大變形軟巖巷道2次耦合支護(hù)參數(shù)優(yōu)化

張紅軍，李術(shù)才，李海燕，白繼文，李紅偉

（1. 山東大學(xué) 巖土與結(jié)構(gòu)工程中心，山東 濟(jì)南，250061；2. 山東濟(jì)南力穩(wěn)巖土有限責(zé)任公司，山東 濟(jì)南，250104）

大變形軟巖巷道2次耦合支護(hù)參數(shù)優(yōu)化

張紅軍1，李術(shù)才1，李海燕1，白繼文1，李紅偉2

（1. 山東大學(xué) 巖土與結(jié)構(gòu)工程中心，山東 濟(jì)南，250061；2. 山東濟(jì)南力穩(wěn)巖土有限責(zé)任公司，山東 濟(jì)南，250104）

山東省菏澤市彭莊煤礦西翼-500 m水平行人大巷屬于典型中深部軟巖巷道，由于支護(hù)對(duì)策不合理導(dǎo)致圍巖變形破壞劇烈。為了得到圍巖的變形規(guī)律及破壞機(jī)制，進(jìn)行礦壓監(jiān)測(cè)、松動(dòng)圈探測(cè)、圍巖物理力學(xué)參數(shù)測(cè)試、地應(yīng)力測(cè)試等研究，并提出2次耦合支護(hù)方案。為進(jìn)一步研究2次耦合支護(hù)力學(xué)機(jī)制，對(duì)初次支護(hù)和2次支護(hù)后圍巖塑性區(qū)與應(yīng)力分布特點(diǎn)以及初次支護(hù)后10～60 d內(nèi)進(jìn)行2次支護(hù)圍巖變形規(guī)律進(jìn)行數(shù)值模擬分析。研究結(jié)果表明：2次耦合支護(hù)能有效控制圍巖塑性區(qū)的發(fā)展，改善應(yīng)力分布狀態(tài)，最佳2次支護(hù)時(shí)間為巷道初次支護(hù)后的30～40 d。2次耦合支護(hù)能有效控制圍巖穩(wěn)定，減小圍巖變形，能為類似軟巖巷道支護(hù)工程提供一定的參考。

軟巖巷道；2次耦合支護(hù)；數(shù)值計(jì)算；最佳2次支護(hù)時(shí)間；參數(shù)優(yōu)化

軟巖巷道支護(hù)問題一直是困擾我國煤礦生產(chǎn)建設(shè)的重大問題之一［1］，近年來隨著對(duì)能源需求量的增加，國內(nèi)外礦山都相繼進(jìn)入中深部開采階段［2-5］。由于中深部巷道地質(zhì)賦存條件與應(yīng)力環(huán)境具有相當(dāng)?shù)膹?fù)雜性，在支護(hù)理論方面，還缺乏高應(yīng)力與復(fù)雜地質(zhì)環(huán)境下巷道圍巖與支護(hù)體相互作用機(jī)理全面、系統(tǒng)的研究［6］，導(dǎo)致很多中深部軟巖支護(hù)問題難以解決，很多煤礦在煤炭經(jīng)濟(jì)形勢(shì)不好的前提下還不得不擔(dān)負(fù)起巷道多次返修的沉重經(jīng)濟(jì)負(fù)擔(dān)。我國學(xué)者針對(duì)中深部軟巖巷道支護(hù)問題進(jìn)行了深入研究［7-11］，提出了不同的軟巖巷道支護(hù)基本原理與對(duì)策，但基本一致認(rèn)為實(shí)現(xiàn)支護(hù)體與圍巖自身的耦合作用是保持巷道穩(wěn)定的關(guān)鍵所在。同時(shí)，工程實(shí)踐也表明，在軟巖工程中采用1次支護(hù)往往難以奏效，通常要進(jìn)行2次支護(hù)，在技術(shù)上一般采用噴層+鋼筋網(wǎng)+錨索、錨注、注漿、架棚或者砌圈等支護(hù)形式［12-16］，在實(shí)際運(yùn)用中解決了諸多問題。但是，由于目前2次支護(hù)在圍巖控制力學(xué)機(jī)制、最佳2次支護(hù)時(shí)間、支護(hù)強(qiáng)度等方面的研究還不夠深入，在現(xiàn)場(chǎng)設(shè)計(jì)中往往只是單純的增加支護(hù)構(gòu)件的強(qiáng)度和數(shù)量，依靠經(jīng)驗(yàn)確定最佳2次支護(hù)時(shí)間，不考慮圍巖的自承能力以及各支護(hù)構(gòu)件的耦合作用，嚴(yán)重造成了材料和人工的浪費(fèi)，沒有取得良好的支護(hù)效果。如何高效利用現(xiàn)有的支護(hù)構(gòu)件，優(yōu)化2次支護(hù)工藝，實(shí)現(xiàn)圍巖在短時(shí)間內(nèi)的穩(wěn)定，是軟巖巷道支護(hù)急需解決的問題。本文作者基于前人研究基礎(chǔ)，采用數(shù)值分析軟件FLAC3D對(duì) 2次耦合支護(hù)圍巖控制力學(xué)機(jī)制和最佳 2次支護(hù)時(shí)間進(jìn)行模擬分析，并提出此類大變形巷道的基本支護(hù)對(duì)策。

1　工程概況

1.1地質(zhì)條件

山東省菏澤市彭莊煤礦位于巨野煤田北部，實(shí)際生產(chǎn)能力110萬t/年，主采山西組3下煤層，煤層平均厚度為2.55 m。其中，西翼-500 m水平行人大巷，巷道開門口處底板標(biāo)高為-503.7 m，巷道坡度為-5‰，設(shè)計(jì)斷面為直墻半圓拱型，凈寬為3.6 m，凈高為3.4 m，墻身凈高為1.6 m，凈面積S=10.85 m2。圖1所示為西翼-500 m水平行人大巷具體圍巖柱狀圖，該巷道主要布置在第2層和第3層的泥巖和砂質(zhì)泥巖層位中。

1.2原支護(hù)方案

西翼-500 m水平行人大巷采用傳統(tǒng)“錨網(wǎng)索噴”1次支護(hù)工藝。錨桿采用直徑×長(zhǎng)度為20 mm× 2 200 mm等強(qiáng)度全螺紋鋼錨桿，每根錨桿均用2塊MSK2370型樹脂錨固劑固定，間排距為800 mm×800 mm；錨索采用直徑×長(zhǎng)度為17.8 mm×6 000 mm的鋼絞線，兩肩窩處各布置1根，排距為1.6 m，采用3 塊MSK2350型樹脂錨固劑端頭錨固，每相鄰錨索之間用 12號(hào)普通工字鋼作為錨索梁；混凝土噴射強(qiáng)度C20，噴射厚度為100 mm；金屬網(wǎng)采用直徑為6.0 mm鋼筋焊接制作的經(jīng)緯網(wǎng)，錨桿、錨索設(shè)計(jì)預(yù)應(yīng)力分別為70 kN和120 kN，原支護(hù)斷面圖如圖2所示。

圖1　西翼-500 m水平行人大巷巷道圍巖柱狀圖

圖2　原支護(hù)方案及收斂監(jiān)測(cè)點(diǎn)布設(shè)位置Fig. 2　Original supporting program and layout ofconvergence monitor points

2　巷道破壞特征及機(jī)理分析

2.1巷道破壞特征

1） 巷道破壞嚴(yán)重。圖3所示為部分典型的巷道破壞圖。從圖3可以看出：巷道圍巖變形劇烈，頂板嚴(yán)重下沉，出現(xiàn)了大面積變形、開裂、片幫、底臌等現(xiàn)象，局部巷道收縮率已達(dá)到40%以上。錨桿、錨索多處被拉斷，鋼筋梯、經(jīng)緯網(wǎng)發(fā)生嚴(yán)重彎曲變形，支護(hù)構(gòu)件基本處于失效狀態(tài)。

圖3　部分巷道典型破壞圖Fig. 3　Part failure graphs of roadway

2） 巷道變形量大，變形速率快。為進(jìn)一步得到西翼-500 m水平行人大巷圍巖的變形破壞詳細(xì)數(shù)據(jù)，對(duì)其進(jìn)行長(zhǎng)期的變形監(jiān)測(cè)，監(jiān)測(cè)方案設(shè)計(jì)在圖2中進(jìn)行標(biāo)出。監(jiān)測(cè)關(guān)鍵點(diǎn)分別布置在頂板、兩幫以及底板等處，對(duì)應(yīng)點(diǎn)分別為A～D。通過測(cè)量巷道中心點(diǎn)O到關(guān)鍵點(diǎn)A～D的距離，確定巷道關(guān)鍵點(diǎn)的收斂情況，監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖4所示。從圖4可知：在監(jiān)測(cè)期內(nèi)圍巖變形較大，A和D 2點(diǎn)的移近量達(dá)到1 523 mm，B和C 2點(diǎn)的移近也達(dá)到1 328 mm。在監(jiān)測(cè)時(shí)間為0～170 d內(nèi)圍巖始終保持較高的增長(zhǎng)速率，直到監(jiān)測(cè)時(shí)間為220 d以后，圍巖才緩慢進(jìn)入低速變形階段，但仍不能確定圍巖是否進(jìn)入穩(wěn)定期。

3） 巷道圍巖松動(dòng)破壞范圍大。為研究圍巖內(nèi)部的變化特征，選用美國勞雷公司生產(chǎn)的 SIR-3000地質(zhì)雷達(dá)探測(cè)設(shè)備對(duì)西翼-500 m水平行人大巷分別距離開挖面25，50，100和200 m處的圍巖松動(dòng)范圍進(jìn)行探測(cè)，探測(cè)長(zhǎng)度為15 m，部分探測(cè)剖面圖如圖5所示，探測(cè)結(jié)果如表1所示。由表1可知：各斷面圍巖松動(dòng)范圍差別較大，最小僅為0.6 m，最大處為3.8 m。隨著距離開挖面距離的增大，圍巖松動(dòng)范圍呈增大的趨勢(shì)，且增長(zhǎng)幅度不斷加大。

圖4　巷道圍巖變形量監(jiān)測(cè)結(jié)果Fig. 4　Final convergence monitor results of the roadway

表1　巷道圍巖松動(dòng)圈測(cè)試結(jié)果Table 1 Results of loosing test in the roadways

圖5　部分巷道地質(zhì)雷達(dá)探測(cè)剖面圖Fig. 5　Radar profiles of part roadway

2.2巷道破壞機(jī)理分析

通過對(duì)西翼行人大巷的現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)與研究，綜合國內(nèi)外相似軟巖巷道的破壞特征，分析其破壞原因主要由以下幾點(diǎn)。

1） 圍巖強(qiáng)度弱。采用MTS萬能材料試驗(yàn)機(jī)，對(duì)彭莊煤礦的5種巖性進(jìn)行物理力學(xué)測(cè)試工作，測(cè)試結(jié)果如表2所示。由表2可知：巷道圍巖5種巖性中，粉砂巖和細(xì)砂巖的力學(xué)參數(shù)均較高，其中抗壓強(qiáng)度達(dá)到了68.3～72.5 MPa，中砂巖抗壓強(qiáng)度為45.2 MPa，而砂質(zhì)泥巖和泥巖的力學(xué)參數(shù)均較低，抗壓強(qiáng)度只有18.2～23.5 MPa。從現(xiàn)場(chǎng)取芯情況來看，砂質(zhì)泥巖和泥巖層位的巖芯極度不完整，尤其是遇水后崩化分解，造成圍巖力學(xué)參數(shù)的進(jìn)一步降低，給支護(hù)帶來很大的困難。

表2　彭莊煤礦巖石力學(xué)試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Surround rock mechanics experiment results of Pengzhuang coal mine

2） 地應(yīng)力的影響。利用原巖應(yīng)力解除法對(duì)西翼-500 m水平行人大巷進(jìn)行地應(yīng)力測(cè)試，測(cè)試結(jié)果如表3所示。

表3　巷道測(cè)點(diǎn)原巖應(yīng)力實(shí)測(cè)結(jié)果Table 3 The measured results of original rock stress

西翼-500 m水平行人大巷，屬于中深部巷道，何滿潮等［1］指出巖層軟化臨界荷載σcs計(jì)算經(jīng)驗(yàn)公式為

式中：K為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)；σc為巖石單軸抗壓強(qiáng)度。

根據(jù)巷道實(shí)際情況可知：西翼-500 m水平行人大巷主要布置在泥巖和砂質(zhì)泥巖2個(gè)層位中，K可取為0.3～0.5。頂?shù)装鍘r層的平均抗壓強(qiáng)度取最大值為23.5 MPa，根據(jù)式（1）計(jì)算可知：西翼-500 m水平行人大巷圍巖的軟化臨界荷載在7.05～11.75 MPa之間。而地應(yīng)力測(cè)試結(jié)果表明，其最大水平應(yīng)力為15.33 MPa左右，大大超過巖石的軟化臨界荷載最大值11.75 MPa。此時(shí)，由于巷道開挖所引起的圍巖應(yīng)力重分布導(dǎo)致的應(yīng)力集中，圍巖就會(huì)進(jìn)入到軟巖塑性變形狀態(tài)，這是巷道始終保持較高速率變形破壞的主要因素。

地應(yīng)力測(cè)試結(jié)果還表明最大水平應(yīng)力的方向?yàn)?36.86°，與巷道夾角為62.86o左右，根據(jù)最大水平應(yīng)力理論，此時(shí)巷道正沿著不利于巷道支護(hù)的方向掘進(jìn)，必須加強(qiáng)支護(hù)才能有效避免地應(yīng)力因素的不利影響。

3） 原支護(hù)方案支護(hù)對(duì)策不合理。根據(jù)以上現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果可以看出：部分支護(hù)構(gòu)件基本處于失效狀態(tài)，但錨桿、錨索拉斷現(xiàn)象突出，因此，各支護(hù)構(gòu)件之間以及與圍巖之間并沒有形成有效的協(xié)同受力體系，同一支護(hù)斷面只有部分支護(hù)構(gòu)件處于受力狀態(tài)。原支護(hù)方案在設(shè)計(jì)中并沒有充分考慮圍巖卸荷以及其自身的承載作用，關(guān)鍵部位圍巖沒有進(jìn)行加強(qiáng)支護(hù)，最終導(dǎo)致圍巖持續(xù)變形而得不到有效控制。

4） 預(yù)應(yīng)力施加不足。袁亮等［10， 17］認(rèn)為，錨桿預(yù)應(yīng)力及其擴(kuò)散對(duì)支護(hù)效果起著決定性作用，只有對(duì)錨桿施加足夠的預(yù)應(yīng)力才能有效控制錨固區(qū)圍巖的離層、滑動(dòng)等擴(kuò)容現(xiàn)象的發(fā)生，使圍巖成為承載的主體。通過對(duì)西翼-500 m水平行人大巷錨桿受力狀態(tài)監(jiān)測(cè)發(fā)現(xiàn)，錨桿、錨索預(yù)應(yīng)力施加嚴(yán)重不足，采用人工扳手對(duì)大螺距等強(qiáng)螺紋鋼錨桿施加的預(yù)應(yīng)力只有設(shè)計(jì)值的20%左右，嚴(yán)重影響了錨桿、錨索的主動(dòng)支護(hù)作用，致使圍巖在支護(hù)初期就沒有得到合理有效地控制，這也是巷道圍巖在支護(hù)初期就達(dá)到較高變形速率的重要原因之一。

3　支護(hù)方案設(shè)計(jì)

基于以上對(duì)巷道破壞特征及機(jī)理的研究成果發(fā)現(xiàn)，此類巷道圍巖具有變形大、松動(dòng)破壞范圍廣以及明顯的軟巖流變等特點(diǎn)，圍巖巖性和地應(yīng)力因素是影響巷道破壞的主要因素，通過采用傳統(tǒng)的1次支護(hù)方式很難抵抗圍巖表面的離層破壞和裂隙向深部的延伸，必須有針對(duì)性地提出支護(hù)對(duì)策才能達(dá)到控制圍巖合理變形的目的。因此，本文作者在以上研究結(jié)果的基礎(chǔ)上，結(jié)合“1次卸壓，2次加強(qiáng)支護(hù)”的現(xiàn)代聯(lián)合支護(hù)理念，提出了西翼-500 m水平行人大巷支護(hù)對(duì)策應(yīng)為初次支護(hù)采用“錨桿+鋼筋網(wǎng)+噴混凝土”，2次支護(hù)采用“錨桿+錨索+鋼筋網(wǎng)+復(fù)噴”的耦合支護(hù)方案。

3.1支護(hù)參數(shù)設(shè)計(jì)

3.1.1初次支護(hù)參數(shù)

1） 錨桿：采用直徑×長(zhǎng)度為20 mm×2400 mm高強(qiáng)左旋無縱筋細(xì)絲錨桿，間排距為 800 mm×1 000 mm；每根錨桿采用2塊MSK2350型樹脂錨固劑錨固；兩幫底角錨桿呈 30°下扎；托盤采用高強(qiáng)度的拱形托盤。

2） 鋼筋梯：由14號(hào)鋼筋焊制而成，垂直于巷道走向布置，間排距為800 mm×1 000 mm。

3） 金屬網(wǎng)：采用6號(hào)鋼筋焊接而成的經(jīng)緯網(wǎng)，網(wǎng)格尺寸為100 mm×100 mm。

4） 初噴：混凝土噴射強(qiáng)度等級(jí)為 C20，厚度為50 mm，摻入適當(dāng)防水劑進(jìn)行混合。

初次支護(hù)斷面如圖6所示。

圖6　巷道初次支護(hù)斷面圖Fig. 6　Initial roadway supporting section

3.1.22次耦合支護(hù)參數(shù)

1） 錨桿：與初次支護(hù)錨桿參數(shù)相同，但與初次支護(hù)的錨桿呈“五花”布置。

2） T形鋼帶：采用寬×厚為100 mm×8 mm的鋼板壓制而成，代替鋼筋梯使用。

3） 錨索：選用規(guī)格為直徑×長(zhǎng)度為 17.8 mm× 8 000 mm的鋼絞線，全斷面共布置5根。其中正頂處布置1根，為充分調(diào)動(dòng)肩部圍巖的承載能力，巷道中心兩側(cè)各布置2根錨索，間排距為1 m×2 m；采用3 塊MSK2350型樹脂錨固劑端頭錨固；每相鄰錨索采用12號(hào)普通工字鋼相連接。

4） 金屬網(wǎng)、復(fù)噴：均與初次支護(hù)參數(shù)相同。

5） 底臌治理：深挖底板設(shè)計(jì)斷面以下300 mm，采用 14號(hào)槽鋼作為反底拱梁配合普通直徑×長(zhǎng)度為20 mm×2 200 mm等強(qiáng)螺紋鋼錨桿加固，錨桿間排距800 mm×1 000 mm，兩底板角錨桿呈45°斜扎，并澆筑C20混凝土進(jìn)行填平。

6） 預(yù)應(yīng)力：采用錨桿扭矩放大器、錨索張拉器對(duì)錨桿、錨索分別施加預(yù)應(yīng)力為100 kN和150 kN。

巷道斷面最終支護(hù)形式如圖7所示。

圖7　巷道最終支護(hù)斷面圖Fig. 7　Secondary coupling support section of the roadway

3.2數(shù)值計(jì)算

為進(jìn)一步探討2次耦合支護(hù)的力學(xué)機(jī)制與確定最佳2次支護(hù)時(shí)間，選取彭莊煤礦西翼-500 m水平行人大巷典型地質(zhì)剖面建立 FLAC3D三維數(shù)值計(jì)算模型。為簡(jiǎn)化計(jì)算，模型寬×厚×高為40 m×2 m×40 m，采用蠕變模型，各地層材料參數(shù)和支護(hù)構(gòu)件參數(shù)經(jīng)表2和表3實(shí)測(cè)參數(shù)反演分析確定，巷道推進(jìn)方沿y軸為正方向。其中，各地層材料采用 brick單元模擬，錨桿、錨索采用Cable單元模擬，工字鋼、槽鋼采用Beam單元模擬，混凝土噴層采用Liner單元模擬。模型限制兩邊為水平約束，無水平位移，底部邊界為固定約束，地應(yīng)力按實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行施加。建立的數(shù)值三維模型如圖8所示。

表3　支護(hù)構(gòu)件參數(shù)表Table 3 Parameters of supporting artifacts

圖8　模型及邊界條件示意圖Fig. 8　Boundary conditions and model schematic drawing

3.2.12次耦合支護(hù)圍巖控制力學(xué)機(jī)制分析

對(duì)只進(jìn)行1次“錨網(wǎng)噴”支護(hù)和進(jìn)行2次“錨網(wǎng)索噴”支護(hù)的圍巖變形特征開展了數(shù)值模擬分析，其圍巖塑性區(qū)、圍巖應(yīng)力場(chǎng)的計(jì)算結(jié)果分別如圖 9～11所示。

圖9　圍巖塑性區(qū)分布計(jì)算結(jié)果Fig. 9　Calculation results of the plastic zone distribution

圖10　最大主應(yīng)力云圖Fig. 10 Contours of major principal stress

對(duì)比圖 9～11可知：1次“錨網(wǎng)噴”支護(hù)和2次“錨網(wǎng)索噴”支護(hù)的圍巖塑性區(qū)、應(yīng)力分布狀態(tài)有較大的差別。在塑性區(qū)分布范圍方面表現(xiàn)為：1次“錨網(wǎng)噴”支護(hù)的圍巖塑性區(qū)范圍較大，集中在巷道周圍6～8 m的范圍內(nèi)，而2次“錨網(wǎng)索噴”支護(hù)的巷道圍巖塑性區(qū)范圍只有 1.5～4.0 m，塑性區(qū)面積減少了近60%。在圍巖應(yīng)力分布狀態(tài)方面主要表現(xiàn)為：2次“錨網(wǎng)索噴”支護(hù)能明顯改善圍巖的應(yīng)力分布狀態(tài)，錨桿（索）夾持區(qū)域圍巖應(yīng)力集中程度明顯增大，應(yīng)力分布范圍更廣，較大程度地?cái)U(kuò)大了圍巖受壓區(qū)的面積，將應(yīng)力向深部擴(kuò)展和轉(zhuǎn)移，在巷道肩部等關(guān)鍵部位的表現(xiàn)最為突出。

圖11　最小主應(yīng)力云圖Fig. 11 Contours of minor principal stress

基于以上研究成果可以得出2次耦合支護(hù)圍巖控制的力學(xué)機(jī)制為：圍巖開挖后，受開挖卸荷的影響，圍巖表面不斷產(chǎn)生新的裂隙，并逐漸向圍巖深部擴(kuò)展，力學(xué)性質(zhì)不斷惡化，圍巖塑性區(qū)范圍不斷擴(kuò)大。采用1次“錨網(wǎng)噴”支護(hù)，在保證巷道掘進(jìn)安全的前提下，允許巷道釋放能量的最大化，同時(shí)在圍巖表面形成一個(gè)錨固區(qū)，起到了控制錨固區(qū)內(nèi)圍巖離層、滑動(dòng)、新裂紋產(chǎn)生等擴(kuò)容變形與破壞的作用。2次“錨網(wǎng)索噴”支護(hù)是在1次錨噴支護(hù)的基礎(chǔ)上，通過再次施加錨桿支護(hù)強(qiáng)化錨固區(qū)的圍巖強(qiáng)度，避免圍巖體在高應(yīng)力狀態(tài)下出現(xiàn)再次應(yīng)變軟化與蠕變導(dǎo)致的承載力降低、狀態(tài)惡化等現(xiàn)象，促進(jìn)圍巖應(yīng)力向長(zhǎng)期強(qiáng)度和巷道穩(wěn)定的流變停止?fàn)顟B(tài)轉(zhuǎn)化。利用錨索對(duì)巷道頂板、肩部等關(guān)鍵部位的加強(qiáng)支護(hù)，不但將圍巖表面的松動(dòng)破壞區(qū)懸吊于圍巖深部穩(wěn)定的巖層中，調(diào)動(dòng)深部巖體的支撐能力，而且使淺部圍巖的應(yīng)力向深部轉(zhuǎn)移和均勻擴(kuò)散，改善圍巖應(yīng)力分布狀態(tài)，形成圍巖和支護(hù)構(gòu)件協(xié)同支護(hù)體系，最終實(shí)現(xiàn)巷道的長(zhǎng)期穩(wěn)定。

3.2.2最佳2次支護(hù)時(shí)間研究

為使圍巖能量能夠釋放最大化，又要盡可能的保留巖體的原始強(qiáng)度，充分發(fā)揮錨桿的支護(hù)阻力，因此，最佳2次支護(hù)時(shí)間是實(shí)現(xiàn)巷道穩(wěn)定的關(guān)鍵因素。為確定彭莊煤礦西翼-500 m水平行人大巷進(jìn)行2次支護(hù)的最佳時(shí)間，對(duì)1次“錨網(wǎng)噴”支護(hù)10，20，30，40，50和60 d后進(jìn)行2次支護(hù)開展數(shù)值模擬計(jì)算，并對(duì)圍巖關(guān)鍵點(diǎn)變形和塑性破壞面積進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，圖 12所示為巷道關(guān)鍵點(diǎn)變形量及塑性區(qū)面積與2次支護(hù)時(shí)間之間的統(tǒng)計(jì)關(guān)系曲線。圖13所示為各方案的位移計(jì)算結(jié)果（Z和X分別代表豎向和橫向位移），圖14所示為圍巖塑性區(qū)分布圖。

圖12　不同方案數(shù)值計(jì)算統(tǒng)計(jì)結(jié)果Fig. 12 Numerical calculation results of different schemes

由圖12分析可知：圍巖變形量與塑性區(qū)面積隨2次支護(hù)時(shí)間的增長(zhǎng)呈“U”字形分布的特點(diǎn)；在2次支護(hù)時(shí)間為10～30 d時(shí)，圍巖變形量與塑性區(qū)面積隨2次支護(hù)時(shí)間的增長(zhǎng)呈下降的趨勢(shì)。其原因?yàn)椋弘S著巷道開挖后能量的不斷釋放，錨網(wǎng)索等支護(hù)構(gòu)件用來抵抗圍巖變形消耗的能量越來越少，雖然此時(shí)圍巖的承載能力逐步降低，但圍巖-支護(hù)構(gòu)件耦合支護(hù)系統(tǒng)所能提供的支護(hù)阻力卻越來越大，致使圍巖的變形與塑性區(qū)面積不斷減小。在2次支護(hù)時(shí)間為40～60 d時(shí)，圍巖變形與塑性區(qū)面積隨2次支護(hù)時(shí)間的增長(zhǎng)呈上升的趨勢(shì)，且增幅不斷加大，分析其原因?yàn)殡S著圍巖能量的進(jìn)一步釋放，淺部圍巖基本已經(jīng)喪失了自承能力，此時(shí)雖然進(jìn)行了2次支護(hù)，但圍巖裂隙由于沒有得到有效控制，不斷向深部擴(kuò)展，最終導(dǎo)致圍巖的變形量不斷增大。在2次支護(hù)時(shí)間為30～40 d內(nèi)圍巖的變形量與塑性區(qū)面積最小，說明此時(shí)圍巖—支護(hù)構(gòu)件耦合支護(hù)系統(tǒng)所能提供的支護(hù)阻力最大，圍巖裂隙得到了充分控制。該時(shí)間段內(nèi)圍巖頂板平均下沉量、兩幫平均移近量以及底臌量分別為110，201和113 mm，塑性區(qū)平均面積也只有87.5 m2。因此確定彭莊煤礦西翼-500 m水平行人大巷的最佳2次支護(hù)時(shí)間為1次“錨網(wǎng)噴”支護(hù)后30～40 d內(nèi)。

圖13　圍巖位移云圖Fig. 13 Displacement contours of calculation schemes

圖14　塑性區(qū)分布計(jì)算結(jié)果Fig. 14 Results of plastic zone of different schemes

4　現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用效果及分析

4.1測(cè)站布置

為驗(yàn)證新支護(hù)方案的科學(xué)性與合理性，選取西翼-500 m水平行人大巷典型軟弱泥巖層段進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，試驗(yàn)段巷道長(zhǎng)度為120 m，并對(duì)試驗(yàn)段內(nèi)圍巖頂?shù)装逡平俊筒恳平窟M(jìn)行長(zhǎng)期監(jiān)測(cè)，試驗(yàn)段內(nèi)共布置4個(gè)測(cè)站，每個(gè)測(cè)站相隔30 m。由于各斷面監(jiān)測(cè)結(jié)果差別不明顯，所以，只列出1號(hào)和2號(hào)斷面的監(jiān)測(cè)結(jié)果，如圖15所示。

圖15　圍巖表面變形監(jiān)測(cè)結(jié)果Fig. 15 Monitoring curves of roadway surface deformation

4.2監(jiān)測(cè)結(jié)果分析

由圖15可知：2號(hào)監(jiān)測(cè)斷面的圍巖兩幫內(nèi)移量最大，為202 mm，其次為1號(hào)兩幫內(nèi)移量、1號(hào)頂?shù)装逡平恳约?號(hào)兩幫內(nèi)移量，依次對(duì)應(yīng)195，181與178 mm。在監(jiān)測(cè)時(shí)間為0～40 d內(nèi)圍巖的變形速率最快，尤其是巷道開挖后的0～10 d，圍巖變形速率一直保持在3.7～8.0 mm/d，說明此時(shí)圍巖雖然進(jìn)行了1次“錨網(wǎng)噴”支護(hù)，但是仍然無法有效抵抗圍巖的松動(dòng)破壞變形。但由于采用了錨桿扭矩放大器對(duì)錨桿施加了較高的預(yù)應(yīng)力，與原支護(hù)方案比，同時(shí)期內(nèi)圍巖變形量仍然較低。在監(jiān)測(cè)時(shí)間為 40～90 d，圍巖增長(zhǎng)速率明顯放緩，保持在0.3～1.8 mm/d，說明在巷道初次錨噴后的30～40 d內(nèi)進(jìn)行了2次“錨網(wǎng)索噴”支護(hù)，圍巖變形速率得到了有效控制，變形僅為同時(shí)期原支護(hù)同時(shí)期的10%左右。在監(jiān)測(cè)時(shí)間為90～280 d，圍巖變形量基本不明顯，因此，判斷此時(shí)期內(nèi)圍巖已經(jīng)進(jìn)入到穩(wěn)定階段。

與2次支護(hù)時(shí)間為30～40d時(shí)圍巖變形量計(jì)算結(jié)果相比，1號(hào)和2號(hào)監(jiān)測(cè)斷面圍巖平均變形量與數(shù)值計(jì)算結(jié)果差別只有 2.5～33.5 mm，差距較小，變形特征基本一致。

與原支護(hù)方案相比，圍巖的變形量只為原支護(hù)方案的10%～30%，說明提出的2次高強(qiáng)耦合支護(hù)方案能有效控制此類圍巖的大變形破壞，在試驗(yàn)巷道取得了良好的支護(hù)效果。

5　結(jié)論

1） 山東省菏澤市彭莊煤礦西翼-500 m水平行人大巷圍巖具有強(qiáng)度低、大變形以及明顯的軟巖流變等特點(diǎn)，松動(dòng)破壞范圍最大達(dá)到了3.8 m。圍巖強(qiáng)度低和地應(yīng)力較高是引起圍巖變形破壞的主要因素，采用傳統(tǒng)的 1次支護(hù)方式很難控制圍巖塑性區(qū)向深部的擴(kuò)展，必須有針對(duì)性的提出控制對(duì)策，才能保證巷道的長(zhǎng)期穩(wěn)定。

2） 提出了此類大變形巷道的支護(hù)對(duì)策為：初次支護(hù)采用“錨桿+金屬網(wǎng)+噴混凝土”，2次支護(hù)采用“錨桿+錨索+金屬網(wǎng)+復(fù)噴”的耦合支護(hù)方案。

3） 2次耦合支護(hù)能有效抑制圍巖塑性區(qū)的發(fā)展，改善圍巖的應(yīng)力分布狀態(tài)，并通過對(duì)比分析初次支護(hù)10，20，30，40，50 d與60 d時(shí)進(jìn)行2次支護(hù)后的圍巖變形量與塑性區(qū)面積大小，得到了西翼-500 m水平行人大巷的最佳2次支護(hù)時(shí)間為初次支護(hù)后的30～40 d內(nèi)。

4） 采用的 2次耦合支護(hù)方案能有效抑制圍巖變形，降低圍巖的變形速率，大大縮短了圍巖的變形周期，最終變形只為原支護(hù)方案的10%～30%，取得了良好的支護(hù)效果。

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（編輯 羅金花）

Secondary coupling support parameter optimization and research on the large deformation of soft rock roadways

ZHANG Hongjun1， LI Shucai1， LI Haiyan1， BAI Jiwen1， LI Hongwei2

（1. Research Center of Geotechnical and Structural Engineering， Shandong University， Jinan 250061， China；2. Shandong Jinan Force Stability Geotechnical Co.， Ltd.， Jinan 250104， China）

The -500 m level pedestrian alleys in Heze city of Shangdong province of Pengzhuang coal mine belongs to the typical deep soft rock roadways， and it was damaged seriously due to the unreasonable support countermeasures. The mine pressure monitoring， loosing circle detection， physical mechanical parameters of surrounding rock test and in-situ stress test were carried out in order to obtain the surrounding rock deformation and failure mechanism. So the secondary coupling support was put out based on the above research results. For further study the secondary support mechanism，characteristics of the surrounding rock deformation mechanism and stress distribution were analyzed by using the numerical finite difference software of FLAC3Dafter the initial supporting of roadway 10-60 d. The results show that the secondary coupling support can effectively control the development of plastic zone and improve the stress distribution of the surrounding rock， and the best secondary support time is 30-40 d after the initial supporting of roadway. The secondary coupling support can effectively control the surrounding rock stability and reduce the deformation of surrounding rock， and it provides a certain reference for the similar soft rock roadway supporting engineering.

soft rock roadways； secondary coupling support； numerical calculation； the best secondary support time；parameter optimization

TD353

A

1672-7207（2016）04-1262-10

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.04.024

2015-04-23；

2015-06-23

國家青年科學(xué)基金資助項(xiàng)目 （51309146）；國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51379114）；教育部博士點(diǎn)基金資助項(xiàng)目（20130131120084） （Project （51309146） supported by the National Natural Science Foundation for Young Scientists of China； Project （51379114）supported by the National Natural Science Foundation of China； Project （20130131120084） supported by the Research Fund for the Poctoral Program of Higher Education of China）

李術(shù)才，教授，博士生導(dǎo)師，從事斷裂損傷及巖體穩(wěn)定性研究；E-mail：lishucai@sdu.edu.cn