大變形軟巖巷道2次耦合支護參數(shù)優(yōu)化

張紅軍，李術(shù)才，李海燕，白繼文，李紅偉

（1. 山東大學 巖土與結(jié)構(gòu)工程中心，山東 濟南，250061；2. 山東濟南力穩(wěn)巖土有限責任公司，山東 濟南，250104）

大變形軟巖巷道2次耦合支護參數(shù)優(yōu)化

張紅軍1，李術(shù)才1，李海燕1，白繼文1，李紅偉2

（1. 山東大學 巖土與結(jié)構(gòu)工程中心，山東 濟南，250061；2. 山東濟南力穩(wěn)巖土有限責任公司，山東 濟南，250104）

山東省菏澤市彭莊煤礦西翼-500 m水平行人大巷屬于典型中深部軟巖巷道，由于支護對策不合理導致圍巖變形破壞劇烈。為了得到圍巖的變形規(guī)律及破壞機制，進行礦壓監(jiān)測、松動圈探測、圍巖物理力學參數(shù)測試、地應力測試等研究，并提出2次耦合支護方案。為進一步研究2次耦合支護力學機制，對初次支護和2次支護后圍巖塑性區(qū)與應力分布特點以及初次支護后10～60 d內(nèi)進行2次支護圍巖變形規(guī)律進行數(shù)值模擬分析。研究結(jié)果表明：2次耦合支護能有效控制圍巖塑性區(qū)的發(fā)展，改善應力分布狀態(tài)，最佳2次支護時間為巷道初次支護后的30～40 d。2次耦合支護能有效控制圍巖穩(wěn)定，減小圍巖變形，能為類似軟巖巷道支護工程提供一定的參考。

軟巖巷道；2次耦合支護；數(shù)值計算；最佳2次支護時間；參數(shù)優(yōu)化

軟巖巷道支護問題一直是困擾我國煤礦生產(chǎn)建設(shè)的重大問題之一［1］，近年來隨著對能源需求量的增加，國內(nèi)外礦山都相繼進入中深部開采階段［2-5］。由于中深部巷道地質(zhì)賦存條件與應力環(huán)境具有相當?shù)膹碗s性，在支護理論方面，還缺乏高應力與復雜地質(zhì)環(huán)境下巷道圍巖與支護體相互作用機理全面、系統(tǒng)的研究［6］，導致很多中深部軟巖支護問題難以解決，很多煤礦在煤炭經(jīng)濟形勢不好的前提下還不得不擔負起巷道多次返修的沉重經(jīng)濟負擔。我國學者針對中深部軟巖巷道支護問題進行了深入研究［7-11］，提出了不同的軟巖巷道支護基本原理與對策，但基本一致認為實現(xiàn)支護體與圍巖自身的耦合作用是保持巷道穩(wěn)定的關(guān)鍵所在。同時，工程實踐也表明，在軟巖工程中采用1次支護往往難以奏效，通常要進行2次支護，在技術(shù)上一般采用噴層+鋼筋網(wǎng)+錨索、錨注、注漿、架棚或者砌圈等支護形式［12-16］，在實際運用中解決了諸多問題。但是，由于目前2次支護在圍巖控制力學機制、最佳2次支護時間、支護強度等方面的研究還不夠深入，在現(xiàn)場設(shè)計中往往只是單純的增加支護構(gòu)件的強度和數(shù)量，依靠經(jīng)驗確定最佳2次支護時間，不考慮圍巖的自承能力以及各支護構(gòu)件的耦合作用，嚴重造成了材料和人工的浪費，沒有取得良好的支護效果。如何高效利用現(xiàn)有的支護構(gòu)件，優(yōu)化2次支護工藝，實現(xiàn)圍巖在短時間內(nèi)的穩(wěn)定，是軟巖巷道支護急需解決的問題。本文作者基于前人研究基礎(chǔ)，采用數(shù)值分析軟件FLAC3D對 2次耦合支護圍巖控制力學機制和最佳 2次支護時間進行模擬分析，并提出此類大變形巷道的基本支護對策。

1　工程概況

1.1地質(zhì)條件

山東省菏澤市彭莊煤礦位于巨野煤田北部，實際生產(chǎn)能力110萬t/年，主采山西組3下煤層，煤層平均厚度為2.55 m。其中，西翼-500 m水平行人大巷，巷道開門口處底板標高為-503.7 m，巷道坡度為-5‰，設(shè)計斷面為直墻半圓拱型，凈寬為3.6 m，凈高為3.4 m，墻身凈高為1.6 m，凈面積S=10.85 m2。圖1所示為西翼-500 m水平行人大巷具體圍巖柱狀圖，該巷道主要布置在第2層和第3層的泥巖和砂質(zhì)泥巖層位中。

1.2原支護方案

西翼-500 m水平行人大巷采用傳統(tǒng)“錨網(wǎng)索噴”1次支護工藝。錨桿采用直徑×長度為20 mm× 2 200 mm等強度全螺紋鋼錨桿，每根錨桿均用2塊MSK2370型樹脂錨固劑固定，間排距為800 mm×800 mm；錨索采用直徑×長度為17.8 mm×6 000 mm的鋼絞線，兩肩窩處各布置1根，排距為1.6 m，采用3 塊MSK2350型樹脂錨固劑端頭錨固，每相鄰錨索之間用 12號普通工字鋼作為錨索梁；混凝土噴射強度C20，噴射厚度為100 mm；金屬網(wǎng)采用直徑為6.0 mm鋼筋焊接制作的經(jīng)緯網(wǎng)，錨桿、錨索設(shè)計預應力分別為70 kN和120 kN，原支護斷面圖如圖2所示。

圖1　西翼-500 m水平行人大巷巷道圍巖柱狀圖

圖2　原支護方案及收斂監(jiān)測點布設(shè)位置Fig. 2　Original supporting program and layout ofconvergence monitor points

2　巷道破壞特征及機理分析

2.1巷道破壞特征

1） 巷道破壞嚴重。圖3所示為部分典型的巷道破壞圖。從圖3可以看出：巷道圍巖變形劇烈，頂板嚴重下沉，出現(xiàn)了大面積變形、開裂、片幫、底臌等現(xiàn)象，局部巷道收縮率已達到40%以上。錨桿、錨索多處被拉斷，鋼筋梯、經(jīng)緯網(wǎng)發(fā)生嚴重彎曲變形，支護構(gòu)件基本處于失效狀態(tài)。

圖3　部分巷道典型破壞圖Fig. 3　Part failure graphs of roadway

2） 巷道變形量大，變形速率快。為進一步得到西翼-500 m水平行人大巷圍巖的變形破壞詳細數(shù)據(jù)，對其進行長期的變形監(jiān)測，監(jiān)測方案設(shè)計在圖2中進行標出。監(jiān)測關(guān)鍵點分別布置在頂板、兩幫以及底板等處，對應點分別為A～D。通過測量巷道中心點O到關(guān)鍵點A～D的距離，確定巷道關(guān)鍵點的收斂情況，監(jiān)測結(jié)果如圖4所示。從圖4可知：在監(jiān)測期內(nèi)圍巖變形較大，A和D 2點的移近量達到1 523 mm，B和C 2點的移近也達到1 328 mm。在監(jiān)測時間為0～170 d內(nèi)圍巖始終保持較高的增長速率，直到監(jiān)測時間為220 d以后，圍巖才緩慢進入低速變形階段，但仍不能確定圍巖是否進入穩(wěn)定期。

3） 巷道圍巖松動破壞范圍大。為研究圍巖內(nèi)部的變化特征，選用美國勞雷公司生產(chǎn)的 SIR-3000地質(zhì)雷達探測設(shè)備對西翼-500 m水平行人大巷分別距離開挖面25，50，100和200 m處的圍巖松動范圍進行探測，探測長度為15 m，部分探測剖面圖如圖5所示，探測結(jié)果如表1所示。由表1可知：各斷面圍巖松動范圍差別較大，最小僅為0.6 m，最大處為3.8 m。隨著距離開挖面距離的增大，圍巖松動范圍呈增大的趨勢，且增長幅度不斷加大。

圖4　巷道圍巖變形量監(jiān)測結(jié)果Fig. 4　Final convergence monitor results of the roadway

表1　巷道圍巖松動圈測試結(jié)果Table 1 Results of loosing test in the roadways

圖5　部分巷道地質(zhì)雷達探測剖面圖Fig. 5　Radar profiles of part roadway

2.2巷道破壞機理分析

通過對西翼行人大巷的現(xiàn)場監(jiān)測與研究，綜合國內(nèi)外相似軟巖巷道的破壞特征，分析其破壞原因主要由以下幾點。

1） 圍巖強度弱。采用MTS萬能材料試驗機，對彭莊煤礦的5種巖性進行物理力學測試工作，測試結(jié)果如表2所示。由表2可知：巷道圍巖5種巖性中，粉砂巖和細砂巖的力學參數(shù)均較高，其中抗壓強度達到了68.3～72.5 MPa，中砂巖抗壓強度為45.2 MPa，而砂質(zhì)泥巖和泥巖的力學參數(shù)均較低，抗壓強度只有18.2～23.5 MPa。從現(xiàn)場取芯情況來看，砂質(zhì)泥巖和泥巖層位的巖芯極度不完整，尤其是遇水后崩化分解，造成圍巖力學參數(shù)的進一步降低，給支護帶來很大的困難。

表2　彭莊煤礦巖石力學試驗結(jié)果Table 2 Surround rock mechanics experiment results of Pengzhuang coal mine

2） 地應力的影響。利用原巖應力解除法對西翼-500 m水平行人大巷進行地應力測試，測試結(jié)果如表3所示。

表3　巷道測點原巖應力實測結(jié)果Table 3 The measured results of original rock stress

西翼-500 m水平行人大巷，屬于中深部巷道，何滿潮等［1］指出巖層軟化臨界荷載σcs計算經(jīng)驗公式為

式中：K為經(jīng)驗系數(shù)；σc為巖石單軸抗壓強度。

根據(jù)巷道實際情況可知：西翼-500 m水平行人大巷主要布置在泥巖和砂質(zhì)泥巖2個層位中，K可取為0.3～0.5。頂?shù)装鍘r層的平均抗壓強度取最大值為23.5 MPa，根據(jù)式（1）計算可知：西翼-500 m水平行人大巷圍巖的軟化臨界荷載在7.05～11.75 MPa之間。而地應力測試結(jié)果表明，其最大水平應力為15.33 MPa左右，大大超過巖石的軟化臨界荷載最大值11.75 MPa。此時，由于巷道開挖所引起的圍巖應力重分布導致的應力集中，圍巖就會進入到軟巖塑性變形狀態(tài)，這是巷道始終保持較高速率變形破壞的主要因素。

地應力測試結(jié)果還表明最大水平應力的方向為136.86°，與巷道夾角為62.86o左右，根據(jù)最大水平應力理論，此時巷道正沿著不利于巷道支護的方向掘進，必須加強支護才能有效避免地應力因素的不利影響。

3） 原支護方案支護對策不合理。根據(jù)以上現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果可以看出：部分支護構(gòu)件基本處于失效狀態(tài)，但錨桿、錨索拉斷現(xiàn)象突出，因此，各支護構(gòu)件之間以及與圍巖之間并沒有形成有效的協(xié)同受力體系，同一支護斷面只有部分支護構(gòu)件處于受力狀態(tài)。原支護方案在設(shè)計中并沒有充分考慮圍巖卸荷以及其自身的承載作用，關(guān)鍵部位圍巖沒有進行加強支護，最終導致圍巖持續(xù)變形而得不到有效控制。

4） 預應力施加不足。袁亮等［10， 17］認為，錨桿預應力及其擴散對支護效果起著決定性作用，只有對錨桿施加足夠的預應力才能有效控制錨固區(qū)圍巖的離層、滑動等擴容現(xiàn)象的發(fā)生，使圍巖成為承載的主體。通過對西翼-500 m水平行人大巷錨桿受力狀態(tài)監(jiān)測發(fā)現(xiàn)，錨桿、錨索預應力施加嚴重不足，采用人工扳手對大螺距等強螺紋鋼錨桿施加的預應力只有設(shè)計值的20%左右，嚴重影響了錨桿、錨索的主動支護作用，致使圍巖在支護初期就沒有得到合理有效地控制，這也是巷道圍巖在支護初期就達到較高變形速率的重要原因之一。

3　支護方案設(shè)計

基于以上對巷道破壞特征及機理的研究成果發(fā)現(xiàn)，此類巷道圍巖具有變形大、松動破壞范圍廣以及明顯的軟巖流變等特點，圍巖巖性和地應力因素是影響巷道破壞的主要因素，通過采用傳統(tǒng)的1次支護方式很難抵抗圍巖表面的離層破壞和裂隙向深部的延伸，必須有針對性地提出支護對策才能達到控制圍巖合理變形的目的。因此，本文作者在以上研究結(jié)果的基礎(chǔ)上，結(jié)合“1次卸壓，2次加強支護”的現(xiàn)代聯(lián)合支護理念，提出了西翼-500 m水平行人大巷支護對策應為初次支護采用“錨桿+鋼筋網(wǎng)+噴混凝土”，2次支護采用“錨桿+錨索+鋼筋網(wǎng)+復噴”的耦合支護方案。

3.1支護參數(shù)設(shè)計

3.1.1初次支護參數(shù)

1） 錨桿：采用直徑×長度為20 mm×2400 mm高強左旋無縱筋細絲錨桿，間排距為 800 mm×1 000 mm；每根錨桿采用2塊MSK2350型樹脂錨固劑錨固；兩幫底角錨桿呈 30°下扎；托盤采用高強度的拱形托盤。

2） 鋼筋梯：由14號鋼筋焊制而成，垂直于巷道走向布置，間排距為800 mm×1 000 mm。

3） 金屬網(wǎng)：采用6號鋼筋焊接而成的經(jīng)緯網(wǎng)，網(wǎng)格尺寸為100 mm×100 mm。

4） 初噴：混凝土噴射強度等級為 C20，厚度為50 mm，摻入適當防水劑進行混合。

初次支護斷面如圖6所示。

圖6　巷道初次支護斷面圖Fig. 6　Initial roadway supporting section

3.1.22次耦合支護參數(shù)

1） 錨桿：與初次支護錨桿參數(shù)相同，但與初次支護的錨桿呈“五花”布置。

2） T形鋼帶：采用寬×厚為100 mm×8 mm的鋼板壓制而成，代替鋼筋梯使用。

3） 錨索：選用規(guī)格為直徑×長度為 17.8 mm× 8 000 mm的鋼絞線，全斷面共布置5根。其中正頂處布置1根，為充分調(diào)動肩部圍巖的承載能力，巷道中心兩側(cè)各布置2根錨索，間排距為1 m×2 m；采用3 塊MSK2350型樹脂錨固劑端頭錨固；每相鄰錨索采用12號普通工字鋼相連接。

4） 金屬網(wǎng)、復噴：均與初次支護參數(shù)相同。

5） 底臌治理：深挖底板設(shè)計斷面以下300 mm，采用 14號槽鋼作為反底拱梁配合普通直徑×長度為20 mm×2 200 mm等強螺紋鋼錨桿加固，錨桿間排距800 mm×1 000 mm，兩底板角錨桿呈45°斜扎，并澆筑C20混凝土進行填平。

6） 預應力：采用錨桿扭矩放大器、錨索張拉器對錨桿、錨索分別施加預應力為100 kN和150 kN。

巷道斷面最終支護形式如圖7所示。

圖7　巷道最終支護斷面圖Fig. 7　Secondary coupling support section of the roadway

3.2數(shù)值計算

為進一步探討2次耦合支護的力學機制與確定最佳2次支護時間，選取彭莊煤礦西翼-500 m水平行人大巷典型地質(zhì)剖面建立 FLAC3D三維數(shù)值計算模型。為簡化計算，模型寬×厚×高為40 m×2 m×40 m，采用蠕變模型，各地層材料參數(shù)和支護構(gòu)件參數(shù)經(jīng)表2和表3實測參數(shù)反演分析確定，巷道推進方沿y軸為正方向。其中，各地層材料采用 brick單元模擬，錨桿、錨索采用Cable單元模擬，工字鋼、槽鋼采用Beam單元模擬，混凝土噴層采用Liner單元模擬。模型限制兩邊為水平約束，無水平位移，底部邊界為固定約束，地應力按實測數(shù)據(jù)進行施加。建立的數(shù)值三維模型如圖8所示。

表3　支護構(gòu)件參數(shù)表Table 3 Parameters of supporting artifacts

圖8　模型及邊界條件示意圖Fig. 8　Boundary conditions and model schematic drawing

3.2.12次耦合支護圍巖控制力學機制分析

對只進行1次“錨網(wǎng)噴”支護和進行2次“錨網(wǎng)索噴”支護的圍巖變形特征開展了數(shù)值模擬分析，其圍巖塑性區(qū)、圍巖應力場的計算結(jié)果分別如圖 9～11所示。

圖9　圍巖塑性區(qū)分布計算結(jié)果Fig. 9　Calculation results of the plastic zone distribution

圖10　最大主應力云圖Fig. 10 Contours of major principal stress

對比圖 9～11可知：1次“錨網(wǎng)噴”支護和2次“錨網(wǎng)索噴”支護的圍巖塑性區(qū)、應力分布狀態(tài)有較大的差別。在塑性區(qū)分布范圍方面表現(xiàn)為：1次“錨網(wǎng)噴”支護的圍巖塑性區(qū)范圍較大，集中在巷道周圍6～8 m的范圍內(nèi)，而2次“錨網(wǎng)索噴”支護的巷道圍巖塑性區(qū)范圍只有 1.5～4.0 m，塑性區(qū)面積減少了近60%。在圍巖應力分布狀態(tài)方面主要表現(xiàn)為：2次“錨網(wǎng)索噴”支護能明顯改善圍巖的應力分布狀態(tài)，錨桿（索）夾持區(qū)域圍巖應力集中程度明顯增大，應力分布范圍更廣，較大程度地擴大了圍巖受壓區(qū)的面積，將應力向深部擴展和轉(zhuǎn)移，在巷道肩部等關(guān)鍵部位的表現(xiàn)最為突出。

圖11　最小主應力云圖Fig. 11 Contours of minor principal stress

基于以上研究成果可以得出2次耦合支護圍巖控制的力學機制為：圍巖開挖后，受開挖卸荷的影響，圍巖表面不斷產(chǎn)生新的裂隙，并逐漸向圍巖深部擴展，力學性質(zhì)不斷惡化，圍巖塑性區(qū)范圍不斷擴大。采用1次“錨網(wǎng)噴”支護，在保證巷道掘進安全的前提下，允許巷道釋放能量的最大化，同時在圍巖表面形成一個錨固區(qū)，起到了控制錨固區(qū)內(nèi)圍巖離層、滑動、新裂紋產(chǎn)生等擴容變形與破壞的作用。2次“錨網(wǎng)索噴”支護是在1次錨噴支護的基礎(chǔ)上，通過再次施加錨桿支護強化錨固區(qū)的圍巖強度，避免圍巖體在高應力狀態(tài)下出現(xiàn)再次應變軟化與蠕變導致的承載力降低、狀態(tài)惡化等現(xiàn)象，促進圍巖應力向長期強度和巷道穩(wěn)定的流變停止狀態(tài)轉(zhuǎn)化。利用錨索對巷道頂板、肩部等關(guān)鍵部位的加強支護，不但將圍巖表面的松動破壞區(qū)懸吊于圍巖深部穩(wěn)定的巖層中，調(diào)動深部巖體的支撐能力，而且使淺部圍巖的應力向深部轉(zhuǎn)移和均勻擴散，改善圍巖應力分布狀態(tài)，形成圍巖和支護構(gòu)件協(xié)同支護體系，最終實現(xiàn)巷道的長期穩(wěn)定。

3.2.2最佳2次支護時間研究

為使圍巖能量能夠釋放最大化，又要盡可能的保留巖體的原始強度，充分發(fā)揮錨桿的支護阻力，因此，最佳2次支護時間是實現(xiàn)巷道穩(wěn)定的關(guān)鍵因素。為確定彭莊煤礦西翼-500 m水平行人大巷進行2次支護的最佳時間，對1次“錨網(wǎng)噴”支護10，20，30，40，50和60 d后進行2次支護開展數(shù)值模擬計算，并對圍巖關(guān)鍵點變形和塑性破壞面積進行統(tǒng)計分析，圖 12所示為巷道關(guān)鍵點變形量及塑性區(qū)面積與2次支護時間之間的統(tǒng)計關(guān)系曲線。圖13所示為各方案的位移計算結(jié)果（Z和X分別代表豎向和橫向位移），圖14所示為圍巖塑性區(qū)分布圖。

圖12　不同方案數(shù)值計算統(tǒng)計結(jié)果Fig. 12 Numerical calculation results of different schemes

由圖12分析可知：圍巖變形量與塑性區(qū)面積隨2次支護時間的增長呈“U”字形分布的特點；在2次支護時間為10～30 d時，圍巖變形量與塑性區(qū)面積隨2次支護時間的增長呈下降的趨勢。其原因為：隨著巷道開挖后能量的不斷釋放，錨網(wǎng)索等支護構(gòu)件用來抵抗圍巖變形消耗的能量越來越少，雖然此時圍巖的承載能力逐步降低，但圍巖-支護構(gòu)件耦合支護系統(tǒng)所能提供的支護阻力卻越來越大，致使圍巖的變形與塑性區(qū)面積不斷減小。在2次支護時間為40～60 d時，圍巖變形與塑性區(qū)面積隨2次支護時間的增長呈上升的趨勢，且增幅不斷加大，分析其原因為隨著圍巖能量的進一步釋放，淺部圍巖基本已經(jīng)喪失了自承能力，此時雖然進行了2次支護，但圍巖裂隙由于沒有得到有效控制，不斷向深部擴展，最終導致圍巖的變形量不斷增大。在2次支護時間為30～40 d內(nèi)圍巖的變形量與塑性區(qū)面積最小，說明此時圍巖—支護構(gòu)件耦合支護系統(tǒng)所能提供的支護阻力最大，圍巖裂隙得到了充分控制。該時間段內(nèi)圍巖頂板平均下沉量、兩幫平均移近量以及底臌量分別為110，201和113 mm，塑性區(qū)平均面積也只有87.5 m2。因此確定彭莊煤礦西翼-500 m水平行人大巷的最佳2次支護時間為1次“錨網(wǎng)噴”支護后30～40 d內(nèi)。

圖13　圍巖位移云圖Fig. 13 Displacement contours of calculation schemes

圖14　塑性區(qū)分布計算結(jié)果Fig. 14 Results of plastic zone of different schemes

4　現(xiàn)場應用效果及分析

4.1測站布置

為驗證新支護方案的科學性與合理性，選取西翼-500 m水平行人大巷典型軟弱泥巖層段進行現(xiàn)場試驗，試驗段巷道長度為120 m，并對試驗段內(nèi)圍巖頂?shù)装逡平俊筒恳平窟M行長期監(jiān)測，試驗段內(nèi)共布置4個測站，每個測站相隔30 m。由于各斷面監(jiān)測結(jié)果差別不明顯，所以，只列出1號和2號斷面的監(jiān)測結(jié)果，如圖15所示。

圖15　圍巖表面變形監(jiān)測結(jié)果Fig. 15 Monitoring curves of roadway surface deformation

4.2監(jiān)測結(jié)果分析

由圖15可知：2號監(jiān)測斷面的圍巖兩幫內(nèi)移量最大，為202 mm，其次為1號兩幫內(nèi)移量、1號頂?shù)装逡平恳约?號兩幫內(nèi)移量，依次對應195，181與178 mm。在監(jiān)測時間為0～40 d內(nèi)圍巖的變形速率最快，尤其是巷道開挖后的0～10 d，圍巖變形速率一直保持在3.7～8.0 mm/d，說明此時圍巖雖然進行了1次“錨網(wǎng)噴”支護，但是仍然無法有效抵抗圍巖的松動破壞變形。但由于采用了錨桿扭矩放大器對錨桿施加了較高的預應力，與原支護方案比，同時期內(nèi)圍巖變形量仍然較低。在監(jiān)測時間為 40～90 d，圍巖增長速率明顯放緩，保持在0.3～1.8 mm/d，說明在巷道初次錨噴后的30～40 d內(nèi)進行了2次“錨網(wǎng)索噴”支護，圍巖變形速率得到了有效控制，變形僅為同時期原支護同時期的10%左右。在監(jiān)測時間為90～280 d，圍巖變形量基本不明顯，因此，判斷此時期內(nèi)圍巖已經(jīng)進入到穩(wěn)定階段。

與2次支護時間為30～40d時圍巖變形量計算結(jié)果相比，1號和2號監(jiān)測斷面圍巖平均變形量與數(shù)值計算結(jié)果差別只有 2.5～33.5 mm，差距較小，變形特征基本一致。

與原支護方案相比，圍巖的變形量只為原支護方案的10%～30%，說明提出的2次高強耦合支護方案能有效控制此類圍巖的大變形破壞，在試驗巷道取得了良好的支護效果。

5　結(jié)論

1） 山東省菏澤市彭莊煤礦西翼-500 m水平行人大巷圍巖具有強度低、大變形以及明顯的軟巖流變等特點，松動破壞范圍最大達到了3.8 m。圍巖強度低和地應力較高是引起圍巖變形破壞的主要因素，采用傳統(tǒng)的 1次支護方式很難控制圍巖塑性區(qū)向深部的擴展，必須有針對性的提出控制對策，才能保證巷道的長期穩(wěn)定。

2） 提出了此類大變形巷道的支護對策為：初次支護采用“錨桿+金屬網(wǎng)+噴混凝土”，2次支護采用“錨桿+錨索+金屬網(wǎng)+復噴”的耦合支護方案。

3） 2次耦合支護能有效抑制圍巖塑性區(qū)的發(fā)展，改善圍巖的應力分布狀態(tài)，并通過對比分析初次支護10，20，30，40，50 d與60 d時進行2次支護后的圍巖變形量與塑性區(qū)面積大小，得到了西翼-500 m水平行人大巷的最佳2次支護時間為初次支護后的30～40 d內(nèi)。

4） 采用的 2次耦合支護方案能有效抑制圍巖變形，降低圍巖的變形速率，大大縮短了圍巖的變形周期，最終變形只為原支護方案的10%～30%，取得了良好的支護效果。

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（編輯 羅金花）

Secondary coupling support parameter optimization and research on the large deformation of soft rock roadways

ZHANG Hongjun1， LI Shucai1， LI Haiyan1， BAI Jiwen1， LI Hongwei2

（1. Research Center of Geotechnical and Structural Engineering， Shandong University， Jinan 250061， China；2. Shandong Jinan Force Stability Geotechnical Co.， Ltd.， Jinan 250104， China）

The -500 m level pedestrian alleys in Heze city of Shangdong province of Pengzhuang coal mine belongs to the typical deep soft rock roadways， and it was damaged seriously due to the unreasonable support countermeasures. The mine pressure monitoring， loosing circle detection， physical mechanical parameters of surrounding rock test and in-situ stress test were carried out in order to obtain the surrounding rock deformation and failure mechanism. So the secondary coupling support was put out based on the above research results. For further study the secondary support mechanism，characteristics of the surrounding rock deformation mechanism and stress distribution were analyzed by using the numerical finite difference software of FLAC3Dafter the initial supporting of roadway 10-60 d. The results show that the secondary coupling support can effectively control the development of plastic zone and improve the stress distribution of the surrounding rock， and the best secondary support time is 30-40 d after the initial supporting of roadway. The secondary coupling support can effectively control the surrounding rock stability and reduce the deformation of surrounding rock， and it provides a certain reference for the similar soft rock roadway supporting engineering.

soft rock roadways； secondary coupling support； numerical calculation； the best secondary support time；parameter optimization

TD353

A

1672-7207（2016）04-1262-10

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.04.024

2015-04-23；

2015-06-23

國家青年科學基金資助項目 （51309146）；國家自然科學基金資助項目（51379114）；教育部博士點基金資助項目（20130131120084） （Project （51309146） supported by the National Natural Science Foundation for Young Scientists of China； Project （51379114）supported by the National Natural Science Foundation of China； Project （20130131120084） supported by the Research Fund for the Poctoral Program of Higher Education of China）

李術(shù)才，教授，博士生導師，從事斷裂損傷及巖體穩(wěn)定性研究；E-mail：lishucai@sdu.edu.cn