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(yīng)力軟巖巷道注漿時(shí)機(jī)優(yōu)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(guó)礦業(yè)大學(xué)深部巖土力學(xué)與地下工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇徐州，221116；2. 山東大學(xué)巖土與結(jié)構(gòu)工程研究中心，山東濟(jì)南，250061)

基于支護(hù)?圍巖共同作用原理分析，揭示朱集西煤礦深部高應(yīng)力軟巖巷道圍巖收斂變形與支護(hù)強(qiáng)度及圍巖自承力的變化關(guān)系，獲得巷道圍巖位移與支護(hù)強(qiáng)度的關(guān)系曲線(xiàn)。采用FLAC3D內(nèi)嵌的Fish語(yǔ)言編程，提取巷道圍巖塑性區(qū)、拉伸破壞區(qū)及剪切破壞區(qū)體積數(shù)，揭示不同巖性與埋深條件下巷道圍巖變形和塑性區(qū)擴(kuò)展隨應(yīng)力釋放率的演化規(guī)律，再現(xiàn)巷道圍巖從局部破壞直至整體失穩(wěn)破壞的演化過(guò)程，提出以應(yīng)力釋放率閾值作為判定注漿時(shí)機(jī)的指標(biāo)。研究結(jié)果表明：確定當(dāng)圍巖變形量為150 mm時(shí)，實(shí)現(xiàn)存儲(chǔ)于圍巖內(nèi)變形能的充分釋放及圍巖自承力的最大利用。采用應(yīng)力釋放率閾值60%和圍巖變形量150 mm作為判定注漿時(shí)機(jī)的指標(biāo)是合理的，兩者可相互驗(yàn)證。提出“錨網(wǎng)索噴+注漿+底板錨注”聯(lián)合支護(hù)技術(shù)方案，解決了深部高應(yīng)力軟巖巷道支護(hù)難題，驗(yàn)證了所確定的注漿時(shí)機(jī)是合理、可行的。

深部高應(yīng)力；軟巖巷道；注漿時(shí)機(jī)；應(yīng)力釋放率；圍巖?支護(hù)特征曲線(xiàn)

能源是國(guó)家經(jīng)濟(jì)發(fā)展的物質(zhì)基礎(chǔ)，隨著我國(guó)經(jīng)濟(jì)的高速發(fā)展，對(duì)煤炭資源的需求量急劇增加，淺部資源已趨于枯竭，煤炭開(kāi)采深度不斷增加，已逐漸進(jìn)入深部開(kāi)采階段[1?3]。深部巖體處于復(fù)雜的工程與地質(zhì)條件下，造成深部軟巖巷道礦壓顯現(xiàn)劇烈、圍巖變形和破壞嚴(yán)重，單一的支護(hù)形式難以維持深部軟巖巷道圍巖的穩(wěn)定，常采用錨桿、錨索與注漿相結(jié)合的聯(lián)合支護(hù)形式[4?7]。研究表明[8]，處于塑性狀態(tài)的軟巖巷道圍巖仍具有一定的承載力，可通過(guò)變形將存儲(chǔ)于圍巖內(nèi)的變形能釋放出來(lái)，以降低支護(hù)強(qiáng)度，這需要確定合理的支護(hù)時(shí)機(jī)，適時(shí)支護(hù)可使維持巷道圍巖穩(wěn)定所需的支護(hù)抗力最小，亦可降低支護(hù)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(hù)結(jié)構(gòu)，則此時(shí)所需提供的支護(hù)抗力最小，支護(hù)也較為經(jīng)濟(jì)[9]。支護(hù)時(shí)機(jī)的選擇對(duì)軟巖巷道支護(hù)效果影響較大，最佳支護(hù)時(shí)機(jī)的確定，應(yīng)以“使巷道圍巖釋放應(yīng)力與其自承力達(dá)到最佳匹配”為依據(jù)，這樣既能充分釋放存儲(chǔ)于圍巖內(nèi)的變形能而降低支護(hù)強(qiáng)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(guó)內(nèi)外研究者進(jìn)行了一定的理論與工程研究，何滿(mǎn)潮等[8]基于理論分析，定義了最佳支護(hù)時(shí)間的力學(xué)含義。陸銀龍等[11]綜合數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)分析，提出了判定軟巖巷道最佳錨注支護(hù)時(shí)機(jī)的方法。王小平[12]揭示了巷道圍巖變形隨時(shí)間的變化規(guī)律，確定了巷道合理支護(hù)時(shí)間。孫曉明等[13]針對(duì)深部巷道圍巖在開(kāi)挖與支護(hù)時(shí)所表現(xiàn)出的非線(xiàn)性力學(xué)過(guò)程特性，確定了實(shí)現(xiàn)錨網(wǎng)索耦合支護(hù)時(shí)空耦合的最佳二次支護(hù)時(shí)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(guī)律，給出了確定軟巖巷道合理支護(hù)時(shí)間的方法。屈延嗣等[15]采用lsqcurvefit函數(shù)對(duì)巷道變形監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行了最小二乘擬合，并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)的變形速率得出了二次支護(hù)時(shí)機(jī)。但目前對(duì)深部高應(yīng)力軟巖巷道注漿時(shí)機(jī)的研究尚且不夠深入，本文作者以淮南礦區(qū)千米深井朱集西煤礦為工程背景，基于理論分析、數(shù)值計(jì)算與工業(yè)性試驗(yàn)等綜合技術(shù)手段，研究深部高應(yīng)力軟巖巷道注漿合理時(shí)機(jī)的確定方法，探討深部高應(yīng)力軟巖巷道支護(hù)對(duì)策與圍巖控制技術(shù)方案，為類(lèi)似巷道支護(hù)提供借鑒。

1 軟巖巷道合理注漿時(shí)機(jī)的理論 分析

注漿支護(hù)時(shí)機(jī)，即錨索與注漿組成的二次支護(hù)與錨網(wǎng)噴初次支護(hù)的時(shí)間間隔。若注漿過(guò)早，則此時(shí)巷道圍巖處于變形破裂的發(fā)展階段。一方面，圍巖體裂隙開(kāi)度較小，顆粒漿液難以注入，注漿效果較差；另一方面，因開(kāi)挖擾動(dòng)產(chǎn)生的二次應(yīng)力場(chǎng)會(huì)導(dǎo)致注漿加固巖體的再破壞，造成注漿加固失敗[11]。若注漿過(guò)晚，則巷道圍巖變形破壞嚴(yán)重，已喪失承載力，雖然圍巖體裂隙開(kāi)度較大，漿液易注入，但圍巖體與初次支護(hù)結(jié)構(gòu)已失穩(wěn)破壞，此時(shí)注漿已無(wú)意義，即喪失了最佳的注漿時(shí)機(jī)。因此，選擇合理的注漿時(shí)機(jī)至關(guān)重要。

1.1 支護(hù)?圍巖共同作用原理分析

軟巖巷道支護(hù)體包括柔性支護(hù)與剛性支護(hù)[16]，經(jīng)典的“支護(hù)?圍巖”共同作用原理表明了支護(hù)強(qiáng)度與圍巖變形之間的關(guān)系[17]，如圖1所示。

軟巖巷道不合理的支護(hù)設(shè)計(jì)可分為3類(lèi)[16, 18]：支護(hù)特性曲線(xiàn)1，支護(hù)時(shí)機(jī)過(guò)早，圍巖內(nèi)的變形能未充分釋放，所需要的支護(hù)強(qiáng)度較高，且自身剛度過(guò)大，很難實(shí)現(xiàn)與圍巖的共同作用；支護(hù)特性曲線(xiàn)2，支護(hù)時(shí)機(jī)過(guò)晚，圍巖內(nèi)的變形能釋放較為充分，但支護(hù)體剛度過(guò)小，導(dǎo)致圍巖變形過(guò)而失穩(wěn)破壞；支護(hù)特性曲線(xiàn)3，支護(hù)時(shí)機(jī)適當(dāng)，但支護(hù)強(qiáng)度較低，難以控制巷道圍巖的變形，支護(hù)效果不理想。根據(jù)支護(hù)特性曲線(xiàn)的分析，軟巖巷道的支護(hù)效果取決于支護(hù)強(qiáng)度和圍巖變形量。由于軟巖巷道塑性區(qū)范圍較大，巷道圍巖出現(xiàn)破裂后其自承力不斷衰減，若未采取合理的支護(hù)結(jié)構(gòu)限制其變形，則圍巖破壞范圍不斷擴(kuò)大，對(duì)于支護(hù)強(qiáng)度的要求更高。

1—支護(hù)時(shí)機(jī)過(guò)早；2—支護(hù)時(shí)機(jī)過(guò)晚；3—支護(hù)時(shí)機(jī)適當(dāng)。

1.2 考慮圍巖自承能力的支護(hù)?位移曲線(xiàn)

根據(jù)新奧法理念[10]，巷道開(kāi)挖后應(yīng)允許圍巖產(chǎn)生適量變形，以使圍巖內(nèi)的變形能充分釋放；應(yīng)充分發(fā)揮圍巖的自承載作用，與支護(hù)結(jié)構(gòu)形成共同承載體。通過(guò)圍巖穩(wěn)定性彈塑性分析，可求得巷道圍巖收斂?約束曲線(xiàn)[18?19]；采用塌落拱理論可獲得圍巖的自承力[20]，通過(guò)計(jì)算得到的松動(dòng)圈范圍內(nèi)的圍巖自承力隨圍巖變形的變化曲線(xiàn)[18]，如圖2所示。

由圖2可知：隨著巷道圍巖位移量的增加，儲(chǔ)存于圍巖內(nèi)的變形能不斷釋放，維持圍巖穩(wěn)定所需的支護(hù)強(qiáng)度也逐漸降低；隨著巷道圍巖位移增加，松動(dòng)圈范圍內(nèi)的圍巖自承力隨之衰減；為了維持巷道圍巖的穩(wěn)定狀態(tài)，圍巖自承力衰減量可通過(guò)提高支護(hù)強(qiáng)度來(lái)補(bǔ)償。由巷道圍巖位移與支護(hù)強(qiáng)度關(guān)系曲線(xiàn)可知：巷道開(kāi)挖初期采用柔性支護(hù)，允許圍巖產(chǎn)生適當(dāng)?shù)奈灰瓶捎行У亟档椭ёo(hù)強(qiáng)度，當(dāng)圍巖變形量超過(guò)150 mm后，圍巖變形破壞程度較大造成支護(hù)強(qiáng)度劇烈增加。因此，可以確定合理的注漿時(shí)機(jī)為圍巖位移達(dá)到150 mm時(shí)，其上限不超過(guò)巷道圍巖預(yù)留變形量200 mm。若巷道圍巖變形超過(guò)該值，由于圍巖變形過(guò)大導(dǎo)致自承力降低，所需提供的支護(hù)強(qiáng)度增加。

1—巷道圍巖收斂?約束曲線(xiàn)；2—巷道圍巖自承力衰減曲線(xiàn)；3—巷道圍巖位移?支護(hù)強(qiáng)度關(guān)系曲線(xiàn)。

2 基于應(yīng)力釋放率的注漿時(shí)機(jī)確定

采用FLAC3D內(nèi)嵌的Fish 語(yǔ)言編程，根據(jù)開(kāi)挖卸載應(yīng)力釋放率來(lái)計(jì)算開(kāi)挖荷載等效節(jié)點(diǎn)力，將等效節(jié)點(diǎn)力施加于模型所有節(jié)點(diǎn)的3個(gè)方向上，然后計(jì)算當(dāng)前模型直至平衡結(jié)束，同時(shí)提取數(shù)值計(jì)算過(guò)程中的巷道圍巖塑性區(qū)、拉伸破壞區(qū)及剪切破壞區(qū)體積數(shù)。數(shù)值計(jì)算邊界條件：限制模型底部及側(cè)向位移，在上表面施加自重應(yīng)力，模擬上覆巖層自重；建立模型區(qū)域的長(zhǎng)×寬×高為60 m×60 m×60 m，共劃分276 000個(gè)單元，286 761個(gè)節(jié)點(diǎn)；煤礦深部巷道圍巖體物理力學(xué)參數(shù)取值見(jiàn)表1[4]，采用Mohr-Coulomb破壞準(zhǔn)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(jí)為Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ，Ⅳ和Ⅴ類(lèi)，計(jì)算時(shí)按5%的等級(jí)釋放荷載，累計(jì)完成20次應(yīng)力釋放。不同巖性條件下巷道圍巖變形曲線(xiàn)如圖3所示；以Ⅴ類(lèi)圍巖為例，巷道圍巖變形破壞演化過(guò)程如圖4所示，不同巖性條件下巷道圍巖塑性區(qū)體積曲線(xiàn)如圖5所示，不同應(yīng)力釋放率條件下巷道圍巖位移見(jiàn)表2。

2.1.1 巷道圍巖位移演化規(guī)律分析

由圖3和表2可知：在同一巖性條件下，隨著應(yīng)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(xiàn)出“底板底臌量＞頂板下沉量＞兩幫內(nèi)擠量”的演化規(guī)律，而圍巖變形量增幅呈現(xiàn)出“頂板下沉量＞兩幫內(nèi)擠量＞底板底臌量”的演化規(guī)律。

在相同應(yīng)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(yīng)力釋放率=60%為例，當(dāng)為Ⅰ類(lèi)圍巖時(shí)，頂板下沉量為28.65 mm；當(dāng)為Ⅱ類(lèi)圍巖時(shí)，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(dāng)為Ⅲ類(lèi)圍巖時(shí)，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(dāng)為Ⅳ類(lèi)圍巖時(shí)，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(dāng)為Ⅴ類(lèi)圍巖時(shí)，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(jié)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(chǔ)于巷道圍巖內(nèi)的變形能不斷釋放，即巷道圍巖體中的應(yīng)力不斷降低。

表1 煤礦深部巷道圍巖體物理力學(xué)參數(shù)取值[4]

(a) 頂板下沉量；(b) 幫部?jī)?nèi)擠量；(c) 底板底臌量

2.1.2 巷道圍巖變形破壞演化過(guò)程分析

在地層中開(kāi)挖巷道后，原有巖體中的應(yīng)力平衡狀態(tài)被打破，在巷道周邊產(chǎn)生應(yīng)力重分布，形成二次應(yīng)力場(chǎng)，并在巷道周邊局部位置處產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，若巖體承受的荷載超過(guò)其抗壓或抗拉強(qiáng)度，則巖體產(chǎn)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(dǎo)致巷道圍巖失穩(wěn)破壞[19?20]。巷道圍巖的變形破壞是一個(gè)漸進(jìn)的過(guò)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(chǎn)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(guò)程。圖中：block state表示單元體的狀態(tài)；none表示未破壞；shear-n表示現(xiàn)在處于剪切破壞狀態(tài)；shear-p表示現(xiàn)在處于彈性狀態(tài)，但過(guò)去處于剪切破壞狀態(tài)；tension-n表示現(xiàn)在處于張拉破壞狀態(tài)；tension-p表示現(xiàn)在處于彈性狀態(tài)，但過(guò)去處于張拉破壞狀態(tài)。由圖4和圖5可知：當(dāng)應(yīng)力釋放率=5%時(shí)，巷道圍巖未產(chǎn)生塑性區(qū)；當(dāng)=35%時(shí)，在巷道底角處開(kāi)始產(chǎn)生塑性區(qū)，其塑性區(qū)最大深度為0.5 m，塑性區(qū)總體積數(shù)(剪切破壞體積數(shù))為24個(gè)；當(dāng)=55%時(shí)，在巷道底板與頂板處產(chǎn)生了塑性區(qū)，頂?shù)装逅苄詤^(qū)最大深度為0.5 m，塑性區(qū)總體積數(shù)(剪切破壞體積數(shù))為271個(gè)；當(dāng)=60%時(shí)，在巷道底板、頂板及幫部均產(chǎn)生了塑性區(qū)，頂板與幫部塑性區(qū)最大深度為0.5 m，底板塑性區(qū)最大深度為1.0 m，塑性區(qū)總體積數(shù)(剪切破壞體積數(shù))為936個(gè)；當(dāng)=80%時(shí)，巷道圍巖塑性區(qū)范圍較大，頂板與幫部塑性區(qū)最大深度為1.5 m，底板塑性區(qū)最大深度為2.5 m，塑性區(qū)總體積數(shù)(剪切破壞體積數(shù))為4 107個(gè)；當(dāng)=100%時(shí)，巷道圍巖塑性區(qū)范圍更大，被擠壓的圍巖體將整個(gè)巷道空間充填，頂板與幫部塑性區(qū)最大深度為4.5 m，底板塑性區(qū)最大深度為5.0 m，塑性區(qū)總體積數(shù)為11 425個(gè)，拉伸破壞體積數(shù)為821個(gè)，剪切破壞體積數(shù)為10 604個(gè)。以上結(jié)果表明：隨著應(yīng)力釋放率增加，巷道圍巖塑性區(qū)范圍與塑性區(qū)體積數(shù)呈非線(xiàn)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(yīng)力釋放率條件下巷道圍巖位移量

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

(a) 塑性區(qū)總體積；(b) 拉伸破壞區(qū)體積；(c) 剪切破壞區(qū)體積

在相同應(yīng)力釋放率條件下，隨著巖性惡化，巷道圍巖塑性區(qū)范圍與塑性區(qū)體積數(shù)逐漸增加，并且產(chǎn)生圍巖塑性區(qū)的應(yīng)力釋放率閾值隨之降低。對(duì)于I類(lèi)圍巖，頂板與幫部塑性區(qū)最大深度為0.5 m，底板塑性區(qū)最大深度為1.0 m，塑性區(qū)總體積數(shù)(剪切破壞體積數(shù))為1 034，產(chǎn)生圍巖塑性區(qū)的應(yīng)力釋放率閾值d=85%；對(duì)于Ⅱ類(lèi)圍巖，頂板與幫部塑性區(qū)最大深度為0.5 m，底板塑性區(qū)最大深度為1.0 m，塑性區(qū)總體積數(shù)(剪切破壞體積數(shù))為2 004，d=85%；對(duì)于Ⅲ類(lèi)圍巖，頂板、幫部及底板塑性區(qū)最大深度為1.5 m，塑性區(qū)總體積數(shù)(剪切破壞體積數(shù))為2962，d=70%。對(duì)于Ⅳ類(lèi)圍巖，頂板與底板塑性區(qū)最大深度為3.5 m，幫部塑性區(qū)最大深度為3.0 m，塑性區(qū)總體積數(shù)為8 826個(gè)，拉伸破壞體積數(shù)為227個(gè)，剪切破壞體積數(shù)為8 599個(gè)，d=45%。對(duì)于Ⅴ類(lèi)圍巖，頂板與幫部塑性區(qū)最大深度為4.5 m，底板塑性區(qū)最大深度為5.0 m，塑性區(qū)總體積數(shù)為11 425，拉伸破壞體積數(shù)為821個(gè)，剪切破壞體積數(shù)最為10 604個(gè)，d=35%。以上結(jié)果表明：隨著巖性的惡化，圍巖體的抗拉或抗壓強(qiáng)度不斷降低，發(fā)生剪切或拉伸破壞的圍巖體數(shù)量急劇增加，巷道圍巖的穩(wěn)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(jí)為Ⅴ類(lèi)、巷道埋深為100，200，400，600，800，1 000，1 200和1 400 m共8種情況，計(jì)算時(shí)按5%的等級(jí)釋放荷載，不同埋深條件下巷道圍巖變形曲線(xiàn)如圖6所示，不同埋深條件下巷道圍巖塑性區(qū)分布如圖7所示，不同埋深條件下巷道圍巖塑性區(qū)體積曲線(xiàn)如圖8所示；以應(yīng)力釋放率=60%為例，不同埋深條件下巷道圍巖位移見(jiàn)表3。

(a) 頂板下沉量；(b) 幫部?jī)?nèi)擠量；(c) 底板底臌量

2.2.1 巷道圍巖位移演化規(guī)律分析

由圖6和表3可知：在巷道埋深條件下，隨著應(yīng)力釋放率的增加，巷道圍巖變形量隨之增大，基本呈現(xiàn)出“底板底臌量＞頂板下沉量＞兩幫內(nèi)擠量”的演化規(guī)律。且在相同應(yīng)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(xiàn)出“底板底臌量＞頂板下沉量＞兩幫內(nèi)擠量”的演化規(guī)律，而圍巖變形量增幅呈現(xiàn)出“頂板下沉量＞兩幫內(nèi)擠量＞底板底臌量”的演化規(guī)律。

2.2.2 巷道圍巖變形破壞演化過(guò)程分析

由圖7和圖8可知：在相同應(yīng)力釋放率下，隨著埋深增加，圍巖塑性區(qū)范圍與塑性區(qū)體積數(shù)逐漸增加，并且產(chǎn)生圍巖塑性區(qū)的應(yīng)力釋放率閾值隨之降低；當(dāng)埋深=100 m時(shí)，頂板與幫部塑性區(qū)最大深度為1.5 m，底板塑性區(qū)最大深度為2.0 m，塑性區(qū)總體積數(shù)為4 487個(gè)，拉伸破壞體積數(shù)為110個(gè)，剪切破壞體積數(shù)為4 377個(gè)，產(chǎn)生圍巖塑性區(qū)的應(yīng)力釋放率閾值d=50%；當(dāng)埋深=200 m時(shí)，頂板與幫部塑性區(qū)最大深度為4.0 m，底板塑性區(qū)最大深度為4.5 m，塑性區(qū)總體積數(shù)為7 987個(gè)，拉伸破壞體積數(shù)為231個(gè)，剪切破壞體積數(shù)為7 756個(gè)，d=40%；當(dāng)埋深=400 m時(shí)，頂板與幫部塑性區(qū)最大深度為4.0 m，底板塑性區(qū)最大深度為4.5 m，塑性區(qū)總體積數(shù)為8 924，拉伸破壞體積數(shù)為372個(gè)，剪切破壞體積數(shù)為8 553個(gè)，d=40%；當(dāng)埋深=600 m時(shí)，頂板與底板塑性區(qū)最大深度為4.5 m，幫部塑性區(qū)最大深度為4.0 m，塑性區(qū)總體積數(shù)為9 842個(gè)，拉伸破壞體積數(shù)為494個(gè)，剪切破壞體積數(shù)為9 349個(gè)，d=35%。當(dāng)埋深=800 m時(shí)，頂板與底板塑性區(qū)最大深度為5.0 m，幫部塑性區(qū)最大深度為4.5 m，塑性區(qū)總體積數(shù)為10 648個(gè)，拉伸破壞體積數(shù)為609個(gè)，剪切破壞體積數(shù)為10 039個(gè)，d=35%；當(dāng)埋深=1 km時(shí)，頂板與幫部塑性區(qū)最大深度為4.5 m，底板塑性區(qū)最大深度為5.0 m，塑性區(qū)總體積數(shù)為11 425個(gè)，拉伸破壞體積數(shù)為821個(gè)，剪切破壞體積數(shù)為10 604個(gè)，d=35%；當(dāng)埋深＞1 km時(shí)，因巷道圍巖變形過(guò)大造成計(jì)算中途終止。以上數(shù)據(jù)表明，隨著巷道埋深的增加，發(fā)生剪切或拉伸破壞的圍巖體數(shù)量急劇增加，巷道圍巖的穩(wěn)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(qū)總體積；(b) 拉伸破壞區(qū)體積；(c) 剪切破壞區(qū)體積

2.3 基于應(yīng)力釋放率的合理注漿時(shí)機(jī)的確定

通過(guò)以上分析可知：對(duì)于深部軟巖巷道而言，單一的支護(hù)形式難以維持圍巖的基本穩(wěn)定，常采用錨固與注漿組成的聯(lián)合支護(hù)形式，為了充分發(fā)揮各支護(hù)體對(duì)圍巖的控制效果，需確定合理的注漿時(shí)機(jī)，達(dá)到既充分釋放存儲(chǔ)于圍巖內(nèi)的變形能而降低支護(hù)強(qiáng)度，又充分利用圍巖的自承力而降低支護(hù)成本的目的。巷道圍巖的變形破壞過(guò)程是隨開(kāi)挖引起應(yīng)力釋放率的增大(或變形的增大)而不斷漸進(jìn)破壞的過(guò)程，并且在不同巖性與埋深(應(yīng)力水平)條件下，巷道圍巖塑性區(qū)范圍與塑性區(qū)體積數(shù)隨之變化，且產(chǎn)生圍巖塑性區(qū)的應(yīng)力釋放率閾值不同。因此，可采用產(chǎn)生圍巖塑性區(qū)的應(yīng)力釋放率閾值作為確定注漿時(shí)機(jī)的判據(jù)。

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(shuō)明“采用產(chǎn)生圍巖塑性區(qū)的應(yīng)力釋放率閾值作為確定注漿時(shí)機(jī)的判據(jù)”的應(yīng)用。朱集西礦大巷圍巖位移與變形釋放率曲線(xiàn)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(cè)點(diǎn)破壞而不得不多次布設(shè)，造成監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)波動(dòng)較大；而兩幫測(cè)點(diǎn)較為固定，監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)較為平穩(wěn)。故為了準(zhǔn)確地反映深部高應(yīng)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(guò)井下監(jiān)測(cè)獲得的巷道圍巖變形趨于穩(wěn)定時(shí)的最大變形值，由于不同礦區(qū)的礦井地層條件與巷道所處的工程地質(zhì)條件的差異，造成巷道圍巖變形釋放率是不同的，應(yīng)區(qū)別使用)。為充分釋放存儲(chǔ)于巷道圍巖內(nèi)的變形能，在巷道開(kāi)挖時(shí)將頂板與兩幫各預(yù)留200 mm的變形量；通過(guò)文中深部高應(yīng)力軟巖巷道合理支護(hù)時(shí)機(jī)的理論分析，確定了注漿合理時(shí)機(jī)為圍巖變形量達(dá)到150 mm，此時(shí)，圍巖變形釋放率為60%，其上限不超過(guò)巷道圍巖預(yù)留變形量200 mm。

1—兩幫移近量；2—頂?shù)滓平浚?—變形釋放率。

同理，采用FLAC3D數(shù)值計(jì)算可得到巷道圍巖變形和塑性區(qū)體積與應(yīng)力釋放率關(guān)系曲線(xiàn)，如圖10所示。朱集西礦大巷圍巖開(kāi)始出現(xiàn)塑性區(qū)的應(yīng)力釋放率閾值d=40%，頂板與幫部圍巖未產(chǎn)生塑性區(qū)，底板塑性區(qū)最大深度為0.5 m，塑性區(qū)總體積數(shù)(剪切破壞體積數(shù))為61個(gè)；圍巖頂板下沉量為109.81 mm，兩幫內(nèi)擠量為84.81 mm，底板底臌量為118.47 mm。大巷圍巖周邊均出現(xiàn)塑性區(qū)的應(yīng)力釋放率閾值d=60%，頂?shù)装寮皟蓭蛧鷰r塑性區(qū)最大深度為0.5 m，塑性區(qū)總體積數(shù)(剪切破壞體積數(shù))為466個(gè)；圍巖頂板下沉量為166.60 mm，兩幫內(nèi)擠量為126.32 mm，底板底臌量為176.56 mm。大巷圍巖產(chǎn)生較大塑性區(qū)的應(yīng)力釋放率閾值d=80%，底板與幫部塑性區(qū)最大深度為1.5 m，頂板塑性區(qū)最大深度為1.0 m，塑性區(qū)總體積數(shù)(即剪切破壞體積數(shù))為2 850個(gè)；圍巖頂板下沉量為 275.66 mm，兩幫內(nèi)擠量為209.67 mm，底板底臌量為 252.67 mm。

分析以上數(shù)據(jù)可知：

1) 當(dāng)應(yīng)力釋放率閾值k=40%時(shí)，巷道圍巖剛開(kāi)始產(chǎn)生塑性區(qū)，圍巖基本處于變形破裂的發(fā)展階段，圍巖體裂隙開(kāi)度較小，顆粒漿液難以注入，此時(shí)若進(jìn)行注漿加固，則漿液難以注入、注漿效果較差，即注漿支護(hù)時(shí)機(jī)過(guò)早。當(dāng)應(yīng)力釋放率閾值d=60%時(shí)，巷道周邊塑性區(qū)均為分布，且數(shù)值較小(塑性區(qū)最大深度為0.5 m)，未超過(guò)錨桿的長(zhǎng)度(可控制圍巖的范圍)，錨桿的錨固作用仍能發(fā)揮，可防止巷道冒頂與片幫；巷道圍巖體存在相當(dāng)開(kāi)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(wěn)破壞，故此時(shí)注漿，可將破裂巖體重新膠結(jié)成再承載結(jié)構(gòu)，與初次支護(hù)結(jié)構(gòu)共同承載，可有效地控制圍巖的大變形與損傷擴(kuò)展，將圍巖塑性區(qū)限制在錨桿加固范圍內(nèi)，保證巷道圍巖與支護(hù)結(jié)構(gòu)的長(zhǎng)期穩(wěn)定及安全。當(dāng)應(yīng)力釋放率閾值d=80%時(shí)，巷道圍巖產(chǎn)生了較大塑性區(qū)(塑性區(qū)最大深度為1.0~1.5 m)，圍巖體裂隙開(kāi)度較大，漿液易注入；存儲(chǔ)于圍巖內(nèi)的變形能大量釋放，但兩幫收斂變形量達(dá)到了209.67 mm，剛超過(guò)巷道圍巖預(yù)留變形量200 mm的限值，此應(yīng)力釋放率閾值可作為注漿時(shí)機(jī)的上限。當(dāng)應(yīng)力釋放率閾值d＞80%時(shí)，巷道圍巖塑性區(qū)更多，雖然存儲(chǔ)于圍巖內(nèi)的變形能可得到充分釋放，但巷道圍巖變形破壞嚴(yán)重，已喪失了承載力，此時(shí)注漿已晚，即喪失了最佳的注漿時(shí)機(jī)。

(a) 圍巖變形量；(b) 塑性區(qū)總體積

2) 采用應(yīng)力釋放率閾值60%和圍巖變形量 150 mm作為判定注漿時(shí)機(jī)的指標(biāo)是合理的，兩者可相互驗(yàn)證；并且應(yīng)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(chǔ)于圍巖內(nèi)變性能釋放演化過(guò)程的指標(biāo)。

3 深部高應(yīng)力軟巖巷道支護(hù)技術(shù)

3.1 深部高應(yīng)力軟巖巷道支護(hù)對(duì)策

在巷道掘進(jìn)時(shí)，適當(dāng)擴(kuò)大掘進(jìn)斷面，即在巷道頂部和兩幫各預(yù)留一定的變形量，以允許巷道圍巖產(chǎn)生適量的變形，可使圍巖中的高應(yīng)力(變形能)得到釋放，有利于降低應(yīng)力集中程度，使圍巖中高應(yīng)力向更深部圍巖轉(zhuǎn)移，有利于降低支護(hù)強(qiáng)度。預(yù)應(yīng)力錨桿支護(hù)既能實(shí)現(xiàn)圍巖應(yīng)力狀態(tài)的恢復(fù)改善，又能有效地增強(qiáng)圍巖[21]；預(yù)應(yīng)力錨索既能恢復(fù)改善圍巖應(yīng)力狀態(tài)、增強(qiáng)圍巖，又能實(shí)現(xiàn)承載圈的擴(kuò)大[22]；注漿既能實(shí)現(xiàn)應(yīng)力的有效轉(zhuǎn)移和應(yīng)力峰值的減弱，又能有效地固結(jié)修復(fù)破裂圍巖[23]。錨網(wǎng)噴初次支護(hù)后，圍巖應(yīng)力得到一定程度的釋放，圍巖的自承力有所提高；預(yù)應(yīng)力錨索和全斷面注漿補(bǔ)強(qiáng)加固起永久支護(hù)的作用，實(shí)現(xiàn)巷道圍巖穩(wěn)定的根本控制。通過(guò)注漿可將錨桿壓縮拱、錨索深部承載圈形成內(nèi)外圈承載結(jié)構(gòu)有效地組合在一起，形成了高強(qiáng)度的多層錨殼組合拱結(jié)構(gòu)，擴(kuò)大了支護(hù)體系的承載范圍，共同維持了深部高應(yīng)力軟巖巷道圍巖與支護(hù)結(jié)構(gòu)的長(zhǎng)期穩(wěn)定及安全。在巷道底板施工自鉆式中空內(nèi)注漿錨桿，一方面，通過(guò)錨桿加強(qiáng)底板支護(hù)，以增強(qiáng)底板巖體的抗剪能力，防止底板出現(xiàn)大的剪切滑移，造成巷道的整體失穩(wěn)破壞；另一方面，通過(guò)注漿改善底板中部巖體的應(yīng)力狀態(tài)，提高底板巖層固有強(qiáng)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(shù)。低壓淺孔與高壓深孔同管分次注漿，首先通過(guò)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?jié){液溢出，將淺部圍巖中的裂隙、縫隙充填起來(lái)，相當(dāng)于形成1個(gè)較厚的止?jié){墻；再次采用較高的注漿壓力，進(jìn)行高壓深孔注漿，將松動(dòng)圈范圍內(nèi)的破碎圍巖體都膠結(jié)起來(lái)，提高破裂圍巖體的強(qiáng)度及穩(wěn)定。

3.2 深部高應(yīng)力軟巖巷道支護(hù)技術(shù)方案與參數(shù)

在總結(jié)分析深部高應(yīng)力軟巖巷道支護(hù)對(duì)策的基礎(chǔ)上，提出了深部高應(yīng)力軟巖巷道采用“錨網(wǎng)索噴+注漿+底板錨注”聯(lián)合支護(hù)技術(shù)方案，并應(yīng)用于工程實(shí)踐，取得了良好的技術(shù)經(jīng)濟(jì)效益。

錨網(wǎng)噴索與型鋼支架參數(shù)見(jiàn)表4，支護(hù)結(jié)構(gòu)見(jiàn) 圖11。

3.3 井下應(yīng)用效果分析

為驗(yàn)證“錨網(wǎng)索噴+注漿+底板錨注”聯(lián)合支護(hù)技術(shù)方案對(duì)巷道圍巖控制效果及注漿時(shí)機(jī)選擇的合理性，在西翼11煤矸石運(yùn)輸大巷進(jìn)行了井下工業(yè)性試驗(yàn)，圍巖變形監(jiān)測(cè)曲線(xiàn)如圖12所示。

由圖12可知：西翼11煤矸石運(yùn)輸大巷頂板下沉量為3.84~6.66 mm，兩幫內(nèi)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(wǎng)索噴+注漿+底板錨注”聯(lián)合支護(hù)技術(shù)方案，可有效地控制深部高應(yīng)力軟巖巷道的大變形與底臌，保證了巷道圍巖與支護(hù)結(jié)構(gòu)的長(zhǎng)期穩(wěn)定及安全，驗(yàn)證了所確定的注漿時(shí)機(jī)是合理、可行的。

(a) 支護(hù)斷面圖；(b) 支護(hù)俯視圖

表4 深部高應(yīng)力軟巖巷道支護(hù)形式及規(guī)格參數(shù)

注：巷道頂板與兩幫各預(yù)留200 mm的變形量。

1—1號(hào)監(jiān)測(cè)斷面頂板下沉量；2—1號(hào)監(jiān)測(cè)斷面兩幫內(nèi)擠量；3—1號(hào)監(jiān)測(cè)斷面底板底臌量；4—2號(hào)監(jiān)測(cè)斷面頂板下沉量；5—2號(hào)監(jiān)測(cè)斷面兩幫內(nèi)擠量；6—2號(hào)監(jiān)測(cè)斷面底板底臌量；7—3號(hào)監(jiān)測(cè)斷面頂板下沉量；8—3號(hào)監(jiān)測(cè)斷面兩幫內(nèi)擠量；9—3號(hào)監(jiān)測(cè)斷面底板底臌量。

4 結(jié)論

1) 基于彈塑性理論分析，揭示了朱集西煤礦深部高應(yīng)力軟巖巷道圍巖收斂變形與支護(hù)強(qiáng)度及圍巖自承力的變化關(guān)系，獲得了巷道圍巖位移與支護(hù)強(qiáng)度的關(guān)系曲線(xiàn)。巷道圍巖的適當(dāng)變形可釋放存儲(chǔ)于圍巖內(nèi)的變形能，所需的支護(hù)強(qiáng)度顯著降低；當(dāng)圍巖變形量過(guò)大時(shí)，巷道圍巖松散破碎，自承力減低，所需的支護(hù)強(qiáng)度反而增加。當(dāng)變形量為150 mm左右時(shí)，實(shí)現(xiàn)了充分釋放存儲(chǔ)于圍巖內(nèi)的變形能而降低支護(hù)強(qiáng)度及利用圍巖的自承力而降低支護(hù)成本的目的。

2) 在同一巖性條件下，隨著應(yīng)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(xiàn)出“底板底臌量＞頂板下沉量＞兩幫內(nèi)擠量”的演化規(guī)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(qū)范圍與塑性區(qū)體積數(shù)逐漸增加，且產(chǎn)生圍巖塑性區(qū)的應(yīng)力釋放率閾值隨之降低。

3) 在巷道埋深條件下，隨著應(yīng)力釋放率增加，巷道圍巖變形量隨之增大，基本呈現(xiàn)出“底板底臌量＞頂板下沉量＞兩幫內(nèi)擠量”的演化規(guī)律；在相同應(yīng)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(qū)范圍與塑性區(qū)體積數(shù)逐漸增加，且產(chǎn)生圍巖塑性區(qū)的應(yīng)力釋放率閾值隨之 降低。

4) 采用應(yīng)力釋放率閾值60%和圍巖變形量150 mm，作為判定注漿時(shí)機(jī)的指標(biāo)是合理的，兩者可相互驗(yàn)證；并且應(yīng)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(chǔ)于圍巖內(nèi)變性能釋放演化過(guò)程的指標(biāo)。工程實(shí)踐表明，“錨網(wǎng)索噴+注漿+底板錨注”聯(lián)合支護(hù)技術(shù)方案有效地解決了深部高應(yīng)力軟巖巷道支護(hù)難題，驗(yàn)證了所確定的注漿時(shí)機(jī)是合理、可行的。

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(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(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51704280，51579239，51574223)；中國(guó)博士后科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2015M580493，2017T100420)，山東省土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)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(yīng)用技術(shù)研究；E-mail：mqb1985@126.com