二次支護(hù)、錨網(wǎng)噴+36U型鋼支架+反底拱棚及鋼管混凝土全斷面支護(hù)等，均無法有效控制巷道圍巖大變形，最長(zhǎng)穩(wěn)定期為2a。巷道“前掘后修”、“邊掘邊修”、“多次返修”等現(xiàn)象屢屢發(fā)生，巷道支護(hù)極其困難，嚴(yán)重制約和影響礦井的安全生產(chǎn)[15]。據(jù)統(tǒng)計(jì)，井下90%巷道至少經(jīng)過一次修復(fù)，部分巷道經(jīng)過多次修復(fù)。

為此，筆者在口孜東礦前期工程實(shí)踐的基礎(chǔ)上，在國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目“煤礦千米深井圍巖控制及智能開采技術(shù)”的資助下，以中煤新集口孜東礦為示范礦井，針對(duì)千米深井軟巖大巷開展了錨架充協(xié)同控制理論與技術(shù)的研究及應(yīng)用。

1 千米深井軟巖大巷失穩(wěn)破壞特征

1.1 軟巖大巷圍巖大變形特征

地應(yīng)力是巷道圍巖變形的根本驅(qū)動(dòng)力[16-17]，圍巖自身物理力學(xué)特性是影響巷道變形的重要因素，對(duì)口孜東礦千米深井軟巖大巷圍巖進(jìn)行了地應(yīng)力及巖石力學(xué)參數(shù)的測(cè)試與分析?？谧螙|礦13-1煤層頂板37.1 m范圍主要為泥巖或砂質(zhì)泥巖?，F(xiàn)場(chǎng)地應(yīng)力測(cè)量結(jié)果表明，巷道圍巖最大水平主應(yīng)力21.84 MPa，最小水平主應(yīng)力11.42 MPa，垂直應(yīng)力25.12 MPa。礦物成分分析試驗(yàn)表明，13-1煤層及頂?shù)装鍘r層中黏土礦物占煤質(zhì)除外礦物總含量的60%左右。

井下實(shí)測(cè)分析了千米深井軟巖大巷圍巖大變形特征，如圖1所示。從巷道頂板變形來看，由于頂板泥巖強(qiáng)度較低，巷道開挖泥巖風(fēng)化的影響，圍巖裂隙逐漸由淺部向深部擴(kuò)展，形成了大范圍松軟破碎區(qū)，巷道圍巖快速變形，金屬網(wǎng)凸起，形成大撓度鼓包;部分位置出現(xiàn)頂板整體下沉，變形劇烈，且具有強(qiáng)烈的時(shí)間效應(yīng)，2～3月后下沉量達(dá)到600 mm，且持續(xù)變形，嚴(yán)重影響巷道正常使用。巷道兩幫變形主要有2個(gè)特點(diǎn)：① 從巷道肩角處至底板1 m左右出現(xiàn)明顯的剪切破壞裂縫，這是由于巷幫修復(fù)時(shí)，二次補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)與初次支護(hù)噴射混凝土之間的夾層黏聚力小，無法形成整體結(jié)構(gòu)，支護(hù)剛度低，從而出現(xiàn)大范圍脫落、滑移，形成明顯的剪切裂縫;② 受高應(yīng)力和巷道掘進(jìn)擾動(dòng)影響，巷道距底板0.5 m處幫部出現(xiàn)臺(tái)階式鼓出，鼓出量高達(dá)1.2 m，支護(hù)體出現(xiàn)整體外移而失效。巷道底板變形表現(xiàn)為結(jié)構(gòu)性流變，持續(xù)底臌，井下實(shí)測(cè)底臌量達(dá)到1.5 m，約占巷道頂?shù)装逡平偭康?0%，造成底板鋼軌破斷失效，累計(jì)底臌量達(dá)到5 m，相當(dāng)于整個(gè)巷道凈高，控制難度大。強(qiáng)烈底臌和兩幫移近是千米深井軟巖大巷的主要礦壓顯現(xiàn)特征。

圖1 千米深井軟巖大巷變形情況Fig.1 Deformation of soft rock roadway in 1 000 m deep coal mines

圖2 巷道非對(duì)稱大變形特征Fig.2 Asymmetric large deformation characteristics of roadway

巷道圍巖整體變形表現(xiàn)出明顯的非對(duì)稱性和強(qiáng)時(shí)效性。如圖2所示，巷道左半部約為右半部變形量的2倍，圍巖整體呈現(xiàn)左幫及左肩向右肩偏轉(zhuǎn)、扭曲、歪斜的非對(duì)稱大變形特征。巷道產(chǎn)生非對(duì)稱大變形主要有3個(gè)因素:① 地應(yīng)力方向與巷道布置方位成一定的角度，巷道受力不對(duì)稱;② 圍巖強(qiáng)度不對(duì)稱，由于巖層存在6°的傾角，巷道破頂掘進(jìn)，不同層位巖層的強(qiáng)度有較大差異;③ 圍巖結(jié)構(gòu)不對(duì)稱，節(jié)理、裂隙等不連續(xù)結(jié)構(gòu)面分布不均勻，裂紋擴(kuò)展、貫通速率及范圍不一致。巷道圍巖整體呈現(xiàn)強(qiáng)時(shí)效、結(jié)構(gòu)大變形特征。巷道開挖后穩(wěn)定時(shí)間較長(zhǎng)，持續(xù)變形，支護(hù)2～3月后，巷道變形速率明顯加快，且出現(xiàn)頂、幫和底整體外移、變形，巷道長(zhǎng)期無法穩(wěn)定，表現(xiàn)為強(qiáng)時(shí)效大變形，斷面收縮率超過70%。

1.2 巷道支護(hù)體失效破壞特征

如前所述，口孜東礦千米深井軟巖大巷采用了錨網(wǎng)噴支護(hù)、錨網(wǎng)噴+36U型鋼支架、錨網(wǎng)噴+鋼管混凝土全斷面支護(hù)等多種支護(hù)技術(shù)，均未有效控制大巷圍巖的大變形，出現(xiàn)了大量支護(hù)體破壞或失效，包括混凝土噴層滑落，錨桿、錨索破斷，U型支架撕裂，鋼管混凝土折斷等現(xiàn)象，不同支護(hù)技術(shù)的支護(hù)體破壞呈現(xiàn)以下特征:

口孜東礦錨網(wǎng)噴支護(hù)技術(shù)應(yīng)用后，局部巷道表面的混凝土噴層出現(xiàn)明顯的裂縫，表層劈裂剝落，如圖3(a)所示，混凝土噴層剝落主要出現(xiàn)在巷道與硐室的交叉處，由于噴射混凝土施工時(shí)噴層厚度不均勻、混凝土材料抗變形能力差，當(dāng)巷道出現(xiàn)變形時(shí)混凝土噴層局部應(yīng)力集中，較小的變形就容易出現(xiàn)破壞。錨桿錨索支護(hù)體失效情況如圖3(b)所示，在千米深井高應(yīng)力和錨桿受拉、剪、扭、彎及沖擊等復(fù)合載荷疊加作用下，錨桿錨索破斷、托盤鎖具脫落、鋼筋托梁斷裂、鋼帶撕裂及金屬網(wǎng)鼓包，部分錨桿、錨索失效后圍巖整體鼓出。

圖3 錨網(wǎng)噴支護(hù)體破壞與失效情況Fig.3 Damage and failure of bolting components supported by rock bolt-mesh-shotcrete

錨網(wǎng)噴+36U型鋼支架支護(hù)技術(shù)應(yīng)用后，巷道頂板U型鋼支架破斷特征如圖4(a)所示，U型鋼支架拱頂出現(xiàn)扭曲變形，中間段支架剪斷，支架構(gòu)件及架間連接梁也出現(xiàn)大范圍斷裂、扭曲現(xiàn)象，巷道肩角處出現(xiàn)彎折變形，失效特征也表現(xiàn)為明顯的非對(duì)稱性，主要有兩方面的原因:① 巷道地應(yīng)力與巷道布置方位有一定夾角，U型鋼支架容易出現(xiàn)局部應(yīng)力集中而被折斷;② U型鋼支架無法緊貼巷道圍巖表面，導(dǎo)致巷道圍巖變形后U型支架局部被動(dòng)承載，U型鋼支架受力極不均勻;③ U型鋼支架和架后噴射的混凝土黏結(jié)成一個(gè)整體，支架的可縮性構(gòu)件被混凝土固定，失去了自身的可縮性能，抵抗變形能力變差，無法承受千米深井高地應(yīng)力作用，易折斷導(dǎo)致整體失去承載能力而失效。在距離底板0.5 m處的U型鋼支架出現(xiàn)明顯的“Z”形彎曲變形，如圖4(b)所示，中部鼓出量約為1.2 m，支架因扭曲變形，承載能力大幅降低，在底角易出現(xiàn)滑移導(dǎo)致整個(gè)支架失穩(wěn)而失效。其原因?yàn)橹Ъ芎图芎蟮膰娚浠炷翛]有充分接觸，二者變形不協(xié)調(diào)，大大削弱支護(hù)的作用，巷道圍巖大變形后將支架擠出，導(dǎo)致支架彎曲、折斷，各個(gè)擊破，未能有效發(fā)揮二者協(xié)調(diào)控制圍巖變形的作用。

圖4 錨網(wǎng)噴+36U型鋼支架支護(hù)體破壞與失效情況Fig.4 Damage and failure of bolting components supported by rock bolt-mesh-shotcrete combined with type 36 U-shaped steel arches

鋼管混凝土支護(hù)可在巷道頂板、底板和兩幫形成一個(gè)高強(qiáng)度的承壓環(huán)[3,18-19]，通過全斷面高強(qiáng)度支護(hù)整體抵抗千米深井的高應(yīng)力，鋼管混凝土支護(hù)屬于典型的剛性支護(hù)，當(dāng)高地壓和巷道變形超過其承載能力和允許變形后將發(fā)生斷裂或失效。鋼管混凝土支護(hù)應(yīng)用后，前期支護(hù)效果較好，但1 a后鋼管混凝土支護(hù)結(jié)構(gòu)破壞(圖5)。巷道肩窩下方0.5 m處巷幫局部出現(xiàn)鋼管混凝土“V”形彎折變形。巷道底板中間位置部分鋼管混凝土被折斷，呈倒“V”形。主要原因?yàn)橄锏缆裆畲?、地壓高，受鋼管混凝土剛性約束影響，前期能夠抑制巷道的初期變形，但受深部高應(yīng)力作用圍巖持續(xù)變形，當(dāng)圍巖變形超過了鋼管混凝土允許變形量，底板鋼管混凝土則折斷或失效。

圖5 鋼管混凝土支護(hù)體破壞情況Fig.5 Damage and failure of support bodies supported by steel tubs filled with concrete

2 千米深井軟巖大巷錨架充協(xié)同控制原理

2.1 千米深井軟巖大巷錨架充協(xié)同控制理念

深部軟巖巷道開挖后在圍巖中形成一定范圍的塑性破壞區(qū)，塑性破壞區(qū)內(nèi)裂隙發(fā)育，圍巖自承能力差，巖體強(qiáng)度將下降到殘余強(qiáng)度，尤其是在千米深井軟巖巷道中，受高地應(yīng)力作用圍巖塑性區(qū)范圍大，錨桿錨固區(qū)大部分、甚至全部處于塑性破壞范圍內(nèi)，普通錨網(wǎng)噴支護(hù)難以維持巷道圍巖的穩(wěn)定[20-23]。為此提出采用高預(yù)應(yīng)力強(qiáng)力錨桿進(jìn)行初期支護(hù)，U型鋼可縮性支架加強(qiáng)支護(hù)，但由于巷道斷面形狀與U型鋼支架斷面形狀不完全一致，無法實(shí)現(xiàn)協(xié)同控制，為充分發(fā)揮其支護(hù)效果，在巷道圍巖表面和U型支架之間進(jìn)行充填，一方面起到傳遞支架支護(hù)力的作用，即使U型鋼支架受力均勻，充分發(fā)揮金屬支架的支護(hù)效果，另一方面對(duì)錨桿錨索支護(hù)形成的錨固體進(jìn)行強(qiáng)化，封閉圍巖表面裂隙，阻止圍巖風(fēng)化，利用充填體自身強(qiáng)度加固巖體，進(jìn)而使高預(yù)應(yīng)力錨桿、U型鋼支架、充填體三者協(xié)同作用，保持巷道圍巖的穩(wěn)定。

2.2 千米深井軟巖大巷錨桿控制原理及承載特性

為深入分析錨架充協(xié)同原理，分別就錨桿支護(hù)、U型鋼支架支護(hù)和錨架充協(xié)同圍巖控制原理進(jìn)行了分析。

錨桿支護(hù)是錨架充協(xié)同控制首要環(huán)節(jié)，研究發(fā)現(xiàn)高預(yù)應(yīng)力錨桿及時(shí)主動(dòng)支護(hù)可降低圍巖的應(yīng)力梯度、差應(yīng)力及集中系數(shù)，改善圍巖受力狀態(tài)[24]，利于形成壓力拱。對(duì)于千米深井軟巖大巷，應(yīng)該更加重視錨桿的強(qiáng)度和預(yù)應(yīng)力，保證錨桿的及時(shí)支護(hù)作用效果，巷道掘進(jìn)后盡量保持圍巖的完整性，使得錨桿在圍巖中形成相互疊加的支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)[25]，構(gòu)成預(yù)應(yīng)力承載結(jié)構(gòu)(圖6)，減小圍巖強(qiáng)度的降低，控制圍巖的初期擴(kuò)容破壞。

圖6 錨桿支護(hù)巷道支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)分布Fig.6 Distribution of supporting stress field in roadway supported by rock bolts

千米深井高應(yīng)力軟巖大巷圍巖持續(xù)變形導(dǎo)致錨桿長(zhǎng)期承受較高的載荷作用，圍巖和錨桿均發(fā)生蠕變現(xiàn)象，關(guān)于巖體蠕變目前已有較多研究成果，而錨桿蠕變研究較少。由于錨桿桿體是錨桿支護(hù)系統(tǒng)的主要承載體[26]，錨桿預(yù)緊力通過桿體傳遞，不同預(yù)緊力對(duì)錨桿桿體強(qiáng)度要求不同[27]。錨桿施加完預(yù)緊力后，隨著地壓和巷道變形量的不同將長(zhǎng)期承載不同程度的載荷。由于大巷服務(wù)年限較長(zhǎng)，對(duì)錨桿長(zhǎng)期承載能力要求高，為此試驗(yàn)研究了錨桿在不同載荷作用下的蠕變特征及蠕變后的承載能力。

選擇φ22 mm,BHRB500型與BHRB600型高強(qiáng)錨桿加工成標(biāo)準(zhǔn)試件，按照“金屬拉伸蠕變及持久試驗(yàn)方法”國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)(GB/T 2039—1997)，采用金屬蠕變疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行錨桿試件蠕變?cè)囼?yàn)(圖7)，試驗(yàn)溫度25 ℃。采用分級(jí)加載的方式進(jìn)行單軸拉伸蠕變?cè)囼?yàn)，加載分級(jí)按照常規(guī)單軸拉伸試件的抗拉強(qiáng)度來進(jìn)行確定，分為5級(jí)加載。初載的應(yīng)力值為試件抗拉強(qiáng)度的20%。每增加一級(jí)，載荷增加20%。當(dāng)連續(xù)2 h內(nèi)其變形差不大于0.001 mm時(shí)，即可進(jìn)行下一階梯的加載。加載過程中載荷的波動(dòng)范圍不得超過±2%，否則應(yīng)立即調(diào)整到所需的載荷。試驗(yàn)結(jié)果見表1，BHRB600型錨桿蠕變曲線如圖8所示，錨桿伸長(zhǎng)率隨軸向拉應(yīng)力變化曲線如圖9所示。

圖7 錨桿試件及其蠕變?cè)囼?yàn)Fig.7 Bolt samples and their creep tests

表1 BHRB500型、BHRB600型錨桿蠕變?cè)囼?yàn)力學(xué)性能指標(biāo)Table 1 Mechanical performance index of BHRB500, BHRB600 bolt creep test

圖8 BHRB600型錨桿蠕變曲線Fig.8 Creep curve of BHRB600 bolt

圖9 BHRB600型錨桿軸向拉應(yīng)力-伸長(zhǎng)率曲線Fig.9 Axial tensile stress-elongation curve of BHRB600 bolt

從表1及圖8，9可以看出，當(dāng)蠕變?cè)囼?yàn)施加的拉應(yīng)力載荷小于錨桿拉斷載荷抗拉強(qiáng)度(Rm)的60%時(shí)，錨桿伸長(zhǎng)率很低，且加載后錨桿變形迅速增加，隨后保持穩(wěn)定。BHRB500型錨桿桿體伸長(zhǎng)率為0.22%;BHRB600型錨桿桿體伸長(zhǎng)率為0.238%。當(dāng)拉應(yīng)力由錨桿抗拉強(qiáng)度的60%增大至80%時(shí)，錨桿伸長(zhǎng)率迅速增加，且加載后錨桿發(fā)生緩慢變形。BHRB500型錨桿桿體加載后伸長(zhǎng)率為1.957%，5 h后伸長(zhǎng)率增加到2.152%，增加0.195%;BHRB600型錨桿桿體加載后伸長(zhǎng)率為1.946%，5 h后伸長(zhǎng)率增加到2.120%，增加0.174%。當(dāng)拉應(yīng)力增加至錨桿抗拉強(qiáng)度的90%時(shí)，錨桿一直持續(xù)緩慢變形。BHRB500型錨桿桿體加載后伸長(zhǎng)率為3.609%，13 h后伸長(zhǎng)率增加到4.013%，增加0.404%;BHRB600型錨桿桿體加載后伸長(zhǎng)率為3.641%，16 h后伸長(zhǎng)率增加到3.947%，增加0.306%。可見，隨著試驗(yàn)拉應(yīng)力增加，不僅加載后桿體變形顯著增加，而且隨后與時(shí)間有關(guān)的蠕變變形也顯著增加。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)蠕變?cè)囼?yàn)拉應(yīng)力大于屈服強(qiáng)度后，錨桿桿體延伸率明顯增大。

對(duì)BHRB600型高強(qiáng)度錨桿進(jìn)行蠕變?cè)囼?yàn)后再進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，錨桿蠕變?cè)囼?yàn)時(shí)伸長(zhǎng)率穩(wěn)定后過5 h，再進(jìn)行拉斷試驗(yàn)，研究錨桿在發(fā)生蠕變后拉伸破壞時(shí)的抗拉強(qiáng)度變化規(guī)律。表2為直接拉伸與蠕變后拉伸兩種條件下BHRB600型錨桿桿體屈服強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度對(duì)比關(guān)系。

表2 直接拉伸與蠕變后拉伸錨桿強(qiáng)度對(duì)比
Table 2 Bolt strength comparison between directtension and tension after creep

類別蠕變?cè)囼?yàn)加載載荷屈服強(qiáng)度/MPa抗拉強(qiáng)度/MPa直接拉伸0610815分級(jí)加載蠕40%Rm(325.2 MPa)635845變后拉伸60%Rm(487.8 MPa)63085080%Rm(650.4 MPa)865

BHRB600型錨桿在受載發(fā)生蠕變后再進(jìn)行拉伸時(shí)，其桿體屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度都較直接拉伸時(shí)略有增大;當(dāng)蠕變載荷達(dá)到錨桿抗拉強(qiáng)度80%再拉伸后，其抗拉強(qiáng)度較直接拉伸時(shí)增大6.13%，可見，錨桿蠕變后其承載性能不會(huì)降低。

基于上述試驗(yàn)數(shù)據(jù)，認(rèn)為對(duì)于千米深井軟巖大巷，錨桿的預(yù)應(yīng)力可以進(jìn)一步提高，預(yù)應(yīng)力的施加應(yīng)不使錨桿發(fā)生蠕變現(xiàn)象，而錨桿蠕變的加載應(yīng)力值在屈服強(qiáng)度附近，在錨桿受拉狀態(tài)下預(yù)應(yīng)力可以達(dá)到桿體屈服強(qiáng)度的90%?？紤]井下巷道表面凹凸不平，錨桿在預(yù)緊過程中受到拉、剪、扭、彎等復(fù)合載荷作用，受力狀態(tài)較為復(fù)雜，因此在國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)“煤礦巷道錨桿支護(hù)技術(shù)規(guī)范”(GB/T 35056—2018)中給出錨桿預(yù)緊力宜取錨桿屈服力的30%～60%，而對(duì)具體巷道而言，錨桿預(yù)緊力的施加可依據(jù)不使錨桿發(fā)生蠕變的原則，根據(jù)錨桿強(qiáng)度、圍巖表面形態(tài)、桿尾螺紋加工精度、調(diào)心及減摩構(gòu)件的不同進(jìn)行試驗(yàn)確定。對(duì)于千米深井軟巖大巷應(yīng)采用高強(qiáng)度錨桿、提高桿尾螺紋精度、優(yōu)化調(diào)心球墊、減小各構(gòu)件之間摩擦阻力，進(jìn)而提高錨桿的預(yù)緊力，更好地發(fā)揮錨桿主動(dòng)支護(hù)作用。

2.3 不同承載條件下U型鋼支架受力分析

U型鋼支架是錨架充支護(hù)的重要承載結(jié)構(gòu)，由于巷道表面凹凸不平，當(dāng)U型鋼支架架后未充填時(shí)，將承受多處集中載荷。巷道支護(hù)結(jié)構(gòu)失穩(wěn)首先發(fā)生在支護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)部最大彎曲應(yīng)力大于許用應(yīng)力的危險(xiǎn)截面上，研究支護(hù)結(jié)構(gòu)危險(xiǎn)截面處所承受的彎曲應(yīng)力，提高支護(hù)結(jié)構(gòu)危險(xiǎn)截面處所承受的彎曲應(yīng)力，可以提高錨架充支護(hù)的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。已有研究成果[28-30]表明，在深部軟巖巷道中底臌、頂板下沉量及肩角變形十分強(qiáng)烈，U型鋼支架的破壞或失效多是由于受力不均衡或局部應(yīng)力集中造成[31]，因此理論計(jì)算分析了不同承載條件下U型鋼支架受力及彎矩情況。

計(jì)算分析了U型鋼支架承受均布載荷、均布載荷+1處集中載荷、均布載荷+2處集中載荷、均布載荷+3處集中載荷4種情況下U型鋼支架所承受垂直反力、水平推力及彎矩。U型鋼支架支護(hù)斷面為直墻半圓拱形狀，拱形半徑為r，m;棚腿高度為h，m;載荷集度為q，N/m;載荷集中系數(shù)分別為λ1，λ2，λ3(其中λ1，λ2，λ3均大于1)，4種承載條件下U型鋼支架計(jì)算模型如圖10所示。

圖10 不同載荷下U型鋼支架受力模型Fig.10 Force model of U-shaped yielding steel arch under different loads

根據(jù)平衡方程和變形協(xié)調(diào)方程，計(jì)算得出4種承載條件下垂直反力、水平推力及彎矩計(jì)算公式。

(1)垂直反力N

① 均布載荷

(1)

② 均布載荷+1處集中載荷

(2)

③ 均布載荷+2處集中載荷

(3)

④ 均布載荷+3處集中載荷

[1-cos(θ1+α1+θ2+α3)]+

(4)

式中，α1，α2，α3分別為3處集中載荷作用在U型鋼支架拱的弧度，rad;θ為U型鋼支架半圓拱的弧度，rad;θ1為集中載荷λ1q與集中載荷λ3q間的夾角，rad;θ2為集中載荷λ2q與集中載荷λ3q間的夾角，rad。

(2)水平推力R

考慮U型鋼支架主要以彎曲變形為主，軸力、剪力對(duì)位移的影響很小，忽略不計(jì)。根據(jù)平衡方程和變形協(xié)調(diào)方程計(jì)算得

(5)

① 均布載荷

(6)

1.49q

(7)

② 均布載荷+1處集中載荷

(8)

(9)

③ 均布載荷+2處集中載荷

(10)

(11)

④ 均布載荷+3處集中載荷

(12)

(13)

式中，δ11為載荷作用在基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)上f支座產(chǎn)生的水平位移，方向向左，m;E為U型鋼彈性模量，Pa;Jx為截面對(duì)中性軸的慣性矩，m4;Δ1p為荷載q單獨(dú)作用在基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)上f支座產(chǎn)生的水平位移，m;Δ1p1為均布載荷+1處集中載荷作用在基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)上f支座產(chǎn)生的水平位移，m;Δ1p2為均布載荷+2處集中載荷作用在基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)上f支座產(chǎn)生的水平位移，m;Δ1p3為均布載荷+3處集中載荷作用在基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)上f支座產(chǎn)生的水平位移，m。

(3)最大彎矩Mmax

計(jì)算U型鋼支架內(nèi)力的目的是為了進(jìn)行強(qiáng)度校核。因此，計(jì)算U型鋼支架內(nèi)力時(shí)只需求出最大彎矩和最大彎矩截面上的軸力即可，彎矩M和軸力T按載荷分布分段求出。

① 在fd2區(qū)間內(nèi)彎矩和軸力計(jì)算

(14)

T=N=qr

(15)

② 在b1d2區(qū)間內(nèi)彎矩和軸力計(jì)算

(16)

T=(R-qt)sinθ-qr

(17)

T′=R-q(t+r)

(18)

U型鋼支架最大彎矩Mmax為

Mmax=max{|M1max|,|M2max|}

(19)

式中，M1max為fd2區(qū)間的最大彎矩，N·m;M2max為b1d2區(qū)間的最大彎矩，N·m;R為U型鋼支架所承受水平推力，N;T為fd2區(qū)間的軸力，N;N為U型鋼支架承受的垂直反力，N;t為U型鋼支架頂部任意截面所處位置到巷道底板的垂直距離，m。

α1，α2，α3可根據(jù)井下現(xiàn)場(chǎng)U型鋼支架實(shí)際承載情況確定，如取α1=α2=α3=10°，集中載荷取均布載荷的3倍，計(jì)算得出U型鋼支架垂直反力、水平推力和最大彎矩見表3。與均布載荷相比，均布載荷+1處、2處、3處集中載荷(集中載荷大小為均布載荷3倍)承載條件下，U型鋼支架的最大彎矩分別增加了3.47，8.06，10.07倍。U型鋼支架架后充填后，承載由局部集中載荷變?yōu)榫驾d荷，提高了U型鋼支架高承載力的利用效果。

表3U型鋼支架不同載荷作用下計(jì)算結(jié)果
Table 3 Calculation results of U-shaped yieldingsteel arch under different loads

U型鋼支架受力狀態(tài)垂直反力N水平推力R最大彎矩M均布載荷(λ1=λ2=λ3=1)3q1.49q1.19q均布載荷+1處集中載荷(λ1=3,λ2=λ3=1)3.2q2.53q5.32q均布載荷+2處集中載荷(λ1=λ2=3,λ3=1)3.4q3.57q9.59q均布載荷+3處集中載荷(λ1=λ2=λ3=3)3.6q4.61q11.98q

2.4 錨架充支護(hù)巷道受力變形特征及與其他支護(hù)對(duì)比

以口孜東礦北翼軌道石門為研究對(duì)象，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際工程地質(zhì)條件，采用離散元軟件UDEC建立了數(shù)值計(jì)算模型，研究揭示了錨網(wǎng)噴支護(hù)、錨網(wǎng)噴+鋼管混凝土支護(hù)及錨架充協(xié)同控制3種方式下巷道圍巖的受力變形機(jī)理，以此為基礎(chǔ)揭示千米深井軟巖大巷錨架充協(xié)同控制原理。北翼軌道石門巷道斷面形狀為直墻半圓拱，巷道寬7.3 m，高5.4 m，斷面面積28.6 m2，頂?shù)装逯饕獮槟鄮r，兩幫為煤層和泥巖，屬于典型的千米深井特大斷面軟巖巷道[32]，數(shù)值計(jì)算模型如圖11所示。

圖11 UDEC數(shù)值計(jì)算模型Fig.11 Numerical model computed by UDEC

數(shù)值模擬中煤巖體的物理力學(xué)參數(shù)見表4，其中，E為彈性模量;ν為泊松比;UCS為單軸抗壓強(qiáng)度;GSI為巖體表面質(zhì)量指標(biāo);Mi為巖石三軸常量;C黏聚力;φ為摩擦角;σt為抗拉強(qiáng)度。煤巖參數(shù)是在試驗(yàn)巷道圍巖中所取煤巖樣實(shí)驗(yàn)室單軸壓縮試驗(yàn)基礎(chǔ)上，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)鉆孔窺視估計(jì)GSI數(shù)值[33]，通過GSI巖體分類方法折減后取得的;模型中層理和節(jié)理不連續(xù)結(jié)構(gòu)面力學(xué)參數(shù)見表5，其中，Kn為節(jié)理法向剛度;Ks為節(jié)理剪切剛度;φJ(rèn)為節(jié)理內(nèi)摩擦角;CJ為節(jié)理黏聚力;σJ為節(jié)理抗拉強(qiáng)度。模擬中采用摩爾-庫倫破壞準(zhǔn)則來描述。為考慮圍巖持續(xù)承載蠕變效應(yīng)，模擬中將contact定義為具有殘余強(qiáng)度的摩爾庫倫本構(gòu)，當(dāng)contact單元在高地應(yīng)力及開挖影響下達(dá)到其抗拉強(qiáng)度或抗剪強(qiáng)度時(shí)發(fā)生拉伸或剪切破壞，其抗拉強(qiáng)度及黏聚力衰減為0，內(nèi)摩擦角也發(fā)生一定程度的衰減，巖體強(qiáng)度迅速降低，導(dǎo)致其承載能力大大減弱，造成未破壞區(qū)圍巖應(yīng)力環(huán)境進(jìn)一步惡化，變形量持續(xù)增加，甚至引發(fā)該區(qū)域圍巖結(jié)構(gòu)面發(fā)生拉伸或剪切破壞，進(jìn)一步導(dǎo)致該區(qū)域結(jié)構(gòu)面參數(shù)衰減，以此模擬巷道圍巖蠕變變形。

表4 數(shù)值模型中采用的巖體力學(xué)參數(shù)
Table 4 Mechanical properties used in numerical model

巖性E/GPaνUCS/MPaGSIMiC/MPaφ/(°)σt/MPa煤2.20.2514.34550.9170.04砂質(zhì)泥巖14.30.2560.66062.6320.5泥巖10.50.2538.95361.8270.2粉砂巖24.10.2577.66573.4360.8

表5 數(shù)值模型中采用的結(jié)構(gòu)面力學(xué)參數(shù)
Table 5 Mechanical properties of discontinuitiesused in numerical model

巖性Kn/(GPa·m-2)Ks/(GPa·m-2)φJ(rèn)/(°)CJ/kPaσJ/kPa煤14.45.83020060砂質(zhì)泥巖20.08.03839090泥巖18.07.23632080粉砂巖27.010.842500150

對(duì)口孜東礦千米深井軟巖大巷中采用過的錨網(wǎng)噴、錨網(wǎng)噴+鋼管混凝土、錨架充3種支護(hù)方式下圍巖的受力變形情況進(jìn)行數(shù)值模擬，分析3種支護(hù)方式的支護(hù)機(jī)理。根據(jù)井下實(shí)際情況，錨桿采用直徑22 mm、長(zhǎng)度2 500 mm的屈服強(qiáng)度500 MPa級(jí)左旋無縱筋螺紋鋼，錨桿間排距800 mm×800 mm，錨索采用1×19結(jié)構(gòu)直徑21.8 mm的鋼絞線，錨索間排距1 200 mm×1 600 mm，頂錨索長(zhǎng)度6.2 m，幫錨索長(zhǎng)度4.1 m。數(shù)值模擬中錨桿錨索參考上述布置方式，采用UDEC軟件內(nèi)置的CABLE單元模擬，基于錨桿錨索實(shí)際力學(xué)參數(shù)確定出數(shù)值模擬中錨桿錨索力學(xué)參數(shù)見表6。數(shù)值模擬中噴射混凝土采用厚度70 mm的塊體單元進(jìn)行模擬;鋼管混凝土采用厚度300 mm的塊體單元進(jìn)行模擬，鋼管混凝土與巷道圍巖表面設(shè)置2 mm間隙，以模擬其被動(dòng)支護(hù)方式;錨架充支護(hù)通過兩層塊體單元來模擬，一層厚度300 mm，模擬充填體，另一層厚度100 mm，模擬U型鋼支架，各支護(hù)材料與構(gòu)件的力學(xué)參數(shù)見表7。

數(shù)值模擬中應(yīng)力條件按照實(shí)測(cè)原巖應(yīng)力進(jìn)行施加，由于建立數(shù)值模型為二維平面應(yīng)變模型，無法考慮地應(yīng)力方向與巷道軸向的關(guān)系，因此假設(shè)巷道方向垂直于最大水平主應(yīng)力方向，以模擬最不利條件下巷道的受力和變形情況[32]。

圖12，13分別顯示了錨網(wǎng)噴、錨網(wǎng)噴+鋼管混凝土、錨架充3種支護(hù)方式下千米深井高應(yīng)力軟巖大巷最大主應(yīng)力場(chǎng)和位移場(chǎng)的分布情況，圖14顯示了不同支護(hù)條件下巷道頂板和兩幫變形對(duì)比情況。最大主應(yīng)力場(chǎng)可以用做巷道圍巖破壞區(qū)內(nèi)所能承受的應(yīng)力，即圍巖在圍壓下的殘余強(qiáng)度分析。如果以最大主應(yīng)力25 MPa作為分界圍巖破壞和擾動(dòng)的界限，可以看到，得到的圍巖破壞區(qū)與位移大于100 mm的區(qū)域是一致的。對(duì)于巷道頂板，在錨網(wǎng)噴、錨網(wǎng)噴+鋼管混凝土支護(hù)條件下，頂板破裂區(qū)均貫通整個(gè)泥巖和砂質(zhì)泥巖頂板，深度達(dá)2.5 m，巷道頂板下沉量分別為610 mm和400 mm。而采用錨架充支護(hù)后，頂板破壞區(qū)得到徹底抑制，巷道頂板下沉量只有100 mm。對(duì)于巷道幫部，在錨網(wǎng)噴支護(hù)條件下，破壞區(qū)深度達(dá)到6 m，接近巷道寬度，表現(xiàn)為整體持續(xù)大變形。在錨網(wǎng)噴+鋼管混凝土支護(hù)條件下，破壞區(qū)深度有所減小，但也達(dá)到0.5倍的巷道寬度即3 m。而在錨架充支護(hù)條件下，巷道幫部的破壞區(qū)得到顯著的抑制，破壞區(qū)深度只有0.5 m，且?guī)筒肯锏辣砻孀冃瘟恐挥?0 mm。在巷道底部，對(duì)于錨網(wǎng)噴和錨架充支護(hù)，由于沒有底板支護(hù)的存在，巷道均存在一定底臌量。采用錨網(wǎng)噴+鋼管混凝土支護(hù)后，由于底板封閉的支護(hù)作用，底臌在巷道變形早期得到有效控制，但是，在后期隨著底板泥巖變形的累積，鋼管混凝土向上彎折，嚴(yán)重影響巷道使用，且返修困難。綜合而言，3種支護(hù)方式對(duì)巷道圍巖變形與破壞的抑制作用有著顯著的區(qū)別，支護(hù)效果以錨架充支護(hù)最為有效，其次是錨網(wǎng)噴+鋼管混凝土支護(hù)，最差的是錨網(wǎng)噴支護(hù)。

表6 數(shù)值模型中采用的錨桿錨索力學(xué)參數(shù)
Table 6 Mechanical properties of bolting components innumerical model

錨桿錨索參數(shù)數(shù)值彈性模量/GPa200Cable屈服力/kN224/480(錨桿/錨索)黏結(jié)剛度/(N·m-2)2×109黏結(jié)強(qiáng)度/(N·m-1)4×105預(yù)緊力/kN 80/160

表7 數(shù)值模型中采用的支護(hù)體力學(xué)參數(shù)
Table 7 Mechanical properties of support bodies innumerical model

支護(hù)體E/GPaνC/MPaφ/(°)σt/MPa噴射混凝土80.254331.0鋼管混凝土150.2530367.5U型鋼支架2000.2555036550.0充填體70.258363.0

圖12 千米深井軟巖大巷不同支護(hù)方式下最大主應(yīng)力場(chǎng)分布Fig.12 Maximum principal stress field distribution under diff- erent support patterns of soft rock roadway in 1 000 m deep mines

圖13 千米深井軟巖大巷不同支護(hù)方式下圍巖位移場(chǎng)分布Fig.13 Displacement field distribution of surrounding rock under different support patterns of soft rock roadway in 1 000 m deep mines

圖14 不同支護(hù)方式下巷道頂板和巷幫變形情況Fig.14 Deformation of roof and ribs of roadway under different support patterns

錨網(wǎng)噴、錨網(wǎng)噴+鋼管混凝土、錨架充3種支護(hù)方式均有錨桿與錨索支護(hù)，且錨桿錨索是巷道掘進(jìn)后首先施加的支護(hù)，其最先發(fā)揮支護(hù)作用，但單一的錨桿錨索支護(hù)所提供的支護(hù)力無法抑制巷道大變形，無法保持巷道持續(xù)穩(wěn)定。當(dāng)噴射混凝土之后，與錨桿錨索聯(lián)合作用，一定程度上提高了支護(hù)力，阻止了煤巖體風(fēng)化，但由于噴射混凝土的脆性特征，較小變形即發(fā)生劈裂剝落，錨網(wǎng)噴支護(hù)提供的支護(hù)力無法有效抑制巷道進(jìn)一步的變形。在錨網(wǎng)噴支護(hù)基礎(chǔ)上進(jìn)一步增加鋼管混凝土支護(hù)，由于鋼管混凝土較強(qiáng)的強(qiáng)度和剛度，在一定時(shí)期內(nèi)能夠抑制巷道的變形，但其抗變形能力相對(duì)較差，隨著高應(yīng)力作用下巷道發(fā)生持續(xù)變形，鋼管混凝土彎曲或折斷，巷道仍失穩(wěn)破壞。不同支護(hù)方式下支護(hù)體破壞與應(yīng)力分布情況如圖15所示，采用錨架充協(xié)同支護(hù)，雖然U型鋼支架和架后充填體所提供的支護(hù)強(qiáng)度和剛度小于鋼管混凝土，但由于充填體的均勻分布，且具有一定強(qiáng)度和可塑性，U型鋼支架在提供較大支護(hù)力情況下具有可縮型，錨架充協(xié)同支護(hù)能夠保證較大支護(hù)力的情況下抵抗相當(dāng)?shù)南锏雷冃?。?dāng)巷道在變形條件下所需要抵抗變形的支護(hù)力與錨架充支護(hù)結(jié)構(gòu)在該變形條件下所提供支護(hù)力達(dá)到平衡，巷道保持穩(wěn)定。

在采用錨-架-充“三位一體”支護(hù)軟巖巷道時(shí)，有一點(diǎn)需要特別注意的是如發(fā)生底臌要及時(shí)起底，避免由于強(qiáng)烈底臌擠壓巷幫下部的U型鋼和充填體，使其發(fā)生彎曲變形(圖16)，從而引發(fā)整個(gè)支護(hù)體的失穩(wěn)。

圖15 不同支護(hù)方式下支護(hù)體破壞與應(yīng)力分布情況Fig.15 Failure and stress distribution of support bodies under different support patterns

圖16 U型鋼彎曲破壞Fig.16 Bending failure of U-shaped steel arches

2.5 巷道錨架充協(xié)同控制原理

基于前述分析，提出了千米深井軟巖大巷錨架充協(xié)同控制原理:針對(duì)深部高應(yīng)力軟巖大巷，高預(yù)應(yīng)力錨桿錨索+U型鋼支架+架后充填在巷道圍巖內(nèi)部及表面形成了高阻可縮承載結(jié)構(gòu)，充分發(fā)揮錨桿錨索主動(dòng)支護(hù)、U型鋼支架高阻可縮、充填體傳遞應(yīng)力、封閉裂隙和加固巖體的作用，實(shí)現(xiàn)載荷傳遞、變形控制的耦合、互補(bǔ)與協(xié)同，有效控制深井巷道圍巖大變形。

錨架充協(xié)同控制原理示意如圖17所示，其內(nèi)涵為:在深部軟巖巷道支護(hù)時(shí)，圍巖荷載超過煤巖體強(qiáng)度，圍巖無法自穩(wěn)，而采取架后充填的方式于巷道周邊再造承載體，實(shí)現(xiàn)兩種支護(hù)技術(shù)的耦合，將壓力傳遞并均勻分布在U型鋼支架中，最終形成錨桿錨索-U型鋼支架-架后充填為一體的耦合承載結(jié)構(gòu)，架后充填過程中流態(tài)充填體很好地填補(bǔ)巷道表面坑洼，同時(shí)封閉巷道表面，避免了巷道圍巖與空氣、水的接觸，解決了軟巖風(fēng)化和遇水軟化問題，充分發(fā)揮深部圍巖的自承能力，達(dá)到控制巷道圍巖穩(wěn)定性的目的。第1層高強(qiáng)度錨桿錨索及時(shí)支護(hù)，并施加高預(yù)緊力，實(shí)現(xiàn)主動(dòng)支護(hù);第2層高強(qiáng)度U型鋼金屬支架支護(hù)是被動(dòng)支護(hù)，可提供較高的支護(hù)抗力，且具有一定的可縮性;第3層充填支護(hù)，在充填體固化后與第1層、第2層支護(hù)3者形成一個(gè)支護(hù)整體，由于充填層厚度達(dá)到300 mm，且可連續(xù)充填，因此在U型鋼支架與錨桿錨索加固的錨固體中間形成一個(gè)均質(zhì)完整的傳力層，該傳力層與錨桿錨索支護(hù)、U型鋼支架支護(hù)協(xié)同作用，在巷道圍巖錨固范圍形成了一個(gè)高強(qiáng)、完整的承載結(jié)構(gòu)，顯著改善巷道圍巖及支護(hù)結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)，協(xié)同控制千米深井軟巖大巷圍巖大變形。

圖17 千米深井軟巖大巷錨架充協(xié)同控制原理示意Fig.17 Schematic diagram of soft rock roadway control by means of “rock bolting,U-shaped yielding steel arches and back filling” in synergy in 1 000 m deep mines

3 千米深井軟巖大巷錨架充協(xié)同控制技術(shù)及應(yīng)用

基于千米深井軟巖大巷錨架充協(xié)同控制原理，研發(fā)和引進(jìn)了配套技術(shù)，包括高預(yù)應(yīng)力、高強(qiáng)度錨桿與錨索支護(hù)、U型鋼支架快速支護(hù)、高效充填3項(xiàng)技術(shù)。

在支護(hù)材料方面，開發(fā)了500～700 MPa級(jí)高強(qiáng)度錨桿，測(cè)試、獲得了36U型鋼支架力學(xué)性能。由于高強(qiáng)度錨桿研究成果已較多[1,34-36]，U型鋼支架目前已形成標(biāo)準(zhǔn)系列，本文將不再做詳細(xì)闡述。研發(fā)出U型鋼支架架后充填材料，其組分包括:水泥、粉煤灰、石英砂及添加劑。實(shí)驗(yàn)室測(cè)試獲得了架后充填材料在不同時(shí)效下的力學(xué)性能，見表8，充填體12 h單軸抗壓強(qiáng)度超過17 MPa，28 d后終凝強(qiáng)度達(dá)到34 MPa。為方便管路輸送，減少管路磨損，充填混料顆粒直徑小于4 mm，且60%以上充填材料顆粒小于0.125 mm。充填材料耐火度不低于700 ℃，且與水混合后具有較好的流動(dòng)性，滿足了阻燃性和充填流動(dòng)性要求。

表8 不同時(shí)效下充填材料力學(xué)性能
Table 8 Mechanical properties of filling materialsat different phases

時(shí)間單軸抗壓強(qiáng)度/MPa第1組試件第2組試件第3組試件12 h17.4817.6916.8224 h18.5019.0118.747 d25.6424.3924.7828 d34.4328.7432.14

在錨架充施工設(shè)備方面，引進(jìn)了德國(guó)單軌吊巷道錨桿支護(hù)平臺(tái)，高效自動(dòng)架棚機(jī)，提高了施工效率，顯著降低了工人勞動(dòng)強(qiáng)度。合作開發(fā)出從地面至井下施工地點(diǎn)自動(dòng)化充填系統(tǒng)，包括地面站、中轉(zhuǎn)站、充填面移動(dòng)工作面站、管路和控制系統(tǒng)(圖18)，充填工藝為:干料通過混凝土罐裝車運(yùn)輸至地面站，罐裝車自帶壓風(fēng)系統(tǒng)壓送至地面站筒倉(容積150 m3);再用風(fēng)力將干料輸送至井下，輸送100～150 m至第1個(gè)中轉(zhuǎn)站(最大干料輸送能力10 m3/h)，通過合金耐磨管路和軟管輸送給其他中轉(zhuǎn)站，最后至充填面移動(dòng)工作面站(容量10 m3)，采用末端移動(dòng)式工作面設(shè)備將混合料加水?dāng)嚢韬笸ㄟ^混凝土泵送到充填地點(diǎn)進(jìn)行充填。

錨架充協(xié)同控制技術(shù)在口孜東礦開展了井下應(yīng)用，以西翼軌道大巷某段巷道為例進(jìn)行介紹。該段巷道埋深1 000 m，斷面為斜墻圓弧拱形，寬7.3 m，高5.4 m，面積為28.6 m2，巷道支護(hù)設(shè)計(jì)如圖19所示。錨桿直徑22 mm，長(zhǎng)度2.5 m，屈服強(qiáng)度500 MPa，間排距800 mm×800 mm，錨桿預(yù)緊扭矩400 N·m;錨索直徑21.8 mm，頂錨索長(zhǎng)度6.2 m，幫錨索長(zhǎng)度4.1 m，間排距1 200 mm×1 600 mm，錨索張拉力160 kN。噴射混凝土厚度70 mm，強(qiáng)度等級(jí)C20。采用36U型鋼支架，間距650 mm。在U型鋼支架架后充填250～350 mm厚度的充填材料。

圖18 地面至井下施工地點(diǎn)自動(dòng)化充填系統(tǒng)Fig.18 Automatic backfilling system from surface to underground construction site

圖19 巷道支護(hù)設(shè)計(jì)方案Fig.19 Roadway supporting scheme

井下巷道圍巖錨架充支護(hù)作業(yè)流程為:巷道開挖-錨桿錨索支護(hù)-U型鋼支架支護(hù)-架后充填，即巷道掘進(jìn)后首先采用液壓鉆車和自動(dòng)化錨桿支護(hù)平臺(tái)，進(jìn)行高預(yù)應(yīng)力錨桿錨索與噴射混凝土支護(hù)，與此同時(shí)在錨桿支護(hù)后方一定距離采用高效自動(dòng)架棚機(jī)進(jìn)行U型鋼支架支護(hù)，為架后充填創(chuàng)造條件;在前方架設(shè)U型鋼支架的同時(shí)在后方已架設(shè)好的U型鋼支架進(jìn)行架后充填。支護(hù)作業(yè)時(shí)錨桿支護(hù)緊跟掘進(jìn)工作面，U型鋼支護(hù)視巷道圍巖條件滯后距離不等，通常為40～60 m，架后充填滯后U型鋼支架支護(hù)60 m以內(nèi)，實(shí)現(xiàn)巷道圍巖錨架充時(shí)空協(xié)同作業(yè)，提高了支護(hù)效率。

對(duì)西翼軌道大巷試驗(yàn)段圍巖變形進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)，巷道圍巖變形隨時(shí)間變化曲線如圖20所示，巷道掘進(jìn)后頂板下沉量較小，至第35周(245 d)保持穩(wěn)定，穩(wěn)定后巷道頂板下沉量為30 mm。巷道兩幫和底板變形在第45周(315 d)左右趨于穩(wěn)定，達(dá)到穩(wěn)定后兩幫移近量70 mm，底臌170 mm。從巷道圍巖變形量看，巷道變形主要表現(xiàn)為底臌，其次為兩幫移近，頂板下沉量最小，這也與前述數(shù)值模擬結(jié)果一致。此外巷道掘進(jìn)后在高應(yīng)力的作用下，變形持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)，但當(dāng)巷道在變形過程中所需要抵抗變形的支護(hù)力與錨架充支護(hù)結(jié)構(gòu)所提供支護(hù)力達(dá)到平衡時(shí)，巷道即保持穩(wěn)定。巷道支護(hù)效果如圖21所示，錨架充支護(hù)有效控制了千米深井軟巖大巷圍巖大變形。

圖20 巷道圍巖變形曲線Fig.20 Deformation curves of roadway surrounding rock

從支護(hù)成本來看，錨架充支護(hù)材料成本20 255元/m;錨網(wǎng)噴支護(hù)后期進(jìn)行了注漿，錨網(wǎng)噴注支護(hù)材料成本11 903元/m;錨網(wǎng)噴+鋼管混凝土支護(hù)材料成本21 724元/m。錨架充支護(hù)材料成本相比錨網(wǎng)噴注高，較錨網(wǎng)噴+鋼管混凝土略低，但錨架充支護(hù)技術(shù)應(yīng)用后巷道基本沒有返修，而其他支護(hù)方式進(jìn)行了多次返修，材料和人工成本翻1～4倍。目前，錨架充協(xié)同控制技術(shù)已在口孜東礦千米深井軟巖大巷應(yīng)用5 000余米，節(jié)約支護(hù)成本1億元以上，保證了礦井安全生產(chǎn)及正常接替。

圖21 巷道支護(hù)效果Fig.21 Roadway supporting effect

4 結(jié)論與展望

(1)口孜東礦千米深井軟巖大巷圍巖大變形的主要原因是地應(yīng)力高、巖石松軟、受風(fēng)化與水的影響顯著。巷道圍巖變形表現(xiàn)出明顯的非對(duì)稱特征和強(qiáng)時(shí)效性，強(qiáng)烈底臌和兩幫移近是千米深井軟巖大巷的主要礦壓顯現(xiàn)特征。

(2)原有的錨網(wǎng)噴、錨網(wǎng)噴+36U型鋼支架及錨網(wǎng)噴+鋼管混凝土3種支護(hù)，不能有效控制軟巖大巷圍巖大變形，支護(hù)體發(fā)生破壞與失效，其特征主要表現(xiàn)為:錨桿、錨索在復(fù)合應(yīng)力作用下發(fā)生破斷，護(hù)表構(gòu)件失效;噴射混凝土在小變形下因局部應(yīng)力集中而劈裂剝落;U型鋼支架因應(yīng)力集中、偏載折斷;鋼管混凝土剛性支護(hù)初期效果較好，但當(dāng)圍巖變形超過其允許變形量時(shí)發(fā)生折斷或失效。

(3)不同載荷下的U型鋼支架受力分析表明，均布載荷是最佳受力狀態(tài)。當(dāng)受到1～3處集中載荷作用，U型鋼支架最大彎矩增加3～10倍。充填體可改善U型鋼支架與圍巖的接觸狀態(tài)，使載荷均勻化，提高其整體高承載力。

(4)研究揭示出錨架充協(xié)同控制原理:高預(yù)應(yīng)力錨桿錨索+U型鋼支架+架后充填在巷道圍巖內(nèi)部及表面形成了高阻可縮承載結(jié)構(gòu)，充分發(fā)揮錨桿錨索主動(dòng)支護(hù)、U型鋼支架高阻可縮、充填體傳遞應(yīng)力和均勻化支架載荷、封閉裂隙的作用，實(shí)現(xiàn)載荷傳遞、變形控制的耦合、互補(bǔ)與協(xié)同，有效控制千米深井軟巖大巷圍巖大變形。

(5)提出千米深井軟巖大巷錨架充協(xié)同控制技術(shù)、方案與參數(shù)，并在井下進(jìn)行了試驗(yàn)與推廣應(yīng)用。結(jié)果表明，錨架充協(xié)同控制技術(shù)能夠有效控制千米深井軟巖大巷圍巖大變形，特別是強(qiáng)流變，保持巷道長(zhǎng)期穩(wěn)定。與原支護(hù)相比，巷道變形量降低90%以上。同時(shí)節(jié)約了巷道維護(hù)成本，保證了礦井安全生產(chǎn)及正常接替。

錨架充協(xié)同控制技術(shù)的研究在不斷進(jìn)行中，在千米深井高應(yīng)力軟巖大巷圍巖變形與破壞機(jī)理等基礎(chǔ)理論方面還需繼續(xù)深入研究;支護(hù)材料、設(shè)備還有提高的空間;圍巖控制方案還需要進(jìn)一步優(yōu)化;礦壓監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)還需不斷補(bǔ)充并深度分析，以揭示更深層次的礦壓規(guī)律，進(jìn)一步豐富和完善研究成果。

致謝論文得到了德國(guó)GTA機(jī)械設(shè)備公司、OLKO機(jī)械技術(shù)有限責(zé)任公司等單位的大力支持，在此一并表示感謝！