深部軟巖巷道高預應力增阻大變形錨桿研究及工程應用

張紅軍，李海燕，張太平，王 強，王 薇，王 新，趙 慧，常 濤，郭天嬋

(1.山東省地質科學研究院，山東 濟南 250013; 2.山東大學 巖土與結構工程中心，山東 濟南 250061; 3.山東電力工程咨詢院有限公司，山東 濟南 250013; 4.吉林大學 地球科學學院，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了不同程度的軟巖災害，據相關文獻統計[1]，我國每年掘進巷道約6 000 km，深部軟巖巷道占28%～30%，而軟巖巷道的返修率則高達70%以上，深部軟巖巷道穩定控制問題已成為制約我國許多新老礦井向縱深發展的關鍵性問題之一，急需在新支護材料及支護技術方面取得突破[2]。

錨桿支護是一種主動支護形式，具有經濟成本低、支護效果好、成巷速度快等諸多優點，在國內外得到廣泛應用，目前已經成為礦井巷道工程的最主要支護形式[3-5]。其主要作用是通過改變錨固范圍內巖體峰值強度和殘余強度來提高巷道的整體性和穩定性，從而達到加固圍巖的目的[6]。大量現場觀測資料表明，在進入深部開采階段后，軟巖巷道的變形量較大，一般均大于200 mm，有的甚至可達600 mm以上[7-8]。由于傳統錨桿允許巷道圍巖的變形量一般均在200 mm以下[9]，支護系統剛度小，預應力低，強度不足，抗沖擊性能差，已經不能夠適應深部巷道圍巖大變形破壞特征，常出現因錨桿不能適應巷道圍巖大變形破壞而被拉斷失效的現象。因此，在研發大變形錨桿方面，國內外學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，平均支護應力達到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裝置-D 型錨桿，該錨桿在靜力拉伸試驗中支護阻力最高達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上，研發了H型及改進型可伸長錨桿，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]基于負泊松比材料研發了恒阻大變形錨桿具有支護阻力大、大拉伸量等優點，在現場應用中取得了良好的支護效果;劉洪濤等[15]基于“高阻讓壓”原理研發了可接長錨桿，最大延伸量可達685 mm。

同時，隨著深部軟巖巷道控制理論研究的不斷深入，發現預應力是保持巷道穩定性和整體性的關鍵因素，在支護系統中起著舉足輕重的作用[16]。為提高支護系統預應力，康紅普等[17]研發了強力錨桿、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;張農和高明仕[18]在分析預應力作用機制的基礎上，提出了包括高性能預拉力錨桿、鋼絞線預拉力桁架和M型鋼帶等幾種新型實用的預應力控制手段;李海燕等[19]基于深部軟巖巷道變形特點，研發了新型高預應力鋼絞線錨桿及其配套工藝，該新型錨桿可施加的初始預應力達70～100 kN，具有預應力高、不易松動等優點。

以上學者的研究成果為高預應力大變形錨桿的研發奠定了基礎和指明了方向，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上，針對其力學特性和工作機制的優缺點，研發了一種適合深部軟巖巷道的高預應力增阻大變形錨桿，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”的優良特性，可以施加不低于120 kN的高預應力，讓壓點可控為180～240 kN，變形量可在150～1 000 mm內靈活調節，錨桿的破斷力達到350 kN左右，且在變形的過程當中能保持較高的漸增支護阻力。可以有效控制深部軟巖巷道的大變形，保持巷道的穩定性。經現場試驗證明支護效果良好，是解決深部軟巖大變形支護難題的一種有效途徑。

1 高預應力增阻大變形錨桿的結構組成及支護原理

1.1 高預應力增阻大變形錨桿結構

高預應力增阻大變形錨桿，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實際現場需要進行確定，其中桿體1一般不低于400 mm，桿體2不低于700 mm;滑移套管長度宜設置300～1 200 mm，這樣可以產生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，可以起到高強支護的作用;錐形套從托盤端頭向桿體末端方向逐漸縮小，當巖壁發生大變形時，錐形套在滑移套管內發生滑動，產生滑動阻力;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了傳統錨索的托盤和鎖具合二為一，不但節省了錨環，大大降低了費用(市場上錨環價格較為昂貴)，而且增大了托盤與鎖具的接觸面積，減少了現場應用中“脫錨”現象的發生;同時對張拉千斤頂進行改造，桿體的外露長度65 mm即可進行張拉，減少了錨桿的外露長度。

圖1 高預應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 高預應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 高預應力大變形錨桿支護原理

進入深部支護階段后，軟巖巷道圍巖呈現出變形量大、收斂速率快、持續變形時間長等礦壓顯現特征，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應力，才能有效約束圍巖的剪脹變形，避免其強度的迅速衰減。同時錨桿應具有足夠的延伸率，允許巷道圍巖有一定的連續變形和整體位移。基于此，研發的新型高預應力增阻大變形錨桿支護機理如下:

(1)初支撐階段:該錨桿安裝時可施加不低于120 kN不高于設定讓壓點的預應力，此時增阻裝置內桿體2和滑移套管不會發生相對移動，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強度，該階段能有效降低離層、滑動、裂隙張開及新裂紋產生等不連續變形的速率，如圖3(a)所示。

圖3 高預應力增阻大變形錨桿支護原理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增大，當達到錨桿設定的讓壓點后(可根據圍巖應力參數對滑移套管內壁弧度變化進行調節，確定讓壓點)，此時增阻裝置內錐形體在滑移套管內發生相對滑動，實現大變形讓壓特性，同時在滑移套管內壁弧度變化過程中呈現增阻特性，形成增阻支護，如圖3(b)所示。

(3)極限支撐階段:增阻裝置達到設計的最大變形量后，此時增阻裝置內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。若圍巖壓力持續增大，桿體會進一步產生一部分極限變形，最大限度的將巷道圍巖控于相對穩定狀態，如圖3(c)所示。

因此，高預應力增阻大變形錨桿和傳統預應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。在以高預應力增阻大變形錨桿支護為主的巷道，隨著深部巷道圍巖發生不斷變形，它可以隨之拉伸變形，但高預應力增阻大變形錨桿拉伸之后仍能夠保持漸增的支護阻力，這種高支護阻力可以有效抵制巷道的繼續變形，防止破壞范圍的進一步擴大。

2 高預應力增阻大變形錨桿力學特性

為了測試高預應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，在實驗室內對該錨桿進行了靜力拉伸試驗。試驗機的基本參數: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。因實驗臺量程有限，設計高預應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增阻特性。各試件試驗結果相差不大，其中部分試驗圖片和試驗結果如圖4，5所示。

由圖5可知，試驗結果可以較好的反映出高預應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;當圍巖壓力達到222 kN后讓壓裝置開始工作，進入讓壓增阻階段，讓壓量約為113 mm;當圍巖壓力達到350 kN左右時鋼絞線桿體進入極限支撐階段，隨后桿體被拉斷，增阻裝置未發生破壞。可見，在錨桿總長度為700 mm，滑移套管為300 mm的情況下，高預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 高預應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 高預應力增阻大變形錨桿靜力拉伸試驗結果Fig.5 Static tensile test result of high pre-stressed increase-resistance large deformation bolt

為進一步研究不同錨桿長度和滑移套管長度下新型高預應力增阻大變形錨桿的力學特性，在實驗室采用簡易實驗裝備(由于上述實驗設備量程的局限性)，進行不同長度高預緊力大變形錨桿的力學實驗，實驗數據較上述試驗機有一定的誤差，但不足以影響試驗結果的正確性，試驗結果見表1。

表1不同長度錨桿靜力拉伸試驗結果
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基本成線性關系，s=l-(140～200)mm，因此延伸量可以根據實際需要，通過控制增阻裝置滑移套管的長度來調整。綜合考慮圍巖實際變形量及經濟因素，錨桿最大延伸量一般可設定為150～1 000 mm，臨界讓壓拉力在180～240 kN內，桿體破斷力在350 kN左右。

3 高預應力增阻大變形錨桿數值模擬的實現

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

3.1 錨桿桿體軸向拉伸力學模型

根據錨桿拉拔曲線(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，自由段表達式見式(1)，錨固段見式(2)。

(1)

(2)

式中，F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變;εe為錨固段桿體軸向彈性極限應變;εf為錨固段桿體軸向極限應變(由錨桿材質決定);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一取錨固段桿體橫截面積。

圖6 高預應力增阻大變形錨桿桿體軸向力學對應曲線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決定的極限伸長量;δelf為自由段的彈性極限伸長量，往往遠小于Uy，因此多數情況下可以忽略。

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

圖7 建立的高預應力增阻大變形錨桿數值模型及桿體本構關系Fig.7 Numerical model of high pre-stressed increase-resistance large deformation bolt and constitutive relation

3.2 高預應力增阻大變形錨桿數值模擬實現方法

由高預應力增阻大變形錨桿結構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的。基于此，以錨桿自由段拉伸本構關系為核心，提出了基于CABLE單元的增阻大變形錨桿數值模型，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單元節點與圍巖之間設置了LINK連接，空心圓圈表示沒有設置LINK連接的節點，兩節點之間是CABLE單元，自由段內所有節點均不設置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，因此本構關系將針對每一個單元獨立設置和運行。一般的錨桿自由段單元的軸力不小于錨固段單元的軸力，而當達到極限軸力Ft時自由段便發生破斷，因此錨固段軸力將不會達到極限值Ft，也就更不會破斷失效。因此，若無特殊需要，錨桿錨固段可不設破斷判據，直接采用自帶CABLE單元即可滿足要求，減少建模工作量。

3.3 數值模擬程序的實現

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

首先進行幾何建模，按照FLAC3D正常規則給自帶CABLE單元賦予參數:E,E′,A,Fy，設定完成后進入FLAC3D運算主程序。

(1)執行FLAC3D原有的收斂準則，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，那么計算立即結束;

(2)如果按照原有的收斂準則，沒有收斂，則進入大變形修正及破斷修正模塊:

① 調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大變形階段拉伸剛度:當伸長率達到設定的若干等步距的階段伸長率時，按照拉伸剛度換算對應的極限拉伸軸力并賦予錨桿;

④ 同時進行錨桿破斷的判斷:若滿足破斷判據δi≥δf，令Ei1=0，Ft1=0;若不滿足破斷判據，則不對參數做任何改動，采用上一步的參數進行下一步運算。

3.4 數值模擬效果驗證

試驗對象為2.1節所述靜拉伸試驗錨桿，根據錨桿參數建立的錨桿桿體拉伸試驗模型如圖8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 錨桿桿體拉伸試驗模型示意Fig.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)所示模型進行賦參數。設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，查看結果。圖9為位移采用最左端節點位移監測值，軸力采用CID2單元的軸力監測值的錨桿拉伸荷載-位移曲線。

圖9 錨桿荷載-位移數值模擬計算結果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系，當軸力達到230.0 kN時，開始進入大變形階段，對應伸長量為13.3 mm，與實際基本一致;大變形階段，軸力增速降低;直至拉伸量達到124.7 mm時，錨桿瞬間破斷，軸力降低為0;隨后錨桿繼續被拉伸而軸力始終為0，呈破斷狀態直至試驗結束。數值試驗獲得的試驗結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行為。

4 新型高預應力增阻大變形錨桿工程應用

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°，設計生產能力21萬t/a，其中-500 m疏水巷設計布置在煤層底板以下12～20 m的范圍內，巷道埋深537 m，本設計巷道煤層底板巖層尚處在采動影響范圍期內。設計斷面為半圓拱型，凈寬2 600 m，凈高2 900 mm，原支護方案采用傳統的“錨網噴”一次支護方式: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;金屬網采用6 mm鋼筋焊接而成，尺寸規格2 000 mm×1 000 mm。巷道開挖后出現了不同程度的破壞，破壞嚴重地段巷道斷面收縮率達到了30%以上，目前巷道處于“前掘后修”的困難支護狀態，嚴重影響了煤礦的正常生產和行人的安全。

4.2 圍巖變形特征監測與分析

為詳細掌握原支護條件下圍巖控制效果、錨桿受力及圍巖內部松動破壞范圍等情況，通過對巷道圍巖的現場監測得到了該巷道圍巖礦壓顯現規律:

(1)巷道變形量大，變形速率快。由圖10 圍巖變形量監測結果可以發現，在112 d的有效監測期內圍巖變形量較大，呈現“兩幫收斂量>底臌量>頂板下沉量”的規律，對應的變形量分別為557.9，285.1，223.4 mm。在巷道開挖后的11 d內圍巖變形最快，對應的平均變形速率分別為19.1，8.0，14.5 mm/d，8～50 d期間內巷道變形穩定在3～9 mm/d 較快速率增長，直到監測時間為80 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定期。

圖10 原支護圍巖變形量監測結果Fig.10 Surrounding rock displacement monitoring result for original support approach

(2)錨桿初始預應力低，承載能力小。由圖11 錨桿受力監測曲線可知，錨桿預緊力較低，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時發生崩斷;而左幫和左底腳錨桿由于預緊力較小，沒有充分發揮錨桿的主動支護作用，受力較小;只有正頂錨桿受力狀態相對比較穩定。在觀測40～50 d之后，為防止軟巖巷道進一步變形，礦方進行了二次支護。

圖11 原支護錨桿受力監測結果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地質雷達探測設備對巷道距離開挖面15，30，45，60 m等處的松動破壞范圍進行探測，各斷面探測結果見表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，在距離掘進工作面60 m時巷道平均松動圈范圍為1.8 m，最大處已達到了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疏水巷現場監測與分析，綜合國內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圍巖松動圈測試結果
Table2Resultsofsurroundingrocklooseringtest

編號距掘進工作面距離/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疏水巷頂底板砂巖、頁巖、泥巖，通過地質鉆機現場取芯，并分別開展三軸壓縮試驗，得到-500 m疏水巷圍巖物理力學參數見表3。由表3可知，巷道圍巖4種巖性中，除粉細砂巖力學參數較高外，砂質頁巖、中粗砂巖及泥巖的力學參數均較低，砂質頁巖的抗壓強度只有7.3 MPa，且頁巖吸水后易發生膨脹崩解，造成支護困難。

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

(3)錨桿施加預應力小。通過圖11錨桿受力監測結果可知，采用人工扳手對傳統的大螺距等強螺紋鋼錨桿施加的最大預應力只有設計值(設計值80 kN)的22%左右，嚴重影響了錨桿的主動支護作用，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果發現，采用傳統的支護方式根本無法解決深部高應力、圍巖強度弱以及錨桿預應力低的突出矛盾，必須設法加強支護強度降低圍巖的變形速率，同時，提高支護構件適應圍巖大變形的能力，才是解決巷道圍巖變形的有效途徑。因此，結合深部軟巖巷道支護“先抗后讓再抗”的先進支護理念，提出了以新型高預應力增阻大變形錨桿為核心的支護方案，具體設計參數如下:

表3金陽煤礦-500m疏水巷巖石力學試驗結果
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內摩擦角φ/(°)砂質頁巖20.33 0507.301.200.311.3221.25中粗砂巖22.65 01023.172.940.282.9524.24粉細砂巖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高預應力增阻大變形錨桿，設計套管長度為500 mm，最大滑移量在300～350 mm，設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樹脂錨固劑進行端頭錨固，錨固長度700 mm;施加預應力不低于100 kN。

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

(3)混凝土噴層:采用水泥標號為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 優化后-500 m疏水巷支護斷面Fig.12 Optimized supporting section of -500 m water discharging gateway

4.5 數值模擬支護效果及分析

為驗證新支護方案的支護效果，對原支護與新支護方案的圍巖變形特征進行數值模擬支護效果對比分析。根據金陽煤礦-500 m疏水巷的實際地質條件，選取典型的地質剖面為計算斷面。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參數依據表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節方法模擬。傳統錨桿采用原Cable單元模擬，設定破斷伸長率為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，地應力施加參數均為實測參數，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，原支護方案圍巖變形量較大，其中頂板下沉量支護方案圍巖3個部位的變形量均較大，其中兩幫累積變形量達到了550 mm，底臌量與頂板下沉量也分別達到了275和200 mm。采用新型高預應力增阻大變形錨桿支護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，僅為原支護方案的42.5%，36.3%，40.0%。

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

圖14 數值模擬計算結果Fig.14 Numerical simulation results

4.6 現場監測結果

為進一步驗證高預應力增阻大變形錨桿的支護效果，在新掘的-500 m疏水巷砂質頁巖層段進行了現場實驗，并對錨桿受力規律和圍巖變形量進行了長期監測，監測結果如圖15，16所示。

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

圖16 圍巖變形量監測結果Fig.16 Deformation monitoring results of surrounding rock

(1)由圖15分析可知:① 錨桿預應力均在120 kN以上，其中最高的1號錨桿達到了156.3 kN;② 錨桿受力狀態良好，最大值達到278.1 kN，未發生破斷現象，到支護后期仍保持較強的支護阻力;③ 錨桿受力呈現階段性增長的趨勢，說明錨桿順利實現了增阻讓壓;④ 與原支護方案進行對比可以發現，錨桿受力遠遠高于原支護方案，高預應力增阻大變形錨桿能夠更好的發揮錨桿桿體的支護潛力，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“兩幫收斂量>底臌量>頂板下沉量”的規律，分別為242.1，113.9和75.2 mm，相對于原支護方案分別減少了56.6%，60.0%，66.3%;② 在支護初期的14 d內圍巖變形速率較慢，說明高預應力有效控制了圍巖的初始變形;③ 變形過程呈現階段性增長趨勢，較好的體現了大變形過程中錨桿增阻的效果;④ 高預應力增阻大變形錨桿有效的控制了軟巖巷道變形破壞，減少了二次支護甚至多次支護帶來的成本增加，起到了一次支護免維修的良好支護效果。

5 結 論

(1)基于深部軟巖巷道變形特點，在前人研究的基礎上，研發了一種新型高預應力增阻大變形錨桿，室內試驗和現場試驗表明該新型錨桿可以提供不低于120 kN的高預應力，讓壓點可控為180～240 kN，變形量可在150～1 000 mm內靈活調節，錨桿的破斷力可達到350 kN左右，且在變形的過程當中能保持較高的漸增支護阻力。

(2)建立了新型高預應力增阻大變形錨桿桿體的軸向拉伸力學模型，并基于FLAC3D數值模擬軟件，采用Fish 語言編程對其Cable單元進行了相應二次開發，并對該錨桿拉伸過程進行了數值模擬，較高精度模擬了該新型大變形錨桿的軸向拉伸力學行為。

(3)現場礦壓監測、室內試驗結果表明，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力軟巖巷道。圍巖強度低、地應力高以及錨桿初始預應力低是導致其變形的主要因素，采用傳統等強螺紋鋼錨桿支護已經無法解決三者之間的突出矛盾，必須設法加強支護強度降低圍巖的變形速率，同時提高支護構件適應圍巖大變形的能力，才能保持巷道圍巖的穩定。

(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果，提出了以新型高預應力增阻大變形錨桿為核心的新“錨網噴”技術。數值計算表明，新支護方案能有效提高錨桿受力狀態，降低圍巖變形量，縮短圍巖變形周期。現場應用效果試驗監測結果與數值計算結果基本一致，圍巖最終變形量相對于原支護方案減少了近60%，取得了良好的支護效果，是一種解決深部軟巖巷道大變形難題的新途徑。