DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2016.11.033
深部高应力破碎软岩巷道支护技术研究及其应用
孟庆彬1, 2，韩立军1，张建1，文圣勇1，张帆舸1，李浩1
(1. 中国矿业大学 深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，江苏 徐州，221116；
2. 山东科技大学 山东土木工程防灾减灾重点实验室，山东 青岛，266590)
摘要：针对深部高应力破碎软岩巷道围岩变形量大、变形剧烈、底臌严重、流变性强、支护难等特点，基于巷道围岩松动圈地质雷达探测、收敛变形监测等地质力学测试技术，揭示深部高应力破碎软岩巷道变形破坏特征；采用数值模拟技术手段，从围岩强度特性、流变特性、巷道断面形状、软岩巷道群开挖相互影响、支护设计这5个方面分析深部高应力破碎软岩巷道变形破坏机理。针对安徽省淮南市朱集西矿深部开拓巷道特征与工程地质条件，提出“锚网索喷+U型钢支架+注浆+底板锚注”分步联合支护技术方案；基于大型三维模型试验系统，验证分步联合支护技术方案的可行性；采用FLAC 3D研究分析不同支护方案的支护效果，模拟验证分步联合支护方案的合理性。研究结果表明：分步联合支护技术方案有效地控制了深部高应力破碎软岩巷道的大变形与底臌，保证了巷道围岩与支护结构的长期稳定及安全。
关键词：深部高应力；破碎软岩巷道；变形破坏机理；分步联合支护
中图分类号：TD325.4 文献标志码：A 文章编号：1672-7207(2016)11-3861-12
Research and application of supporting technology in deep high stress fractured soft-rock roadway
MENG Qingbin1, 2, HAN Lijun1, ZHANG Jian1, WEN Shengyong1, ZHANG Fange1, LI Hao1
(1. State Key Laboratory for Geomechanics and Deep Underground Engineering,
China University of Mining and Technology, Xuzhou 221116, China;
2. Shandong Provincial Key Laboratory of Depositional Mineralization & Sedimentary Minerals,
Shandong University of Science and Technology, Qingdao 266590, China)
Abstract: The research aims at the problems of large deformation, severe deformation, serious floor heave, high rheology and difficult supporting in the deep roadway which has a high stress level with its surrounding rock being fractured and soften. Based on two geological mechanics testing technologies including the geological radar detection of roadway surround rock loose circle and the monitoring of convergence deformation, the deformation and failure characteristics were revealed of deep roadway which has high stress level, and is fractured and soft. Using the method of the numerical simulation technology, the deformation and failure mechanism of deep high-stressed soft rock roadway were analyzed from five aspects, including surrounding rock strength properties, rheological properties, cross-section shape of roadway, the interaction of soft rock roadways excavation and supporting design. Considering at the characteristics of deep development roadway and the conditions of engineering geological, a step by step combined supporting technical scheme, namely the method of “bolting and shotcreting, U-steel support, grouting and floor bolting casting” was proposed. Based on large 3D model test system, the step by step combined supporting technical scheme was verified. The supporting effect of different support schemes was analyzed by using FLAC 3D. The rationality of the step by step combined supporting technical scheme was also verified. The results show that the large deformation and floor heave of the fractured soft-rock deep roadway under high stress can be effectively controlled with the method of the step by step combined supporting technical scheme, long-term stability and security of the roadway surrounding rock and supporting structure can be ensured.
Key words: deep high stress; broken and soft rock roadway; deformation and failure mechanism; step by step combined supporting
随着煤矿开采深度的增加，地质条件恶化、破碎岩体增多、地应力增大、水头压力增加、地温升高等加剧了软岩巷道矿压显现的剧烈程度，软岩巷道变形破坏严重。深部岩体处在“三高一扰动”的复杂力学环境[1-5]，使得煤矿深部软岩巷道围岩稳定受多因素综合作用，围岩控制问题日益突出。进入深部开采后，巷道赋存地质与应力环境不同，导致深部巷道围岩的变形破坏特征与浅部围岩存在明显不同。在浅部表现为坚硬稳定的围岩，在深部表现出显著的软岩特征。浅部原岩大多处于弹性状态，而进入深部后由于围岩内赋存的高地应力与围岩体低强度之间存在突出矛盾，巷道开挖后二次应力场形成引起的应力集中及巷道群开挖扰动造成应力场的相互叠加效应，导致较大范围内的围岩受到的压剪应力超过了围岩强度，使其处于峰后破裂区的碎裂剪胀状态[4-5]。软岩巷道支护仍是当今世界采矿及地下工程中的一项重要而复杂的技术问题[6]，深部高应力软岩巷道支护是一个重要的研究方向，它是旧矿井向深部拓展及进行深部资源开采的关键技术。国内外许多研究者进行了大量研究，如何满潮等[7-9]针对软岩大变形的特点，研发了深部软岩工程大变形力学分析系统，提出了以恒阻大变形锚网索耦合支护为核心的主动支护技术体系；刘泉声等[10-12]分析了煤矿深部破碎软弱围岩支护的难点及其支护机制，提出了分步联合支护的设计理念和优化支护方案；靖洪文等[13-14]揭示了深部软岩巷道围岩变形失稳机理，提出了刚柔耦合动态加固技术；康红普等[15]提出了高预应力、强力支护理论，开发了煤矿锚杆支护成套技术；孟庆彬等[16-18]对深部高应力软岩巷道断面形状进行了优化设计，分析了其变形破坏特性，揭示了深部巷道围岩变形破坏机理，提出了以内注浆锚杆为核心的锚杆+锚索+锚注“三锚”联合支护体系。但深部高应力软岩巷道支护依然面临许多新的难题，为此，本文作者以淮南矿区千米深井朱集西矿为工程背景，以深部高应力破碎软岩巷道为研究对象，基于矿压监测、理论分析、模型试验与数值模拟等综合技术手段，揭示深部高应力破碎软岩巷道变形破坏机理，探讨其支护理念与技术，以便为类似巷道支护提供借鉴。
1 深部破碎软岩巷道变形破坏特征
朱集西矿位于安徽省淮南市，矿井设计生产能力为400万t/a。目前主要巷道水平为-860~-1 000 m，围岩岩性主要为泥岩、碳质泥岩及粉砂岩等软弱岩层，并且是由各薄岩层构成的复合岩体，其岩石强度低，原岩应力高，巷道断面大，巷道布置密集，属于深部高应力软弱围岩大断面巷道群。由于密集布置的大断面巷道分布于大规模松软围岩中，相邻巷道开挖扰动区相互叠加，受高地应力与开挖扰动影响，又因锚网索支护参数设计不合理，造成锚网索支护结构失效(喷层开裂、脱落，钢筋网外露、断开，锚杆与锚索破断等)，巷道围岩因产生大变形而失稳破坏，多次返修后围岩仍不断变形。
1.1 围岩松动圈地质雷达探测与分析
巷道围岩松动圈是围岩应力超过其强度而产生的破坏区，是反映围岩应力与岩体强度相互作用结果的1个综合性指标，通常可采用超声波测试仪、钻孔窥视仪、地质雷达等测试设备进行现场实测获得。采用地质雷达无损检测技术对井下开拓巷道围岩松动圈进行探测，以确定深部高应力破碎软岩巷道围岩松动圈的范围。围岩松动圈地质雷达探测结果见表1。
开拓巷道采用的原锚网索支护方案见表2。由于开拓巷道采用的原锚网索支护方案不合理，造成锚网索支护结构失稳破坏，不能有效地控制深部软岩巷道围岩塑性区的损伤扩展与大变形，使围岩变形破坏严重；在开拓巷道修复时，仍采用原支护技术方案，造成修复后的巷道围岩不能维持基本稳定及安全，而是在高应力作用下巷道围岩再次失稳破坏，这就加剧了巷道围岩的松动破裂区逐渐由围岩表面向深部扩展，从而造成巷道围岩松动破裂区范围较大。从12个测站、32个测试断面的围岩松动圈测试结果看，整体上朱集西矿深部高应力破碎软岩巷道围岩松动范围较大，基本为2.0~2.5 m，局部为5.0~6.0 m。
表1 深部高应力破碎软岩巷道围岩松动圈地质雷达探测结果
Table 1 Geological radar detection results of releasing zone
表2 原支护材料及规格参数
Table 2 Former supporting materials and specifications
1.2 巷道围岩收敛变形监测
为反映巷道围岩收敛变形情况，采用收敛计对开拓巷道围岩顶底板移近量与两帮内挤量进行实时监测。分开拓巷道围岩位移随时间变化关系曲线如图1所示。由图1可知：经过0.5 a以上巷道围岩收敛变形监测，深部高应力破碎软岩巷道围岩变形仍不止或在短暂相对稳定后变形又继续增加，表明其流变性显著。巷道围岩变形量较大，顶底板移近量为327.43~ 893.72 mm，两帮内挤量为169.34~247.96 mm。巷道底板底臌较严重，每月基本卧底1~2次，起底量为300~500 mm。
图1 深部高应力破碎软岩巷道围岩变形曲线
Fig. 1 Deformation curves of incompact and fractured soft-rock roadway under high stress
2 深部破碎软岩巷道变形破坏机理
巷道开挖前，深部岩体处于三向受力平衡状态，在岩体中开挖巷道或硐室必然扰动或破坏原先处于相对平衡状态的地应力场，造成切向应力增加与径向应力减少，从而引起巷道围岩在一定范围内地应力重新分布和产生应力集中。当围岩体自身的强度较高或作用于围岩体上的应力较低时，巷道或硐室周边围岩的应力状态处于弹性范围内；当围岩局部区域的应力超过围岩体强度时，围岩进入塑性变形或破坏状态，此时巷道围岩周边应力降低，高应力逐渐向围岩深部转移，经过调整后达到新的三向应力平衡状态，在巷道周边围岩中产生一个松散破碎区，又称为围岩松动圈[13, 19]。深部软岩巷道围岩稳定性的影响因素较复杂，下面从几个方面探讨深部破碎软岩巷道变形破坏的影响因素。
2.1 围岩强度特性
深部软岩巷道支护难题在于围岩体内赋存的高地应力与围岩体低强度之间存在突出矛盾，围岩体的岩性及其物理力学性质是影响深部软岩巷道稳定与支护难度的重要因素之一。采用万能材料试验机进行岩石的常规抗压、抗剪及劈裂试验，试验结果见表3。
巷道围岩中存在一些小构造、破碎带及煤线，炮掘后岩块的块度小，完整性较差。为了保证岩块能取出岩心进行岩石力学性质试验，所取泥岩岩块的块度相对较大，完整性较好，试验时其强度相对较高，为高应力软岩。工程实践表明，该矿泥岩遇水后极易泥化、崩解，若巷道开挖后未及时喷浆封闭围岩，造成泥岩在短时间内丧失承载力，则极不利于巷道围岩的控制。泥岩中一般含有蒙脱石、伊利石、高岭石等膨胀性黏土矿物成分，因巷道掘进、钻孔打眼等施工用水及通风影响，引起巷道围岩吸水或失水，改变了围岩体内的含水状态，造成围岩体产生收缩或膨胀，降低了其完整性及强度，进一步加剧了巷道围岩的变形与破坏程度。
2.2 围岩流变特性
软岩巷道围岩流变性较突出，即在巷道开挖初期围岩的变形量及变形速率较小，随着时间的延续而不断增大，经过若干时间后(长达数年)，巷道围岩才发生失稳破坏，流变破坏是深部高应力软岩巷道失稳破坏主要形式之一[20]。基于工程类比法，采用Burgers本构模型进行深部高应力破碎软岩巷道围岩的流变特性数值模拟，以揭示其在不同应力水平(巷道埋深)条件下围岩的流变特性。围岩流变参数选取见表4[21]，不同埋深条件下巷道围岩流变曲线见图2。
从图2可知：随着巷道埋深(应力水平)增大，从巷道开挖后的1 d到180 d，巷道围岩的顶板、底板和两帮位移随时间呈逐渐增大趋势且最终趋于稳定；巷道埋深从100 m增加到1 000 m时，巷道围岩顶板最大位移依次为27.815，67.808，148.970，234.960，321.840和423.100 mm，最大位移增加量依次为39.993，81.162，85.990，86.880和101.26 mm，增加幅度依次为58.98%，54.48%，36.6%，27.0%和23.93%；巷道围岩底板最大位移依次为49.669，90.262，172.390，257.750，345.580和431.57 mm，最大位移增加量依次为40.593，82.128，85.360，87.830和85.990 mm，增加幅度依次为44.97%，47.64%，33.12%，25.42%和19.92%；巷道围岩帮部最大位移依次为36.180，74.994，151.690，231.050，313.420和401.390 mm，最大位移增加量依次为38.814，76.700，79.360，82.370和87.970 mm，增加幅度依次为51.76%，50.56%，34.35%，26.28%和21.92%。上述结果表明：随着巷道埋深增大，巷道围岩位移增加量随之增大，而增加幅度不断减少，呈现出“顶板下沉量的增加幅度＞帮部内挤量的增大幅度＞底板底臌量的增大幅度”规律，且表明围岩流变性随巷道埋深的增加越来越显著；在相同埋深时，呈现出“底板底臌量＞帮部内挤量＞顶板下沉量”的流变特性，即底板是巷道支护的薄弱位置，也是围岩内赋存弹性变形能释放的突出点，巷道底板剧烈变形，不利于巷道帮部与顶板的整体稳定，应加强支护。
表3 轨道与运输顺槽底抽巷岩石物理力学性质试验结果
Table 3 Rock physical and mechanical test results of roadway
表4 Burgers数值模拟参数
Table 4 Burgers numerical simulation parameters
图2 不同埋深条件下巷道围岩流变曲线
Fig. 2 Rheological curves of surrounding rock in different depths of roadway
2.3 巷道断面形状
煤矿巷道断面形状常采用折线形和曲线形等2大类，由于受巷道断面利用率、采煤设备及施工机械、技术与工艺等较多因素的影响，井下巷道常采用直墙拱形与矩形断面，而整体受力较好的圆形巷道采用较少。断面形状对巷道围岩稳定有一定的影响，并且支护结构对不同断面形状巷道围岩的控制效应也不同。采用FLAC 3D揭示直墙拱形、矩形与圆形断面这3种类型巷道开挖后围岩位移、塑性区及应力分布规律，研究不同断面形状对巷道围岩稳定性的影响规律。采用FLAC 3D建立模拟区域的长×宽×高为60 m×60 m×60 m。本数值计算的边界条件为：限制模型底部的位移，取垂直应力为25 MPa，侧压力系数为1.2。岩层参数取值见表2，采用Mohr-Coulomb破坏准则。不同断面形状巷道围岩位移曲线如图3所示，不同断面形状巷道围岩塑性区与应力分布如图4所示。
由图3可知：采用直墙拱形断面时计算所得顶板下沉量为498.4 mm，底板底臌量为673.9 mm，帮部内挤量为472.8 mm；采用矩形断面时计算所得顶板下沉量为714.9 mm，底板底臌量为717.3 mm，帮部内挤量为566.9 mm；采用圆形断面时计算所得顶板下沉量为330.5 mm，底板底臌量为540.8 mm，帮部内挤量为327.7 mm。以上结果表明：矩形断面巷道围岩变形量最大，直墙拱形断面次之，圆形断面最小，并呈现出“底板底臌量＞顶板下沉量＞帮部内挤量”的变形规律。
由图4可知：采用直墙拱形断面时计算所得围岩塑性区顶板最大深度为3.03 m，底板最大深度为4.2 m，帮部最大深度为2.55 m；采用矩形断面时计算所得围岩塑性区顶板最大深度为4.08 m，底板最大深度为6.00 m，帮部最大深度为3.06 m；采用圆形巷道时计算所得围岩塑性区顶板最大深度为2.55 m，底板最大深度为3.03 m，帮部最大深度为2.04 m，且围岩塑性区分布较均匀，在巷道顶角与底角处未出现塑性区集中现象。采用直墙拱形断面时在巷道底角处产生应力集中现象，最大集中应力为32.23 MPa；采用矩形断面时在巷道顶角与底角处均产生应力现象，最大集中应力为32.89 MPa；采用圆形巷道时在巷道周边为产生应力集中现象，最大集中应力为31.57 MPa，围岩应力分布均匀。
图3 不同断面形状巷道围岩位移曲线
Fig. 3 Displacement curves of surrounding rock in different section shapes
2.4 软岩巷道群开挖相互影响
深部巷道往往处于密集布置软岩巷道群中，邻近巷道的开挖会造成围岩开挖扰动区与二次应力场的相互叠加，造成已趋于变形稳定的巷道再次扰动而失稳破坏；高地应力与多次扰动应力场相互叠加，使得深部高应力破碎软岩巷道处于不断变形状态，加剧了巷道围岩的变形速度与破坏程度，极不利于巷道围岩的控制。朱集西矿西翼巷道群(西翼胶带运输大巷、西翼矸石运输大巷、西翼轨道大巷、西翼回风大巷)布置位置较远，但工程实践表明，邻近巷道的开挖也会有一定的扰动影响，为研究巷道群巷道开挖扰动影响范围，拟建立大型数值计算模型，采用Mohr-Coulomb破坏准则，以揭示其相互影响规律；建立模型长×宽×高为322 m×30 m×110 m，共划分1 548 600个单元、1 609 923个节点，所建立的FLAC 3D三维数值模拟模型如图5所示。为较好地反映邻近巷道开挖对既有巷道(西翼胶带运输大巷)的扰动影响，将数值计算相关结果见表5。由表5可知：西翼胶带运输大巷开挖后，顶板下沉量为505.8 mm，底板底臌量为676.4 mm，帮部内挤量为477.2 mm。西翼矸石运输大巷(与西翼胶带运输大巷相距70 m左右)开挖后对西翼胶带运输大巷围岩产生扰动(1次开挖扰动)，造成其围岩变形量增加，顶板下沉量为562 mm，增加幅度为11.11%；底板底臌量为764.1 mm，增加幅度为12.97%；帮部内挤量为527.8 mm，增加幅度为10.60%。西翼轨道大巷(与西翼胶带运输大巷相距150 m左右)开挖后对西翼胶带运输大巷围岩再次扰动(2次开挖扰动)，造成其围岩变形量增加，顶板下沉量为563.0 mm，增加幅度为11.31%；底板底臌量为764.4 mm，增加幅度为13%；帮部内挤量为529.0 mm，增加幅度为10.86%。西翼回风大巷(与西翼胶带运输大巷相距204.0 m左右)开挖后对西翼胶带运输大巷围岩再次扰动(3次开挖扰动)，造成其围岩变形量增加，顶板下沉量为 563.2 mm，增加幅度为11.35%；底板底臌量为765.1 mm，增加幅度为13.11%；帮部内挤量为534.1 mm，增加幅度为11.92%。以上结果表明：当深部高应力破碎软岩巷道群距离较近时，邻近巷道的开挖对既有巷道产生较大开挖扰动影响；随着巷道群距离增加，邻近巷道开挖对既有巷道的影响逐渐减弱；深部高应力破碎软岩巷道群开挖相互影响范围较大，相离70 m左右时仍有较大影响，应优化深部软岩巷道布置方式(相对位置、走向)，以减弱巷道群之间的开挖扰动影响。
图4 不同断面形状巷道围岩塑性区与应力分布
Fig. 4 Plastic zone and stress distribution in different section shapes
图5 FLAC 3D三维数值模拟模型
Fig. 5 Three-dimension numerical model FLAC 3D
表5 深部软岩巷道群开挖交互影响数值计算结果
Table 5 Numerical calculation results of interaction affect
2.5 原支护方案设计不合理
原开拓巷道支护设计虽然采用锚网索联合支护方案，但由于锚网索支护参数设计不合理，未形成耦合支护结构，造成锚网索支护结构失效，不能有效地控制深部软岩巷道的大变形与底臌。对于深部高应力破碎软岩巷道，在其开挖之前软岩已经处于潜塑性状态，由于开挖扰动及邻近巷道开挖的多次扰动，围岩基本处于破碎状态，常规支护技术难以奏效；可通过注浆加固技术，将破坏围岩胶结成一个承载结构，改变破裂岩体的力学特性，提高围岩的完整性与承载力。因巷道底板所处的部位特殊，工作面装岩出矸和材料运输使得底板支护常常滞后于巷道两帮和顶拱，导致底板暴露时间长，且支护强度较低，往往造成底臌剧烈。底板已成为巷道整体失稳破坏的薄弱点与突破点，应采取可行的支护与加固措施，有效地控制底臌，以保证巷道围岩的整体稳定及安全。
3 深部高应力破碎软岩巷道“锚网索喷+U型钢支架+注浆+底板锚注”分步联合支护技术
3.1 深部高应力破碎软岩巷道支护技术
基于对深部高应力破碎软岩巷道变形破坏特征与破坏机理分析，提出了深部高应力破碎软岩巷道支护理念[21]，即巷道开挖后要充分释放围岩变形能，以适应深部高应力软岩巷道大变形的特点；改善围岩性质，保证围岩的完整性，提高围岩强度；维护、保持和提高围岩的残余强度，充分发挥围岩的承载能力；关键部位加强支护，防止围岩变形破坏从薄弱点突破；全断面分步联合加固，工序科学合理；长期监测，优化支护方案，形成合理的支护理念与成套支护技术。针对朱集西矿深部开拓巷道特征及工程地质条件，提出深部高应力破碎软岩巷道采用“锚网索喷+U型钢支架+注浆+底板锚注”分步联合支护技术方案。锚网喷支护结构见图6。
1) 锚网喷参数。锚杆采用高性能左旋无纵筋螺纹锚杆，钢号HRB500，规格为直径×长度为22 mm×2 800 mm，间排距为700 mm×700 mm；采用2卷Z2865型树脂药卷加长锚固，锚固长度不少于1 m，锚固力不低于120 kN，预紧力不低于80 kN；托盘采用拱型高强度托盘，长度×宽度×高度为150 mm×150 mm×12 mm。钢筋托梁采用直径为14 mm的螺纹钢焊接而成，全断面使用。钢筋网采用直径为8 mm螺纹钢焊接，网孔长度×宽度为100 mm×100 mm。喷射混凝土强度等级C25，配合比为1:2:2，掺3%~5%速凝剂，初喷厚度50 mm。
图6 锚网喷支护结构
Fig. 6 Structure of anchor net spray supporting
2) 锚索与U型钢支架参数。预应力锚索采用1×19股高强度低松弛预应力钢绞线制作，锚索直径为22 mm，长度为6 300 mm；孔径为32 mm，采用3卷Z2865型树脂药卷加长锚固和采用高强度可调心托盘(长度×宽度×高度为300 mm×300 mm×16 mm)。锚索的预应力不低于100 kN，间排距为1 400 mm×1 400 mm。支架采用U36型钢制作(见图7)，排距为700 mm。
3) 注浆参数。考虑巷道围岩喷层承受的压力与注浆效果，采用低压浅孔充填注浆与高压深孔渗透注浆组成的分次耦合注浆技术。首先打孔预埋注浆管，间排距为1.4 m×1.4 m。低压浅孔注浆管直径×长度为38 mm×1.0 m，孔径为45 mm，孔深为2.8 m；低压浅孔注浆时采用单液水泥－水玻璃浆液，水泥使用42.5级普通硅酸盐水泥，水灰比控制在0.8~1.0，水玻璃的掺量为水泥用量的3%~5%；注浆压力控制在2 MPa以内，保证喷层不发生开裂。待浆液凝固后，进行高压深孔渗透注浆，深孔注浆仍采用浅孔注浆管，用直径为28 mm钻头进行扫孔，扫孔深度为5.0 m，高压深孔注浆时采用52.5级普通硅酸盐水泥，水灰比控制在0.5~0.6，掺加水泥量为0.7%的NF高效减水剂；当围岩中的裂隙较小时，可采用超细水泥或化学浆 液；注浆压力控制在3~5 MPa，加固范围控制在5.0 m左右。注浆加固结构见图8。
图7 锚索与U36型钢支架结构
Fig. 7 Supporting structure of anchor cable and U36 type steel
图8 注浆加固结构
Fig. 8 Grouting reinforcement structures
4) 底板锚注加固结构参数。反底拱采用圆弧拱结构，弧两端与巷道墙角相接，弧中间最深部位和墙角水平垂距为500 mm，两底角处为200 mm，采用钢筋托梁与钢筋网与帮部相连，使得顶底帮形成1个封闭的整体结构。底板预注浆孔间排距为3.0 m×6.0 m，孔径为90 mm，孔深为6.0 m；底板注浆前，先超前10~20 m施工抽水孔，抽水孔径为90 mm，孔深为6.0~8.0 m。底板锚索间排距为2.0 m×3.0 m，孔径为90 mm，孔深为8.0~15.5 m，可作为注浆孔与抽水孔使用；组合锚索选用3根直径为17.8 mm、长度为8.0~15.5 m的钢绞线作为一束组合锚索，头部3.0 m段编制成串珠状，以有利于增强锚固效果，提高锚索束的锚固力，间隔1.0 m固定支架与卡箍，使各锚索束均匀地绑扎在一起。每组锚索配用长度×宽度×高度为400 mm×400 mm×16 mm与200 mm×200 mm×12 mm托盘各1块，3孔规格锁具1个。底板注浆材料与参数与低压浅孔注浆的相同。
巷道底板围岩较松软破碎，若在底板直接打深钻孔，则往往造成钻孔出现塌孔现象，成孔较困难，故先对底板浅部6 m松动圈进行初注浆，给打锚索孔与深孔注浆创造条件，随后再施工组合锚索钻孔与安装组合锚索，最后往注浆管注浆及封孔；利用锚索孔对底板深部进行注浆，注浆完成后安设大、小托盘及索具张拉锚索。卧底时采用风镐与手镐配合破岩，人工装矸；卧底施工结束后，必须将矸石清理干净，卧底的矸石不能影响轨道通车；在卧底较深段，为避免一次性卧底造成轨道、道木悬浮，可采取分次卧底，首次卧底深度不超过400 mm，卧底长度不少于20 m，然后对该段巷道进行下一次卧底；卧底后轨道轨枕不能接实底，必须在下面充填道木，以确保轨枕接实底。底板打孔时采用ZQJJ-200/1.8型气动架柱式钻机配直径为90 mm钻头打钻；将按规格要求编制好的组合锚索推送入孔，直至孔底；下注浆管后，采用适量棉丝或水泥袋缠绕在注浆管上，用钻杆将其推至距注浆孔内，向孔内塞入水泥水玻璃并捣实进行封孔。注浆结束后，将地锚孔用混凝土填平。底板锚注结构见图9。
3.2 支护效果数值模拟
本模拟采用FLAC 3D建立模拟区域范围、边界条件及巷道岩层参数取值与前面的相同，采用Mohr-Coulomb破坏准则，揭示深部高应力破碎软岩巷道围岩变形与塑性区的演化规律。在数值模拟时，选取锚杆、锚索与喷射混凝土等支护参数，见表6[22]。注浆加固后提高了破裂岩体的完整性与强度，可将破碎围岩注浆加固范围内围岩体的物理力学参数进行适当调整，以反映注浆加固效果[23]。
图9 底板锚注结构
Fig. 9 Floor bolting and grouting structure
采用FLAC 3D模拟研究深部高应力破碎软岩巷道在不同支护方案(工况一，巷道开挖后不支护；工况二，锚网喷支护；工况三，锚网索喷+U36型钢支架联合支护；工况四，锚网索喷+U36型钢支架+注浆联合支护；工况五，锚网索喷+U36型钢支架+注浆+底板锚注联合支护)下的围岩控制效果，以验证该分步联合支护技术方案的合理性与可行性，不同支护方案深部高应力破碎软岩巷道围岩位移及塑性区深度见表7。
分析表7可知：采用“锚网索喷+U型钢支架+注浆+底板锚注”分步联合支护技术方案后，巷道围岩顶板最大下沉量约为50.88 mm，底板最大底臌量约为52.53 mm，帮部最大内挤量约为45.38 mm；围岩塑性区数值较小，分布较均匀。数值模拟结果表明：采用分步联合支护技术方案可有效地控制围岩的大变形与底臌，保证深部高应力破碎软岩巷道围岩与支护结构的长期稳定及安全。
表6 支护结构物理力学参数
Table 6 Physico-mechanical parameters of support structure
表7 不同支护方案深部高应力破碎软岩巷道围岩位移及塑性区深度
Table 7 Displacement distribution and extent of plastic zone in different support scheme
3.3 深部高应力破碎软岩巷道支护技术相似模型试验研究
为验证分步联合支护技术方案的可行性与围岩控制效果，采用WYQ1000-1大型三维模型试验系统进行模型试验。模型的铺设高度×宽度×厚度为1.00 m× 1.00 m×0.25 m，本试验的相似材料采用砂子和石蜡，不同岩层间的节理和层理则用石英砂和云母粉进行模拟[24]。
3.3.1 巷道围岩破坏特征
巷道围岩顶底板在支护结构作用下未出现明显的破裂(顶板垮落或底板底臌)，围岩两帮的剪切破坏较明显，在两帮位置处有少数锚杆、锚索脱锚，U型钢的拱肩位置出现了凹陷变形。一般地，随着试验所施加的荷载不断增大，巷道围岩应力超过其自身强度而破坏；但在支护结构作用下，破裂围岩的残余强度有所提高，可在围岩中形成一定厚度的承载区而发生顶板冒落。
3.3.2 巷道内表面位移分析
巷道围岩收敛变形曲线如图10所示。从图10可见：随着试验所施加荷载增加，巷道围岩收敛变形逐渐增大，在巷道内部完成应力调整后，围岩位移开始趋于稳定；在整个加载过程中，围岩位移基本呈现出阶梯状增加，即表明在支护结构作用下，围岩的变形破坏并不是连续的，而是在应力集中到一定程度时逐级增加。帮部收敛变形量为60 mm，顶板下沉量为69 mm，底板底臌量为55 mm。从巷道围岩收敛变形的变化特点可以看出：在巷道开挖过程中，围岩塑性区范围不断增大，围岩位移也随之增大；在支护结构作用下，围岩内部应力分布产生变化，在巷道围岩经过多次应力调整而重新回到平稳状态时，此时围岩位移变化趋于稳定。
图10 巷道围岩收敛变形曲线
Fig. 10 Convergence deformation curves of roadway surrounding rock
3.4 应用效果
为验证分步联合支护技术方案的合理性与可行性，在西翼11煤胶带机大巷(修复巷道)进行井下工业性试验，监测结果如图11所示。由图11可知：巷道顶底板移近量为3.44 mm，两帮内挤量为15.58 mm，即表明采用“锚网索喷+U型钢支架+注浆+底板锚注”分步联合支护技术方案后，有效地控制了深部高应力破碎软岩巷道的大变形与底臌，保证了巷道围岩与支护结构的稳定及安全，是一种有效的支护途径。
图11 巷道围岩收敛变形曲线
Fig. 11 Convergence deformation curves of roadway surrounding rock
4 结论
1) 巷道围岩松动范围整体较大，基本为2.00~2.50 m，局部为5.00~6.00 m。巷道围岩持续变形、变形量较大，顶底板移近量为327.43~893.72 mm，两帮内挤量为169.34~247.96 mm。锚网索支护结构失效，巷道围岩变形破坏剧烈、破坏严重。
2) 深部高应力破碎软岩巷道围岩变形流变性较为突出，随着巷道埋深增加，围岩变形量急剧增加；在相同埋深时，呈现出“底板底臌量＞顶板下沉量＞帮部内挤量”的流变特性，即底板是巷道支护的薄弱位置，也是围岩内赋存弹性变形能释放的突出点，巷道底板剧烈变形，不利于巷道帮部与顶板的整体稳定，应加强支护。
3) 巷道断面形状对围岩稳定有一定影响，矩形断面巷道围岩变形量最大，直墙拱形断面次之，圆形断面最小，并呈现出“底板底臌量＞帮部内挤量＞顶板下沉量”的变形规律。当巷道群距离较近时，邻近巷道的开挖对既有巷道产生较大的开挖扰动影响，随着距离增加，巷道开挖对既有巷道的影响逐渐减弱。
4) 针对朱集西矿深部开拓巷道特征及工程地质条件，提出“锚网索喷+U型钢支架+注浆+底板锚注”分步联合支护技术方案；基于大型三维模型试验系统，验证了分步联合支护技术方案的可行性；采用FLAC 3D研究分析了不同支护方案的支护效果，模拟验证了支护方案的合理性。该技术有效地控制了深部高应力破碎软岩巷道的大变形与底臌，保证了巷道围岩与支护结构的稳定及安全。
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(编辑 陈灿华)
收稿日期：2015-12-10；修回日期：2016-02-06
基金项目(Foundation item)：国家自然科学基金资助项目(51574223, 41572263, 51323004)；中国博士后科学基金资助项目(2015M580493)；山东省土木工程防灾减灾重点实验室开放课题(CDPM2014KF03) (Projects(51574223, 41572263, 51323004) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2015M580493) supported by the China Postdoctoral Science Foundation; Project(CDPM2014KF03) supported by the Opening Project Fund of Shandong Provincial Key Laboratory of Civil Engineering Disaster Prevention and Mitigation)
通信作者：孟庆彬，博士，助理研究员，从事岩体加固理论与应用技术研究；E-mail: mqb1985@126.com
