深部高應(yīng)力富水黏土軟巖大巷底鼓機(jī)理及控制技術(shù)

王正勝，李建忠，林 健，楊 磊，孟憲志

(1.天地科技股份有限公司 開(kāi)采設(shè)計(jì)事業(yè)部，北京 100013；2.煤炭資源高效開(kāi)采與潔凈利用國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100013)

0 引 言

隨著我國(guó)淺部煤炭資源的逐步開(kāi)采，礦井開(kāi)采深度逐年增加，地質(zhì)環(huán)境及巷道圍巖應(yīng)力條件逐步惡化，底鼓現(xiàn)象已經(jīng)成為煤礦中極為常見(jiàn)的礦壓現(xiàn)象之一。據(jù)統(tǒng)計(jì)，隨開(kāi)采深度的逐步增加，深部礦井巷道底鼓占頂?shù)装逡平康?/3～3/4[1]，嚴(yán)重影響了礦井的通風(fēng)、運(yùn)輸及行人，底鼓問(wèn)題已成為深井軟巖巷道支護(hù)的突出難題。

多年來(lái)，廣大學(xué)者從底鼓形成機(jī)理、影響因素和治理方法等方面對(duì)底鼓進(jìn)行了深入研究，總結(jié)歸納各種因素影響下的底鼓機(jī)理分為擠壓流動(dòng)型底鼓、撓曲褶皺型底鼓、剪切錯(cuò)動(dòng)型底鼓、遇水膨脹型底鼓4種，影響巷道底鼓主要有底板巖性、圍巖應(yīng)力、水理作用及支護(hù)強(qiáng)度4個(gè)因素，不同的底鼓機(jī)理采用的控制方法也不一樣[2-3]。淺部巷道圍由于地應(yīng)力較小，巷道底鼓程度小，通常采用錨桿加固巷道兩幫及幫角即可有效控制底鼓[4-5]。進(jìn)入深部開(kāi)采后，在高地應(yīng)力作用下，單純加固巷道兩幫及底角并不足以有效控制巷道的強(qiáng)烈底鼓問(wèn)題，必須對(duì)底板采取相應(yīng)的加固措施才能有效控制底板的強(qiáng)烈底鼓變形。底板加固方法包括帶底拱的U型鋼可縮性支架全斷面支護(hù)法及底板錨桿錨索[6]、底板注漿和錨注結(jié)合[6]的加固法2類(lèi)。封閉式U型鋼可縮性支架對(duì)控制軟弱破碎巷道底鼓具有顯著效果[2]，但全斷面支護(hù)法成本高、工序復(fù)雜且周期長(zhǎng)，十分不利于礦井的高產(chǎn)高效。注漿加固能夠充填壓密裂隙、封閉水源、隔絕空氣、提高圍巖結(jié)構(gòu)面強(qiáng)度與剛度，顯著增強(qiáng)巖體強(qiáng)度[7]，同時(shí)還能夠?yàn)殄^桿錨索支護(hù)提供可靠的基礎(chǔ)，錨桿錨索支護(hù)可有效抑制圍巖的變形及裂紋的產(chǎn)生、擴(kuò)展及延伸[8]。眾多學(xué)者通過(guò)底板錨桿加固[9]、底板注漿聯(lián)合錨桿支護(hù)[10]等方式，有效解決了大量不同地質(zhì)條件巷道底鼓問(wèn)題。

目前，對(duì)于深部高應(yīng)力富水黏土軟巖條件下的強(qiáng)烈底鼓問(wèn)題研究較少，該類(lèi)巷道的特點(diǎn)是地應(yīng)力高、軟巖底板強(qiáng)度低，底板遇水泥化節(jié)理迅速?gòu)堥_(kāi)導(dǎo)致圍巖強(qiáng)度大幅降低[11]，底板圍巖可錨性下降，傳統(tǒng)錨固劑遇水時(shí)錨固性能大幅降低，嚴(yán)重制約了底板錨桿錨索對(duì)底板圍巖的加固作用。為解決深部高應(yīng)力富水黏土軟巖巷道強(qiáng)烈底鼓問(wèn)題，以蔣家河煤礦二采區(qū)回風(fēng)大巷為研究對(duì)象，分析了該大巷底鼓機(jī)理及影響因素，基于UDEC-Trigon離散元模擬方法分析了底鼓變形特征及錨注支護(hù)加固底板機(jī)理，自主研發(fā)了新型耐水錨固劑并成功應(yīng)用于深部高應(yīng)力富水軟巖大巷底板加固，提出的改進(jìn)支護(hù)方案有效控制了深部高應(yīng)力富水黏土軟巖巷道強(qiáng)烈底鼓問(wèn)題。

1 工程概況及底鼓影響因素

1.1 工程概況

蔣家河礦二采區(qū)回風(fēng)大巷沿4號(hào)煤層頂板掘進(jìn)，北鄰二采區(qū)軌道大巷(圖1)，大巷間煤柱寬40 m，南為1402工作面采空區(qū)，護(hù)巷煤柱70 m，大巷埋深為600～625 m。4號(hào)煤?jiǎn)屋S抗壓強(qiáng)度16.84 MPa，4號(hào)煤下方為6 m厚炭質(zhì)泥巖和4 m厚鋁質(zhì)泥巖，單軸抗壓強(qiáng)度分別為17.49 MPa及26.75 MPa，強(qiáng)度低且含黏土礦物，屬黏土性軟巖，大巷承擔(dān)采空區(qū)放水任務(wù)，底板含水較為突出，底板圍巖遇水軟化較為嚴(yán)重。實(shí)測(cè)最大水平主應(yīng)力為23.99 MPa，最小水平主應(yīng)力12.05 MPa，垂直主應(yīng)力14.07 MPa，在量值上屬于高地應(yīng)力區(qū)，且最大水平主應(yīng)力方向與大巷軸向垂直。大巷底板泥巖受水理因素影響，在深部高水平應(yīng)力及垂直應(yīng)力作用下，導(dǎo)致巷道穩(wěn)定性極差。

大巷底板未支護(hù)，原有處理底板方式為挖底，但挖底一段時(shí)間后底鼓又迅速增加，反復(fù)維修大幅影響礦井的正常生產(chǎn)、運(yùn)輸及通風(fēng)。

1.2 底鼓概況及影響因素分析

原有支護(hù)方式下大巷變形以強(qiáng)烈底鼓為主，圍巖變形破壞具有以下特點(diǎn)：①全范圍變形：全巷都有不同程度的底鼓，大巷總長(zhǎng)1 500 m，其中底鼓量超過(guò)1 m的巷道總長(zhǎng)達(dá)900 m，最嚴(yán)重段底鼓量達(dá)1.8 m，底鼓呈現(xiàn)中間大、幫角小的特征。②漸變性。大巷底鼓表現(xiàn)為隨時(shí)間推移的流動(dòng)變形特征，且隨著巖層向底板深部擴(kuò)容變形，底鼓程度也逐漸增加。③整體性。底板圍巖強(qiáng)烈變形破壞后，巷道圍壓整體性降低，當(dāng)?shù)装迤茐倪_(dá)到某種程度后頂板及兩幫圍巖也逐步發(fā)生破壞。大巷底鼓變形呈現(xiàn)全范圍、漸變性及整體性的變形特點(diǎn)，表現(xiàn)出軟巖巷道變形破壞特征[10]?；诖笙锏坠淖冃翁卣?，分析影響大巷底鼓主要因素如下：

1)高水平應(yīng)力擠壓作用該巷道最大水平主應(yīng)力方向垂直與大巷軸向垂直，對(duì)巷道穩(wěn)定極為不利，在高水平應(yīng)力擠壓作用下，底板易發(fā)生擠壓流動(dòng)性底鼓變形。

圖1 蔣家河煤礦大巷平面布置Fig.1 Main roadway layout of Jiangjiahe coal mine

2)底板圍巖巖體遇水強(qiáng)度弱化。大巷底板炭質(zhì)泥巖及鋁質(zhì)泥巖中蒙脫石含量達(dá)到26%，具有很強(qiáng)遇水膨脹性，高嶺石含量達(dá)到65.1%。大巷底板含水較為突出，4號(hào)煤底板炭質(zhì)泥巖及鋁質(zhì)泥巖遇水軟化，尤其是鋁質(zhì)泥巖軟化較為嚴(yán)重，實(shí)驗(yàn)室實(shí)測(cè)飽水抗壓強(qiáng)度僅9.76 MPa，圍巖強(qiáng)度明顯降低，穩(wěn)定性大幅度減弱。底板含黏土軟巖在遇水情況下產(chǎn)生遇水膨脹性底鼓變形。

3)底板支護(hù)薄弱。大巷原支護(hù)只對(duì)頂板及兩幫采用錨桿錨索及噴漿支護(hù)，錨桿為?22 mm×2 400 mm普通螺紋鋼錨桿，間排距700 mm×700 mm，預(yù)緊力為20 kN，鋼筋網(wǎng)護(hù)表，錨索為?15.24 mm×7 300 mm鋼絞線，三花布置，間排距為2 100 mm×1 400 mm，表面為厚100 mm混凝土噴層。

大巷自掘進(jìn)后，在高水平應(yīng)力及黏土軟巖遇水泥化作用影響下，呈現(xiàn)擠壓流動(dòng)性和遇水膨脹性底鼓。原支護(hù)系統(tǒng)作用下頂板及兩幫存在一定程度的變形，但變形主要以底鼓為主，且處理底鼓的方式主要是挖底，但挖底治標(biāo)不治本，挖底一段時(shí)間后底板又發(fā)生較大底鼓變形。

2 回風(fēng)大巷支護(hù)數(shù)值模擬

為深入分析深部高應(yīng)力富水黏土軟巖大巷底鼓機(jī)理及錨桿支護(hù)系統(tǒng)加固機(jī)制，利用UDEC-Trigon數(shù)值模擬方法，以蔣家河礦二采區(qū)回風(fēng)大巷為工程背景進(jìn)行模擬計(jì)算與分析。

2.1 數(shù)值模型

UDEC-Trigon數(shù)值模擬方法能夠顯示模擬節(jié)理的產(chǎn)生、擴(kuò)展、延伸及貫通的全過(guò)程，并能夠較好的模擬錨桿支護(hù)抑制圍巖變形破壞的過(guò)程[12]?；赨DEC-Trigon離散元方法，依據(jù)給定工程地質(zhì)條件構(gòu)建數(shù)值模型如圖2所示，為加快模型計(jì)算速度，數(shù)值試驗(yàn)中只對(duì)巷道附近的圍巖網(wǎng)格進(jìn)行精細(xì)劃分，網(wǎng)格尺寸為0.25 m。模型材料本構(gòu)均為Mohr-Coulomb，塊體間接觸(contact)為Mohr-Coulomb，塊體破壞分為兩部分，塊體本身塑性破壞(tensile/yield)及塊體間接觸張拉或剪切破壞(tensile/shear)。

1—細(xì)粒砂巖；2—粗粒砂巖；3—砂質(zhì)泥巖；4—4-1煤；5—上部為細(xì)粒砂巖，下部為砂質(zhì)泥巖；6—4煤；7—炭質(zhì)泥巖；8—鋁質(zhì)泥巖；9—砂質(zhì)泥巖；10—細(xì)粒砂巖圖2 UDEC數(shù)值計(jì)算模型Fig.2 UDEC numerical simulation model

模型中各巖層及接觸力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 UDEC數(shù)值模型煤巖體力學(xué)校核參數(shù)Table 1 Calibrated micro-properties in UDEC model to represent rock mass at mine study site

模型中巖體力學(xué)性質(zhì)通過(guò)相應(yīng)的巖石單軸抗壓強(qiáng)度、彈性模量按照0.58的系數(shù)進(jìn)行折減[11]，底板泥巖考慮泥化作用導(dǎo)致泥巖強(qiáng)度大幅降低作用的影響，根據(jù)實(shí)驗(yàn)室泥巖飽水抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)結(jié)果，取軟化系數(shù)為0.35。塊體間接觸法向剛度[12]Kn為

(1)

其中：K、G分別為巖石體積模量與剪切模量；ΔZmin為接觸附近巖石塊體最小網(wǎng)格單元尺寸。結(jié)構(gòu)面切向剛度Ks=0.4Kn。

利用UDEC內(nèi)置Cable單元模擬實(shí)際錨桿、錨索，Liner單元模擬鋼帶，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際使用錨桿、錨索及鋼帶力學(xué)參數(shù)，確定模型中Cable及Liner力學(xué)參數(shù)?；炷羾妼硬捎脤?shí)體單元模擬，厚100 mm，Cable單元參數(shù)見(jiàn)表2，Liner單元參數(shù)如下：

介質(zhì)混凝土噴層彈性模量/GPa12.0接觸粘聚力/MPa5.0接觸內(nèi)摩擦角/(°)31接觸抗拉強(qiáng)度/MPa1.23法向剛度/(GPa·m-1)30切向剛度/(GPa·m-1)1.23

表2 Cable單元UDEC數(shù)值模擬支護(hù)參數(shù)Table 2 Properties of support elements of Cable Unit in UDEC model

大巷自掘進(jìn)開(kāi)始就呈現(xiàn)整體的持續(xù)變形，且鄰近工作面已經(jīng)回采完畢，故模擬只針對(duì)高地應(yīng)力及水理作用2個(gè)因素進(jìn)行考慮。

2.2 模擬結(jié)果

巷道未支護(hù)時(shí)周邊有大量裂紋形成，張拉裂紋主要分布于巷道淺部圍巖，剪切裂紋分布于巷道深部區(qū)域，剪切裂紋在頂板、兩幫及底板擴(kuò)展深度分別為2.9、2.6、5.4 m，底板裂紋擴(kuò)展深度、廣度尤為明顯(圖3a)，底板形成的大量裂紋容易形成底板導(dǎo)水裂隙帶，導(dǎo)致底板泥巖遇水軟化降低圍巖強(qiáng)度。巷道整體變形顯著，尤其以整體向巷道內(nèi)部空間擠出的底鼓變形為主(圖4a)，部分圍巖擠出至巷道空間，底板裂紋擴(kuò)展深度明顯，呈現(xiàn)擠壓流動(dòng)性底鼓特征。原支護(hù)方案對(duì)頂板及兩幫采用錨桿支護(hù)加固后，巷道頂板及兩幫圍巖淺部張拉裂紋明顯減少，剪切裂紋在頂板、兩幫擴(kuò)展深度分別為2.2、2.0 m，剪切裂紋數(shù)量、擴(kuò)展深度也明顯減少，錨桿支護(hù)抑制巷道頂板及兩幫變形明顯。巷道底板未支護(hù)，底板裂紋擴(kuò)展深度與未支護(hù)時(shí)相同，底板裂紋擴(kuò)展廣度較未支護(hù)時(shí)有一定程度的減小，但底鼓依舊十分強(qiáng)烈(圖4b)。原支護(hù)方案能夠從一定程度改善巷道頂板及兩幫圍巖變形破壞狀態(tài)，但頂板及兩幫變形及裂紋擴(kuò)展依舊較為突出，且未能解決巷道強(qiáng)烈底鼓問(wèn)題。

基于原支護(hù)系統(tǒng)對(duì)巷道圍巖變形破壞狀態(tài)改善作用存在的問(wèn)題，提出改進(jìn)支護(hù)方案，主要改進(jìn)包括以下4點(diǎn)：①底板采用直徑22 mm、長(zhǎng)5.5 m、預(yù)緊力為180 kN的錨索進(jìn)行加固，并用Linear模擬托盤(pán)及網(wǎng)，錨索間排距為1 m×1 m；②頂板及兩幫錨桿預(yù)緊力由原有的20 kN提升到70 kN；③頂板、兩幫補(bǔ)打錨索支護(hù)，加固錨索直徑22 mm、長(zhǎng)6.3 m；④頂板、兩幫及底板進(jìn)行注漿加固，頂板及兩幫注漿孔深5 m，底板注漿孔深2.5 m，注漿加固通過(guò)提升注漿范圍內(nèi)節(jié)理力學(xué)性質(zhì)的20%來(lái)模擬[1]。改進(jìn)支護(hù)作用下巷道周邊裂紋數(shù)量顯著減少(圖3c)，巷道淺部拉裂紋基本消失，頂板、兩幫及底板剪切裂紋擴(kuò)展深度為分別為1.0、1.4、3.6 m，遠(yuǎn)少于原支護(hù)的2.2、2.0、5.6 m，底板剪切裂紋擴(kuò)展廣度、裂紋分布密度及數(shù)量也遠(yuǎn)少于原支護(hù)，底鼓量?jī)H為208 mm，巷道底板破壞程度、深度(圖3c)及程度都得到有效控制(圖4c)。

大巷采取支護(hù)后能夠抑制圍巖的屈服破壞、減小塑性區(qū)分布范圍(圖5)，尤其是在改進(jìn)支護(hù)作用下底板淺部張拉屈服破壞明顯改善。但對(duì)深部高應(yīng)力軟巖巷道圍巖而言，由于圍巖強(qiáng)度低，在高應(yīng)力作用下巖體易發(fā)生屈服，并產(chǎn)生隨時(shí)間推移的流變特性，采取錨桿、錨索支護(hù)及注漿加固方式加固巷道對(duì)于抑制塑性區(qū)的產(chǎn)生的效果遠(yuǎn)不如抑制裂紋產(chǎn)生、擴(kuò)展延伸及貫通明顯。錨索支護(hù)主要作用在于控制底板黏土巖體節(jié)理裂隙的產(chǎn)生、擴(kuò)展延伸及貫通，抑制水滲透到底板軟巖，避免泥巖遇水弱化，提高圍巖的完整性，圍巖系統(tǒng)與支護(hù)形成整體，抵抗高水平應(yīng)力擠壓作用導(dǎo)致的強(qiáng)烈底鼓變形。

底板錨索支護(hù)后可給圍巖提供一定的支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)[14]，支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)雖然較小，但卻能夠有效抑制底板圍巖應(yīng)力釋放，避免淺部拉應(yīng)力區(qū)形成及深部圍巖應(yīng)力釋放(圖6)，確保圍巖處于穩(wěn)定應(yīng)力狀態(tài)。

3 高應(yīng)力富水黏土軟巖底鼓控制技術(shù)

針對(duì)富水軟巖巷道條件傳統(tǒng)錨固劑錨固效果差問(wèn)題，自主研發(fā)了新型耐水錨固劑，并在蔣家河二采區(qū)回風(fēng)大巷進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)錨固拉拔試驗(yàn)。

3.1 新型耐水錨固劑研發(fā)

傳統(tǒng)錨固劑在淋水較大或積水情況下錨固錨桿(索)性能較差，不利于充分發(fā)揮錨桿(索)支護(hù)作用，導(dǎo)致巷道圍巖發(fā)生強(qiáng)烈變形。自主研發(fā)了一種適合在含水量較大巖層中錨固錨桿(索)的新型耐水錨固劑TDYQ-MSNS，該錨固劑采用ER-1作為樹(shù)脂，以改性聚酯PM-1為主劑，與粗石粉、細(xì)石粉混合均勻，配置成錨固劑A組分，選取在水域中能很好引發(fā)、固化該聚酯的固化劑Ⅰ與界面劑配置成耐水錨固劑B組分。錨固劑分為A、B兩種組分，其中樹(shù)脂與固化劑質(zhì)量比為2.5∶1，主劑與固化劑質(zhì)量比為5∶1。

在灌制砂漿的鐵桶內(nèi)預(yù)制?60 mm、長(zhǎng)80 mm的模擬鉆孔，鉆孔內(nèi)灌滿(mǎn)水模擬大巷底板積水狀況，以加入水量與鉆孔溶劑相比定義為鉆孔積水率，對(duì)普通錨固劑在不同積水率與新型耐水錨固劑100%。

圖3 UDEC模型裂紋分布Fig.3 Fractures distribution in UDEC model

圖4 UDEC模型巷道變形Fig.4 Roadway deformation in UDEC model

圖5 UDEC模型塑性區(qū)分布Fig.5 Plastic zone distribution in UDEC model

圖6 UDEC模型垂直應(yīng)力云圖Fig.6 Vertical stress distribution in UDEC model

在不同積水率下的錨索進(jìn)行拉拔試驗(yàn)。試驗(yàn)錨索直徑為22 mm，錨索錨固長(zhǎng)度700 mm。錨固結(jié)束后24 h進(jìn)行拉拔試驗(yàn)，試驗(yàn)過(guò)程如圖7所示，實(shí)測(cè)結(jié)果見(jiàn)表3。

表3 錨固劑拉拔力試驗(yàn)Table 3 Tensile test of anchoring agent

圖7 實(shí)驗(yàn)室錨索錨固Fig.7 Laboratory test of anchor cable anchorage

普通錨固劑在積水率為0時(shí)平均拉拔力為203.1 kN，隨積水率增加拉拔力逐步降低，積水率為49%時(shí)錨索平均拉拔力僅68.5 kN，可預(yù)知的是，隨積水率的提高拉拔力將進(jìn)一步降低；新型耐水錨固劑在100%積水率情況下，錨索平均拉拔力達(dá)196.3 kN，與普通錨固劑在積水率為0時(shí)基本一致，表明新型耐水錨固劑適合于含水率較高條件的巷道圍巖錨桿(索)的錨固。表4為現(xiàn)場(chǎng)7個(gè)測(cè)點(diǎn)底板錨索錨固試驗(yàn)參數(shù)及測(cè)試數(shù)據(jù)，錨索錨固2 h后進(jìn)行拉拔。

表4 錨索錨固試驗(yàn)參數(shù)及實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)Table 4 Parameters of anchor cable anchorage and measured data

錨索錨固段2.0 m，施加預(yù)緊力最大為230.00 kN，最小209.93 kN，錨索拉拔過(guò)程中未出現(xiàn)錨索脫錨松動(dòng)現(xiàn)象。

研究結(jié)果表明，自主研發(fā)的新型耐水錨固劑能夠有效解決底板積水情況下底板錨索錨固問(wèn)題，為控制大巷底板圍巖變形提供了有利條件。

3.2 底鼓控制方案

基于回風(fēng)大巷軟弱泥巖底板受高水平應(yīng)力及水理作用影響下巷道底板發(fā)生水平擠壓流動(dòng)性底鼓和遇水膨脹性底鼓的變形破壞特征及數(shù)值模擬結(jié)果，提出深部高地應(yīng)力富水黏土軟巖強(qiáng)烈底鼓支護(hù)原則如下：①注漿封閉導(dǎo)水裂隙帶：注漿加固可提高泥巖底板整體性，封閉內(nèi)部導(dǎo)水裂隙，提高底板圍巖強(qiáng)度，為底板錨索提供可靠錨固基礎(chǔ)；②及時(shí)、主動(dòng)支護(hù)。待漿液擴(kuò)散并凝固后，從空間及時(shí)間上及時(shí)完成底板錨索支護(hù)工序，并施加足夠的預(yù)緊力，通過(guò)托盤(pán)、網(wǎng)等護(hù)表構(gòu)件使得預(yù)應(yīng)力有效的擴(kuò)散到底板圍巖中，給底板圍巖施加壓應(yīng)力，限制底板圍巖應(yīng)力的釋放，有效改善底板圍巖應(yīng)力狀態(tài)，抑制底板圍巖內(nèi)部裂隙的產(chǎn)生、擴(kuò)展延伸及貫通，避免形成導(dǎo)水裂隙帶而降低底板圍巖強(qiáng)度。③整體高強(qiáng)支護(hù)原則。加強(qiáng)頂板及兩幫支護(hù)強(qiáng)度既可有效抑制頂板及兩幫圍巖的變形破壞，還可一定程度上提高底板圍巖的穩(wěn)定性。

基于以上支護(hù)原則，提出大巷支護(hù)方案如圖8所示：①大巷全斷面采用水泥漿注漿加固，幫頂注漿孔深5 m，底板注漿孔深2.5 m(圖8a)，注漿壓力1～3 MPa，底板注漿完成3 d后進(jìn)行錨索加固；②頂板及兩幫采用直徑22 mm、長(zhǎng)2.4 m錨桿進(jìn)行錨固，錨桿預(yù)緊轉(zhuǎn)矩為300 N·m，預(yù)緊力不低于70 kN；③頂板及兩幫錨索直徑22 mm、長(zhǎng)6.3 m，錨索間排距為1.2 m，配套300 mm×330 mm×16 mm高強(qiáng)度鋼板，錨索預(yù)緊力不低于180 kN；④底板采用直徑22 mm、長(zhǎng)5.5 m的高強(qiáng)度錨索進(jìn)行加固，利用自主研發(fā)的新型耐水錨固劑進(jìn)行錨固，錨索預(yù)緊力不低于180 kN，配套300 mm×330 mm×16 mm高強(qiáng)度鋼板及直徑6.5 mm的鋼筋網(wǎng)護(hù)表構(gòu)件支護(hù)，錨索錨固長(zhǎng)度2.0 m，自由段全長(zhǎng)一次性注漿實(shí)現(xiàn)全長(zhǎng)預(yù)應(yīng)力錨固。

圖8 大巷支護(hù)與加固設(shè)計(jì)示意Fig.8 Schematic plot of support and reinforcement of main return roadway

4 工程應(yīng)用效果

1)巷道表面位移。大巷內(nèi)設(shè)置了3個(gè)測(cè)站測(cè)量大巷表面位移(圖9)，用以評(píng)估大巷改進(jìn)支護(hù)系統(tǒng)是否合理有效。大巷支護(hù)完成后的40 d內(nèi)是大巷變形迅速增加時(shí)期，40～200 d期間，大巷變形逐步趨于穩(wěn)定。3個(gè)測(cè)站實(shí)測(cè)大巷變形量最大的為測(cè)站3，最小的為測(cè)站1，測(cè)站3實(shí)測(cè)大巷兩幫移近量、底鼓及頂板下沉量最大分別為202、92、59 mm，底鼓量遠(yuǎn)高于頂板下沉及兩幫移近，但巷道整體變形得到有效改善，底板圍巖穩(wěn)定性大幅提高(圖10)。

圖9 巷道變形曲線Fig.9 Convergence curves of main return roadway

圖10 回風(fēng)大巷支護(hù)狀況Fig.10 Reinforcement states of main return roadway

2)錨索受力。大巷頂?shù)装寮皟蓭湾^索上安裝測(cè)力計(jì)監(jiān)測(cè)底板錨索受力變化，監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖11所示。錨索安裝后，巷道全斷面錨索受力在40 d內(nèi)呈現(xiàn)整體上升趨勢(shì)，之后趨于平穩(wěn)，這與實(shí)測(cè)大巷變形特征一致，在改進(jìn)支護(hù)作用下大巷底板支護(hù)系統(tǒng)受力變形趨于穩(wěn)定。

圖11 錨索受力監(jiān)測(cè)結(jié)果Fig.11 Anchor cable force monitoring result

5 結(jié) 論

1)深部高地應(yīng)力富水黏土軟巖巷道底板在高地應(yīng)力及水理因素影響下發(fā)生擠壓流動(dòng)性底鼓和膨脹性底鼓，巷道呈現(xiàn)全范圍、漸變性及整體性的底鼓特征，單純的加固頂板及兩幫不足以有效控制巷道的強(qiáng)烈底鼓問(wèn)題。

2)UDEC離散元數(shù)值模擬研究表明，錨注支護(hù)對(duì)于減小深部高應(yīng)力開(kāi)采條件圍巖塑性區(qū)分布作用不明顯，其主要作用在于控制底板圍巖淺部張拉裂紋的產(chǎn)生和深部剪切裂紋的產(chǎn)生、擴(kuò)展延伸及貫通，抑制底板導(dǎo)水裂隙帶的形成，避免圍巖遇水泥化弱化巖體強(qiáng)度；錨索支護(hù)系統(tǒng)為底板圍巖提供支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)可有效抑制底板圍巖應(yīng)力釋放，避免淺部近零應(yīng)力區(qū)形成及深部圍巖應(yīng)力釋放，確保圍巖的穩(wěn)定應(yīng)力狀態(tài)。

3)自主研發(fā)了適合積水條件下錨桿(鎖)錨固新型耐水錨固劑，實(shí)驗(yàn)室實(shí)測(cè)含水率為100%時(shí)錨固力達(dá)196.3 kN，現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)富水底板條件錨索拉拔力達(dá)209 kN以上，可有效解決富水條件下錨桿(索)錨固問(wèn)題，利于充分發(fā)揮錨桿(索)支護(hù)作用。

4)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究表明，采用錨注支護(hù)加固底板后，底板錨索支護(hù)系統(tǒng)與底板圍巖系統(tǒng)處于穩(wěn)定狀態(tài)，底板圍巖系統(tǒng)與支護(hù)系統(tǒng)可形成整體抵抗高水平應(yīng)力擠壓導(dǎo)致的底鼓變形，實(shí)測(cè)大巷底鼓最大變形為202 mm，錨注支護(hù)有效控制了深部高應(yīng)力富水黏土軟巖強(qiáng)烈底鼓問(wèn)題。