萬 峰，汪占領(lǐng)，張洪清，范明建，閆壽慶，郭罡業(yè)

（1.扎賚諾爾煤業(yè)有限責任公司，內(nèi)蒙古滿洲里 021410；2.天地科技股份有限公司開采設(shè)計事業(yè)部，北京 100013；3.煤炭科學(xué)研究總院開采研究分院，北京 100013）

隨著煤炭資源的不斷開采，巷道所處地質(zhì)條件日趨復(fù)雜，圍巖大變形控制技術(shù)研究一直是研究的焦點[1-2]。目前，錨桿支護已經(jīng)被廣泛應(yīng)用于巷道支護中。錨桿預(yù)應(yīng)力對圍巖控制具有重要意義，當預(yù)應(yīng)力小于某一定值時可能導(dǎo)致事故的發(fā)生[3]?；诘葢?yīng)變假設(shè)，Chen 等人建立了錨索的預(yù)應(yīng)力變化預(yù)測模型[4]；Liu 等研究了預(yù)拉力和圍巖變形作用下錨索錨固段的受力機制[5]；Wang 等人認為隨著巖石強度的降低，高預(yù)應(yīng)力錨桿中性點的位置向圍巖深處移動[6]；Chong 等人研究了預(yù)應(yīng)力對圍巖的控制效果[7]；Wang 等人認為錨固長度和預(yù)緊力是圍巖控制的主要影響因素[8]；張農(nóng)等人提出煤巷連續(xù)梁控頂理論，在保障圍巖穩(wěn)定的條件下，實現(xiàn)鄂爾多斯礦區(qū)巷道月進尺超1 000 m[9]；康紅普等人分析了錨桿支護參數(shù)對錨桿預(yù)應(yīng)力引起的應(yīng)力場-錨桿預(yù)應(yīng)力場的影響，研究了錨桿托盤的圍巖控制效果[10-11]；劉家成等人采用數(shù)值模擬研究了全長錨固預(yù)應(yīng)力的傳遞規(guī)律[12]；劉文偉、劉錦榮等人在大斷面巷道采用高預(yù)應(yīng)力錨桿（索）支護起到了良好的圍巖控制效果[13-14]；王曉卿等人用數(shù)值模擬分析了黏結(jié)剛度對預(yù)應(yīng)力錨桿支護效果的影響[15]；黎海濱等人研究了錨桿安裝角對錨固效果的影響[16]；宋洋、劉泉聲等對節(jié)理巖體下錨桿預(yù)應(yīng)力損失及錨固作用進行了研究[17-18]，張進鵬、支光輝等對預(yù)應(yīng)力錨桿下注漿圍巖控制技術(shù)進行了研究[19-20]。上述文獻可以看出，預(yù)應(yīng)力錨桿支護對圍巖控制具有重要作用，但對于錨桿及輔助構(gòu)件聯(lián)合作用下應(yīng)力場的連續(xù)性圍巖控制技術(shù)缺乏深入研究。為此，以靈東礦北翼Ⅱ2-1 煤五面回風(fēng)巷為工程背景，通過理論分析了錨桿預(yù)應(yīng)力在圍巖中的傳遞機理，基于預(yù)應(yīng)力連續(xù)性理論通過數(shù)值模擬得出圍巖控制方案。

1 工程概況

北翼五面煤巷埋深325～335 m，設(shè)計北翼五面回風(fēng)巷長度3 133 m，煤層平均厚度16 m，平均傾角為2.5°。現(xiàn)場原位實測表明巷道幫部10 m 范圍內(nèi)煤體平均單軸抗壓強度14.64 MPa，頂板10 m 范圍內(nèi)全部為Ⅱ2-1 煤，平均頂板煤體單軸抗壓強度15.47 MPa。

回風(fēng)巷布置在Ⅱ2-1 煤中，平均留底煤與頂煤分別為1 m 與10 m 左右，斷面為5.5 m×4.5 m 的直墻小弧拱形，巷道墻高為3.0 m，采用錨網(wǎng)梁索聯(lián)合支護，具體支護方案如下。

采用規(guī)格為φ18 mm×L2.1 m 的左旋等強螺紋鋼錨桿，間排距為0.8 m×1.0 m，每根錨桿配2 支K2350 錨固劑。錨索規(guī)格為φ15.24 mm×L6.3 m 的鋼絞線，間排距為1.4 m×3.0 m，每根錨索采用4 支K2350 錨固劑。采用直徑分別為12 mm 和5 mm 的鋼筋梁和鋼筋網(wǎng)進行護表。錨桿和錨索的設(shè)計預(yù)緊力分別30 kN 和120 kN。

原支護段的巷道圍巖變形破壞嚴重，頂板下沉量在325 mm 左右，兩幫移近量在900 mm 左右，底鼓量在1 000 mm 左右。針對上述情況，主要進行預(yù)應(yīng)力連續(xù)性圍巖控制技術(shù)研究。

2 預(yù)應(yīng)力場連續(xù)性研究

2.1 錨桿預(yù)應(yīng)力在圍巖中的傳遞力學(xué)模型

假設(shè)錨桿托板為邊長2d 的正方形，將錨桿托板對圍巖表面上的應(yīng)力q 視為均布載荷。以托板1 個角點為坐標原點，可以用三維坐標表示圍巖內(nèi)部任意點的位置。基于弗洛林的土力學(xué)原理[21]，圍巖內(nèi)部任意點M（x，y，z）的垂直應(yīng)力可以表示為：

式中：σz1為錨桿托板在圍巖中形成的垂直應(yīng)力，MPa；q 為錨桿托板對圍巖表面的均布載荷，kN；d 為托板邊長的一半，m；ζ、η 分別為力作用于托板表面的x 和y 坐標。

R Mindlin 模型主要用于解決集中載荷在彈性介質(zhì)中傳遞問題[21]。取錨桿錨固段微元長度dω，對應(yīng)的集中力荷載大小dp′=2πbτ（ω）dω，b 為錨桿半徑，m；τ（ω）為錨固段剪應(yīng)力，MPa。圍巖中任意點的應(yīng)力可以通過R Mindlin 模型求解。

錨桿體剪切應(yīng)力在圍巖中的垂直應(yīng)力可表示為：

根據(jù)式（1）和式（2），錨桿預(yù)應(yīng)力在圍巖任意點處形成的壓應(yīng)力σ 可以表示為：

2.2 數(shù)值模擬

以靈東礦Ⅱ2-1 煤圍巖條件為基礎(chǔ)，基于預(yù)應(yīng)力連續(xù)圍巖控制技術(shù)，采用FLAC3D數(shù)值模擬軟件進行數(shù)值模擬，選擇最佳錨桿間排距和預(yù)緊力。巖層模型用莫爾庫倫準則，模型長×寬×高=100 m×40 m×70 m。共建立834 344 個網(wǎng)格單元，881 722 個網(wǎng)格節(jié)點，通過前后初始化位移和應(yīng)力清零，消除模型本身的應(yīng)力和位移迭代影響。模型建立過程中用到的巖石力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 模型力學(xué)參數(shù)Table 1 Model mechanical parameters

模擬錨桿規(guī)格為φ20×2 100 mm，將錨桿劃分為21 節(jié)，其中第15～第21 節(jié)為錨固段，第1～第14 節(jié)為自由段。模擬錨桿間距為900 m 時，預(yù)緊力分別為80、100、120、150 kN 時的應(yīng)力分布。不同預(yù)緊力下圍巖應(yīng)力分布特征如圖1。

從圖1 中可以看出，隨著預(yù)緊力的增大，錨桿作用范圍不斷增大。當預(yù)緊力為80 kN 時，錨桿間預(yù)應(yīng)力還未相互交錯。當預(yù)緊力達到100 kN 時，錨桿間的預(yù)應(yīng)力已經(jīng)相互疊加，即實現(xiàn)了連續(xù)預(yù)應(yīng)力。

圖1 不同預(yù)緊力下圍巖應(yīng)力分布特征Fig.1 Stress distribution characteristics of surrounding rock under different preloads

鋼帶具有較強的護表作用，且可促進預(yù)應(yīng)力擴散。為研究M5 型鋼帶的預(yù)應(yīng)力傳遞效應(yīng)。設(shè)計模擬φ20 ×2 100 mm 錨桿，間排距900 mm×900 mm，預(yù)緊力100 kN 下有無鋼帶的預(yù)應(yīng)力擴散效應(yīng)。M5 型鋼帶寬180 mm，厚度5 mm，材質(zhì)與錨桿相同。有無鋼帶錨桿應(yīng)力場分布云圖如圖2。

圖2 有無鋼帶錨桿應(yīng)力場分布云圖Fig.2 Cloud diagrams of stress field distribution of steel strip bolts

由圖2 可知，隨著錨桿鋼帶的出現(xiàn)，圍巖護表面積增加，錨桿預(yù)應(yīng)力開始有效擴散，在圍巖表面附近形成有效的連續(xù)應(yīng)力場，支護應(yīng)力可以三向及時流動，對連續(xù)應(yīng)力場涵蓋區(qū)域內(nèi)的裂隙及時擠壓，以此增強圍巖整體結(jié)構(gòu)達到圍巖穩(wěn)定的目的。

上述研究表明提高錨桿預(yù)緊力水平與護表構(gòu)件面積是實現(xiàn)預(yù)應(yīng)力場連續(xù)性的有效途徑。依據(jù)現(xiàn)場操作可行性與生產(chǎn)經(jīng)驗，應(yīng)將錨桿與錨索的預(yù)緊力提高至100 kN 以上，并配備護表鋼帶，才具備初步形成錨桿（索）連續(xù)性支護應(yīng)力場。

3 預(yù)應(yīng)力連續(xù)場圍巖控制方案

為有效的控制北翼五面回風(fēng)巷的穩(wěn)定性，依據(jù)上述研究提出了高預(yù)緊力強護表“錨桿+錨索+錨桿+鋼帶”的強預(yù)應(yīng)力連續(xù)場控制方案，強預(yù)應(yīng)力連續(xù)場控制方案如圖3。

圖3 強預(yù)應(yīng)力連續(xù)場控制方案Fig.3 Control scheme for continuous field of strong prestress

為減小圍巖暴露面積，同時滿足生產(chǎn)需要，縮小了巷道斷面尺寸?，F(xiàn)采用直墻圓弧拱斷面，巷道寬度4.4 m，高4.4 m，墻高2.2 m。

頂板采用屈服強度不小于500 MPa 的φ20 mm×L2 100 mm 左旋高強螺紋鋼錨桿，配K2335 和Z2360 的樹脂錨固劑各1 支。錨桿間排距為900 mm×900 mm，預(yù)緊力不小于100 kN。配規(guī)格為250 mm×250 mm×10 mm 的高強拱形帶調(diào)心球墊的托板，采用直徑φ5 mm 鋼筋網(wǎng)和M5 型鋼帶護表。頂板錨索為φ17.8 mm×L6 300 mm 的鋼絞線，采用1支規(guī)格為K2335 和2 支規(guī)格為Z2360 的樹脂錨固劑。錨索間排距為2 250 mm×2 700 mm，每排3 根錨索，預(yù)緊力不小于120 kN，每3 排錨桿布置1 排錨索，配規(guī)格為300 mm×300 mm×12 mm 高強度可調(diào)心拱形托板及配套鎖具。

幫部錨桿采用桿體屈服強度不小于500 MPa，規(guī)格為φ20 mm×L2 100 mm 左旋高強螺紋鋼錨桿。采用K2335 和Z2360 樹脂錨固劑各1 支。錨桿的間排距為900 mm×900 mm，預(yù)緊力不小于100 kN，配規(guī)格為250 mm×250 mm×10 mm 的高強拱形帶調(diào)心球墊的托板，配直徑為φ5 mm 的鋼筋網(wǎng)和M5型鋼帶護表。

幫部錨索規(guī)格為φ17.8 mm×L4 300 mm 的鋼絞線，采用1 支K2335 和2 支Z2360 的樹脂錨固劑。錨索間排距為1 000 mm×2 700 mm，每3 排錨桿布置1排錨索。預(yù)緊力不小于120 kN。配規(guī)格為300 mm×300 mm×12 mm 高強度可調(diào)心拱形托板及配套鎖具。

4 工程應(yīng)用

將上述方案在北翼五面回風(fēng)巷進行實踐應(yīng)用，并采用十字測點法對巷道圍巖變形進行監(jiān)測，整理其與原支護方案的變形曲線如圖4。

圖4 北翼五面回風(fēng)巷圍巖變形曲線Fig.4 Deformation curves of surrounding rock in the five-sided air return road in the north wing

由圖4 可知，原支護段頂板下沉量在325 mm左右，兩幫移近量在900 mm 左右，底鼓量在1 000 mm 左右。采用新支護方案后頂板下沉量在69 mm左右，兩幫移近量在98 mm 左右，底鼓量在116 mm左右，分別比原支護方案變形量降低78.8% 、89.1%和88.4%左右，且后期巷道圍巖變形趨于穩(wěn)定，巷道圍巖變形降低幅度非常顯著。由此證明增強錨桿支護應(yīng)力場連續(xù)性可以有效的控制煤巷的大變形。

5 結(jié) 語

1）通過彈性理論建立了錨桿預(yù)應(yīng)力在圍巖中的傳遞力學(xué)模型，從理論方面揭示了錨桿預(yù)應(yīng)力作用，為錨桿預(yù)應(yīng)力設(shè)計和研究提供了理論依據(jù)。

2）在靈車礦巷道圍巖地質(zhì)條件下，當錨桿間排距為900 mm×900 mm 時，預(yù)緊力達到100 kN 時才能實現(xiàn)預(yù)應(yīng)力連續(xù)。M5 型鋼帶可以有效擴大錨桿預(yù)應(yīng)力范圍。

3）在合理減小斷面尺寸后，采用“錨桿+錨索+錨網(wǎng)+M5 型鋼帶”強預(yù)應(yīng)力連續(xù)場控制方案，使巷道頂板、幫部、底板比原支護方案變形量分別降低78.8% 、89.1%、88.4%左右。