王 軍，胡存川，左建平，王 波，毛慶福,丁厚剛，趙南南

(1.山東建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 濟(jì)南 250101; 2.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京) 力學(xué)與建筑工程學(xué)院，北京 100083; 3.華北科技學(xué)院 安全工程學(xué)院，北京 101601; 4.山東濟(jì)礦魯能煤電股份有限公司 陽(yáng)城煤礦，山東 濟(jì)寧 272502; 5.山東深博巷道支護(hù)技術(shù)有限公司，山東 濟(jì)南 250022)

煤礦巷道支護(hù)中底板通常不支護(hù)或弱支護(hù)，使其成為巷道支護(hù)的薄弱環(huán)節(jié)，導(dǎo)致圍巖應(yīng)力釋放和巷道變形先在底板顯現(xiàn)，形成底臌現(xiàn)象，底臌進(jìn)一步引發(fā)巷道整體變形破壞。目前多數(shù)礦井將臥底作為解決底臌的主要手段，如此只能短暫治標(biāo)而不治本，多次落底還會(huì)加速巷道兩幫和頂板變形，成為巷道失穩(wěn)的助推器。多年來(lái)，廣大學(xué)者從影響因素、形成機(jī)理和治理方法等方面對(duì)底臌進(jìn)行了深入研究。

陸士良、姜耀東等[1-2]總結(jié)了4種類型的底臌機(jī)理:擠壓流動(dòng)型、撓曲褶皺型、剪切錯(cuò)動(dòng)型和遇水膨脹型;以及4種影響因素:底板巖性、圍巖應(yīng)力、水理作用和支護(hù)強(qiáng)度。

侯朝炯、馬念杰、柏建彪[3-5]研究發(fā)現(xiàn)了底臌的“兩點(diǎn)三區(qū)”特征:巷道底板存在零位移點(diǎn)和零應(yīng)變點(diǎn)，依據(jù)兩點(diǎn)邊界線將底板分為拉應(yīng)變上升區(qū)、拉應(yīng)變壓縮區(qū)和壓應(yīng)變壓縮區(qū)。巷道底臌主要由拉應(yīng)變上升區(qū)內(nèi)巖層位移引起，底板治理措施要深入到零位移點(diǎn)以下(即壓縮區(qū))。

康紅普[6]分析了底臌產(chǎn)生原因:底板巖層彈塑性變形、擴(kuò)容、遇水膨脹、流變和彎曲斷裂，并據(jù)此總結(jié)了底臌控制對(duì)策:底板加固法、卸壓法及聯(lián)合法。

劉泉聲等[7-8]對(duì)淮南礦區(qū)擠壓流動(dòng)性底臌進(jìn)行了深入研究，提出了混凝土反拱地坪、深淺孔注漿和高預(yù)應(yīng)力組合錨索聯(lián)合的底板加固技術(shù)。

何滿潮等[9]從整體支護(hù)系統(tǒng)角度出發(fā)，提出底臌三控治理技術(shù):對(duì)巷道頂板、兩幫和底角3個(gè)部位采取有效控制措施，通過改變這3個(gè)部位的應(yīng)力和變形來(lái)減小底臌量，建立錨網(wǎng)索耦合一體化底臌控制技術(shù)。

李學(xué)華等[10]研究了底臌應(yīng)力機(jī)制，提出了應(yīng)力轉(zhuǎn)移使底板處于低應(yīng)力區(qū)的控制底臌技術(shù)。王衛(wèi)軍等[11]運(yùn)用彈性理論對(duì)底板較大范圍內(nèi)的應(yīng)力應(yīng)變分布規(guī)律進(jìn)行求解，認(rèn)為綜放沿空掘巷底臌主要與底板一定深度的巖層及實(shí)煤體側(cè)高支承壓力有關(guān)。劉建莊等[12]研究表明具有較高水平抗力的淺拱底梁在治理剪切滑移型底臌中具有優(yōu)越性。張后全等[13]提出“先剛后讓再抗”底臌控制思路，形成錨注+全斷面鋼筋混凝土砌碹支護(hù)方案，并輔助聚乙烯泡沫緩沖層卸壓措施。高喜才等[14]提出了錨網(wǎng)噴砌碹、底部超挖反拱鋼筋網(wǎng)梁、底錨桿綜合支護(hù)的底臌控制技術(shù)。王曉卿等[15]提出了端錨錨索束注漿控制底臌的技術(shù)。謝廣祥等[16]研究了超挖錨注回填技術(shù)。

以上文獻(xiàn)對(duì)底臌的形成機(jī)理和影響因素研究思路清晰，提出的底臌治理技術(shù)也各有優(yōu)勢(shì)，效果突出，但是專門針對(duì)斷層破碎帶巷道底臌的研究較少。本文以陽(yáng)城煤礦-650水平綜機(jī)庫(kù)底臌問題為研究對(duì)象，分析了斷層破碎帶底臌形成機(jī)理及影響因素，提出了鋼管混凝土支護(hù)反底拱+鋼筋混凝土底梁復(fù)合支護(hù)技術(shù)控制底臌，并應(yīng)用于綜機(jī)庫(kù)返修實(shí)踐。

1 工程概況及底臌影響因素

1.1 工程概況

陽(yáng)城煤礦-650南翼綜機(jī)庫(kù)埋深690 m，橫穿DF55斷層，并與DF54斷層相交，DF55斷層傾角70°、揭露落距85 m(即∠70°H=85 m)，DF54斷層揭露落距30 m。綜機(jī)庫(kù)圍巖以泥巖和中砂巖為主，底板泥巖的單軸抗壓強(qiáng)度僅為9.8 MPa;其中黏土礦物含量為53.9%，黏土礦物中伊蒙混層39%，伊利石9%，高嶺石占52%，巖石具有較強(qiáng)的吸水軟化及膨脹性能。受斷層影響，圍巖破碎，整體性差，圍巖以水平應(yīng)力為主，水平應(yīng)力和垂向應(yīng)力均超過泥巖單軸抗壓強(qiáng)度，對(duì)巷道穩(wěn)定極為不利。

綜機(jī)庫(kù)原支護(hù)斷面形狀為直墻半圓拱形，原有支護(hù)采用錨網(wǎng)噴+U29型鋼支架+注漿錨索，底板澆筑0.4 m厚C40混凝土層，巷道支護(hù)3個(gè)月后即出現(xiàn)明顯底臌，1年內(nèi)多次落底，每次底臌均超過1 m，如圖1所示，隨著落底次數(shù)增加巷道兩幫和頂板支護(hù)也逐步變形，最終巷道無(wú)法滿足使用要求。

圖1 原支護(hù)條件下綜機(jī)庫(kù)底臌破壞Fig.1 Floor heave destruction under original support

2015年12月綜機(jī)庫(kù)返修，返修后更名為-650集中制冷硐室，主要布置井下降溫用大型制冷機(jī)組，因大型制冷機(jī)組運(yùn)行對(duì)底板穩(wěn)定性要求較高，底臌治理問題倍受重視。

1.2 底臌影響因素

結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研與室內(nèi)測(cè)試，-650南翼綜機(jī)庫(kù)底臌主要影響因素如下:

(1)斷層破碎帶影響顯著。

綜機(jī)庫(kù)穿越DF55斷層并與DF54斷層相交，兩斷層揭露落距分別達(dá)85 m和30 m，造成圍巖地質(zhì)構(gòu)造復(fù)雜、破碎且強(qiáng)度低。斷層作用導(dǎo)致圍巖水平應(yīng)力較大，最大主應(yīng)力為19.2 MPa，最小主應(yīng)力為8.2 MPa，垂向應(yīng)力約13.8 MPa;巷道走向與最大主應(yīng)力方向約成45°角，垂直作用在綜機(jī)庫(kù)的水平力約13.6 MPa;水平應(yīng)力和垂向應(yīng)力均超過泥巖單軸抗壓強(qiáng)度9.8 MPa，對(duì)巷道穩(wěn)定極為不利。

(2)圍巖巖體質(zhì)量較差。

綜機(jī)庫(kù)所處巖層以泥巖和中砂巖為主，其中底板以泥巖為主，如圖2所示。經(jīng)標(biāo)準(zhǔn)巖石試件單軸抗壓強(qiáng)度測(cè)試，泥巖單軸抗壓強(qiáng)度平均值σcm=9.8 MPa，中砂巖單軸抗壓強(qiáng)度平均值σcs=22.5MPa。泥巖中的黏土礦物含量53.9%，其中伊蒙混層占比39%。泥巖浸水48 h后泥化，并具有膨脹特點(diǎn);中砂巖浸水48 h后崩解為小碎塊。

圖2 煤巖層綜合柱狀圖Fig.2 Synthetic histogram of coal and rock seams

依據(jù)《工程巖體分級(jí)標(biāo)準(zhǔn)》GB/T 50218—2014[17]，以式(1)和(2)計(jì)算綜機(jī)庫(kù)圍巖巖體質(zhì)量指標(biāo):

BQ=90+3Rc+250Kv

(1)

[BQ]=BQ-100(K1+K2+K3)

(2)

式中，BQ為巖體基本質(zhì)量指標(biāo);[BQ]為巖體修正質(zhì)量指標(biāo);Rc為巖石飽和單軸抗壓強(qiáng)度，MPa;Kv為巖體完整性指數(shù);K1為地下水影響修正系數(shù);K2為主要結(jié)構(gòu)面產(chǎn)狀影響修正系數(shù);K3為初始應(yīng)力狀態(tài)影響修正系數(shù)。

根據(jù)斷層特征，判定巖體完整性指數(shù)Kv=0.25。因無(wú)法取得飽和單軸抗壓強(qiáng)度，將泥巖和中砂巖天然狀態(tài)下的單軸抗壓強(qiáng)度代入式(1)，得巖體基本質(zhì)量指標(biāo)分別為

泥巖基本質(zhì)量指標(biāo)BQmud=182，

砂巖基本質(zhì)量指標(biāo)BQsand=220

依據(jù)綜機(jī)庫(kù)圍巖特征和文獻(xiàn)[17]，選取K1，K2和K3分別為0.4，0.2和1.0，代入式(2)，得泥巖和中砂巖巖體質(zhì)量指標(biāo)分別為

[BQmud]=22，[BQsand]=60

可見，綜機(jī)庫(kù)圍巖巖體質(zhì)量等級(jí)屬于Ⅴ圍巖中極差的類別。

(3)無(wú)防排水措施導(dǎo)致底板浸水劣化。

受斷層影響綜機(jī)庫(kù)局部存在裂隙淋水，同時(shí)錨桿鉆孔和錨索注漿施工過程中也產(chǎn)生了不少?gòu)U水，巷道未設(shè)排水溝或其他防水措施，水流直接排放到底板。底板泥巖長(zhǎng)期浸水加劇了其軟化破壞，導(dǎo)致底臌持續(xù)不斷。每次落底施工時(shí)底板都會(huì)出現(xiàn)積水現(xiàn)象，落底過程中底板呈泥漿狀。

(4)底板支護(hù)薄弱。

原支護(hù)方案如圖3所示，采用錨網(wǎng)噴+注漿錨索+U29型鋼支架復(fù)合支護(hù)方案，錨桿與注漿錨索交錯(cuò)布置;底板支護(hù)為0.4 m厚混凝土層與底角φ20 mm×2 400 mm全螺紋錨桿。相比頂板和側(cè)幫，底板支護(hù)薄弱，且底板在無(wú)支護(hù)條件下澆筑混凝土，混凝土凝固過程中便受底臌力作用，混凝土整體結(jié)合度差，初始缺陷多，混凝土層對(duì)底臌抑制能力變差。

圖3 原支護(hù)方案設(shè)計(jì)Fig.3 Design of the original support scheme

斷層破碎和巖體質(zhì)量差屬于地質(zhì)方面影響因素，可以通過巷道選址避讓，但遇到后不易處理;底板支護(hù)薄弱屬于設(shè)計(jì)方面影響因素，多由地質(zhì)認(rèn)識(shí)不足或支護(hù)技術(shù)有限造成，可以有效避免;防排水措施不足屬于施工運(yùn)營(yíng)方面影響因素，完全可以避免。下面就綜機(jī)庫(kù)底臌機(jī)理進(jìn)行深入研究。

2 斷層破碎帶底臌機(jī)理

首先，模擬-650南翼綜機(jī)庫(kù)原有支護(hù)方案，探究原有支護(hù)狀態(tài)下底臌破壞過程，并校正模型參數(shù);其次，采用相同模型模擬返修支護(hù)方案，分析返修支護(hù)條件下綜機(jī)庫(kù)底臌特征;最后，通過改變返修支護(hù)參數(shù)和圍巖地質(zhì)參數(shù)，分析底臌機(jī)理。

2.1 原支護(hù)條件下底臌數(shù)值模擬

2.1.1 計(jì)算模型的建立

采用FLAC3D進(jìn)行數(shù)值模擬，在綜機(jī)庫(kù)周邊取高×寬×厚=50 m×50 m×10 m的圍巖建立計(jì)算模型，如圖4所示，共創(chuàng)建2.4×105個(gè)網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)和2.4×105個(gè)單元體。模型支護(hù)采用綜機(jī)庫(kù)原支護(hù)，即錨網(wǎng)噴+U29型鋼支架+注漿錨索支護(hù)，錨索錨桿定義為錨桿單元，U型鋼支架定義為梁?jiǎn)卧{作用通過拱頂?shù)蛷?qiáng)度混凝土碹層來(lái)代替，采用摩爾-庫(kù)侖本構(gòu)關(guān)系。根據(jù)Ⅴ級(jí)圍巖特征及室內(nèi)測(cè)試結(jié)果，確定巖層物理參數(shù)見表1。

圖4 FLAC3D數(shù)值計(jì)算模型Fig.4 FLAC3D numerical calculation model

圍巖密度/(g·m-3)彈性模量E/MPa泊松比μ黏聚力 C/MPa內(nèi)摩擦角φ/(°)抗拉強(qiáng)度σt/MPa粗砂2.602.380.232.61341.41中砂2.603.980.212.50361.45 細(xì)砂2.653.180.22 2.20321.20粉砂2.552.860.212.25351.31泥巖2.482.32 0.241.80241.00煤1.401.240.181.50250.55

模型水平位移固定，底邊界位移固定，通過在上邊界施加垂直應(yīng)力來(lái)模擬上覆巖層的自重，對(duì)模型施加荷載直到巷道變形過大模型計(jì)算自動(dòng)停止。

2.1.2 計(jì)算結(jié)果

模型運(yùn)算完畢后，提取綜機(jī)庫(kù)圍巖位移云圖、應(yīng)力云圖和位移矢量圖進(jìn)行分析，結(jié)果如下:

(1)圍巖位移場(chǎng)分析。在綜機(jī)庫(kù)頂板、兩幫和底板設(shè)置4個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，監(jiān)測(cè)發(fā)現(xiàn):頂板下沉量97.7 mm，底板鼓起量超過500 mm，兩幫收斂量分別為181.4和170.2 mm，兩幫測(cè)點(diǎn)下沉分別為129.2和115.1 mm。如圖5所示，底臌是綜機(jī)庫(kù)主要變形量，且底板中部變形范圍大，與實(shí)際情況基本相符。

圖5 圍巖位移場(chǎng)云圖Fig.5 Contour of displacement field of surrounding rock

(2)圍巖應(yīng)力場(chǎng)分析。提取最大主應(yīng)力云圖如圖6所示，拉應(yīng)力主要分布在巷道的兩幫及底板處，最大拉應(yīng)力為0.91 MPa;壓應(yīng)力中心在巷道底板下方10 m處與頂板上方7 m處，最大壓應(yīng)力為11.9 MPa。

圖6 圍巖應(yīng)力場(chǎng)云圖Fig.6 Contour of stress field in surrounding rock

(3)底板位移場(chǎng)分析。提取巷道整體位移矢量如圖7所示，可明顯看出，巷道兩幫巖體向底板運(yùn)動(dòng)，底板巖體由兩側(cè)向中部運(yùn)動(dòng)，然后再由中部向上運(yùn)動(dòng)形成底臌，且底板巖體上升區(qū)范圍較大，因此，對(duì)底板不支護(hù)僅以落底方式處理底臌只能治標(biāo)而不治本，還會(huì)因臨空面增大而加速底板巖體上升，導(dǎo)致下一次底臌來(lái)臨時(shí)間越來(lái)越短，落底越來(lái)越頻繁，巷道提前破壞。

圖7 巷道整體位移矢量圖Fig.7 Holistic displacement vector map of laneway

(4)底板“兩點(diǎn)三區(qū)”特征分析。為深入分析底板巖體位移，在圖7巷道整體位移矢量圖上找出底板零位移點(diǎn)并標(biāo)線，由此可劃分出上升區(qū)和壓縮區(qū);再提取巷道應(yīng)變?cè)茍D，可找出底板零應(yīng)變點(diǎn)并標(biāo)線，由此可劃分出拉應(yīng)變區(qū)和壓應(yīng)變區(qū)。將位移矢量圖和應(yīng)變?cè)茍D疊加考慮，零位移標(biāo)線處在拉應(yīng)變區(qū)內(nèi)，零應(yīng)變標(biāo)線處在壓縮區(qū)內(nèi)，零位移標(biāo)線位于零應(yīng)變標(biāo)線上方，由此可以看出巷道底板有明顯的3個(gè)區(qū)域:拉應(yīng)變上升區(qū)、拉應(yīng)變壓縮區(qū)、壓應(yīng)變壓縮區(qū)，分布規(guī)律如圖8所示。零位移標(biāo)線距離巷道底板地坪7 m左右，零應(yīng)變標(biāo)線距離底板地坪10 m左右，“兩點(diǎn)三區(qū)”特征明顯[3-5]，其中拉應(yīng)變上升區(qū)分布范圍廣且深度大，上升區(qū)持續(xù)位移是造成底臌的關(guān)鍵原因。需采取有效支護(hù)措施抑制拉應(yīng)變上升區(qū)位移，顯然0.4 m厚混凝土澆筑層支護(hù)力不足，且拉應(yīng)變上升區(qū)深度7 m，超出了普通錨索支護(hù)長(zhǎng)度，錨固作用失效。

圖8 底板“兩點(diǎn)三區(qū)”分布規(guī)律Fig.8 “Two dots and three areas” distribution law of roadway floor

綜上分析，-650南翼綜機(jī)庫(kù)底板拉應(yīng)力區(qū)顯著、塑性區(qū)分布廣且拉應(yīng)變上升區(qū)深度大，底板巖體具有明顯的塑形擠壓流動(dòng)性，底板支護(hù)不足，原支護(hù)條件下底臌將持續(xù)發(fā)生，需采取有效的返修方案。

2.2 返修支護(hù)條件下底臌數(shù)值模擬

將1.1節(jié)中原有支護(hù)方案變更為3.1節(jié)中返修支護(hù)方案，即錨網(wǎng)索噴+圓形鋼管混凝土支架+鋼筋混凝土底梁復(fù)合支護(hù)方案，通過FLAC3D模擬驗(yàn)證返修方案治理底臌的有效性。

分別提取-650集中制冷硐室(綜機(jī)庫(kù)返修后更名)圍巖位移云圖、應(yīng)力云圖和位移矢量圖進(jìn)行分析，分析結(jié)果如下:

(1)圍巖位移場(chǎng)分析。提取圍巖位移云圖如圖9所示，監(jiān)測(cè)表明頂板下沉量為22.3 mm，底板隆起量為23.1 mm，兩幫收斂量分別為42.01和45.8 mm，兩幫測(cè)點(diǎn)下沉量分別為16.1和12.9 mm。與原有支護(hù)相比，巷道圍巖變形得到了有效的控制，頂板下沉量減少77.16%，底臌量減少了95.38%。

圖9 圍巖位移場(chǎng)云圖Fig.9 Contour of displacement field of surrounding rock

(2)圍巖應(yīng)力場(chǎng)分析。提取最大主應(yīng)力云圖如圖10所示，拉應(yīng)力主要分布在巷道兩幫及底板周邊，最大拉應(yīng)力1.88 MPa，比原有支護(hù)條件下提高了1.07倍，主要分布在鋼筋混凝土底梁內(nèi)，說(shuō)明底梁抑制底臌作用顯著。壓應(yīng)力在巷道底板下方7.5 m處和頂板上方7.2 m處形成聚集區(qū)，最大壓應(yīng)力為12.5 MPa，與原有支護(hù)條件下相似。

圖10 圍巖應(yīng)力場(chǎng)云圖Fig.10 Contour of stress field in surrounding rock

(3)底板“兩點(diǎn)三區(qū)”特征分析。巷道整體位移矢量趨勢(shì)與原有支護(hù)條件下相似，繪制底板“兩點(diǎn)三區(qū)”分布規(guī)律如圖11所示，巷道底板以下同樣分布有拉應(yīng)變上升區(qū)、拉應(yīng)變壓縮區(qū)和壓應(yīng)變壓縮區(qū)。零位移標(biāo)線距離巷道底板地坪約4 m，零應(yīng)變標(biāo)線距離底板約7.5 m。與原有支護(hù)條件下相比，零位移標(biāo)線抬升約3 m，已經(jīng)進(jìn)入普通錨索支護(hù)范圍內(nèi)，零應(yīng)變標(biāo)線平均抬升約2.5 m，說(shuō)明底臌產(chǎn)生區(qū)明顯縮小，抑制底臌效果良好。

圖11 底板“兩點(diǎn)三區(qū)”分布規(guī)律Fig.11 “Two dots and three areas” distribution law of roadway floor

綜上分析，采用鋼管混凝土支架反底拱+鋼筋混凝土底梁強(qiáng)化底板支護(hù)后，-650集中制冷硐室底臌得到明顯抑制，同時(shí)依據(jù)零位移標(biāo)線上升3 m可以看出導(dǎo)致底臌發(fā)生的拉應(yīng)變上升區(qū)范圍也顯著減小。因此，可以通過考察底板零位移標(biāo)線深度(即底臌產(chǎn)生區(qū)深度)來(lái)分析底臌形成機(jī)理。

2.3 底臌形成機(jī)理

由2.2節(jié)知，-650南翼綜機(jī)庫(kù)底臌影響因素包括斷層破碎影響、巖體質(zhì)量差、底板支護(hù)薄弱和防排水措施不足。返修支護(hù)與原有支護(hù)相比，提高了底板支護(hù)力并設(shè)置了排水溝控制底板水，有效抬升了底板零位移標(biāo)線，抑制底臌良好。進(jìn)一步，通過定量改變底臌影響因素研究底臌形成機(jī)理，選取底板支護(hù)力σ、底板巖體強(qiáng)度σc、巷道埋深H和巷道半徑R四個(gè)參數(shù)，通過FLAC3D數(shù)值模擬考察各參數(shù)與底板零位移標(biāo)線深度hs相關(guān)性。

為方便計(jì)算，巷道斷面設(shè)為圓形，圍巖設(shè)為同層均質(zhì)巖體，模型尺寸高×寬×厚=50 m×50 m×10 m。標(biāo)準(zhǔn)參數(shù)設(shè)為底板支護(hù)力2 MPa，底板巖體強(qiáng)度18 MPa，巷道埋深800 m，巷道半徑2.5 m;采用單一變量研究底板零位移標(biāo)線深度變化。

2.3.1 底板支護(hù)力與零位移標(biāo)線深度相關(guān)分析

取底板支護(hù)力σ=0.5～3.5 MPa，以均勻荷載直接施加在圓形巷道周邊及底板，提取底板零位移標(biāo)線深度與底板支護(hù)力對(duì)應(yīng)值見表3，繪制相關(guān)曲線如圖12所示。采用對(duì)數(shù)函數(shù)擬合曲線，擬合函數(shù)如式(3)所示，擬合度0.994 2。

hs=f(σ)=-3.637lnσ+7.768

(3)

由表2和擬合函數(shù)(3)可以得出，在2 MPa以內(nèi)增加支護(hù)力對(duì)抬升零位移標(biāo)線的作用效果明顯，超過2 MPa后提高支護(hù)力對(duì)抬升零位移標(biāo)線的作用逐步下降，說(shuō)明底板支護(hù)力對(duì)底臌抑制作用顯著。其中2 MPa支護(hù)力約為常規(guī)支護(hù)技術(shù)的上限值。

表2零位移標(biāo)線深度與底板支護(hù)力對(duì)應(yīng)值
Table2Correspondencebetweenthedepthofzerodisplacementmarkingandthesupportofthefloor

支護(hù)力σ/MPa零位移標(biāo)線深度hs/m級(jí)差Δhs/m0.5010.25—0.758.981.271.007.551.431.506.551.002.005.281.272.504.400.883.003.740.663.503.180.56

圖12 零位移標(biāo)線深度與底板支護(hù)力相關(guān)曲線Fig.12 Correlation curves between zero displacement marking depth and floor support force

2.3.2 底板巖體強(qiáng)度與零位移標(biāo)線深度相關(guān)分析

取底板巖體強(qiáng)度σc=7～30 MPa，按單層均質(zhì)巖體考慮，提取底板零位移標(biāo)線深度與底板巖體強(qiáng)度對(duì)應(yīng)值見表4，繪制相關(guān)曲線如圖13所示。采用冪函數(shù)擬合曲線，擬合函數(shù)如式(4)所示，擬合度0.981 8。

(4)

表3零位移標(biāo)線深度與底板巖體強(qiáng)度對(duì)應(yīng)值
Table3Correspondencebetweenzerodisplacementmarkingdepthandstrengthoffloorrockmass

底板巖體強(qiáng)度σc/MPa零位移標(biāo)線深度hs/m級(jí)差Δhs/m710.55—108.552.00137.541.01166.920.62186.550.37225.700.85265.100.60304.450.65

圖13 零位移標(biāo)線深度與底板巖體強(qiáng)度相關(guān)曲線Fig.13 Correlation between zero displacement marking depth and strength of bottom body

由表3和擬合函數(shù)(4)可以得出，當(dāng)?shù)装鍘r體強(qiáng)度20 MPa以下時(shí)，隨巖體強(qiáng)度降低，零位移標(biāo)線下降速度加快，低于10 MPa以后將出現(xiàn)急劇下降。說(shuō)明軟巖巷道底板巖體強(qiáng)度對(duì)底臌影響作用十分顯著，因此，巷道布置時(shí)底板應(yīng)盡可能避開軟巖層，同時(shí)采取必要措施優(yōu)化底板巖體強(qiáng)度，杜絕底板浸水等劣化巖體強(qiáng)度的錯(cuò)誤做法。

2.3.3 巷道埋深與零位移標(biāo)線深度相關(guān)分析

取巷道埋深H=600～1 200 m，按單層均質(zhì)巖體容重γ=25 kN/m3計(jì)算圍巖垂向應(yīng)力σv，定義最大主應(yīng)力σhmax=1.5σv，最小主應(yīng)力σhmin=0.75σv。提取底板零位移標(biāo)線深度與巷道埋深對(duì)應(yīng)值見表4，繪制相關(guān)曲線如圖14所示。采用線性函數(shù)擬合曲線，擬合函數(shù)如式(5)所示，擬合度0.992 1。

hs=f(H)=0.003 8H+3.641 1

(5)

表4零位移標(biāo)線深度與巷道埋深對(duì)應(yīng)值
Table4Correspondencebetweenthedepthofzerodisplacementlineandthedepthofthetunnel

H/mσv/MPaσhmax/MPahs/mΔh′s/m60015.0022.5006.02—70017.1525.7256.340.3280019.6029.4006.550.2190022.0533.0757.110.561 00024.5036.7507.470.361 10026.9540.4257.870.401 20029.4044.4008.270.40

圖14 零位移標(biāo)線深度與巷道埋深相關(guān)曲線Fig.14 Correlation curve between depth of zero displacement and depth of roadway

由表4和擬合函數(shù)(5)可以得出，以水平應(yīng)力為主的圍巖，巷道埋深增加將引起圍巖應(yīng)力均勻增大，從而使底板零位移標(biāo)線線性下降，巷道埋深每增加100 m，底板零位移標(biāo)線下降約0.4 m。埋深或圍巖應(yīng)力場(chǎng)變化對(duì)底臌影響線性增減，影響度較小。

2.3.4 巷道半徑與零位移標(biāo)線深度相關(guān)分析

取巷道半徑R=2～4 m，該半徑區(qū)間為巷道常用斷面區(qū)間，提取底板零位移標(biāo)線深度與巷道半徑對(duì)應(yīng)值見表5，繪制相關(guān)曲線如圖15所示。采用對(duì)數(shù)函數(shù)擬合曲線，擬合函數(shù)如式(6)所示，擬合度0.993 8。

hs=f(R)=14.262lnR-6.108

(6)

由表5和擬合函數(shù)(6)可以得出，在常規(guī)斷面范圍內(nèi)，圓形巷道尺寸變化對(duì)零位移標(biāo)線深度影響較大。因此，在滿足使用要求的前提下，巷道應(yīng)盡可能選用小斷面，以減少底臌治理難度。

表5零位移標(biāo)線深度與巷道埋深對(duì)應(yīng)值
Table5Correspondencebetweenthedepthofzerodisplacementlineandthedepthofthetunnel

巷道半徑R/m零位移標(biāo)線深度hs/m級(jí)差Δhs/m2.03.88—2.56.552.673.09.893.343.511.962.074.013.441.48

圖15 零位移標(biāo)線深度與巷道半徑相關(guān)曲線Fig.15 Correlation curve between zero displacement mark depth and roadway radius

綜上分析，可以發(fā)現(xiàn)不同影響因素對(duì)底臌形成的作用程度是有差別的，其中底板支護(hù)力和巷道半徑影響作用顯著，底板巖體強(qiáng)度影響作用次之，巷道埋深影響作用再次之。因此，為抑制底臌，在常規(guī)支護(hù)條件下應(yīng)盡可能提高底板支護(hù)力;在巷道滿足使用要求條件下應(yīng)盡可能減小巷道尺寸;對(duì)軟巖底板應(yīng)盡可能保持或優(yōu)化底板巖體強(qiáng)度，必須進(jìn)行底板防排水，有條件時(shí)采用底板錨索和底板注漿等措施。下面就-650集中制冷硐室返修中的底臌控制技術(shù)進(jìn)行有針對(duì)性研究。

3 斷層破碎帶底臌控制技術(shù)

根據(jù)2.3節(jié)底臌形成機(jī)理分析，對(duì)-650集中制冷硐室提出以下底臌控制思路:① 提高底板支護(hù)力，同時(shí)優(yōu)化巷道整體支護(hù);② 底板設(shè)排水溝，防止底板巖體浸水軟化;③ 為提高支架抗彎承載力，優(yōu)化巷道直墻圓拱形斷面為圓形斷面[18-19]。具體返修方案:采用錨網(wǎng)索噴+鋼管混凝土支架復(fù)合支護(hù)方案優(yōu)化全斷面支護(hù);采用鋼筋混凝土底梁強(qiáng)化底板支護(hù)。

3.1 集中制冷硐室整體支護(hù)方案

圓形巷道半徑3.25 m，采用高承載力鋼管混凝土支架結(jié)構(gòu)，其承載力可達(dá)同等用鋼量U型鋼支架承載力的3倍以上[18]，整體支護(hù)效果顯著;采用普通錨網(wǎng)噴+雙排控頂錨索，可有效加強(qiáng)頂板穩(wěn)定。具體支護(hù)參數(shù)如下:

(1)鋼管混凝土支架設(shè)計(jì)。支架型號(hào)φ194×10，圓形封閉支護(hù)，支架曲率半徑3 350 mm，支架與圍巖間設(shè)100 mm混凝土噴層，支架臥底深度1 400 mm，支架間距800 mm，支架外側(cè)鋪設(shè)高強(qiáng)抗拉網(wǎng)。

(2)錨網(wǎng)噴支護(hù)設(shè)計(jì)。錨桿直徑20 mm、長(zhǎng)度2.4 m(即φ20 mm×2 400 mm)，間排距1.0 m×1.0 m;錨索規(guī)格φ21.6 mm×6 400 mm，間排距1.6 m×1.6 m，每斷面布置兩根，縱向兩排，采用12號(hào)槽鋼作為錨索梁;噴射混凝土強(qiáng)度等級(jí)C20，鋼筋網(wǎng)片由φ8 mm鋼筋焊接而成，網(wǎng)格100 mm×100 mm，尺寸2.0 m×1.0 m。

3.2 集中制冷硐室底板強(qiáng)化支護(hù)技術(shù)

在鋼管混凝土支架反底拱基礎(chǔ)上，再增加鋼筋混凝土底梁以強(qiáng)化底板支護(hù)。底梁沿巷道縱向條形分布，斷面上呈變截面梁，中部截面高度1.4 m，向兩側(cè)遞減，端部截面高度0.56 m，底梁兩端深入兩幫圍巖內(nèi)，使兩幫巖體的垂向壓力作用在鋼筋混凝土底梁兩端，抑制底梁抬升。底梁與鋼管混凝土支架反底拱結(jié)合，將緊靠在反底拱外側(cè)的高強(qiáng)抗拉網(wǎng)作為底梁底面配筋層，高強(qiáng)抗拉網(wǎng)縱筋直徑18 mm、鋼筋等間距150 mm分布(即φ18×150)，橫筋φ8×150;底梁頂面單獨(dú)配筋，主要承受底臌力引起的彎矩，橫向受力筋φ22×150，縱向分布筋φ10×300，均采用HRB400級(jí)鋼筋，鋼筋保護(hù)層厚度40 mm。底梁上方右側(cè)設(shè)排水溝，防止流水下滲侵蝕底板巖體。底板強(qiáng)化支護(hù)設(shè)計(jì)如圖16所示，-650集中制冷硐室整體復(fù)合支護(hù)設(shè)計(jì)如圖17所示。

圖17 -650 m集中制冷硐室復(fù)合支護(hù)設(shè)計(jì)Fig.17 Supporting plan of refrigerant chamber at -650 m

3.3 工程應(yīng)用效果

2015年12月份使用基于鋼管混凝土支架+鋼筋混凝土底梁的復(fù)合支護(hù)方案返修-650集中制冷硐室，其施工工序如下:刷大巷道斷面到設(shè)計(jì)尺寸并施工錨網(wǎng)噴→開挖底板并架設(shè)鋼管支架反底拱→安裝鋼管支架兩幫及頂弧段→鋼管內(nèi)灌注混凝土形成鋼管混凝土支架→綁扎底梁鋼筋并澆筑混凝土形成鋼筋混凝土底梁→設(shè)置排水溝并澆注設(shè)備/軌道基礎(chǔ)→施工完畢。鋼管混凝土支架安裝后如圖18所示。

圖18 鋼管混凝土支架安裝完畢Fig.18 Installation of concrete-filled steel tube supports

-650集中制冷硐室使用兩年多來(lái)未發(fā)生可見底臌，頂板和兩幫支護(hù)亦穩(wěn)定，支護(hù)現(xiàn)狀如圖19所示。鋼管混凝土支架安裝后建立監(jiān)測(cè)點(diǎn)，連續(xù)5個(gè)月監(jiān)測(cè)表明，受斷層破碎帶水平構(gòu)造應(yīng)力影響，兩幫移近量略大，但總量未超過30 mm;頂板下沉量約21 mm;底臌控制良好，底臌量低于20 mm，巷道變形曲線如圖20所示。通過曲線可以看出，底臌主要出現(xiàn)在鋼管混凝土支架安裝后60 d內(nèi)，即鋼筋混凝土底梁施工和養(yǎng)護(hù)期，制冷設(shè)備在鋼筋混凝土底梁施工完成后30 d安裝，對(duì)應(yīng)曲線圖20中60 d以后，此時(shí)底板已基本穩(wěn)定，后期監(jiān)測(cè)顯示底臌量近似零增長(zhǎng)。工程表明，使用鋼管混凝土支架反底拱+鋼筋混凝土底梁復(fù)合支護(hù)方案可以有效控制斷層破碎帶底臌，控制效果顯著。

圖19 制冷硐室使用現(xiàn)狀Fig.19 Using status of refrigerant chamber

圖20 制冷硐室底臌曲線Fig.20 Floor heave curves of refrigerant chamber

3.4 底板支護(hù)力計(jì)算

通過計(jì)算底板支護(hù)力進(jìn)一步分析底臌控制作用，底板支護(hù)力由鋼筋混凝土底梁和鋼管混凝土支架反底拱兩部分貢獻(xiàn)。

3.4.1 鋼筋混凝土底梁支護(hù)力

鋼筋混凝土底梁伸入兩幫下部，因此可將其簡(jiǎn)化為倒置的鋼筋混凝土梁進(jìn)行計(jì)算，兩端簡(jiǎn)化為固定支座，如圖21所示。以跨中受拉側(cè)鋼筋達(dá)到極限屈服強(qiáng)度為底梁承載力極值點(diǎn)，計(jì)算過程如下:

圖21 鋼筋混凝土底梁計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.21 Simplified calculation of reinforced concrete bottom beams

(1)梁截面混凝土受壓區(qū)高度計(jì)算:

(7)

(2)梁截面最大彎矩計(jì)算:

(8)

(3)梁截面可承受最大均布荷載(即底梁支護(hù)力)計(jì)算:

(9)

式中，Mμ為底梁最大受彎截面彎矩，kN·m;σ為底梁支護(hù)力;q為梁均布荷載，σ=q，MPa;x為混凝土受壓區(qū)截面高度，mm;As，fy為鋼筋截面積和屈服強(qiáng)度，mm2，MPa，取fy=400 MPa;fc為抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，mm2，MPa，取fc=19.1MPa;b為梁截面寬度，取1 m底梁計(jì)算，mm;h0為梁截面有效高度，mm;l為底梁跨度，mm;α1為計(jì)算系數(shù)，按1.0考慮。代入相關(guān)參數(shù)計(jì)算，得底梁支護(hù)力:σ1=1.02 MPa。

3.4.2 鋼管混凝土支架反底拱支護(hù)力

根據(jù)文獻(xiàn)[19]和返修支架參數(shù)，曲率半徑3.35 m的圓形φ194×8鋼管混凝土支架反底拱支護(hù)力:σ2=0.91 MPa。

綜上，制冷硐室底板復(fù)合支護(hù)體支護(hù)力:σ=σ1+σ2=1.93 MPa，接近常規(guī)支護(hù)力上限2 MPa。

3.5 底板控制優(yōu)化技術(shù)

-650集中制冷硐室返修支護(hù)控底效果良好，但是也存在施工復(fù)雜和支護(hù)成本較高的缺點(diǎn)，為此提出底板控制優(yōu)化技術(shù)，如圖22所示，底板強(qiáng)化支護(hù)由預(yù)制裝配式弧板+控底錨索+底板防水層組成。

圖22 預(yù)制裝配式弧板控底支護(hù)系統(tǒng)Fig.22 Precast fabricated arc plate bottom control system

根據(jù)具體巷道的底臌機(jī)理研究，定量估算底板零位移標(biāo)線深度，選配相應(yīng)底板支護(hù)力，錨索深度要超過零位移標(biāo)線深度1～2 m，裝配式弧板+錨索支護(hù)力合力不低于1.2倍底板所需支護(hù)力。防水層布置在弧板內(nèi)側(cè)，錨索尾部做處理以防止其刺破防水板。裝配式弧板有1個(gè)A型塊和2個(gè)B型塊組成，各塊間曲形螺栓連接，弧板厚度和配筋根據(jù)支護(hù)力需求進(jìn)行設(shè)計(jì)，最大發(fā)揮弧板承壓性能，B型塊還要部分伸入圍巖并處理好與上部支護(hù)體的連接。

具體施工過程:① 機(jī)械開挖底板巖體，開挖到設(shè)計(jì)邊界后清理渣土，噴射30～50 mm厚混凝土做褥墊層;② 先吊裝B型弧板，然后吊裝A型弧板，弧板連接;③ 施工底板錨索，全長(zhǎng)黏結(jié);④ 處理錨索端頭，鋪設(shè)防水層，回填底板，施工結(jié)束。優(yōu)化方案具有施工簡(jiǎn)單且成本經(jīng)濟(jì)的優(yōu)點(diǎn)。

4 結(jié) 論

(1)-650南翼綜機(jī)庫(kù)底臌主要影響因素包括斷層破碎帶范圍大、底板巖體質(zhì)量差、底板浸水劣化和底板支護(hù)薄弱。其中，前兩個(gè)因素為圍巖體內(nèi)因，不易改變;后兩個(gè)因素屬于支護(hù)不利，可以優(yōu)化。

(2)采用FLAC3D模擬-650南翼綜機(jī)庫(kù)原有支護(hù)，發(fā)現(xiàn)底板有明顯的“兩點(diǎn)三區(qū)”特征，底板內(nèi)存在2點(diǎn):零位移點(diǎn)和零應(yīng)變點(diǎn)，底板自上而下分三區(qū):拉應(yīng)變上升區(qū)、拉應(yīng)變壓縮區(qū)和壓應(yīng)變壓縮區(qū);零位移標(biāo)線距離底板地坪中心約7 m，超出了普通錨索支護(hù)長(zhǎng)度，底板塑性區(qū)深度大，底臌產(chǎn)生區(qū)范圍較大。利用相同模型模擬了返修支護(hù)，與原有支護(hù)相比，底板塑性區(qū)和拉應(yīng)力上升區(qū)范圍大幅減小，零位移標(biāo)線距離地坪中心深度約4 m，抬升約3 m，已進(jìn)入普通錨索支護(hù)范圍內(nèi)，底臌產(chǎn)生區(qū)明顯縮小。

(4)返修支護(hù)采用圓形斷面，以錨網(wǎng)索噴+鋼管混凝土支架復(fù)合結(jié)構(gòu)優(yōu)化全斷面支護(hù)，并以鋼筋混凝土底梁強(qiáng)化底板支護(hù)，底板設(shè)排水溝。工程實(shí)踐表明返修后底臌控制良好，底臌量低于20 mm，計(jì)算表明返修方案的底板支護(hù)力σ=1.93 MPa。為簡(jiǎn)化施工并降低支護(hù)成本，進(jìn)一步提出預(yù)制裝配式弧板+控底錨索+防水層組成的優(yōu)化支護(hù)系統(tǒng)。