王 軍， 王正澤， 丁厚剛， 郭畢鈞， 顧薛青

(1. 山東建筑大學(xué)土木工程學(xué)院， 山東 濟(jì)南 250101； 2. 山東英才學(xué)院建筑工程學(xué)院， 山東 濟(jì)南 250104； 3. 山東深博巷道支護(hù)技術(shù)有限公司， 山東 濟(jì)南 250022)

0 引言

斷層破碎帶是斷層兩盤相對(duì)運(yùn)動(dòng)導(dǎo)致巖層斷裂并沿?cái)嗔衙嫘纬傻挠幸欢▽挾鹊膸r石破碎帶。當(dāng)巷道穿過斷層破碎帶時(shí)，破碎帶巖體軟弱、裂隙發(fā)育、巖體強(qiáng)度大幅度降低，圍巖自承載能力差，巷道變形嚴(yán)重，甚至出現(xiàn)冒頂現(xiàn)象。目前斷層破碎帶支護(hù)多采用錨網(wǎng)噴、預(yù)應(yīng)力錨索、型鋼支架、混凝土碹體和圍巖注漿加固等多種技術(shù)組合的復(fù)合支護(hù)技術(shù)[1-4]。由于地質(zhì)條件差、支護(hù)技術(shù)組合優(yōu)勢(shì)差或支護(hù)體綜合承載力不足等原因，多數(shù)斷層破碎帶支護(hù)未能達(dá)到理想效果。

井下灌注式鋼管混凝土支架是一種適用于深井軟巖巷道支護(hù)的新型高承載力支架[5]。文獻(xiàn)[6-7]研究表明，鋼管混凝土支架承載力可達(dá)相同用鋼量U型鋼支架承載力的3倍。自2008年工業(yè)性試驗(yàn)至今，鋼管混凝土支架已在全國20多家煤礦中的60多條巷道中推廣應(yīng)用，使用巷道類型包括深井巷道、軟巖巷道、動(dòng)壓巷道、特殊硐室和巷道交叉點(diǎn)等難支護(hù)工程，并取得了良好的支護(hù)效果[8-10]。

本文以陽城煤礦-650南翼軌道大巷為研究對(duì)象，通過分析巷道地質(zhì)條件和支護(hù)破壞機(jī)制，依據(jù)承壓環(huán)強(qiáng)化支護(hù)設(shè)計(jì)方法提出基于鋼管混凝土支架的復(fù)合支護(hù)技術(shù)。

1 -650南翼軌道大巷工程地質(zhì)分析

陽城煤礦-650南翼軌道大巷處于主開采水平，布置在3煤頂板中，部分地段穿過3煤，水平標(biāo)高-650 m，埋深690 m，巷道斷面形狀為直墻半圓拱形。平面位置如圖1所示，地質(zhì)剖面如圖2所示。

圖1 -650南翼軌道平面位置

圖2 -650南翼軌道地質(zhì)剖面

1.1 巷道穿越斷層破碎帶特征分析

-650南翼軌道橫穿CF6斷層、DF51斷層、DF52斷層、DF38斷層及DF16斷層，其中DF51和DF52斷層近距離錯(cuò)動(dòng)巖層，落距分別為37 m和21 m，DF38斷層落距較大，達(dá)到50～100 m，多條斷層形成多個(gè)軟弱破碎帶，穿越破碎帶的巷道明顯表現(xiàn)出圍巖強(qiáng)度低和完整性差，圍巖泥化程度高，極易風(fēng)化潮解，給巷道支護(hù)帶來較大困難。

1.2 巷道圍巖力學(xué)參數(shù)測(cè)試

-650南翼軌道大巷圍巖主要以泥巖和細(xì)砂巖等泥質(zhì)膠結(jié)為主，呈層狀結(jié)構(gòu)，塊狀構(gòu)造，巖層傾角為20°～30°，巖層柱狀如圖3所示。通過室內(nèi)測(cè)試獲得巖石力學(xué)參數(shù)如下： 泥巖單軸抗壓強(qiáng)度平均值為9.8 MPa，細(xì)砂巖單軸抗壓強(qiáng)度平均值為32 MPa。砂石浸水后碎裂崩解，崩解物為碎巖屑；泥巖浸水后泥化，具有明顯的吸水軟化和膨脹特征。泥巖的黏土礦物含量為53.9%，黏土礦物中伊蒙混層占比39%、伊利石占比9%、高嶺石占比52%。

由巖石力學(xué)參數(shù)可知： -650南翼軌道大巷圍巖強(qiáng)度低，黏土礦物含量高，特別是伊蒙混層含量偏大，圍巖遇水后對(duì)穩(wěn)定極為不利。

圖3 巖層綜合柱狀圖

此外，地應(yīng)力測(cè)試表明： -650南翼軌道大巷走向與最大水平主應(yīng)力方向基本垂直，最大水平主應(yīng)力為21.3 MPa，超過泥巖單軸抗壓強(qiáng)度； 最小水平主應(yīng)力為7.9 MPa，垂直主應(yīng)力為12.4 MPa。

鉆孔窺視成像表明： -650南翼軌道大巷頂板和幫部存在多條裂隙，圍巖破碎。

綜合分析，-650南翼軌道大巷屬于高應(yīng)力軟弱破碎巷道，應(yīng)采用高強(qiáng)復(fù)合支護(hù)技術(shù)，并適當(dāng)考慮圍巖注漿加固。

2 -650南翼軌巷原有支護(hù)破壞分析

2.1 巷道原有支護(hù)方案實(shí)施過程

-650南翼軌道大巷原有支護(hù)采用錨網(wǎng)噴+中空注漿錨索+U29型鋼支架+澆筑混凝土底板的復(fù)合支護(hù)方案，巷道凈寬4 m、凈高3.5 m。巷道開挖后： 1)錨網(wǎng)噴。噴層厚200 mm，全螺紋鋼錨桿規(guī)格直徑為22 mm，長度為2.2 m，錨桿間排距為1.0 m×1.0 m，菱形網(wǎng)鋼絲直徑為6 mm。2)U29型鋼支架架設(shè)。支架間距為1.0 m。3)圍巖注漿。中空注漿錨索直徑為21.6 mm，長度為8.0 m，內(nèi)含1根孔徑8 mm注漿管，高壓注入純水泥漿，以注漿壓力為控制指標(biāo)，錨索間排距為1.0 m×1.0 m，梅花形布置。4)混凝土澆筑。在底板澆筑0.4 m厚混凝土層，預(yù)防底鼓。

采用以上支護(hù)方案后，巷道變形監(jiān)測(cè)表明圍巖變形無收斂趨勢(shì)，支護(hù)1年后部分地段巷道兩幫移近量超過1.0 m，頂板下沉量也超過0.8 m，U型鋼支架扭曲、折斷及卡纜破壞明顯，混凝土底板鼓起近0.5 m，之后多次落底并局部錨網(wǎng)噴修補(bǔ)，最終未能阻止巷道的持續(xù)變形。

2.2 巷道原有支護(hù)變形破壞分析

原有支護(hù)方案較為全面地考慮了-650南翼軌道大巷的斷層破碎帶因素，采用錨網(wǎng)索+型鋼支架增加支護(hù)體承載力，采用注漿錨索膠結(jié)破碎帶以恢復(fù)圍巖整體性，并針對(duì)底鼓進(jìn)行了混凝土底板設(shè)計(jì)，但最終未能使巷道支護(hù)穩(wěn)定，分析原因如下。

2.2.1 巷道工程地質(zhì)條件差

1)受斷層影響圍巖破碎，砂巖與泥巖強(qiáng)度低、圍巖吸水崩解或泥化導(dǎo)致圍巖自承載力能力差，巷道走向與大主應(yīng)力垂直使圍巖應(yīng)力過高。2)斷層破碎帶中的泥巖比例較大，泥巖中黏土礦物含量高，受斷層裂隙水和施工殘留水作用，斷層中的泥巖吸水膨脹軟化，進(jìn)一步增大圍巖軟弱特征，圍巖自承載能力進(jìn)一步下降。

2.2.2 原有支護(hù)體綜合承載力不足

1)破碎帶范圍大導(dǎo)致錨桿無法錨在穩(wěn)定巖層上，不能發(fā)揮懸吊作用； 2)圍巖軟弱導(dǎo)致錨桿端頭錨固段與尾部錨固端之間的雙向擠壓力發(fā)揮差，無法形成組合拱作用。

原有支護(hù)采用U29型鋼支架，根據(jù)文獻(xiàn)[7]，U29型鋼支架頂弧段受集中力加載，承載力僅有400 kN，遠(yuǎn)低于φ194 mm×8 mm鋼管混凝土支架的承載力2 000 kN，未發(fā)揮高強(qiáng)支護(hù)作用。

原有支護(hù)U29型鋼支架采用直墻半圓拱，無反底拱。為預(yù)防底鼓，鋪設(shè)0.4 m厚混凝土底板，最終巷道底鼓導(dǎo)致混凝土底板破壞。混凝土底板較薄未配筋，無法提供梁的抗彎作用，底板中間受底鼓力大而兩側(cè)小，故底板中間先破壞。

原支護(hù)圍巖注漿效果不佳，主要原因是破碎帶圍巖中的孔隙被泥巖吸水膨脹后充填，圍巖注漿量少，圍巖整體強(qiáng)度無法恢復(fù)。

綜上，在較高的地應(yīng)力作用下，破碎帶圍巖自承載能力差，圍巖荷載大部分作用在原有支護(hù)體上，支護(hù)體承載力不足導(dǎo)致變形破壞。

3 斷層破碎帶支護(hù)對(duì)策與設(shè)計(jì)方法

3.1 斷層破碎帶支護(hù)對(duì)策

由上文分析可知，受多條斷層影響，-650南翼軌道大巷圍巖破碎軟弱、自承載能力差且圍巖荷載大，同時(shí)支護(hù)體承載力不足。依據(jù)新奧法和承壓環(huán)強(qiáng)化支護(hù)理論，需要在圍巖中淺部構(gòu)筑一個(gè)環(huán)狀承載體(即承壓環(huán))，通過合理支護(hù)措施提高承壓環(huán)的承載能力，使其在自穩(wěn)基礎(chǔ)上，對(duì)外部圍巖提供適當(dāng)?shù)膹较蛑ёo(hù)力以保證外部圍巖穩(wěn)定，最終達(dá)到巷道整體穩(wěn)定的目的[11-12]。承壓環(huán)結(jié)構(gòu)如圖4所示。

圖4 承壓環(huán)強(qiáng)化支護(hù)原理圖

針對(duì)-650南翼軌道大巷斷層破碎帶，具體支護(hù)對(duì)策如下。

1)以錨網(wǎng)支護(hù)構(gòu)筑承壓環(huán)，承壓環(huán)寬度即錨網(wǎng)支護(hù)作用寬度，對(duì)承壓環(huán)內(nèi)的破碎圍巖以注漿加固提高其黏聚力和內(nèi)摩擦角，以達(dá)到整體強(qiáng)化目的。但-650南翼軌道大巷破碎圍巖為泥質(zhì)膠結(jié)巖體，錨桿懸吊和組合拱性能不易發(fā)揮，裂隙被膨脹泥巖充填漿液不易滲透，故深部巖體不易錨固，但淺部巖體經(jīng)歷變形破壞后巖石碎脹、裂隙發(fā)育，適合錨注支護(hù)，承壓環(huán)強(qiáng)化作用有限。

2)-650南翼軌道大巷破碎圍巖構(gòu)筑的承壓環(huán)抵抗荷載能力差，無法自穩(wěn)，采用鋼筋網(wǎng)噴層和鋼管混凝土支架支護(hù)給承壓環(huán)提供高強(qiáng)徑向支護(hù)力，使承壓環(huán)抵御外部圍巖壓力。在圍巖變形后，錨網(wǎng)層與鋼管混凝土支架接觸，承壓環(huán)荷載作用到鋼管混凝土支架上，鋼管混凝土支架給承壓環(huán)提供支護(hù)反力，后施工的鋼筋網(wǎng)噴層可使承壓環(huán)與支架間無縫接觸，確保支架較為均勻承載。

3)為降低作用在承壓環(huán)上的荷載，通過合理布置施工順序使圍巖適度讓壓，讓圍巖應(yīng)力峰值向內(nèi)轉(zhuǎn)移以降低承壓環(huán)外側(cè)荷載。合理施工順序?yàn)殄^噴支護(hù)—預(yù)留變形空間—施工鋼管混凝土支架—預(yù)留變形空間內(nèi)施工雙層鋼筋網(wǎng)噴層—淺層圍巖注漿。變形空間讓壓時(shí)間為施工鋼管混凝土支架的周期，大概為1個(gè)月。

3.2 斷層破碎帶支護(hù)設(shè)計(jì)方法

依據(jù)斷層破碎帶的承壓環(huán)強(qiáng)化理論支護(hù)對(duì)策，支護(hù)方案設(shè)計(jì)步驟如下： 1)分析圍巖地質(zhì)與力學(xué)參數(shù)(即支護(hù)設(shè)計(jì)依據(jù))； 2)采用合理支護(hù)技術(shù)對(duì)巷道進(jìn)行支護(hù)設(shè)計(jì)(即支護(hù)設(shè)計(jì)內(nèi)容)； 3)對(duì)設(shè)計(jì)方案進(jìn)行支護(hù)反力計(jì)算校核(即支護(hù)校核)。

3.2.1 斷層破碎帶巷道支護(hù)設(shè)計(jì)依據(jù)

1)圍巖地應(yīng)力參數(shù)。包括垂向地應(yīng)力、水平地應(yīng)力與擾動(dòng)應(yīng)力，通過地應(yīng)力測(cè)試獲得。

2)圍巖強(qiáng)度參數(shù)。包含巖石單軸抗壓強(qiáng)度和巖體強(qiáng)度，前者通過巖石實(shí)驗(yàn)機(jī)測(cè)試，后者通過定性分析。

3)巖石水理參數(shù)。主要包括原始含水率、飽和吸水率、吸水軟化性與膨脹性，通過水理性質(zhì)測(cè)試獲得。

4)巷道變形參數(shù)。主要包括巷道或鄰近巷道的兩幫收斂量、頂?shù)装逡平?、位移變形速率以及巷道破壞?guī)律。

5)圍巖載荷參數(shù)。通常指支護(hù)體在保持巷道穩(wěn)定的條件下所受到的圍巖壓力，理論計(jì)算誤差較大，可通過布置在拱架與圍巖間的壓力盒測(cè)定。

通過以上分析，確定圍巖屬于軟弱圍巖還是極軟弱圍巖，并據(jù)此選擇合理的支護(hù)技術(shù)。

3.2.2 斷層破碎帶巷道支護(hù)設(shè)計(jì)內(nèi)容

3.2.2.1 巷道支護(hù)技術(shù)設(shè)計(jì)組合

1)錨網(wǎng)噴支護(hù)。該支護(hù)作用主要是擠密承壓環(huán)，在承壓環(huán)內(nèi)形成組合拱或組合梁作用。

2)型鋼支架、混凝土碹體或鋼管混凝土支架支護(hù)。該支護(hù)主要是給承壓環(huán)提供徑向支護(hù)力，恢復(fù)承壓環(huán)內(nèi)巖體的三向應(yīng)力狀態(tài)，提高承壓環(huán)穩(wěn)定性。

3)圍巖注漿加固。通過注漿使承壓環(huán)內(nèi)破碎巖體重新膠結(jié)，提高其整體性。

根據(jù)承壓環(huán)構(gòu)筑方式不同，選擇不同支護(hù)技術(shù)進(jìn)行組合設(shè)計(jì)。

3.2.2.2 巷道斷面形狀選擇

1)直墻半圓拱形斷面。利用率高，直墻抗彎性能差，底角有應(yīng)力集中，支護(hù)穩(wěn)定效果差。

2)圓形斷面。適用于四面來壓，對(duì)巷道提供均勻徑向支護(hù)力，支護(hù)效果好，適用于軟巖巷道。

3)淺底拱圓形斷面和馬蹄形斷面。可以減小圓形斷面臥底量或幫部開挖量，適用于底鼓和兩幫變形不太嚴(yán)重的軟巖巷道。

4)橢圓形斷面。適用于某個(gè)方向應(yīng)力集中的軟巖巷道，以水平應(yīng)力為主的圍巖選用扁橢圓，以垂向應(yīng)力為主的圍巖選用立橢圓。

斷層破碎帶巷道斷面形狀如圖5所示。

(a) 圓形斷面 (b) 淺底拱圓形斷面

(c) 馬蹄形斷面 (d) 橢圓形斷面

3.2.2.3 巷道讓壓方式設(shè)計(jì)

巷道讓壓目的是使圍巖適度變形，將部分圍巖壓力以圍巖變形釋放，降低作用在支護(hù)體上的荷載。斷層破碎帶巷道讓壓方式如圖6所示。

1)支護(hù)體自身可壓縮讓壓。如可縮式型鋼支架，但因U型鋼卡纜常被混凝土噴層覆蓋，可縮效果不佳。

2)支護(hù)體與圍巖之間預(yù)留變形空間。該空間可以直接空置，等待圍巖變形；也可以填充泡沫塑料等可縮性材料，使支架與圍巖接觸，支護(hù)效果較好。

3)圍巖讓壓。在圍巖特定位置開深槽卸壓，將圍巖分成數(shù)塊完整體，塊體之間壓縮變形；在具有沖擊傾向性的巖層開挖巷道可以先開采解放煤層卸壓。

(a) U型鋼支架接頭滑動(dòng)讓壓 (b) 預(yù)留環(huán)形縫讓壓

(c) 均壓卸壓層讓壓 (d) 卸壓槽讓壓

3.2.3 支護(hù)體支護(hù)反力校核

支護(hù)體承載力是指支護(hù)體所能提供的極限穩(wěn)定支護(hù)力，支護(hù)反力是指單位面積圍巖受到的支護(hù)力。斷層破碎帶巷道穩(wěn)定的力學(xué)條件是支護(hù)反力σ0要大于圍巖荷載p。

綜上，依據(jù)斷層破碎帶承壓環(huán)強(qiáng)化支護(hù)理論和支護(hù)設(shè)計(jì)方法，-650南翼軌道大巷擬采用錨網(wǎng)噴+鋼管混凝土支架+雙層鋼筋網(wǎng)混凝土噴層的復(fù)合支護(hù)技術(shù)，考慮淺層圍巖注漿加固。支架斷面設(shè)計(jì)為淺底拱圓形，預(yù)留環(huán)形讓壓空間，靜置一定時(shí)間后用噴射混凝土滿填。

4 基于鋼管混凝土支架的復(fù)合支護(hù)方案設(shè)計(jì)

4.1 鋼管混凝土支架設(shè)計(jì)

4.1.1 鋼管支架結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

依據(jù)巷道使用要求，支架凈斷面為4.3 m(寬)×3.62 m(高)，全封閉，間距為 0.8 m。主體管選用φ194 mm×8 mm的20#無縫鋼管，采用高頻熱煨彎管工藝彎曲鋼管，并焊接注漿孔與排氣孔等附屬件。支架分為左幫段、右?guī)投?、反底拱段和頂拱段，各段之間采用接頭套管連接，套管選用φ219 mm×8 mm的20#無縫鋼管，相鄰鋼管混凝土支架間采用頂桿連接，所有部件均噴涂防銹漆。淺底拱圓形鋼管混凝土支架主體結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

4.1.2 核心混凝土配比設(shè)計(jì)與灌注施工工藝

鋼管內(nèi)的混凝土應(yīng)盡可能高強(qiáng)并快硬，故核心混凝土設(shè)計(jì)為早強(qiáng)型，強(qiáng)度等級(jí)為C40。依據(jù)多年的混凝土配比實(shí)驗(yàn)成果設(shè)計(jì)初始配比，取現(xiàn)場(chǎng)材料試配，模擬鋼管內(nèi)環(huán)境養(yǎng)護(hù)混凝土試塊，依據(jù)混凝土強(qiáng)度檢測(cè)結(jié)果微調(diào)配合比，并反復(fù)實(shí)驗(yàn)，通過2—3次實(shí)驗(yàn)，最終確定配比如表2所示。同時(shí)，該配比滿足混凝土泵送灌注要求，混凝土坍落度大于180 mm。

表1淺底拱圓形鋼管混凝土支架主體結(jié)構(gòu)參數(shù)表

Table 1 Parameters of main structure of shallow arch concrete-filled steel tubular scaffold

名稱 鋼管型號(hào)/mm單位質(zhì)量/(kg/m)每段長度/mm頂拱段 ?194×836.73082左右?guī)投?194×836.73160反底拱段?194×836.74305接頭套管?219×841.6600

表2 早強(qiáng)型C40混凝土配比

混凝土灌注孔設(shè)在鋼管混凝土支架左幫段底部，為方便輸送管路連接，灌注孔距地面高度為0.5 m；支架最頂部設(shè)排氣排漿孔。使用礦用攪拌機(jī)制備早強(qiáng)型C40混凝土，使用HBMD12×422S型礦用混凝土輸送泵泵注混凝土，泵送效率為12 m3/h，泵送壓力為4 MPa，滿足混凝土在鋼管內(nèi)頂升所需壓力。泵送管末端使用一段3 m柔性注漿管，滿足管路角度多變需求。灌注孔增加逆流截止閥，防止注漿結(jié)束后拆卸管路導(dǎo)致的混凝土回流，以排氣排漿孔溢出一定量混凝土作為支架注滿的標(biāo)志?；炷凉嘧⑹┕ち鞒倘鐖D7所示，灌注現(xiàn)場(chǎng)如圖8所示。

鋼管支架灌注混凝土后的第2天，手持帶有鋼頭的木棍敲擊支架，通過敲擊聲差異檢測(cè)支架是否注滿，同時(shí)輔以排氣排漿孔直接觀察方法。檢查發(fā)現(xiàn)混凝土不密實(shí)多發(fā)生在支架頂弧段，一般通過排氣排漿孔向支架頂部壓注高稠度純水泥漿進(jìn)行修復(fù)。

4.2 錨網(wǎng)噴與雙層鋼筋網(wǎng)噴層設(shè)計(jì)

4.2.1 錨網(wǎng)噴支護(hù)設(shè)計(jì)

巷道斷面成型后先對(duì)圍巖噴射30～50 mm厚混凝土層，以封閉圍巖，防止巖塊風(fēng)化和掉落； 然后進(jìn)行錨網(wǎng)支護(hù)初步構(gòu)筑承壓環(huán)，設(shè)計(jì)參數(shù)如下。錨桿直徑為22 mm，長度為2.4 m，間排距為0.8 m×0.8 m，使用樹脂錨固劑端頭錨固；鋼筋網(wǎng)由直徑6 mm鋼筋焊接而成，網(wǎng)格尺寸為100 mm×100 mm，網(wǎng)片規(guī)格為1.0 m×2.0 m。

圖7 混凝土灌注工藝流程圖

(a) 輸送泵

(b) 注漿管路

4.2.2 雙層鋼筋網(wǎng)噴層設(shè)計(jì)

雙層鋼筋網(wǎng)噴層是承壓環(huán)內(nèi)邊界，屬于承壓環(huán)一部分。第1層鋼筋網(wǎng)為錨網(wǎng)支護(hù)中的網(wǎng)，錨網(wǎng)支護(hù)完成后架設(shè)鋼管混凝土支架，并在支架外側(cè)鋪設(shè)第2層鋼筋網(wǎng)，支架與錨網(wǎng)間預(yù)留約200 mm寬的環(huán)形空間，該空間初期為讓壓空間。自空鋼管支架開始架設(shè)到支架內(nèi)灌注的混凝土達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度大概需要1個(gè)月周期，利用這段時(shí)間讓圍巖變形釋放壓力，同時(shí)緊密觀察圍巖變形，一旦圍巖接觸支架，立即噴射C20混凝土，形成雙層鋼筋網(wǎng)噴層，噴層外側(cè)與圍巖緊密接觸。噴層內(nèi)側(cè)與支架緊密接觸，復(fù)合支護(hù)方案如圖9所示。

圖9 基于鋼管混凝土支架的復(fù)合支護(hù)(單位： mm)

Fig. 9 Composite support based on concrete-filled steel tubular scaffold (unit: mm)

4.3 鋼管混凝土支架承載力計(jì)算

復(fù)合支護(hù)中的主承載體為鋼管混凝土支架，輔助承載體為錨網(wǎng)噴。鋼管混凝土支架由4段圓弧拱組成，圓弧拱可以將圍巖荷載轉(zhuǎn)化為支架軸力作用，對(duì)圓弧拱進(jìn)行承載力性能實(shí)驗(yàn)研究。

4.3.1 鋼管混凝土圓弧拱承載性能實(shí)驗(yàn)研究

采用φ194 mm×8 mm和φ194 mm×10 mm 2種型號(hào)鋼管制作1/4圓弧拱，圓弧拱中心弧半徑為2 000 mm，弧長為3 142 mm，灌注C40混凝土，圓弧拱兩端連線與拱軸線垂直，焊封堵板[10]。由3個(gè)千斤頂與3個(gè)加載分配梁組合形成11個(gè)均布加載點(diǎn)，模擬圓弧拱受法向均布的圍巖荷載，如圖10所示。兩端支座外側(cè)各預(yù)留30 mm的水平變形空間，模擬圓弧拱弦長在圍巖約束下的有限增長，如圖11所示。在鋼管表面粘貼應(yīng)變片監(jiān)測(cè)鋼管應(yīng)變，在核心混凝土內(nèi)設(shè)置應(yīng)變塊監(jiān)測(cè)混凝土應(yīng)變，監(jiān)測(cè)千斤頂荷載推算均布加載力，由以上監(jiān)測(cè)成果推求圓弧拱的軸力與彎矩。同時(shí)進(jìn)行鋼管混凝土短柱軸壓實(shí)驗(yàn)，如圖12所示。

圖10 均布法向荷載下圓弧拱變形

(a) 端頭平面 (b) 支座預(yù)留滑移空間

(a) 軸壓300 kN (b) 軸壓2 400 kN (c) 軸壓3 200 kN

Fig. 12 Axial compression deformation of short column of steel tubular concrete

鋼管混凝土短柱與圓弧拱實(shí)驗(yàn)結(jié)果如表3所示?？梢钥闯觯?1)鋼管混凝土短柱極限穩(wěn)定承載力較高，達(dá)到3 000 kN左右； 2)做成圓弧拱后軸壓承載力有所降低，但法向均布荷載作用下圓弧拱仍以軸力作用為主，彎矩作用很小； 3)圓弧拱軸力極限穩(wěn)定值與短柱軸力極限穩(wěn)定值之比約0.72，主要原因是圓弧拱受長細(xì)比和偏心率影響。

表3鋼管混凝土短柱與圓弧拱實(shí)驗(yàn)結(jié)果

Table 3 Test results of short column and arch of steel tubular concrete

試件名稱短柱軸壓承載力N0/kN圓弧拱均布荷載極值n/kN圓弧拱軸力極值Nu/kN圓弧拱彎矩極值M/(kN·m) ?194mm×8mm圓弧拱2974.3562.32131.931.2 ?194mm×10mm圓弧拱3282.0624.52352.534.1

4.3.2 鋼管混凝土支架軸壓承載力計(jì)算

-650南翼軌道大巷為破碎型軟巖巷道，取半圓拱作為計(jì)算分析對(duì)象。

4.3.2.1 短柱承載力計(jì)算

支架鋼管型號(hào)為φ194 mm×8 mm，鋼管選用20#鋼，鋼材的屈服極限fs=215 N/mm2，鋼管的橫截面面積As=4 672.3 mm2。設(shè)計(jì)混凝土型號(hào)為C40，混凝土軸心抗壓強(qiáng)度fc=19.1 N/mm2，鋼管內(nèi)填混凝土橫截面的凈面積Ac=24 871.9 mm2。

根據(jù)文獻(xiàn)[13]，鋼管混凝土結(jié)構(gòu)軸壓短柱極限承載力設(shè)計(jì)值

(1)

式中θ為套箍指標(biāo)。

(2)

式(1)代入?yún)?shù)，得N0=2 270.8 kN。

4.3.2.2 支架軸壓承載力計(jì)算

鋼管混凝土支架可以看成多個(gè)鋼管混凝土短柱的組合。與短柱相比，支架受長細(xì)比與偏心率的影響，軸壓承載力會(huì)低于短柱軸壓承載力。 根據(jù)圓弧拱和短柱承載實(shí)驗(yàn)考慮鋼管長細(xì)比與偏心率的折減系數(shù)取 0.7，鋼管混凝土支架的軸壓承載能力

Nu=φlφeN0=φN0。

(3)

式中φ為考慮長細(xì)比和偏心率的折減系數(shù)。

式(3)代入?yún)?shù)，得Nu=1 589.6 kN。

4.3.2.3 鋼管混凝土支架支護(hù)反力計(jì)算

實(shí)際工況中鋼管混凝土支架受到圍巖的不均勻荷載，支架處于壓彎承載狀態(tài)，本文-650南翼軌道大巷采用了雙層鋼筋網(wǎng)噴層，噴層外與圍巖緊密接觸，內(nèi)與鋼管混凝土支架緊密接觸，圍巖不均勻荷載經(jīng)混凝土噴層二次分配后較均勻地作用在支架上。簡化支架受力，假定為均布法向荷載，支架破壞為軸力控制破壞，支架剪力和彎矩都很小，忽略剪力與彎矩影響，建立支架支護(hù)反力與支架軸力力學(xué)模型，如圖13所示。

圖13 鋼管混凝土支架承載力計(jì)算模型

Fig. 13 Bearing capacity calculating model for concrete-filled tubular scaffold

根據(jù)模型列出力平衡公式

(4)

式中：S為支架間距，-650軌道大巷設(shè)計(jì)為0.8 m；R為巷道半徑，-650軌道大巷設(shè)計(jì)為2.15 m；σ0為支架的支護(hù)反力，為支架支護(hù)作用雙層鋼筋網(wǎng)噴層的均勻支護(hù)力。

式(4)代入?yún)?shù)，得σ0=0.92 MPa。

4.3.2.4 圍巖壓力簡化計(jì)算

依據(jù)深埋，隧道圍巖壓力計(jì)算公式[14]如下：

q=γhα；

hα=0.45×2S-1×ω；

ω=1+i(B-5) 。

(5)

式中：q為圍巖均布?jí)毫?，MPa；γ為圍巖重度，kN/m3；hα為自然坍落拱高度，m；S為圍巖等級(jí)；ω為開挖寬度影響系數(shù)；B為巷道開挖寬度，當(dāng)B<5 m，取i=0.2，當(dāng)B>5 m，取i=0.1。

根據(jù)-650南翼軌道大巷工程條件，斷層破碎帶圍巖屬于Ⅴ級(jí)圍巖，S=5；巷寬B=4 m<5 m，所以i=0.2，ω=0.8，破碎泥巖重度取22 kN/m3。以上參數(shù)代入式(5)，可得圍巖壓力q=1.26 MPa。

圍巖壓力由鋼管混凝土支架、錨桿及雙層鋼筋網(wǎng)噴層共同承擔(dān)。錨桿和鋼筋網(wǎng)噴層可提供不低于0.45 MPa的支護(hù)力，總支護(hù)力p=0.92 MPa+0.45 MPa=1.37 MPa>q=1.26 MPa，基本滿足巷道穩(wěn)定，支護(hù)體承載力無浪費(fèi)。而普通U型鋼支護(hù)反力僅0.4 MPa左右[11]，無法滿足圍巖靜力平衡。相比較-650南翼軌道大巷原有支護(hù)，基于鋼管混凝土支架的復(fù)合支護(hù)能夠有效地維持巷道的穩(wěn)定，最終通過工程實(shí)踐驗(yàn)證。

5 鋼管混凝土支架支護(hù)應(yīng)用實(shí)踐

5.1 基于直墻半圓拱形鋼管混凝土支架的復(fù)合支護(hù)實(shí)踐

-650南翼軌道大巷返修初期，為保持原有巷道直墻半圓拱斷面，減少臥底工作量，初期試驗(yàn)了錨網(wǎng)噴+φ168 mm×8 mm直墻半圓拱形鋼管混凝土支架+支架壁后矸石袋充填卸壓的復(fù)合支護(hù)方案。巷道支護(hù)初期如圖14所示。

圖14 直墻半圓拱形鋼管混凝土混支架支護(hù)初期效果

Fig. 14 Initial support effect of straight-wall semicircle-arch concrete-filled tubular scaffold

支護(hù)3個(gè)月后支架直腿段出現(xiàn)明顯的向內(nèi)屈腿現(xiàn)象，巷道底鼓。為滿足使用要求，不得不落底處理一次，部分支架還出現(xiàn)整體向右側(cè)傾移現(xiàn)象，如圖15所示。

(a) 支架屈腿

(b) 支架整體傾移

Fig. 15 Photos of deformation of straight-wall semicircle-arch concrete-filled tubular scaffold

分析復(fù)合支護(hù)變形原因如下。

1)為追求施工簡單，支架斷面設(shè)計(jì)不合理，支架受力不均勻，支架不設(shè)反底拱，支護(hù)不封閉，無法抑制底鼓且不利于支架整體抗壓性能發(fā)揮。

2)支架壁后矸石袋為人工碼放，填充不密實(shí)，容易造成支架與圍巖脫空，圍巖荷載變成集中力作用在與支架接觸位置，使支架受彎破壞而不能發(fā)揮軸壓優(yōu)勢(shì)。

3)φ168 mm×8 mm鋼管混凝土支架選型較小，支護(hù)力不足。

5.2 基于淺底拱圓形鋼管混凝土支架的復(fù)合支護(hù)實(shí)踐

結(jié)合初次支護(hù)失敗教訓(xùn)，按照斷層破碎帶支護(hù)對(duì)策與支護(hù)設(shè)計(jì)方法優(yōu)化-650南翼軌道大巷后續(xù)支護(hù)，采用錨網(wǎng)噴+淺底拱圓形鋼管混凝土支架+支架壁后雙層鋼筋網(wǎng)噴層的復(fù)合支護(hù)方案，支架型號(hào)改為φ194 mm×8 mm。鋼管混凝土支架安裝如圖16(a)所示，復(fù)合支護(hù)方案施工3個(gè)月后如圖16(b)所示。

優(yōu)化方案實(shí)施后對(duì)圍巖整體支護(hù)效果好，支護(hù)1年后，除部分巷道出現(xiàn)表層漿皮脫落外巷道無明顯變形。支護(hù)效果如圖17所示。

(a) 鋼管混凝土支架安裝圖

(b) 復(fù)合支護(hù)整體圖

Fig. 16 Composite support based on shallow arch concrete-filled tubular scaffold

圖17 復(fù)合支護(hù)優(yōu)化方案支護(hù)1年后效果

Fig. 17 Support effect of composite support 1 year after optimization

5.3 復(fù)合支護(hù)方案監(jiān)測(cè)分析

采用十字布點(diǎn)法對(duì)2種復(fù)合支護(hù)方案的支護(hù)效果進(jìn)行監(jiān)測(cè)，并繪制變形監(jiān)測(cè)曲線，如圖18所示。監(jiān)測(cè)結(jié)果表明，基于淺底拱圓形φ194 mm×8 mm鋼管混凝土支架的復(fù)合支護(hù)方案支護(hù)效果明顯優(yōu)于直墻半圓拱形φ168 mm×8 mm鋼管混凝土支架復(fù)合方案。優(yōu)化方案實(shí)施150 d后，支架變形趨于穩(wěn)定，支架兩幫收斂小于150 mm，頂?shù)装逡平啃∮?0 mm。之后1年內(nèi)不間斷監(jiān)測(cè)結(jié)果顯示，巷道變形量無明顯變化，底鼓問題得到了有效控制。

圖18 巷道變形監(jiān)測(cè)曲線

6 結(jié)論與建議

6.1 結(jié)論

1)-650南翼軌道大巷埋深690 m，穿越多條大斷層，圍巖破碎、強(qiáng)度低(泥巖9.8 MPa)且黏土礦物含量高(53.9%)，特別是伊蒙混層含量偏大，巷道走向與最大水平主應(yīng)力方向垂直，大主應(yīng)力(21.3 MPa)超過泥巖強(qiáng)度，綜合判斷-650南翼軌道大巷屬于高應(yīng)力軟弱破碎巷道，支護(hù)難度高。

2)分析了原有支護(hù)破壞的內(nèi)外因是工程地質(zhì)條件差與支護(hù)體綜合承載力不足。在此基礎(chǔ)上，依據(jù)承壓環(huán)強(qiáng)化支護(hù)理論提出斷層破碎帶巷道支護(hù)對(duì)策與支護(hù)設(shè)計(jì)方法，并由此指導(dǎo)-650南翼軌道大巷復(fù)合支護(hù)方案為錨網(wǎng)噴+鋼管混凝土支架+雙層鋼筋網(wǎng)混凝土噴層，適度讓壓，考慮淺層圍巖注漿加固。

3)-650南翼軌道大巷設(shè)計(jì)了基于鋼管混凝土支架的復(fù)合支護(hù)方案，支架斷面為淺底拱圓形，支架型號(hào)為φ194 mm×8 mm。經(jīng)過實(shí)驗(yàn)分析和理論計(jì)算，鋼管混凝土支架對(duì)圍巖提供的支護(hù)反力達(dá)到0.92 MPa，復(fù)合支護(hù)體總支護(hù)反力達(dá)到1.37 MPa，基本滿足了巷道穩(wěn)定需求。

4)依據(jù)本文斷層破碎帶巷道支護(hù)對(duì)策和設(shè)計(jì)方法提出的基于φ194 mm×8 mm淺底拱圓形鋼管混凝土支架復(fù)合支護(hù)方案合理有效，支護(hù)實(shí)施150 d后巷道變形逐漸穩(wěn)定，1年后巷道支護(hù)持續(xù)穩(wěn)定。

6.2 建議

1)對(duì)于承壓環(huán)強(qiáng)化支護(hù)理論沒有詳細(xì)論述，針對(duì)斷層破碎帶的承壓環(huán)強(qiáng)化支護(hù)對(duì)策是以-650南翼軌道大巷提出的，不具有通用性，建議進(jìn)一步分析適合斷層破碎帶的承壓環(huán)強(qiáng)化支護(hù)理論，并詳細(xì)闡述。

2)沒有提出基于鋼管混凝土支架的復(fù)合支護(hù)方案的綜合承載力計(jì)算方法，僅給出了鋼管混凝土支架承載力計(jì)算方法，建議進(jìn)一步研究圍巖荷載估算方法和復(fù)合支護(hù)方案綜合承載力計(jì)算方法。

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