全長預應力錨注支護下深部巷道控制效果對比研究

王洪濤,高廣龍,張紅軍,李建建,解學磊,趙萬里

1.山東建筑大學土木工程學院,山東濟南 250101;2.山東建筑大學建筑結構加固改造與地下空間工程教育部重點實驗室,山東濟南 250101;3.山東省地質科學研究院,山東濟南 250013;4.山東安科礦山支護技術有限公司,山東濟南 250033

煤炭資源在我國國民經(jīng)濟中占有舉足輕重的地位,隨著淺層煤炭資源開采趨于枯竭,深部開采已成為主流。然而,受深部復雜地質環(huán)境影響,如高地應力、強開挖卸荷、圍巖破碎、開采擾動等,巷道圍巖大變形破壞、支護失效等現(xiàn)象頻發(fā),支護返修頻繁,是困擾礦井安全高效生產的重要難題之一。傳統(tǒng)支護構件也面臨著易破斷失效、支護潛力難以充分發(fā)揮等問題[1],將傳統(tǒng)預應力錨桿(索)與注漿加固相結合形成的錨注聯(lián)合技術,可有效發(fā)揮傳統(tǒng)錨固支護構件主動支護作用,還可通過注漿加固有效提升圍巖自承載能力,是深部巷道圍巖穩(wěn)定控制的一種有效技術手段。

深部巷道圍巖錨注支護機理一直是國內外學者研究的熱點問題。鄭雨天等[2]、翟英達[3]、鄭西貴等[4]、王洪濤等[5]通過理論分析與數(shù)值模擬等方法,得到了不同預應力錨固支護參數(shù)與支護方式對圍巖支護力學效應的影響規(guī)律。INDRARATNA等[6]、LI 等[7]、CAI 等[8]、OSGOUI 等[9]、BOBET等[10]基于彈塑性理論得到了錨桿-圍巖相互作用下桿體受力分布特征。WANG 等[11]研究了不同注漿錨桿長度下漿液擴散性能的變化趨勢、各種錨注參數(shù)對圍巖和支護系統(tǒng)的影響規(guī)律。潘銳等[12]分析了注漿后巖體各種影響因素對錨固體界面抗剪能力的影響規(guī)律。王琦等[13]通過現(xiàn)場試驗與數(shù)值模擬,分析了注漿錨桿長度和間排距對錨注加固效果的影響規(guī)律。張妹珠等[14]通過室內試驗,分析了注漿、錨桿對大理巖破裂面的加固效果和作用機制。周波等[15]采用數(shù)值模擬和現(xiàn)場實驗的方法,確定出合理的注漿鉆孔參數(shù)和錨桿支護參數(shù)。康紅普等[16]采用數(shù)值模擬方法,提出千米深井巷道松軟煤幫高壓錨注-噴漿協(xié)同控制理念。孟慶彬等[17]采用數(shù)值模擬方法,揭示了“錨注加固體等效層”各影響因素對巷道圍巖位移及塑性區(qū)的影響規(guī)律。上述研究為巷道錨注支護機理提供良好的理論支撐。

在現(xiàn)有巷道支護技術中,常規(guī)錨注支護構件往往是用于補強加固的,且常規(guī)錨注構件本身強度較低,難以施加高預應力和發(fā)揮高強主動支護效果。針對該問題,筆者等前期[5,18]曾深入研究了不同錨固方式下圍巖支護力學效應,提出了全長預應力錨注支護工藝,有效彌補了現(xiàn)有傳統(tǒng)非全長錨桿錨固長度過長或過短帶來的問題,以及常規(guī)錨注構件強度低、剛度低、難以施加預應力等問題。本文在此基礎上,通過對FLAC3D軟件中PILE 結構單元的修正,實現(xiàn)了全長預應力錨注支護的有效模擬,開展了不同因素影響下巷道圍巖控制效果數(shù)值模擬對比研究,揭示了各因素影響規(guī)律及敏感性,并通過現(xiàn)場典型工程應用,驗證了全長預應力錨注支護性能優(yōu)勢與控制效果。研究工作可為深部巷道錨固支護設計及施工提供一定參考。

1 全長預應力錨注支護技術工藝及數(shù)值模擬方法

1.1 全長預應力錨注支護工藝流程

目前,礦山巷道支護普遍采用的是預應力樹脂錨桿。根據(jù)鉆孔內樹脂藥卷錨固長度的大小,可將錨固方式分為端部錨固、加長錨固和全長錨固3 種。根據(jù)前期已有研究成果[5]可知,傳統(tǒng)全長錨固因錨固長度過長,預應力在圍巖中的擴散范圍僅局限于錨桿托盤處,削弱了預應力在圍巖中的擠壓擴散效果,減弱圍巖主動支護效果,造成錨桿桿體整體延伸率有限,易產生桿體破斷。而端部錨固由于錨固長度較短,錨桿預應力在圍巖中可以充分擴散,能改善預應力在圍巖中擴散效果。但是,錨固長度過短又會降低錨桿錨固力,減弱錨桿桿體對圍巖的黏結約束效應,易造成錨桿滑脫失效等問題[5]。

針對上述錨固長度過長或過短帶來的弊端,筆者前期曾提出了基于后注漿的全長預應力錨注支護工藝[18]。其支護過程(圖1)為:首先,圍巖鉆孔;其次,在鉆孔內部利用樹脂藥卷或機械裝置進行端部內錨固;第三,待內錨固段凝固后對錨桿桿體施加預應力,保證預應力在圍巖中充分擴散;最后,通過注漿對外部自由段鉆孔孔隙及圍巖進行封閉充填,實現(xiàn)全長錨注支護效果。與傳統(tǒng)非全長錨固方式相比,該工藝可保證預應力在圍巖中的有效擴散,還可實現(xiàn)全長范圍內桿體錨固,進一步增強錨桿支護構件對圍巖的黏結約束,有效提高錨桿桿體橫向抗剪切破斷能力,以充分發(fā)揮錨桿支護潛力。此外,該工藝在后注漿充填階段,注漿漿液還可有效封閉鉆孔周圍圍巖裂隙,增強圍巖自身強度與自承載能力。因此,對深部巷道而言,全長預應力錨注支護工藝是控制圍巖變形破壞的一種有效支護方式。

圖1 全長預應力錨注支護過程Fig.1 Full-length prestressed bolt-grouting support process

1.2 全長預應力錨注支護工藝在FLAC3D 軟件中的模擬

在FLAC3D軟件中,錨桿模擬方式主要是利用CABLE 單元與PILE 單元實現(xiàn)的,但這兩種單元也各自存在一定弊端。CABLE 單元僅能模擬錨桿的軸向拉壓特性,無法模擬錨桿桿體的橫向抗彎剪能力。PILE 單元可以模擬錨桿桿體軸向拉壓特性,還可模擬桿體的橫向抗彎剪能力,但無法對錨桿施加預應力。參照王曉卿等[19]提出的傳統(tǒng)非全長錨固錨桿模擬方法,本文在此基礎上通過對向拉伸法實現(xiàn)了PILE 單元預應力的施加,并通過賦值不同錨固段灌漿體參數(shù)及圍巖注漿強化區(qū)參數(shù),提出了全長預應力錨注支護方式的模擬方法,如圖2 所示。以 2.4 m 長錨桿為例,本文模擬方法流程如下:

圖2 全長預應力錨注支護方式數(shù)值模擬方法流程Fig.2 Numerical simulation process of full-length prestressed bolt-grouting support

第一步,構建圍巖模型網(wǎng)格,并在模型網(wǎng)格中通過分段方式構建AB、CD兩段錨桿PILE 單元,如圖2(a)所示。

第二步,固定模型網(wǎng)格,打開PILE 單元錨桿特性,將端頭處CID1 單元錨固參數(shù)設置為極大來模擬錨桿托盤,將CID18 至CID24 單元之間灌漿體參數(shù)設置為內部錨固段參數(shù),而CID2 至CID17 之間灌漿體參數(shù)則設置為0 以模擬外部自由端。

第三步,在B、C兩端點處施加與錨桿預應力大小相等且方向相對的節(jié)點力,模擬模桿預緊張拉過程,運算至平衡,如圖2(b)所示。

第四步,移除B、C處對向節(jié)點力,并設置錨桿CID25 單元以縫合錨桿,計算至平衡,使錨桿軸向拉力在桿體內部進行全長擴散,完成錨桿預應力施加模擬,如圖2(c)所示。

第五步,釋放圍巖模型網(wǎng)格,將錨桿軸向預應力傳遞給圍巖,使其在圍巖中有效擴散。

第六步,將自由段范圍內CID2 ～ CID17 單元與CID25 單元對應的灌漿體參數(shù)修改,賦值為外部充填錨固段參數(shù),實現(xiàn)外錨固段模擬,如圖2(d)所示。

第七步,將錨桿周圍的模型圍巖參數(shù)進行適當提高,以模擬后注漿工藝對圍巖的強化作用。

為進一步說明上述模擬方法的有效性,現(xiàn)以直徑4 m 的1/4 圓形巷道為例,設置4 根長2.4 m錨桿進行支護,布設間距為0.8 m。圖3 為模擬得到的預應力分別為30 kN、60 kN、90 kN、120 kN、150 kN 時圍巖內部產生的支護應力場(其中內錨固段長度為1 m)。圖4 為模擬得到的內錨固段長度分別為0.6 m、1 m、1.4 m、1.8 m、2.2 m 時的圍巖支護應力場(預應力為90 kN)。分析圖3、圖4 可以看出,當內錨固段長度一定時,圍巖支護壓應力區(qū)主要集中在外部錨固段范圍內(相當于傳統(tǒng)非全長錨固錨桿的自由段范圍),而且隨著預應力施加值增大,圍巖支護應力值與支護壓應力擴散范圍也隨之增大。同時,由于圖3、圖4 僅考慮錨桿支護應力作用,外部錨固段范圍內錨桿桿體軸力值保持恒定,而內錨固段范圍內錨桿軸力則呈現(xiàn)向鉆孔底部不斷衰減的趨勢,這也說明了錨固段受力的非均勻特征。此外,當內部錨固段長度增大,外部錨固段(自由段)長度相應減小,錨桿在圍巖中產生的支護壓應力約束范圍也呈現(xiàn)不斷減小的趨勢,這與文獻[5]—[19]中數(shù)值模擬與理論分析結論是一致的,說明本文基于PILE 單元的模擬方法是可靠有效的。

圖3 不同預應力下圍巖支護應力場分布Fig.3 Stress field distribution corresponding to different prestress

圖4 不同錨固長度下圍巖支護應力場分布Fig.4 Stress field distribution corresponding to different anchorage lengths

2 全長預應力錨注支護下巷道圍巖控制效果對比

基于全長預應力錨注支護數(shù)值模擬方法,為進一步研究不同錨注參數(shù)對巷道圍巖變形破壞特征的影響規(guī)律,需進行全長預應力錨注支護下巷道圍巖控制效果數(shù)值模擬對比研究。

2.1 模型構建及對比方案設計

以軸對稱圓形巷道為例,根據(jù)其對稱性構建了1/4 巷道數(shù)值計算模型(圖5),以模擬巷道開挖及支護過程。

在數(shù)值模擬過程中,模型頂?shù)准案鱾让婢┘臃ㄏ蛭灰萍s束。首先對模型進行初始地應力平衡,然后進行巷道開挖及全長預應力錨注支護。為獲取更具有普遍意義的變化規(guī)律,將巷道圍巖視為均質性材料,采用FLAC3D軟件中Mohr-Coulomb 本構模型,并在巷道周邊錨固支護區(qū)內設置一定范圍注漿加固區(qū),通過適當提高圍巖強度參數(shù),以反映全長錨注支護對圍巖的注漿強化效果。同時,模型圍巖忽略自重影響,僅在模型內部施加水平及豎向地應力場,研究不同地應力水平狀態(tài)影響。

為研究不同全長預應力錨注支護參數(shù)影響,分別考慮地應力、原巖強度等級、支護構件長度、布設間距、注漿強化指數(shù)與預應力6 種因素,設計了數(shù)值模擬對比方案(表1),模擬分析了不同影響因素下的圍巖變形破壞特征,以揭示全長預應力錨注支護控制效果。同時,在不同地應力、原巖強度等級、支護構件長度、布設間距對比方案中,分析了全長預應力錨注支護構件與傳統(tǒng)預應力錨固錨桿的圍巖控制效果。

表1 全長預應力錨注支護數(shù)值模擬對比方案Table 1 Comparison of numerical simulation of full-length prestressed bolt-grouting support

2.2 不同方案計算結果對比分析

2.2.1 不同地應力水平下圍巖控制效果

在不同地應力對比方案中,分別考慮了無支護、常規(guī)預應力錨桿支護與全長預應力錨注支護3 種支護方式。圖6、圖7 為全長預應力錨注支護下的圍巖總位移云圖與塑性區(qū)分布圖,圖8、圖9 為3 種支護方式下的巷道最大位移、塑性區(qū)半徑隨地應力水平的變化曲線。

圖6 不同地應力水平下圍巖總位移云圖Fig.6 Total displacement cloud map of surrounding rock under different ground stress levels

圖7 不同地應力水平下圍巖塑性區(qū)半徑Fig.7 Radius of plastic zone of surrounding rock under different ground stress levels

圖8 不同地應力水平下巷道最大位移變化曲線Fig.8 The maximum displacement curve of roadway under different ground stress levels

圖9 不同地應力水平下巷道塑性區(qū)半徑變化曲線Fig.9 Variation curve of plastic zone radius of roadway under different ground stress levels

由圖8、圖9 可知,地應力水平對巷道圍巖變形量及塑性區(qū)半徑影響十分顯著,地應力水平越高,圍巖變形量與塑性區(qū)半徑越大,變形破壞越嚴重。在無支護與常規(guī)支護條件下,隨著地應力水平增加,巷道圍巖最大位移量呈近似指數(shù)型趨勢增加,圍巖塑性區(qū)半徑則呈近似線性趨勢增加;而在全長預應力錨注支護條件下,巷道圍巖最大變形量與塑性區(qū)半徑則近似呈線性趨勢增加,增幅較為緩慢,且均明顯小于無支護、常規(guī)錨桿支護方案。比如,當?shù)貞λ綖? ～25 MPa 時,全長預應力錨注支護方式下巷道圍巖最大變形量為2.39～41.68 mm、塑性區(qū)半徑為2.10～2.99 m,比常規(guī)錨桿支護分別降低78.54% ～ 91.69%、24.73% ～ 59.92%。由此可見,全長預應力錨注支護工藝在控制巷道變形與塑性區(qū)發(fā)展變化方面具有明顯優(yōu)勢。

2.2.2 不同原巖強度等級下圍巖控制效果

為考慮不同原巖強度等級影響,在數(shù)值模擬中以B3 方案對應圍巖強度參數(shù)為基準,通過引入原巖強度等級對不同方案圍巖強度參數(shù)進行了等比例折減或提高,具體見表2。圖10、圖11 為無支護、常規(guī)預應力錨桿支護與全長預應力錨注支護3種方式下,巷道圍巖最大位移與塑性區(qū)半徑隨原巖強度等級變化曲線。

表2 不同原巖強度等級模擬方案Table 2 Simulation schemes of different original rock strength grades

圖10 不同原巖強度等級下巷道最大位移變化曲線Fig 10 The maximum displacement curve of roadway under different original rock strength grades

圖11 不同原巖強度等級下巷道塑性區(qū)半徑變化曲線Fig.11 Variation curve of plastic zone radius of roadway under different original rock strength grades

從圖10、圖11 可知,在3 種支護方式下隨原巖強度等級的增加,巷道圍巖強度參數(shù)不斷提高,相應的圍巖最大變形量、塑性區(qū)半徑均在原巖強度等級1.0 之前迅速降低,之后則緩慢降低。其中,原巖強度等級變化對無支護與常規(guī)錨桿支護方式下的圍巖變形量、塑性區(qū)范圍影響顯著,對全長預應力錨注支護方式下影響最小,控制效果最明顯。以原巖強度等級0.8 為例,無支護與常規(guī)支護方式下,圍巖塑性區(qū)半徑分別為12.13 m、9.96 m,而全長預應力錨注支護方式下,圍巖塑性區(qū)半徑為3.59 m,僅為無支護方式的29.6%,為常規(guī)錨桿支護的36.04%。

2.2.3 不同支護構件長度下圍巖控制效果

在不同支護構件長度對比方案中,本文分別考慮了常規(guī)錨桿支護與全長預應力錨注支護兩種方式,并繪制得到了巷道圍巖最大位移、塑性區(qū)半徑隨支護構件長度的變化曲線,如圖12 和圖13 所示。

圖12 不同支護構件長度下巷道最大位移變化曲線Fig.12 The maximum displacement curve of roadway under different support member lengths

圖13 不同支護構件長度下巷道塑性區(qū)半徑變化曲線Fig.13 Variation curve of plastic zone radius of roadway under different support member lengths

從圖12、圖13 可以看出,常規(guī)錨桿支護與全長預應力錨注支護方式下,支護構件長度對巷道圍巖最大位移及塑性區(qū)范圍變化影響較小,圍巖最大位移、塑性區(qū)半徑均呈現(xiàn)隨支護構件長度增加而緩慢降低趨勢。尤其對全長預應力錨注支護方式而言,由于后注漿作用有效提升圍巖強度參數(shù),其相應圍巖變形量、塑性區(qū)半徑僅為常規(guī)錨桿支護的15%與58%左右。

2.2.4 不同布設間距下圍巖控制效果

圖14 和圖15 為常規(guī)錨桿支護與全長預應力錨注支護方式下,巷道圍巖最大位移、塑性區(qū)半徑隨支護構件布設間距的變化曲線。由圖14、圖15可知,隨支護構件布設間距增加,巷道圍巖最大變形量、塑性區(qū)范圍呈現(xiàn)緩慢增加趨勢,但全長預應力錨注支護方式由于圍巖考慮了注漿強化影響,布設間距對其影響更不敏感,且相應圍巖變形量與塑性區(qū)半徑明顯較小。具體的,當布設間距為0.8 ～1.6 m 時,全長預應力錨注支護方式圍巖最大變形量為16.41 ～ 18.69 mm,塑性區(qū)半徑為2.59 ～2.82 m,比常規(guī)錨桿支護方案分別降低88.32% ～90.22% 與49.12% ～52.20%。

圖14 不同布設間距下巷道最大位移變化曲線Fig.14 Maximum displacement curve of roadway under different spacing

圖15 不同布設間距下塑性區(qū)半徑變化曲線Fig.15 Radius variation curve of plastic zone under different layout spacing

2.2.5 不同注漿強化指數(shù)下圍巖控制效果

針對全長預應力錨注支護方式,考慮圍巖后注漿強化作用,模擬分析了不同注漿強化指數(shù)的影響。注漿強化指數(shù)反映了注漿加固對圍巖強度參數(shù)的提高比例。首先設置注漿強化指數(shù)等于1 時的各圍巖強度參數(shù)(表3 中E1 組),再分別按照1.25、1.5、1.75、2 的比例提高E1組的圍巖強度參數(shù)為E2、E3、E4、E5 組,用以模擬不同注漿強化條件下的圍巖控制效果,對應于表3 列出的相應圍巖強度參數(shù)。圖16 和圖17 為巷道圍巖最大位移、塑性區(qū)半徑隨注漿強化指數(shù)的變化曲線。

表3 不同注漿強化指數(shù)模擬方案Table 3 Different simulation schemes of grouting strengthening index

圖16 不同注漿強化指數(shù)下巷道最大位移變化曲線Fig.16 Maximum displacement curve of roadway under different grouting strengthening indexes

圖17 不同注漿強化指數(shù)下塑性區(qū)半徑變化曲線Fig.17 Curve of plastic zone radius under different grouting strengthening indexes

由圖16 和圖17 可知,隨著注漿強化指數(shù)提高,巷道圍巖錨注支護區(qū)內圍巖強度等級不斷提高,相應的圍巖最大位移與塑性區(qū)半徑顯著降低,但當注漿強化指數(shù)超過1.25 后,注漿強化指數(shù)對圍巖最大位移與塑性區(qū)半徑降低影響的趨于平緩。因此,全長預應力錨注支護方式中,在一定范圍內注漿強化作用對控制巷道圍巖變形與塑性區(qū)發(fā)展是有顯著影響的,但也是存在一定限度的。

2.2.6 不同預應力下圍巖控制效果

針對全長預應力錨注支護方式,模擬得到了不同支護構件預應力下巷道圍巖最大位移、塑性區(qū)半徑的變化曲線,如圖18、圖19 所示。可以看出,隨支護構件初始預應力增大,巷道圍巖最大位移和塑性區(qū)范圍均呈現(xiàn)不斷降低趨勢。但由于預應力對圍巖產生的支護應力值(表1)相對于地應力值(15 MPa)相差近3 個數(shù)量級,且全長預應力錨注支護方式考慮了注漿強化影響,因此預應力對圍巖變形破壞影響不太顯著。具體的,當預應力從0 變?yōu)?20 kN 時,圍巖最大位移從21 mm 減小到16 mm,降低幅度為23.62%,圍巖塑性區(qū)半徑從3.29 m 減小到2.59 m,降低幅度為21.03%。

圖18 不同預應力下巷道最大位移變化曲線Fig.18 The maximum displacement curve of roadway under different prestress

圖19 不同預應力下塑性區(qū)半徑變化曲線Fig.19 Curve of plastic zone radius under different prestress

2.3 不同方案參數(shù)影響敏感性分析

綜上分析可以看出,影響全長預應力錨注支護控制效果的因素眾多,且影響程度也不一致。為進一步研究上述各因素對全長預應力錨注支護控制效果影響的敏感程度,分別以圍巖最大位移與塑性區(qū)半徑為目標變量,開展了不同參數(shù)影響敏感性分析。但應注意,在進行敏感性分析時,上述各方案參數(shù)取值范圍與量綱單位均不相同,為消除該因素影響,建立了全長預應力錨注支護控制效果影響敏感性評價指標ξf:

式中,f為各影響因素中某一類因素;ξf反映了某一影響因素f對全長預應力錨注支護控制效果的影響敏感程度,其值越大,代表影響更敏感;Kfmax、Kfmin分別為某一影響因素f取值范圍的上限與下限;Tfmax、Tfmin分別為影響因素f取值范圍內對應的目標變量最大值與最小值。

根據(jù)式(1)可計算求得各影響因素對應圍巖最大位移與塑性區(qū)半徑影響的敏感性指標,如圖20 所示。從圖20 可以看出,原巖強度等級及注漿強化指數(shù)對應的圍巖最大位移指標與塑性區(qū)指標均明顯大于其他因素;地應力對最大位移指標影響較大;由于全長預應力錨注支護方式對圍巖考慮了注漿強化影響,支護構件長度、布設間距及預應力相應指標計算值則普遍偏小。據(jù)此,可將影響全長預應力錨注支護圍巖控制效果的因素分為3 個層級。

圖20 影響因素敏感性指標柱狀圖Fig.20 Sensitivity index histogram of influencing factors

第一影響層級:圍巖強度因素。原巖強度等級與注漿強化指數(shù)對應敏感性指標計算值,相比其他因素計算值明顯增大,是影響圍巖控制效果的內在關鍵因素。

第二影響層級:地應力因素。地應力因素敏感性指標計算值介于中間,是影響圍巖控制效果的外在關鍵因素。

第三影響層級:錨注支護構件設計因素。支護構件長度、布設間距與預應力敏感性指標計算值均較小,影響較不敏感,受支護方式、支護成本與施工質量等因素影響。

3 工程應用

3.1 工程措施建議

根據(jù)上述模擬分析結果可以看出,全長預應力錨注支護相較于常規(guī)錨桿支護,在圍巖變形破壞控制方面具有明顯優(yōu)勢。同時,結合影響巷道圍巖控制效果的各層級因素敏感性,為實現(xiàn)深部巷道圍巖最優(yōu)控制,提出如下工程措施建議,以指導工程設計與施工。

(1) 基于圍巖強度因素是影響巷道支護控制效果的第一影響層級因素,當現(xiàn)場巷道所處巖層較軟弱或是開挖后圍巖較松散破碎時,應重視注漿加固對圍巖的改性提升作用,并將其作為控制圍巖變形破壞的首選控制技術。同時,圍巖通過注漿改性提高后,會進一步增加預應力錨注支護構件的可錨性,使其與圍巖形成有效協(xié)同承載結構,共同抵抗圍巖變形破壞。

(2) 基于地應力是影響巷道支護控制效果的第二影響層級因素,在現(xiàn)場巷道布置時,應盡可能避開高應力區(qū)域或受動壓影響區(qū)域。當巷道所處圍巖應力環(huán)境較高時,可通過設置泄壓槽、泄壓切縫等泄壓方式,以釋放或轉移圍巖高應力影響,提升巷道圍巖控制效果。

(3) 基于錨注支護構件設計因素是影響巷道支護控制效果的第三影響層級因素,當現(xiàn)場巷道所處地層圍巖條件與地應力環(huán)境一定時,應在保證一定巷道支護成本的前提下,盡可能優(yōu)化和改善全長預應力錨注支護參數(shù),以充分發(fā)揮錨注支護構件支護潛力,提升圍巖控制效果。可通過以下方式實現(xiàn):①采用高強、高韌性支護構件,提高巷道整體支護強度;②提升錨注支護構件預應力,充分發(fā)揮其對圍巖的主動支護作用;③適當增長支護構件長度或縮小布設間距,但從經(jīng)濟角度分析,布設間距不宜過小,支護構件長度也不宜過長;④當現(xiàn)場圍巖軟弱破碎時,應優(yōu)化改善錨固方式,盡可能選用全長錨固,以增強支護體系剛度與可靠性。

3.2 工程應用實例

3.2.1 工程概況

平頂山煤田是華中地區(qū)的特大型煤田,平頂山十礦位于平頂山市區(qū)東部,設計生產能力2.9 Mt/a,原煤可采儲量150 Mt。十礦中區(qū)戊組軌道下山巷道始建于20 世紀70 年代,原始設計斷面采用直墻拱形,斷面面積14.4 m2,長度970 m,上下車場高差近200 m,原設計采用錨網(wǎng)支護。該巷道屬于典型穿層巷道,穿越地層條件較為軟弱復雜,頂板底板為砂質泥巖,兩幫自上而下為細粒砂巖、砂質泥巖、煤層、泥巖。該巷道歷經(jīng)多次復修,巷道斷面由半圓拱形變形為尖頂形狀,表現(xiàn)為頂板嚴重下沉、兩幫整體向巷道內側移動,圍巖變形破壞非常嚴重。在該巷道最近幾次修復時,主要依賴U36 型鋼支架進行支護,現(xiàn)場擴修后斷面與原設計斷面相比,局部圍巖變形量已超過1.7 m。圖21 為現(xiàn)場巷道典型斷面修復前的圍巖松動破壞探測結果?？梢钥闯?現(xiàn)場巷道周邊探測鉆孔10 m 范圍內圍巖均產生了不同程度的開裂破壞,可依次劃分為嚴重破壞區(qū)、中等破壞區(qū)與輕微破壞區(qū)3 個區(qū)域,其中嚴重破壞區(qū)范圍局部超過5.1 m,超出傳統(tǒng)錨桿、錨索設計長度。

圖21 現(xiàn)場巷道圍巖松動破壞范圍探測結果Fig.21 Detection results of loose failure range of roadway surrounding rock

結合中區(qū)戊組軌道下山巷道所處地層條件與圍巖變形破壞探測結果,可將現(xiàn)場巷道產生大變形破壞原因歸納如下:地層巖性差且松散破碎,造成圍巖自承能力低;巷道歷經(jīng)多次循環(huán)開采擾動效應影響,造成圍巖擾動破壞顯著;目前支護方式主要依賴U 型鋼支架,且由于圍巖松散破碎,支護構件主動支護效果不足,難以形成有效的錨固協(xié)同承載結構。

3.2.2 高強全長預應力錨注技術研發(fā)及現(xiàn)場應用

為解決十礦中區(qū)戊組軌道下山巷道的現(xiàn)場圍巖控制難題,基于后注漿工藝的組合式高強注漿錨桿與高強中空注漿錨索支護技術(圖22),設計了高強全長預應力錨注支護擴修方案,如圖23 所示。其中,高強組合式注漿錨桿長度2.5 m,由高強螺紋鋼實心錨桿段(直徑22 mm,破斷力超過300 kN)與高強中空注漿段(外徑30 mm,壁厚8 mm,破斷力250 ～300 kN)通過高強連接套相連。高強中空注漿錨索分別采用直徑22 mm 與29 mm 兩種型號,長度7.3 m,破斷力分別超過400 kN 與500 kN,索體中心位置均設有內徑8 mm 注漿管?，F(xiàn)場安裝兩種類型高強錨注支護構件時,均首先需在鉆孔內利用樹脂藥卷進行端部錨固,然后進行預應力施加,最后進行注漿充填外部自由段鉆孔與周邊圍巖裂隙。

圖22 組合式高強注漿錨桿與高強中空注漿錨索Fig.22 Combined high-strength grouting bolt and high-strength hollow grouting anchor cable

圖23 全長預應力錨注支護擴修方案下巷道斷面設計Fig.23 Design of roadway section under full-length prestressed bolt-grouting support expansion scheme

現(xiàn)場巷道擴修后斷面為直墻半圓拱形,寬度5 100 mm,高度3 800 mm。圖24 為現(xiàn)場巷道高強全長預應力錨注擴修支護的施工工藝流程?，F(xiàn)場施工時,待擴修至合格斷面后,首先采用左旋高強樹脂錨桿和組合式高強注漿錨桿進行初期支護,并初噴混凝土封閉圍巖表面裂隙;其次,采用高強中空注漿錨索沿巷道頂幫進行強化支護,并實施2 次噴漿和注漿加固;最后,施打底板組合式高強注漿錨桿和高強中空注漿錨索,并進行底板注漿加固。

圖24 高強全長預應力錨注擴修支護施工工藝Fig.24 Construction technology of high-strength fulllength prestressed anchor grouting expansion support

圖25 為現(xiàn)場巷道擴修后典型斷面的圍巖表面收斂監(jiān)測結果?？梢钥闯?現(xiàn)場巷道擴修后0 ～19 d圍巖收斂變形速率較大,隨后趨于穩(wěn)定,70 d 時頂板最大下沉量為56 mm,幫部最大變形量為33 mm,底板最大變形量為39 mm,現(xiàn)場圍巖變形破壞得到了有效控制。同時,現(xiàn)場試驗段內高強錨注支護構件受力監(jiān)測數(shù)據(jù)顯示,圍巖變形穩(wěn)定后組合式高強注漿錨桿最大受力為122 kN,高強中空注漿錨索最大受力為256 kN,錨注構件的支護潛力得到了有效發(fā)揮。

圖25 典型巷道斷面表面收斂監(jiān)測結果Fig.25 Typical roadway section surface convergence monitoring results

圖26 為采用高強預應力錨注擴修支護方案后的巷道現(xiàn)場?？梢?現(xiàn)場巷道擴修后成巷效果良好,噴層基本完好,未出現(xiàn)明顯開裂破損現(xiàn)象。因此,與現(xiàn)場采用U 型鋼拱架支護相比,新型高強錨注支護技術可有效解決現(xiàn)場巷道圍巖變形破壞的穩(wěn)定控制難題。

圖26 現(xiàn)場巷道擴修后治理效果Fig.26 Treatment effect after roadway expansion

4 結 論

(1) 基于提出的全長預應力錨注支護工藝,在FLAC3D軟件中通過對向拉伸法實現(xiàn)了PILE 單元預應力施加,并通過賦值PILE 單元內、外錨固段灌漿體參數(shù)及圍巖注漿強化區(qū)參數(shù),實現(xiàn)了全長預應力錨注支護的有效模擬。

(2) 考慮地應力、原巖強度等級系數(shù)、支護構件長度、布設間距、注漿強化指數(shù)與預應力6 種因素,設計系列對比方案,開展了巷道圍巖控制效果數(shù)值模擬對比研究,揭示了各類因素對圍巖變形量、塑性區(qū)演化影響規(guī)律與各因素影響敏感性,將影響全長預應力錨注支護控制效果因素依次劃分為圍巖強度、地應力、錨注支護構件設計3 個層級。

(3) 給出了全長預應力錨注支護工程措施建議,研發(fā)了具有強度高、可施加預應力等優(yōu)勢的組合式高強注漿錨桿與高強中空注漿錨索。以典型軟弱破碎地層巷道為工程依托,進行了全長預應力錨注支護擴修應用。新型高強全長預應力錨注支護技術可有效增強軟弱破碎圍巖自承載能力,充分發(fā)揮錨固構件的支護潛力,限制巷道圍巖變形破壞。