斷層破碎帶巷道基于鋼管混凝土支架的復(fù)合支護技術(shù)研究及應(yīng)用

王 軍， 王正澤， 丁厚剛， 郭畢鈞， 顧薛青

(1. 山東建筑大學(xué)土木工程學(xué)院， 山東 濟南 250101； 2. 山東英才學(xué)院建筑工程學(xué)院， 山東 濟南 250104； 3. 山東深博巷道支護技術(shù)有限公司， 山東 濟南 250022)

0 引言

斷層破碎帶是斷層兩盤相對運動導(dǎo)致巖層斷裂并沿斷裂面形成的有一定寬度的巖石破碎帶。當(dāng)巷道穿過斷層破碎帶時，破碎帶巖體軟弱、裂隙發(fā)育、巖體強度大幅度降低，圍巖自承載能力差，巷道變形嚴重，甚至出現(xiàn)冒頂現(xiàn)象。目前斷層破碎帶支護多采用錨網(wǎng)噴、預(yù)應(yīng)力錨索、型鋼支架、混凝土碹體和圍巖注漿加固等多種技術(shù)組合的復(fù)合支護技術(shù)[1-4]。由于地質(zhì)條件差、支護技術(shù)組合優(yōu)勢差或支護體綜合承載力不足等原因，多數(shù)斷層破碎帶支護未能達到理想效果。

井下灌注式鋼管混凝土支架是一種適用于深井軟巖巷道支護的新型高承載力支架[5]。文獻[6-7]研究表明，鋼管混凝土支架承載力可達相同用鋼量U型鋼支架承載力的3倍。自2008年工業(yè)性試驗至今，鋼管混凝土支架已在全國20多家煤礦中的60多條巷道中推廣應(yīng)用，使用巷道類型包括深井巷道、軟巖巷道、動壓巷道、特殊硐室和巷道交叉點等難支護工程，并取得了良好的支護效果[8-10]。

本文以陽城煤礦-650南翼軌道大巷為研究對象，通過分析巷道地質(zhì)條件和支護破壞機制，依據(jù)承壓環(huán)強化支護設(shè)計方法提出基于鋼管混凝土支架的復(fù)合支護技術(shù)。

1 -650南翼軌道大巷工程地質(zhì)分析

陽城煤礦-650南翼軌道大巷處于主開采水平，布置在3煤頂板中，部分地段穿過3煤，水平標高-650 m，埋深690 m，巷道斷面形狀為直墻半圓拱形。平面位置如圖1所示，地質(zhì)剖面如圖2所示。

圖1 -650南翼軌道平面位置

圖2 -650南翼軌道地質(zhì)剖面

1.1 巷道穿越斷層破碎帶特征分析

-650南翼軌道橫穿CF6斷層、DF51斷層、DF52斷層、DF38斷層及DF16斷層，其中DF51和DF52斷層近距離錯動巖層，落距分別為37 m和21 m，DF38斷層落距較大，達到50～100 m，多條斷層形成多個軟弱破碎帶，穿越破碎帶的巷道明顯表現(xiàn)出圍巖強度低和完整性差，圍巖泥化程度高，極易風(fēng)化潮解，給巷道支護帶來較大困難。

1.2 巷道圍巖力學(xué)參數(shù)測試

-650南翼軌道大巷圍巖主要以泥巖和細砂巖等泥質(zhì)膠結(jié)為主，呈層狀結(jié)構(gòu)，塊狀構(gòu)造，巖層傾角為20°～30°，巖層柱狀如圖3所示。通過室內(nèi)測試獲得巖石力學(xué)參數(shù)如下： 泥巖單軸抗壓強度平均值為9.8 MPa，細砂巖單軸抗壓強度平均值為32 MPa。砂石浸水后碎裂崩解，崩解物為碎巖屑；泥巖浸水后泥化，具有明顯的吸水軟化和膨脹特征。泥巖的黏土礦物含量為53.9%，黏土礦物中伊蒙混層占比39%、伊利石占比9%、高嶺石占比52%。

由巖石力學(xué)參數(shù)可知： -650南翼軌道大巷圍巖強度低，黏土礦物含量高，特別是伊蒙混層含量偏大，圍巖遇水后對穩(wěn)定極為不利。

圖3 巖層綜合柱狀圖

此外，地應(yīng)力測試表明： -650南翼軌道大巷走向與最大水平主應(yīng)力方向基本垂直，最大水平主應(yīng)力為21.3 MPa，超過泥巖單軸抗壓強度； 最小水平主應(yīng)力為7.9 MPa，垂直主應(yīng)力為12.4 MPa。

鉆孔窺視成像表明： -650南翼軌道大巷頂板和幫部存在多條裂隙，圍巖破碎。

綜合分析，-650南翼軌道大巷屬于高應(yīng)力軟弱破碎巷道，應(yīng)采用高強復(fù)合支護技術(shù)，并適當(dāng)考慮圍巖注漿加固。

2 -650南翼軌巷原有支護破壞分析

2.1 巷道原有支護方案實施過程

-650南翼軌道大巷原有支護采用錨網(wǎng)噴+中空注漿錨索+U29型鋼支架+澆筑混凝土底板的復(fù)合支護方案，巷道凈寬4 m、凈高3.5 m。巷道開挖后： 1)錨網(wǎng)噴。噴層厚200 mm，全螺紋鋼錨桿規(guī)格直徑為22 mm，長度為2.2 m，錨桿間排距為1.0 m×1.0 m，菱形網(wǎng)鋼絲直徑為6 mm。2)U29型鋼支架架設(shè)。支架間距為1.0 m。3)圍巖注漿。中空注漿錨索直徑為21.6 mm，長度為8.0 m，內(nèi)含1根孔徑8 mm注漿管，高壓注入純水泥漿，以注漿壓力為控制指標，錨索間排距為1.0 m×1.0 m，梅花形布置。4)混凝土澆筑。在底板澆筑0.4 m厚混凝土層，預(yù)防底鼓。

采用以上支護方案后，巷道變形監(jiān)測表明圍巖變形無收斂趨勢，支護1年后部分地段巷道兩幫移近量超過1.0 m，頂板下沉量也超過0.8 m，U型鋼支架扭曲、折斷及卡纜破壞明顯，混凝土底板鼓起近0.5 m，之后多次落底并局部錨網(wǎng)噴修補，最終未能阻止巷道的持續(xù)變形。

2.2 巷道原有支護變形破壞分析

原有支護方案較為全面地考慮了-650南翼軌道大巷的斷層破碎帶因素，采用錨網(wǎng)索+型鋼支架增加支護體承載力，采用注漿錨索膠結(jié)破碎帶以恢復(fù)圍巖整體性，并針對底鼓進行了混凝土底板設(shè)計，但最終未能使巷道支護穩(wěn)定，分析原因如下。

2.2.1 巷道工程地質(zhì)條件差

1)受斷層影響圍巖破碎，砂巖與泥巖強度低、圍巖吸水崩解或泥化導(dǎo)致圍巖自承載力能力差，巷道走向與大主應(yīng)力垂直使圍巖應(yīng)力過高。2)斷層破碎帶中的泥巖比例較大，泥巖中黏土礦物含量高，受斷層裂隙水和施工殘留水作用，斷層中的泥巖吸水膨脹軟化，進一步增大圍巖軟弱特征，圍巖自承載能力進一步下降。

2.2.2 原有支護體綜合承載力不足

1)破碎帶范圍大導(dǎo)致錨桿無法錨在穩(wěn)定巖層上，不能發(fā)揮懸吊作用； 2)圍巖軟弱導(dǎo)致錨桿端頭錨固段與尾部錨固端之間的雙向擠壓力發(fā)揮差，無法形成組合拱作用。

原有支護采用U29型鋼支架，根據(jù)文獻[7]，U29型鋼支架頂弧段受集中力加載，承載力僅有400 kN，遠低于φ194 mm×8 mm鋼管混凝土支架的承載力2 000 kN，未發(fā)揮高強支護作用。

原有支護U29型鋼支架采用直墻半圓拱，無反底拱。為預(yù)防底鼓，鋪設(shè)0.4 m厚混凝土底板，最終巷道底鼓導(dǎo)致混凝土底板破壞?；炷恋装遢^薄未配筋，無法提供梁的抗彎作用，底板中間受底鼓力大而兩側(cè)小，故底板中間先破壞。

原支護圍巖注漿效果不佳，主要原因是破碎帶圍巖中的孔隙被泥巖吸水膨脹后充填，圍巖注漿量少，圍巖整體強度無法恢復(fù)。

綜上，在較高的地應(yīng)力作用下，破碎帶圍巖自承載能力差，圍巖荷載大部分作用在原有支護體上，支護體承載力不足導(dǎo)致變形破壞。

3 斷層破碎帶支護對策與設(shè)計方法

3.1 斷層破碎帶支護對策

由上文分析可知，受多條斷層影響，-650南翼軌道大巷圍巖破碎軟弱、自承載能力差且圍巖荷載大，同時支護體承載力不足。依據(jù)新奧法和承壓環(huán)強化支護理論，需要在圍巖中淺部構(gòu)筑一個環(huán)狀承載體(即承壓環(huán))，通過合理支護措施提高承壓環(huán)的承載能力，使其在自穩(wěn)基礎(chǔ)上，對外部圍巖提供適當(dāng)?shù)膹较蛑ёo力以保證外部圍巖穩(wěn)定，最終達到巷道整體穩(wěn)定的目的[11-12]。承壓環(huán)結(jié)構(gòu)如圖4所示。

圖4 承壓環(huán)強化支護原理圖

針對-650南翼軌道大巷斷層破碎帶，具體支護對策如下。

1)以錨網(wǎng)支護構(gòu)筑承壓環(huán)，承壓環(huán)寬度即錨網(wǎng)支護作用寬度，對承壓環(huán)內(nèi)的破碎圍巖以注漿加固提高其黏聚力和內(nèi)摩擦角，以達到整體強化目的。但-650南翼軌道大巷破碎圍巖為泥質(zhì)膠結(jié)巖體，錨桿懸吊和組合拱性能不易發(fā)揮，裂隙被膨脹泥巖充填漿液不易滲透，故深部巖體不易錨固，但淺部巖體經(jīng)歷變形破壞后巖石碎脹、裂隙發(fā)育，適合錨注支護，承壓環(huán)強化作用有限。

2)-650南翼軌道大巷破碎圍巖構(gòu)筑的承壓環(huán)抵抗荷載能力差，無法自穩(wěn)，采用鋼筋網(wǎng)噴層和鋼管混凝土支架支護給承壓環(huán)提供高強徑向支護力，使承壓環(huán)抵御外部圍巖壓力。在圍巖變形后，錨網(wǎng)層與鋼管混凝土支架接觸，承壓環(huán)荷載作用到鋼管混凝土支架上，鋼管混凝土支架給承壓環(huán)提供支護反力，后施工的鋼筋網(wǎng)噴層可使承壓環(huán)與支架間無縫接觸，確保支架較為均勻承載。

3)為降低作用在承壓環(huán)上的荷載，通過合理布置施工順序使圍巖適度讓壓，讓圍巖應(yīng)力峰值向內(nèi)轉(zhuǎn)移以降低承壓環(huán)外側(cè)荷載。合理施工順序為錨噴支護—預(yù)留變形空間—施工鋼管混凝土支架—預(yù)留變形空間內(nèi)施工雙層鋼筋網(wǎng)噴層—淺層圍巖注漿。變形空間讓壓時間為施工鋼管混凝土支架的周期，大概為1個月。

3.2 斷層破碎帶支護設(shè)計方法

依據(jù)斷層破碎帶的承壓環(huán)強化理論支護對策，支護方案設(shè)計步驟如下： 1)分析圍巖地質(zhì)與力學(xué)參數(shù)(即支護設(shè)計依據(jù))； 2)采用合理支護技術(shù)對巷道進行支護設(shè)計(即支護設(shè)計內(nèi)容)； 3)對設(shè)計方案進行支護反力計算校核(即支護校核)。

3.2.1 斷層破碎帶巷道支護設(shè)計依據(jù)

1)圍巖地應(yīng)力參數(shù)。包括垂向地應(yīng)力、水平地應(yīng)力與擾動應(yīng)力，通過地應(yīng)力測試獲得。

2)圍巖強度參數(shù)。包含巖石單軸抗壓強度和巖體強度，前者通過巖石實驗機測試，后者通過定性分析。

3)巖石水理參數(shù)。主要包括原始含水率、飽和吸水率、吸水軟化性與膨脹性，通過水理性質(zhì)測試獲得。

4)巷道變形參數(shù)。主要包括巷道或鄰近巷道的兩幫收斂量、頂?shù)装逡平俊⑽灰谱冃嗡俾室约跋锏榔茐囊?guī)律。

5)圍巖載荷參數(shù)。通常指支護體在保持巷道穩(wěn)定的條件下所受到的圍巖壓力，理論計算誤差較大，可通過布置在拱架與圍巖間的壓力盒測定。

通過以上分析，確定圍巖屬于軟弱圍巖還是極軟弱圍巖，并據(jù)此選擇合理的支護技術(shù)。

3.2.2 斷層破碎帶巷道支護設(shè)計內(nèi)容

3.2.2.1 巷道支護技術(shù)設(shè)計組合

1)錨網(wǎng)噴支護。該支護作用主要是擠密承壓環(huán)，在承壓環(huán)內(nèi)形成組合拱或組合梁作用。

2)型鋼支架、混凝土碹體或鋼管混凝土支架支護。該支護主要是給承壓環(huán)提供徑向支護力，恢復(fù)承壓環(huán)內(nèi)巖體的三向應(yīng)力狀態(tài)，提高承壓環(huán)穩(wěn)定性。

3)圍巖注漿加固。通過注漿使承壓環(huán)內(nèi)破碎巖體重新膠結(jié)，提高其整體性。

根據(jù)承壓環(huán)構(gòu)筑方式不同，選擇不同支護技術(shù)進行組合設(shè)計。

3.2.2.2 巷道斷面形狀選擇

1)直墻半圓拱形斷面。利用率高，直墻抗彎性能差，底角有應(yīng)力集中，支護穩(wěn)定效果差。

2)圓形斷面。適用于四面來壓，對巷道提供均勻徑向支護力，支護效果好，適用于軟巖巷道。

3)淺底拱圓形斷面和馬蹄形斷面。可以減小圓形斷面臥底量或幫部開挖量，適用于底鼓和兩幫變形不太嚴重的軟巖巷道。

4)橢圓形斷面。適用于某個方向應(yīng)力集中的軟巖巷道，以水平應(yīng)力為主的圍巖選用扁橢圓，以垂向應(yīng)力為主的圍巖選用立橢圓。

斷層破碎帶巷道斷面形狀如圖5所示。

(a) 圓形斷面 (b) 淺底拱圓形斷面

(c) 馬蹄形斷面 (d) 橢圓形斷面

3.2.2.3 巷道讓壓方式設(shè)計

巷道讓壓目的是使圍巖適度變形，將部分圍巖壓力以圍巖變形釋放，降低作用在支護體上的荷載。斷層破碎帶巷道讓壓方式如圖6所示。

1)支護體自身可壓縮讓壓。如可縮式型鋼支架，但因U型鋼卡纜常被混凝土噴層覆蓋，可縮效果不佳。

2)支護體與圍巖之間預(yù)留變形空間。該空間可以直接空置，等待圍巖變形；也可以填充泡沫塑料等可縮性材料，使支架與圍巖接觸，支護效果較好。

3)圍巖讓壓。在圍巖特定位置開深槽卸壓，將圍巖分成數(shù)塊完整體，塊體之間壓縮變形；在具有沖擊傾向性的巖層開挖巷道可以先開采解放煤層卸壓。

(a) U型鋼支架接頭滑動讓壓 (b) 預(yù)留環(huán)形縫讓壓

(c) 均壓卸壓層讓壓 (d) 卸壓槽讓壓

3.2.3 支護體支護反力校核

支護體承載力是指支護體所能提供的極限穩(wěn)定支護力，支護反力是指單位面積圍巖受到的支護力。斷層破碎帶巷道穩(wěn)定的力學(xué)條件是支護反力σ0要大于圍巖荷載p。

綜上，依據(jù)斷層破碎帶承壓環(huán)強化支護理論和支護設(shè)計方法，-650南翼軌道大巷擬采用錨網(wǎng)噴+鋼管混凝土支架+雙層鋼筋網(wǎng)混凝土噴層的復(fù)合支護技術(shù)，考慮淺層圍巖注漿加固。支架斷面設(shè)計為淺底拱圓形，預(yù)留環(huán)形讓壓空間，靜置一定時間后用噴射混凝土滿填。

4 基于鋼管混凝土支架的復(fù)合支護方案設(shè)計

4.1 鋼管混凝土支架設(shè)計

4.1.1 鋼管支架結(jié)構(gòu)設(shè)計

依據(jù)巷道使用要求，支架凈斷面為4.3 m(寬)×3.62 m(高)，全封閉，間距為 0.8 m。主體管選用φ194 mm×8 mm的20#無縫鋼管，采用高頻熱煨彎管工藝彎曲鋼管，并焊接注漿孔與排氣孔等附屬件。支架分為左幫段、右?guī)投?、反底拱段和頂拱段，各段之間采用接頭套管連接，套管選用φ219 mm×8 mm的20#無縫鋼管，相鄰鋼管混凝土支架間采用頂桿連接，所有部件均噴涂防銹漆。淺底拱圓形鋼管混凝土支架主體結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

4.1.2 核心混凝土配比設(shè)計與灌注施工工藝

鋼管內(nèi)的混凝土應(yīng)盡可能高強并快硬，故核心混凝土設(shè)計為早強型，強度等級為C40。依據(jù)多年的混凝土配比實驗成果設(shè)計初始配比，取現(xiàn)場材料試配，模擬鋼管內(nèi)環(huán)境養(yǎng)護混凝土試塊，依據(jù)混凝土強度檢測結(jié)果微調(diào)配合比，并反復(fù)實驗，通過2—3次實驗，最終確定配比如表2所示。同時，該配比滿足混凝土泵送灌注要求，混凝土坍落度大于180 mm。

表1淺底拱圓形鋼管混凝土支架主體結(jié)構(gòu)參數(shù)表

Table 1 Parameters of main structure of shallow arch concrete-filled steel tubular scaffold

名稱 鋼管型號/mm單位質(zhì)量/(kg/m)每段長度/mm頂拱段 ?194×836.73082左右?guī)投?194×836.73160反底拱段?194×836.74305接頭套管?219×841.6600

表2 早強型C40混凝土配比

混凝土灌注孔設(shè)在鋼管混凝土支架左幫段底部，為方便輸送管路連接，灌注孔距地面高度為0.5 m；支架最頂部設(shè)排氣排漿孔。使用礦用攪拌機制備早強型C40混凝土，使用HBMD12×422S型礦用混凝土輸送泵泵注混凝土，泵送效率為12 m3/h，泵送壓力為4 MPa，滿足混凝土在鋼管內(nèi)頂升所需壓力。泵送管末端使用一段3 m柔性注漿管，滿足管路角度多變需求。灌注孔增加逆流截止閥，防止注漿結(jié)束后拆卸管路導(dǎo)致的混凝土回流，以排氣排漿孔溢出一定量混凝土作為支架注滿的標志?；炷凉嘧⑹┕ち鞒倘鐖D7所示，灌注現(xiàn)場如圖8所示。

鋼管支架灌注混凝土后的第2天，手持帶有鋼頭的木棍敲擊支架，通過敲擊聲差異檢測支架是否注滿，同時輔以排氣排漿孔直接觀察方法。檢查發(fā)現(xiàn)混凝土不密實多發(fā)生在支架頂弧段，一般通過排氣排漿孔向支架頂部壓注高稠度純水泥漿進行修復(fù)。

4.2 錨網(wǎng)噴與雙層鋼筋網(wǎng)噴層設(shè)計

4.2.1 錨網(wǎng)噴支護設(shè)計

巷道斷面成型后先對圍巖噴射30～50 mm厚混凝土層，以封閉圍巖，防止巖塊風(fēng)化和掉落； 然后進行錨網(wǎng)支護初步構(gòu)筑承壓環(huán)，設(shè)計參數(shù)如下。錨桿直徑為22 mm，長度為2.4 m，間排距為0.8 m×0.8 m，使用樹脂錨固劑端頭錨固；鋼筋網(wǎng)由直徑6 mm鋼筋焊接而成，網(wǎng)格尺寸為100 mm×100 mm，網(wǎng)片規(guī)格為1.0 m×2.0 m。

圖7 混凝土灌注工藝流程圖

(a) 輸送泵

(b) 注漿管路

4.2.2 雙層鋼筋網(wǎng)噴層設(shè)計

雙層鋼筋網(wǎng)噴層是承壓環(huán)內(nèi)邊界，屬于承壓環(huán)一部分。第1層鋼筋網(wǎng)為錨網(wǎng)支護中的網(wǎng)，錨網(wǎng)支護完成后架設(shè)鋼管混凝土支架，并在支架外側(cè)鋪設(shè)第2層鋼筋網(wǎng)，支架與錨網(wǎng)間預(yù)留約200 mm寬的環(huán)形空間，該空間初期為讓壓空間。自空鋼管支架開始架設(shè)到支架內(nèi)灌注的混凝土達到設(shè)計強度大概需要1個月周期，利用這段時間讓圍巖變形釋放壓力，同時緊密觀察圍巖變形，一旦圍巖接觸支架，立即噴射C20混凝土，形成雙層鋼筋網(wǎng)噴層，噴層外側(cè)與圍巖緊密接觸。噴層內(nèi)側(cè)與支架緊密接觸，復(fù)合支護方案如圖9所示。

圖9 基于鋼管混凝土支架的復(fù)合支護(單位： mm)

Fig. 9 Composite support based on concrete-filled steel tubular scaffold (unit: mm)

4.3 鋼管混凝土支架承載力計算

復(fù)合支護中的主承載體為鋼管混凝土支架，輔助承載體為錨網(wǎng)噴。鋼管混凝土支架由4段圓弧拱組成，圓弧拱可以將圍巖荷載轉(zhuǎn)化為支架軸力作用，對圓弧拱進行承載力性能實驗研究。

4.3.1 鋼管混凝土圓弧拱承載性能實驗研究

采用φ194 mm×8 mm和φ194 mm×10 mm 2種型號鋼管制作1/4圓弧拱，圓弧拱中心弧半徑為2 000 mm，弧長為3 142 mm，灌注C40混凝土，圓弧拱兩端連線與拱軸線垂直，焊封堵板[10]。由3個千斤頂與3個加載分配梁組合形成11個均布加載點，模擬圓弧拱受法向均布的圍巖荷載，如圖10所示。兩端支座外側(cè)各預(yù)留30 mm的水平變形空間，模擬圓弧拱弦長在圍巖約束下的有限增長，如圖11所示。在鋼管表面粘貼應(yīng)變片監(jiān)測鋼管應(yīng)變，在核心混凝土內(nèi)設(shè)置應(yīng)變塊監(jiān)測混凝土應(yīng)變，監(jiān)測千斤頂荷載推算均布加載力，由以上監(jiān)測成果推求圓弧拱的軸力與彎矩。同時進行鋼管混凝土短柱軸壓實驗，如圖12所示。

圖10 均布法向荷載下圓弧拱變形

(a) 端頭平面 (b) 支座預(yù)留滑移空間

(a) 軸壓300 kN (b) 軸壓2 400 kN (c) 軸壓3 200 kN

Fig. 12 Axial compression deformation of short column of steel tubular concrete

鋼管混凝土短柱與圓弧拱實驗結(jié)果如表3所示?？梢钥闯觯?1)鋼管混凝土短柱極限穩(wěn)定承載力較高，達到3 000 kN左右； 2)做成圓弧拱后軸壓承載力有所降低，但法向均布荷載作用下圓弧拱仍以軸力作用為主，彎矩作用很??； 3)圓弧拱軸力極限穩(wěn)定值與短柱軸力極限穩(wěn)定值之比約0.72，主要原因是圓弧拱受長細比和偏心率影響。

表3鋼管混凝土短柱與圓弧拱實驗結(jié)果

Table 3 Test results of short column and arch of steel tubular concrete

試件名稱短柱軸壓承載力N0/kN圓弧拱均布荷載極值n/kN圓弧拱軸力極值Nu/kN圓弧拱彎矩極值M/(kN·m) ?194mm×8mm圓弧拱2974.3562.32131.931.2 ?194mm×10mm圓弧拱3282.0624.52352.534.1

4.3.2 鋼管混凝土支架軸壓承載力計算

-650南翼軌道大巷為破碎型軟巖巷道，取半圓拱作為計算分析對象。

4.3.2.1 短柱承載力計算

支架鋼管型號為φ194 mm×8 mm，鋼管選用20#鋼，鋼材的屈服極限fs=215 N/mm2，鋼管的橫截面面積As=4 672.3 mm2。設(shè)計混凝土型號為C40，混凝土軸心抗壓強度fc=19.1 N/mm2，鋼管內(nèi)填混凝土橫截面的凈面積Ac=24 871.9 mm2。

根據(jù)文獻[13]，鋼管混凝土結(jié)構(gòu)軸壓短柱極限承載力設(shè)計值

(1)

式中θ為套箍指標。

(2)

式(1)代入?yún)?shù)，得N0=2 270.8 kN。

4.3.2.2 支架軸壓承載力計算

鋼管混凝土支架可以看成多個鋼管混凝土短柱的組合。與短柱相比，支架受長細比與偏心率的影響，軸壓承載力會低于短柱軸壓承載力。 根據(jù)圓弧拱和短柱承載實驗考慮鋼管長細比與偏心率的折減系數(shù)取 0.7，鋼管混凝土支架的軸壓承載能力

Nu=φlφeN0=φN0。

(3)

式中φ為考慮長細比和偏心率的折減系數(shù)。

式(3)代入?yún)?shù)，得Nu=1 589.6 kN。

4.3.2.3 鋼管混凝土支架支護反力計算

實際工況中鋼管混凝土支架受到圍巖的不均勻荷載，支架處于壓彎承載狀態(tài)，本文-650南翼軌道大巷采用了雙層鋼筋網(wǎng)噴層，噴層外與圍巖緊密接觸，內(nèi)與鋼管混凝土支架緊密接觸，圍巖不均勻荷載經(jīng)混凝土噴層二次分配后較均勻地作用在支架上。簡化支架受力，假定為均布法向荷載，支架破壞為軸力控制破壞，支架剪力和彎矩都很小，忽略剪力與彎矩影響，建立支架支護反力與支架軸力力學(xué)模型，如圖13所示。

圖13 鋼管混凝土支架承載力計算模型

Fig. 13 Bearing capacity calculating model for concrete-filled tubular scaffold

根據(jù)模型列出力平衡公式

(4)

式中：S為支架間距，-650軌道大巷設(shè)計為0.8 m；R為巷道半徑，-650軌道大巷設(shè)計為2.15 m；σ0為支架的支護反力，為支架支護作用雙層鋼筋網(wǎng)噴層的均勻支護力。

式(4)代入?yún)?shù)，得σ0=0.92 MPa。

4.3.2.4 圍巖壓力簡化計算

依據(jù)深埋，隧道圍巖壓力計算公式[14]如下：

q=γhα；

hα=0.45×2S-1×ω；

ω=1+i(B-5) 。

(5)

式中：q為圍巖均布壓力，MPa；γ為圍巖重度，kN/m3；hα為自然坍落拱高度，m；S為圍巖等級；ω為開挖寬度影響系數(shù)；B為巷道開挖寬度，當(dāng)B<5 m，取i=0.2，當(dāng)B>5 m，取i=0.1。

根據(jù)-650南翼軌道大巷工程條件，斷層破碎帶圍巖屬于Ⅴ級圍巖，S=5；巷寬B=4 m<5 m，所以i=0.2，ω=0.8，破碎泥巖重度取22 kN/m3。以上參數(shù)代入式(5)，可得圍巖壓力q=1.26 MPa。

圍巖壓力由鋼管混凝土支架、錨桿及雙層鋼筋網(wǎng)噴層共同承擔(dān)。錨桿和鋼筋網(wǎng)噴層可提供不低于0.45 MPa的支護力，總支護力p=0.92 MPa+0.45 MPa=1.37 MPa>q=1.26 MPa，基本滿足巷道穩(wěn)定，支護體承載力無浪費。而普通U型鋼支護反力僅0.4 MPa左右[11]，無法滿足圍巖靜力平衡。相比較-650南翼軌道大巷原有支護，基于鋼管混凝土支架的復(fù)合支護能夠有效地維持巷道的穩(wěn)定，最終通過工程實踐驗證。

5 鋼管混凝土支架支護應(yīng)用實踐

5.1 基于直墻半圓拱形鋼管混凝土支架的復(fù)合支護實踐

-650南翼軌道大巷返修初期，為保持原有巷道直墻半圓拱斷面，減少臥底工作量，初期試驗了錨網(wǎng)噴+φ168 mm×8 mm直墻半圓拱形鋼管混凝土支架+支架壁后矸石袋充填卸壓的復(fù)合支護方案。巷道支護初期如圖14所示。

圖14 直墻半圓拱形鋼管混凝土混支架支護初期效果

Fig. 14 Initial support effect of straight-wall semicircle-arch concrete-filled tubular scaffold

支護3個月后支架直腿段出現(xiàn)明顯的向內(nèi)屈腿現(xiàn)象，巷道底鼓。為滿足使用要求，不得不落底處理一次，部分支架還出現(xiàn)整體向右側(cè)傾移現(xiàn)象，如圖15所示。

(a) 支架屈腿

(b) 支架整體傾移

Fig. 15 Photos of deformation of straight-wall semicircle-arch concrete-filled tubular scaffold

分析復(fù)合支護變形原因如下。

1)為追求施工簡單，支架斷面設(shè)計不合理，支架受力不均勻，支架不設(shè)反底拱，支護不封閉，無法抑制底鼓且不利于支架整體抗壓性能發(fā)揮。

2)支架壁后矸石袋為人工碼放，填充不密實，容易造成支架與圍巖脫空，圍巖荷載變成集中力作用在與支架接觸位置，使支架受彎破壞而不能發(fā)揮軸壓優(yōu)勢。

3)φ168 mm×8 mm鋼管混凝土支架選型較小，支護力不足。

5.2 基于淺底拱圓形鋼管混凝土支架的復(fù)合支護實踐

結(jié)合初次支護失敗教訓(xùn)，按照斷層破碎帶支護對策與支護設(shè)計方法優(yōu)化-650南翼軌道大巷后續(xù)支護，采用錨網(wǎng)噴+淺底拱圓形鋼管混凝土支架+支架壁后雙層鋼筋網(wǎng)噴層的復(fù)合支護方案，支架型號改為φ194 mm×8 mm。鋼管混凝土支架安裝如圖16(a)所示，復(fù)合支護方案施工3個月后如圖16(b)所示。

優(yōu)化方案實施后對圍巖整體支護效果好，支護1年后，除部分巷道出現(xiàn)表層漿皮脫落外巷道無明顯變形。支護效果如圖17所示。

(a) 鋼管混凝土支架安裝圖

(b) 復(fù)合支護整體圖

Fig. 16 Composite support based on shallow arch concrete-filled tubular scaffold

圖17 復(fù)合支護優(yōu)化方案支護1年后效果

Fig. 17 Support effect of composite support 1 year after optimization

5.3 復(fù)合支護方案監(jiān)測分析

采用十字布點法對2種復(fù)合支護方案的支護效果進行監(jiān)測，并繪制變形監(jiān)測曲線，如圖18所示。監(jiān)測結(jié)果表明，基于淺底拱圓形φ194 mm×8 mm鋼管混凝土支架的復(fù)合支護方案支護效果明顯優(yōu)于直墻半圓拱形φ168 mm×8 mm鋼管混凝土支架復(fù)合方案。優(yōu)化方案實施150 d后，支架變形趨于穩(wěn)定，支架兩幫收斂小于150 mm，頂?shù)装逡平啃∮?0 mm。之后1年內(nèi)不間斷監(jiān)測結(jié)果顯示，巷道變形量無明顯變化，底鼓問題得到了有效控制。

圖18 巷道變形監(jiān)測曲線

6 結(jié)論與建議

6.1 結(jié)論

1)-650南翼軌道大巷埋深690 m，穿越多條大斷層，圍巖破碎、強度低(泥巖9.8 MPa)且黏土礦物含量高(53.9%)，特別是伊蒙混層含量偏大，巷道走向與最大水平主應(yīng)力方向垂直，大主應(yīng)力(21.3 MPa)超過泥巖強度，綜合判斷-650南翼軌道大巷屬于高應(yīng)力軟弱破碎巷道，支護難度高。

2)分析了原有支護破壞的內(nèi)外因是工程地質(zhì)條件差與支護體綜合承載力不足。在此基礎(chǔ)上，依據(jù)承壓環(huán)強化支護理論提出斷層破碎帶巷道支護對策與支護設(shè)計方法，并由此指導(dǎo)-650南翼軌道大巷復(fù)合支護方案為錨網(wǎng)噴+鋼管混凝土支架+雙層鋼筋網(wǎng)混凝土噴層，適度讓壓，考慮淺層圍巖注漿加固。

3)-650南翼軌道大巷設(shè)計了基于鋼管混凝土支架的復(fù)合支護方案，支架斷面為淺底拱圓形，支架型號為φ194 mm×8 mm。經(jīng)過實驗分析和理論計算，鋼管混凝土支架對圍巖提供的支護反力達到0.92 MPa，復(fù)合支護體總支護反力達到1.37 MPa，基本滿足了巷道穩(wěn)定需求。

4)依據(jù)本文斷層破碎帶巷道支護對策和設(shè)計方法提出的基于φ194 mm×8 mm淺底拱圓形鋼管混凝土支架復(fù)合支護方案合理有效，支護實施150 d后巷道變形逐漸穩(wěn)定，1年后巷道支護持續(xù)穩(wěn)定。

6.2 建議

1)對于承壓環(huán)強化支護理論沒有詳細論述，針對斷層破碎帶的承壓環(huán)強化支護對策是以-650南翼軌道大巷提出的，不具有通用性，建議進一步分析適合斷層破碎帶的承壓環(huán)強化支護理論，并詳細闡述。

2)沒有提出基于鋼管混凝土支架的復(fù)合支護方案的綜合承載力計算方法，僅給出了鋼管混凝土支架承載力計算方法，建議進一步研究圍巖荷載估算方法和復(fù)合支護方案綜合承載力計算方法。

[1] 劉泉聲, 張偉, 盧興利, 等. 斷層破碎帶大斷面巷道的安全監(jiān)控與穩(wěn)定性分析[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報, 2010, 29(10): 1954.

LIU Quansheng, ZHANG Wei, LU Xingli, et al. Safety monitoring and stability analysis of large section roadway in fault fracture zone[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2010, 29(10): 1954.

[2] 張農(nóng), 許興亮, 程真富, 等. 穿435 m落差斷層大巷的地質(zhì)保障及施工控制技術(shù)[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報, 2008(增刊1): 3292.

ZHANG Nong, XU Xingliang, CHENG Zhenfu, et al. Geological guarantee and construction controlling technique of main roadway crossing fault zone with 435 m fall[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2008(S1): 3292.

[3] 郝育喜, 王炯, 王浩, 等. 深井?dāng)鄬悠扑閹Т榆泿r巷道錨網(wǎng)索耦合控制對策[J]. 采礦與安全工程學(xué)報, 2016, 33(2): 231.

HAO Yuxi, WANG Jiong, WANG Hao, et al. Coupled bolt-mesh-anchor supporting technology for deep fault fracture zones throughout layers of soft rock roadway [J]. Journal of Mining and Safety Engineering, 2016, 33(2): 231.

[4] 孟慶彬, 韓立軍, 齊彪, 等. 復(fù)雜地質(zhì)條件下巷道過斷層關(guān)鍵技術(shù)研究及應(yīng)用[J]. 采礦與安全工程學(xué)報, 2017, 34(2): 199.

MENG Qingbin, HAN Lijun, QI Biao, et al. Study and application of key technology for roadway crossing faults under complex geological conditions[J]. Journal of Mining and Safety Engineering, 2017, 34(2): 199.

[5] 高延法, 王軍, 王波. 深井軟巖巷道鋼管混凝土支架支護技術(shù)[M]. 北京： 科學(xué)出版社， 2017.

GAO Yanfa, WANG Jun, WANG Bo. Support technology of concrete filled steel tube support in deep mine soft rock roadway[M]. Beijing: Science Press, 2017.

[6] 高延法, 王波, 王軍， 等. 深井軟巖巷道鋼管混凝土支護結(jié)構(gòu)性能試驗及應(yīng)用[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報, 2010(增刊1): 2604.

GAO Yanfa, WANG Bo, WANG Jun, et al.Test on structural property and application of concrete filled steel tube support of deep mine and soft rock roadway[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2010(S1): 2604.

[7] 高延法， 王軍， 黃萬朋， 等. 直墻半圓拱形鋼管混凝土支架力學(xué)性能實驗及應(yīng)用[J]． 隧道建設(shè)， 2014， 34(1): 6.

GAO Yanfa, WANG Jun, HUANG Wanpeng, et al. Experiment on mechanical property of straight-wall semicircle-arch concrete-filled steel tube support and its application[J]. Tunnel Construction, 2014, 34(1): 6.

[8] 何曉升， 劉珂銘， 張磊， 等. 極軟巖巷道交岔點鋼管混凝土支架結(jié)構(gòu)設(shè)計與應(yīng)用[J]. 煤炭學(xué)報， 2015， 40(9): 2040．

HE Xiaosheng, LIU Keming, ZHANG Lei, et al. Structural design and application of concrete-filled steel tube support at extremely soft rock roadway intersection[J]. Journal of China Coal Society, 2015, 40(9): 2040.

[9] 黃萬朋, 高延法, 王軍. 擾動作用下深部巖巷長期大變形機制及控制技術(shù)[J]. 煤炭學(xué)報, 2014, 39(5): 822.

HUANG Wanpeng,GAO Yanfa,WANG Jun.Deep rock tunnel′s long large deformation mechanism and control technology under disturbance effects[J]. Journal of China Coal Society, 2014, 39(5): 822.

[10] 王軍. 鋼管混凝土圓弧拱的抗彎力學(xué)性能實驗研究與工程應(yīng)用[D]. 北京： 中國礦業(yè)大學(xué)(北京), 2014.

WANG Jun. Experimental study and engineering application of flexural mechanical properties of concrete filled steel tubular arc arch[D]. Beijing: China University of Mining and Technology, Beijing, 2014.

[11] 王波, 王軍, 高昌炎. 深井軟巖巷道承壓環(huán)力學(xué)模型與理論研究[J]. 中國煤炭, 2016, 42(11): 49.

WANG Bo, WANG Jun, GAO Changyan. Study of mechanical model and theory of pressure-bearing ring of soft rock roadway in deep mine[J]. China Coal, 2016, 42(11): 49.

[12] 李學(xué)彬, 楊仁樹, 高延法, 等. 深井軟巖巷道塑性區(qū)承壓環(huán)的理論分析[J]. 煤礦開采, 2013, 18(5): 52.

LI Xuebin, YANG Renshu, GAO Yanfa, et al. Pressure arch theory analysis of plastic zone of soft-rock roadway in deep mine[J]. Coal Mining Technology, 2013, 18(5): 52.

[13] 蔡紹懷. 現(xiàn)代鋼管混凝土結(jié)構(gòu)(修訂版)[M]. 北京: 人民交通出版社, 2007.

CAI Shaohuai. Modern steel tube concrete structure (revised edition)[M]. Beijing: China Communications Press, 2007.

[14] 陳秋南. 隧道工程[M]. 北京： 機械工業(yè)出版社， 2007.

CHEN Qiunan. Tunnel engineering[M]. Beijing: China Machine Press， 2007.