深井軟巖巷道頂幫強(qiáng)力適時(shí)錨注支護(hù)技術(shù)研究

趙復(fù)翔 張浩文 陳新明

（1.河南能源焦煤集團(tuán)，河南 焦作 454000；2.河南理工大學(xué)土木工程學(xué)院，河南 焦作 454000）

為了獲取足夠的煤炭資源，煤炭開(kāi)采逐漸從淺部開(kāi)采轉(zhuǎn)為深部開(kāi)采。當(dāng)煤炭進(jìn)入深部開(kāi)采后，巖層壓力會(huì)逐漸增大，深部的軟巖也會(huì)因?yàn)閹r層壓力的增大而產(chǎn)生大變形[1-4]，導(dǎo)致安全開(kāi)采系數(shù)加大。

為了應(yīng)對(duì)深部開(kāi)采時(shí)的巷道支護(hù)問(wèn)題，許多學(xué)者都展開(kāi)了一系列研究。鄧廣哲[5]通過(guò)研究深部軟巖巷道的裂隙發(fā)育和支護(hù)結(jié)構(gòu)的破壞機(jī)制，提出淺部注漿封堵裂隙，錨桿錨索配合錨索梁形成多層組合拱的支護(hù)形式。江成玉[6]針對(duì)巷道破壞特征和機(jī)理，提出錨桿（索）+鋼筋網(wǎng)+注漿+U 型鋼棚聯(lián)合支護(hù)方案。張海洋[7]對(duì)深部回采煤巷圍巖穩(wěn)定性、松動(dòng)圈大小進(jìn)行系統(tǒng)分析，研究雙殼錨注支護(hù)技術(shù)?？导t普[8]針對(duì)千米深煤礦巷道松軟煤體大變形問(wèn)題，分析巷道煤體變形破壞特征和支護(hù)失效形式，提出采用高壓錨注—噴漿控制方案。錨桿錨索支護(hù)、注漿加固等主動(dòng)支護(hù)形式代表了巷道支護(hù)的發(fā)展方向，但目前大部分礦井巷道主要以端頭錨固為主，裸露部分銹化侵蝕嚴(yán)重，難以抵抗層間剪力而發(fā)生破壞。同時(shí)，對(duì)于注漿時(shí)機(jī)缺乏系統(tǒng)的理論研究，導(dǎo)致巷道圍巖注漿加固并不是總能達(dá)到預(yù)期的目的，嚴(yán)重影響了巷道圍巖注漿控制技術(shù)的推廣應(yīng)用。本文結(jié)合礦井條件采用頂幫強(qiáng)力適時(shí)錨注支護(hù)方案，將端頭錨固改為全長(zhǎng)錨固，并結(jié)合適時(shí)注漿理論分析確定注漿最佳時(shí)機(jī)，利用數(shù)值模擬以及現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)驗(yàn)證了全長(zhǎng)錨固以及新支護(hù)方案的可靠性。

1 工程概況

1.1 工程地質(zhì)條件

趙固一礦14040 工作面運(yùn)輸?shù)壮橄锫裆?63～852 m，設(shè)計(jì)長(zhǎng)度為2 097.468 m，巷道掘進(jìn)層位主要位于二1 煤層底板L9 灰?guī)r附近，隱晶質(zhì)結(jié)構(gòu)，致密、堅(jiān)硬，巷道斷面見(jiàn)圖1。巖層分布如圖2 所示，L9 灰?guī)r以上分別為二1 煤層、灰黑色砂質(zhì)泥巖和灰色泥巖，厚10.16～14.74 m，上具水平層理，局部含二0 煤層或夾薄層泥巖，塊狀結(jié)構(gòu)，波狀層理構(gòu)造，抗壓強(qiáng)度7.9～20.4 MPa，抗拉強(qiáng)度0.8～1.6 MPa，軟化系數(shù)0.31～0.54。在掘出數(shù)小時(shí)內(nèi)，頂板裂隙就開(kāi)始明顯發(fā)育，變形趨向穩(wěn)定后在高應(yīng)力的作用下仍以較大速度產(chǎn)生蠕變，且持續(xù)時(shí)間很長(zhǎng)，有時(shí)達(dá)數(shù)年之久。如不采取有效的支護(hù)措施，則導(dǎo)致巷道徹底失穩(wěn)破壞。

圖1 巷道斷面圖（mm）

圖2 巖層分布圖（mm）

1.2 巷道變形影響因素

巷道原支護(hù)方式中頂板錨索采用的是端頭錨固，錨索自由端由于長(zhǎng)時(shí)間的裸露會(huì)逐漸出現(xiàn)銹蝕現(xiàn)象，大大降低了錨索的預(yù)應(yīng)力，頂板的支護(hù)效果也隨之減弱，頂板出現(xiàn)劇烈下沉，頂板處的錨索在巨大的拉力作用下出現(xiàn)軸向拉伸破壞。當(dāng)頂板圍巖出現(xiàn)破壞后，圍巖應(yīng)力向下傳遞，在兩幫出現(xiàn)應(yīng)力集中，導(dǎo)致層間剪力大幅提高，超過(guò)了兩幫處錨索的極限承載能力，幫部錨索因此出現(xiàn)剪切破壞，支護(hù)能力大幅下降，最終導(dǎo)致巷道整體變形失穩(wěn)。

雖然巷道的變形破壞是由于支護(hù)結(jié)構(gòu)中的錨索發(fā)生破壞所造成的，但歸根結(jié)底是錨索在潮濕環(huán)境中發(fā)生銹蝕或腐蝕使得其未達(dá)到極限承載強(qiáng)度就發(fā)生了破壞。對(duì)于使用時(shí)間較長(zhǎng)的巷道，這種腐蝕現(xiàn)象更為明顯。因此，應(yīng)該加強(qiáng)對(duì)錨索的保護(hù)作用，避免其發(fā)生腐蝕。

2 頂幫強(qiáng)力適時(shí)錨注支護(hù)關(guān)鍵技術(shù)

2.1 原巷道支護(hù)技術(shù)

頂板錨桿選用鋼號(hào)500 的Φ20 mm×2400 mm高強(qiáng)錨桿，按照間排距800 mm×800 mm 垂直頂板布置，并用2 支Z2350 型樹(shù)脂錨固劑進(jìn)行錨固。托盤選擇150 mm×150 mm×10 mm 的拱型高強(qiáng)度托盤。網(wǎng)片采用規(guī)格為2100 mm×1190 mm、網(wǎng)孔規(guī)格為70 mm×70 mm 的冷拔鋼筋經(jīng)緯網(wǎng)。

幫部錨索選用Φ17.8 mm×4200 mm、1×7 股預(yù)應(yīng)力鋼絞線，并用3 支Z2350 型樹(shù)脂錨固劑錨固。托盤選擇300 mm×300 mm×16 mm 的高強(qiáng)度托盤。幫錨索間距為1000 mm，排距800 mm。兩幫錨索水平打設(shè)，最上面一根錨索距頂500 mm，上仰15°打設(shè)，最下邊一根錨索距底板500 mm，下俯15°打設(shè)。具體支護(hù)方案如圖3 所示。

圖3 原支護(hù)方案（mm）

2.2 頂幫強(qiáng)力錨注支護(hù)技術(shù)

在原支護(hù)方案的基礎(chǔ)上，采用Φ22 mm 的新型中空注漿錨索按照間排距1600 mm×1600 mm 進(jìn)一步加固圍巖。頂板及兩幫錨索分別長(zhǎng)8300 mm 和6300 mm，注漿壓力2～2.5 MPa，全長(zhǎng)一次注漿。頂板最外側(cè)兩根錨索朝兩幫方向傾斜15°布設(shè)，其余錨索垂直圍巖布設(shè)，錨索托盤選用300 mm×300 mm×16 mm 高強(qiáng)度托盤。巷道支護(hù)如圖4 所示。

圖4 頂幫強(qiáng)力錨注支護(hù)方案（mm）

2.3 適時(shí)注漿技術(shù)

巷道壁后注漿作為錨注支護(hù)中重要的一個(gè)環(huán)節(jié)，在巷道支護(hù)工程中起到了重要的作用。在注漿技術(shù)研究方面，對(duì)于注漿的最佳時(shí)機(jī)一直以來(lái)研究較少。

2.3.1 注漿時(shí)機(jī)理論分析

對(duì)于軟弱或破碎圍巖的巷道常采用注漿提高圍巖的承載能力，而注漿過(guò)程中漿液能否均勻滲透到圍巖裂隙中是決定注漿效果的重要因素之一。裂隙較大時(shí)，漿液滲透較為容易，微小裂隙則會(huì)對(duì)漿液擴(kuò)散造成一定的阻礙，因此，較好的裂隙發(fā)育程度有助于漿液的滲透，從而提高圍巖的注漿效果。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)以及眾多學(xué)者研究發(fā)現(xiàn)，圍巖裂隙發(fā)育的最佳狀態(tài)處于巖石破壞后的某個(gè)時(shí)間點(diǎn)[9-10]，此時(shí)的圍巖裂隙最適合漿液的滲透。圍巖裂隙發(fā)育隨時(shí)間變化的曲線如圖5 所示。

圖5 圍巖裂隙發(fā)育程度隨時(shí)間變化示意圖

通過(guò)圖5 可以看出，在圍巖強(qiáng)度達(dá)到峰值時(shí)，隨著裂隙發(fā)育程度的增加，圍巖強(qiáng)度也增加，但圍巖強(qiáng)度的峰值是早于裂隙發(fā)育程度的峰值的，當(dāng)裂隙發(fā)育程度達(dá)到峰值時(shí)，圍巖強(qiáng)度已經(jīng)大幅下降，此時(shí)進(jìn)行注漿則不利于利用圍巖自身強(qiáng)度。理論上分析，應(yīng)在圍巖強(qiáng)度曲線與裂隙發(fā)育程度曲線的交叉點(diǎn)進(jìn)行注漿是最合理的，此時(shí)圍巖強(qiáng)度仍處于一個(gè)相對(duì)高點(diǎn)，同時(shí)圍巖裂隙發(fā)育較為充分，漿液最易于滲入圍巖，因此注漿工作應(yīng)安排在巷道掘進(jìn)后的一個(gè)合理時(shí)間。

2.3.2 注漿時(shí)機(jī)巷道輪廓合理位移量計(jì)算

為確定巷道掘進(jìn)后圍巖中形成必要的注漿裂隙所需時(shí)間，引用了巷道圍巖的裂隙系數(shù)與輪廓位移量之間的相關(guān)關(guān)系[11-12]。

通過(guò)注漿提高圍巖強(qiáng)度需要確保圍巖存在能夠讓漿液流動(dòng)的裂隙，合理的裂隙發(fā)育能夠達(dá)到最佳的注漿效果。當(dāng)圍巖產(chǎn)生裂隙時(shí)，巷道整體會(huì)產(chǎn)生一定的變形，此時(shí)巷道變形所產(chǎn)生的輪廓位移量U可由（1）式計(jì)算。

式中：UP為圍巖因流變所產(chǎn)生的位移，m；UT為圍巖中產(chǎn)生裂隙所形成的巷道表面位移，m。

在巷道掘進(jìn)過(guò)程中，由于圍巖中產(chǎn)生裂隙的體積等于巷道整體收斂變形的體積，因此可得：

式中：r為巷道掘進(jìn)后，在巷道產(chǎn)生變形地過(guò)程中，巷道頂部半徑，m；r0為巷道掘進(jìn)后頂部初始半徑，m；rk為巷道變形后頂部半徑，m；RT為巷道圍巖裂隙區(qū)半徑， m；mm為巷道掘進(jìn)前頂部巖體原始裂隙系數(shù)；m（r）為巖體裂隙系數(shù)沿巷道徑向分布函數(shù)。

根據(jù)大量裂隙實(shí)測(cè)結(jié)果顯示，巷道輪廓收斂變形后，其巖體裂隙系數(shù)與巷道表面至裂隙間的距離呈指數(shù)分布。因此，m（r）可用（3）式表示：

式中：mk為巷道輪廓位移值達(dá)到U值時(shí)，巷道輪廓處裂隙系數(shù)；a為與裂隙指數(shù)分布曲線的曲率相關(guān)的系數(shù)。

將（3）式代入（2）式，經(jīng)積分和化簡(jiǎn)整理得（4）式：

用Maple 軟件求解上述方程，可計(jì)算當(dāng)巖體裂隙系數(shù)mk達(dá)到某個(gè)定值時(shí)，巷道輪廓的位移量U。計(jì)算時(shí)各種參數(shù)取值范圍和步長(zhǎng)見(jiàn)表1。

表1 參數(shù)取值范圍和步長(zhǎng)

現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)測(cè)試和計(jì)算結(jié)果證明：

1）當(dāng)圍巖表面裂隙系數(shù)mk=4%～5%時(shí)，巷道頂板輪廓合理位移量U為100 mm。即巷道表面位移達(dá)到100 mm 時(shí)，圍巖并未出現(xiàn)大的變形，依舊具有一定的承載能力，且內(nèi)部裂隙張開(kāi)程度較好，此時(shí)注漿能夠達(dá)到最好的注漿效果。

2）根據(jù)大量的現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)，巷道掘出后變形量一般在5～10 mm/d，則注漿時(shí)間一般為巷道掘出后10～20 d 最佳。由于圍巖條件差異，而計(jì)算模型是以圍巖的各項(xiàng)均質(zhì)性為條件的，因此實(shí)際運(yùn)用過(guò)程中，應(yīng)根據(jù)圍巖情況，選取合適時(shí)間注漿，從而提高圍巖的控制效果。

2.4 全長(zhǎng)錨固支護(hù)

采用中空注漿錨索，對(duì)錨索實(shí)施全長(zhǎng)錨固，利用漿液結(jié)石體將錨索緊緊包裹，隔絕潮濕空氣和腐蝕介質(zhì)，降低了被腐蝕的可能性。同時(shí)，錨固段的延長(zhǎng)增加了錨索抵抗層間剪切力的能力，進(jìn)一步提高了支護(hù)效果。為了驗(yàn)證全長(zhǎng)錨固技術(shù)的優(yōu)越性，采用UDEC 離散元軟件，進(jìn)行支護(hù)參數(shù)的模擬研究。分別從位移、應(yīng)力和塑性區(qū)等方面開(kāi)展分析。

端頭錨固時(shí)圍巖變形破壞特征及應(yīng)力分布如圖6 所示。

圖6 端頭錨固時(shí)圍巖變形破壞特征及應(yīng)力分布圖

由圖6 可知，錨固長(zhǎng)度為1.5 m 時(shí)，頂板最大下沉量為406 mm，底鼓314 mm，頂板呈現(xiàn)三鉸拱式的結(jié)構(gòu)，裂隙和離層已發(fā)育至上覆砂質(zhì)泥巖巖層；底板為反拱結(jié)構(gòu)，頂?shù)装迤茐膰?yán)重。但由于結(jié)構(gòu)面和構(gòu)造應(yīng)力的作用，巷道兩幫最大位移約為60 mm，變形不嚴(yán)重。由塑性區(qū)可知，頂?shù)装逡曰破茐臑橹?，頂?shù)装迤茐姆秶^大，而兩幫相對(duì)較小。裂隙發(fā)育區(qū)范圍內(nèi)，最大主應(yīng)力低于原巖應(yīng)力，最小主應(yīng)力甚至出現(xiàn)了4 MPa 的拉伸應(yīng)力。

全長(zhǎng)錨固時(shí)圍巖變形破壞特征及應(yīng)力分布如圖7 所示。

圖7 全長(zhǎng)錨固時(shí)圍巖變形破壞特征及應(yīng)力分布圖

通過(guò)圖7 可以看出，在趙固一礦14040 運(yùn)輸?shù)壮橄锏膰鷰r條件下，全長(zhǎng)錨固錨索支護(hù)頂板時(shí)，頂板最大下沉量為106 mm，底鼓319 mm。與端頭錨固支護(hù)時(shí)相比，頂板下沉量大大減少，底鼓量變化不大，破壞形式仍為反拱結(jié)構(gòu)。巷道兩幫最大位移約為57 mm，變形不嚴(yán)重。由塑性區(qū)可知，頂?shù)装逡曰破茐臑橹?，而全長(zhǎng)錨固能有效地控制滑移剪切破壞。錨索的變形量與頂板變形量一致，能夠有效控制頂板的下沉。在頂板淋水條件下，全長(zhǎng)錨固能夠提高錨索錨固范圍內(nèi)巖體的完整性，防止錨索在應(yīng)力和礦井水作用下發(fā)生腐蝕、破壞，因此全長(zhǎng)錨固在現(xiàn)場(chǎng)的實(shí)際應(yīng)用效果優(yōu)于部分錨固。

3 支護(hù)效果監(jiān)測(cè)與評(píng)價(jià)

通過(guò)對(duì)采用頂幫強(qiáng)力適時(shí)錨注支護(hù)方案的巷道進(jìn)行頂板離層及錨桿應(yīng)力監(jiān)測(cè)，驗(yàn)證該支護(hù)方案在高應(yīng)力軟巖巷道中的可行性。

3.1 頂板離層監(jiān)測(cè)

采用HD 多點(diǎn)手動(dòng)式頂板離層儀分別監(jiān)測(cè)位于通尺95 m 和147 m 處的巷道頂板離層。頂板離層儀每5 d 監(jiān)測(cè)一次，監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)曲線如圖8、9 所示。

圖8 通尺95 m 處1 號(hào)頂板離層儀數(shù)據(jù)曲線

圖9 通尺147 m 處2 號(hào)頂板離層儀數(shù)據(jù)曲線

根據(jù)觀測(cè)數(shù)據(jù)可知，整體礦壓較為穩(wěn)定，來(lái)壓顯現(xiàn)不明顯，變化規(guī)律無(wú)異常。其中1 號(hào)、2 號(hào)頂板離層儀觀測(cè)數(shù)據(jù)顯示頂板下沉量基本無(wú)明顯變化，這表明全斷面支護(hù)能夠有效控制巷道的頂板離層。

3.2 錨桿應(yīng)力監(jiān)測(cè)

主要通過(guò)監(jiān)測(cè)錨桿預(yù)緊力的實(shí)測(cè)和后期變化，檢驗(yàn)錨桿施工質(zhì)量，檢驗(yàn)錨桿錨索支護(hù)體系匹配合理性，進(jìn)而驗(yàn)證優(yōu)化巷道支護(hù)質(zhì)量和設(shè)計(jì)。監(jiān)測(cè)所得數(shù)據(jù)如下圖10 所示。

圖10 錨桿受力變化曲線

從圖中可以看出，錨桿初期施加預(yù)緊力在100 kN，隨著掘進(jìn)工作面的推進(jìn)，錨桿受力呈穩(wěn)定增加趨勢(shì)。總體而言，錨桿施加高預(yù)緊力后，整體受力呈平緩增大趨勢(shì)，增加幅度小，表明錨桿起到及時(shí)主動(dòng)支護(hù)的作用效果。

4 結(jié)論

1）通過(guò)UDEC 模擬分析了在端頭錨固支護(hù)及全長(zhǎng)錨固支護(hù)下的巷道圍巖位移、應(yīng)力和塑性區(qū)。通過(guò)全長(zhǎng)錨固，頂板最大下沉量從406 mm 降至106 mm，裂隙發(fā)育區(qū)范圍內(nèi)，最大主應(yīng)力小于原巖應(yīng)力，既能有效控制強(qiáng)剪破壞，又能防止發(fā)生腐蝕，證明了全長(zhǎng)錨固的優(yōu)越性。

2）通過(guò)對(duì)注漿理論分析發(fā)現(xiàn)，圍巖裂隙發(fā)育峰值是稍滯后于圍巖強(qiáng)度峰值的，最佳注漿時(shí)間為圍巖強(qiáng)度曲線與裂隙發(fā)育程度曲線的交叉點(diǎn)，此時(shí)圍巖強(qiáng)度相對(duì)較高，裂隙發(fā)育較完善。用Maple 求解方程并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量數(shù)據(jù)可得最佳注漿時(shí)間為巷道開(kāi)挖后的10～20 d。

3）對(duì)采用頂幫強(qiáng)力適時(shí)錨注支護(hù)的巷道進(jìn)行頂板離層及錨桿應(yīng)力監(jiān)測(cè)，監(jiān)測(cè)結(jié)果表明整體礦壓較穩(wěn)定，頂板下沉量基本無(wú)明顯變化，錨桿受力呈穩(wěn)定增加趨勢(shì)，主動(dòng)支護(hù)效果好。