極弱膠結地層煤巷支護體系與監控分析

孟慶彬，韓立軍，浦　海，喬衛國，梅鳳清，周　星，李　浩

(1.中國礦業大學 深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室，江蘇 徐州　221116；2.山東省土木工程防災減災重點實驗室(山東科技大學)，山東 青島　266590)

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極弱膠結地層煤巷支護體系與監控分析

孟慶彬1,2，韓立軍1，浦海1，喬衛國2，梅鳳清1，周星1，李浩1

(1.中國礦業大學 深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室，江蘇 徐州221116；2.山東省土木工程防災減災重點實驗室(山東科技大學)，山東 青島266590)

摘要:針對極弱膠結地層煤巷圍巖自穩能力差、自穩時間短、圍巖變形劇烈等特征，采用FLAC3D深入揭示了矩形、切圓拱形與直墻拱形等3種斷面形狀煤巷開挖后圍巖位移、塑性區及應力分布規律，確定了極弱膠結地層煤巷合理斷面形狀；結合國內外煤巷支護理論與技術，提出了極弱膠結地層煤巷“雙層錨固平衡拱結構”，基于煤層厚度與巷道埋深，分類提出了極弱膠結地層煤巷支護技術方案，模擬驗證了支護方案的合理性與可行性；基于圍巖變形與支護結構受力實時監測及分析，動態掌握了極弱膠結地層煤巷圍巖變形與支護結構受力狀態，評價了支護效果與驗證了支護方案的可行性。監測結果表明，切圓拱形斷面煤巷成型較好、受力均勻，有利于巷道圍巖的整體穩定，提高了煤巷開挖后的自穩與承載能力；錨網索聯合支護技術方案有效地控制了極弱膠結地層煤巷圍巖大變形與破壞，保證了巷道圍巖與支護結構的長期穩定及安全。

關鍵詞:極弱膠結地層;煤巷;斷面優化;支護體系;監控量測

隨著我國中東部淺部煤炭資源趨于枯竭，礦井建設逐步向煤炭資源豐富的西部地區發展，包括內蒙古在內的西部地區廣泛分布著極弱膠結軟巖地層[1-3]，該類特殊軟巖分布在侏羅系、白堊系地層中，成巖時間較晚、膠結程度差，由于西部地區特殊的成巖沉積環境，使得極弱膠結軟巖的物理力學性質介于軟巖、硬土之間，是一類特殊軟巖，該軟巖具有膠結性差，強度低，易風化，遇水泥化、軟化、崩解等特性[1-3]；極弱膠結地層巷道圍巖自穩能力差，自穩時間短，圍巖變形劇烈，圍巖控制難，巷道多次翻修后仍不能保持穩定。在極弱膠結地層巷道施工過程中易發生冒頂事故，影響了礦井掘進速度與安全生產，嚴重制約著我國西部礦井建設與煤炭資源向西部開發的進度及開采深度。

煤巷一般采用矩形斷面，在這類特殊地層中矩形斷面成型困難，需采用型鋼支架進行維護，且翻修頻繁。雖然我國許多專家學者針對煤巷斷面形狀的選擇[4-7]及支護難題[8-14]進行了一定的理論探索和工程實踐，解決了一些工程難題；但是，總的來說，目前對極弱膠結地層煤巷支護理論與技術相關研究較少，基本處于探索階段。本文以蒙東五間房礦區西一礦煤巷支護工程為研究背景，進行極弱膠結地層煤巷斷面優化研究，討論煤巷合理斷面形狀；結合國內外煤巷支護理論與技術，探討極弱膠結地層煤巷合理的支護技術。工程實踐證明[15-19]，通過現場監測可獲得復雜工程地質條件下圍巖變形與支護結構受力的變化規律。通過對極弱膠結地層煤巷圍巖變形與支護結構受力監測，可動態掌握圍巖變形與支護結構受力狀態，評價支護效果，優化支護設計，確保極弱膠結地層煤巷圍巖與支護結構的長期穩定及安全。

1極弱膠結地層煤巷支護體系

五間房煤田位于錫林郭勒盟西烏珠穆沁旗境內，西一礦井位于五間房煤田西南部。礦井設計生產能力為800萬t/a，礦井開拓方式為斜井盤區下山開拓。五間房盆地是二連盆地群中眾多含煤盆地之一，區內一般為高角度張性正斷層，斷層的延伸方向多為NE—SW方向，傾向多為NW—SE方向。鉆孔揭露的地層自下而上依次為侏羅系中下統紅旗組，上統白音高老組、白堊系下統巴彥花組，第三系上新統和第四系全新統。西一礦主要含煤地層位于白堊系巴彥花組，煤層頂底板主要為膠結程度極差的泥巖、粉沙巖、砂巖等，物理力學性能極低。煤體抗壓強度為2.9～20.1 MPa，平均值為8.77 MPa，屬軟煤～中硬煤；頂底板白堊系沉積巖抗壓強度為0.1～51.8 MPa，平均值為12.05 MPa，為軟弱巖類，力學性能極低，且存在嚴重的風化、泥化和崩解現象，遇水或風化后變為散狀物，根本沒有承載能力，極不利于圍巖穩定與控制。

采用地質雷達對西一礦煤巷進行了圍巖松動圈測試，以確定巷道圍巖松動圈的大小和分布規律，為巷道支護方案與參數設計提供依據[4]。巷道圍巖松動圈測試結果表明，極弱膠結地層煤巷頂底板巖層的強度較低，自穩能力差，開挖后圍巖松動圈范圍較大，其數值為2～2.5 m，局部可達3 m左右，屬于大松動圈。

1.1極弱膠結地層煤巷斷面優化

煤礦巷道斷面形狀大致可分為折線形和曲線形等兩大類，針對極弱膠結地層煤巷圍巖自穩能力差、自穩時間短、圍巖變形劇烈等特征，為提高煤巷開挖后圍巖的自穩與承載能力，且保證巷道具有足夠大的使用空間，以及采用錨網索支護能在巷道拱頂形成有效地組合拱結構，擬將極弱膠結地層煤巷斷面形狀由矩形斷面改為切圓拱形斷面。為了驗證極弱膠結地層煤巷切圓拱斷面選擇的合理性與可行性，采用FLAC3D深入揭示了矩形、切圓拱形與直墻拱形等3種斷面形狀煤巷開挖后圍巖位移、塑性區及應力分布規律。

本模型限制底部及側向位移，在上表面施加自重應力，模擬上覆巖層自重(取巷道埋深為250 m，側壓系數為1.2)；建立模型幾何尺寸長×寬×高=60 m×60 m×60 m，煤體和頂底板巖石參數取值詳見表1；巷道幾何尺寸：矩形斷面為5 200 mm×3 500 mm，切圓拱形斷面、直墻拱形斷面為5 200 mm×3 700 mm。不同斷面形狀煤巷圍巖位移曲線如圖1所示，不同斷面形狀巷道圍巖塑性區與應力分布如圖2所示；為直觀反映不同斷面形狀煤巷圍巖位移、塑性區最大深度與集中應力數值，將數值計算結果置于表2中。

表1　煤層頂底板物理力學參數

圖1　不同斷面形狀煤巷圍巖位移曲線Fig.1　Surrounding rock displacement curves in different section shapes extraction roadway

由圖1～2與表1分析可知，不同斷面形狀煤巷圍巖變形呈現出“底板底臌量大于頂板下沉量大于幫部內擠量”的規律，且隨著距巷道表面距離的增大，位移逐漸減小。直墻拱形斷面煤巷頂板、底板及幫部的最大位移量最小，切圓拱形斷面次之，矩形斷面最大；直墻拱形斷面與矩形斷面相比，頂板、底板及幫部的最大位移減小量依次為30.4，30.68，9.22 mm，減小幅度依次為22.62%，17.49%，8.89%；切圓拱形斷面與矩形斷面相比，頂板、底板及幫部的最大位移減小量依次為20.78，26.58，1.26 mm，減小幅度依次為15.46%，15.15%，1.22%，即切圓拱形斷面與直墻拱形斷面相比，圍巖位移減小量與減小幅度相差不大。直墻拱形斷面與矩形斷面相比，應力集中數值減小量依次為2.13 MPa，減小幅度依次為15.86%；切圓拱形斷面與矩形斷面相比，應力集中數值減小量依次為3.7 MPa，減小幅度依次為27.55%，即切圓拱形斷面整體受力較為均勻、合理，避免在巷道底角、頂角處局部應力高度集中而破壞，進而引起巷道整體失穩破壞。矩形斷面、直墻拱形斷面、切圓拱形斷面煤巷使用面積依次為18.2，16.33，16.77 m2，即切圓拱形斷面煤巷使用面積比直墻拱形斷面大一些。總體而言，切圓拱形斷面煤巷斷面利用率高，整體受力較為均勻、合理，巷道圍巖位移數值小、塑性區分布均勻、應力集中程度較小，為了提高巷道開挖后圍巖的自穩能力和保證巷道具有足夠的使用空間，將煤巷斷面形狀由矩形斷面改為切圓拱形斷面是可行合理的。

圖2　不同斷面形狀煤巷圍巖塑性區與應力分布Fig.2　Surrounding rock plastic zone and stress distribution in different section shapes extraction roadway

斷面形狀圍巖位移/mm頂板下沉量底板底臌量幫部內擠量圍巖塑性區最大深度值/m頂板塑性區底板塑性區幫部塑性區應力集中位置集中應力數值/MPa巷道使用面積/m2矩形134.38175.45103.754.413.782.16底角、頂角13.4318.20直墻拱形103.98144.7794.532.162.802.16煤幫11.3016.33切圓拱形113.60148.87102.492.563.002.16煤幫9.7316.77

1.2極弱膠結地層煤巷雙層錨固平衡拱結構

目前，西一礦極弱膠結地層煤巷主要采用錨網索聯合支護方案，針對極弱膠結地層巷道與工程特征，提出了“雙層錨固平衡拱結構”，即在進行煤巷掘進時，適當擴大掘進斷面，頂部和幫部各預留一定的變形量，以允許巷道圍巖產生一定的變形，從而使圍巖中的高應力得到釋放，有利于降低圍巖應力集中程度，并使圍巖中的高應力向更深部圍巖轉移，有利于圍巖穩定；將煤巷由矩形斷面改為切圓拱斷面，可提高煤巷開挖后圍巖的自穩能力和保證巷道具有足夠的使用空間，以及采用錨桿支護能在巷道拱頂形成有效地組合拱結構；在巷道頂板與幫部進行錨索加強支護，可在深部穩定煤層內形成深部承載拱，并通過錨桿與錨索在剛度、強度上的耦合，進而將錨桿淺部組合拱(內層錨固結構)與錨索深部承載拱(外層錨固結構)有效地組合在一起形成雙層錨固平衡拱結構，其示意圖如圖3所示。

在分析煤巷雙層錨固平衡拱幾何特征的基礎上，采用彈塑性理論研究了雙層錨固拱結構的形成條件和結構承載力的影響因素，推導出了雙層錨固平衡拱結構的承載力與其厚度的計算公式等，確定了形成錨桿間排距的變化可以改變錨桿支護應力場的分布特征，錨桿間排距過大則不能形成連續的壓應力區。取錨桿間排距為0.5，0.6，0.7，0.8，1.0，1.2 m等6種數值，不同錨桿間排距對錨固效應的影響如圖4所示。

由圖4分析可知，當錨桿間排距為 0.5～0.8 m時，隨著間排距的減小，內外層錨固結構的疊加效應逐漸增強，雙層錨固平衡拱結構的厚度也不斷增加；當錨桿間排距為1.0～1.2 m時，內外層錨固結構的疊加效應不明顯，且雙層錨固平衡拱結構的厚度也明顯減小，幫部錨桿形成的壓應力區沒有疊加。當間排距大于1.0 m時，錨桿支護應力場未能在幫部形成壓應力疊加區，頂板難以形成內層錨固拱結構，不利于雙層錨固平衡拱結構的形成。

圖3　雙層錨固平衡拱結構示意Fig.3　Structural figure of double balance arch

“雙層錨固平衡拱結構”的合理參數，并采用FALC3D研究了雙層組合拱結構的形成機制[20]。本文簡要說明錨桿間排距、錨索數量、預應力等參數對雙層組合拱結構形成機制的影響規律。

1.2.1錨桿間排距的影響

圖4　錨桿間排距對錨固效應的影響Fig.4　Anchorage effect of bolt spacing and row distance

研究表明[20]，錨桿的徑向應力在錨桿錨固范圍內處于受壓狀態，隨著錨桿間排距的增大，徑向應力極大值逐漸減小，其數值依次為-52.48，-45.44 ，-40.37，-37.15，-33.49，-31.89 kPa。切向應力在距圍巖一定范圍內處于受拉狀態，隨著距巷道表面距離的增大，切向應力逐漸由受拉狀態轉向受壓狀態。隨著錨桿間排距的增大，圍巖中徑向應力受拉區的范圍隨之增大，徑向應力受拉區的范圍依次為0.65，0.77，0.81，0.99，1.11，1.27 m。因此，隨著錨桿間排距的增大，不利于煤巷圍巖中壓應力區的形成與疊加，且難以將圍巖中的拉應力區抵消，不利于圍巖的穩定。

1.2.2錨索布置方式的影響

巷道頂板錨索按3，4，5，6根布置，不同錨索布置方式對錨固效應的影響如圖5所示。

圖5　錨索布置方式對錨固效應的影響Fig.5　Anchorage effect of cable arrangement mode

由圖5分析可知，增加錨索的數量對錨固效應影響比較明顯，當巷道斷面布置3根錨索時，錨索在巷道頂板未形成較大范圍的外層錨固拱結構，很難與錨桿預應力場相互疊加。當頂板布置5，6根錨索時，由于支護密度增大，錨桿與錨索形成的預應力場相互疊加，形成了雙層錨固平衡拱結構。因此，在保證錨索間距合理的情況下，采用密集型錨索布置有利于外層錨固拱的形成，可增強與錨桿內層錨固拱形成壓應力區的疊加效應。

1.2.3預應力耦合效應分析

錨桿與錨索預應力耦合效應分析[20]，當錨桿預應力過大、錨索預應力較小時，如圖6(a)所示，在巷道周邊錨桿錨固范圍內形成了均勻、層狀壓縮層，即內層錨固結構；因錨索預應力較小，在巷道頂板處未形成較大范圍的外層錨固拱結構，很難與錨桿預應力場相互疊加。當錨索預應力過大、錨桿預應力較小時，如圖6(c)所示，錨索在巷道頂部形成了范圍足夠大的外層錨固結構，但由于錨桿沒有能夠發揮預應力支護作用，造成應力場未能相互疊加。當錨桿、錨索預應力耦合時，如圖6(b)所示，錨桿與錨索作用形成的內外層錨固結構在巷道頂板處相互疊加，形成雙層錨固平衡拱結構。分析可知，當錨索預應力數值為錨桿預應力的2～3倍時，錨桿與錨索可產生耦合支護效應，在巷道頂板形成雙層錨固平衡拱結構，可有效地控制頂板離層與下沉，保證頂板穩定及安全。

圖6　錨桿與錨索預應力耦合效應Fig.6　Coupling effect of prestress of bolt and anchor cable

1.3極弱膠結地層煤巷支護方案優化

針對極弱膠結地層煤巷圍巖自穩能力差、自穩時間短、圍巖變形劇烈等特征，結合國內外煤巷支護理論與技術，基于煤層厚度與巷道埋深，分類提出了極弱膠結地層煤巷支護技術方案，如圖7所示：當煤層厚度小于10 m時，采用直墻切圓拱形斷面；由于煤層較薄，在極弱膠結軟巖中錨索的錨固力極差或不可錨固，根本無法有效地安設錨索，此時可采用錨網與型鋼支架聯合支護技術方案，以保證煤巷整體穩定與安全。當煤層厚度大于10 m時，采用直墻切圓拱形斷面；由于煤層較厚，錨索在煤層中可錨，且錨固力可靠，可采用錨網索聯合支護技術方案，充分發揮錨桿、錨索的主動支護作用，可有效地控制煤巷圍巖的變形與破壞。理論分析與數值計算結果表明，隨著煤巷埋深不斷增大，圍巖變形與塑性區損傷范圍也越來越大；可對不同埋深段的巷道采取相應的加強支護措施，保證煤巷圍巖的整體穩定與安全。通過對煤巷圍巖變形、頂板離層、錨桿與錨索受力監測數據的反饋，及時修改、優化支護方案，以保證極弱膠結地層煤巷圍巖與支護結構的長期穩定及安全。

錨網索聯合支護技術方案材料及參數：錨桿，規格φ20 mm×2 400 mm，間排距700 mm×700 mm，預緊力不低于50 kN；錨桿托盤，拱型高強度托盤，規格150 mm×150 mm×8 mm；金屬網，采用φ6.5 mm冷拔鐵絲編制的菱形網，網格為50 mm×50 mm；鋼筋托梁，全斷面使用，由φ14 mm的圓鋼焊接，在錨桿安裝位置各焊接兩段縱筋，縱筋間距為60 mm；錨索，規格φ17.8 mm×5 100 mm(6 000 mm)，間排距1 600 mm×2 100 mm，按3-2-3布置，預緊力不低于150 kN；錨索托盤，高強度墊板，規格300 mm×300 mm×16 mm；藥卷，錨桿采用1卷中速2360型和1卷慢速2360型樹脂藥卷錨固，錨索采用1卷中速2360、1卷慢速2360和1卷超慢2360型樹脂藥卷錨固；底板砼，底拱處厚度為300 mm，墻角處厚度為200 mm，砼強度等級為C35。

采用FLAC3D模擬研究了不同工況情況下極弱膠結地層煤巷圍巖變形與塑性區損傷演化規律，圍巖位移與塑性區數值詳見表3。分析可知，隨著支護強度的提高，煤巷圍巖位移與塑性區范圍逐漸減小。① 當煤厚t<10 m時，采用技術方案1：錨網與型鋼支架聯合支護，錨網噴支護及底板參數同本文1.3節；型鋼支架采用16號工字鋼，排距為1 400 mm；頂板下沉量從113.62 mm降低為9.54 mm，兩幫內擠量從104.35 mm降低為19.83 mm，底板底臌量從148.14 mm降低為29.5 mm；頂板塑性區范圍從1.39 m降低為0.59 m，幫部塑性區范圍從1.28 m降低為0.51 m，底板塑性區范圍從1.95 m降為0.87 m。② 當煤厚t≥10 m，埋深h≤250 m時，采用技術方案2：錨網索聯合支護，錨網索支護及底板參數同本文1.3節；頂板下沉量從113.62 mm降低為18.34 mm，幫部內擠量從104.35 mm降低為29.35 mm，底板底臌量從148.14 mm降低為37.26 mm；頂板塑性區范圍從1.39 m降低為0.67 m，幫部塑性區范圍從1.28 m降低為0.52 m，底板塑性區范圍從1.95 m降低為0.91 m。③ 當煤厚t≥10 m，250 m

圖7　極弱膠結地層煤巷分類支護技術方案Fig.7　Classification supporting technology schemes of extraction roadway with very weak cementation strata

巷道埋深與煤層厚度/m工況(支護技術方案)圍巖位移/mm頂板下沉量兩幫內擠量底板底臌量圍巖塑性區范圍/m頂板兩幫底板工況1:開挖不支護113.62104.35148.141.391.281.95煤厚t<10工況2:錨網61.8162.5985.210.980.921.46工況3:錨網+工字鋼13.8622.6378.430.620.551.25工況4:錨網+工字鋼+底板混凝土9.5419.8329.500.590.510.87工況1:開挖不支護113.62104.35148.141.391.281.95煤厚t≥10,工況2:錨網64.0868.4793.580.940.931.44埋深h≤250工況3:錨網+錨索22.3532.5487.870.70.571.25工況4:錨網+錨索+底板混凝土18.3429.3537.260.670.520.91工況1:開挖不支護163.89149.52200.202.171.72.54煤厚t≥10,埋工況2:錨網96.995.2129.061.341.181.61深250

2極弱膠結地層煤巷圍巖變形與支護結構受力監測分析

為及時動態掌握極弱膠結地層煤巷圍巖變形與破壞情況、支護結構受力狀態，評價支護效果及優化支護設計，確保極弱膠結地層煤巷圍巖與支護結構的長期穩定及安全，對巷道頂板離層、圍巖收斂變形、錨桿與錨索受力進行了實時監測。頂板離層監測采用頂板離層儀，每個監測斷面在頂板布置1個測點，可反映頂板離層情況，以便加強對巷道頂板的管理，防止冒頂事故的發生；圍巖收斂變形監測采用收斂計，每個監測斷面布置4～5測點，可反映巷道表面圍巖的變形特征與支護效果，為支護方案優化設計提供依據；錨桿與錨索受力監測采用測力計，每個監測斷面布置3～5個錨桿測點、2～3個錨索測點，可反映錨桿、錨索的受力情況，掌握其工作狀態，及時調整支護方案與參數，避免錨桿、錨索達到屈服強度而破斷，保證錨網索支護效果，維持巷道的穩定及安全。

2.1頂板離層監測結果與分析

在極弱膠結地層煤巷(1302回風巷及運輸巷)內，每隔30～50 m在頂板安設一個離層儀，以監測巷道頂板離層狀況。頂層離層監測采用機械式兩點離層儀，部分監測結果如圖8所示。

圖8　頂板離層監測結果Fig.8　Abscission layer value monitoring results on the roof

由圖8分析可知，1302回風巷里程為168.9～1 583 m處(巷道埋深為168.9～250 m)淺基點離層平均值約為5 mm；深基點離層平均值約為13.9 mm。巷道里程為1 614.4～1 943 m處(巷道埋深為253～281.5 m)淺基點離層平均值約為16.5 mm；深基點離層平均值約為19.3 mm。1302運輸巷里程為466.3～1 792 m處(巷道埋深為157.7～250.1 m)淺基點離層平均值約為5.2 mm；深基點離層平均值約為6.3 mm。里程為1 828～1 900 m處(巷道埋深約為250.7～251.6 m)淺基點和深基點離層值約為0 mm。總的來說，頂板離層監測斷面的淺基點與深基點離層值均不大(除個別監測點外)，尤其是淺基點離層值較小，即表明錨網索聯合支護技術方案有效地控制了極弱膠結地層煤巷頂板層、滑移；個別監測點離層值較大，主要是由于該測點處頂板煤體破碎下沉形成網兜，造成離層值監測結果較大。

2.2圍巖位移監測結果與分析

圖9　巷道圍巖位移隨時間變化關系曲線Fig.9　Time curves of surrounding rock displacement

巷道圍巖收斂變形監測采用收斂計，每隔30～50 m布置一個監測斷面，部分煤巷圍巖位移隨時間變化關系曲線如圖9所示。由圖9分析可知，隨著時間的延續，幫部圍巖變形與頂板下沉經過劇烈變形、波動變形與穩定變形等3個階段后趨于穩定，即巷道圍巖位移隨時間變化關系曲線為衰減穩定型。1302回風巷道里程為1 710～1 936 m(巷道埋深為254.4～281.5 m)，幫部收斂變形量平均值約為120.24 mm；頂板下沉量平均值約為30.17 mm。1302回風巷道里程為2 183～2 397 m(巷道埋深為300.35～312.07 m)，幫部收斂變形量平均值約為150 mm；頂板下沉量平均值約為57 mm。1302運輸巷道里程為1 242～1 740 m(巷道埋深為224.8～248.31 m)，幫部收斂變形量平均值約為30.67 mm；頂板下沉量平均值約為12.83 mm。1302運輸巷道里程為1 895～2 067 m(巷道埋深為251.19～263.7 m)，幫部收斂變形量平均值約為61 mm；頂板下沉量平均值約為24 mm。

巷道圍巖變形監測結果表明，煤巷幫部收斂變形量大于頂板下沉量，這說明煤巷頂板的錨索有效地控制了頂板的下沉與離層；隨著巷道埋深的增加，巷道圍巖變形與頂板下沉量有所增大，故應采取相應的加強支護措施(如加密頂板錨索數量，將錨索布置方式由3-2-3改為4-3-4；加強巷幫的支護強度)；同時為有效地限制幫部位移的過度有害發展，建議在巷道幫部補打錨索，以增強巷道幫部的支護抗力和提高支護結構的整體穩定性；建議當巷道埋深較大時，可采用注漿加固技術，以提高圍巖的強度與自承能力，且可將錨桿、錨索由端錨轉變為全長錨固，提高錨桿、錨索的可靠性與承載能力，防止錨桿、錨索滑移與破斷，可有效地控制圍巖的變形破壞，以保證極弱膠結地層煤巷圍巖與支護結構的長期穩定及安全。

2.3錨桿受力監測結果與分析

錨桿受力監測采用錨桿測力計，每個監測斷面布置3～5個測點，且錨桿與錨索受力監測斷面間隔布置，部分錨桿受力隨時間變化關系曲線如圖10和11所示。

圖10　1302回風巷錨桿受力隨時間變化關系曲線Fig.10　Time curves of 1302 tailentry bolt stress

圖11　1302運輸巷錨桿受力隨時間變化關系曲線Fig.11　Time curves of 1302 headentry bolt stress

分析可知，1302回風巷里程為1 279～1 385 m處(巷道埋深為226.6～245.38 m)，左拱肩錨桿受力值為40.6～78.29 kN，拱頂錨桿受力值為17.4～31.32 kN，右拱肩錨桿受力值為75.98～115.42 kN，左幫錨桿受力值約為116 kN，右幫錨桿受力值約為21.46 kN。1302回風巷里程為1 765～1 855 m處(巷道埋深為262.2～275.2 m)，左拱肩錨桿受力值約為25.52 kN，右拱肩錨桿受力值約為44.66 kN，左幫錨桿受力值為13.34～43.5 kN，右幫錨桿受力值約為42.34 kN。1302運輸巷里程為946～1 930 m處(巷道埋深為204.6～247.97 m)，左拱肩錨桿受力值為27.26～67.68 kN，頂板錨桿受力值為10.61～49.3 kN，右拱肩錨桿受力值為1.218～70.76 kN。1302運輸巷里程為2 088～2 210 m處(巷道埋深為265.17～270.38 m)，左拱肩錨桿受力值為6.38～12 kN，拱頂錨桿受力值為2.32～8.16 kN，右拱肩錨桿受力值為3.48～14.88 kN。總的來說，錨桿受力較小，尚未到達錨桿的屈服強度[21](BHRB500型錨桿的屈服強度≥157 kN)，這主要由于受錨桿預緊力施加設備的限制，對錨桿施加的初始預緊力較小，達不到設計預緊力(錨桿設計預緊力[21]≥50 kN)，使得錨桿施加后，不能及時承載，未能充分發揮錨桿對圍巖變形的限制作用，導致錨桿整體受力較小；另外由于巷道開挖后引起圍巖應力重分布，在關鍵部位(拱頂、肩窩、底角等)會產生應力集中現象，故呈現出“肩窩處錨桿受力大于頂板錨桿受力”的規律，并且隨著時間的延續，錨桿整體受力趨于穩定。

2.4錨索受力監測結果與分析

錨索受力監測采用錨索測力計，每個監測斷面布置2～3個測點，部分錨索受力隨時間變化關系曲線如圖12所示。

圖12　錨索受力隨時間變化關系曲線Fig.12　Time curves of cable stress

由圖12分析可知，1302回風巷里程為1 278～1 408.6 m處(巷道埋深為226.1～244.27 m)，左拱肩錨索受力值為80.04～156 kN，拱頂錨索受力值為281.28 kN，右拱肩錨索受力值為71.04～141.52 kN。1302回風巷道里程為1 726～2 100 m處(巷道埋深為256.8～296.8 m)，左拱肩錨索受力值為109.62～325.92 kN，拱頂錨索受力值為75.4～327.36 kN，右拱肩錨索受力值為120.64～201.84 kN。1302回風巷道里程為2 195～2 355 m處(巷道埋深為310.23～332.84 m)，左拱肩錨索受力值為109.62～365.4 kN，拱頂錨索受力值為74.24～114.26 kN，右拱肩錨索受力值為113.68～128.76 kN。1302運輸巷道里程為942～1 730 m處(巷道埋深為204.4～247.97 m)，左拱肩錨索受力值為6.38～174.58 kN，拱頂錨索受力值為57.42～156.02 kN，右拱肩錨索受力值為57.42～131.08 kN。1302運輸巷道里程為1 840～2 253 m處(巷道埋深為250.79～271.88 m)，左拱肩錨索受力值為117.12～143.52 kN，拱頂錨索受力值為73.92～225.6 kN，右拱肩錨索受力值為99.84～272.64 kN。監測結果表明，錨索受力可分為快速增長、波動變化與穩定變化等3個階段[15]，最終錨索受力趨于穩定。錨索整體受力較大，充分調動了深部穩定煤巖體的承載力，是主體承載結構，但錨索受力尚未達到其強度極限[21](φ17.8 mm的錨索的破斷荷載為353 kN)。

總的來說，錨桿和錨索的受力均在正常范圍內，但錨索承受著較大的荷載，對圍巖控制發揮著主要作用；錨桿整體受力較小，建議增大錨桿的初始預緊力[21-22]，一方面可改善破碎煤巖體的物理力學性質，并通過托盤與鋼筋托梁等構件來擴大錨桿預緊力的擴散范圍，以提高錨固體的整體剛度與強度，保持其完整性；另一方面錨桿施加預緊力后改善了圍巖應力分布狀態，可抵消由于巷道開挖引起圍巖應力重新分布而產生的部分拉應力，進而可提高圍巖的抗拉強度，并通過壓應力產生的摩擦力提高圍巖的抗剪能力；并且對錨桿施加的預緊力越大，錨桿支護后在圍巖內產生的壓應力范圍也越大，可在錨桿支護范圍內形成完整的壓應力區，以充分發揮錨桿的主動支護作用[21-22]。錨索可充分調動深部穩定煤巖體的承載能力，對圍巖施加有效約束作用[23]；另外錨索施加的預緊力較大時，可將錨桿端部的拉應力區抵消而轉化為壓應力區，使得在錨桿與錨索錨固范圍內的壓應力區相互疊加，在圍巖內形成較大范圍、且完整的壓應力主動支護區，可提高錨固承載結構的穩定性、整體剛度及強度；增大錨桿預緊力，可與錨索在剛度、強度等方面相匹配，進而形成錨網索耦合支護結構[24-25]，可充分發揮耦合支護效應，提高錨網索支護效果，從而更有效地控制圍巖的變形與破壞，保證極弱膠結地層煤巷圍巖與支護結構的長期穩定及安全。

3工程應用效果

目前，西一礦井下極弱膠結地層煤巷(1302 回風及運輸巷)已施工4 000 余米，近3年來，煤巷圍巖變形穩定，巷道斷面成型較好(圖13)，未出現冒頂事故與支護結構失效破壞現象。工程實踐表明，切圓拱形斷面煤巷成型較好、受力均勻，有利于巷道圍巖的整體穩定，提高了其自穩與承載能力；所提出了極弱膠結地層煤巷錨網索聯合支護技術方案有效地控制了極弱膠結地層煤巷圍巖大變形與破壞，保證了巷道圍巖與支護結構的長期穩定及安全。

圖13　施工與支護后的煤巷Fig.13　Roadway after construction and supporting

4結論

(1)針對極弱膠結地層煤巷圍巖自穩能力差、自穩時間短、圍巖變形劇烈等特征，采用FLAC3D揭示了矩形、切圓拱形與直墻拱形等3種斷面形狀煤巷開挖后圍巖位移、塑性區及應力分布規律，確定了極弱膠結地層煤巷合理斷面形狀。

(2)結合國內外煤巷支護理論與技術，提出了極弱膠結地層煤巷“雙層錨固平衡拱結構”，基于煤層厚度與巷道埋深，分類提出了極弱膠結地層煤巷支護技術方案；采用FLAC3D研究分析了不同支護方案的支護效果，模擬驗證了支護方案的合理性與可行性。

(3)動態掌握了極弱膠結地層煤巷圍巖變形與支護結構受力狀態，評價了支護效果，驗證了支護方案的可行性。工程實踐表明，通過斷面形狀優化，提高了回采巷道開挖后圍巖的自穩與承載能力；采用錨網索聯合支護技術方案，可有效地控制煤巷頂板離層與煤幫變形，確保了極弱膠結地層煤巷圍巖與支護結構的長期穩定及安全。

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Research and monitoring analysis of coal roadway bolting system in very weakly cemented stratum

MENG Qing-bin1,2，HAN Li-jun1，PU Hai1，QIAO Wei-guo2，MEI Feng-qing1，ZHOU Xing1，LI Hao1

(1.StateKeyLaboratoryforGeomechanicsandDeepUndergroundEngineering,ChinaUniversityofMiningandTechnology,Xuzhou221116,China;2.ShandongProvincialKeyLaboratoryofDepositionalMineralization&SedimentaryMinerals(ShangdongUniversityofScienceandTechnology)，Qingdao266590,China)

Abstract:The displacements,plastic zone and stress distribution were revealed by FLAC3D in three cross section shape of rectangle,tangential arch and straight wall arch after excavation according to the characteristics of very weakly cemented stratum with low self-stable ability,short stable time and deformation severely.The reasonable section shape of coal roadway was determined in very weakly cemented stratum.Combining with the roadway supporting theories and technologies at home and abroad,a “Double anchorage balance arch structure” in very weakly cemented stratum was put forward.The different roadway supporting technology solutions was proposed based on the coal seam thickness and buried depth of roadway.The rationality of the supporting scheme has been validated by FLAC3D.Based on the real-time monitoring and analysis,the surrounding rock deformation and supporting structure stress were dynamically known;the supporting effect and supporting schemes feasibility were valued.Monitoring results show that the circle arch roadway form is a good form,and its stress is uniform.It is in favor of the overall stability of the surrounding rock,and the stability and bearing capacity are raised.Combining supporting scheme with bolting wire mesh technology solutions can effectively control the large deformation and destruction of roadway surrounding rock in very weakly cemented stratum,and the long-term stability and safety of the roadway surrounding rock and supporting structure can be warranted.

Key words:very weakly cemented stratum;coal roadway;section optimization;supporting system;monitoring measurement

中圖分類號:TD353

文獻標志碼:A

文章編號:0253-9993(2016)01-0234-12

作者簡介:孟慶彬(1985—)，男，山東菏澤人，助理研究員，博士。E-mail：mqb1985@126.com

基金項目:國家自然科學基金資助項目(51574223)；中國博士后科學基金資助項目(2015M580493)；山東省土木工程防災減災重點實驗室開放課題資助項目(CDPM2014KF03)

收稿日期:2015-03-09修回日期:2015-04-20責任編輯:常琛

孟慶彬，韓立軍，浦海，等.極弱膠結地層煤巷支護體系與監控分析[J].煤炭學報,2016,41(1):234-245.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2015.0283

Meng Qingbin，Han Lijun，Pu Hai,et al.Research and monitoring analysis of coal roadway bolting system in very weakly cemented stratum[J].Journal of China Coal Society,2016,41(1):234-245.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2015.0283