何富連，張廣超

（中國礦業(yè)大學(xué)（北京）資源與安全工程學(xué)院，北京 100083）

1 引言

隨著開采深度不斷加大，深部巷道圍巖控制問題愈加突出[1－2]。深部破碎軟巖巷道是一類特殊的巷道，工程區(qū)域內(nèi)采掘擾動、圍巖性質(zhì)、構(gòu)造應(yīng)力、高地溫、高應(yīng)力場等因素造成了工程的特殊性，圍巖碎裂、強流變性、支護體失效等非線性力學(xué)現(xiàn)象普遍[3－4]。我國淮南、邢東、兗州、新汶等多個煤炭基地都存在類似巷道支護問題。

近年來，國內(nèi)外專家在深井巷道圍巖控制方面提出了多種巷道支護技術(shù)[5－9]，解決了大量深部巷道支護難題，但由于深部軟巖破碎巷道圍巖性質(zhì)、力學(xué)環(huán)境、地質(zhì)工程條件的差異性和復(fù)雜性，各種支護技術(shù)均存在局限性，我國每年仍有相當(dāng)數(shù)量深部巷道陷入前修后壞，反復(fù)維修的被動境地，因此，探索深井破碎軟巖巷道合理支護方式一直是國內(nèi)外學(xué)者研究重點。

錨噴支護是深部巷道支護技術(shù)的基礎(chǔ)，噴層是錨噴支護結(jié)構(gòu)中不可或缺的組成部分，但在深部破碎軟巖巷道大變形壓力下，噴層彈脆性特點顯著，經(jīng)常出現(xiàn)開裂、剝落甚至坍塌現(xiàn)象，錨噴支護質(zhì)量驟降，如何改善噴層支護結(jié)構(gòu)、優(yōu)化錨桿與噴層支護參數(shù)，是一個值得深入研究的問題[10－11]。郭建偉等[12]嘗試將型鋼支架、錨桿索、鋼筋網(wǎng)、格柵支架進行組合以增加噴層剛度、強度和韌性，具有重要指導(dǎo)意義。

基于上述研究，以邢東礦-980車場巷道為研究對象，對圍巖變形破壞特征、失穩(wěn)機制進行分析，并針對性地提出了多層次錨噴網(wǎng)注聯(lián)合支護系統(tǒng)，闡述了其控制破碎軟巖巷道圍巖大變形的機制，并進行現(xiàn)場工業(yè)性試驗，以期實現(xiàn)-980車場巷道圍巖穩(wěn)定。

2 工程概況

2.1 場區(qū)地質(zhì)條件

邢東礦-980車場巷道埋深近1 000 m，是-980采區(qū)行車、通風(fēng)的主要通道，其位置如圖1所示。巷道位于-980水平巷道群，二水平軌道（皮帶）下山、-980大巷的開挖及多次整修使得車場附近圍巖未開挖前已存在大量松動損傷，萌生大量裂隙，在此類圍巖中掘進巷道必將引起圍巖大范圍碎脹變形。

圖1 -980車場區(qū)域平面圖Fig.1 Ichnography of-980 shaft roadway area

巷道揭露工程巖組主要有2#煤、泥巖、粉砂巖。其中2#煤層結(jié)構(gòu)較簡單，賦存穩(wěn)定，厚度為3.1～4.3 m，平均為3.5 m，平均傾角為12°。直接頂為粉砂質(zhì)泥巖或粉砂巖，裂隙較發(fā)育，局部有風(fēng)化現(xiàn)象，巖體強度差；底板為粉砂巖、碳質(zhì)頁巖，富含植物根部化石，裂隙較發(fā)育。可見，-980車場圍巖節(jié)理裂隙發(fā)育，穩(wěn)定性差，易于受工程擾動影響而破碎。

-980車場巷道圍巖本身易破碎，加上深部高應(yīng)力、相鄰巷道采掘擾動及小斷層、褶曲構(gòu)造切割作用均會加劇圍巖破碎變形。因此，-980車場巷道屬于深井軟巖破碎巷道，尤其是巷道交叉點附近，圍巖碎脹變形更加突出。

2.2 原有支護及破壞特征

-980上部車場為直墻拱形斷面，寬×高為4.5 m×3.6 m，原有支護為錨網(wǎng)噴支護，巷道開挖僅3個月，圍巖碎脹變形突出，頂板大范圍下沉，兩幫劇烈收斂，底板強烈鼓起；巷道支護體系失效嚴(yán)重，頂幫混凝土噴層大面積開裂、剝落、鋼筋網(wǎng)撕裂、錨桿強烈扭曲、網(wǎng)兜明顯，嚴(yán)重影響礦井運輸和正常生產(chǎn)，不得不安排專門的巷修隊伍進行頻繁的拉底、刷幫工作。-980水平巷道破壞實照如圖2所示。

圖2 -980水平圍巖及支護體系破壞實照Fig.2 Images of damage situations of the-980 level surrounding rock and the supporting system

2.3 巷道失穩(wěn)機制分析

通過對邢東礦-980水平多巷道地質(zhì)調(diào)研和監(jiān)測分析，認(rèn)為-980車場巷道失穩(wěn)破壞是圍巖破碎、地應(yīng)力高、動壓影響大、支護不合理等因素綜合作用的結(jié)果，其破壞機制如下：-980車場巷道圍巖裂隙發(fā)育、異常破碎、密度低，開挖引起的高應(yīng)力對此類圍巖破壞性極強，圍巖短時間內(nèi)經(jīng)歷“變形→破裂→破碎”形成大范圍破碎；由于圍巖蠕變特性顯著，變形持續(xù)近3個月，累計變形量大，破壞深度較大。過渡碎脹變形引起巖體強度驟降，使得本應(yīng)由巖體自身承擔(dān)的載荷轉(zhuǎn)移到支護體上，支護體必須承受巨大變形壓力。

試驗巷道沿用傳統(tǒng)錨噴支護形式，其在強度、剛度、結(jié)構(gòu)上與-980巷道巨大變形壓力不匹配，體現(xiàn)在以下三方面：①錨桿支護密度小、預(yù)緊力低，錨固形成的承載結(jié)構(gòu)支護阻力小，在巨大變形壓力下出現(xiàn)錨桿扭彎、鋼筋網(wǎng)撕裂等失效現(xiàn)象。②噴層采用普通混凝土噴層結(jié)構(gòu)，剛度遠小于碎脹圍巖，在巨大變形壓力下出現(xiàn)開裂、剝落現(xiàn)象（圖2(b)），進而引起圍巖強度劣化；噴層結(jié)構(gòu)破壞使得錨桿預(yù)應(yīng)力無法均勻施加到巖面，預(yù)應(yīng)力傳播分散度大，使得錨噴質(zhì)量大幅降低。③-980車場巷道底板未采取任何支護，且長期受到水理、風(fēng)化作用，在高應(yīng)力作用下發(fā)生強烈底鼓，進而加劇兩幫和頂板大變形。

綜上分析，-980車場巷道圍巖本身易于破碎，在不合理支護條件下，圍巖破碎變形更加顯著，最終導(dǎo)致巷道全斷面失穩(wěn)破壞。

3 多層次錨噴網(wǎng)注聯(lián)合控制技術(shù)

3.1 深井破碎軟巖巷道圍巖控制對策

根據(jù)對-980車場巷道圍巖變形破壞特征、失穩(wěn)機制的分析，結(jié)合相關(guān)理論及工程實踐[13－15]，確定-980巷道圍巖控制對策如下：開掘初期及時進行高強支護，形成一定強度和剛度的承載結(jié)構(gòu)，提高圍巖承載能力，限制初期大變形；待釋放一定變形壓力后，采取二次支護，抑制圍巖永久變形，實現(xiàn)巷道長期穩(wěn)定；改善噴層結(jié)構(gòu)力學(xué)性能，增強其對淺部碎脹變形的抵抗力；此外，還應(yīng)采取圍巖強度強化措施，提高破碎圍巖整體強度，并對底板進行有效支護，提高圍巖支護結(jié)構(gòu)的整體穩(wěn)定性。

依據(jù)上述支護對策，采用多層次錨噴網(wǎng)注聯(lián)合支護體系進行巷道修復(fù)。首先，通過高預(yù)應(yīng)力強錨桿多層次交錯密集支護，在錨固區(qū)形成高應(yīng)力承壓拱結(jié)構(gòu)，提高錨固區(qū)域內(nèi)圍巖強度，并限制深部圍巖變形；其次，通過多層次噴射混凝土、掛鋼筋網(wǎng)形成高強噴層結(jié)構(gòu)，提高承壓拱結(jié)構(gòu)完整性，實現(xiàn)高預(yù)應(yīng)力均勻擴散，強化錨桿承載結(jié)構(gòu)性能；最后，多次注漿加固技術(shù)提高破碎圍巖整體性和強度，實現(xiàn)錨桿全長錨固，擴大錨桿作用范圍。

3項技術(shù)在時間、空間上有效配合，在破碎圍巖中形成強化的承載結(jié)構(gòu)，達到強韌封層、穩(wěn)壓膠結(jié)、主動支護的目的，實現(xiàn)巷道穩(wěn)定。其中，錨桿支護是承載結(jié)構(gòu)的主體，鋼筋噴層護表和注漿加固是承載結(jié)構(gòu)保持穩(wěn)定性和承載性能強化必不可少的輔助措施。

3.2 關(guān)鍵技術(shù)

3.2.1 密集高強錨桿支護技術(shù)

高強錨桿支護是承壓拱結(jié)構(gòu)的主體，具有較強的強度和剛度，能對巷道實施全方位支護。與常規(guī)錨桿相比，高預(yù)應(yīng)力錨桿形成的壓應(yīng)力區(qū)范圍和強度更大，同時由于錨桿多層次交錯布置，相鄰錨桿間壓應(yīng)力區(qū)大面積復(fù)合，從而形成厚度更大、承載能力更強的承壓拱結(jié)構(gòu)。如圖3所示，常規(guī)錨桿支護只形成了厚度為hd的低應(yīng)力承壓拱，在高強錨桿密集支護下，低應(yīng)力承壓拱厚度增大為 hmd，并形成了厚度為 hmg的高應(yīng)力承壓拱，極大地改善了錨固范圍內(nèi)應(yīng)力狀態(tài)，穩(wěn)定性亦大幅度提升。

承壓拱結(jié)構(gòu)性能取決于錨桿強度、長度、預(yù)緊力和間距等因素，承壓拱承載能力Q 的關(guān)系式為[16]

式中：l為錨桿有效長度，取1.6 m；α為錨桿錨固控制角，取45°；s為錨桿間距，q為錨桿預(yù)緊力；φ為承載結(jié)構(gòu)內(nèi)巖體內(nèi)摩擦角，約為30°；R為巷道有效半徑。

圖3 高強錨桿強化承壓拱形成原理圖Fig.3 Schematic diagram of a pressure-bearing arch reinforced by high-strength anchors

由式（1）可得承壓拱承載能力與錨桿間距s、施加預(yù)應(yīng)力q 的關(guān)系（圖4）。由圖4和式（1）可知，承壓拱的承載能力Q 與預(yù)緊力q 呈線性增長關(guān)系，預(yù)應(yīng)力越大，承載能力越高；錨桿間距較大時（0.7～1.0 m），承壓拱保持低應(yīng)力值，隨著錨桿間距減?。?.7→0.3 m），承載能力呈冪函數(shù)快速增長趨勢。因此，選用力學(xué)性能優(yōu)越的錨桿，施加高預(yù)應(yīng)力、加大支護密度對于提高錨桿承載結(jié)構(gòu)力學(xué)性能至關(guān)重要。

圖4 承壓拱承載能力與錨桿間距、預(yù)應(yīng)力的關(guān)系Fig.4 Curves of bearing capacity and anchor spacing at different stresses

3.2.2 新型高強抗裂抗彎噴層結(jié)構(gòu)

針對試驗巷道中噴層經(jīng)受變形壓力而發(fā)生開裂、剝落的現(xiàn)象，結(jié)合隧道、橋梁工程中鋼筋混凝土襯砌施工經(jīng)驗，提出新型噴層支護技術(shù)，即在圍巖開挖后噴漿封閉圍巖，施加第1層錨桿和鋼梁壓經(jīng)緯網(wǎng)，再進行二次噴漿覆蓋一層錨桿梁網(wǎng)，后施加第2層錨桿和鋼梁壓經(jīng)緯網(wǎng)，并進行3次噴漿，最終形成層間具有很強黏結(jié)力并能傳遞力的高強抗裂抗彎噴層結(jié)構(gòu)，如圖5所示。其作用分析如下：

圖5 新型高強抗裂抗彎噴層結(jié)構(gòu)Fig.5 New rock-shotcrete layer structure with enhanced cracking and bending resistance

（1）強韌封層

噴層結(jié)構(gòu)中的錨桿、鋼筋網(wǎng)相當(dāng)于在混凝土中植入了箍筋、縱筋，使得噴層結(jié)構(gòu)的整體強度、剛度、韌性大幅提高，可承受劇烈碎脹壓力而不開裂；在圍巖變形過程中，可提供持續(xù)有效的支護力，對非錨固區(qū)圍巖進行強力維護，限制圍巖過量變形，保持承載結(jié)構(gòu)的完整性。

（2）協(xié)同控制

錨桿通過托盤將預(yù)應(yīng)力施加到巖面，但由于托盤面積、材質(zhì)限制，預(yù)應(yīng)力擴散范圍較??；新型噴層結(jié)構(gòu)與巖面緊密貼合且有較高剛度，相當(dāng)于在巷道表面形成了一個應(yīng)力傳遞板[12]，可將錨桿高預(yù)緊力轉(zhuǎn)化為均勻施加到巖面的分布力，恢復(fù)圍巖三向受力狀態(tài)，增強噴層與錨桿協(xié)同控制力度。

（3）共同承載

隨著圍巖變形的發(fā)展，噴層后側(cè)一定深度巖體應(yīng)力重新分布形成拱結(jié)構(gòu)[11]，如圖6(a)所示。該結(jié)構(gòu)可將深部圍巖壓力σy傳遞到錨桿（托盤），進而通過錨桿傳遞給深部圍巖，實現(xiàn)圍巖共同承載。拱結(jié)構(gòu)與拱內(nèi)圍巖只是簡單的接觸，交界面上不存在任何應(yīng)力，拱內(nèi)碎裂巖體變形壓力σz由噴層結(jié)構(gòu)承擔(dān)。

為計算噴層結(jié)構(gòu)可承受最大變形壓力，假設(shè)如下：相鄰錨桿間噴層結(jié)構(gòu)近似直墻形，不考慮噴層弧度；拱結(jié)構(gòu)在錨桿端頭（M、N）處為固定約束，約束反力為Fx、Fy；σy簡化為均布載荷；忽略拱結(jié)構(gòu)縱向位移變化，按平面應(yīng)變問題考慮；σz全部由噴層結(jié)構(gòu)承擔(dān)。

圖6 新型高強抗裂抗彎噴層結(jié)構(gòu)計算模型Fig.6 Computing model for new rock-shotcrete layer structure with enhanced cracking and bending resistance

坐標(biāo)系建立如圖6(b)所示，取拱結(jié)構(gòu)右半部分為研究對象，圖中T為水平方向推力，h′為拱高，s為錨桿間距。由于拱結(jié)構(gòu)處于極限平衡狀態(tài)，對圖中M 點取力矩：

可得水平力T 的關(guān)系式為

對M 點列靜力平衡方程，可得支座反力Fx、Fy為

在拱腳M 處，有

由式（5）可得

設(shè) h′/3高度的巖體與噴層結(jié)構(gòu)構(gòu)成組合梁結(jié)構(gòu)[17]，共同承擔(dān)碎裂圍巖應(yīng)力σz，如圖6(c)所示，組合梁抗彎截面系數(shù)W為

式中：h為噴層厚度。組合梁中部最大彎矩Mmax為

為實現(xiàn)圍巖穩(wěn)定，組合梁最大應(yīng)力應(yīng)小于新型噴層結(jié)構(gòu)的整體許用應(yīng)力，據(jù)此可得組合梁結(jié)構(gòu)保持穩(wěn)定性的條件如下[17]：

式中： K為軟巖井巷增大系數(shù)，取值3.2；σL為鋼筋設(shè)計抗拉強度；A為單位長度內(nèi)鋼筋總截面積；n為鋼筋網(wǎng)層數(shù)；a為鋼筋網(wǎng)間距；d為鋼筋網(wǎng)直徑；LR為混凝土抗拉強度。

結(jié)合式（8）～（10），噴層結(jié)構(gòu)可承受變形壓力如下：

由式（11）可知，噴層承載能力與圍巖內(nèi)摩擦角、錨桿間距、噴層厚度、混凝土強度、鋼筋網(wǎng)參數(shù)及鋪設(shè)方式有關(guān)。由噴層結(jié)構(gòu)形成過程可知，n=2，結(jié)合生產(chǎn)實際，鋼絲繩直徑取6 mm，抗拉強度為235.2 MPa，鋼筋網(wǎng)間排距為100 mm，混凝土抗拉強度為1.1 MPa，代入式（11）得出圍巖變形壓力與錨桿間距、噴層厚度間的關(guān)系如圖7所示。由圖可知，錨桿間距大于0.7 m時，噴層結(jié)構(gòu)最大承載力小于0.5 MPa；隨著錨桿間距減小至0.3 m，噴層承載能力與錨桿間距呈冪函數(shù)增長關(guān)系，以厚度0.2 m時為例：錨桿間距由0.7 m減小至0.3 m過程中（減小1.3倍），噴層承載能力由0.09 MPa增長至0.26 MPa，增加1.89倍。可見，錨桿間距小于0.7 m時更有利于噴層高性能發(fā)揮。噴層承載能力與厚度呈線性增長關(guān)系，厚度越大，承載能力越大，但兼顧柔性支護和經(jīng)濟合理性要求，噴層厚度不宜過大。

圖7 噴層結(jié)構(gòu)承載能力與錨桿間距、厚度的關(guān)系Fig.7 Curves of bearing capacity and anchor spacing with different thicknesses of rock-shotcrete layer

3.2.3 支護時間的確定

-980車場采用多層次的錨網(wǎng)噴注聯(lián)合支護技術(shù)，支護時間的選擇是影響巷道工程質(zhì)量的關(guān)鍵因素。由于-980車場圍巖已存在深層次破碎，巷道擴刷后，圍巖強度不斷降低，碎脹變形持續(xù)增長，因此，擴刷后應(yīng)立即進行一次錨網(wǎng)噴支護，控制初期圍巖變形，增強圍巖承載能力。2次錨網(wǎng)噴支護時間非常關(guān)鍵，滯后時間過短，圍巖初期大變形尚未穩(wěn)定，2次錨網(wǎng)噴結(jié)構(gòu)受變形影響較大，承載性能降低，容易出現(xiàn)支護損壞；滯后時間太長，初次錨噴結(jié)構(gòu)變形過大，對圍巖控制力大幅度降低，2次支護完全失去意義。

實際工程實踐中，合理支護時間可根據(jù)圍巖變形和強度弱化過程判斷，1次支護后巷道變形由快變緩進入恒速變形階段時可作為2次支護最佳時間。邢東礦巷道二次支護一般在1次支護后20 d內(nèi)進行。

4 多層次錨噴網(wǎng)注聯(lián)合支護數(shù)值分析

為驗證上述支護理論，并為巷道支護參數(shù)設(shè)計提供理論依據(jù)，采用FLAC3D模擬軟件，分析錨桿間距、噴層厚度兩種支護參數(shù)對圍巖穩(wěn)定性的影響。

4.1 模型建立

模型尺寸為20 m×30 m×31 m，巷道斷面為直墻拱形，寬×高為4.5 m×3.6 m，共計26 980個單元體和30 118節(jié)點，見圖8。模型頂部施加25 MPa初始應(yīng)力，水平方向施加45 MPa水平應(yīng)力，水平方向位移約束，底部垂直方向位移約束。煤巖體參數(shù)如表1所示。

圖8 數(shù)值計算模型Fig.8 Numerical calculation model

表1 計算模型物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physico-mechanical parameters of calculation model

用Cable結(jié)構(gòu)模擬錨桿，噴層結(jié)構(gòu)采用帶有Liner結(jié)構(gòu)模擬，支護力學(xué)模型如圖9所示。錨桿基本參數(shù)：直徑為22 mm，長度為2.4 m，彈性模量為200 GPa，泊松比為0.27。襯砌結(jié)構(gòu)彈性模量取29.5 GPa，泊松比為0.16。

圖9 多層次支護模型Fig.9 Multi-layer supporting model

4.2 模擬過程及方案

模擬過程如下：原巖應(yīng)力平衡→巷道開挖→不同支護參數(shù)設(shè)定→計算至平衡。主要分析錨桿間距、噴層厚度對圍巖位移場、應(yīng)力場的影響，模擬方案如下：①噴層厚度固定，錨桿間距為850、750、650、550、450、350 mm時，模擬圍巖應(yīng)力-位移分布特征；②錨桿間距固定，噴層厚度分別為80、140、200、260、320 mm時，分析圍巖應(yīng)力-位移分布特征及噴層結(jié)構(gòu)受力狀況。

4.3 模擬結(jié)果分析

4.3.1 多層次錨噴網(wǎng)注支護系統(tǒng)圍巖應(yīng)力分布特征

圖10為聯(lián)合支護下圍巖應(yīng)力局部放大圖，應(yīng)力分布特征如下：在高預(yù)應(yīng)力作用下，錨桿尾部形成最大應(yīng)力值為120 kPa的壓應(yīng)力區(qū)，在錨固起始端形成最大應(yīng)力為36 kPa的壓應(yīng)力區(qū)，兩處壓應(yīng)力區(qū)在錨桿自由段范圍內(nèi)交匯形成了橢球形壓應(yīng)力區(qū)；相鄰錨桿間橢球形壓應(yīng)力區(qū)大范圍疊加，形成具有一定厚度的承壓拱結(jié)構(gòu)，拱結(jié)構(gòu)內(nèi)圍巖壓應(yīng)力值大于10 kPa。由于高強度噴層結(jié)構(gòu)對淺部圍巖的強力維護作用，淺部0～0.3 m范圍內(nèi)圍巖基本處于受壓狀態(tài)?？梢?，在密集高強錨桿和高強噴層支護作用下，錨固區(qū)域內(nèi)圍巖均處于受壓狀態(tài)，圍巖穩(wěn)定性大幅度提高。

4.3.2 錨桿間距對巷道支護效果的影響

錨桿間距對于圍巖變形的影響如圖11所示。由圖可知：錨桿間距由850 mm減小至350 mm（減小約60%）過程中，頂板、底板、左幫、右?guī)蛧鷰r變形量由327、226、247、252 mm依次減少至196、170、163、165 mm，分別減少了40.1%、24.8%、34.0%、34.5%。可見，錨桿間距對于各部位圍巖位移影響顯著，錨桿密度越大，圍巖變形量相應(yīng)越小，敏感程度依次為：頂板＞兩幫＞底板。此外，隨著錨桿間距減小，圍巖中應(yīng)力峰值近似“線性”增長，曲線擬合可得關(guān)系式：y=-0.03 x+41.8?？梢?，錨桿間距越小，圍巖中壓應(yīng)力值越高，圍巖處于高強度的三維壓應(yīng)力狀態(tài)，有利于巷道圍巖長期穩(wěn)定。

圖10 多維聯(lián)合支護系統(tǒng)圍巖應(yīng)力場局部放大圖(單位:kPa)Fig.10 Enlarged local stress field of multiple dimension combined supporting system(unit:kPa)

圖11 圍巖應(yīng)力、位移變化規(guī)律與錨桿間距關(guān)系Fig.11 Variations of surrounding rock stress and displacement with anchor distance

4.3.3 噴層厚度對巷道支護效果的影響

噴層厚度對于圍巖位移場、應(yīng)力場的影響，見圖12。由圖可知，噴層厚度由80 mm增加至320 mm（增加300%），頂板、底板、左幫、右?guī)蛧鷰r位移分別由287、243、266、261 mm減少至223、206、215、212 mm，分別減少22.3%、15.2%、19.2%、18.8%?？梢?，噴層厚度越大，噴層剛度、強度越大，對圍巖表面碎脹變形的約束力度越大，圍巖變形量越小。

由圖12可知，隨著噴層厚度增加，錨固區(qū)圍巖應(yīng)力呈快速增長趨勢，噴層厚度由80 mm增加至200 mm（增加1.5倍），圍巖中應(yīng)力由24 kPa增加至45 kPa，增加近0.875倍，這是因為高強噴層可以起到較好的應(yīng)力傳遞作用，噴層厚度越大，錨桿預(yù)應(yīng)力更多地轉(zhuǎn)化為施加到圍巖的均布載荷，引起圍巖內(nèi)應(yīng)力大幅提高。當(dāng)噴層厚度大于200 mm時，隨著噴層厚度增加，圍巖應(yīng)力增幅明顯減小。

圖12 圍巖應(yīng)力、位移變化規(guī)律與噴層厚度關(guān)系Fig.12 Variations of surrounding rock stress and displacement with shotcrete layer thickness

圖13為噴層厚度為200 mm時圍巖應(yīng)力分布云圖。由圖可知，高強噴層結(jié)構(gòu)對于圍巖淺部錨桿非錨固區(qū)應(yīng)力改善效果顯著，隨著噴層厚度增大，非錨固區(qū)內(nèi)圍巖由受拉狀態(tài)逐漸轉(zhuǎn)化為受壓狀態(tài)，當(dāng)噴層厚度近200 mm時，非錨固區(qū)內(nèi)圍巖基本處于受壓狀態(tài)，對于非錨固區(qū)圍巖穩(wěn)定，提高錨噴支護質(zhì)量非常重要。

圖14為高強噴層結(jié)構(gòu)在深部圍巖壓力σy和非錨固區(qū)圍巖變形壓力σz共同作用下應(yīng)力分布圖。因巷道埋深大，地應(yīng)力場高，深部圍巖壓力σy突出，噴層結(jié)構(gòu)處于高壓應(yīng)力狀態(tài)，噴層結(jié)構(gòu)拱頂、拱腰、拱腳、拱底處的水平應(yīng)力依次為8.90、1.70、14.80、1.95 MPa，垂直應(yīng)力依次為1.75、12.10、19.90、1.70 MPa，拱腳處應(yīng)力最大。

可見，提高錨桿密度和噴層厚度有利于深井破碎軟巖巷道圍巖表面位移控制及應(yīng)力改善。結(jié)合邢東礦實際生產(chǎn)地質(zhì)條件，同時兼顧鉆孔擾動、施工速度、經(jīng)濟成本等因素，最終確定采用兩層次錨桿交錯布置（單層間排距為700 mm×700 mm）、3層次噴漿、兩層次掛網(wǎng)的支護形式，時間、空間上有效配合，形成錨桿間距為350 mm×350 mm，噴層厚度為200 mm的圍巖支護系統(tǒng)。錨桿分層次交錯布置可避免一次性錨桿密集支護造成的劇烈圍巖擾動和施工緩慢，高強噴層結(jié)構(gòu)分層次構(gòu)筑可及時改善圍巖受力狀態(tài)，弱化鉆孔擾動，兩者相互作用，提高圍巖變形控制力度，實現(xiàn)巷道長期穩(wěn)定。

圖13 噴層厚度200 mm時圍巖應(yīng)力分布云圖(單位:kPa)Fig.13 Distribution nephogram of surrounding rock stress with 200 mm rock-shotcrete layer thicknesses(unit:kPa)

圖14 新型高強抗折抗彎噴層結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖(單位:Pa)Fig.14 Stress nephograms of new rock-shotcrete layer structure with strengthened cracking and bending resistance(unit:Pa)

5 工程應(yīng)用

5.1 深井軟巖巷道多層次錨噴網(wǎng)注聯(lián)合支護方案

綜合理論計算、數(shù)值模擬和工程類比等方法進行方案設(shè)計，最終形成多層次錨噴網(wǎng)注聯(lián)合支護方案，如圖15所示。

圖15 多層次錨噴網(wǎng)注聯(lián)合支護方案Fig.15 Scheme of bolt-shotcret-net-grouting combined supporting

巷道施工分3個階段進行：

第1階段為初噴、初錨，巷道擴刷至規(guī)定尺寸后，立即噴射80 mm混凝土層；待混凝土凝固后打眼、安裝錨桿，并采用錨桿穹形托盤和φ 14 mm鋼筋梯子梁壓經(jīng)緯金屬網(wǎng)作為臨時支護，復(fù)噴60 mm的混凝土，第1次支護完成。錨桿采用φ 22 mm×2 400 mm左旋無縱筋螺紋鋼高強錨桿，間排距為700 mm×700 mm，樹脂加長錨固，預(yù)緊力不小于80 kN，錨桿扭矩大于300 N·m。

第2階段在第1次支護完成后5～10 d內(nèi)進行，在混凝土噴層上安裝外層錨桿，外層錨桿與里層錨桿交錯布置，進行掛網(wǎng)、安裝托盤、螺母等工序，并噴射60 mm的混凝土層，第2次支護完成。錨桿、托盤、鋼絲繩參數(shù)同第1次支護。

第3階段在2次支護完成后約10～13 d內(nèi)進行，在第3噴層布置注漿孔進行壁后注漿，注漿管采用φ 22 mm×2 000 mm注漿錨桿，間排距為1 500 mm×1 500 mm，底腳及底板注漿管端部均低于底板100 mm。注漿壓力為1.5～2.5 MPa。漿液選用425#水泥，水灰比為0.7～1:1。

5.2 礦壓觀測

為了解多層次錨噴網(wǎng)注聯(lián)合支護效果，在-980交叉點處設(shè)立多個巷道變形監(jiān)測斷面，采用十字布點法進行表面位移監(jiān)測，其中-980大巷交叉點處監(jiān)測結(jié)果如圖16所示。

由圖可知，擴刷60 d后圍巖變形趨于穩(wěn)定，頂板、底板、兩幫圍巖收斂速率均降至1 mm/d以下，此時頂板最大變形量為60 mm，兩幫最大變形量為148 mm，底板最大變形量為96 mm，總體變形量值較小，支護系統(tǒng)亦無開裂損毀現(xiàn)象發(fā)生，見圖17，實現(xiàn)了對深井軟巖巷道的有效控制。

圖16 深井巷道典型測站圍巖表面位移Fig.16 Surface displacements of typical station in deep roadway

圖17 試驗巷道圍巖支護的照片F(xiàn)ig.17 Photos of surrounding rock supporting structure in experimental roadway

6 結(jié)論

（1）邢東礦-980車場巷道屬于深井破碎軟巖巷道，工程地質(zhì)環(huán)境復(fù)雜（圍巖易破碎、高應(yīng)力、動壓等）及支護強度不足是其失穩(wěn)破壞的主要原因，針對性地提出了以高強錨桿密集支護、新型噴層結(jié)構(gòu)護表、滯后注漿加固為主體的多層次錨噴網(wǎng)注聯(lián)合支護體系。

（2）設(shè)計了新型高強抗裂抗彎噴層結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)的剛度、強度、韌性均大幅度提升，可承受大變形而不開裂，實現(xiàn)錨桿預(yù)應(yīng)力均勻擴散，并與深部圍巖共同承載，通過力學(xué)模型分析，得出其承載能力與錨桿間距、噴層厚度關(guān)系表達式。

（3）隨著噴層厚度增加（80→200 mm），圍巖中壓應(yīng)力快速增加，當(dāng)噴層厚度大于200 mm時，圍巖壓應(yīng)力增加幅度減緩，此時非錨固區(qū)內(nèi)圍巖基本處于壓應(yīng)力狀態(tài)，圍巖穩(wěn)定性大幅度提高。

（4）確定了兩層次錨桿間隔交錯布置（單層間排距700 mm×700 mm）、3層次噴漿、兩層次掛網(wǎng)的支護形式，最終形成錨桿間距為350 mm×350 mm、噴層厚度為200 mm的圍巖支護體系。工程實踐表明，該支護體系可有效地控制圍巖碎脹變形，對類似巷道的圍巖控制具有借鑒意義。

[1]袁亮.深井巷道圍巖控制理論及淮南礦區(qū)工程實踐[M].北京:煤炭工業(yè)出版社，2006.

[2]何滿潮，謝和平，彭蘇萍，等.深部開采巖體力學(xué)研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2005，24(16):2803－2813.HE Man-chao，XIE He-ping，PENG Su-ping，et al.Study on rock mechanics in deep mining engineering[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2005，24(16):2803－2813.

[3]黃興，劉泉聲，喬正.朱集礦深井軟巖巷道大變形機制及其控制研究[J].巖土力學(xué)，2012，33(3):827－834.HUANG Xing，LIU Quan-sheng，QIAO Zheng.Research on large deformation mechanism and control method of deep soft roadway in Zhuji Coal Mine[J].Rock and Soil Mechanics，2012，33(3):827－834.

[4]劉泉聲，康永水，白運強.顧橋煤礦深井巖巷破碎軟弱圍巖支護方法探索[J].巖土力學(xué)，2011，32(10):3097－3104.LIU Quan-sheng，KANG Yong-shui，BAI Yun-qiang.Research on supporting method for deep rock roadway with broken and soft surrounding rock in Guqiao Coal Mine[J].Rock and Soil Mechanics，2011，32(10):3097－3104.

[5]孫曉明，何滿潮.深部開采軟巖巷道耦合支護數(shù)值模擬研究[J].中國礦業(yè)大學(xué)學(xué)報，2007，34(2):166－169.SUN Xiao-ming，HE Man-chao.Numerical simulation research on coupling support theory of roadway within soft rock at depth[J].Journal of China University of Mining&Technology，2007，34(2):166－169.

[6]康紅普，王金華，林健.煤礦巷道錨桿支護應(yīng)用實例分析[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2010，29(4):649－664.KANG Hong-pu，WANG Jin-hua，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]柏建彪，王襄禹，賈明魁，等.深部軟巖巷道支護原理及應(yīng)用[J].巖土工程學(xué)報，2008，30(5):632－636.BAI Jian-biao，WANG Xiang-yu，JIA Ming-kui，et al.Theory and application of supporting in deep soft roadways[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2008，30(5):632－636.

[8]嚴(yán)紅，何富連，徐騰飛.深井大斷面煤巷雙錨索桁架控制系統(tǒng)的研究與實踐[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2012，31(11):2248－2257.YAN Hong，HE Fu-lian，XU Teng-fei.Study of doublecable truss controlling system for large section coal roadway of deep mine and its practice[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2012，31(11):2248－2257.

[9]李沖，徐金海，吳銳.深井軟巖巷道錨索網(wǎng)殼襯砌耦合支護機制與實踐[J].采礦與安全工程學(xué)報，2011，28(2):193－203.LI Chong，XU Jin-hai，WU Rui.Mechanism and practice of coupling support technology with anchor-net shelllining in deep mine roadway in soft strata[J].Journal of Mining&Safety Engineering，2011，28(2):193－203.

[10]鄒育麟，何川，周藝，等.強震區(qū)軟弱破碎千枚巖隧道系統(tǒng)錨桿支護作用效果分析[J].巖土力學(xué)，2013，34(7):2001－2008.ZOU Yu-lin，HE Chuan，ZHOU Yi，et al.Analysis of supporting effect of systematic bolts applied to weak and broken phyllite tunnels in meizoseismal area[J].Rock and Soil Mechanics，2013，34(7):2001－2008.

[11]涂兵雄，賈金青，王海濤，等.預(yù)應(yīng)力錨桿柔性支護噴射混凝土面層上的土壓力[J].巖土力學(xué)，2013，34(12):3567－3579.XU Bing-xiong，JIA Jin-qing，WANG Hai-tao，et al.Earth pressure on shotcrete of flexible retaining method with prestressed anchor[J].Rock and Soil Mechanics，2013，34(12):3567－3579.

[12]郭建偉，劉泉聲，楊戰(zhàn)標(biāo)，等.平頂山礦區(qū)深部大規(guī)模松軟圍巖巷道支護技術(shù)[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2012，31(增刊2):3904－3910.GUO Jian-wei，LIU Quan-sheng，YANG Zhan-biao，et al.Support technology to deep large-scale soft surrounding rock of roadway in Pingdingshan Coal Mine[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2012，31(Supp.2):3904－3910.

[13]方新秋，趙俊杰，洪木銀.深井破碎圍巖巷道變形機制及控制研究[J].采礦與安全工程學(xué)報，2012，29(1):1－7.FANG Xin-qiu，ZHAO Jun-jie，HONG Mu-yin.Failure mechanism and control measure of roadway deformation with fractured surrounding rock in deep mine[J].Journal of Mining&Safety Engineering，2012，29(1):1－7.

[14]王衛(wèi)軍，彭剛，黃俊.高應(yīng)力極軟破碎巖層巷道高強度耦合支護技術(shù)研究[J].煤炭學(xué)報，2011，36(2):223－228.WANG Wei-jun，PENG Gang，HUANG Jun.Research on high-strength coupling support technology of high stress extremely soft rock roadway[J].Journal of China Coal Society，2011，36(2):223－228.

[15]孫利輝，楊本生，楊萬斌，等.深部巷道連續(xù)雙殼加固機制及試驗研究[J].采礦與安全工程學(xué)報，2013，30(5):686－691.SUN Li-hui，YANG Ben-sheng，YANG Wan-hui，et al.Reinforcement mechanism and experimental study on continuous double shell of deep roadway[J].Journal of Mining&Safety Engineering，2013，30(5):686－691.

[16]余偉健，高謙，朱川曲.深部軟弱圍巖疊加拱承載體強度理論及應(yīng)用研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2010，29(10):2134－2142.YU Wei-jian，GAO Qian，ZHU Chuan-qu.Study of strength theory and application of overlap arch beating body for deep soft surrounding rock[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2010，29(10):2134－2142.

[17]王煥文，王繼良.錨噴支護[M].北京:煤炭工業(yè)出版社，1989.