近年来，软岩巷道大变形一直是煤矿开采中难以解决的主要问题之一。在软岩巷道围岩变形破坏中，巷道底臌破坏是巷道毁坏的主要方式。因此，软岩巷道底臌治理成为推动矿井正常生产，延长巷道服务年限的重要方法[1-3]。目前，国内外专家学者围绕巷道底臌控制技术展开了大量研究工作，相关方面已经取得丰富的成果。康红普[4]系统研究了软岩巷道底臌破坏过程及引起底臌的主要原因;姜耀东等[5]认为巷道受采动应力影响，巷道围岩应力状态发生变化，巷道底板将不可避免地形成底臌;侯朝炯等[6]通过加固巷道软弱围岩帮和角，控制围岩塑性区发展，从而控制巷道底臌;马念杰等[7]提出了可接长锚杆支护技术控制巷道变形，并取得了良好的支护效果;刘泉声[8]提出采用混凝土反拱与高预应力组合锚索组合治理底臌的技术控制软岩破碎巷道底臌;王卫军[9]通过优化巷道支护方案，提升围岩自身承载能力治理巷道底臌，取得良好的工程效果;柏建彪等[10]提出采用加固破碎底板、减小底板自由面积方法控制巷道底臌;文志杰等[11]建立了剪切错动型巷道底臌力学模型,并由主动压力与被动压力相互作用机理,导出了巷道底臌力源作用方程。目前，软岩巷道底臌治理的主要途径是采用反底拱支护技术，在提升支护强度的同时改善底板应力状态[12-15]。然而，采用普通的C20混凝土材料浇筑反底拱，材料凝固形成的支护体并不能够有效减弱软岩巷道底板的变形与破坏，破坏后的底板越发难以修复，低强度、低密实度的缺陷使其不能有效控制底臌变形[16-19]。
综上所述，针对软岩巷道底臌治理，有必要在控制成本不变的基础上，提出一种速凝时间短、初凝强度高的反底拱浇注材料，并进行现场工业实验，验证优化方案的可靠性，以确保巷道有效使用。
1 底臌巷道的基本特征
1.1 巷道底臌特征及岩石性质
内蒙古上海庙矿业榆树井煤矿13803工作面埋深400 m，煤层平均厚度2.2 m，无较大断层、褶曲等构造。工作面与13801工作面采空区毗邻，轨道巷距13801工作面约35 m(图1)。巷道底角与两帮破坏严重;巷道底板受地下水浸润的影响，底板岩层破碎、软化，巷道断面平均缩小75%，严重影响工作面正常生产(图2)。
图1 13803工作面开采平面
Fig.1 Mining plan of 13803 working face
图2 巷道底臌破坏因素分析
Fig.2 Analysis of damage factors of floor heave
13803轨道巷道属于典型的软岩巷道，巷道顶板为粗砂岩、细砂岩、粉砂岩，局部炭质泥岩伪顶(表1)。细砂岩抗压强度25.60 MPa，粗砂岩抗压强度34.30 MPa。底板为泥质粉砂岩，抗压强度8.20 MPa，属于松软岩石。顶底板岩样中含有较多的伊利石、蒙脱石等黏土岩，平均质量分数分别为17.17%和19.23%。
表1 煤层顶、底板力学性质
Table 1 Mechanical properties of coal seam roof and floor
项目岩性厚度/m岩层特征基本顶细粒砂岩22.0～25.5灰白色,夹泥质粉砂岩层,泥质胶结,局部松散含水直接顶泥质粉砂岩2～5黑色,水平层理伪顶炭质泥岩0～0.5黑色脆性,破碎后呈棱角状煤层8煤1.8～3.1黑色,块状直接底泥岩泥质粉砂岩2.2泥岩多为中厚层状,粉砂岩水平层理,泥质胶结
1.2 巷道底臌主要影响因素
巷道底臌是多种因素共同作用的结果，围岩性质与地质环境是造成巷道底臌的客观因素;巷道支护失效是造成巷道底臌的主观因素(图2，3)。13803工作面轨道巷底臌的主要影响因素有:
(1)围岩性质与地质条件。巷道围岩均由力学特性较差的岩性组成，主要特征是松软、易泥化，特别是由泥岩、粉砂岩组成的软弱岩层底板，含有遇水软化的膨胀性黏土矿物，在地下水的长期浸润下表现出明显泥化、崩解现象，导致底板丧失强度。
(2)巷道支护结构。13803工作面巷道采用反底拱支护维护巷道底板稳定，浇筑反底拱采用普通的C20混凝土材料，浇筑材料初期强度低，使得巷道底板初期未能得到有效支护。
图3 巷道底臌破坏断面
Fig.3 Destroyed section of floor heave area
2 浇筑材料配比实验
2.1 试件制备与养护
实验选用生石灰和水泥作为主要配比原料，分述如下:水泥为山东山水牌水泥P.O 32.5级普通硅酸盐水泥;细骨料为中砂，细度模数为2.8;粗骨料粒径为5～8 mm，级配良好，无杂质;生石灰为市售生石灰粉，生石灰粉达到一等品钙质生石灰的标准;减水剂采用聚羧酸系减水剂，掺量为胶凝材料质量的1%;拌和混凝土及养护用水为标准饮用自来水。混凝土设计强度标号为C20，材料质量配比为水泥∶砂子∶石子=1.0∶1.9∶3.8，水灰比为0.5∶1.0[20-21]。试件制备流程如图4所示。
图4 试件制备流程
Fig.4 Sample preparation flow chart
实验选用标准试件模具(φ50 mm×100 mm)，依据《混凝土强度等级配比表》中C20混凝土制作试件，按照不同生石灰的掺量进行分组(A～H组)制作。依据国家标准《普通混凝土力学性能实验方法标准》在标准养护箱中养护(温度(20±2) ℃，相对湿度不低于95%)，试件养护24 h后脱模编号，并继续养护[22-23]。生石灰的使用符合我国建材行业现行标准JC/T 479—2013《建筑生石灰》的规定[24]。
2.2 实验方案
为了测试试件的力学性能，对养护的试件进行单轴压缩实验与巴西劈裂实验，分别测试材料试件的抗压强度与抗拉强度。实验选取不同养护龄期时的试件进行实验，巴西劈裂实验选取养护为28 d龄期的试件。将不同质量的生石灰按照质量比(生石灰质量/总质量)分组制作试件，并按照不同龄期进行分组力学实验。在养护龄期结束时，将存放在养护箱中的试件取出，端面打磨平整，实验方案见表2。
表2 实验方案
Table 2 Test program
养护龄期/d组号(生石灰质量分数)A(0)B(2%)C(4%)D(6%)E(8%)F(10%)G(12%)H(14%)A11B11C11D11E11F11G11H113A12B12C12D12E12F12G12H12A13B13C13D13E13F13G13H13A21B21C21D21E21F21G21H217A22B22C22D22E22F22G22H22A23B23C23D23E23F23G23H23A31B31C31D31E31F31G31H3128A32B32C32D32E32F32G32H32A33B33C33D33E33F33G33H33
加载实验设备采用采动应力测试系统[25](图5)。单轴加载实验选用测试系统下的同步编程模式进行控制。实验第1阶段添加运动命令以0.5 mm/min的加载速度对试件施加0.5 kN的预紧力;第2阶段运动命令为0.2 mm/min的加载速度施加垂向载荷。观测试件完全破坏后立即停止实验。实验系统采集数据的频率为0.2 s/次。力学实验结束后将实验采集数据导出进行整理，取3个测量值的算数平均值作为该组试件的最终抗压强度。
图5 实验设备
Fig.5 Test equipment
3 实验结果
3.1 实验结果
通过数据分析系统同步绘制应力-应变曲线，确定单轴抗压实验最大强度参数值(图6,7)，试件力学强度见表3。
图6 试件单轴抗压强度
Fig.6 Uniaxial compressive strength of specimen
图7 试件抗拉强度
Fig.7 Tensile strength of specimens
分析图6,7可知，当生石灰掺量在2%～10%时，试件的抗压强度呈增长趋势，掺量高于10%后，材料的抗压强度降低。试件的抗拉强度随着生石灰的掺量增加，抗拉强度总体增大。在掺量大于12%时，抗拉强度则会下降。当试件抗拉强度变小时，材料易发生拉伸破坏。实验中由于生石灰的掺入，改善了浆液的和易性，使得试件密实度提高，抗压强度与抗拉都得到提升。实验数据表明，在最终养护龄期时，生石灰掺量为10%的试件单轴抗压强度值为30.15 MPa，是未掺入生石灰的试件强度的1.39倍;抗拉强度为1.75 MPa，是未掺入生石灰试件强度的1.41倍。而在生石灰掺量为12%时，试件单轴抗压强度为28.98 MPa，试件强度下降，在生石灰掺量为14%时，试件的抗拉强度也在下降。综合分析，生石灰掺入能有效提升试件的抗压强度与抗拉强度，但过量的掺入会导致反向效应。因此，当生石灰的掺量为10%时，材料的强度性能较优。
表3 试件力学强度
Table 3 Specimen mechanical strength MPa
试件单轴抗压强度养护3 d养护7 d养护28 d单轴抗拉强度抗拉强度平均值A12.3817.0319.931.26对照组15.1314.4323.641.211.2413.7718.5821.441.2510.9814.7617.921.22B14.8616.5919.731.251.2612.9217.8121.541.3112.0715.1920.491.42C16.4618.7524.651.351.3915.6317.1622.211.3814.1715.6723.751.53D17.7819.6825.891.551.5316.3917.7824.591.5214.1116.9724.321.62E17.0919.8329.641.661.6418.0419.2626.191.6515.2517.7527.471.79F15.4019.7831.861.711.7519.6317.3431.111.7516.8315.3326.431.73G13.0618.7931.071.811.7713.6416.1229.441.7712.1814.4325.471.76H16.5014.1830.861.611.7114.1316.8428.521.75
3.2 不同龄期的材料力学性能
图8 不同龄期下材料抗压强度变化曲线
Fig.8 Curves of concrete compressive strength at different ages
在不同养护龄期下的试件强度表现出不同的强度趋势，随着生石灰掺量的不同，试件强度曲线呈明显的线性变化(图8)。在生石灰掺入与水发生水化反应，释放热量，加快了混合浆液中的化学反应速率，促使混凝土浆料中游离的二氧化硅(SiO2)与石灰发生反应生成硅酸钙，反应式如下:SiO2+CaO→CaSiO3增加了材料的强度。当生石灰的掺量超过10%时，材料的抗压强度降低，原因是由于过量掺入生石灰后，生石灰消耗混合浆液反应过量，浆液里面的黏结材料成分会降低，黏结力不足，材料表现为松散、易碎，强度降低;同时，浆液内的水化反应需要消耗大量的水，过量掺入生石灰，则会造成浆液中水分减少，稠度增大，材料中产生大量孔隙，影响试件强度和质量。
在养护第3天时，试件的强度差异性开始体现。不同的生石灰掺入量表现出不同的强度，未掺入生石灰的A组试样强度为13.76 MPa，在掺入生石灰的试样中F组试样与G组试样强度较大，单轴抗压强度明显优于未掺入生石灰的A组试样，A组试样的强度仅为最大强度F组(10%)强度的82%。在养护第7天时，在生石灰掺入量为2%～6%时，掺入少量生石灰的试样与未掺入生石灰试样强度基本一致，无较明显的强度优势;在生石灰的掺入量为8%～10%时，试件强度优势明显;当掺入量大于10% 时，试件强度明显下降;在养护第28天时，掺入生石灰的F组与G组出现大幅度的增量，F组的增长率最大为第7天强度的65%，相比于其他组别的试件强度增长趋势，F组最为明显且强度最高。在养护龄期内，不同配置比例的试件表现出先增长后下降的趋势，在生石灰掺入量逐渐增加的同时，试件的强度逐渐增加，当掺入量大于10%时，由于过量的掺入生石灰，浆液黏稠，水份减少，试件含水率降低导致水化反应减少，水化产物降低，最终导致试件强度降低。在掺入量较少的生石灰的试件中，由于生石灰掺入量较少，所引起的生石灰与水反应的剧烈程度较低，材料浆液的水化反应缓慢，故其强度低于未掺入生石灰的A组。在不同龄期的养护下，生石灰掺量为10%，试件初期获得较大强度，并且在随龄期变化强度也在增长，表明适量生石灰的掺入对提升试件早期强度具有重要作用。
3.3 浇筑材料最优配比
试件强度随龄期逐渐增强，但不同的生石灰掺入比例，试件的强度增长趋势存在明显差异。在对照未掺入生石灰的A组试件中，掺入生石灰的F组试件与G组试件抗压强度与抗拉强度变化趋势较优，选取强度变化明显的F组与G组实验数据与未掺入生石灰的A组数据对比分析。
由图9可知，未掺入生石灰的A组试件与掺入生石灰的F组和G组对比，试件抗压强度增长幅度平缓，变化量较小。在28 d龄期时，生石灰的掺量为10%的F组试件单轴抗压强最大，最大强度为30.15 MPa;在F组试件养护第3天时，试件强度达到最大强度的65%，强度变化幅度优于未掺入生石灰的A组，主要原因是生石灰掺入后与水反应，释放热量，加快了水泥的水化作用，提高了浇筑材料的早期强度;在养护第7天时，试件强度达到最大强度的83%，相比A组试件强度增幅，F组试件强度增长幅度平缓，但仍大于A组试件强度;在养护第28天时，F组试件的单轴抗压强度达到最大，增幅远大于A组试件，A组试件的最终强度仅为F组试件强度的71%。生石灰掺量大于10%的G组试件增长趋势平缓，不同龄期下强度大于未掺入生石灰的A组试件，但峰值强度低于F组试件的峰值强度。
图9 不同配制比例下抗压强度分布
Fig.9 Impressive strength intensity distribution at different
configuration ratios
整理加载实验数据，选取对照组A组和实验组F组与G组，绘制实验应力-应变曲线。
由图10(d)可知，同一龄期下掺入不同比例生石灰试件的应力-应变曲线划分为4个阶段:① 第 1 阶段为未破坏阶段，即弹性阶段。在养护第3天时，掺入生石灰的F组与G组试件增长趋势明显快于未掺入生石灰的A组试件;在养护第7天时，掺入生石灰的G组试件增长趋势小于未掺入生石灰的A组试件，但F组试件增长趋势最为明显，表明过多掺入生石灰会影响试件强度的增长幅度，影响试件最终强度;在养护第28天时，掺入生石灰的F组与G组试件强度增长趋势相似，弹性区域面积大于未掺入生石灰的A组试件，未破坏阶段明显延长，材料的承载能力增强，未掺入生石灰的试件强度低、增长缓慢缺点明显。② 第 2 阶段为细微裂隙阶段，即屈服阶段，随着应力增大，试件内部裂纹开始扩展，应力-应变曲线斜率变小，掺入生石灰的材料应变量大于未掺入生石灰的试件。③ 第3阶段为裂隙扩展阶段，试件表面细微裂隙变大，裂缝增多。掺入生石灰的F组与G组试件，在不同龄期下随着应力下降，应变增量大于未掺入生石灰的A组，表明生石灰的掺入延缓了试件的卸载速率，试件破坏的同时，仍能保持一定强度。④ 第4阶段为破坏阶段，试件表面裂纹逐渐贯通，裂缝密集，最终试件完全破坏。
图10 材料应力-应变曲线
Fig.10 Material stress-strain curve
综合分析，在生石灰掺量为10%时，材料的性能表现较优，掺入生石灰的材料破坏裂隙的大小及数目少于未掺入生石灰的普通材料。掺入生石灰的试件弹性区域增大，材料的未破坏阶段延长，表明掺入生石灰材料，浆液水化反应增加，凝固时间缩短，材料早期强度得到提升，材料的破坏程度减小。将优化材料浇筑巷道反拱结构，提高巷道反底拱结构力学性能。随着反底拱材料强度增加，巷道底板抗变形能力将逐步增强。
4 微观结构分析
浇筑材料试件的破坏与材料自身微观结构和化学组成密切相关，试件的宏观力学性能，实质是由微观结构强度叠加形成[26-27]。利用扫描电子显微镜对试件破坏碎片进行电镜扫描实验，以期获得在养护龄期为3，7，28 d时，不同配制比例的A组、F组和G组试件微观扫描图像(图11)。最后，选取图像清晰、断面结构特征比较明显图像进行分析。
图11 材料破坏微观力学分析
Fig.11 Micro-mechanical analysis chart of material failure
如图12所示，在水化初期 3 d龄期时，材料早期孔隙较多，表面有大量饼状或片状的Ca(OH)2晶体，周围分布有网状、簇状的C-S-H凝胶包裹。不同生石灰掺量材料试样呈现出不同微观结构，在没有掺入生石灰的A组试件表现出明显的多孔隙表面，片状Ca(OH)2晶体较多;掺入生石灰的F组与G组中，簇状的C-S-H凝胶使得表面更加致密，且表面孔隙较小，原因在于早期生石灰的掺入能够在一定程度上加快水泥水化反应，材料表面的孔隙逐渐被密集的簇状和网络状的C-S-H凝胶包裹，孔隙逐渐被水化产物填充，浆体表面孔隙随着时间推移而减少，整体形貌结构变得密实。生石灰材料的掺入在促进早期水泥水化反应的同时，使得浆体结构致密，可以有效提高浇筑材料的早期强度。
分析图13可知，在养护 7 d时，试件表面与3 d龄期相比密实度提高，C-S-H凝胶成块状密集分布。在未掺入生石灰的A组中，随着时间推移Ca(OH)2晶体逐渐被C-S-H凝胶侵蚀，簇状的C-S-H凝胶相互胶结，形成致密表面;在掺入生石灰的F组中，开始出现较为粗大的针棒状AFt晶体与不同形态的Ca(OH)2晶体嵌入到C-S-H凝胶中，C-S-H凝胶成块状分布，表面更加密实;在掺入生石灰的G组中，片状的Ca(OH)2晶体与针状的钙矾石晶体相互交错，形成疏松骨架网状结构，整体材料内部网状结构生成量过多，导致内部毛细孔隙较多，表面整体不密实，材料的抗压强度降低。
分析图14可知，在养护 28 d时，在未掺入生石灰的A组中，浆体中的Ca(OH)2,AFt和孔隙数量明显减少，块状的C-S-H凝胶分布于表面，表面整体平整;在掺入生石灰的F组中，Ca(OH)2 晶体、AFt晶体已经被C-S-H凝胶完全包裹，C-S-H凝胶出现明显的大块结构，有利于材料强度的提升;在掺入生石灰的G组中，生石灰的掺入使得材料中的针状晶体的AFt未被完全侵蚀，块状的C-S-H凝胶表面及内部孔隙中存在稀疏的AFt晶体，表面整体较为坑洼，整体结构不密实，影响材料抗压强度。
图12 3 d龄期时试件 SEM 图
Fig.12 SEM image of samples at 3 days
图13 7 d龄期时试件 SEM 图
Fig.13 SEM image of samples at 7 days
图14 28 d龄期时试件 SEM 图
Fig.14 SEM image of samples at 28 days
综合分析知，掺入生石灰的试件与未掺入生石试件结构存在明显差异。生石灰的掺入能够有效改善浇筑材料密实度，宏观上表现出试件的力学性能提升。掺入10%的生石灰材料微观表面形貌平整，结构密实，是实验浇筑材料最佳掺入比例。
5 工程实践
5.1 巷道底臌控制优化方案
在原锚杆支护方案基础上采用优化后的反底拱浇筑材料对13803工作面轨道巷进行支护。
巷道支护方案如图15所示，顶板锚杆为φ20 mm×2 800 mm高强锚杆，间排距为700 mm×800 mm;锚索采用φ17.8 mm×7 000 mm高强锚索，间排距为1 400 mm×1 600 mm;巷道一次支护完成后进行顶帮喷浆封闭，其厚度为30 mm。在完成顶帮的锚注加固后，底板首先向下卧底300 mm。人工起底至设计断面处，进行初喷，初喷厚度为100 mm，初喷后按照700 mm×800 mm的间排距施工φ20 mm×2 800 mm高强锚杆，并在巷道底层铺设纵向钢梯，然后再将反底拱钢筋结构横向铺设，并进行预紧锚杆。最后浇筑优化后的反底拱材料，浇筑材料厚度为200 mm，在距离底板水平面50 mm处铺设一层钢筋网。浇筑结束后振捣表面防止出现出气孔与空隙。
底角锚杆安装俯角为36°的加固锚杆，规格为φ20 mm×2 800 mm高强锚杆。
图15 反底拱联合支护断面
Fig.15 Combined support of inverted-arch
反底拱格栅结构采用双层钢筋结构，钢筋规格为φ25 mm，横向钢筋与纵向钢筋均采用搭接方式联接，上层与下层钢筋中间并排安装两根纵向竖撑钢筋，将上下两层钢筋结构固定(图16)。
5.2 巷道底臌变形监测
以榆树井煤矿13803工作面轨道巷道为研究对象，在实验巷道布置3处测断面，断面间距为10 m，每个监测断面布置4个监测点(图17)。
图16 底板反拱钢筋格栅布置
Fig.16 Floor anti-arch reinforcing steel bar layout
图17 巷道监测点布置
Fig.17 Roadway monitoring point layout
监测工作面回采期间巷道变形过程，绘制巷道围岩移近量随时间变化曲线(图18)。结果表明:采用新方案的巷道底臌得到有效控制，在0～50 d的监测时间内，巷道底臌最大变形量为101 mm，底臌变形量远小于原支护方案的296 mm，巷道变形总量明显降低。优化后，巷道底臌平均速率为2 mm/d，远小于未优化巷道5.9 mm/d的变形速率。在观测后期，反底拱采用浇筑优化材料的底板变形速率远小于2 mm/d，底板移近速度缓慢，巷道破坏现象不明显。
图18 底板变形曲线
Fig.18 Floor deformation curve
6 结 论
(1)上海庙矿区软岩巷道初期反底拱支护结构难以有效提供支护强度，底臌严重，同时支护成本较高。
(2)实验研究表明，浇筑材料的优化方案中，材料质量配比为水泥∶砂子∶石子=1.0∶1.9∶3.8，水灰比为0.5∶1.0，减水剂为1%时，生石灰为10%时，在养护龄期内，试件最大强度为30.15 MPa，是普通C20混凝土材料强度的1.39倍;抗拉强度为1.75 MPa，是未掺入生石灰试件强度的1.41倍。利用扫描电镜(SEM)观察分析，掺入10%的生石灰试件中C-S-H凝胶分布密集，Ca(OH)2含量较少，材料密实度得到明显改善，抗压与抗拉强度都得到提升。
(3)浇筑材料在初期阶段孔隙较多，生石灰材料的掺入促进水化反应，使得材料的表面孔隙逐渐被水化产物充填，密实度得到改善。随着龄期的增长，材料内的Ca(OH)2晶体逐渐被C-S-H凝胶侵蚀，簇状的C-S-H凝胶相互胶结，材料表面变得致密。结合宏观力学数据分析，生石灰的掺入能够改善浇筑材料的微观结构，在生石灰掺量为10% 时，材料中的C-S-H凝胶分布密集，Ca(OH)2与Aft晶体含量稀少，材料密实度得到明显的改善，抗压强度得到提升。
(4)工程实践表明，榆树井矿区13803工作面轨道巷采用优化后的反底拱浇筑材料后，巷道底臌得到有效控制。在监测的50 d内，巷道最大底臌量为101 mm，第35天后巷道底臌变形量趋于稳定;与未修复的巷道底臌数据相比，巷道底臌量显著减少;同时，支护成本基本不变。
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