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底鼓是深部高应力软岩巷道常见的底板破坏形式，深部开采面临“三高一扰动”的恶劣环境使巷道底鼓机理更加复杂[1-4]，控制难度加大。煤矿通常采用挖底法治理巷道底鼓，此方法治理下的底板常会陷入“底鼓→挖底→再底鼓→再挖底”的恶性循环，严重影响矿井通风、行人、运输，增加巷道返修次数。底板爆破作为一种应力转移技术，是高应力软岩巷道底鼓治理的有利尝试，为巷道底鼓治理提供了借鉴。国内众多学者针对巷道底鼓机理开展了研究，成果丰硕。姜耀东等[5-6]将巷道底鼓机理分为挤压流动性底鼓、挠曲褶皱性底鼓、剪切错动性底鼓和遇水膨胀性底鼓4类；康红普等[7]分析了巷道底鼓的全过程，认为底板岩层的压曲、扩容及膨胀是巷道发生底鼓的主要原因；何满潮等[8-9]对高应力软岩巷道变形机制进行研究，认为围岩强度低和膨胀性强是高应力软岩巷道变形破坏的主要原因；孙利辉等[10]认为底板岩性、高地应力、支护结构不合理是导致严重底鼓的原因；王正胜等[11]认为软弱、无支护和应力集中是泥质底板巷道严重底鼓的根本原因；孙广京等[12]认为围岩特性、高水平地应力、相邻工作面采空区侧向支承压力及底板未采取加固措施是造成高应力厚煤层巷道底鼓的主要因素。在底鼓治理技术方面，李学华等[13]提出了底板掘巷+底角松动爆破的应力转移技术；孙利辉等[14]提出了巷道底板锚索束+浅、深孔注浆的底鼓治理方案；江军生等[15]提出了底角锚杆+底板锚杆+金属网地坪的深部高应力层状岩体巷道底鼓治理技术；杨本生等[16]基于连续“双壳”支护理论，提出了底板浅孔注浆+深部锚索束高压注浆的连续“双壳”底鼓治理技术；王晓卿等[17]基于巷道底鼓机理研究，提出了以端锚锚索束为主的底鼓控制方案；余伟健等[18]提出了锚梁+锚杆+网喷+浇筑混凝土的软岩巷道底鼓控制技术；江东海等[19]提出了混凝土反底拱+预应力锚索的非均称底鼓控制技术。众多学者对底鼓机理、底鼓原因及底鼓控制技术展开了深入研究，有效地解决了不同地质条件下的底鼓问题；但是，大多数研究集中在加固法，很少采用卸压法控制底鼓，然而，底板爆破卸压作为一种卸压法，其应力转移作用是深部构造应力软岩巷道底鼓控制的一种有效方法。目前，对于深部构造应力富水软岩巷道强烈底鼓治理的研究较少，这类巷道处于水平构造应力场中，且底板围岩不断遭受底板水侵蚀，在底板水、原岩应力作用下，巷道底鼓十分严重。为解决深部构造应力富水软岩巷道强烈底鼓问题，以平煤某矿-950 m水平回风大巷为工程背景，在分析巷道底鼓机理的基础上，提出底板爆破卸压的底鼓治理方案，并结合现场实际情况，采取注浆加固法对底板加强控制，从而联合控制深部构造应力富水软岩巷道强烈底鼓问题。
平煤某矿-950 m水平回风大巷位于三水平下延，距李口逆断层较近，大巷标高-950～-1 050 m，总长约2 000 m，倾角为10°，整体东高西低，存在穿层布置，大巷平面布置如图1所示。巷道主要布置在泥质砂岩和细砂岩中，顶板主要为中、细砂岩，岩层裂隙发育；底板主要为泥质砂岩、砂泥岩，岩层松软，裂隙较发育，巷道顶底板岩层如图2所示。
图1 -950水平回风大巷平面布置
Fig.1 Layout plan of -950 horizontal return air roadway
图2 巷道顶底板岩层柱状
Fig.2 Histogram of roof and floor strata of roadway
-950 m水平回风大巷断面为直墙半圆拱，净断面面积为25.24 m2，宽×高=6 000 mm×4 850 mm。巷道掘进后，采用锚网索喷+锚索+壁后注浆的联合支护形式。巷帮及拱内采用ø22 mm×3 000 mm的KMG22-600型高强树脂锚杆，间排距为700 mm×700 mm；同时，在锚杆支护的基础上，采用ø21.6 mm×8 000 mm的预应力锚索加大围岩控制范围，锚索间排距为1 400 mm×1 400 mm，锚索沿巷道中线对称布置；巷道表面挂设金属网，全断面喷射150 mm的混凝土；最后，在锚杆索支护后，在巷帮布置注浆孔(浅孔、深孔)进行注浆加固，注浆孔间排距为1 500 mm×1 500 mm，注浆孔深度分别为1.5 m和2.5 m，浅孔注浆压力为1.5～2.0 MPa，深孔注浆压力为2.5～3.0 MPa。巷道底板未采取支护措施，底板处于敞开无支护状态。
巷道掘进后，底板在几个月的时间内出现不同程度的底鼓，最大底鼓量达到1 500 mm，平均底鼓量达到500～600 mm。巷道底鼓状况如图3所示，呈现出中间高、两帮低的底鼓特征，并且巷道中心线出现较大裂缝和凸起，帮角相对下沉，严重影响巷道通风、运输、行人。
图3 巷道底鼓变形
Fig.3 Deformation of roadway floor heave
巷道底鼓机理主要分为：挤压流动性底鼓、挠曲褶皱性底鼓、剪切错动性底鼓和遇水膨胀性底鼓4类[6-7,20]，其底鼓程度受多种因素影响，但主要影响因素为底板岩性、水理作用、采动影响、围岩应力、支护强度、时间效应等，在这些因素的影响下，围岩承载能力下降，从而产生底鼓变形。针对-950 m水平回风大巷的实际情况，对导致该巷道严重底鼓的影响因素进行了现场调研与室内试验分析。
2.1.1 巷道原岩应力
-950 m水平回风大巷平均埋深达到1 000 m，围岩应力高。采用空心包体应力解除法对该巷道进行了地应力测量，测点埋深1 035 m，方位角269°，仰角22°，岩性为细砂岩。如图4所示，采用300型地质钻机(ø130 mm)在巷帮打设钻孔，钻孔深度1 510 mm，在钻孔底部施工一个孔径为36 mm、深度为400 mm的小孔，在小孔内安设空心包体，24 h后，采用同心取心钻头缓慢钻取岩心，并通过应变仪采集数据。通过专业软件对采集的数据进行处理，得到原岩应力的大小和方向，其中最大水平主应力σ1为39.08 MPa，方位角为293.5°，倾角为8.6°；最小水平应力σ3为12.83 MPa，方位角为203.1°，倾角为2.6°；中间应力σ2为27.25 MPa，方位角为96.4°，倾角81.0°。测点处垂直应力σv为25.73 MPa，侧压系数(σ1/σv)为1.52，且最大主应力与最小主应力相差22.8 MPa，表现出明显的方向性，其中最大、最小水平应力与大巷长轴的关系如图5所示。地应力测试结果表明该巷道处于以水平应力为主的构造应力场中，整体处于高应力区，在长期高应力作用
图4 地应力现场测量流程
Fig.4 In situ stress measurement
图5 应力平面
Fig.5 Plan of stress distribution
下，巷道围岩会表现出工程软岩的特点，从而导致围岩承载能力降低，加剧巷道底鼓程度。
2.1.2 巷道围岩结构
采用钻孔窥视仪对-950水平回风大巷围岩的内部结构进行观测，发现巷道底板下方0～2 m围岩破碎严重，孔壁凹凸不平，窥孔过程中孔壁有碎屑塌落孔内，且2 m范围以下存在底板水；巷道帮孔、顶板孔的孔口附近孔壁破碎严重，孔内裂隙发育，存在大量环向、径向裂隙，靠近孔底附近围岩完整性好，裂隙较少。此外，采用钻孔取心的方法对巷道围岩进行取样，观察围岩完整性，岩石质量指标RQD为20%～40%，属于Ⅲ～Ⅳ类较破碎的岩体，巷道围岩结构观察结果见表1，根据巷道钻孔窥视和取样结果对围岩结构进行了预测，如图6所示。
图6 巷道围岩结构
Fig.6 Surrounding rock structure of roadway
表1 巷道围岩结构观察结果
Table 1 Observation results of surrounding rock structure of roadway
巷道距孔口距离/m观测结果-950 m水平回风大巷0～0.3围岩破碎0.3～2.3围岩破碎、节理裂隙发育2.3～7.0环形裂隙发育7.0～18.5围岩结构完整,少量裂隙18.5～20.0围岩结构较完整
如图6所示，巷道围岩在“三高一扰动”的影响下，岩层内部裂隙十分发育，岩体破碎严重，围岩松动范围为0～2.3 m。根据巷道围岩松动圈理论可知，该巷道周围岩层属于Ⅴ类不稳定围岩(软岩)，巷道围岩稳定性较差，围岩自身承载能力较差。
采用中国矿业大学煤炭资源与安全开采国家重点实验室的SANS实验机对该巷道的泥质砂岩的力学性能进行测试，从而分析底板围岩的承载能力，试验结果见表2。
表2 泥质砂岩力学性能
Table 2 Mechanical properties of argillaceous sandstone
编号单轴抗压强度/MPa弹性模量/GPa泊松比A127.553.640.325A246.043.370.350A329.393.210.316A433.123.520.332A535.233.430.337均值34.273.430.332
巷道泥质砂岩岩样平均单轴抗压强度为34.27 MPa，然而在扰动、水理作用、构造应力场作用下，底板岩体实际强度比实验室测试结果更低，据强度折减理论，底板围岩实际力学强度采用4～6倍折减系数进行计算，则底板岩石实际单轴抗压强度为5.71～8.57 MPa。
巷道掘进后，围岩受力状态从三向受力状态转变为二向应力状态，巷道围岩应力状态重新分布，在巷帮及底板产生应力集中，而底板围岩自身承载能力较差，因此加剧底鼓变形破坏。
2.1.3 底板围岩矿物成分
现场取底板岩样进行化学成分及微观结构分析，底板岩样的X射线衍射定性分析图谱如图7所示。
图7 X射线衍射定性分析图谱
Fig.7 Qualitative analysis pattern of X-ray diffraction
由底板岩样的XRD分析结果可知，底板岩样的主体成分为高岭石、石英，存在少量的云母、菱铁矿和方解石，其中高岭石总成分含量达到50%～70%。
由底板岩样的微观分析可知(图8)，晶粒大多表现为高岭石晶粒特征，片状高岭石混合单晶系高岭石密集排列，晶粒间孔隙发育、边界清晰，从而使底板围岩胶结性差。相关研究表明[10,21]，高岭石遇水后发生物理化学反应，产生层间膨胀与粒间膨胀，造成围岩内部结构改变，产生较大空隙和裂隙，宏观上膨胀产生较大的膨胀压力，并且在高围岩应力作用下，加剧巷道变形破坏。
图8 底板岩样微观结构
Fig.8 Microstructure of floor rock sample
巷道底板结构钻孔窥视过程中发现底板下存在地下水，并且底板泥质砂岩以亲水性黏土矿物高岭石为主，遇水极易膨胀变形，从而造成底板围岩破碎。因此，通过底板砂质泥岩崩解试验研究底板水的作用机理，分析底板水对底板岩层稳定性的影响。图9展示了底板岩样在24 h内的变化全过程，在水作用10 min后，岩样表面出现大量裂隙；30 min后，岩样表面裂隙发育贯通，边角逐渐崩解为小块，部分岩样表面不再完整；6.5 h后，岩样崩解成小块，体积膨胀，边角大面积崩落；24 h后，岩样完全崩解。底板岩样的崩解试验揭示了底板水对底板岩层的作用机理，呈现了巷道底板围岩在水理作用下不断膨胀破碎过程，进而导致底板严重底鼓变形。
图9 岩石崩解试验
Fig.9 Rock disintegration experiment
2.1.5 支护强度
巷道支护形式如图10所示，支护设计仅对帮顶进行围岩控制，底板处于敞开无支护状态，成为应力释放的缺口，而且底板自身承载能力较差，因此导致底板产生严重底鼓变形。
图10 巷道支护
Fig.10 Roadway support drawing
现场测试及室内试验的结果表明：-950水平回风大巷埋深较大，且处于典型的构造应力场中，水平应力和垂直应力均较大，垂直应力通过巷帮底板围岩上，底板围岩受到水平应力和垂直应力的挤压作用，而且以高岭石为主的底板围岩在水理作用下发生膨胀、软化、崩解，承载能力降低，结构松散，另外，底板处于敞开无支护状态，从而使底板成为应力释放的缺口，产生严重底鼓变形，如图11所示。
图11 巷道开挖后底鼓及受力示意
Fig.11 Floor heave and stress diagram after roadway excavation
巷道掘进后，在水平构造应力及水理作用下，底板呈现出典型的挤压流动性底鼓和遇水膨胀性底鼓，因此，其治理需要考虑底板卸压及底板水治理。
通过第2节对巷道底鼓机理的分析可知，-950水平回风大巷属于深部构造应力富水软岩巷道，其底鼓治理需要考虑释放其底板岩层积聚的能量，切断或削弱底板应力传递能力，使底板下方的高应力转移到更深处，因此，选取底板爆破卸压技术进行巷道底鼓治理。
底板爆破卸压技术是通过爆破使局部围岩弱化从而实现应力转移的一种技术，是高应力软岩巷道底鼓控制的一种常用方法。通过合理地布置爆破孔和装药量，能够在不影响浅部围岩稳定的情况下，主动释放底板岩层中积聚的能量，使底板内部应力峰值转移至巷道围岩深部岩体中，底板爆破应力转移原理如图12所示。
图12 爆破卸压原理
Fig.12 Principle of blasting pressure relief
底板爆破后，积聚在巷道底板的能量得以释放，并在巷道帮角下方的岩体中形成爆破空腔、压缩区、裂隙区以及弹性震动区，如图13所示，其中压碎区、裂隙区起到缓冲和垫层作用，延缓底鼓产生，有效减轻巷道底板围岩变形程度。其爆破产生的能量使底板围岩松动弱化，将底板下方的高应力转移到底板围岩更深处；同时，爆破产生的裂隙区和压碎区能够阻断或削弱底板应力传递能力，吸收巷道底板变形；另外，爆破形成的塑性区还可以阻隔上覆岩层的高应力向底板岩层的连续传递。
图13 松动爆破作用
Fig.13 Loose blasting effect
底板爆破卸压技术的底鼓控制效果不仅取决于底板水平应力的大小和方向，而且与爆破孔垂直深度、炮孔间排距、装药量等相关参数密切相关。
1)炮孔垂直深度。根据地应力测试结果可知，-950水平回风巷道地应力较高，深孔爆破需要将底板的高水平应力转移到更深部的稳定围岩。底板应力峰值深度Hmax通过底板塑性区半径减去1/2的巷道高度来计算，计算公式如下：
(1)
式中：Rh为巷道半径，m；Py为原岩应力，MPa；k1为采动影响系数，取2；C为黏聚力，MPa；φ为岩石内摩擦角，(°)；Pz为支护强度，MPa；Hh为巷道高度，m。
2)炮孔装药量。在底板松动爆破中，合理装药量既可产生较大裂隙区，又不破坏自由面的完整性；同时，不破坏巷道围岩稳定性，又有效地实现围岩应力转移。底板装药量Q计算公式如下：
(2)
式中：Q为装药量，kg；K为炮孔装药系数；H为炮孔深度，m；r为药卷直径，mm；ρ0为炸药密度，取1 300 kg/m3。
3)炮孔间距。炮孔间距的布置会影响巷道底板裂隙区的衔接，从能影响应力转移效果和底板变形控制效果，因此可选取间距为裂隙区半径的2倍。
通过理论计算确定爆破卸压参数：垂深7.7 m；间距5.6 m；排距6 m；装药量1.20 kg。
选取-950 m水平回风大巷底鼓严重区段进行底板松动爆破，底板松动爆破后，虽然底板岩层积聚的能量得以释放及应力峰值向巷道底板更深处转移，但底板岩层的承载能力将会有一定程度的下降，而且底板围岩还不断受底板水侵蚀。因此，有必要对底板上层围岩进行注浆加固，改善软弱围岩力学性能，提高围岩承载能力，阻止底板水侵入围岩内部，实现围岩长久稳定。
在底板爆破后，对底板进行浅孔注浆，底板松动爆破+注浆加固的底鼓联合控制方案的施工工序如图14所示。
图14 底板松动爆破+注浆加固施工工序
Fig.14 Construction procedure of floor loosening blasting and grouting reinforcement
1)爆破施工。为减小爆破对巷道底板岩体扰动，将爆破孔布置在据底角200 mm处，外扎角约为40°，炮孔长度约为13 m，炮孔布置如图15所示，炮眼间排距为6 000 mm×5 600 mm，装药量1.2 kg，每孔装药6卷，药卷放置在ø50 mm的PVC管送至孔底。起爆方式采用正向起爆，即爆轰波向下传播，同时要注意炮孔堵塞长度的确定，防止爆轰气体冲出爆孔，底板爆破所用材料参数见表3。
图15 底板爆破孔布置
Fig.15 Layout of blasting holes in floor
表3 底板炮孔材料规格
Table 3 Material specification of bottom plate blasthole
材料规格单孔用量备注药卷ø35 mm×200 mm,200 g6 卷矿用三级乳化炸药PVC管ø50 mm13 m底部3 m装药
放炮器型号MBF-200，发爆能力：200发，负载电阻≤1 220 Ω，峰值电压≥2 800 V。串联爆破网络全电阻计算公式：
Rz=Rm+Rg+RlgM
(3)
式中：Rz、Rm、Rg、Rlg分别为总电阻、母线电阻、连接线电阻，雷管电阻，Rm=4 Ω，Rg=2Ω，Rlg=31.2 Ω；M为雷管数量，16发。
根据公式计算得：Rz=505.2 Ω<1 220 Ω。
瞬间电流I=2 800/505.2=5.54 A>0.7 A，符合单发电雷管最小发火电流要求。炮孔装药结构如图16所示。
图16 炮孔装药结构
Fig.16 Charge structure of blast hole
2)注浆。注浆采用425号普通硅酸盐水泥、混合高效凝固剂、水玻璃作为主要注浆材料，采用ø15mm×2 000 mm镀锌钢管进行注浆，注浆孔深3 m，注浆终压2 MPa，注浆孔间排距：1 500 mm×1 500 mm，孔径ø32 mm。
巷道底板注浆加固注浆孔布置如图17所示。
图17 底板注浆孔布置
Fig.17 Layout of grouting holes in bottom plate
-950水平回风大巷底鼓严重段卸压加固后，采用十字布点法对卸压加固段的巷道进行10个月的底板变形位移观测，每隔15 d收集1次数据，其底板位移变形情况如图18所示。图18中，1、2号测点为爆破注浆段底板位移监测点，3号测点为未修复段底板位移监测点；底板爆破+注浆修复加固后，底板变形较未修复段减少了36.7%～49%，试验观测期间，巷道帮角、底板未发生明显变形破坏；因此，底板松动爆破+注浆加固的底板支护方案具有一定的底鼓控制效果，能够有效地减缓巷道底鼓变形速度。
图18 巷道底板位移变化
Fig.18 Displacement variation of roadway floor
1)-950 m水平回风大巷底鼓现象与围岩结构、矿物成分、水理作用、支护强度、原岩应力有关，原岩应力、水理作用是导致巷道底板严重底鼓的主要原因。
2)针对深部构造应力富水软岩巷道强烈底鼓问题，提出了底板松动爆破卸压和注浆强化围岩自身承载能力的联合控制方法。
3)工业试验结果表明，采用底板松动爆破+注浆加固的联合支护方案后，巷道底板围岩处于稳定状态，巷道在300 d内最大底鼓量为310 mm，较无支护状态底鼓变形量减少了36.7% ～ 49.0%，该联合支护方案有效控制了深部构造应力富水软岩巷道强烈底鼓问题。
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