深部軟巖巷道高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿研究及工程應(yīng)用

張紅軍，李海燕，張?zhí)?，?強，王 薇，王 新，趙 慧，常 濤，郭天嬋

(1.山東省地質(zhì)科學(xué)研究院，山東 濟(jì)南 250013; 2.山東大學(xué) 巖土與結(jié)構(gòu)工程中心，山東 濟(jì)南 250061; 3.山東電力工程咨詢院有限公司，山東 濟(jì)南 250013; 4.吉林大學(xué) 地球科學(xué)學(xué)院，吉林 長春 130061)

隨著我國煤炭開采深度的不斷增加，大部分煤礦相繼出現(xiàn)了不同程度的軟巖災(zāi)害，據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)統(tǒng)計[1]，我國每年掘進(jìn)巷道約6 000 km，深部軟巖巷道占28%～30%，而軟巖巷道的返修率則高達(dá)70%以上，深部軟巖巷道穩(wěn)定控制問題已成為制約我國許多新老礦井向縱深發(fā)展的關(guān)鍵性問題之一，急需在新支護(hù)材料及支護(hù)技術(shù)方面取得突破[2]。

錨桿支護(hù)是一種主動支護(hù)形式，具有經(jīng)濟(jì)成本低、支護(hù)效果好、成巷速度快等諸多優(yōu)點，在國內(nèi)外得到廣泛應(yīng)用，目前已經(jīng)成為礦井巷道工程的最主要支護(hù)形式[3-5]。其主要作用是通過改變錨固范圍內(nèi)巖體峰值強度和殘余強度來提高巷道的整體性和穩(wěn)定性，從而達(dá)到加固圍巖的目的[6]。大量現(xiàn)場觀測資料表明，在進(jìn)入深部開采階段后，軟巖巷道的變形量較大，一般均大于200 mm，有的甚至可達(dá)600 mm以上[7-8]。由于傳統(tǒng)錨桿允許巷道圍巖的變形量一般均在200 mm以下[9]，支護(hù)系統(tǒng)剛度小，預(yù)應(yīng)力低，強度不足，抗沖擊性能差，已經(jīng)不能夠適應(yīng)深部巷道圍巖大變形破壞特征，常出現(xiàn)因錨桿不能適應(yīng)巷道圍巖大變形破壞而被拉斷失效的現(xiàn)象。因此，在研發(fā)大變形錨桿方面，國內(nèi)外學(xué)者做了大量的研究工作，取得了一系列的研究成果，比較典型的主要有:ANSELL A[10]在1995 年研制出一種無套管的吸收能量巖石錨桿，平均支護(hù)應(yīng)力達(dá)到300 MPa，最大變形量約240 mm;LI C C[11]在2010 年研制出一種新型的可吸收能量的支護(hù)裝置-D 型錨桿，該錨桿在靜力拉伸試驗中支護(hù)阻力最高達(dá)250 kN，最大變形量約60 mm;侯朝炯和何亞男[12]在國外可伸長錨桿的基礎(chǔ)上，研發(fā)了H型及改進(jìn)型可伸長錨桿，和普通金屬錨桿相比，錨桿的延伸量提高了近400%～500%;何滿潮[13-14]基于負(fù)泊松比材料研發(fā)了恒阻大變形錨桿具有支護(hù)阻力大、大拉伸量等優(yōu)點，在現(xiàn)場應(yīng)用中取得了良好的支護(hù)效果;劉洪濤等[15]基于“高阻讓壓”原理研發(fā)了可接長錨桿，最大延伸量可達(dá)685 mm。

同時，隨著深部軟巖巷道控制理論研究的不斷深入，發(fā)現(xiàn)預(yù)應(yīng)力是保持巷道穩(wěn)定性和整體性的關(guān)鍵因素，在支護(hù)系統(tǒng)中起著舉足輕重的作用[16]。為提高支護(hù)系統(tǒng)預(yù)應(yīng)力，康紅普等[17]研發(fā)了強力錨桿、強力鋼帶及強力錨索系列材料，有效控制了軟巖及回采巷道的圍巖大變形;張農(nóng)和高明仕[18]在分析預(yù)應(yīng)力作用機制的基礎(chǔ)上，提出了包括高性能預(yù)拉力錨桿、鋼絞線預(yù)拉力桁架和M型鋼帶等幾種新型實用的預(yù)應(yīng)力控制手段;李海燕等[19]基于深部軟巖巷道變形特點，研發(fā)了新型高預(yù)應(yīng)力鋼絞線錨桿及其配套工藝，該新型錨桿可施加的初始預(yù)應(yīng)力達(dá)70～100 kN，具有預(yù)應(yīng)力高、不易松動等優(yōu)點。

以上學(xué)者的研究成果為高預(yù)應(yīng)力大變形錨桿的研發(fā)奠定了基礎(chǔ)和指明了方向，對深部軟巖巷道的控制具有十分重要的意義。本文在以上研究成果的基礎(chǔ)上，針對其力學(xué)特性和工作機制的優(yōu)缺點，研發(fā)了一種適合深部軟巖巷道的高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿，該新型錨桿具有“先抗后讓再抗，讓中有抗，抗中有讓，防斷增阻”的優(yōu)良特性，可以施加不低于120 kN的高預(yù)應(yīng)力，讓壓點可控為180～240 kN，變形量可在150～1 000 mm內(nèi)靈活調(diào)節(jié)，錨桿的破斷力達(dá)到350 kN左右，且在變形的過程當(dāng)中能保持較高的漸增支護(hù)阻力?？梢杂行Э刂粕畈寇泿r巷道的大變形，保持巷道的穩(wěn)定性。經(jīng)現(xiàn)場試驗證明支護(hù)效果良好，是解決深部軟巖大變形支護(hù)難題的一種有效途徑。

1 高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿的結(jié)構(gòu)組成及支護(hù)原理

1.1 高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿結(jié)構(gòu)

高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿，主要由托盤、夾片、桿體1、桿體2、連接套、錐形套、滑移套管等組成(其實物圖和剖面圖分別如圖1，2所示)。桿體1、桿體2和滑移套管的長度都可以根據(jù)實際現(xiàn)場需要進(jìn)行確定，其中桿體1一般不低于400 mm，桿體2不低于700 mm;滑移套管長度宜設(shè)置300～1 200 mm，這樣可以產(chǎn)生150～1 000 mm左右的變形量，起到大變形的作用;桿體1和桿體2可采用不同直徑的鋼絞線，本文設(shè)計采用的鋼絞線直徑為17.8 mm，破斷力在350 kN左右，可以起到高強支護(hù)的作用;錐形套從托盤端頭向桿體末端方向逐漸縮小，當(dāng)巖壁發(fā)生大變形時，錐形套在滑移套管內(nèi)發(fā)生滑動，產(chǎn)生滑動阻力;滑移套管直徑從托盤端頭向桿體末端方向逐漸縮小，可以使滑動阻力呈逐漸增大趨勢;托盤通過澆筑形式則實現(xiàn)了傳統(tǒng)錨索的托盤和鎖具合二為一，不但節(jié)省了錨環(huán)，大大降低了費用(市場上錨環(huán)價格較為昂貴)，而且增大了托盤與鎖具的接觸面積，減少了現(xiàn)場應(yīng)用中“脫錨”現(xiàn)象的發(fā)生;同時對張拉千斤頂進(jìn)行改造，桿體的外露長度65 mm即可進(jìn)行張拉，減少了錨桿的外露長度。

圖1 高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿實物Fig.1 Physical drawing of high pre-stressed increase-resistance large deformation bolt

圖2 高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿剖面Fig.2 Profile drawing of high pre-stressed increase-resistance large deformation bolt

1.2 高預(yù)應(yīng)力大變形錨桿支護(hù)原理

進(jìn)入深部支護(hù)階段后，軟巖巷道圍巖呈現(xiàn)出變形量大、收斂速率快、持續(xù)變形時間長等礦壓顯現(xiàn)特征，只有在巷道開挖后就及時安裝高強度錨桿并施加足夠大的預(yù)應(yīng)力，才能有效約束圍巖的剪脹變形，避免其強度的迅速衰減。同時錨桿應(yīng)具有足夠的延伸率，允許巷道圍巖有一定的連續(xù)變形和整體位移。基于此，研發(fā)的新型高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿支護(hù)機理如下:

(1)初支撐階段:該錨桿安裝時可施加不低于120 kN不高于設(shè)定讓壓點的預(yù)應(yīng)力，此時增阻裝置內(nèi)桿體2和滑移套管不會發(fā)生相對移動，錨桿依靠桿體材料的彈性變形來抵抗巖體的變形破壞，對圍巖形成初期支護(hù)強度，該階段能有效降低離層、滑動、裂隙張開及新裂紋產(chǎn)生等不連續(xù)變形的速率，如圖3(a)所示。

圖3 高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿支護(hù)原理Fig.3 Support Principle of high pre-stressed increase-resistance large deformation bolt

(2)讓壓增阻階段:隨著圍巖壓力的繼續(xù)增大，當(dāng)達(dá)到錨桿設(shè)定的讓壓點后(可根據(jù)圍巖應(yīng)力參數(shù)對滑移套管內(nèi)壁弧度變化進(jìn)行調(diào)節(jié)，確定讓壓點)，此時增阻裝置內(nèi)錐形體在滑移套管內(nèi)發(fā)生相對滑動，實現(xiàn)大變形讓壓特性，同時在滑移套管內(nèi)壁弧度變化過程中呈現(xiàn)增阻特性，形成增阻支護(hù)，如圖3(b)所示。

(3)極限支撐階段:增阻裝置達(dá)到設(shè)計的最大變形量后，此時增阻裝置內(nèi)的錐形套和滑移套管停止相對移動，讓壓裝置不再伸長，增阻讓壓裝置變形能得到充分釋放。若圍巖壓力持續(xù)增大，桿體會進(jìn)一步產(chǎn)生一部分極限變形，最大限度的將巷道圍巖控于相對穩(wěn)定狀態(tài)，如圖3(c)所示。

因此，高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿和傳統(tǒng)預(yù)應(yīng)力錨桿的主要差別就是其具有“先抗后讓再抗，讓中有抗，抗中有讓，防斷增阻”的特性。在以高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿支護(hù)為主的巷道，隨著深部巷道圍巖發(fā)生不斷變形，它可以隨之拉伸變形，但高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿拉伸之后仍能夠保持漸增的支護(hù)阻力，這種高支護(hù)阻力可以有效抵制巷道的繼續(xù)變形，防止破壞范圍的進(jìn)一步擴(kuò)大。

2 高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿力學(xué)特性

為了測試高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿的最大延伸量、讓壓點以及錨桿破斷力等特性，在實驗室內(nèi)對該錨桿進(jìn)行了靜力拉伸試驗。試驗機的基本參數(shù):① 最大荷載1 000 kN;② 試驗臺高度1 800 mm;③ 位移速率0.2～100 mm/min;④ 加荷速率0.1～20 kN/min;⑤ 最大量程1 100 mm。因?qū)嶒炁_量程有限，設(shè)計高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿總長度為700 mm，其中滑移套管長度為300 mm，采用有一定角度的錐形套和滑移套管使錨桿呈現(xiàn)增阻特性。各試件試驗結(jié)果相差不大，其中部分試驗圖片和試驗結(jié)果如圖4，5所示。

由圖5可知，試驗結(jié)果可以較好的反映出高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿工作的過程以及性能:在圍巖壓力為0～222 kN時，為錨桿的初支撐階段，錨桿通過桿體材料的彈性變形來抵抗巖體的變形破壞;當(dāng)圍巖壓力達(dá)到222 kN后讓壓裝置開始工作，進(jìn)入讓壓增阻階段，讓壓量約為113 mm;當(dāng)圍巖壓力達(dá)到350 kN左右時鋼絞線桿體進(jìn)入極限支撐階段，隨后桿體被拉斷，增阻裝置未發(fā)生破壞?？梢?，在錨桿總長度為700 mm，滑移套管為300 mm的情況下，高預(yù)緊力增阻大變形錨桿的破斷力為353.2 kN(剛絞線被拉斷)，最大延伸量為126.7 mm，總延伸率18.1%。

圖4 高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿拉伸試驗前后對照Fig.4 Control diagram of high pre-stressed increase-resistance large deformation bolt before and after static tensile test

圖5 高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿靜力拉伸試驗結(jié)果Fig.5 Static tensile test result of high pre-stressed increase-resistance large deformation bolt

為進(jìn)一步研究不同錨桿長度和滑移套管長度下新型高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿的力學(xué)特性，在實驗室采用簡易實驗裝備(由于上述實驗設(shè)備量程的局限性)，進(jìn)行不同長度高預(yù)緊力大變形錨桿的力學(xué)實驗，實驗數(shù)據(jù)較上述試驗機有一定的誤差，但不足以影響試驗結(jié)果的正確性，試驗結(jié)果見表1。

表1不同長度錨桿靜力拉伸試驗結(jié)果
Table1Statictensiletestresultofdifferentlengthbolt

試件編號試件長度/mm增阻裝置長度l/mm臨界讓壓拉力/kN破斷力/kN延伸量s/mm延伸率/%12 000500188.4347.3350.817.522 000500182.5356.2337.116.932 200700210.2339.4546.327.342 200700198.3345.2532.124.252 4001 000229.1350.9853.435.662 4001 000217.5360.1841.335.172 6001 200233.7364.21 107.342.682 6001 200231.4341.31 083.141.793 0001 400202.3359.81 210.640.4103 0001 400213.6337.11 237.241.2

由表1可知，最大延伸量s和增阻裝置長度l基本成線性關(guān)系，s=l-(140～200)mm，因此延伸量可以根據(jù)實際需要，通過控制增阻裝置滑移套管的長度來調(diào)整。綜合考慮圍巖實際變形量及經(jīng)濟(jì)因素，錨桿最大延伸量一般可設(shè)定為150～1 000 mm，臨界讓壓拉力在180～240 kN內(nèi)，桿體破斷力在350 kN左右。

3 高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿數(shù)值模擬的實現(xiàn)

數(shù)值模擬軟件FLAC3D中 CABLE單元可以較為準(zhǔn)確地模擬錨桿(索)的軸向錨固效應(yīng)[20-21]，因此本文基于CABLE單元進(jìn)行二次開發(fā)，實現(xiàn)增阻大變形錨桿的數(shù)值模擬。

3.1 錨桿桿體軸向拉伸力學(xué)模型

根據(jù)錨桿拉拔曲線(圖5)的三階段特征，簡化并抽象增阻大變形錨桿軸向特性曲線，如圖6所示，自由段表達(dá)式見式(1)，錨固段見式(2)。

(1)

(2)

式中，F(xiàn)為桿體軸力;Fy為錨桿的大變形啟動軸力;Ft為錨桿的極限軸力;ε為錨固段桿體軸向應(yīng)變;εe為錨固段桿體軸向彈性極限應(yīng)變;εf為錨固段桿體軸向極限應(yīng)變(由錨桿材質(zhì)決定);δ為自由段總體伸長率;δe為自由段的彈性極限伸長率;δy為增阻裝置的彈性極限伸長率;δf為自由段的極限伸長率，取值方法見式(3);E為錨固段桿體軸向拉伸彈性模量(取鋼材彈性模量);E′為自由段等效彈性模量(由試驗曲線確定);Ep為讓壓階段等效彈性模量(由試驗曲線確定);A為桿體橫截面積，自由段和錨固段均統(tǒng)一取錨固段桿體橫截面積。

圖6 高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿桿體軸向力學(xué)對應(yīng)曲線Fig.6 Axial characteristic curve of high pre-stressed increase-resistance large deformation bolt

(3)

式中，lf為錨桿自由段長度，從孔口自外錨固界面的距離;Uy為由錨桿增阻裝置和芯體幾何參數(shù)決定的極限伸長量;δelf為自由段的彈性極限伸長量，往往遠(yuǎn)小于Uy，因此多數(shù)情況下可以忽略。

拉伸初期，錨桿處于彈性階段;當(dāng)錨桿軸力達(dá)到Fy時(此時錨桿被拉伸到了彈性伸長率δe)，錨桿開始進(jìn)入大變形讓壓階段，軸力-伸長量曲線斜率顯著降低;當(dāng)拉伸量達(dá)到δf時，錨桿失效，錨桿伸長而軸力保持為0?；诖耍瑢≥Fy作為錨桿的大變形啟動判據(jù)，將δ≥δf作為錨桿的破斷判據(jù)。

圖7 建立的高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿數(shù)值模型及桿體本構(gòu)關(guān)系Fig.7 Numerical model of high pre-stressed increase-resistance large deformation bolt and constitutive relation

3.2 高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿數(shù)值模擬實現(xiàn)方法

由高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿結(jié)構(gòu)組成及工作原理可知，在錨桿大變形讓壓過程中，其錨固段的長度伸長量非常有限，大變形實際上是由自由段的伸長貢獻(xiàn)的。基于此，以錨桿自由段拉伸本構(gòu)關(guān)系為核心，提出了基于CABLE單元的增阻大變形錨桿數(shù)值模型，包括自由段和錨固段2部分，如圖7所示。其中，實心圓圈表示CABLE單元節(jié)點與圍巖之間設(shè)置了LINK連接，空心圓圈表示沒有設(shè)置LINK連接的節(jié)點，兩節(jié)點之間是CABLE單元，自由段內(nèi)所有節(jié)點均不設(shè)置LINK連接。

對于自由段，將自由段所有單元作為整體看待;對于錨固段，由于圍巖的限制作用，其各單元的受力變形不一致，因此本構(gòu)關(guān)系將針對每一個單元獨立設(shè)置和運行。一般的錨桿自由段單元的軸力不小于錨固段單元的軸力，而當(dāng)達(dá)到極限軸力Ft時自由段便發(fā)生破斷，因此錨固段軸力將不會達(dá)到極限值Ft，也就更不會破斷失效。因此，若無特殊需要，錨桿錨固段可不設(shè)破斷判據(jù)，直接采用自帶CABLE單元即可滿足要求，減少建模工作量。

3.3 數(shù)值模擬程序的實現(xiàn)

以模型中某一根錨桿為例進(jìn)行說明，不妨設(shè)該錨桿自由段共n個單元，由外向內(nèi)依次為1,2,…,n。

首先進(jìn)行幾何建模，按照FLAC3D正常規(guī)則給自帶CABLE單元賦予參數(shù):E,E′,A,Fy，設(shè)定完成后進(jìn)入FLAC3D運算主程序。

(1)執(zhí)行FLAC3D原有的收斂準(zhǔn)則，判斷計算在程序運行到第i步(i=1,2,3,……)時是否收斂，如果收斂，那么計算立即結(jié)束;

(2)如果按照原有的收斂準(zhǔn)則，沒有收斂，則進(jìn)入大變形修正及破斷修正模塊:

① 調(diào)用自由段所有單元長度li;

③ 通過多折線等效直線方法實現(xiàn)大變形階段拉伸剛度:當(dāng)伸長率達(dá)到設(shè)定的若干等步距的階段伸長率時，按照拉伸剛度換算對應(yīng)的極限拉伸軸力并賦予錨桿;

④ 同時進(jìn)行錨桿破斷的判斷:若滿足破斷判據(jù)δi≥δf，令Ei1=0，F(xiàn)t1=0;若不滿足破斷判據(jù)，則不對參數(shù)做任何改動，采用上一步的參數(shù)進(jìn)行下一步運算。

3.4 數(shù)值模擬效果驗證

試驗對象為2.1節(jié)所述靜拉伸試驗錨桿，根據(jù)錨桿參數(shù)建立的錨桿桿體拉伸試驗?zāi)Ｐ腿鐖D8所示，錨桿模型總長0.7 m，劃分為14個單元，每個單元長度0.05 m，單元編號(CID)由左向右依次為1～18，其中兩端各有1個單元(CID1和CID14)作為夾持段，實際試驗錨桿長度為0.6 m(CID2～13)。

圖8 錨桿桿體拉伸試驗?zāi)Ｐ褪疽釬ig.8 Diagram of tensile test model of bolt bar

錨桿單元橫截面積A為2.49×10-4m2，自由段彈性模量E′為43 GPa，大變形段模量Ep為2.58 GPa，大變形啟動軸力Fy為230.0 kN;極限軸力Ft為350.0 kN;因為錨桿拉伸試驗實際上僅針對錨桿自由段展開，因此采用圖6(a)所示模型進(jìn)行賦參數(shù)。設(shè)定錨桿的極限伸長率δf=0.208。試驗時，錨桿右端固定，左端以恒定速度1×10-5m/步的向左拉伸，運行到125 000步時停止計算，查看結(jié)果。圖9為位移采用最左端節(jié)點位移監(jiān)測值，軸力采用CID2單元的軸力監(jiān)測值的錨桿拉伸荷載-位移曲線。

圖9 錨桿荷載-位移數(shù)值模擬計算結(jié)果Fig.9 Numerical simulation result of bolts Load-displacement curves

由圖9可知，所建立的錨桿模型受拉伸變形初期軸力與位移基本呈線性關(guān)系，當(dāng)軸力達(dá)到230.0 kN時，開始進(jìn)入大變形階段，對應(yīng)伸長量為13.3 mm，與實際基本一致;大變形階段，軸力增速降低;直至拉伸量達(dá)到124.7 mm時，錨桿瞬間破斷，軸力降低為0;隨后錨桿繼續(xù)被拉伸而軸力始終為0，呈破斷狀態(tài)直至試驗結(jié)束。數(shù)值試驗獲得的試驗結(jié)果與實際幾乎完全一致，高精度模擬了大變形錨桿的軸向拉伸力學(xué)行為。

4 新型高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿工程應(yīng)用

4.1 工程概況

金陽煤礦位于寧陽煤田東部，礦井主采3層煤，煤層平均厚度6.10 m，煤層傾角7°～11°，設(shè)計生產(chǎn)能力21萬t/a，其中-500 m疏水巷設(shè)計布置在煤層底板以下12～20 m的范圍內(nèi)，巷道埋深537 m，本設(shè)計巷道煤層底板巖層尚處在采動影響范圍期內(nèi)。設(shè)計斷面為半圓拱型，凈寬2 600 m，凈高2 900 mm，原支護(hù)方案采用傳統(tǒng)的“錨網(wǎng)噴”一次支護(hù)方式:錨桿采用φ20 mm×2 200 mm等強全螺紋鋼錨桿，間排距800 mm×800 mm，每根錨桿均用1塊MSK2870型樹脂錨固劑固定;噴射混凝土厚度120 mm，強度等級C20;金屬網(wǎng)采用6 mm鋼筋焊接而成，尺寸規(guī)格2 000 mm×1 000 mm。巷道開挖后出現(xiàn)了不同程度的破壞，破壞嚴(yán)重地段巷道斷面收縮率達(dá)到了30%以上，目前巷道處于“前掘后修”的困難支護(hù)狀態(tài)，嚴(yán)重影響了煤礦的正常生產(chǎn)和行人的安全。

4.2 圍巖變形特征監(jiān)測與分析

為詳細(xì)掌握原支護(hù)條件下圍巖控制效果、錨桿受力及圍巖內(nèi)部松動破壞范圍等情況，通過對巷道圍巖的現(xiàn)場監(jiān)測得到了該巷道圍巖礦壓顯現(xiàn)規(guī)律:

(1)巷道變形量大，變形速率快。由圖10 圍巖變形量監(jiān)測結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，在112 d的有效監(jiān)測期內(nèi)圍巖變形量較大，呈現(xiàn)“兩幫收斂量>底臌量>頂板下沉量”的規(guī)律，對應(yīng)的變形量分別為557.9，285.1，223.4 mm。在巷道開挖后的11 d內(nèi)圍巖變形最快，對應(yīng)的平均變形速率分別為19.1，8.0，14.5 mm/d，8～50 d期間內(nèi)巷道變形穩(wěn)定在3～9 mm/d 較快速率增長，直到監(jiān)測時間為80 d以后，圍巖才緩慢進(jìn)入低速變形階段，但仍不能確定圍巖是否進(jìn)入穩(wěn)定期。

圖10 原支護(hù)圍巖變形量監(jiān)測結(jié)果Fig.10 Surrounding rock displacement monitoring result for original support approach

(2)錨桿初始預(yù)應(yīng)力低，承載能力小。由圖11 錨桿受力監(jiān)測曲線可知，錨桿預(yù)緊力較低，最高的僅17.8 kN，左幫錨桿和右底腳錨桿托錨力超過了錨桿的承載極限值，分別在217.3和197.3 kN時發(fā)生崩斷;而左幫和左底腳錨桿由于預(yù)緊力較小，沒有充分發(fā)揮錨桿的主動支護(hù)作用，受力較小;只有正頂錨桿受力狀態(tài)相對比較穩(wěn)定。在觀測40～50 d之后，為防止軟巖巷道進(jìn)一步變形，礦方進(jìn)行了二次支護(hù)。

圖11 原支護(hù)錨桿受力監(jiān)測結(jié)果Fig.11 Force monitoring result of bolt

(3)圍巖松動范圍大。選用美國勞雷公司SIR-3000地質(zhì)雷達(dá)探測設(shè)備對巷道距離開挖面15，30，45，60 m等處的松動破壞范圍進(jìn)行探測，各斷面探測結(jié)果見表2。由表2可知，圍巖的松動范圍隨距離開挖面距離成逐漸增大的趨勢，在距離掘進(jìn)工作面60 m時巷道平均松動圈范圍為1.8 m，最大處已達(dá)到了2.2 m，且增長幅度不斷加大。

4.3 巷道圍巖破壞機制分析

通過對-500 m疏水巷現(xiàn)場監(jiān)測與分析，綜合國內(nèi)外相似軟巖巷道的破壞特征，其破壞原因主要有以下幾點:

表2圍巖松動圈測試結(jié)果
Table2Resultsofsurroundingrocklooseringtest

編號距掘進(jìn)工作面距離/m松動圈范圍/m平均值/m1150.4～0.80.62300.5～1.10.83450.8～1.61.24601.4～2.21.8

(1)圍巖巖性弱。對-500 m疏水巷頂?shù)装迳皫r、頁巖、泥巖，通過地質(zhì)鉆機現(xiàn)場取芯，并分別開展三軸壓縮試驗，得到-500 m疏水巷圍巖物理力學(xué)參數(shù)見表3。由表3可知，巷道圍巖4種巖性中，除粉細(xì)砂巖力學(xué)參數(shù)較高外，砂質(zhì)頁巖、中粗砂巖及泥巖的力學(xué)參數(shù)均較低，砂質(zhì)頁巖的抗壓強度只有7.3 MPa，且頁巖吸水后易發(fā)生膨脹崩解，造成支護(hù)困難。

(2)高地應(yīng)力的影響。根據(jù)-500 m疏水巷地應(yīng)力測試結(jié)果，最大水平應(yīng)力值在15.1 MPa 左右。由于該巷道圍巖強度低，巷道一經(jīng)開挖便處于塑性軟化狀態(tài)，很快將進(jìn)入“損傷擴(kuò)容-剪切滑移破壞-碎脹大變形”的失穩(wěn)破壞模式，屬于較為困難支護(hù)的巷道類型。

(3)錨桿施加預(yù)應(yīng)力小。通過圖11錨桿受力監(jiān)測結(jié)果可知，采用人工扳手對傳統(tǒng)的大螺距等強螺紋鋼錨桿施加的最大預(yù)應(yīng)力只有設(shè)計值(設(shè)計值80 kN)的22%左右，嚴(yán)重影響了錨桿的主動支護(hù)作用，致使圍巖在支護(hù)初期就沒有得到合理有效地控制，這也是巷道圍巖在支護(hù)初期就達(dá)到較高變形速率的重要因素之一。

4.4 圍巖控制對策

基于以上對金陽煤礦-500 m疏水巷圍巖變形特征及破壞機理研究結(jié)果發(fā)現(xiàn)，采用傳統(tǒng)的支護(hù)方式根本無法解決深部高應(yīng)力、圍巖強度弱以及錨桿預(yù)應(yīng)力低的突出矛盾，必須設(shè)法加強支護(hù)強度降低圍巖的變形速率，同時，提高支護(hù)構(gòu)件適應(yīng)圍巖大變形的能力，才是解決巷道圍巖變形的有效途徑。因此，結(jié)合深部軟巖巷道支護(hù)“先抗后讓再抗”的先進(jìn)支護(hù)理念，提出了以新型高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿為核心的支護(hù)方案，具體設(shè)計參數(shù)如下:

表3金陽煤礦-500m疏水巷巖石力學(xué)試驗結(jié)果
Table3Surroundrockmechanicsexperimentresultsof-500mwaterdischarginggatewayinJinyangCoalMine

圍巖類型容重γ/(kN·m-3)彈性模量E/MPa抗壓強度σ3/MPa抗拉強度σt/MPa泊松比μ黏聚力C/MPa內(nèi)摩擦角φ/(°)砂質(zhì)頁巖20.33 0507.301.200.311.3221.25中粗砂巖22.65 01023.172.940.282.9524.24粉細(xì)砂巖25.68 08643.455.110.253.4628.42泥巖20.82 78014.500.750.302.0922.67

(1)錨桿:全斷面采用φ17.8 mm×2 600 mm高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿，設(shè)計套管長度為500 mm，最大滑移量在300～350 mm，設(shè)置錐形套和滑移套管呈一定的錐度，起到增阻變形的效果;每個斷面共布置9根錨桿，拱部間排距為1 000 mm×900 mm，幫部800 mm×900 mm;采用MSK2370樹脂錨固劑進(jìn)行端頭錨固，錨固長度700 mm;施加預(yù)應(yīng)力不低于100 kN。

(2)金屬網(wǎng):采用6 mm鋼筋焊接而成，尺寸規(guī)格4 000 mm×1 000 mm，網(wǎng)格尺寸為70 mm×70 mm，網(wǎng)片搭接長度不小于200 mm。

(3)混凝土噴層:采用水泥標(biāo)號為R42.5的普通硅酸鹽水泥，混凝土強度等級C20，噴厚100 mm，其中初噴30～40 mm，混凝土體積比水泥∶砂∶石子=1∶2∶2，水灰比0.4～0.5，砂為純凈的中粗砂，石子粒徑3～5 mm。

圖12 優(yōu)化后-500 m疏水巷支護(hù)斷面Fig.12 Optimized supporting section of -500 m water discharging gateway

4.5 數(shù)值模擬支護(hù)效果及分析

為驗證新支護(hù)方案的支護(hù)效果，對原支護(hù)與新支護(hù)方案的圍巖變形特征進(jìn)行數(shù)值模擬支護(hù)效果對比分析。根據(jù)金陽煤礦-500 m疏水巷的實際地質(zhì)條件，選取典型的地質(zhì)剖面為計算斷面。試驗采用三維計算模型，各地層均簡化為水平，各地層材料物理力學(xué)參數(shù)依據(jù)表3并考慮巖體軟化特性綜合確定，模型尺寸為高×厚×寬=40 m×1.6 m×40 m。巷道軸向推進(jìn)方沿z軸為正方向，各地層材料采用BRICK單元模擬，新型錨桿采用本文第3節(jié)方法模擬。傳統(tǒng)錨桿采用原Cable單元模擬，設(shè)定破斷伸長率為10%，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(yīng)力施加參數(shù)均為實測參數(shù)，建立的計算模型及邊界條件如圖13所示。

圖13 模型及邊界條件示意Fig.13 Boundary conditions and model schematic drawing

對比分析圖14可知，原支護(hù)方案圍巖變形量較大，其中頂板下沉量支護(hù)方案圍巖3個部位的變形量均較大，其中兩幫累積變形量達(dá)到了550 mm，底臌量與頂板下沉量也分別達(dá)到了275和200 mm。采用新型高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿支護(hù)后圍巖變形量明顯減小，3個部位的變形量分別為234，100和80 mm，僅為原支護(hù)方案的42.5%，36.3%，40.0%。

同時，由于原支護(hù)錨桿讓壓量較小導(dǎo)致兩幫錨桿發(fā)生了破斷現(xiàn)象，而采用高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿支護(hù)后未發(fā)生錨桿破斷現(xiàn)象，可見所采用的增阻大變形錨桿的增阻讓壓效應(yīng)突出，避免了錨桿因拉伸變形過大而出現(xiàn)破斷問題，隨著支護(hù)阻力的不斷增大，不斷提高了對圍巖的實際控制效果。

圖14 數(shù)值模擬計算結(jié)果Fig.14 Numerical simulation results

4.6 現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果

為進(jìn)一步驗證高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿的支護(hù)效果，在新掘的-500 m疏水巷砂質(zhì)頁巖層段進(jìn)行了現(xiàn)場實驗，并對錨桿受力規(guī)律和圍巖變形量進(jìn)行了長期監(jiān)測，監(jiān)測結(jié)果如圖15，16所示。

圖15 全斷面錨桿托錨力監(jiān)測曲線Fig.15 Force monitoring curves of whole section bolts

圖16 圍巖變形量監(jiān)測結(jié)果Fig.16 Deformation monitoring results of surrounding rock

(1)由圖15分析可知:① 錨桿預(yù)應(yīng)力均在120 kN以上，其中最高的1號錨桿達(dá)到了156.3 kN;② 錨桿受力狀態(tài)良好，最大值達(dá)到278.1 kN，未發(fā)生破斷現(xiàn)象，到支護(hù)后期仍保持較強的支護(hù)阻力;③ 錨桿受力呈現(xiàn)階段性增長的趨勢，說明錨桿順利實現(xiàn)了增阻讓壓;④ 與原支護(hù)方案進(jìn)行對比可以發(fā)現(xiàn)，錨桿受力遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于原支護(hù)方案，高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿能夠更好的發(fā)揮錨桿桿體的支護(hù)潛力，對圍巖的約束效果更為理想。

(2)由圖16分析可知:① 圍巖不同部位的變形量均較小，呈現(xiàn)“兩幫收斂量>底臌量>頂板下沉量”的規(guī)律，分別為242.1，113.9和75.2 mm，相對于原支護(hù)方案分別減少了56.6%，60.0%，66.3%;② 在支護(hù)初期的14 d內(nèi)圍巖變形速率較慢，說明高預(yù)應(yīng)力有效控制了圍巖的初始變形;③ 變形過程呈現(xiàn)階段性增長趨勢，較好的體現(xiàn)了大變形過程中錨桿增阻的效果;④ 高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿有效的控制了軟巖巷道變形破壞，減少了二次支護(hù)甚至多次支護(hù)帶來的成本增加，起到了一次支護(hù)免維修的良好支護(hù)效果。

5 結(jié) 論

(1)基于深部軟巖巷道變形特點，在前人研究的基礎(chǔ)上，研發(fā)了一種新型高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿，室內(nèi)試驗和現(xiàn)場試驗表明該新型錨桿可以提供不低于120 kN的高預(yù)應(yīng)力，讓壓點可控為180～240 kN，變形量可在150～1 000 mm內(nèi)靈活調(diào)節(jié)，錨桿的破斷力可達(dá)到350 kN左右，且在變形的過程當(dāng)中能保持較高的漸增支護(hù)阻力。

(2)建立了新型高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿桿體的軸向拉伸力學(xué)模型，并基于FLAC3D數(shù)值模擬軟件，采用Fish 語言編程對其Cable單元進(jìn)行了相應(yīng)二次開發(fā)，并對該錨桿拉伸過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，較高精度模擬了該新型大變形錨桿的軸向拉伸力學(xué)行為。

(3)現(xiàn)場礦壓監(jiān)測、室內(nèi)試驗結(jié)果表明，金陽煤礦-500 m疏水巷圍巖變形速率快、松動破壞范圍大，屬于典型的深部高地應(yīng)力軟巖巷道。圍巖強度低、地應(yīng)力高以及錨桿初始預(yù)應(yīng)力低是導(dǎo)致其變形的主要因素，采用傳統(tǒng)等強螺紋鋼錨桿支護(hù)已經(jīng)無法解決三者之間的突出矛盾，必須設(shè)法加強支護(hù)強度降低圍巖的變形速率，同時提高支護(hù)構(gòu)件適應(yīng)圍巖大變形的能力，才能保持巷道圍巖的穩(wěn)定。

(4)針對金陽煤礦-500 m疏水巷圍巖變形特征及破壞機理的研究結(jié)果，提出了以新型高預(yù)應(yīng)力增阻大變形錨桿為核心的新“錨網(wǎng)噴”技術(shù)。數(shù)值計算表明，新支護(hù)方案能有效提高錨桿受力狀態(tài)，降低圍巖變形量，縮短圍巖變形周期?，F(xiàn)場應(yīng)用效果試驗監(jiān)測結(jié)果與數(shù)值計算結(jié)果基本一致，圍巖最終變形量相對于原支護(hù)方案減少了近60%，取得了良好的支護(hù)效果，是一種解決深部軟巖巷道大變形難題的新途徑。