极弱胶结地层煤巷支护体系与监控分析

孟庆彬，韩立军，浦　海，乔卫国，梅凤清，周　星，李　浩

(1.中国矿业大学 深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，江苏 徐州　221116；2.山东省土木工程防灾减灾重点实验室(山东科技大学)，山东 青岛　266590)



极弱胶结地层煤巷支护体系与监控分析

孟庆彬1,2，韩立军1，浦海1，乔卫国2，梅凤清1，周星1，李浩1

(1.中国矿业大学 深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，江苏 徐州221116；2.山东省土木工程防灾减灾重点实验室(山东科技大学)，山东 青岛266590)

摘要:针对极弱胶结地层煤巷围岩自稳能力差、自稳时间短、围岩变形剧烈等特征，采用FLAC3D深入揭示了矩形、切圆拱形与直墙拱形等3种断面形状煤巷开挖后围岩位移、塑性区及应力分布规律，确定了极弱胶结地层煤巷合理断面形状；结合国内外煤巷支护理论与技术，提出了极弱胶结地层煤巷“双层锚固平衡拱结构”，基于煤层厚度与巷道埋深，分类提出了极弱胶结地层煤巷支护技术方案，模拟验证了支护方案的合理性与可行性；基于围岩变形与支护结构受力实时监测及分析，动态掌握了极弱胶结地层煤巷围岩变形与支护结构受力状态，评价了支护效果与验证了支护方案的可行性。监测结果表明，切圆拱形断面煤巷成型较好、受力均匀，有利于巷道围岩的整体稳定，提高了煤巷开挖后的自稳与承载能力；锚网索联合支护技术方案有效地控制了极弱胶结地层煤巷围岩大变形与破坏，保证了巷道围岩与支护结构的长期稳定及安全。

关键词:极弱胶结地层;煤巷;断面优化;支护体系;监控量测

随着我国中东部浅部煤炭资源趋于枯竭，矿井建设逐步向煤炭资源丰富的西部地区发展，包括内蒙古在内的西部地区广泛分布着极弱胶结软岩地层[1-3]，该类特殊软岩分布在侏罗系、白垩系地层中，成岩时间较晚、胶结程度差，由于西部地区特殊的成岩沉积环境，使得极弱胶结软岩的物理力学性质介于软岩、硬土之间，是一类特殊软岩，该软岩具有胶结性差，强度低，易风化，遇水泥化、软化、崩解等特性[1-3]；极弱胶结地层巷道围岩自稳能力差，自稳时间短，围岩变形剧烈，围岩控制难，巷道多次翻修后仍不能保持稳定。在极弱胶结地层巷道施工过程中易发生冒顶事故，影响了矿井掘进速度与安全生产，严重制约着我国西部矿井建设与煤炭资源向西部开发的进度及开采深度。

煤巷一般采用矩形断面，在这类特殊地层中矩形断面成型困难，需采用型钢支架进行维护，且翻修频繁。虽然我国许多专家学者针对煤巷断面形状的选择[4-7]及支护难题[8-14]进行了一定的理论探索和工程实践，解决了一些工程难题；但是，总的来说，目前对极弱胶结地层煤巷支护理论与技术相关研究较少，基本处于探索阶段。本文以蒙东五间房矿区西一矿煤巷支护工程为研究背景，进行极弱胶结地层煤巷断面优化研究，讨论煤巷合理断面形状；结合国内外煤巷支护理论与技术，探讨极弱胶结地层煤巷合理的支护技术。工程实践证明[15-19]，通过现场监测可获得复杂工程地质条件下围岩变形与支护结构受力的变化规律。通过对极弱胶结地层煤巷围岩变形与支护结构受力监测，可动态掌握围岩变形与支护结构受力状态，评价支护效果，优化支护设计，确保极弱胶结地层煤巷围岩与支护结构的长期稳定及安全。

1极弱胶结地层煤巷支护体系

五间房煤田位于锡林郭勒盟西乌珠穆沁旗境内，西一矿井位于五间房煤田西南部。矿井设计生产能力为800万t/a，矿井开拓方式为斜井盘区下山开拓。五间房盆地是二连盆地群中众多含煤盆地之一，区内一般为高角度张性正断层，断层的延伸方向多为NE—SW方向，倾向多为NW—SE方向。钻孔揭露的地层自下而上依次为侏罗系中下统红旗组，上统白音高老组、白垩系下统巴彦花组，第三系上新统和第四系全新统。西一矿主要含煤地层位于白垩系巴彦花组，煤层顶底板主要为胶结程度极差的泥岩、粉沙岩、砂岩等，物理力学性能极低。煤体抗压强度为2.9～20.1 MPa，平均值为8.77 MPa，属软煤～中硬煤；顶底板白垩系沉积岩抗压强度为0.1～51.8 MPa，平均值为12.05 MPa，为软弱岩类，力学性能极低，且存在严重的风化、泥化和崩解现象，遇水或风化后变为散状物，根本没有承载能力，极不利于围岩稳定与控制。

采用地质雷达对西一矿煤巷进行了围岩松动圈测试，以确定巷道围岩松动圈的大小和分布规律，为巷道支护方案与参数设计提供依据[4]。巷道围岩松动圈测试结果表明，极弱胶结地层煤巷顶底板岩层的强度较低，自稳能力差，开挖后围岩松动圈范围较大，其数值为2～2.5 m，局部可达3 m左右，属于大松动圈。

1.1极弱胶结地层煤巷断面优化

煤矿巷道断面形状大致可分为折线形和曲线形等两大类，针对极弱胶结地层煤巷围岩自稳能力差、自稳时间短、围岩变形剧烈等特征，为提高煤巷开挖后围岩的自稳与承载能力，且保证巷道具有足够大的使用空间，以及采用锚网索支护能在巷道拱顶形成有效地组合拱结构，拟将极弱胶结地层煤巷断面形状由矩形断面改为切圆拱形断面。为了验证极弱胶结地层煤巷切圆拱断面选择的合理性与可行性，采用FLAC3D深入揭示了矩形、切圆拱形与直墙拱形等3种断面形状煤巷开挖后围岩位移、塑性区及应力分布规律。

本模型限制底部及侧向位移，在上表面施加自重应力，模拟上覆岩层自重(取巷道埋深为250 m，侧压系数为1.2)；建立模型几何尺寸长×宽×高=60 m×60 m×60 m，煤体和顶底板岩石参数取值详见表1；巷道几何尺寸：矩形断面为5 200 mm×3 500 mm，切圆拱形断面、直墙拱形断面为5 200 mm×3 700 mm。不同断面形状煤巷围岩位移曲线如图1所示，不同断面形状巷道围岩塑性区与应力分布如图2所示；为直观反映不同断面形状煤巷围岩位移、塑性区最大深度与集中应力数值，将数值计算结果置于表2中。

表1　煤层顶底板物理力学参数

图1　不同断面形状煤巷围岩位移曲线Fig.1　Surrounding rock displacement curves in different section shapes extraction roadway

由图1～2与表1分析可知，不同断面形状煤巷围岩变形呈现出“底板底臌量大于顶板下沉量大于帮部内挤量”的规律，且随着距巷道表面距离的增大，位移逐渐减小。直墙拱形断面煤巷顶板、底板及帮部的最大位移量最小，切圆拱形断面次之，矩形断面最大；直墙拱形断面与矩形断面相比，顶板、底板及帮部的最大位移减小量依次为30.4，30.68，9.22 mm，减小幅度依次为22.62%，17.49%，8.89%；切圆拱形断面与矩形断面相比，顶板、底板及帮部的最大位移减小量依次为20.78，26.58，1.26 mm，减小幅度依次为15.46%，15.15%，1.22%，即切圆拱形断面与直墙拱形断面相比，围岩位移减小量与减小幅度相差不大。直墙拱形断面与矩形断面相比，应力集中数值减小量依次为2.13 MPa，减小幅度依次为15.86%；切圆拱形断面与矩形断面相比，应力集中数值减小量依次为3.7 MPa，减小幅度依次为27.55%，即切圆拱形断面整体受力较为均匀、合理，避免在巷道底角、顶角处局部应力高度集中而破坏，进而引起巷道整体失稳破坏。矩形断面、直墙拱形断面、切圆拱形断面煤巷使用面积依次为18.2，16.33，16.77 m2，即切圆拱形断面煤巷使用面积比直墙拱形断面大一些。总体而言，切圆拱形断面煤巷断面利用率高，整体受力较为均匀、合理，巷道围岩位移数值小、塑性区分布均匀、应力集中程度较小，为了提高巷道开挖后围岩的自稳能力和保证巷道具有足够的使用空间，将煤巷断面形状由矩形断面改为切圆拱形断面是可行合理的。

图2　不同断面形状煤巷围岩塑性区与应力分布Fig.2　Surrounding rock plastic zone and stress distribution in different section shapes extraction roadway

断面形状围岩位移/mm顶板下沉量底板底臌量帮部内挤量围岩塑性区最大深度值/m顶板塑性区底板塑性区帮部塑性区应力集中位置集中应力数值/MPa巷道使用面积/m2矩形134.38175.45103.754.413.782.16底角、顶角13.4318.20直墙拱形103.98144.7794.532.162.802.16煤帮11.3016.33切圆拱形113.60148.87102.492.563.002.16煤帮9.7316.77

1.2极弱胶结地层煤巷双层锚固平衡拱结构

目前，西一矿极弱胶结地层煤巷主要采用锚网索联合支护方案，针对极弱胶结地层巷道与工程特征，提出了“双层锚固平衡拱结构”，即在进行煤巷掘进时，适当扩大掘进断面，顶部和帮部各预留一定的变形量，以允许巷道围岩产生一定的变形，从而使围岩中的高应力得到释放，有利于降低围岩应力集中程度，并使围岩中的高应力向更深部围岩转移，有利于围岩稳定；将煤巷由矩形断面改为切圆拱断面，可提高煤巷开挖后围岩的自稳能力和保证巷道具有足够的使用空间，以及采用锚杆支护能在巷道拱顶形成有效地组合拱结构；在巷道顶板与帮部进行锚索加强支护，可在深部稳定煤层内形成深部承载拱，并通过锚杆与锚索在刚度、强度上的耦合，进而将锚杆浅部组合拱(内层锚固结构)与锚索深部承载拱(外层锚固结构)有效地组合在一起形成双层锚固平衡拱结构，其示意图如图3所示。

在分析煤巷双层锚固平衡拱几何特征的基础上，采用弹塑性理论研究了双层锚固拱结构的形成条件和结构承载力的影响因素，推导出了双层锚固平衡拱结构的承载力与其厚度的计算公式等，确定了形成锚杆间排距的变化可以改变锚杆支护应力场的分布特征，锚杆间排距过大则不能形成连续的压应力区。取锚杆间排距为0.5，0.6，0.7，0.8，1.0，1.2 m等6种数值，不同锚杆间排距对锚固效应的影响如图4所示。

由图4分析可知，当锚杆间排距为 0.5～0.8 m时，随着间排距的减小，内外层锚固结构的叠加效应逐渐增强，双层锚固平衡拱结构的厚度也不断增加；当锚杆间排距为1.0～1.2 m时，内外层锚固结构的叠加效应不明显，且双层锚固平衡拱结构的厚度也明显减小，帮部锚杆形成的压应力区没有叠加。当间排距大于1.0 m时，锚杆支护应力场未能在帮部形成压应力叠加区，顶板难以形成内层锚固拱结构，不利于双层锚固平衡拱结构的形成。

图3　双层锚固平衡拱结构示意Fig.3　Structural figure of double balance arch

“双层锚固平衡拱结构”的合理参数，并采用FALC3D研究了双层组合拱结构的形成机制[20]。本文简要说明锚杆间排距、锚索数量、预应力等参数对双层组合拱结构形成机制的影响规律。

1.2.1锚杆间排距的影响

图4　锚杆间排距对锚固效应的影响Fig.4　Anchorage effect of bolt spacing and row distance

研究表明[20]，锚杆的径向应力在锚杆锚固范围内处于受压状态，随着锚杆间排距的增大，径向应力极大值逐渐减小，其数值依次为-52.48，-45.44 ，-40.37，-37.15，-33.49，-31.89 kPa。切向应力在距围岩一定范围内处于受拉状态，随着距巷道表面距离的增大，切向应力逐渐由受拉状态转向受压状态。随着锚杆间排距的增大，围岩中径向应力受拉区的范围随之增大，径向应力受拉区的范围依次为0.65，0.77，0.81，0.99，1.11，1.27 m。因此，随着锚杆间排距的增大，不利于煤巷围岩中压应力区的形成与叠加，且难以将围岩中的拉应力区抵消，不利于围岩的稳定。

1.2.2锚索布置方式的影响

巷道顶板锚索按3，4，5，6根布置，不同锚索布置方式对锚固效应的影响如图5所示。

图5　锚索布置方式对锚固效应的影响Fig.5　Anchorage effect of cable arrangement mode

由图5分析可知，增加锚索的数量对锚固效应影响比较明显，当巷道断面布置3根锚索时，锚索在巷道顶板未形成较大范围的外层锚固拱结构，很难与锚杆预应力场相互叠加。当顶板布置5，6根锚索时，由于支护密度增大，锚杆与锚索形成的预应力场相互叠加，形成了双层锚固平衡拱结构。因此，在保证锚索间距合理的情况下，采用密集型锚索布置有利于外层锚固拱的形成，可增强与锚杆内层锚固拱形成压应力区的叠加效应。

1.2.3预应力耦合效应分析

锚杆与锚索预应力耦合效应分析[20]，当锚杆预应力过大、锚索预应力较小时，如图6(a)所示，在巷道周边锚杆锚固范围内形成了均匀、层状压缩层，即内层锚固结构；因锚索预应力较小，在巷道顶板处未形成较大范围的外层锚固拱结构，很难与锚杆预应力场相互叠加。当锚索预应力过大、锚杆预应力较小时，如图6(c)所示，锚索在巷道顶部形成了范围足够大的外层锚固结构，但由于锚杆没有能够发挥预应力支护作用，造成应力场未能相互叠加。当锚杆、锚索预应力耦合时，如图6(b)所示，锚杆与锚索作用形成的内外层锚固结构在巷道顶板处相互叠加，形成双层锚固平衡拱结构。分析可知，当锚索预应力数值为锚杆预应力的2～3倍时，锚杆与锚索可产生耦合支护效应，在巷道顶板形成双层锚固平衡拱结构，可有效地控制顶板离层与下沉，保证顶板稳定及安全。

图6　锚杆与锚索预应力耦合效应Fig.6　Coupling effect of prestress of bolt and anchor cable

1.3极弱胶结地层煤巷支护方案优化

针对极弱胶结地层煤巷围岩自稳能力差、自稳时间短、围岩变形剧烈等特征，结合国内外煤巷支护理论与技术，基于煤层厚度与巷道埋深，分类提出了极弱胶结地层煤巷支护技术方案，如图7所示：当煤层厚度小于10 m时，采用直墙切圆拱形断面；由于煤层较薄，在极弱胶结软岩中锚索的锚固力极差或不可锚固，根本无法有效地安设锚索，此时可采用锚网与型钢支架联合支护技术方案，以保证煤巷整体稳定与安全。当煤层厚度大于10 m时，采用直墙切圆拱形断面；由于煤层较厚，锚索在煤层中可锚，且锚固力可靠，可采用锚网索联合支护技术方案，充分发挥锚杆、锚索的主动支护作用，可有效地控制煤巷围岩的变形与破坏。理论分析与数值计算结果表明，随着煤巷埋深不断增大，围岩变形与塑性区损伤范围也越来越大；可对不同埋深段的巷道采取相应的加强支护措施，保证煤巷围岩的整体稳定与安全。通过对煤巷围岩变形、顶板离层、锚杆与锚索受力监测数据的反馈，及时修改、优化支护方案，以保证极弱胶结地层煤巷围岩与支护结构的长期稳定及安全。

锚网索联合支护技术方案材料及参数：锚杆，规格φ20 mm×2 400 mm，间排距700 mm×700 mm，预紧力不低于50 kN；锚杆托盘，拱型高强度托盘，规格150 mm×150 mm×8 mm；金属网，采用φ6.5 mm冷拔铁丝编制的菱形网，网格为50 mm×50 mm；钢筋托梁，全断面使用，由φ14 mm的圆钢焊接，在锚杆安装位置各焊接两段纵筋，纵筋间距为60 mm；锚索，规格φ17.8 mm×5 100 mm(6 000 mm)，间排距1 600 mm×2 100 mm，按3-2-3布置，预紧力不低于150 kN；锚索托盘，高强度垫板，规格300 mm×300 mm×16 mm；药卷，锚杆采用1卷中速2360型和1卷慢速2360型树脂药卷锚固，锚索采用1卷中速2360、1卷慢速2360和1卷超慢2360型树脂药卷锚固；底板砼，底拱处厚度为300 mm，墙角处厚度为200 mm，砼强度等级为C35。

采用FLAC3D模拟研究了不同工况情况下极弱胶结地层煤巷围岩变形与塑性区损伤演化规律，围岩位移与塑性区数值详见表3。分析可知，随着支护强度的提高，煤巷围岩位移与塑性区范围逐渐减小。① 当煤厚t<10 m时，采用技术方案1：锚网与型钢支架联合支护，锚网喷支护及底板参数同本文1.3节；型钢支架采用16号工字钢，排距为1 400 mm；顶板下沉量从113.62 mm降低为9.54 mm，两帮内挤量从104.35 mm降低为19.83 mm，底板底臌量从148.14 mm降低为29.5 mm；顶板塑性区范围从1.39 m降低为0.59 m，帮部塑性区范围从1.28 m降低为0.51 m，底板塑性区范围从1.95 m降为0.87 m。② 当煤厚t≥10 m，埋深h≤250 m时，采用技术方案2：锚网索联合支护，锚网索支护及底板参数同本文1.3节；顶板下沉量从113.62 mm降低为18.34 mm，帮部内挤量从104.35 mm降低为29.35 mm，底板底臌量从148.14 mm降低为37.26 mm；顶板塑性区范围从1.39 m降低为0.67 m，帮部塑性区范围从1.28 m降低为0.52 m，底板塑性区范围从1.95 m降低为0.91 m。③ 当煤厚t≥10 m，250 m

图7　极弱胶结地层煤巷分类支护技术方案Fig.7　Classification supporting technology schemes of extraction roadway with very weak cementation strata

巷道埋深与煤层厚度/m工况(支护技术方案)围岩位移/mm顶板下沉量两帮内挤量底板底臌量围岩塑性区范围/m顶板两帮底板工况1:开挖不支护113.62104.35148.141.391.281.95煤厚t<10工况2:锚网61.8162.5985.210.980.921.46工况3:锚网+工字钢13.8622.6378.430.620.551.25工况4:锚网+工字钢+底板混凝土9.5419.8329.500.590.510.87工况1:开挖不支护113.62104.35148.141.391.281.95煤厚t≥10,工况2:锚网64.0868.4793.580.940.931.44埋深h≤250工况3:锚网+锚索22.3532.5487.870.70.571.25工况4:锚网+锚索+底板混凝土18.3429.3537.260.670.520.91工况1:开挖不支护163.89149.52200.202.171.72.54煤厚t≥10,埋工况2:锚网96.995.2129.061.341.181.61深250

2极弱胶结地层煤巷围岩变形与支护结构受力监测分析

为及时动态掌握极弱胶结地层煤巷围岩变形与破坏情况、支护结构受力状态，评价支护效果及优化支护设计，确保极弱胶结地层煤巷围岩与支护结构的长期稳定及安全，对巷道顶板离层、围岩收敛变形、锚杆与锚索受力进行了实时监测。顶板离层监测采用顶板离层仪，每个监测断面在顶板布置1个测点，可反映顶板离层情况，以便加强对巷道顶板的管理，防止冒顶事故的发生；围岩收敛变形监测采用收敛计，每个监测断面布置4～5测点，可反映巷道表面围岩的变形特征与支护效果，为支护方案优化设计提供依据；锚杆与锚索受力监测采用测力计，每个监测断面布置3～5个锚杆测点、2～3个锚索测点，可反映锚杆、锚索的受力情况，掌握其工作状态，及时调整支护方案与参数，避免锚杆、锚索达到屈服强度而破断，保证锚网索支护效果，维持巷道的稳定及安全。

2.1顶板离层监测结果与分析

在极弱胶结地层煤巷(1302回风巷及运输巷)内，每隔30～50 m在顶板安设一个离层仪，以监测巷道顶板离层状况。顶层离层监测采用机械式两点离层仪，部分监测结果如图8所示。

图8　顶板离层监测结果Fig.8　Abscission layer value monitoring results on the roof

由图8分析可知，1302回风巷里程为168.9～1 583 m处(巷道埋深为168.9～250 m)浅基点离层平均值约为5 mm；深基点离层平均值约为13.9 mm。巷道里程为1 614.4～1 943 m处(巷道埋深为253～281.5 m)浅基点离层平均值约为16.5 mm；深基点离层平均值约为19.3 mm。1302运输巷里程为466.3～1 792 m处(巷道埋深为157.7～250.1 m)浅基点离层平均值约为5.2 mm；深基点离层平均值约为6.3 mm。里程为1 828～1 900 m处(巷道埋深约为250.7～251.6 m)浅基点和深基点离层值约为0 mm。总的来说，顶板离层监测断面的浅基点与深基点离层值均不大(除个别监测点外)，尤其是浅基点离层值较小，即表明锚网索联合支护技术方案有效地控制了极弱胶结地层煤巷顶板层、滑移；个别监测点离层值较大，主要是由于该测点处顶板煤体破碎下沉形成网兜，造成离层值监测结果较大。

2.2围岩位移监测结果与分析

图9　巷道围岩位移随时间变化关系曲线Fig.9　Time curves of surrounding rock displacement

巷道围岩收敛变形监测采用收敛计，每隔30～50 m布置一个监测断面，部分煤巷围岩位移随时间变化关系曲线如图9所示。由图9分析可知，随着时间的延续，帮部围岩变形与顶板下沉经过剧烈变形、波动变形与稳定变形等3个阶段后趋于稳定，即巷道围岩位移随时间变化关系曲线为衰减稳定型。1302回风巷道里程为1 710～1 936 m(巷道埋深为254.4～281.5 m)，帮部收敛变形量平均值约为120.24 mm；顶板下沉量平均值约为30.17 mm。1302回风巷道里程为2 183～2 397 m(巷道埋深为300.35～312.07 m)，帮部收敛变形量平均值约为150 mm；顶板下沉量平均值约为57 mm。1302运输巷道里程为1 242～1 740 m(巷道埋深为224.8～248.31 m)，帮部收敛变形量平均值约为30.67 mm；顶板下沉量平均值约为12.83 mm。1302运输巷道里程为1 895～2 067 m(巷道埋深为251.19～263.7 m)，帮部收敛变形量平均值约为61 mm；顶板下沉量平均值约为24 mm。

巷道围岩变形监测结果表明，煤巷帮部收敛变形量大于顶板下沉量，这说明煤巷顶板的锚索有效地控制了顶板的下沉与离层；随着巷道埋深的增加，巷道围岩变形与顶板下沉量有所增大，故应采取相应的加强支护措施(如加密顶板锚索数量，将锚索布置方式由3-2-3改为4-3-4；加强巷帮的支护强度)；同时为有效地限制帮部位移的过度有害发展，建议在巷道帮部补打锚索，以增强巷道帮部的支护抗力和提高支护结构的整体稳定性；建议当巷道埋深较大时，可采用注浆加固技术，以提高围岩的强度与自承能力，且可将锚杆、锚索由端锚转变为全长锚固，提高锚杆、锚索的可靠性与承载能力，防止锚杆、锚索滑移与破断，可有效地控制围岩的变形破坏，以保证极弱胶结地层煤巷围岩与支护结构的长期稳定及安全。

2.3锚杆受力监测结果与分析

锚杆受力监测采用锚杆测力计，每个监测断面布置3～5个测点，且锚杆与锚索受力监测断面间隔布置，部分锚杆受力随时间变化关系曲线如图10和11所示。

图10　1302回风巷锚杆受力随时间变化关系曲线Fig.10　Time curves of 1302 tailentry bolt stress

图11　1302运输巷锚杆受力随时间变化关系曲线Fig.11　Time curves of 1302 headentry bolt stress

分析可知，1302回风巷里程为1 279～1 385 m处(巷道埋深为226.6～245.38 m)，左拱肩锚杆受力值为40.6～78.29 kN，拱顶锚杆受力值为17.4～31.32 kN，右拱肩锚杆受力值为75.98～115.42 kN，左帮锚杆受力值约为116 kN，右帮锚杆受力值约为21.46 kN。1302回风巷里程为1 765～1 855 m处(巷道埋深为262.2～275.2 m)，左拱肩锚杆受力值约为25.52 kN，右拱肩锚杆受力值约为44.66 kN，左帮锚杆受力值为13.34～43.5 kN，右帮锚杆受力值约为42.34 kN。1302运输巷里程为946～1 930 m处(巷道埋深为204.6～247.97 m)，左拱肩锚杆受力值为27.26～67.68 kN，顶板锚杆受力值为10.61～49.3 kN，右拱肩锚杆受力值为1.218～70.76 kN。1302运输巷里程为2 088～2 210 m处(巷道埋深为265.17～270.38 m)，左拱肩锚杆受力值为6.38～12 kN，拱顶锚杆受力值为2.32～8.16 kN，右拱肩锚杆受力值为3.48～14.88 kN。总的来说，锚杆受力较小，尚未到达锚杆的屈服强度[21](BHRB500型锚杆的屈服强度≥157 kN)，这主要由于受锚杆预紧力施加设备的限制，对锚杆施加的初始预紧力较小，达不到设计预紧力(锚杆设计预紧力[21]≥50 kN)，使得锚杆施加后，不能及时承载，未能充分发挥锚杆对围岩变形的限制作用，导致锚杆整体受力较小；另外由于巷道开挖后引起围岩应力重分布，在关键部位(拱顶、肩窝、底角等)会产生应力集中现象，故呈现出“肩窝处锚杆受力大于顶板锚杆受力”的规律，并且随着时间的延续，锚杆整体受力趋于稳定。

2.4锚索受力监测结果与分析

锚索受力监测采用锚索测力计，每个监测断面布置2～3个测点，部分锚索受力随时间变化关系曲线如图12所示。

图12　锚索受力随时间变化关系曲线Fig.12　Time curves of cable stress

由图12分析可知，1302回风巷里程为1 278～1 408.6 m处(巷道埋深为226.1～244.27 m)，左拱肩锚索受力值为80.04～156 kN，拱顶锚索受力值为281.28 kN，右拱肩锚索受力值为71.04～141.52 kN。1302回风巷道里程为1 726～2 100 m处(巷道埋深为256.8～296.8 m)，左拱肩锚索受力值为109.62～325.92 kN，拱顶锚索受力值为75.4～327.36 kN，右拱肩锚索受力值为120.64～201.84 kN。1302回风巷道里程为2 195～2 355 m处(巷道埋深为310.23～332.84 m)，左拱肩锚索受力值为109.62～365.4 kN，拱顶锚索受力值为74.24～114.26 kN，右拱肩锚索受力值为113.68～128.76 kN。1302运输巷道里程为942～1 730 m处(巷道埋深为204.4～247.97 m)，左拱肩锚索受力值为6.38～174.58 kN，拱顶锚索受力值为57.42～156.02 kN，右拱肩锚索受力值为57.42～131.08 kN。1302运输巷道里程为1 840～2 253 m处(巷道埋深为250.79～271.88 m)，左拱肩锚索受力值为117.12～143.52 kN，拱顶锚索受力值为73.92～225.6 kN，右拱肩锚索受力值为99.84～272.64 kN。监测结果表明，锚索受力可分为快速增长、波动变化与稳定变化等3个阶段[15]，最终锚索受力趋于稳定。锚索整体受力较大，充分调动了深部稳定煤岩体的承载力，是主体承载结构，但锚索受力尚未达到其强度极限[21](φ17.8 mm的锚索的破断荷载为353 kN)。

总的来说，锚杆和锚索的受力均在正常范围内，但锚索承受着较大的荷载，对围岩控制发挥着主要作用；锚杆整体受力较小，建议增大锚杆的初始预紧力[21-22]，一方面可改善破碎煤岩体的物理力学性质，并通过托盘与钢筋托梁等构件来扩大锚杆预紧力的扩散范围，以提高锚固体的整体刚度与强度，保持其完整性；另一方面锚杆施加预紧力后改善了围岩应力分布状态，可抵消由于巷道开挖引起围岩应力重新分布而产生的部分拉应力，进而可提高围岩的抗拉强度，并通过压应力产生的摩擦力提高围岩的抗剪能力；并且对锚杆施加的预紧力越大，锚杆支护后在围岩内产生的压应力范围也越大，可在锚杆支护范围内形成完整的压应力区，以充分发挥锚杆的主动支护作用[21-22]。锚索可充分调动深部稳定煤岩体的承载能力，对围岩施加有效约束作用[23]；另外锚索施加的预紧力较大时，可将锚杆端部的拉应力区抵消而转化为压应力区，使得在锚杆与锚索锚固范围内的压应力区相互叠加，在围岩内形成较大范围、且完整的压应力主动支护区，可提高锚固承载结构的稳定性、整体刚度及强度；增大锚杆预紧力，可与锚索在刚度、强度等方面相匹配，进而形成锚网索耦合支护结构[24-25]，可充分发挥耦合支护效应，提高锚网索支护效果，从而更有效地控制围岩的变形与破坏，保证极弱胶结地层煤巷围岩与支护结构的长期稳定及安全。

3工程应用效果

目前，西一矿井下极弱胶结地层煤巷(1302 回风及运输巷)已施工4 000 余米，近3年来，煤巷围岩变形稳定，巷道断面成型较好(图13)，未出现冒顶事故与支护结构失效破坏现象。工程实践表明，切圆拱形断面煤巷成型较好、受力均匀，有利于巷道围岩的整体稳定，提高了其自稳与承载能力；所提出了极弱胶结地层煤巷锚网索联合支护技术方案有效地控制了极弱胶结地层煤巷围岩大变形与破坏，保证了巷道围岩与支护结构的长期稳定及安全。

图13　施工与支护后的煤巷Fig.13　Roadway after construction and supporting

4结论

(1)针对极弱胶结地层煤巷围岩自稳能力差、自稳时间短、围岩变形剧烈等特征，采用FLAC3D揭示了矩形、切圆拱形与直墙拱形等3种断面形状煤巷开挖后围岩位移、塑性区及应力分布规律，确定了极弱胶结地层煤巷合理断面形状。

(2)结合国内外煤巷支护理论与技术，提出了极弱胶结地层煤巷“双层锚固平衡拱结构”，基于煤层厚度与巷道埋深，分类提出了极弱胶结地层煤巷支护技术方案；采用FLAC3D研究分析了不同支护方案的支护效果，模拟验证了支护方案的合理性与可行性。

(3)动态掌握了极弱胶结地层煤巷围岩变形与支护结构受力状态，评价了支护效果，验证了支护方案的可行性。工程实践表明，通过断面形状优化，提高了回采巷道开挖后围岩的自稳与承载能力；采用锚网索联合支护技术方案，可有效地控制煤巷顶板离层与煤帮变形，确保了极弱胶结地层煤巷围岩与支护结构的长期稳定及安全。

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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

中图分类号:TD353

文献标志码:A

文章编号:0253-9993(2016)01-0234-12

作者简介:孟庆彬(1985—)，男，山东菏泽人，助理研究员，博士。E-mail：mqb1985@126.com

基金项目:国家自然科学基金资助项目(51574223)；中国博士后科学基金资助项目(2015M580493)；山东省土木工程防灾减灾重点实验室开放课题资助项目(CDPM2014KF03)

收稿日期:2015-03-09修回日期:2015-04-20责任编辑:常琛

孟庆彬，韩立军，浦海，等.极弱胶结地层煤巷支护体系与监控分析[J].煤炭学报,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