韓金博，黃小平，王張輝，李 超，張 杰，高守世

(1.中煤西安設(shè)計工程有限責任公司，陜西 西安 710054；2.西安科技大學(xué) 能源學(xué)院，陜西 西安 710054)

軟巖巷道頂板離層問題是礦井生產(chǎn)中重點解決的問題。工程軟巖常表現(xiàn)為弱膠結(jié)、黏土礦物含量高等特點。在此類巖體中進行工程開挖，易發(fā)生冒頂?shù)葹?zāi)害。國內(nèi)外眾多學(xué)者已在巷道頂板離層機理方面進行了大量的研究，并取得了豐碩成果[1-5]。

王羽揚[6，7]等針對軟巖巷道變形問題，提出了“錨桿(索)網(wǎng)+灌漿+U型鋼”的聯(lián)合支護方案。王志[8，9]等針對深部巷道應(yīng)力集中、軟弱圍巖大變形的疑難問題，提出了利用端部擴孔的錨固方法。陳召等[10]針對穿層傾斜軟巖難支護的問題，提出采用錨注支護控制巷道穿層下的非對稱變形，并提出“三次噴漿+高強錨網(wǎng)索+中空注漿錨桿索+底板硬化”的封閉支護對策；高鳳偉[11，12]等人針對趙莊煤礦大斷面、易破碎、高應(yīng)力巷道特點，提出了全斷面“高預(yù)緊力錨索”支護方法，通過數(shù)值模擬確定了錨索的參數(shù)，經(jīng)驗證支護效果良好。張少峰[13]為解決軟巖巷道支護難題，減少巷道返修次數(shù)，采用現(xiàn)場測試及X射線衍射儀的綜合方法，提出“錨網(wǎng)鎖噴新型漿液”的支護方式，對巷道進行了修復(fù)支護；范磊[14，15]等基于可拓學(xué)理論，運用數(shù)值計算等方法，揭示了當遇到堅硬與軟弱互層區(qū)域下的應(yīng)力集中巷道應(yīng)采用高強阻非對稱的支護方式，才能有效解決該類巷道的難支護問題。以上研究均從各自工程實例背景出發(fā)，針對軟巖巷道不同埋深條件、不同構(gòu)造應(yīng)力、不同層位布置等情況下，取得的研究成果。

本研究以貫屯煤礦50213工作面軟巖回風巷為工程研究背景，針對其圍巖軟弱的特性，通過物理相似模擬試驗及理論分析等研究方法，揭示軟巖巷道錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層機理，并提出合理的支護對策。研究結(jié)果可對類似條件下的軟巖巷道頂板離層控制具有重要現(xiàn)實意義。

1 工程概況

1.1 生產(chǎn)條件

貫屯煤礦50213工作面平均埋深為204 m，平均厚度為2.12 m，傾角為0°～4°，其南側(cè)為5號煤西翼輔助運輸大巷，東側(cè)為50212工作面采空區(qū)，西側(cè)為50214工作面，北側(cè)為采區(qū)邊界，50213工作面采掘布置如圖1所示。

圖1 50213工作面采掘布置

1.2 地質(zhì)條件

5號煤層基本頂為粉砂巖和油頁巖，平均厚度7.0 m，發(fā)育較多的水平層理，浸水后巖石多沿層理方向離析成薄片。直接頂為1.28 m粉砂巖，含有較高的粘土礦物，節(jié)理裂隙等結(jié)構(gòu)面較發(fā)育，抗壓強度為16.1 MPa。直接底為泥巖，厚度為2.0 m，抗壓強度為19.0 MPa，遇水易膨脹，軟化系數(shù)為0.59。由于直接底為泥巖，遇水易軟化，造成巷道維護困難，巷道返修率高的現(xiàn)狀，對礦井的采掘接續(xù)、運輸?shù)戎匾h(huán)節(jié)造成重大影響，煤巖層柱狀如圖2所示。

圖2 煤巖層柱狀

根據(jù)ISRM(國際巖石力學(xué)學(xué)會)定義軟巖是指單軸抗壓強度在0.5～25 MPa的巖石。并根據(jù)我國《煤礦巷道軟巖分類的建議》中的煤礦軟巖巷道綜合分類方案，可確定50213工作面回風巷屬Ⅱ級軟巖巷道。

1.3 50213回風巷原支護參數(shù)

50213工作面回風巷屬半煤巖巷，沿煤層頂板掘進，設(shè)計總長度為1400 m，回風巷斷面為矩形(凈寬4200 mm×高2800 mm)，支護形式為錨網(wǎng)索支護。頂板錨桿采用?22 mm×2400 mm的左旋螺紋鋼，間排距為900 mm×900 mm。幫部錨桿采用?20 mm×2200 mm左旋螺紋鋼，間排距為1100 mm×900 mm。錨索采用?18.9 mm的鋼絞線，長度為7200 mm，間排距為900 mm×900 mm。

1.4 現(xiàn)場調(diào)研與實測

1.4.1 圍巖變形特征

貫屯煤礦50213工作面回風巷屬軟巖巷道。在掘進期間，由于其圍巖整體軟弱破碎，強度較低。并且由于直接頂油頁巖層厚度大，層間黏結(jié)力差，遇水后強度明顯降低，導(dǎo)致錨索懸吊巖層厚度較大，且錨索錨固段多位于軟弱的油頁巖中，進而造成錨索錨固區(qū)內(nèi)巖層整體彎曲下沉，最大下沉量40 cm。幫部內(nèi)擠嚴重，兩幫最大移進量約30 cm。巷道底板泥巖層厚度大，積水浸泡后強度大幅下降，受兩幫支承壓力的影響，底鼓現(xiàn)象明顯。

1.4.2 圍巖內(nèi)部損傷特征

對50213工作面回風巷頂板及兩幫施工鉆孔(頂板10.0 m，兩幫5 m)，并采用鉆孔成像儀對其內(nèi)部裂隙損傷特征及破壞程度進行量化表征。

鉆孔窺視結(jié)果表明：巷道上方1.13 m左右的頂板多為破碎松散的狀態(tài)；2.0～5.5 m范圍內(nèi)，存在密集程度較高的縱向裂隙，裂隙開度為1～2 mm；6.9～7.5 m范圍內(nèi)，油頁巖與砂巖交界處離層現(xiàn)象明顯，部分區(qū)域孔壁有空洞現(xiàn)象；當鉆孔深度達到7.5～10.0 m時，孔壁巖層光滑完整，成孔效果較好，圍巖完整性好。左幫0～0.4 m之間也存在小范圍的破碎區(qū)，1.0～1.85 m范圍內(nèi)有少量縱向裂隙發(fā)育。右?guī)?～0.95 m處破碎較為嚴重，1.4～2.2 m范圍內(nèi)有少量縱向裂隙發(fā)育。

1.4.3 巷道頂板深部圍巖變形特征

為了分析回風巷在回采期間頂板離層量，在回風巷200 m和300 m處分別布置H1和H2共計兩個深部位移測站，兩側(cè)站分別距工作面為1200 m和1300 m，圍巖損傷破壞特征如圖3所示。

圖3 圍巖損傷破壞特征

由圖3(a)可知，受礦山壓力的影響，H1測站上覆巖層在41 d內(nèi)離層速率及離層量快速增加；41～52 d內(nèi)，離層速率及離層量趨于平緩；52 d后離層量不再發(fā)生變化，最大離層量為51 mm。

由圖3(b)可知，H2測站上覆巖層在43 d內(nèi)離層速率及離層量快速增加；43～45 d內(nèi)，離層速率趨于平緩；45 d后離層量不再發(fā)生變化，最大離層量為43 mm。

2 軟巖巷道錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層力學(xué)分析

2.1 錨索錨固區(qū)內(nèi)巖層力學(xué)模型建立

為了能夠求解出錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板的撓度，假設(shè)圍巖在掘進期間不會破裂失穩(wěn)，從而可將頂板巖體看作彈性體。由于基本頂?shù)膭偠冗h大于直接頂，因此軟巖巷道錨索錨固區(qū)上邊界為基本頂對錨索錨固區(qū)內(nèi)圍巖形成的載荷p0，下邊界為錨索對錨固區(qū)內(nèi)圍巖的支護載荷p1，極限平衡區(qū)范圍內(nèi)的煤壁對直接頂?shù)闹С泻奢dp2，煤柱對直接頂?shù)闹С泻奢dp3。這樣可建立單側(cè)采空巷道錨索錨固區(qū)力學(xué)模型，錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板的撓度之差即為錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層變形量，錨索錨固區(qū)內(nèi)巖層力學(xué)模型如圖4所示。

圖4 錨索錨固區(qū)內(nèi)巖層力學(xué)模型

2.2 錨索錨固區(qū)內(nèi)頂板撓度

根據(jù)疊加法原理可知，多個載荷同時作用于結(jié)構(gòu)而引起的撓度等于每個載荷單獨作用于結(jié)構(gòu)而引起的撓度的代數(shù)和[15-17]。首先計算出上覆巖層載荷p0、煤幫支撐載荷p2、煤柱支撐載荷p3、錨索對錨固區(qū)內(nèi)圍巖的支護載荷p1單獨作用下彎矩。然后根據(jù)撓曲線方程wi(x)和轉(zhuǎn)角方程θi(x)公式(1)可將4種載荷產(chǎn)生的撓度分別計算出來，然后求其和，即可得模型的變形總撓度。

式中，Ei為錨索錨固區(qū)內(nèi)頂板彈性模量，Pa；Ii為錨索錨固區(qū)內(nèi)頂板巖梁橫截面的慣性矩，m4，其中Ii=(hi)3/12；hi為錨索錨固區(qū)內(nèi)頂板巖層厚度，m。

1)p0和γm作用。模型上邊界在均布載荷p0和巖層自重γm作用時，錨索對錨固區(qū)上邊界受力分析圖如圖5所示。

圖5 錨索對錨固區(qū)上邊界受力分析

經(jīng)推導(dǎo)得彎矩方程為：

MP0+γm(x)=-0.5(p0+γmhm)(L0-x)2，x∈[0，L0](2)

式中，L0為模型巖梁的總長度，m；p0為基本頂對錨索錨固區(qū)內(nèi)圍巖形成的載荷，N；γm為巖層的容重，N/m3；x為距O點(模型巖梁旋轉(zhuǎn)點)的距離，m；L為O點至錨固區(qū)巖梁懸臂末端的長度，m。

2)p2作用。在實體煤幫支承載荷p2作用時，實體煤幫支承載荷受力分析如圖6所示。

圖6 實體煤幫支承載荷受力分析

經(jīng)推導(dǎo)可得OA段巖梁彎矩方程：

3)p1作用。錨索對錨固區(qū)頂板的支護載荷p1單獨作用時，錨索對錨固區(qū)頂板的支護載荷受力分析如圖7所示。

圖7 錨索對錨固區(qū)頂板的支護載荷受力分析

經(jīng)推導(dǎo)可得OA段巖梁彎矩方程：

Mp1(x1)=p1a(L1+0.5a-x1)，x1∈[0，L1](4)

式中，p1為錨索對錨固區(qū)頂板的支護載荷，N；a為錨固區(qū)巖梁的長度，m。

AB段巖梁彎矩方程：

Mp1(x2)=0.5p1(L1+a-x2)，x2∈[L1，L1+a](5)

4)p3作用。煤柱對直接頂?shù)闹С泻奢dp3單獨作用時，煤柱對直接頂?shù)闹С泻奢d受力分析如圖8所示。

圖8 煤柱對直接頂?shù)闹С泻奢d受力分析

經(jīng)推導(dǎo)可得OB段巖梁彎矩方程：

Mp3(x1)=p3b(L1+a+0.5b-x1)，x1∈[0，L1+a](6)

式中，p3為煤柱對直接頂?shù)闹ёo載荷，N；b為煤柱的寬度，m。

BC段巖梁彎矩方程：

Mp3(x2)=0.5p3(L0-x2)，x2∈[L1+a，L0](7)

考慮到邊界條件，θ1(0)=0，w2(0)=0，結(jié)合式(1)和模型頂板巖梁的合彎矩方程可以求解得到常數(shù)C1，D1解析式，根據(jù)式(1)和模型頂板巖梁的合彎矩方程可以得到巷道錨索錨固區(qū)內(nèi)頂板巖梁的撓曲線方程：

2.3 錨索錨固區(qū)外頂板撓度

根據(jù)疊加法原理可知，多個載荷同時作用于結(jié)構(gòu)而引起的撓度等于每個載荷單獨作用于結(jié)構(gòu)而引起的撓度的代數(shù)和。首先計算出上覆巖層載荷p0、煤幫支撐載荷p2、煤柱支撐載荷p3、錨索對錨固區(qū)內(nèi)圍巖的支護載荷p1單獨作用下彎矩。然后求其和，即可得模型的變形總撓度。

錨索錨固區(qū)外不受錨索對錨固區(qū)圍巖的支護載荷pb的作用，只受頂板均布載荷q、巷幫的支承應(yīng)力p2和p3的共同作用，然后根據(jù)撓曲線方程wi(x)和轉(zhuǎn)角方程θi(x)公式(1)可計算出3種載荷產(chǎn)生的合彎矩，其中Ii=(hi)3/12；hi為錨索錨固區(qū)外頂板巖層厚度，既為基本頂厚度減去錨索錨固區(qū)的高度。錨索錨固區(qū)外頂板巖梁的合彎矩方程為：

考慮到邊界條件，θ2(0)=0，w2(0)=0，結(jié)合式(1)和式(9)可以求解得到常數(shù)C2，D2解析式。

根據(jù)式(1)、式(9)可以得到巷道錨索錨固區(qū)外頂板巖梁的撓曲線方程：

C2x+D2，x∈[L1，L1+a](11)

根據(jù)式(10)和式(13)，巷道錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板的離層量方程Δ(x)為：

Δ(x)=w1(x)-w2(x)(12)

2.4 錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層的控制

軟巖巷道錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層量的大小是軟巖巷道圍巖控制的關(guān)鍵，根據(jù)上述分析可知，錨索支護提供一種主動支護力，能把錨固區(qū)內(nèi)巖層進行錨固，使錨固區(qū)內(nèi)巖層運動趨于一致，從而錨固區(qū)內(nèi)不會產(chǎn)生離層，所以在錨固區(qū)上邊界所受載荷與巷幫的支承載荷不變的基礎(chǔ)上，錨索的支護載荷是控制錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層的主要手段。根據(jù)式(2)，令錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層量為0，即Δw1=0，從而巷內(nèi)的錨固載荷為：

式中，q1為第1層巖層的均布載荷，MPa；E1為第1層巖層彈性模量，GPa；h1為第1層巖層厚度，m；q2為第2層巖層的均布載荷，MPa；E2為第2層巖層的彈性模量，GPa；h2為第2層巖層的厚度，m；y1、y2、y3、y4為位置函數(shù)，分別為y1=(x2-4Lx+6L2)x2、y2=(x2-4lx+6l2)x2、y3=2c(-2x+6l+3c)x2、y4=2a3(x-a)。

2.5 工程實例

根據(jù)貫屯煤礦50213工作面回風巷生產(chǎn)地質(zhì)條件和巖石力學(xué)試驗結(jié)果，側(cè)壓系數(shù)λ為0.6，節(jié)理面黏聚力為0.9 MPa，內(nèi)摩擦角為23°，煤幫應(yīng)力集中系數(shù)k=2.7，直接頂彈性模量為7.8 GPa，直接頂容重為24.8 kN/m3；根據(jù)圖2可知，直接頂上覆軟弱巖層厚度可以取為17.45 m(10.12 m+7.33 m)，即當上覆巖層平均容重為25.5 kN/m3，載荷p0為0.44 MPa。

因此，各影響因子的標準值和變化區(qū)間分別為：巷內(nèi)頂板支護強度p1標準值0.48 MPa，變化區(qū)間0～0.6 MPa；實體煤幫支護強度p2標準值0.8 MPa，變化區(qū)間0～0.8 MPa；煤柱支護強度p3標準值0.3 MPa，變化區(qū)間0～0.8 MPa；50213回風巷寬度a標準值4.2 m，煤柱寬度b標準值5 m。將以上結(jié)果代入式(12)可以得到各影響因素對50213回風巷錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層的影響，錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層量如圖9所示。

圖9 錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層量

由圖9可知，錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層有以下影響規(guī)律：無論哪個部位支護強度增加，錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層量均會減??；根據(jù)曲線的斜率可知，各支護強度對頂板離層的影響程度不盡相同，巷內(nèi)頂板支護強度影響程度最大，其次為實體煤幫支護強度和煤柱支護強度。這是由于隨著各部位支護強度的增加，垂直方向上巷道頂板的支護阻力隨之增大的緣故。

3 錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層演化規(guī)律模擬

3.1 實驗方案設(shè)計

為模擬50213工作面回風巷錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層演化規(guī)律，使用2100 mm×1800 mm×400 mm模型架進行加載實驗，模擬材料的骨料為細砂粒，膠結(jié)材料為饅頭粉和石膏，將以上模擬材料與水按表1中配比號配制而成，分層材料采用云母粉。依據(jù)模擬實驗相似理論，幾何相似常數(shù)為10，容重相似常數(shù)為1.6，強度相似常數(shù)以16為基準。

表1 各巖層厚度和配比號

為了便于模擬錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層演化過程，本次實驗采用液壓油泵從模型頂部及兩側(cè)逐級加載。以此模擬開挖不同深度巷道所受壓力，分析巷道錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層破壞特征。

每次模擬采深增加25 m，當模擬采深為175 m后，模擬采深依次增加29 m、40 m和64 m，模型垂直施加載荷可根據(jù)(14)式求得，并根據(jù)(15)式求得水平施加載荷，實驗?zāi)Ｐ椭鸺壖虞d見表2。

表2 實驗?zāi)Ｐ椭鸺壖虞d

式中，q1為模型垂直加載載荷，N；γp為覆巖容重，N/m3，此處取2.5×104N/m3；H為巷道埋深，m；h為模擬巷道覆巖高度，m；Cσ為強度相似常數(shù)；S為模型頂部面積，m2。

q2=q1λ(15)

式中，q2為模型水平加載載荷，N；λ為側(cè)壓系數(shù)，此處取0.12。

3.2 錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層演化規(guī)律

1)錨索錨固區(qū)內(nèi)頂板離層裂隙的萌生。當模型圍壓從加載步驟1—6加載時，巷道四個尖角因應(yīng)力集中產(chǎn)生破壞。直接頂在荷載作用下彎曲下沉，肩窩處由于拉應(yīng)力集中產(chǎn)生縱向拉伸裂隙帶，同時由于直接頂下沉時各分層撓度不同，易沿錨固區(qū)內(nèi)各軟弱層理面間產(chǎn)生水平離層裂隙，并與肩角縱向裂隙帶貫通。其次兩幫應(yīng)力傳遞至兩底角，由于其力學(xué)性質(zhì)較低且未進行有效支護，易在兩底角形成剪切破壞區(qū)，離層裂隙分布(加載步驟6)如圖10所示。

圖10 離層裂隙分布(加載步驟6)

2)錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層裂隙的發(fā)展。當模型圍壓從加載步驟6—9加載時，兩肩角拉伸裂隙及錨固區(qū)離層裂隙寬度增大并向上持續(xù)發(fā)育。由于錨索錨固區(qū)頂板多為強度較低的油頁巖，且懸吊破碎巖體厚度大，從而造成錨索錨固區(qū)內(nèi)巖層整體彎曲下沉，錨固區(qū)內(nèi)外巖層間變形的不協(xié)調(diào)運動，導(dǎo)致錨固區(qū)外頂板形成水平離層裂隙。幫部裂隙從底角處向斜上方65°發(fā)育，最大破壞深度1.1 m，淺部煤體表現(xiàn)出潛在失穩(wěn)的現(xiàn)象，離層裂隙分布(加載步驟8)如圖11所示。

圖11 離層裂隙分布(加載步驟8)

3)錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層裂隙的突變。當模型圍壓從加載步驟9—10加載時，錨固區(qū)內(nèi)橫縱裂隙向上發(fā)育，肩角剪切裂隙與錨索錨固區(qū)外頂板水平離層裂隙相互貫通，錨索錨固區(qū)內(nèi)巖層整體下沉速率加快，錨索錨固區(qū)外兩條離層裂隙的寬度和長度不斷增加，離層裂隙分布(加載步驟10)如圖12所示。

圖12 離層裂隙分布(加載步驟10)

3.3 錨索錨固區(qū)外頂板離層監(jiān)測結(jié)果分析

監(jiān)測內(nèi)容主要包括：①錨固區(qū)內(nèi)頂板離層裂隙的發(fā)育高度隨加載圍壓的變化情況，②錨固區(qū)外頂板離層裂隙的長度和寬度隨加載圍壓的變化情況，離層裂隙變化情況如圖13所示，由監(jiān)測數(shù)據(jù)可知，錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層過程可分為三個階段。

圖13 離層裂隙變化情況

階段Ⅰ—頂板離層裂隙的萌生：當模型圍壓從加載步驟1—6加載時，頂板變形較小，下沉量較小，錨固區(qū)內(nèi)頂板離層裂隙主要分布在兩肩角淺部圍巖內(nèi)，當圍壓加載至加載步驟6時，離層裂隙最大發(fā)育高度為120 cm。錨固區(qū)外無裂隙發(fā)育。

階段Ⅱ—頂板離層裂隙的發(fā)展：當模型圍壓從加載步驟6—9加載時，頂板下沉速率快速增加，錨固區(qū)內(nèi)頂板離層裂隙快速向上延伸，離層裂隙最大發(fā)育高度為160 cm。且錨固區(qū)外形成兩條離層裂隙L1和L2，長度分別為26.0 cm和15.0 cm，寬度分別為0.4 cm和0.3 cm。

階段Ⅲ—頂板離層裂隙的突變：當模型圍壓應(yīng)力從加載步驟9—10加載時，頂板下沉速率急劇增大，錨固區(qū)內(nèi)頂板離層裂隙完全分布。且錨固區(qū)外的兩條離層裂隙長度及寬度均有所增加，當模型圍壓加載至步驟10時，兩條離層裂隙L1和L2長度分別為26.1 cm和28.2 cm，寬度分別為0.5 cm和0.9 cm。錨固區(qū)圍巖存在潛在垮落的危險。

3.4 錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層原因分析

通過相似模擬和現(xiàn)場調(diào)研綜合分析，可知50213回風巷錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層的主要原因為：

1)錨索錨固區(qū)內(nèi)頂板離層裂隙首先在肩角處產(chǎn)生。隨著圍巖壓力的增大，導(dǎo)致錨索錨固區(qū)內(nèi)頂板彎曲下沉，錨索錨固區(qū)內(nèi)巖層間變形的不協(xié)調(diào)運動易形成水平離層裂隙。

2)錨索錨固區(qū)外頂板離層裂隙在錨索端部產(chǎn)生，主要原因是由于錨索錨固區(qū)頂板多為強度較低的油頁巖，且懸吊破碎巖體厚度大，從而造成錨索錨固區(qū)內(nèi)巖層整體彎曲下沉。錨固區(qū)外巖層為硬砂巖層，錨固區(qū)內(nèi)外軟硬巖層間變形的不協(xié)調(diào)運動導(dǎo)致錨固區(qū)外頂板形成水平離層裂隙。

4 圍巖穩(wěn)定性控制數(shù)值模擬分析

4.1 圍巖控制方案

結(jié)合50213工作面回風巷圍巖物理力學(xué)性質(zhì)及物理模擬中錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層演化規(guī)律，圍巖控制從以下兩個方面考慮：

1)頂板兩肩角高預(yù)應(yīng)力長錨索傾斜布置，中部2根高預(yù)應(yīng)力長錨索垂直布置。一是通過高預(yù)應(yīng)力傾斜長錨索增強肩角圍巖的承載能力，增大錨固區(qū)范圍。二是高預(yù)應(yīng)力傾斜長錨索可以平衡水平應(yīng)力對頂板巖層的破壞作用，減小巷道肩角處產(chǎn)生較大的剪應(yīng)力。三是通過中部高預(yù)應(yīng)力長錨索對圍巖施加有效壓應(yīng)力，即可限制軟弱油頁巖沿節(jié)理面離層變形，也可避免原生及次生裂隙向上發(fā)育。

2)確定合理的錨固端位置，錨索的錨固端應(yīng)避免位于軟弱巖層中[18，20]。錨索長度為7.3 m時，其錨固段多在油頁巖中，拉應(yīng)力主要由油頁巖承擔。當錨索長度為8.3 m時，錨固端位于堅硬的砂巖層。由于巷幫煤體的豎向裂隙較發(fā)育，松動范圍較大，為了提高巷幫錨桿支護的有效性，故通過增加幫部錨桿的直徑、長度及支護密度提高其支護強度。巷道支護布置斷面如圖14所示。

圖14 巷道支護布置斷面圖(mm)

4.2 圍巖控制效果分析

為了確定支護方案優(yōu)化前后圍巖的控制效果，采用FLAC3D數(shù)值模擬軟件建立長×寬×高為50 m×50 m×38 m的計算模型，采用莫爾-庫倫本構(gòu)模型，模型上邊界為自由邊界并施加6.80 MPa的均布應(yīng)力來替代上覆未建模巖層的重量，四周及下邊界均為位移固定約束邊界并在四周施加0.924 MPa的均布應(yīng)力，各巖層物理力學(xué)參數(shù)見表3。

表3 各巖層物理力學(xué)參數(shù)

4.2.1 垂直位移

巷道圍巖垂直位移云圖可知，頂板的下沉量和兩幫的水平移進均相應(yīng)減小。優(yōu)化后巷道頂板最大下沉量為350 mm，較優(yōu)化前下降了50.7%；兩幫移進量為50 mm；下降了38.2%。這是由于在錨索長度為7.8 m時，錨索位于不穩(wěn)定的錨固點，錨固區(qū)內(nèi)巖層易整體失穩(wěn)，頂板部分載荷由巷幫承擔，兩幫煤體受力較大，幫部錨桿變形嚴重，從而頂板和兩幫圍巖變形量均較大。

4.2.2 圍巖塑性區(qū)

巷道圍巖塑性區(qū)如圖15所示。頂板塑性區(qū)主要集中在巷道兩肩角，主要為剪切破壞。優(yōu)化前兩肩角塑性區(qū)與錨固段離層裂隙距離較長，通過對頂板錨索參數(shù)優(yōu)化后，其肩部塑性區(qū)范圍減小了100 mm，表明了高預(yù)緊力錨固區(qū)錨索“倒梯形”布置提高了圍巖的抗剪能力，塑性破壞得到有效抑制。

圖15 巷道圍巖塑性區(qū)

幫部塑性區(qū)主要集中在中部區(qū)域，其破壞形式主要為剪切破壞，其塑性區(qū)延展范圍減小了50 mm，表明幫部錨桿及頂板錨桿(索)發(fā)揮支護作用，有效抑制了幫部塑性區(qū)擴展。

4.2.3 垂直應(yīng)力

巷道圍巖垂直應(yīng)力云圖如圖16所示，由圖可以看出，巷道兩幫和肩角均為應(yīng)力集中區(qū)。隨支護結(jié)構(gòu)的改變，巷幫的應(yīng)力集中區(qū)的應(yīng)力值增加，而應(yīng)力集中區(qū)的范圍有減小的趨勢。錨桿及錨索錨固端均有拉應(yīng)力增高區(qū)，相比原支護方案，高預(yù)應(yīng)力長錨索“倒梯形”布置可提高圍巖中的受拉應(yīng)力區(qū)，使得錨索錨固端拉應(yīng)力集中區(qū)范圍更大，減小直接頂巖層的拉應(yīng)力集中區(qū)面積。

圖16 巷道圍巖垂直應(yīng)力云圖

5 結(jié) 論

1)基于疊加法原理建立的錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層力學(xué)模型，推導(dǎo)出了錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層量及錨固載荷的計算式，以貫屯煤礦50213回風巷為工程背景，分析得到了錨索錨固區(qū)內(nèi)外頂板離層量的影響規(guī)律，確定了各因素的影響程度。

2)通過物理模擬試驗分析得出：錨索錨固區(qū)內(nèi)頂板離層裂隙首先在肩角處產(chǎn)生，并隨著圍巖應(yīng)力的增加向上發(fā)育。同時，錨固區(qū)內(nèi)外巖層變形的不協(xié)調(diào)運動導(dǎo)致錨索錨固端形成水平離層裂隙。并與肩角剪切裂隙帶相互貫通，造成錨固區(qū)內(nèi)巖層整體失穩(wěn)。

3)針對軟巖回采巷道離層演化機制，提出了高預(yù)緊力長錨索“倒梯形”支護技術(shù)，并通過數(shù)值模型對圍巖控制效果進行分析，結(jié)果表明：優(yōu)化后圍巖塑性區(qū)顯著減小，頂板最大下沉量較原方案下降了50.7%；幫部最大位移較原來下降了38.2%，有效解決了軟巖巷道頂板離層的問題，保證了巷道圍巖的穩(wěn)定性。