深井軟弱圍巖聯(lián)合控制技術(shù)及耦合疊加拱承載效應(yīng)研究

王想君 ，李英明 ，趙光明 ，劉剛 ，程詳 ，朱世奎

(1.安徽理工大學(xué) 深部煤礦采動(dòng)響應(yīng)與災(zāi)害防控國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 淮南，232001；2.安徽理工大學(xué) 煤礦安全高效開采省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 淮南，232001；3.淮北礦業(yè)股份有限公司 博士后科研工作站，安徽 淮北，235000)

自2004 年以來，1 km 深井的數(shù)量逐年增加，目前，據(jù)不完全統(tǒng)計(jì)，采深超1 km 的礦井已達(dá)50余座[1]。隨深度增加，巖體所處的“三高”復(fù)雜惡劣環(huán)境導(dǎo)致深部巖體組織結(jié)構(gòu)、力學(xué)行為特征發(fā)生了根本性的變化，致使軟巖巷道開挖后出現(xiàn)持續(xù)的非線性大變形，一些在淺部巷道適用的控制方法難以在深井巷道中形成穩(wěn)定有效的承載結(jié)構(gòu)，圍巖破碎、劇烈底鼓、支護(hù)體破斷失效等問題日益嚴(yán)重[2-4]，深井軟弱巷道圍巖控制問題成為制約我國(guó)煤礦安全高效開采的技術(shù)瓶頸之一。

國(guó)內(nèi)外大量學(xué)者關(guān)于深井軟巖巷道控制難題開展了大量的研究工作。袁亮等[5-6]圍繞深部巷道圍巖穩(wěn)定控制難題，提出了“應(yīng)力恢復(fù)、圍巖增強(qiáng)、固結(jié)修復(fù)、應(yīng)力轉(zhuǎn)移”的控制理論；孟慶彬等[7-8]揭示了深部巷道圍巖變形破壞特性及失穩(wěn)機(jī)制，提出了分步聯(lián)合支護(hù)技術(shù)方案；康紅普等[9]針對(duì)煤礦千米深井巷道松軟煤體大變形難題，提出了幫部高預(yù)應(yīng)力、高壓錨注-噴漿協(xié)同控制技術(shù)；付玉凱等[10]在復(fù)合軟巖條件下基于承載層的范圍，提出長(zhǎng)、短錨索層次控制技術(shù)，有效實(shí)現(xiàn)了軟巖巷道長(zhǎng)期穩(wěn)定性控制；李英明等[11]針對(duì)深部軟巖巷道在初次支護(hù)條件下面臨的失穩(wěn)難題，分析了圍巖變形破壞的主要影響因素，并基于二次動(dòng)態(tài)補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)方案，提出了“層-雙拱”承載結(jié)構(gòu)力學(xué)模型；WANG 等[12]通過采用現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)和數(shù)值模擬等研究方法，基于深部軟巖巷道出現(xiàn)的長(zhǎng)期大變形問題，提出了一種U 形鋼架和錨注支護(hù)相結(jié)合的控制技術(shù)；侯朝炯等[13]針對(duì)深部巷道圍巖普遍存控制難題，闡述了不同維度的圍巖強(qiáng)化理論與控制技術(shù)；余偉健等[14]基于疊加壓縮承載拱理論提出了“長(zhǎng)、短”錨桿索和可控注漿加固聯(lián)合控制技術(shù)，使巷道變形速率控制在0.2 mm/d，實(shí)現(xiàn)了對(duì)裂隙巖體巷道大變形的穩(wěn)定控制；吳愛祥等[15]通過對(duì)巷道變形機(jī)理進(jìn)行分析，認(rèn)為巷道兩幫應(yīng)力傳遞使其產(chǎn)生底鼓，進(jìn)而引發(fā)圍巖整體失穩(wěn)，并提出了改善圍巖應(yīng)力集中程度的控制理念，等等。上述成果在理論研究和現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用方面均取得了重要的指導(dǎo)作用，解決了一系列工程難題。但由于巷道所處地質(zhì)環(huán)境和影響因素的復(fù)雜性、不確定性，目前所采用的錨網(wǎng)噴等支護(hù)技術(shù)對(duì)于深井巷道圍巖穩(wěn)定性控制方面仍存在較多問題，特別是高應(yīng)力軟弱圍巖大規(guī)模破壞使錨桿與圍巖之間難以形成長(zhǎng)期穩(wěn)定的錨固承載結(jié)構(gòu)，巷道流變失穩(wěn)現(xiàn)象日趨顯著。因此，對(duì)不同賦存環(huán)境下軟弱圍巖巷道的變形破壞機(jī)制、支護(hù)參數(shù)的合理性有待進(jìn)一步探究，對(duì)于如何形成比較完善的圍巖控制技術(shù)體系及巷道支護(hù)系統(tǒng)承載效應(yīng)等深層次問題還有待研究。

為此，本文作者在現(xiàn)有研究成果的基礎(chǔ)上，針對(duì)淮南某礦深井軌道大巷在原支護(hù)條件下產(chǎn)生大變形、圍巖嚴(yán)重失穩(wěn)等現(xiàn)象，開展現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研監(jiān)測(cè)、力學(xué)試驗(yàn)和理論分析等研究；分析深井高應(yīng)力軟弱圍巖巷道變形破壞主要影響因素；基于軟巖巷道圍巖應(yīng)力-應(yīng)變曲線四線段本構(gòu)模型，闡明巷道圍巖漸進(jìn)式破壞分區(qū)演化規(guī)律，推導(dǎo)各破壞分區(qū)范圍表達(dá)式；在此基礎(chǔ)上，結(jié)合具體的礦井工程特點(diǎn)，揭示深井高應(yīng)力軟弱圍巖巷道破壞失穩(wěn)機(jī)理，提出針對(duì)性地控制原則與關(guān)鍵技術(shù)；最后通過理論計(jì)算和現(xiàn)場(chǎng)工業(yè)性試驗(yàn)驗(yàn)證支護(hù)方案的可靠性。

1 深井軟弱圍巖巷道破壞特征

1.1 工程背景

淮南某礦軌道大巷埋深約為962 m，巷道已掘長(zhǎng)度為1 074 m，要求其服務(wù)時(shí)間長(zhǎng)，是西翼各采區(qū)運(yùn)料、行人及通風(fēng)等的重要樞紐。巷道斷面設(shè)計(jì)為直墻半圓拱形，尺寸為寬5.9 m，高4.35 m，凈面積約為21.9 m2。所選取的區(qū)段實(shí)驗(yàn)巷道穩(wěn)定性較差，在其掘進(jìn)過程中穿越泥巖、粉砂巖層，同時(shí)揭露有大量斷層地質(zhì)構(gòu)造，受斷層影響，局部圍巖節(jié)理、裂隙發(fā)育程度較高，巖體破碎，屬于典型的深井軟弱圍巖巷道。綜合巖性柱狀圖如圖1所示。

圖1 綜合柱狀圖Fig.1 Comprehensive lithology histogra

1.2 巷道變形破壞特征

通過現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研發(fā)現(xiàn)，軌道大巷及同一水平巷道在成巷期間出現(xiàn)嚴(yán)重的破壞失穩(wěn)、支護(hù)體失效現(xiàn)象，具體表現(xiàn)為：1) 巷道拱頂部整體收斂變形顯著，底板出現(xiàn)明顯凸起及張拉裂縫，產(chǎn)生強(qiáng)烈底鼓；2) 幫頂漿皮大范圍破裂脫落，錨桿、錨索被剪斷，托盤脫離桿體；3) 局部U 形鋼支架被壓彎扭曲、金屬網(wǎng)撕裂及幫鼓現(xiàn)象頻發(fā)，具體情況如圖2所示。

圖2 巷道變形、破壞情況Fig.2 Deformation and failure of roadway

軌道大巷原支護(hù)方案采用錨網(wǎng)噴一次支護(hù)方式，如圖3 所示。為掌握該大巷變形破壞具體情況，在實(shí)驗(yàn)段選取2個(gè)監(jiān)測(cè)斷面(相距50)觀測(cè)圍巖表面位移，結(jié)果如圖4所示：巷道掘支完成后，在監(jiān)測(cè)時(shí)間0～60 d 內(nèi)產(chǎn)生了嚴(yán)重的收斂變形，變形量始終保持較高的增長(zhǎng)速率；兩幫最大移進(jìn)量為258 mm，頂板下沉量為369 mm，底鼓量達(dá)到了508 mm，斷面整體收縮率約為27.2%以上嚴(yán)重影響了礦井生產(chǎn)、行人及運(yùn)輸?shù)陌踩?/p>

圖3 軌道大巷原支護(hù)方案Fig.3 Original support scheme of track roadway

圖4 軌道大巷變形情況Fig.4 Deformations of track roadway

1.3 巷道破壞因素分析

通過現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查分析，認(rèn)為該巷道變形失穩(wěn)的具體影響因素有如下。

1) 地應(yīng)力大。軌道大巷平均埋深約為962 m，原巖應(yīng)力場(chǎng)中最大水平主應(yīng)力為28.2 MPa，與巷道夾角為59.4°，中間主應(yīng)力為22.4 MPa，近似垂直方向，最小水平主應(yīng)力為16.6 MPa。可見，該大巷屬于深井高應(yīng)力巷。

2) 圍巖強(qiáng)度低。巷道圍巖以泥巖、粉砂巖為主，通過現(xiàn)場(chǎng)取時(shí)芯發(fā)現(xiàn)，成芯率較低，多表現(xiàn)為餅狀及短節(jié)狀，如圖5所示。對(duì)取回的巖芯力學(xué)參數(shù)進(jìn)行測(cè)試，結(jié)果如表1所示，由表1可見：泥巖和粉砂巖的單軸抗壓強(qiáng)度分別為33.7 MPa 和52.4 MPa；同時(shí)，在高應(yīng)力和地質(zhì)構(gòu)造作用下，圍巖整體強(qiáng)度較低，成巷期間發(fā)生了顯著的塑性變形，屬于典型的工程軟巖類。

表1 巷道圍巖物理力學(xué)參數(shù)表Table 1 Physical and mechanical parameters of surrounding rock

圖5 軌道大巷圍巖成芯情況Fig.5 Surrounding rock coring rate of track roadway

3) 巷道掘進(jìn)方式影響。巷道施工過程中采用鉆眼爆破掘進(jìn)方式，圍巖受到爆破影響使巷道塑性區(qū)損傷破裂，破壞松動(dòng)范圍進(jìn)一步增大。

4) 巷道支護(hù)方式不合理。初期支護(hù)時(shí)未對(duì)松動(dòng)圈范圍進(jìn)行勘探，通過工程類比法選取錨網(wǎng)噴對(duì)巷道進(jìn)行加固，支護(hù)體與圍巖不充分耦合，錨桿錨固能力大大降低；同時(shí)，忽略底板、底角控制，圍巖難以形成統(tǒng)一的閉環(huán)承載結(jié)構(gòu)，底板等薄弱部位率先開始破壞，進(jìn)而引發(fā)巷道整體失穩(wěn)。

2 巷道圍巖破壞分區(qū)演化規(guī)律

2.1 深井軟巖巷道圍巖應(yīng)力-應(yīng)變特征曲線

巷道開挖體被取出前，巷道周邊處作用有p0(原巖應(yīng)力)的等效作用力，所以，巖體處于三向應(yīng)力的穩(wěn)定狀態(tài)。巷道開挖形成的瞬間p0消失，導(dǎo)致洞壁處徑向應(yīng)力完全解除，而環(huán)向應(yīng)力高度集中，當(dāng)2 個(gè)方向的應(yīng)力差超過圍巖體的彈性極限時(shí)，必然使得洞壁向臨空面發(fā)生擴(kuò)容變形，伴隨著巖體裂隙快速萌生與強(qiáng)度降低，圍巖進(jìn)入峰后軟化或殘余強(qiáng)度階段[5]。圍巖峰后破裂損傷區(qū)會(huì)隨著超出圍巖極限強(qiáng)度應(yīng)力的不斷調(diào)整而向縱深擴(kuò)展。當(dāng)塑性區(qū)范圍到達(dá)一定程度時(shí)，徑向應(yīng)力逐漸恢復(fù)。在此過程中，巷道徑向上各個(gè)點(diǎn)不同徑向應(yīng)力(圖6中σr曲線)對(duì)應(yīng)著不同的全應(yīng)力-應(yīng)變曲線，曲線的峰值即為該點(diǎn)環(huán)向應(yīng)力，類似于巖石三軸實(shí)驗(yàn)中不同σ3(σr)對(duì)應(yīng)的σ1(σθ)，而各個(gè)點(diǎn)的峰值σ1(σθ)依次相連所形成的曲線即為圍巖的應(yīng)力-應(yīng)變曲線[16]，如圖6所示，圖中，σr和σθ分別為徑向應(yīng)力和切向應(yīng)力；εr和εθ分別為徑向應(yīng)變和切向應(yīng)變；σcr為殘余強(qiáng)度；σq為極限強(qiáng)度；σs為巷道圍巖的屈服強(qiáng)度；σsq為巖體塑性硬化階段的強(qiáng)度；εHEθ為塑性硬化區(qū)和彈性區(qū)交界處巖體的切向應(yīng)變；n為塑性硬化區(qū)巖體擴(kuò)容系數(shù)；m為塑性軟化區(qū)巖體擴(kuò)容系數(shù)；α為應(yīng)變硬化系數(shù)；σqc為應(yīng)變軟化階段巖體的強(qiáng)度；β為應(yīng)變軟化系數(shù)。

圖6 軟巖巷道圍巖四階段應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.6 Four total stress-strain curves of deep soft rock roadway

需要說明的是，將巖石某一圍壓情況下的極限抗壓強(qiáng)度作為圍巖峰值應(yīng)力是與實(shí)際情況存在明顯偏差的。在圍巖應(yīng)力調(diào)整過程中，環(huán)向應(yīng)力集中程度向深處呈現(xiàn)逐漸降低的趨勢(shì)[5]，應(yīng)力峰值逐漸減小，徑向圍壓增長(zhǎng)速率也呈現(xiàn)降低趨勢(shì)(圖6中σr曲線)，表明巷道圍巖應(yīng)力峰值是其變形穩(wěn)定后的長(zhǎng)期強(qiáng)度[16]，因此，將巖石的極限強(qiáng)度作為圍巖峰值應(yīng)力會(huì)造成損傷破裂范圍計(jì)算出現(xiàn)偏小現(xiàn)象，從而高估圍巖的自承能力。

基于上述圍巖應(yīng)力變化趨勢(shì)(由應(yīng)力曲線斜率變化簡(jiǎn)化為4 段)及其強(qiáng)度特征，將深井軟巖巷道圍巖由表及里依次劃分為殘余區(qū)、塑性軟化區(qū)、塑性硬化區(qū)及彈性區(qū)[17]，如圖6所示。

1) 殘余區(qū)。淺部圍巖由于向臨空面持續(xù)變形，導(dǎo)致巖體微裂隙快速產(chǎn)生、擴(kuò)展和匯集，進(jìn)而出現(xiàn)宏觀破裂，破裂塊體間的滑移摩擦阻力使其存在一定的殘余強(qiáng)度σcr，因此，能承擔(dān)一定的載荷，其應(yīng)力從洞壁向縱深緩慢增大，但不超過原巖應(yīng)力。

2) 塑性軟化區(qū)。該區(qū)域內(nèi)的巖體裂隙呈現(xiàn)漸進(jìn)式發(fā)育特征，巖體強(qiáng)度降低隨著塑性擴(kuò)容變形被迫產(chǎn)生，呈近似線變化，其承載應(yīng)力最大值即為圍巖的極限強(qiáng)度σq。

3) 塑性硬化區(qū)。巖體強(qiáng)度隨著非彈性形變的積累而逐漸增加，其主要承受由于巷道開挖后圍巖破裂、松弛而導(dǎo)致的承載力降低、轉(zhuǎn)移過來的應(yīng)力，與塑性軟化區(qū)合并為應(yīng)力軌跡線匯集的區(qū)域，是圍巖承載的主體[11]。

4) 彈性區(qū)。巷道未開挖時(shí)處于穩(wěn)定狀態(tài)。

2.2 巷道圍巖彈塑性分析

為便于理論分析，建立巷道開挖后力學(xué)模型，如圖7所示。對(duì)巷道模型進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化和假設(shè)[11]：1) 近似認(rèn)為巷道無限長(zhǎng)，圍巖為理想的彈塑性圍巖；2) 巷道為圓形，半徑為直墻半圓拱巷道的當(dāng)量半徑R0；3) 巷道處于靜水壓力場(chǎng)中，圍巖為均質(zhì)，各向同性連續(xù)介質(zhì)；4) 原巖應(yīng)力為p0，支護(hù)結(jié)構(gòu)提供的均勻支護(hù)阻力為Pi。

圖7 軟巖巷道力學(xué)模型Fig.7 Mechanical model of deep soft rock roadway

由彈塑性理論，平衡方程為

幾何方程為

式中：u為徑向位移；r為極徑。

1) 彈性區(qū)。由胡克定律可以得到彈性區(qū)的應(yīng)力場(chǎng)為[17]

在彈塑性交界面，即r=RH時(shí)，

式中：RH為塑性硬化區(qū)半徑，m；?為巖石初始內(nèi)摩擦角，(°)。

2) 塑性硬化區(qū)。軟巖巷道圍巖應(yīng)力在彈塑性臨界處達(dá)到屈服強(qiáng)度σs，此時(shí)，該處巖體尚未產(chǎn)生裂紋和硬化現(xiàn)象，隨著與巷道周邊距離的減小，巖體自身強(qiáng)度隨非線彈性形變的積累發(fā)生應(yīng)變硬化，直至應(yīng)變達(dá)到時(shí)極限強(qiáng)度σq。基于應(yīng)變硬化階段線性假設(shè)[17]，由圍巖全應(yīng)力-應(yīng)變曲線可知，巖體塑性硬化階段的強(qiáng)度σsq是塑性應(yīng)變?chǔ)纽鹊暮瘮?shù)，故σsq可表示為

硬化區(qū)的Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則為

其中：

將式(8)和式(9)代入式(6)得

當(dāng)r=RS時(shí)，σsq=σq，可得

將式(7)代入平衡方程進(jìn)行求解，并根據(jù)邊界條件r=RH時(shí)，，可以得出

3) 塑性軟化區(qū)。軟巖巷道圍巖承載超過極限強(qiáng)度σq，隨應(yīng)力差漸進(jìn)增大和塑性應(yīng)變的增大，出現(xiàn)應(yīng)力軟化現(xiàn)象，即巖體的承載能力經(jīng)過峰值強(qiáng)度后逐漸衰減。此階段的非線性應(yīng)力松弛主要與微裂隙的活動(dòng)緊密聯(lián)系，存在明顯的擴(kuò)容現(xiàn)象，隨著與巷道周邊距離減小，圍巖變形越來越大，破壞程度加劇，直至巷道圍巖處于塑性軟化區(qū)與殘余區(qū)交界處時(shí)，其強(qiáng)度降為殘余強(qiáng)度σcr。假設(shè)應(yīng)變軟化階段巖體的強(qiáng)度σqc是塑性應(yīng)變?chǔ)纽鹊暮瘮?shù)[17]，則σqc可表示為

軟化區(qū)的Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則為

其中：

將式(15)和式(16)代入式(13)得

當(dāng)r=RF時(shí)，σqc=σcr，可得到

將式(14)代入平衡方程進(jìn)行求解，并根據(jù)邊界條件r=RS時(shí)，，可以得出

式中：

4) 殘余區(qū)。殘余區(qū)的Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則

將式(20)代入平衡方程進(jìn)行求解，并根據(jù)邊界條件r=RF時(shí)，，可以得出

將r=R0，，代入式(21)，并聯(lián)立式(11)和(18)得到殘余區(qū)半徑計(jì)算公式：

聯(lián)立式(11)、式(18)和式(22)可計(jì)算出軌道大巷圍巖各破壞分區(qū)的范圍。結(jié)合軌道大巷實(shí)際賦存情況，選取巷道當(dāng)量半徑R0=2.9 m，原巖應(yīng)力取25 MPa。通過對(duì)巖石力學(xué)實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行折減[18]，巖體極限強(qiáng)度取11.8 MPa，屈服強(qiáng)度取7.5 MPa，殘余強(qiáng)度取0.27 MPa。其中待定常量的取值范圍[19]是：擴(kuò)容系數(shù)n和m均為1.15～1.55，應(yīng)變硬化系數(shù)α=1.2～1.7，應(yīng)變軟化系數(shù)β=3.5～4.3，支護(hù)阻力為Pi。將參數(shù)代入式(11)、式(18)和式(22)，并分別繪制各類系數(shù)對(duì)殘余區(qū)半徑影響的關(guān)系曲面，如圖8所示。

由圖8可知：在其他參數(shù)為定值條件下，殘余區(qū)半徑RF隨硬化系數(shù)α、軟化系數(shù)β的增大而減小，隨著擴(kuò)容系數(shù)n、m的增大而增大。當(dāng)α為某一固定值時(shí)，RF隨著n的增大呈線性增大，如當(dāng)α=1.4 時(shí)，RF由5.09 m 增加至5.63 m，Rp變化幅度較緩；當(dāng)m為某個(gè)固定值(m=1.25)時(shí)，軟化系數(shù)β對(duì)RF的變化幅度影響較為顯著，RF由β=3.5 時(shí)的6.48 m 降低到4.19 m，降幅為35.3%；可見，圍巖塑性軟化區(qū)影響因素對(duì)巷道穩(wěn)定狀態(tài)起到關(guān)鍵作用。根據(jù)軌道大巷實(shí)際情況，取α=1.3，β=3.9，n=1.25，m=1.36，Pi=0.2 MPa，將上述參數(shù)代入式(11)、式(18)和式(22)計(jì)算得出圍巖各破壞分區(qū)范圍，如表2所示。

表2 軌道大巷圍巖各分區(qū)范圍計(jì)算表Table 2 Calculation table of surrounding rock area of surrounding rock in rail transportation roadway m

從表2可以看出：軌道大巷在初期支護(hù)時(shí)圍巖殘余區(qū)、塑性軟化區(qū)及塑性硬化區(qū)范圍分別為2.64 m、3.81 m、1.29 m。現(xiàn)場(chǎng)通過采用地質(zhì)雷達(dá)探測(cè)得到軌道大巷兩幫的破裂松動(dòng)(殘余區(qū))范圍為2.0～3.0 m，頂板破碎嚴(yán)重，局部可達(dá)3.4 m 左右，理論計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果較一致。深井高應(yīng)力作用致使軟弱圍巖巷道產(chǎn)生持續(xù)大變形直至破壞失穩(wěn)，而普遍存在的工程擾動(dòng)、高滲透壓力及高溫度梯度作用加劇了軟弱圍巖的殘余破碎[5]。從巷道原支護(hù)參數(shù)來看，錨桿已完全處于殘余區(qū)內(nèi)，錨固段難以黏結(jié)到穩(wěn)定的巖層中，錨固能力大幅度降低；錨索錨固段位于軟化區(qū)邊緣，未進(jìn)入完整穩(wěn)定的巖體中，索體與孔壁巖體之間容易出現(xiàn)滑移脫黏，進(jìn)而產(chǎn)生脫落，難以有效發(fā)揮深部巖體的承載能力。由此可見，巷道圍巖的大規(guī)模破碎是造成錨桿(索)與圍巖整體向自由面移動(dòng)、錨固系統(tǒng)破壞失穩(wěn)的根本原因。

圖9所示為支護(hù)阻力和殘余強(qiáng)度對(duì)殘余區(qū)半徑影響的關(guān)系曲面。由圖9 可以看出：殘余區(qū)半徑RF隨支護(hù)阻力Pi和殘余強(qiáng)度σcr增大呈非線性遞減趨勢(shì)；當(dāng)圍巖殘余強(qiáng)度較小時(shí)，殘余區(qū)對(duì)支護(hù)阻力變化尤為敏感，如當(dāng)σcr=0.2 MPa，Pi由0.1 MPa 增長(zhǎng)到0.5 MPa時(shí)，殘余區(qū)半徑RF減小了2.92 m，降幅達(dá)44%以上；隨殘余強(qiáng)度增大，支護(hù)阻力對(duì)殘余區(qū)的影響逐漸減弱，且當(dāng)Pi≥0.5 MPa 時(shí)，RF僅由3.49 m 減小至3.29 m，此時(shí)，圍巖整體破壞程度小。這表明通過合理提高支護(hù)阻力和增強(qiáng)圍巖力學(xué)性質(zhì)能有效增強(qiáng)巷道支護(hù)系統(tǒng)地強(qiáng)度和剛度，保證圍巖長(zhǎng)期穩(wěn)定，對(duì)控制較軟弱圍巖破碎十分有利。

圖9 支護(hù)阻力、殘余強(qiáng)度對(duì)殘余區(qū)范圍的影響(n=1.25，m=1.35，α=1.4，β=4.0)Fig.9 Influence of support resistance and residual strength on the range of residual area(n=1.25, m=1.35,α=1.4, β=4.0)

3 軟弱圍巖巷道控制研究

3.1 巷道穩(wěn)定性控制理念

軟巖巷道開挖后，圍巖結(jié)構(gòu)性破壞分區(qū)立即產(chǎn)生，殘余區(qū)巖體破裂松動(dòng)，當(dāng)支護(hù)不及時(shí)或支護(hù)強(qiáng)度較低時(shí)，破碎巖塊容易產(chǎn)生片冒、頂板下沉及底鼓等破壞形式，同時(shí)，所承擔(dān)的應(yīng)力若高于殘余強(qiáng)度，破裂變形將持續(xù)發(fā)生；塑性軟化區(qū)對(duì)載荷的變化較為敏感，圍巖應(yīng)力隨塑性變形的累積一方面不斷釋放，另一方面又不斷向圍巖深處轉(zhuǎn)移，導(dǎo)致塑性軟化范圍持續(xù)增大，產(chǎn)生明顯的連續(xù)破壞效應(yīng)。這對(duì)于深井軟弱圍巖而言，表現(xiàn)為殘余區(qū)、塑性軟化區(qū)、塑性硬化區(qū)的邊界發(fā)生圈層漸進(jìn)式擴(kuò)展變換，即彈性區(qū)能發(fā)展成為塑性區(qū)，塑性區(qū)再次發(fā)展為殘余區(qū)[20]；這也意味著圍巖跨度被多次刷大，巷道必將一直處于前掘后修的惡性循環(huán)之中，支護(hù)難度成倍增加。結(jié)合現(xiàn)有支護(hù)結(jié)構(gòu)的實(shí)際水平，針對(duì)深井高應(yīng)力軟弱圍巖巷道提出如下控制要點(diǎn)：

1) 高預(yù)應(yīng)力支護(hù)構(gòu)件遏制殘余區(qū)擴(kuò)展。深井高應(yīng)力軟弱巖體在巷道開挖瞬間即產(chǎn)生塑性破壞狀態(tài)，無論采用何種支護(hù)方式都難以逆轉(zhuǎn)，因此，為了有效地控制巷道圍巖塑性擴(kuò)容變形，應(yīng)采用高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力錨桿(索)極大限度地恢復(fù)錨固區(qū)內(nèi)的徑向應(yīng)力，增強(qiáng)圍巖固有強(qiáng)度和變形模量，降低圍巖峰后脆性軟化特性，遏制殘余區(qū)擴(kuò)展和應(yīng)力狀態(tài)持續(xù)惡化。

2) 有效支護(hù)承載區(qū)發(fā)揮圍巖承載能力。深井巷道開挖后，加卸載路徑的變化導(dǎo)致軟弱圍巖產(chǎn)生結(jié)構(gòu)面滑移開張，裂隙、裂紋發(fā)育延伸等，淺部圍巖被其貫通切割進(jìn)入大范圍的流動(dòng)失穩(wěn)狀態(tài)，而錨桿(索)作為控制的主體和主要支護(hù)手段，必須伸入相對(duì)穩(wěn)定且承載較高的區(qū)域，實(shí)現(xiàn)支護(hù)體的有效承載，避免圍巖的抗擾動(dòng)能力減弱，充分發(fā)揮主動(dòng)承載能力。

3) 極大提高軟弱圍巖承載強(qiáng)度及完整性。深井巷道塑性區(qū)隨著時(shí)間的的推移孔隙、裂隙會(huì)不斷出現(xiàn)或增多，導(dǎo)致圍巖的抗剪、抗拉強(qiáng)度及破裂巖塊間的滑移摩擦阻力逐漸降低，單靠錨桿(索)對(duì)巖體裂隙閉合控制十分有限，破裂巖體間的滑動(dòng)剪切作用及擴(kuò)容大變形容易使得支護(hù)體破斷失效，圍巖難以維持長(zhǎng)期穩(wěn)定。因此，提高破裂圍巖的完整性尤其關(guān)鍵，通常通過注漿對(duì)孔隙、裂隙等進(jìn)行充填固結(jié)，改善圍巖松散結(jié)構(gòu)和力學(xué)性能，提高其整體強(qiáng)度和完整性；其次，通過注漿作用可使的錨桿(索)預(yù)應(yīng)力和工作阻力得到充分?jǐn)U散，在圍巖中形成一個(gè)承載力強(qiáng)、完整性好的耦合承載拱受力結(jié)構(gòu)，進(jìn)一步遏制圍巖裂隙的萌生和擴(kuò)展。

4) 薄弱部位補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)形成完整承載圈。一般地，當(dāng)巷道幫角和底板集中應(yīng)力超過巖體的極限承載力時(shí)將首先產(chǎn)生嚴(yán)重的塑性破壞，并沿著滑動(dòng)面向巷道內(nèi)部擠出，產(chǎn)生劇烈底鼓[13]，而底鼓會(huì)進(jìn)一步加劇圍巖變形破裂程度，引發(fā)巷道整體失穩(wěn)。因此，應(yīng)對(duì)底板及底幫角等薄弱部位進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)加固，提高底板巖層的固有強(qiáng)度，從而削弱兩幫擠壓效應(yīng)，抑制隆起變形及拉伸破壞，使圍巖形成封閉的承載圈，保證巷道的協(xié)調(diào)連續(xù)變形，大幅度提高圍巖自身的承載能力。

3.2 巷道支護(hù)措施及參數(shù)選取

塑性硬化區(qū)和軟化區(qū)是承載主體，而支護(hù)的實(shí)質(zhì)是將殘余區(qū)破碎圍巖錨固到深處穩(wěn)定的巖層中[21]，應(yīng)根據(jù)圍巖塑性區(qū)范圍確定支護(hù)參數(shù)，結(jié)合類似巷道成功支護(hù)經(jīng)驗(yàn)[7]提出以錨網(wǎng)噴作為支護(hù)的核心。在對(duì)巷道斷面進(jìn)行適當(dāng)擴(kuò)刷后，選用直徑22 mm、長(zhǎng)度為2.8 m、間距×排距為700 mm×700 mm、預(yù)緊力不小于80 kN 的高強(qiáng)螺紋鋼錨桿進(jìn)行支護(hù)；選取噴射厚度為100 mm，強(qiáng)度為C25的混凝土及鋪設(shè)網(wǎng)格100 mm×100 mm 的鋼筋網(wǎng)。加強(qiáng)支護(hù)選用直徑為22 mm、長(zhǎng)度為6.3 m、間距×排距為1 400 mm×1 400 mm、預(yù)緊力不小于140 kN的錨索。

通過FLAC3D數(shù)值模擬可以清楚地反映錨桿(索)支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)(不考慮原巖應(yīng)力影響[22])，巷道模型尺寸、力學(xué)參數(shù)及支護(hù)參數(shù)均與現(xiàn)場(chǎng)一致。錨桿(索)采用Cable 結(jié)構(gòu)單元，運(yùn)用三段賦值法分別模擬錨固段、自由段及托盤。預(yù)應(yīng)力錨桿(索)支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)分布如圖10所示。

圖10 錨桿(索)支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)分布特征Fig.10 Distribution characteristics of stress field of anchor rod and anchor cable support

由圖10可知：預(yù)應(yīng)力錨桿(索)支護(hù)后，自巷道表面向深處依次形成壓、拉應(yīng)力區(qū)。壓應(yīng)力主要集中在錨桿(索)尾部區(qū)域，沿著桿體向深處傳遞，呈現(xiàn)出不斷衰弱的狀態(tài)，錨固段則出現(xiàn)集中程度和范圍均相對(duì)較小的拉應(yīng)力區(qū)；錨桿(索)之間的有效壓應(yīng)力區(qū)相互連接、疊加，形成連續(xù)、均勻的壓縮拱結(jié)構(gòu)。當(dāng)采用密集錨桿支護(hù)時(shí)，在錨固區(qū)內(nèi)產(chǎn)生的壓應(yīng)力較大，形成的壓應(yīng)力結(jié)構(gòu)更加完整，從而有效增大了節(jié)理面或松動(dòng)巖塊接觸面上的摩擦力，且能充分發(fā)揮了錨桿的主動(dòng)支護(hù)能力。與錨桿相比，錨索在圍巖深部形成大范圍應(yīng)力擴(kuò)散區(qū)，但由于錨索間距×排距一般較大，壓縮拱內(nèi)應(yīng)力較小，隨錨固厚度增加，對(duì)圍巖的徑向約束作用相對(duì)減弱。當(dāng)采用錨桿、錨索聯(lián)合支護(hù)時(shí)，應(yīng)力場(chǎng)相互連接、疊加，顯著提高了壓縮拱的壓應(yīng)力，形成了明顯的內(nèi)外雙層錨固拱結(jié)構(gòu)，擴(kuò)大了主動(dòng)支護(hù)范圍。錨桿、錨索聯(lián)合支護(hù)形成的預(yù)應(yīng)力雙層錨固拱是一個(gè)整體，不僅避免了錨桿(索)單獨(dú)支護(hù)時(shí)應(yīng)力場(chǎng)的損失，還能充分激發(fā)圍巖與支護(hù)體共同承載的潛能。

由原支護(hù)方案巷道破壞情況可知，由于支護(hù)強(qiáng)度與圍巖剛度不能充分耦合，采用單一的錨網(wǎng)噴支護(hù)，圍巖將產(chǎn)生顯著的流變變形，會(huì)導(dǎo)致巷道礦壓顯現(xiàn)劇烈。考慮到殘余區(qū)及塑性承載區(qū)的長(zhǎng)期有效承載，提出注漿補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)技術(shù)作為巷道穩(wěn)定的基礎(chǔ)。補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)采取淺、深孔分次注漿加固，淺孔注漿孔徑為45 mm，孔深為2.8 m，間距×排距為1 400 mm×1 400 mm，注漿材料采用單液水泥-水玻璃漿液，注漿壓力不超過2 MPa。深孔注漿孔徑為28 mm，孔深5 m，間距×排距為1 400 mm×1 400 mm。采用水泥漿液，注漿壓力為3～5 MPa。巷道圍巖加固承載機(jī)制如圖11所示[20]。

圖11 巷道圍巖加固機(jī)制示意圖Fig.11 Schematic diagram of reinforcement mechanism of roadway surrounding rock

為了提高底板圍巖強(qiáng)度，增加底板的變形阻力，避免出現(xiàn)強(qiáng)幫(頂)弱底現(xiàn)象，以底板、底角薄弱部位錨固作為巷道整體穩(wěn)定的關(guān)鍵。首先，將底板模擬成反底拱形結(jié)構(gòu)；其次，兩底幫角選用直徑為25 mm、長(zhǎng)度為3.5 m、間距為1 000 mm的自鉆式中空注漿錨桿，底板注漿錨桿直徑為25 mm，長(zhǎng)度為2.5 m，間距×排距為1 000 mm×700 mm；最后，在底板施加高強(qiáng)鋼絞線錨索束，直徑為17.8 mm，長(zhǎng)度為8.0～15.5 m，間距×排距為2 000 mm×2 800 mm，充分保證巷道底板與頂幫支護(hù)聯(lián)結(jié)成封閉的承載圈。聯(lián)合控制技術(shù)方案具體參數(shù)如圖12所示。

圖12 軌道大巷支護(hù)結(jié)構(gòu)Fig.12 Supporting structures of track roadway

3.3 支護(hù)承載體力學(xué)分析

根據(jù)上述支護(hù)方案及模擬結(jié)果可知，錨網(wǎng)噴初次支護(hù)時(shí)，鋼筋網(wǎng)及混凝土噴層配合預(yù)應(yīng)力錨桿之間的相互擠壓在圍巖淺部形成一個(gè)厚度較小的“內(nèi)層錨固拱”結(jié)構(gòu)，這種結(jié)構(gòu)不僅大幅增加了錨桿預(yù)應(yīng)力的整體均勻擴(kuò)散，而且通過錨桿對(duì)圍巖產(chǎn)生的徑向和切向約束作用來控制圍巖產(chǎn)生的破裂膨脹變形，防止破碎巖層擠出、垮落；同時(shí)，該錨固拱結(jié)構(gòu)對(duì)軟化區(qū)圍巖產(chǎn)生強(qiáng)支撐作用，通過支撐力的主動(dòng)“擠壓”促使圍巖減少有害變形。當(dāng)采用高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力錨索支護(hù)時(shí)，不僅將再次強(qiáng)化“內(nèi)層錨固拱”，還將繼續(xù)給巷道表面施加徑向應(yīng)力，提高其承載能力[23]。錨索作為加強(qiáng)支護(hù)可深入深部穩(wěn)定的巖體中，形成范圍更大的“外層錨固拱”結(jié)構(gòu)，錨索錨固段圍巖變形量較小，圍壓大，通過錨固段近似穩(wěn)定的拉伸作用，將承載結(jié)構(gòu)上的應(yīng)力傳遞至深部巖層，減輕淺層錨固拱承載負(fù)擔(dān)，從而實(shí)現(xiàn)支護(hù)體的協(xié)同控制作用。

錨固拱的適當(dāng)減壓有利于增強(qiáng)其承載能力[23]，但在高應(yīng)力條件下，錨固結(jié)構(gòu)會(huì)隨時(shí)間推移不斷萌生或增多裂隙，采用淺、深注漿補(bǔ)強(qiáng)能夠顯著增強(qiáng)圍巖力學(xué)性參數(shù)(內(nèi)聚力、內(nèi)摩擦角和彈性模量)，提高圍巖完整性。淺孔注漿可在鉆孔附近破碎巖體中擴(kuò)散形成網(wǎng)狀漿脈膠結(jié)體，保證錨桿預(yù)應(yīng)力及工作阻力有效擴(kuò)散到圍巖中，進(jìn)一步提高“內(nèi)層錨固拱”的承載能力。深孔注漿極大程度地抑制塑性軟化區(qū)離層、裂隙擴(kuò)展、新裂紋等非連續(xù)性擴(kuò)容變形，形成的局部加固體也為錨索提供有效錨固點(diǎn)，擴(kuò)大“外層錨固拱”主動(dòng)承載范圍。由此可見，錨桿索噴支護(hù)結(jié)合注漿加固最終可形成高強(qiáng)度的內(nèi)、外“耦合疊加承載拱”結(jié)構(gòu)，保證巷道的長(zhǎng)期穩(wěn)定性，符合深井復(fù)雜困難巷道圍巖的控制原則[5-6]。“耦合疊加承載拱”力學(xué)模型如圖13所示。

圖13 “耦合疊加承載拱”結(jié)構(gòu)示意圖Fig.13 Structural diagram of "coupled superimposed bearing arch"

為了進(jìn)一步驗(yàn)證支護(hù)方案合理性，有必要分析“耦合疊加承載拱”內(nèi)部力學(xué)機(jī)制。結(jié)合深井軟弱圍巖巷道賦存條件做出與前文相同的假設(shè)：1) 聯(lián)合支護(hù)后的巷道圍巖體仍為均質(zhì)、連續(xù)的彈塑性介質(zhì)，其破壞遵循Mohr-Coulomb準(zhǔn)則；2) 支護(hù)阻力均勻分布在圍巖承載體環(huán)向內(nèi)壁上[11]。根據(jù)假設(shè)條件和以上分析可知，在極限承載條件下，聯(lián)合支護(hù)后的巷道圍巖仍遵循莫爾庫侖強(qiáng)度準(zhǔn)則：

式中：σ1和σ3分別為圍巖的最大、最小主應(yīng)力，MPa；為承載拱耦合內(nèi)聚力，MPa；為承載拱耦合內(nèi)摩擦角，(°)。

巷道圍巖內(nèi)壁處所受的應(yīng)力一般等于支護(hù)阻力，即有σ3=Pi，其中，Pi為支護(hù)結(jié)構(gòu)總支護(hù)阻力，

式中：Pb為錨桿支護(hù)阻力；Ps為錨索支護(hù)阻力；Pcm為鋼筋噴層拱的承載能力。

錨桿、錨索支護(hù)強(qiáng)度為

式中：Qb為錨桿所受最大拉拔力，kN；Qs為錨索所受最大拉拔力，kN；Da和Dl為錨桿的間距×排距，m×m；D′a和D′l分別為錨索的間距×排距，m×m。

鋼筋噴層拱的承載能力為[24]

式中：τc為混凝土噴層抗剪強(qiáng)度，MPa；αc為混凝土噴層剪切破壞角；tc為噴層厚度，m；τm為鋼筋網(wǎng)材料抗剪強(qiáng)度，MPa；Fm為沿巷道軸向方向單位長(zhǎng)度鋼筋網(wǎng)的橫截面積，m2；βm為金屬網(wǎng)所用材料剪切角，(°)。

巷道截面上錨固承載拱沿巷道表面垂直方向上的的載荷Fn為[25]：

式中：b′為圍巖組合拱的厚度；L為錨桿的有效長(zhǎng)度；a為錨桿(索)在破裂巖體中的控制角(取45°)；f(x)為垂直應(yīng)力沿徑向增量分布函數(shù)；k為徑向應(yīng)力增加斜率，在不穩(wěn)定巖體中，一般取0。

“耦合疊加承載拱”結(jié)構(gòu)受到外部圍巖應(yīng)力q作用，同時(shí)在支護(hù)阻力Pi作用下達(dá)到極限平衡。對(duì)于圓環(huán)形承載拱，考慮對(duì)稱性，在豎直方向上外力分量靜力平衡方程為

式中：FP和Fq分別為內(nèi)、外表面豎直方向上應(yīng)力分量。

取承載拱結(jié)構(gòu)內(nèi)、外表面微小弧段ds(ds′)對(duì)應(yīng)的圓心角dα進(jìn)行分析，有

得到內(nèi)、外表面豎直方向上應(yīng)力分量為

式中：ds為承載拱中心弧微分長(zhǎng)度單元；dα為圍巖承載拱沿巷道中心的角度微分單元。

將式(23)、式(27)和式(32)代入式(30)得

將式(28)、式(32)代入式(33)得承載拱的承載強(qiáng)度表達(dá)式q為

內(nèi)層錨固承載拱的厚度由錨桿有效長(zhǎng)度確定，拱內(nèi)的力學(xué)參數(shù)由錨桿和注漿的加固作用共同決定，則其拱承載強(qiáng)度表達(dá)式q1為

同理，外層錨固承載拱承載強(qiáng)度表達(dá)式q2為

支護(hù)體與圍巖所形成的“耦合疊加承載拱”結(jié)構(gòu)共同承擔(dān)著圍巖應(yīng)力，可將該承載拱視為一種等效耦合圍巖，式(35)和式(36)即為等效耦合圍巖在極限承載條件下的強(qiáng)度表達(dá)式，載荷q1、q2亦可視為等效耦合圍巖對(duì)巷道提供的徑向等效支護(hù)力，其值是控制圍巖穩(wěn)定的關(guān)鍵。進(jìn)一步分析可知承載強(qiáng)度與支護(hù)密度、錨固厚度、力學(xué)參數(shù)等都有很大關(guān)系。

圖14 所示為錨固厚度、支護(hù)強(qiáng)度與承載強(qiáng)度的關(guān)系曲面。從圖14 可以看出：在力學(xué)參數(shù)為定值的條件下，錨固承載強(qiáng)度q1隨錨固厚度b′1和支護(hù)阻力Pi的增大而增大。當(dāng)Pi固定為某個(gè)值時(shí)，隨b′1增大，q1的增長(zhǎng)呈現(xiàn)收斂狀態(tài)，適當(dāng)增大b′1能有效提高錨固結(jié)構(gòu)的承載作用。當(dāng)b′1一定時(shí)，q1隨Pi增大呈線性增大，且q1變化幅度逐漸減小。當(dāng)Pi=0.8 MPa，b′1=2.4 m 時(shí)，q1為其Pi的5.32 倍，錨固結(jié)構(gòu)對(duì)支護(hù)力具有顯著的放大功能，這說明錨桿較小的支護(hù)阻力能夠很好地控制巷道變形破壞。在巷道實(shí)際支護(hù)時(shí)，錨桿提供的支護(hù)強(qiáng)度十分有限，需要通過適當(dāng)增加錨桿長(zhǎng)度、減小間距×排距等方式來增加b′1，從而實(shí)使現(xiàn)q1快速增大，使其滿足支護(hù)要求。

圖14 b′1、Pi與承載強(qiáng)度q1關(guān)系(c=1 MPa，?=38°)Fig.14 Relationships between b′1, Pi and bearing strength q1(c=1 MPa, ?=38°)

圖15 所示為錨固厚度、力學(xué)參數(shù)與承載強(qiáng)度的關(guān)系曲面。由圖15可知：當(dāng)錨固厚度b′1一定時(shí)，隨力學(xué)參數(shù)的增大，承載強(qiáng)度q1呈指數(shù)增大，當(dāng)b′1=3.0 m時(shí)，A點(diǎn)與B點(diǎn)的q1相差可達(dá)9.48 MPa。而當(dāng)力學(xué)參數(shù)為某一定值時(shí)，q1隨b′1的增加變化幅度較小，表明圍巖力學(xué)參數(shù)是保證巷道穩(wěn)定的關(guān)鍵影響因素，即相較于錨固厚度，改善力學(xué)參數(shù)更利于快速地提高承載拱的承載強(qiáng)度。

圖15 b′1、力學(xué)參數(shù)與承載強(qiáng)度q1關(guān)系(Pi=0.6 MPa)Fig.15 Relationships between b′1, mechanical parameters and bearing strength q1(Pi=0.6 MPa)

圍巖力學(xué)參數(shù)c、?沿塑性區(qū)深度各點(diǎn)的應(yīng)力與形態(tài)不同而變化，靠近塑性硬化與軟化交界處的點(diǎn)c較高，靠近洞壁的點(diǎn)c較低，?基本無明顯變化，為計(jì)算方便，可選擇一個(gè)合適的?平均值作為未支護(hù)時(shí)的物性參數(shù)[26]。采用錨桿、錨索支護(hù)后，錨固承載結(jié)構(gòu)等效內(nèi)聚力和等效內(nèi)摩擦角可由式(37)計(jì)算[27]。注漿后可大幅度提高破碎巖體的強(qiáng)度，其內(nèi)聚力提高為1.5～1.8 倍，內(nèi)摩擦角提高2°～5°[28-29]，從安全角度出發(fā)，本文取內(nèi)聚力提高為原參數(shù)的1.6倍，內(nèi)摩擦角增大3°。支護(hù)前后圍巖物理參數(shù)如表3所示。

表3 支護(hù)前后承載拱力學(xué)參數(shù)Table 3 Mechanical parameters of bearing arch before and after support

將表3 中參數(shù)代入式(35)和式(36)得到q1=6.06 MPa，q2=11.59 MPa。“耦合疊加承載拱”周邊巖體開始屈服軟化時(shí)的原巖應(yīng)力閾值由下式計(jì)算：

將q2代入式(38)得到“耦合疊加承載拱”外周邊巖體軟化屈服時(shí)的原巖應(yīng)力閾值為29.09 MPa，大于原巖應(yīng)力24.3 MPa，表明該礦軌道大巷經(jīng)支護(hù)后的承載結(jié)構(gòu)可以有效抑制塑性軟化區(qū)的擴(kuò)展，維持了巷道長(zhǎng)期穩(wěn)定性。

4 工業(yè)性實(shí)驗(yàn)

對(duì)支護(hù)后的軌道大巷進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)，結(jié)果如圖16 所示，未發(fā)現(xiàn)錨桿桿體破斷、圍巖明顯收斂等情況。

圖16 支護(hù)后巷道現(xiàn)場(chǎng)施工圖Fig.16 Construction site diagram of roadway after support

為進(jìn)一步驗(yàn)證深井軟弱圍巖巷道分次強(qiáng)化聯(lián)合支護(hù)技術(shù)的可靠性，在軌道大巷內(nèi)布置2個(gè)測(cè)站(測(cè)站間距40 m)，采用十字交叉法對(duì)表面位移進(jìn)行監(jiān)測(cè)，監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖17 所示。由圖17 可以看出：巷道整體變形量較小，1 號(hào)和2 號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的兩幫最大移近量為38 mm，頂板下沉量最大為52 mm，底鼓量最大為64 mm，分別為原支護(hù)方案下的12.6%、14.1%和14.3%，巷道變形速率在40 d 后逐漸趨于穩(wěn)定，變形速率小于0.2 mm/d。表明采用“錨網(wǎng)噴初次支護(hù)+預(yù)應(yīng)力錨索加強(qiáng)支護(hù)+低壓淺孔初次注漿+底角與底板錨注+高壓深孔復(fù)注”分次強(qiáng)化聯(lián)合控制方案，巷道圍巖形成了強(qiáng)有力的承載系統(tǒng)，整體性得到加強(qiáng)，滿足礦井安全生產(chǎn)需要，實(shí)現(xiàn)了對(duì)深井軟弱圍巖巷道的有效控制。

圖17 軌道大巷圍巖變形監(jiān)測(cè)曲線Fig.17 Monitoring curves of surrounding rock deformationof track roadway

5 結(jié) 論

1) 深井高應(yīng)力軟弱圍巖巷道自洞壁向深處依次形成殘余區(qū)、塑性軟化區(qū)、塑性硬化區(qū)和彈性區(qū)承載結(jié)構(gòu)，其中，殘余區(qū)、塑性軟化區(qū)、塑性硬化區(qū)的邊界發(fā)生漸進(jìn)式擴(kuò)展變換是導(dǎo)致圍巖大規(guī)模破碎和錨桿(索)錨固失效根本原因。塑性軟化程度對(duì)巷道穩(wěn)定性影響顯著，合理地提高支護(hù)阻力和增強(qiáng)圍巖力學(xué)性質(zhì)可以有效減小圍巖塑性破壞范圍。

2) 淮南某礦軌道大巷圍巖殘余區(qū)及塑性軟化區(qū)范圍為2.90～9.35 m，在此基礎(chǔ)上，通過對(duì)深井軟弱圍巖破壞機(jī)制和控制要點(diǎn)進(jìn)行分析，提出了“以高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力錨桿(索)為核心，淺、深孔分次注漿為基礎(chǔ)，底角與底板錨注加固為關(guān)鍵”的全斷面分次強(qiáng)化聯(lián)合控制方案。

3) 針對(duì)實(shí)際支護(hù)方案建立了內(nèi)外“耦合疊加承載拱”結(jié)構(gòu)力學(xué)模型，得到了其極限平衡條件下的承載強(qiáng)度計(jì)算表達(dá)式，并通過將其承載強(qiáng)度等效為對(duì)圍巖的均勻化支護(hù)力，得到了軌道大巷承載拱外圍巖屈服軟化時(shí)的原巖應(yīng)力閾值，達(dá)29.09 MPa。

4) 通過采用全斷面分次強(qiáng)化聯(lián)合支護(hù)技術(shù)方案，巷道變形量?jī)H為原支護(hù)方案下的12.6%～14.3%，并在40 d后巷道整體趨于穩(wěn)定，支護(hù)結(jié)構(gòu)與圍巖耦合充分，有效控制了深井軟弱圍巖的變形破壞。