深部高應力軟巖巷道注漿時機優化分析

孟慶彬，韓立軍，王琦，張建，范加冬，聶軍委，文圣勇

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深部高應力軟巖巷道注漿時機優化分析

孟慶彬1，韓立軍1，王琦2，張建1，范加冬1，聶軍委1，文圣勇1

(1. 中國礦業大學深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室，江蘇徐州，221116；2. 山東大學巖土與結構工程研究中心，山東濟南，250061)

基于支護?圍巖共同作用原理分析，揭示朱集西煤礦深部高應力軟巖巷道圍巖收斂變形與支護強度及圍巖自承力的變化關系，獲得巷道圍巖位移與支護強度的關系曲線。采用FLAC3D內嵌的Fish語言編程，提取巷道圍巖塑性區、拉伸破壞區及剪切破壞區體積數，揭示不同巖性與埋深條件下巷道圍巖變形和塑性區擴展隨應力釋放率的演化規律，再現巷道圍巖從局部破壞直至整體失穩破壞的演化過程，提出以應力釋放率閾值作為判定注漿時機的指標。研究結果表明：確定當圍巖變形量為150 mm時，實現存儲于圍巖內變形能的充分釋放及圍巖自承力的最大利用。采用應力釋放率閾值60%和圍巖變形量150 mm作為判定注漿時機的指標是合理的，兩者可相互驗證。提出“錨網索噴+注漿+底板錨注”聯合支護技術方案，解決了深部高應力軟巖巷道支護難題，驗證了所確定的注漿時機是合理、可行的。

深部高應力；軟巖巷道；注漿時機；應力釋放率；圍巖?支護特征曲線

能源是國家經濟發展的物質基礎，隨著我國經濟的高速發展，對煤炭資源的需求量急劇增加，淺部資源已趨于枯竭，煤炭開采深度不斷增加，已逐漸進入深部開采階段[1?3]。深部巖體處于復雜的工程與地質條件下，造成深部軟巖巷道礦壓顯現劇烈、圍巖變形和破壞嚴重，單一的支護形式難以維持深部軟巖巷道圍巖的穩定，常采用錨桿、錨索與注漿相結合的聯合支護形式[4?7]。研究表明[8]，處于塑性狀態的軟巖巷道圍巖仍具有一定的承載力，可通過變形將存儲于圍巖內的變形能釋放出來，以降低支護強度，這需要確定合理的支護時機，適時支護可使維持巷道圍巖穩定所需的支護抗力最小，亦可降低支護成本。若能在巷道圍巖變形量大部分或全部釋放后再施加支護結構，則此時所需提供的支護抗力最小，支護也較為經濟[9]。支護時機的選擇對軟巖巷道支護效果影響較大，最佳支護時機的確定，應以“使巷道圍巖釋放應力與其自承力達到最佳匹配”為依據，這樣既能充分釋放存儲于圍巖內的變形能而降低支護強度，又能最大程度利用圍巖體的自承力，這是新奧法的核心思想[10]。國內外研究者進行了一定的理論與工程研究，何滿潮等[8]基于理論分析，定義了最佳支護時間的力學含義。陸銀龍等[11]綜合數值模擬和現場監測分析，提出了判定軟巖巷道最佳錨注支護時機的方法。王小平[12]揭示了巷道圍巖變形隨時間的變化規律，確定了巷道合理支護時間。孫曉明等[13]針對深部巷道圍巖在開挖與支護時所表現出的非線性力學過程特性，確定了實現錨網索耦合支護時空耦合的最佳二次支護時間。王祥秋等[14]采用位移反分析方法研究了圓形巷道的黏彈性變形規律，給出了確定軟巖巷道合理支護時間的方法。屈延嗣等[15]采用lsqcurvefit函數對巷道變形監測數據進行了最小二乘擬合，并結合現場監測的變形速率得出了二次支護時機。但目前對深部高應力軟巖巷道注漿時機的研究尚且不夠深入，本文作者以淮南礦區千米深井朱集西煤礦為工程背景，基于理論分析、數值計算與工業性試驗等綜合技術手段，研究深部高應力軟巖巷道注漿合理時機的確定方法，探討深部高應力軟巖巷道支護對策與圍巖控制技術方案，為類似巷道支護提供借鑒。

1 軟巖巷道合理注漿時機的理論 分析

注漿支護時機，即錨索與注漿組成的二次支護與錨網噴初次支護的時間間隔。若注漿過早，則此時巷道圍巖處于變形破裂的發展階段。一方面，圍巖體裂隙開度較小，顆粒漿液難以注入，注漿效果較差；另一方面，因開挖擾動產生的二次應力場會導致注漿加固巖體的再破壞，造成注漿加固失敗[11]。若注漿過晚，則巷道圍巖變形破壞嚴重，已喪失承載力，雖然圍巖體裂隙開度較大，漿液易注入，但圍巖體與初次支護結構已失穩破壞，此時注漿已無意義，即喪失了最佳的注漿時機。因此，選擇合理的注漿時機至關重要。

1.1 支護?圍巖共同作用原理分析

軟巖巷道支護體包括柔性支護與剛性支護[16]，經典的“支護?圍巖”共同作用原理表明了支護強度與圍巖變形之間的關系[17]，如圖1所示。

軟巖巷道不合理的支護設計可分為3類[16, 18]：支護特性曲線1，支護時機過早，圍巖內的變形能未充分釋放，所需要的支護強度較高，且自身剛度過大，很難實現與圍巖的共同作用；支護特性曲線2，支護時機過晚，圍巖內的變形能釋放較為充分，但支護體剛度過小，導致圍巖變形過而失穩破壞；支護特性曲線3，支護時機適當，但支護強度較低，難以控制巷道圍巖的變形，支護效果不理想。根據支護特性曲線的分析，軟巖巷道的支護效果取決于支護強度和圍巖變形量。由于軟巖巷道塑性區范圍較大，巷道圍巖出現破裂后其自承力不斷衰減，若未采取合理的支護結構限制其變形，則圍巖破壞范圍不斷擴大，對于支護強度的要求更高。

1—支護時機過早；2—支護時機過晚；3—支護時機適當。

1.2 考慮圍巖自承能力的支護?位移曲線

根據新奧法理念[10]，巷道開挖后應允許圍巖產生適量變形，以使圍巖內的變形能充分釋放；應充分發揮圍巖的自承載作用，與支護結構形成共同承載體。通過圍巖穩定性彈塑性分析，可求得巷道圍巖收斂?約束曲線[18?19]；采用塌落拱理論可獲得圍巖的自承力[20]，通過計算得到的松動圈范圍內的圍巖自承力隨圍巖變形的變化曲線[18]，如圖2所示。

由圖2可知：隨著巷道圍巖位移量的增加，儲存于圍巖內的變形能不斷釋放，維持圍巖穩定所需的支護強度也逐漸降低；隨著巷道圍巖位移增加，松動圈范圍內的圍巖自承力隨之衰減；為了維持巷道圍巖的穩定狀態，圍巖自承力衰減量可通過提高支護強度來補償。由巷道圍巖位移與支護強度關系曲線可知：巷道開挖初期采用柔性支護，允許圍巖產生適當的位移可有效地降低支護強度，當圍巖變形量超過150 mm后，圍巖變形破壞程度較大造成支護強度劇烈增加。因此，可以確定合理的注漿時機為圍巖位移達到150 mm時，其上限不超過巷道圍巖預留變形量200 mm。若巷道圍巖變形超過該值，由于圍巖變形過大導致自承力降低，所需提供的支護強度增加。

1—巷道圍巖收斂?約束曲線；2—巷道圍巖自承力衰減曲線；3—巷道圍巖位移?支護強度關系曲線。

2 基于應力釋放率的注漿時機確定

采用FLAC3D內嵌的Fish 語言編程，根據開挖卸載應力釋放率來計算開挖荷載等效節點力，將等效節點力施加于模型所有節點的3個方向上，然后計算當前模型直至平衡結束，同時提取數值計算過程中的巷道圍巖塑性區、拉伸破壞區及剪切破壞區體積數。數值計算邊界條件：限制模型底部及側向位移，在上表面施加自重應力，模擬上覆巖層自重；建立模型區域的長×寬×高為60 m×60 m×60 m，共劃分276 000個單元，286 761個節點；煤礦深部巷道圍巖體物理力學參數取值見表1[4]，采用Mohr-Coulomb破壞準則。

2.1 不同巖性條件下巷道圍巖變形與破壞特征分析

取巷道埋深=1 000 m，圍巖等級為Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ，Ⅳ和Ⅴ類，計算時按5%的等級釋放荷載，累計完成20次應力釋放。不同巖性條件下巷道圍巖變形曲線如圖3所示；以Ⅴ類圍巖為例，巷道圍巖變形破壞演化過程如圖4所示，不同巖性條件下巷道圍巖塑性區體積曲線如圖5所示，不同應力釋放率條件下巷道圍巖位移見表2。

2.1.1 巷道圍巖位移演化規律分析

由圖3和表2可知：在同一巖性條件下，隨著應力釋放率增加，巷道圍巖變形量隨之增大，圍巖變形量與變形增量基本呈現出“底板底臌量＞頂板下沉量＞兩幫內擠量”的演化規律，而圍巖變形量增幅呈現出“頂板下沉量＞兩幫內擠量＞底板底臌量”的演化規律。

在相同應力釋放率的條件下，隨著巖性惡化，圍巖變形量隨之增加。以應力釋放率=60%為例，當為Ⅰ類圍巖時，頂板下沉量為28.65 mm；當為Ⅱ類圍巖時，頂板下沉量為36.52 mm，變形增量為7.87 mm，變形量增幅為27.46%；當為Ⅲ類圍巖時，頂板下沉量為71.34 mm，變形增量為42.68 mm，變形量增幅為148.98%；當為Ⅳ類圍巖時，頂板下沉量為185.86 mm，變形增量為157.21 mm，變形量增幅為548.70%；當為Ⅴ類圍巖時，頂板下沉量為371.40 mm，變形增量為342.75 mm，變形量增幅為1196.29%。以上結果表明：隨著巖性惡化，巷道圍巖變形量與變形增量隨之增大，存儲于巷道圍巖內的變形能不斷釋放，即巷道圍巖體中的應力不斷降低。

表1 煤礦深部巷道圍巖體物理力學參數取值[4]

(a) 頂板下沉量；(b) 幫部內擠量；(c) 底板底臌量

2.1.2 巷道圍巖變形破壞演化過程分析

在地層中開挖巷道后，原有巖體中的應力平衡狀態被打破，在巷道周邊產生應力重分布，形成二次應力場，并在巷道周邊局部位置處產生應力集中現象，若巖體承受的荷載超過其抗壓或抗拉強度，則巖體產生屈服破壞；巷道圍巖不同位置處的巖體相繼破壞，并相互連接貫穿，形成較大的破裂面，最終導致巷道圍巖失穩破壞[19?20]。巷道圍巖的變形破壞是一個漸進的過程，隨著圍巖變形量增加，其損傷破壞范圍不斷增大，直至圍巖產生冒頂、片幫、底臌等破壞。

圖4所示為巷道圍巖變形破壞演化過程。圖中：block state表示單元體的狀態；none表示未破壞；shear-n表示現在處于剪切破壞狀態；shear-p表示現在處于彈性狀態，但過去處于剪切破壞狀態；tension-n表示現在處于張拉破壞狀態；tension-p表示現在處于彈性狀態，但過去處于張拉破壞狀態。由圖4和圖5可知：當應力釋放率=5%時，巷道圍巖未產生塑性區；當=35%時，在巷道底角處開始產生塑性區，其塑性區最大深度為0.5 m，塑性區總體積數(剪切破壞體積數)為24個；當=55%時，在巷道底板與頂板處產生了塑性區，頂底板塑性區最大深度為0.5 m，塑性區總體積數(剪切破壞體積數)為271個；當=60%時，在巷道底板、頂板及幫部均產生了塑性區，頂板與幫部塑性區最大深度為0.5 m，底板塑性區最大深度為1.0 m，塑性區總體積數(剪切破壞體積數)為936個；當=80%時，巷道圍巖塑性區范圍較大，頂板與幫部塑性區最大深度為1.5 m，底板塑性區最大深度為2.5 m，塑性區總體積數(剪切破壞體積數)為4 107個；當=100%時，巷道圍巖塑性區范圍更大，被擠壓的圍巖體將整個巷道空間充填，頂板與幫部塑性區最大深度為4.5 m，底板塑性區最大深度為5.0 m，塑性區總體積數為11 425個，拉伸破壞體積數為821個，剪切破壞體積數為10 604個。以上結果表明：隨著應力釋放率增加，巷道圍巖塑性區范圍與塑性區體積數呈非線性增大，并且圍巖破壞以剪切破壞為主，拉伸破壞較少。

表2 不同應力釋放率條件下巷道圍巖位移量

應力釋放率k/%：(a) 5；(b) 35；(c) 55；(d) 60；(d) 80；(f) 100

(a) 塑性區總體積；(b) 拉伸破壞區體積；(c) 剪切破壞區體積

在相同應力釋放率條件下，隨著巖性惡化，巷道圍巖塑性區范圍與塑性區體積數逐漸增加，并且產生圍巖塑性區的應力釋放率閾值隨之降低。對于I類圍巖，頂板與幫部塑性區最大深度為0.5 m，底板塑性區最大深度為1.0 m，塑性區總體積數(剪切破壞體積數)為1 034，產生圍巖塑性區的應力釋放率閾值d=85%；對于Ⅱ類圍巖，頂板與幫部塑性區最大深度為0.5 m，底板塑性區最大深度為1.0 m，塑性區總體積數(剪切破壞體積數)為2 004，d=85%；對于Ⅲ類圍巖，頂板、幫部及底板塑性區最大深度為1.5 m，塑性區總體積數(剪切破壞體積數)為2962，d=70%。對于Ⅳ類圍巖，頂板與底板塑性區最大深度為3.5 m，幫部塑性區最大深度為3.0 m，塑性區總體積數為8 826個，拉伸破壞體積數為227個，剪切破壞體積數為8 599個，d=45%。對于Ⅴ類圍巖，頂板與幫部塑性區最大深度為4.5 m，底板塑性區最大深度為5.0 m，塑性區總體積數為11 425，拉伸破壞體積數為821個，剪切破壞體積數最為10 604個，d=35%。以上結果表明：隨著巖性的惡化，圍巖體的抗拉或抗壓強度不斷降低，發生剪切或拉伸破壞的圍巖體數量急劇增加，巷道圍巖的穩定性隨之降低。

2.2 不同埋深條件下巷道圍巖變形與破壞特征分析

取圍巖等級為Ⅴ類、巷道埋深為100，200，400，600，800，1 000，1 200和1 400 m共8種情況，計算時按5%的等級釋放荷載，不同埋深條件下巷道圍巖變形曲線如圖6所示，不同埋深條件下巷道圍巖塑性區分布如圖7所示，不同埋深條件下巷道圍巖塑性區體積曲線如圖8所示；以應力釋放率=60%為例，不同埋深條件下巷道圍巖位移見表3。

(a) 頂板下沉量；(b) 幫部內擠量；(c) 底板底臌量

2.2.1 巷道圍巖位移演化規律分析

由圖6和表3可知：在巷道埋深條件下，隨著應力釋放率的增加，巷道圍巖變形量隨之增大，基本呈現出“底板底臌量＞頂板下沉量＞兩幫內擠量”的演化規律。且在相同應力釋放率條件下，隨著巷道埋深的增加，巷道圍巖變形量隨之增大，圍巖變形量與變形增量基本呈現出“底板底臌量＞頂板下沉量＞兩幫內擠量”的演化規律，而圍巖變形量增幅呈現出“頂板下沉量＞兩幫內擠量＞底板底臌量”的演化規律。

2.2.2 巷道圍巖變形破壞演化過程分析

由圖7和圖8可知：在相同應力釋放率下，隨著埋深增加，圍巖塑性區范圍與塑性區體積數逐漸增加，并且產生圍巖塑性區的應力釋放率閾值隨之降低；當埋深=100 m時，頂板與幫部塑性區最大深度為1.5 m，底板塑性區最大深度為2.0 m，塑性區總體積數為4 487個，拉伸破壞體積數為110個，剪切破壞體積數為4 377個，產生圍巖塑性區的應力釋放率閾值d=50%；當埋深=200 m時，頂板與幫部塑性區最大深度為4.0 m，底板塑性區最大深度為4.5 m，塑性區總體積數為7 987個，拉伸破壞體積數為231個，剪切破壞體積數為7 756個，d=40%；當埋深=400 m時，頂板與幫部塑性區最大深度為4.0 m，底板塑性區最大深度為4.5 m，塑性區總體積數為8 924，拉伸破壞體積數為372個，剪切破壞體積數為8 553個，d=40%；當埋深=600 m時，頂板與底板塑性區最大深度為4.5 m，幫部塑性區最大深度為4.0 m，塑性區總體積數為9 842個，拉伸破壞體積數為494個，剪切破壞體積數為9 349個，d=35%。當埋深=800 m時，頂板與底板塑性區最大深度為5.0 m，幫部塑性區最大深度為4.5 m，塑性區總體積數為10 648個，拉伸破壞體積數為609個，剪切破壞體積數為10 039個，d=35%；當埋深=1 km時，頂板與幫部塑性區最大深度為4.5 m，底板塑性區最大深度為5.0 m，塑性區總體積數為11 425個，拉伸破壞體積數為821個，剪切破壞體積數為10 604個，d=35%；當埋深＞1 km時，因巷道圍巖變形過大造成計算中途終止。以上數據表明，隨著巷道埋深的增加，發生剪切或拉伸破壞的圍巖體數量急劇增加，巷道圍巖的穩定性隨之降低。

表3 不同埋深條件下巷道圍巖位移

h/m：(a) 100；(b) 200；(c) 400；(d) 600；(d) 800；(f) 1 000

(a) 塑性區總體積；(b) 拉伸破壞區體積；(c) 剪切破壞區體積

2.3 基于應力釋放率的合理注漿時機的確定

通過以上分析可知：對于深部軟巖巷道而言，單一的支護形式難以維持圍巖的基本穩定，常采用錨固與注漿組成的聯合支護形式，為了充分發揮各支護體對圍巖的控制效果，需確定合理的注漿時機，達到既充分釋放存儲于圍巖內的變形能而降低支護強度，又充分利用圍巖的自承力而降低支護成本的目的。巷道圍巖的變形破壞過程是隨開挖引起應力釋放率的增大(或變形的增大)而不斷漸進破壞的過程，并且在不同巖性與埋深(應力水平)條件下，巷道圍巖塑性區范圍與塑性區體積數隨之變化，且產生圍巖塑性區的應力釋放率閾值不同。因此，可采用產生圍巖塑性區的應力釋放率閾值作為確定注漿時機的判據。

以安徽省淮南市安徽恒源煤電股份有限公司朱集西礦為例，從正反分析2方面說明“采用產生圍巖塑性區的應力釋放率閾值作為確定注漿時機的判據”的應用。朱集西礦大巷圍巖位移與變形釋放率曲線如圖9所示。因井下大巷底臌量較大，每月需臥底1~2次，造成底板測點破壞而不得不多次布設，造成監測數據波動較大；而兩幫測點較為固定，監測數據較為平穩。故為了準確地反映深部高應力軟巖巷道圍巖變形釋放率，定義圍巖兩幫收斂變形量與其最大收斂變形量的比值為變形釋放率(文中所指的圍巖最大收斂變形量為通過井下監測獲得的巷道圍巖變形趨于穩定時的最大變形值，由于不同礦區的礦井地層條件與巷道所處的工程地質條件的差異，造成巷道圍巖變形釋放率是不同的，應區別使用)。為充分釋放存儲于巷道圍巖內的變形能，在巷道開挖時將頂板與兩幫各預留200 mm的變形量；通過文中深部高應力軟巖巷道合理支護時機的理論分析，確定了注漿合理時機為圍巖變形量達到150 mm，此時，圍巖變形釋放率為60%，其上限不超過巷道圍巖預留變形量200 mm。

1—兩幫移近量；2—頂底移近量；3—變形釋放率。

同理，采用FLAC3D數值計算可得到巷道圍巖變形和塑性區體積與應力釋放率關系曲線，如圖10所示。朱集西礦大巷圍巖開始出現塑性區的應力釋放率閾值d=40%，頂板與幫部圍巖未產生塑性區，底板塑性區最大深度為0.5 m，塑性區總體積數(剪切破壞體積數)為61個；圍巖頂板下沉量為109.81 mm，兩幫內擠量為84.81 mm，底板底臌量為118.47 mm。大巷圍巖周邊均出現塑性區的應力釋放率閾值d=60%，頂底板及兩幫圍巖塑性區最大深度為0.5 m，塑性區總體積數(剪切破壞體積數)為466個；圍巖頂板下沉量為166.60 mm，兩幫內擠量為126.32 mm，底板底臌量為176.56 mm。大巷圍巖產生較大塑性區的應力釋放率閾值d=80%，底板與幫部塑性區最大深度為1.5 m，頂板塑性區最大深度為1.0 m，塑性區總體積數(即剪切破壞體積數)為2 850個；圍巖頂板下沉量為 275.66 mm，兩幫內擠量為209.67 mm，底板底臌量為 252.67 mm。

分析以上數據可知：

1) 當應力釋放率閾值k=40%時，巷道圍巖剛開始產生塑性區，圍巖基本處于變形破裂的發展階段，圍巖體裂隙開度較小，顆粒漿液難以注入，此時若進行注漿加固，則漿液難以注入、注漿效果較差，即注漿支護時機過早。當應力釋放率閾值d=60%時，巷道周邊塑性區均為分布，且數值較小(塑性區最大深度為0.5 m)，未超過錨桿的長度(可控制圍巖的范圍)，錨桿的錨固作用仍能發揮，可防止巷道冒頂與片幫；巷道圍巖體存在相當開度的裂隙，漿液可注入，且破裂的圍巖體仍具有一定的承載力而未失穩破壞，故此時注漿，可將破裂巖體重新膠結成再承載結構，與初次支護結構共同承載，可有效地控制圍巖的大變形與損傷擴展，將圍巖塑性區限制在錨桿加固范圍內，保證巷道圍巖與支護結構的長期穩定及安全。當應力釋放率閾值d=80%時，巷道圍巖產生了較大塑性區(塑性區最大深度為1.0~1.5 m)，圍巖體裂隙開度較大，漿液易注入；存儲于圍巖內的變形能大量釋放，但兩幫收斂變形量達到了209.67 mm，剛超過巷道圍巖預留變形量200 mm的限值，此應力釋放率閾值可作為注漿時機的上限。當應力釋放率閾值d＞80%時，巷道圍巖塑性區更多，雖然存儲于圍巖內的變形能可得到充分釋放，但巷道圍巖變形破壞嚴重，已喪失了承載力，此時注漿已晚，即喪失了最佳的注漿時機。

(a) 圍巖變形量；(b) 塑性區總體積

2) 采用應力釋放率閾值60%和圍巖變形量 150 mm作為判定注漿時機的指標是合理的，兩者可相互驗證；并且應力釋放率與變形釋放率的作用是等同的，兩者都可作為描述存儲于圍巖內變性能釋放演化過程的指標。

3 深部高應力軟巖巷道支護技術

3.1 深部高應力軟巖巷道支護對策

在巷道掘進時，適當擴大掘進斷面，即在巷道頂部和兩幫各預留一定的變形量，以允許巷道圍巖產生適量的變形，可使圍巖中的高應力(變形能)得到釋放，有利于降低應力集中程度，使圍巖中高應力向更深部圍巖轉移，有利于降低支護強度。預應力錨桿支護既能實現圍巖應力狀態的恢復改善，又能有效地增強圍巖[21]；預應力錨索既能恢復改善圍巖應力狀態、增強圍巖，又能實現承載圈的擴大[22]；注漿既能實現應力的有效轉移和應力峰值的減弱，又能有效地固結修復破裂圍巖[23]。錨網噴初次支護后，圍巖應力得到一定程度的釋放，圍巖的自承力有所提高；預應力錨索和全斷面注漿補強加固起永久支護的作用，實現巷道圍巖穩定的根本控制。通過注漿可將錨桿壓縮拱、錨索深部承載圈形成內外圈承載結構有效地組合在一起，形成了高強度的多層錨殼組合拱結構，擴大了支護體系的承載范圍，共同維持了深部高應力軟巖巷道圍巖與支護結構的長期穩定及安全。在巷道底板施工自鉆式中空內注漿錨桿，一方面，通過錨桿加強底板支護，以增強底板巖體的抗剪能力，防止底板出現大的剪切滑移，造成巷道的整體失穩破壞；另一方面，通過注漿改善底板中部巖體的應力狀態，提高底板巖層固有強度，抑制其拉伸破壞和隆起變形[24]。

考慮巷道圍巖噴層承受的壓力與注漿效果，采用低壓淺孔充填注漿與高壓深孔滲透注漿組成的分次耦合注漿技術。低壓淺孔與高壓深孔同管分次注漿，首先通過低壓淺孔充填注漿，采用較小的注漿壓力，保證噴層不破裂防止漿液溢出，將淺部圍巖中的裂隙、縫隙充填起來，相當于形成1個較厚的止漿墻；再次采用較高的注漿壓力，進行高壓深孔注漿，將松動圈范圍內的破碎圍巖體都膠結起來，提高破裂圍巖體的強度及穩定。

3.2 深部高應力軟巖巷道支護技術方案與參數

在總結分析深部高應力軟巖巷道支護對策的基礎上，提出了深部高應力軟巖巷道采用“錨網索噴+注漿+底板錨注”聯合支護技術方案，并應用于工程實踐，取得了良好的技術經濟效益。

錨網噴索與型鋼支架參數見表4，支護結構見 圖11。

3.3 井下應用效果分析

為驗證“錨網索噴+注漿+底板錨注”聯合支護技術方案對巷道圍巖控制效果及注漿時機選擇的合理性，在西翼11煤矸石運輸大巷進行了井下工業性試驗，圍巖變形監測曲線如圖12所示。

由圖12可知：西翼11煤矸石運輸大巷頂板下沉量為3.84~6.66 mm，兩幫內擠量為4.47~17.64 mm，底板底臌量為7.06~11.32 mm。這表明采用的“錨網索噴+注漿+底板錨注”聯合支護技術方案，可有效地控制深部高應力軟巖巷道的大變形與底臌，保證了巷道圍巖與支護結構的長期穩定及安全，驗證了所確定的注漿時機是合理、可行的。

(a) 支護斷面圖；(b) 支護俯視圖

表4 深部高應力軟巖巷道支護形式及規格參數

注：巷道頂板與兩幫各預留200 mm的變形量。

1—1號監測斷面頂板下沉量；2—1號監測斷面兩幫內擠量；3—1號監測斷面底板底臌量；4—2號監測斷面頂板下沉量；5—2號監測斷面兩幫內擠量；6—2號監測斷面底板底臌量；7—3號監測斷面頂板下沉量；8—3號監測斷面兩幫內擠量；9—3號監測斷面底板底臌量。

4 結論

1) 基于彈塑性理論分析，揭示了朱集西煤礦深部高應力軟巖巷道圍巖收斂變形與支護強度及圍巖自承力的變化關系，獲得了巷道圍巖位移與支護強度的關系曲線。巷道圍巖的適當變形可釋放存儲于圍巖內的變形能，所需的支護強度顯著降低；當圍巖變形量過大時，巷道圍巖松散破碎，自承力減低，所需的支護強度反而增加。當變形量為150 mm左右時，實現了充分釋放存儲于圍巖內的變形能而降低支護強度及利用圍巖的自承力而降低支護成本的目的。

2) 在同一巖性條件下，隨著應力釋放率增加，巷道圍巖變形量隨之增大，圍巖變形量與變形增量基本呈現出“底板底臌量＞頂板下沉量＞兩幫內擠量”的演化規律。隨著巖性惡化，巷道圍巖變形量與變形增量隨之增大，巷道圍巖塑性區范圍與塑性區體積數逐漸增加，且產生圍巖塑性區的應力釋放率閾值隨之降低。

3) 在巷道埋深條件下，隨著應力釋放率增加，巷道圍巖變形量隨之增大，基本呈現出“底板底臌量＞頂板下沉量＞兩幫內擠量”的演化規律；在相同應力釋放率條件下，隨著巷道埋深的增加，巷道圍巖變形量隨之增大，巷道圍巖塑性區范圍與塑性區體積數逐漸增加，且產生圍巖塑性區的應力釋放率閾值隨之 降低。

4) 采用應力釋放率閾值60%和圍巖變形量150 mm，作為判定注漿時機的指標是合理的，兩者可相互驗證；并且應力釋放率與變形釋放率的作用是等同的，兩者都可作為描述存儲于圍巖內變性能釋放演化過程的指標。工程實踐表明，“錨網索噴+注漿+底板錨注”聯合支護技術方案有效地解決了深部高應力軟巖巷道支護難題，驗證了所確定的注漿時機是合理、可行的。

[1] 何滿潮. 深部軟巖工程的研究進展與挑戰[J]. 煤炭學報, 2014, 39(8): 1409?1417. HE Manchao. Progress and challenges of soft rock engineering in depth[J]. Journal of China Coal Society, 2005, 2014, 39(8): 1409?1417.

[2] 謝和平, 高峰, 鞠楊. 深部巖體力學研究與探索[J]. 巖石力學與工程學報, 2015, 34(11): 2161?2178. XIE Heping, GAO Feng, JU Yang. Research and development of rock mechanics in deep ground engineering[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2015, 34(11): 2161?2178.

[3] 王琦, 李為騰, 李術才, 等. 深部巷道U型約束混凝土拱架力學性能及支護體系現場試驗研究[J]. 中南大學學報(自然科學版), 2015, 46(6): 2250?2260. WANG Qi, LI Weiteng, LI Shucai, et al. Field test study on mechanical properties of U-type confined concrete arch centering and support system in deep roadway[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2015, 46(6): 2250?2260.

[4] 劉泉聲, 高瑋, 袁亮. 煤礦深部巖巷穩定控制理論與支護技術及應用[M]. 北京: 科學出版社, 2010: 183?192. LIU Quansheng, GAO Wei, YUAN Liang. Theory and supporting technology of deep mine rock in stability controlling and its application[M]. Beijing: Science Press, 2010: 183?192.

[5] 牛雙建, 靖洪文, 張忠宇, 等. 深部軟巖巷道圍巖穩定控制技術研究及應用[J]. 煤炭學報, 2011, 36 (6): 914?919. NIU Shuangjian, JING Hongwen, ZHANG Zhongyu, et al. Study on control technology of surrounding rocks in deep soft roadway and its application[J]. Journal of China Coal Society, 2011, 36(6): 914?919.

[6] 康紅普, 王金華, 林健. 煤礦巷道錨桿支護應用實例分析[J]. 巖石力學與工程學報, 2010, 29(4): 649?664. KANG Hongpu, WANG Jinhua, LIN Jian. Case studies of rock bolting in coal mine roadways[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2010, 29(4): 649?664.

[7] 孟慶彬, 韓立軍, 喬衛國, 等. 趙樓礦深部軟巖巷道變形破壞機理及控制技術[J]. 采礦與安全工程學報, 2013, 30(2): 165?172. MENG Qingbin, HAN Lijun, QIAO Weiguo, et al. The deformation failure mechanism and control techniques of soft rock in deep roadways in Zhaolou Mine[J]. Journal of Mining & Safety Engineering, 2013, 30(2): 165?172.

[8] 何滿潮, 孫曉明. 中國煤礦軟巖巷道工程支護設計與施工指南[M]. 北京: 科學出版社, 2004: 35?42. HE Manchao, SUN Xiaoming. Guide for design and construction of supporting design and construction for soft rock roadway in china[M]. Beijing: Science Press, 2004: 35?42.

[9] 來穎, 肖明, 胡田清. 地下洞室開挖錨固支護時機數值模擬[J]. 水電能源科學, 2011, 29(1): 89?92. LAI Ying, XIAO Ming, HU Tianqing. Numerical simulation of anchorage supporting opportunity for excavation of underground chamber[J]. Water Resources and Power, 2011, 29(1): 89?92.

[10] 李曉紅. 隧道新奧法及其量測技術[M]. 北京: 科學出版社, 2002: 1?4. LI Xiaohong. New austrian tunnelling method and its measurement technology[M]. Beijing: Science Press, 2002: 1?4.

[11] 陸銀龍, 王連國, 張蓓, 等. 軟巖巷道錨注支護時機優化研究[J]. 巖土力學, 2012, 33(5): 1395?1401. LU Yinlong, WANG Lianguo, ZHANG Bei, et al. Optimization of bolt-grouting time for soft rock roadway[J]. Rock and Soil Mechanics, 2012, 33(5): 1395?1401.

[12] 王小平. 軟巖巷道合理支護時間模擬研究[J]. 采礦與安全工程學報, 2006, 23(1): 103?106. WANG Xiaoping. Time simulation of rational support for soft rock roadway[J]. Journal of Mining & Safety Engineering, 2006, 23(1): 103?106.

[13] 孫曉明, 楊軍, 曹伍富. 深部回采巷道錨網索耦合支護時空作用規律研究[J]. 巖石力學與工程學報, 2007, 26(5): 895?900. SUN Xiaoming, YANG Jun, CAO Wufu. Research on space-time action rule of bolt-net-anchor coupling support for deep gateway[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2007, 26(5): 895?900.

[14] 王祥秋, 楊林德, 高文華. 軟弱圍巖蠕變損傷機理及合理支護時間的反演分析[J]. 巖石力學與工程學報, 2004, 23(5): 793?796. WANG Xiangqiu, YANG Linde, GAO Wenhua. Creep damage mechanism and back analysis of optimum support time for soften rockmass[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2004, 23(5): 793?796.

[15] 屈延嗣, 羅立強, 王衛軍, 等. 曲江煤礦深部巖巷破壞機理及錨索合理支護時間的確定[J]. 湖南科技大學學報(自然科學版), 2014, 29(2): 14?17. QU Yansi, LUO Liqiang, WANG Weijun, et al. Failure mechanism and timing of anchor support for deep rock roadway on qujiang mine[J]. Journal of Hunan University of Science & Technology (Natural Science Edition), 2014, 29(2): 14?17.

[16] 靖洪文, 李元海, 趙保太, 等. 軟巖工程支護理論與技術[M]. 徐州: 中國礦業大學出版社, 2008: 178?184. JING Hongwen, LI Yuanhai, ZHAO Baotai, et al. Theory and technology of soft rock engineering support[M]. Xuzhou: China University of Mining and Technology Press, 2008: 178?184.

[17] HOEK E. Strength of rock and rock masses[J]. ISRM News Journal, 1994, 2(2): 4?16.

[18] 范加冬. 深部軟巖巷道耦合機制及參數優化研究[D]. 徐州: 中國礦業大學力學與建筑工程學院, 2014: 26?29. FAN Jiadong. Study on the mechanism of coupling support technology and the parameter optimization in deep soft roadway[D]. Xuzhou: China University of Mining & Technology. School of Mechanics and Civil Engineering, 2014: 26?29.

[19] 鄭穎人, 朱合華, 方正昌, 等. 地下工程圍巖穩定分析與設計理論[M]. 北京: 人民交通出版社, 2012: 32?43. ZHENG Yingren, ZHU Hehua, FANG Zhengchang, et al. Stability analysis and design theory for surrounding rock of underground engineering[M]. Beijing: People’s Transportation Press, 2012: 32?43.

[20] 賀永年, 韓立軍, 王衍森. 巖石力學簡明教程[M]. 徐州: 中國礦業大學出版社, 2010: 145?152. HE Yongnian, HAN Lijun, WANG Yansen. Simple tutorial on rock mechanics[M]. Xuzhou: China University of Mining and Technology Press, 2010: 145?152.

[21] 薛順勛. 軟巖巷道支護技術指南[M]. 北京: 煤炭工業出版社, 2001: 19?23. XUE Shunxun. Soft rock roadway support technology guide[M]. Beijing: Coal Industry Press, 2001: 19?23.

[22] 劉紅崗, 賀永年, 韓立軍, 等. 大松動圈圍巖錨注與預應力錨索聯合支護技術的機理與實踐[J]. 中國礦業, 2007, 16(1): 62?65. LIU Honggang, HE Yongnian, HAN Lijun, et al. Study and application of supportingmechanism of combined support of bolting2grouting and prestressed cable anchor in large broken zone surrounding rock[J]. China Miningmagazine, 2007, 16(1): 62?65.

[23] 李明遠, 王連國, 易恭猷, 等. 軟巖巷道錨注支護理論與實踐[M]. 北京: 煤炭工業出版社, 2001: 24?39.LI Mingyuan, WANG Lianguo, YI Gongyou, et al. The theory and practice of anchor injection support for soft rock roadway[M]. Beijing: Coal Industry Press, 2001: 24?39.

[24] 劉泉聲, 肖虎, 盧興利, 等. 高地應力破碎軟巖巷道底臌特性及綜合控制對策研究[J]. 巖土力學, 2012, 33(6): 1703?1710.LIU Quansheng, XIAO Hu, LU Xingli, et al. Research on floor heave characteristics of broken soft rocks with high geostress and its comprehensive control measures[J]. Rock and Soil Mechanics, 2012, 33(6): 1703?1710.

(編輯 楊幼平)

Optimization analysis of grouting timing in deep and high stress soft rock roadway

MENG Qingbin1, HAN Lijun1, WANG Qi2, ZHANG Jian1, FAN Jiadong1, NIE Junwei1, WEN Shengyong1

(1. State Key Laboratory for Geomechanics and Deep Underground Engineering,China University of Mining and Technology, Xuzhou 221116, China;2. Research Center of Geotechnical and Structural Engineering, Shandong University, Jinan 250061, China)

The relationship between convergence deformation, supporting strength and bearing capacity of surrounding rock in deep high stress soft rock roadway of Zhujixi Coal Mine was revealed. The curves of displacement of surrounding rock and the supporting strength were obtained. Using Fish language embedded in FLAC3Dto programme the volume numbers of plastic zone, tensile failure zone and shear failure zone of roadway were extracted. The evolution law of surrounding rock deformation and plastic zone expansion along the stress release rate with different lithology and buried depth was revealed. The evolution process from local failure to whole instability failure of the surrounding rock was produced. The stress release rate threshold value was adopted as an indicator for determining grouting time. Based on the theoretical analysis, numerical calculation and analysis of measured data of surrounding rock deformation were made.The results show that when the displacement of surrounding rock is 150 mm, the deformation energy stored in the surrounding rock will be fully released. Besides, self-bearing capacity of surrounding rock is utilized to the maximum utilization. It is reasonable to use the stress release rate threshold 60% and surrounding rock deformation with 150 mm as the index of judging the grouting timing. Both of them could be mutually verified. The scheme of combined supporting technology for bolting and shotcreting+grouting+floor bolt-grouting is put forward and it solves the supporting problem in deep high stress soft rock roadway. In addition, the reasonable and feasible grouting time is verified.

deep high stress; soft rock roadway; grouting timing; stress release rate; surrounding rock?supporting characteristic curves

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.10.029

TD325.4

A

1672?7207(2017)10?2765?12

2016?11?10；

修回日期：2017?03?10

國家自然科學基金資助項目(51704280，51579239，51574223)；中國博士后科學基金資助項目(2015M580493，2017T100420)，山東省土木工程防災減災重點實驗室開放課題(CDPM2014KF03)(Projects (51704280, 51579239, 51574223) supported by the National Natural Science Foundation of China; Projects (2015M580493, 2017T100420) supported by China Postdoctoral Science Foundation; Project(CDPM2014KF03)supported by Shandong Provincial Key Laboratory of Depositional Mineralization & Sedimentary Minerals (Shangdong University of Science and Technology)

孟慶彬，博士，助理研究員，從事巖體加固理論與應用技術研究；E-mail：mqb1985@126.com