深井回采巷道支护技术初探设计专题报告

深井回采巷道支护技术初探摘要：我国国有大中型煤矿开采深度每年约以812 m的速度向深部增加，一些老矿区和缺煤矿区相继进入深部开采阶段1。由于开采深度的加大，岩体应力急剧增加，地温升高，巷道围岩破碎严重，塑性区、破碎区范围很大，蠕变严重，严重影响矿井安全生产。通过对深部回采巷道围岩稳定机理进行分析，采用高预紧力锚杆全长锚固支护和高帮上部及时支护控制技术，加强巷道或硐室周边围岩稳定性，充分发挥围岩的自身承载能力，取得了良好的支护效果。关键词：深部巷道；围岩应力；全长锚固；高帮及时支护0 引言我国是世界产煤大国，同样也是用煤大国。我国煤炭储量大部分埋藏在深部，埋深大于600 m和1000 m 的储量分别占到73.19 % 和53.17 %。而随着开采深度的加大，巷道周边围岩应力呈近似线性关系的增长，巷道围岩变形少则几百毫米，多达1.02.0 m。2巷道在服务期间需要进行不断的维护与返修，特别是它们的两类或三类的复合型，问题更为突出。严重时，在巷道掘进或使用期间将会在巷道中引发煤与瓦斯突出，甚至岩爆等动力灾害，严重威胁矿井的安全生产。这不但造成巷道支护成本高，而且造成煤炭资源开采的极端困难，严重威胁着矿井的安全生产，对深部资源开采提出了一系列严峻挑战。就问题的实质而言，深部与浅部的主要区别在于围岩所处的应力环境的差别，进而导致围岩强度和变形性质的明显差异。就煤矿而言，在浅部十分普通的岩石，在深部可能表现出软岩的特征易变形并具一定延性、蠕变性强，当岩石中含有蒙托石等粘土矿物时遇水还会发生膨胀。另外，浅部原岩大多处于弹性状态，而深部原岩处于潜塑性甚至塑性状态，巷道开挖后，由于巷道自由面一侧应力减为零，围岩由开挖前的三向应力状态调整为二向应力状态，如不及时有效地支护，表面围岩受到的压剪应力超过围岩强度，围岩很快由表及里发生大变形破裂碎裂整体失稳。1 深部回采巷道围岩稳定的关键理论1.1围岩稳定理论围岩的稳定性既取决于围岩的完整性和岩体强度，又取决于其所处的应力状态。根据岩石力学试验结果，任何岩石在三向应力状态下的强度高于二向应力状态或单向应力状态下的强度；当围岩处于三向应力状态时，随着侧向压力增大，其峰值强度和残余强度都会得到提高，并且峰值以后的应力-应变曲线由应变软化逐渐向应变硬化过渡，岩石由脆性向延性转化6，如图1-1示（图中显示了大理岩强度及变形特性随围压的变化，该图引自Von Karmon，曲线上的数字是围压，单位为MPa）。因此，要维护巷道的稳定，首先必须在巷道开挖后尽快恢复和改善围岩的应力状态，将巷道开挖后因二次应力调整形成的二向应力状态恢复到三向应力状态。改善和恢复应力状态的措施越及时，围岩破裂扩展的程度越轻，围岩的完整性保持得越好，围岩越稳定；巷道自由面上的压应力恢复得越高，围岩强度越高，自我承载能力越高，围岩越稳定。这就要求巷道开挖后必须立即支护，而且支护力必须达到足够的量值。 图1-1 围岩应力应变曲线1.2深部围岩岩爆理论岩爆也叫冲击地压，是世界范围内煤矿及岩石工程遇到的最严重的自然灾害之一，是目前国际深部采矿工程和岩石工程中迫切需要解决的难题。其详细的发生机理尚没有完全清楚，但按煤岩体的失稳类型，可分为压缩冲击地压、剪切冲击地压和拉伸冲击地压。它是一种瞬间发生的岩体脆性破坏，它必须满足一定的应力积累和一定范围内的能量积聚。在巷道周边围岩和矿柱存在高应力区是岩爆发生的先决条件7。通过长期的探索，提出冲击地压的形成机理不下几十种，较有代表性的有：（1）单纯强度理论。早期南非的冲击地压研究者认为冲击地压是局部应力超过了煤岩强度而发生的。显然，应力超过强度只是其中因素之一。（2）单纯能量理论。由于单一强度理论不能完全反映其机理，在对金矿的冲击地压研究中发现，在采矿过程中， 能量的增加率超过能量的耗散能力时， 发生了冲击地压。因此就认为单纯的能量控制了冲击地压的发生，能量理论解释了有关冲击地压现象，但把煤岩体看成纯的弹性体，这与实际是有区别的。（3）刚度理论。通过实验和井下矿柱的对比，对井下单个矿柱的冲击地压研究发展了刚度理论，将其发展到研究多个矿柱冲击地压计算。该理论只适用于矿柱问题。（4）倾向性理论。通过试验和调查认为，产生冲击地压是煤岩固有的性质，并把这种固有的性质称为冲击倾向性。提出了衡量这种倾向性强弱的两个指标： 弹性指数和冲击能量指数。当这两个指标大于某个值时，就会产生冲击地压。但在实践中发现，冲击倾向性大的煤岩出现冲击地压的次数并不比倾向性小的煤岩次数多。因此，这一理论存在明显的不足。1.3深部软岩非线性大变形理论在深部巷道围岩受地压作用下，除脆性岩体产生岩爆外，另一种表现是围岩体软化， 从而进入大变形软岩状态。在我国地下煤矿中，随着开采深度的加大，绝大部分煤矿都出现了软岩灾害。深部软岩灾害导致矿井停产、停建屡见不鲜；造成隧道、涵洞无法使用的情况， 在水电、铁路等方面经常见到。深部软岩巷道围岩的地压表现特征是其在工程应力的作用下产生显著的塑性大变形。当工程力一定时，不同岩体，强度高于工程力水平的大多表现为硬岩的力学特性，强度低于工程力水平的则可能表现为深部软岩的力学特性：而对同种岩石，在较低工程力的作用下表现为硬岩的小变形特性，在较高工程力的作用下则可能表现为深部软岩的大变形特性。根据工程深部软岩的特性差异及产生显著塑性变形的机理，深部软岩可分为四大类，即膨胀性深部软岩、高应力深部软岩、节理化深部软岩和复合型深部软岩8。根据理论分析和大量的工程实践，初步将深部软岩的变形力学机制归纳为3大类，即物化膨胀类（I）、应力扩容型类（II）和结构变形类（III）。各类中又依据引起变形的严重程度分为A，B，C，D 四个等级，共l3亚类。显然，I类机制与深部软岩本身分子结构的化学特性有关，II类机制与力源有关，III类机制则与硐室结构与岩体结构面的组合特性有关。这三类机制基本概括了深部软岩膨胀变形的主要动因。深部软岩巷道之所以具有大变形、大地压、难支护的特点，是因为深部软岩巷道围岩并非具有单一的变形力学机制，而是同时具有多种变形力学机制的“并发症”和“综合症”复合型变形力学机制，复合型变形力学机制是深部软岩变形和破坏的根本原因。2 深部回采巷道围岩稳定控制技术2.1深井巷道锚杆支护理论基础传统的悬吊、组合梁、组合拱等锚杆支护理论是根据处于弹性状态的完整岩体提出的，而且只适用于特定的条件，对于围岩处于峰后强度和残余强度的破裂岩体。上述理论不能解释锚杆支护的作用机理。近期国内外一些学者研究了锚杆支护对岩石力学性质的改善，但仅限于岩石处于峰前弹性状态下对内聚力C、内摩擦角、弹性模量E的作用，未涉及岩石处于峰后的情况9。围岩强度强化理论认为：（1）巷道锚杆支护的实质是锚杆和锚固区域的岩体相互作用形成统一的承载机构。（2）巷道锚杆支护可提高锚固体的力学参数（）改善被锚固岩体的力学性能。（3）巷道围岩存在破碎区、塑性区和弹性区，锚杆锚固区的岩体则处于破碎区或处于上述23个区域中，相应锚固区的岩石强度处于峰后强度或残余强度。锚杆支护使巷道围岩特别是处于峰后区围岩强度得到强化，提高峰值强度和残余强度。（4）煤巷锚杆支护可以改变围岩的应力状态，增加围压，从而提高围岩的承载能力。（5）巷道围岩锚固体强度提高以后，可减少巷道周围破碎区、塑性区的范围和巷道的表面位移，控制围岩破碎区、塑性区的发展，从而有利于保持巷道围岩的稳定。运用极限平衡理论，在各向等压的情况下，圆形巷道的塑性区半径和周边位移计算： （2-1） （2-2）式中：巷道周边位移； 塑性区半径； 原岩应力； 支护阻力； 圆形巷道半径； 围岩内摩擦角； 围岩的粘聚力； 剪切弹性模量。由式1和式2可知，巷道的稳定性和周边位移主要取决于岩层的原岩应力，反映岩石强度性质的内摩擦角和粘聚力。再因在给定巷道条件下，原岩应力是定值，内摩擦角和粘聚力愈小，也就是围岩强度愈低，则周边位移值显著增大。针对巷道围岩中等稳定的条件，根据理论研究、计算和相似材料模拟试验，得到了以下认识；1）锚固体破坏前后的内聚力、内摩擦角、锚固体极限强度、残余强度随锚杆支护强度增加而提高，破坏后的较破坏 前的提高更显著，因此锚杆可以增强巷道围岩的稳定性，控制巷道的周边位移。见表2-1、表2-2。表2-1 不同锚杆支护强度下锚固体破坏前C、值锚杆支护强度/（MPa）00.060.080.110.140.170.22等效内聚力C/（MPa）0.3470.3570.3630.3680.3830.3770.387等效内摩擦角/（）31.5131.5333.5135.3737.1438.8040.40表2-2 不同锚杆支护强度下锚固体破坏后C*、值锚杆支护强度/（MPa）00.060.080.110.140.170.22等效内聚力C/（MPa）0.01680.01820.01830.01840.01860.01940.021等效内摩擦角/（）31.5131.5333.5135.3737.2440.4040.402）破裂岩体中布置的锚杆强化了岩体的和，的强化大于的强化，与的强化比值为1.061.13，这对破裂岩体的稳定十分有利。3）破裂岩体的和随的增加而不断强化，达到一定程度就能保持围岩的稳定，见图2-1。这就是锚杆支护设计、支护参数研究的基本依据。图2-1 锚固体应力应变曲线注：曲线上数字为锚杆支护强度/MPa2.2 深部巷道锚杆支护作用机理2.2.1 锚杆锚固力锚杆安设在岩体内部，它的受力以及它作用于围岩的力同框式支架相比要复杂得多。国标GBJ86-85将锚固力定义为锚杆对于围岩的约束力。在实际应用中，大都以抗拔力为锚固力，这给检验锚杆安设质量提供了简便的抗拔试验方法，但国内外许多学者纷纷撰文指出了抗拔力与锚固力的区别，所以有必要进一步分析和明确锚固力的定义。根据锚杆对围岩的稳定作用划分和定义锚固力。图2-2表示锚杆作用于围岩的两个方向的力，径向锚固力和切向锚固力，径向锚固力含托锚力和粘锚力。图2-2 锚杆约束围岩的力（1）托锚力：托板阻止围岩向巷道内位移，对围岩施加径向支护力，使围岩由平面应力状态转化为三向应力状态，提高了围岩的强度。这种来自托板使围岩稳定的力称为托锚力。（2）粘锚力：粘结剂将围岩与锚杆粘结成整体，由于围岩深部与浅部变形的差异，锚杆便通过粘结剂对围岩施加粘结力来抑制围岩变形，这种力对稳定围岩起着重要作用，称为粘锚力。由作用力和反作用力关系可知，粘锚力就是锚杆体内的轴力，但轴力沿杆体不是均布的，为了粘锚力的定量化，可将杆体中性点处的轴力值作为粘锚力的大小10。（3）切向锚固力：围岩体的变形大多是从岩体中的弱面开始的，在围压的作用下，围岩沿着弱面滑动或张开，最终导致巷道断面的收缩。由于锚杆体贯穿弱面，它限制围岩沿弱面的滑动和张开，这种限制力称为切向锚固力。尽管杆体所能提供的切向锚固力同弱面的强度相比是较小的，但切向锚固力的存在可使弱面不致因某个薄弱环节的突然破坏而影响原有承载力的充分发展。2.2.2 径向锚固力的作用机理如图2-3所示，图中a为完全失去粘结力的岩体，仅以岩块之间的挤压形成拱的作用，维持原来的形状而没有冒落；d为保持原来的强度和弹性模量的岩体；b为岩石强度已显著降低，处于围岩峰后特性区域的岩体，c为介于b与d之间的岩体，其状态可能发展为b，也可能保持为d。在岩层内开掘巷道以后，围岩会出现如图2-4的强度分布，强度分布将随时间而变化，如能及时支护，不仅能保持d的状态，防止巷道表面掩饰剥落，还可做到b那样良好的状态，防止内部围岩强度的恶化。所以要发挥锚杆的作用，必须掌握围岩强度恶化的发展，及正确选择阻止强度恶化发展的支护方式和支护阻力。11实践表明，只要及时安装锚杆，即使锚固力不大，也能大幅度降低围岩强度的恶化。图2-3 巷道围岩破碎情况如图2-4，当围压为零时，残余强度接近于零，当围压为1MPa时，残余强度约为9MPa。随着围压的增高，岩石的应变软化程度逐步降低，残余强度逐步增大。尤其是当围压在零到1MPa范围内变化时，残余强度表现出对围压很强的敏感性，即围压稍微增大，残余强度增长很快。低围压下，残余强度所以对围压具有强敏感性，是由于岩石的破裂面较粗糙，破裂后岩石继续承载时，岩石变形主要表现为沿破裂面滑动和将破裂面的凸起啃断两种形式，当围压为零时，岩石变形完全表现为沿破裂面滑动，当围压由零逐渐增长时，岩石变形形式由沿破裂面滑动逐渐转变为将破裂面的凸起啃断，岩石的残余强度迅速提高。围岩峰后的这种特征对于研究巷道支护具有重要意义。图2-4 残余强度与围压的关系对于具有护表构件的锚杆支护，径向锚固力可以均布到锚固区域的单位面积岩体，若锚杆锚固力p为100 kN，则锚固岩体中单位面积岩体的围压增量为： （2-3）式中：锚杆布置间排距，取e=t=0.7 m。则=0.2 MPa，在低围压情况下0.2 MPa的围压增量约可使围岩的残余强度提高14 MPa。2.2.3 切向锚固力的作用机理（1）、切向锚固力对单节理面的加固作用锚杆对围岩弱面抗剪强度的作用表现为：由于节理面两壁的相对位移导致锚杆轴向拉力（Tb）增长，而轴向力相对节理面提供附加力12；Tb的平行节理面分量，将作为节理面抗剪能力的组成部分；粘结式锚杆杆体本身的抗剪能力限制节理面的相对滑动。图2-5 粘结式锚杆应力分布图a-岩石锚杆；b-杆体拉应力；c-胶结面剪应力；d-杆体剪应力；e-胶结面法向应力穿过节理面的锚杆在节理面附近的岩体内应力分布如图2.5所示。葛修润提出加锚节理面抗剪刚度公式为： （2-4） 式中：节理面本身的抗剪强度； 由杆体的“销钉”作用引起的换算抗剪刚度； 由杆体轴向力相对节理面的法向分量引起的换算抗剪强度； 由杆体轴向力相对节理面的切向分量引起的换算抗剪强度。它们分别用下式求得： （2-5） （2-6） （2-7） （2-8） 式中：锚杆轴向应力（以拉应力为正）； 锚杆横截面上的平均剪应力； 节理面平均法向应力； 节理面粘结力； 节理面摩擦角； 锚杆安装角，系节理面剪切位移方向与同一侧锚杆的夹角； 锚杆横截面与单根锚杆穿过的节理面面积比。由式4可知锚杆使节理面抗剪刚度提高量为：（2-9）（2）、切向锚固力对围岩的加固作用围岩体中存在大量不规则弱面，岩体强度往往取决于弱面的性质。巷道开绝后，锚杆经常滞后支设，在锚杆支设前，又会产生裂纹、裂隙等新生的弱面13,14。因此，锚杆通常都穿过大量不规则的弱面。锚杆与弱面的夹角为0，取其平均值，按式9求在的平均值 = （2-10） 按式10，可计算锚杆对节理抗剪强度的提高量，若锚杆破坏服从最大拉应力准则，取杆体抗拉强度为400 MPa，为200 MPa，为1/2000，为17，则=0.044+0.167=0.211 MPa即巷道围岩锚杆加固以后，围岩弱面的平均抗剪强度约可提高0.211 MPa。3 工程实例3.1工程地质条件所研究的回采巷道位于-720 m水平，巷道断面为梯形断面。轨道顺槽底宽为3.6m，中高为2.7m，运输顺槽底宽为4.0m，中高为2.5m。其直接顶为02.54m的泥岩，局部厚度可达4m6m，灰黑色，致密性脆，易碎，含植物根系化石，在工作面东部不发育，中部开始向西发育并渐厚。基本顶为35m的中细砂岩，灰白色，成分以石英、长石为主，层理不明显，含有黄铁矿结核，工作面中东部为9#煤直接顶。直接底为1.86m的泥岩，灰黑色，致密性脆，含植物化石碎片。基本底为7.84m的砂质泥岩，深灰色，含砂不均，致密性脆，含植物根系化石碎片。煤层平均厚度2.5m，黑色，金属光泽油脂光泽，条带结构，局部见丝炭物质组成的线理结构。条痕黑褐色，内生节理发育，性脆，硬度，为光亮型煤。工业牌号为气煤。9802工作面回采巷道岩层柱状如图3-1所示。3.2围岩力学性能测试所研究的回采巷道直接顶为中细砂岩，由于砂岩厚度达35m，强度大、稳定性好，完成能够形成自稳结构，故在中细砂岩直接顶情形下不再论证顶板稳定性。当直接顶为泥岩时，要论证顶板稳定性，首先应测试泥岩强度，最常用的强度指标为单轴抗压强度和和抗拉强度。3.2.1泥岩单轴抗压强度所谓岩石的单轴抗压强度是指岩石试件在无侧限条件下，受轴向力作用破坏时单位面积上所承受的载荷。即 式中： 单轴抗压强度，有时也称作无侧限强度，单位MPa。 在无侧限条件下，轴向的破坏载荷，单位kN。 试件的直径，单位mm。 图3-1 回采巷道顶底板岩层柱状图按中华人民共和国岩石试验方法标准的要求，单轴抗压强度的试验方法是在带有上、下块承压板的试验机内，按一定的加载速度单向加压直至试件破坏。此外对试件的加工也有一定的要求。即试件的直径或边长为4.85.2cm，高度为直径的2.02.5倍，试件两端面的不平整度不大于0.05mm，在试件的高度上直径或边长的误差不大于0.3mm，两端面应垂直于试件轴线，最大偏差不大于0.25，由于试件尺寸，加工精度统一，使试验结果具有较好的可比性。试验结果见表3.1，泥岩单轴抗压强度最大为35.28 MPa，最小为21.87 MPa，平均为26.35 MPa。判断泥岩压破坏时，以最小的单轴抗压强度21.87 MPa为准。表3-1 泥岩单轴抗压测试结果序号直径/mm高度/mm极限压力/kN抗压强度/MPa149.1973.2973.02025.80249.282.5682.16825.77348.9361.3183.08835.28451.72103.4596.69423.02549.29105.5889.32421.87泥岩的破坏过程如图3-2图3-4所示，图3-2为完整泥岩试块夹在试验机上下承压板的情景，图3-3为裂隙继续发育并逐渐贯通整个中轴面，图3-4为泥岩试件沿中轴面破坏劈裂，丧失承载能力。图3-2 夹在试验机上下承压板之间的完整泥岩试件图3-3 泥岩试件裂隙贯通图3-4 泥岩试件丧失承载能力3.2.2泥岩的抗拉强度泥岩抗压强度一般比抗拉强度大很多，因此泥岩直接顶巷道一般发生拉破坏而导致巷道失稳。抗拉强度采用劈裂法试验，用一个实心圆柱形试件，使它承受径向压缩线荷载至破坏，求出岩石的抗拉强度，按我国岩石力学试验方法标准规定：试件的直径为5cm、其高度为直径的一半。根据布辛奈斯克半无线体上作用着集中力的解析解，求得试件破坏时作用在试件中心的最大拉应力为： 式中：试件中心的最大拉应力，即为抗拉强度，单位MPa。 P试件破坏时的极限压力，单位kN。 D试件的直径，单位mm。 t试件的高度，单位mm。试验结果见表3.2所示，泥岩抗拉强度最大为1.62 MPa，最小为0.90 MPa，平均为1.29 MPa。判断泥岩拉破坏时，通常也以最小的抗拉强度为准，因此取泥岩的抗拉强度为0.9 MPa。表3-2 泥岩抗拉实验测试结果序号直径/mm高度/mm极限压力/kN抗拉强度/MPa148.7531.002.4941.05248.8629.822.0720.90348.6230.143.1131.35448.8629.483.4901.54548.8931.023.8651.62泥岩的破坏过程如图3-5、图3-6所示，图3-5为劈裂试验前完整的泥岩试块，图3-6为劈裂试验后5个泥岩试块的破坏情况。图3-5 劈裂试验前完整的泥岩试件图3-6 劈裂试验后泥岩的破坏情况 3.3巷道围岩稳定性分类按照我国煤矿缓倾斜、倾斜煤层回采巷道稳定性分类方案进行计算，回采巷道为极不稳定的V类巷道。3.4巷道锚杆支护参数的确定3.4.1锚杆直径确定为有效地控制巷道围岩的变形和离层，锚杆必须给围岩可靠的支护阻力。当锚杆材质一定时，支护阻力的大小与杆体半径的平方成正比，也就是说，直径越大，支护阻力和锚杆支护系统刚度越大，对支护越有利。另一方面需考虑锚杆直径与钻孔孔径的合理匹配，锚孔与锚杆直径相差612mm，锚固力较大。考虑经济因素，钻孔小，成本相应低。考虑施工机具因素，确定顶板锚杆直径、两帮锚杆直径均为20mm，能够满足高锚固力、材料节约、施工方便的要求。3.4.2锚杆长度确定锚杆长度是锚杆支护参数中的关键参数之一，就巷道支护整体结构而言，锚杆长度太短，在巷道围岩内形成的加固厚度较小，不利于巷道顶板的稳定。已确定锚杆直径为20mm，数值计算中，在采用相同锚杆间排距的基础上改变锚杆长度，不同锚杆长度对应的轨道顺槽、运输顺槽变形情况见表3-3，图3-7、3-8。表3-3 不同长度锚杆支护变形情况 比较项目锚杆长度顶板下沉量/mm底鼓量/mm低帮位移量/mm高帮位移量/mm160090.78124.40201.40200.20180080.92121.70185.00181.50200029.1726.6744.6044.88220025.0020.2237.8522.46240024.9220.1337.5422.42图3-7 不同长度锚杆巷道的表面收敛情况图3-8 不同长度锚杆巷道顶底板、两帮相对位移量锚杆长度是影响巷道维护效果的重要参数，适当增加锚杆长度对控制巷道围岩变形十分有利。由表3.3和图3.8可见，随着锚杆长度的加长，巷道顶底板、两帮的变形规律如下：当锚杆长度从1600mm增大至1800mm时，顶板相对移近量减小12.56mm，两帮相对移近量减小35.1mm；当锚杆长度从1800mm增大至2000mm时，顶底板相对移近量减小146.78mm，两帮相对移近量减小277.02mm，当锚杆长度从2000mm增大至2400mm时，顶底板相对移近量减小10.79mm，两帮相对移近量减小29.52mm。锚杆长度达到2.0m后顶底板移近量变形速度趋于缓和，继续增加锚杆长度对顶板变形的控制效果不再有明显的变化，故顶锚杆长度选择为2.0m；锚杆长度大于2.0m之后，对两帮变形的控制效果改善不太明显，2.0m锚杆对围岩变形控制已能满足要求，且考虑此轨道顺槽、运输顺槽宽度仅为3.6m，为施工方便，确定帮锚杆长度为2m。3.4.3锚杆间排距确定（1）、顶锚杆间排距的确定对巷道支护整体结构而言，间排距过大，支护强度变小，甚至不能形成连续的承载结构，难以有效控制巷道围岩变形。为了优化现有的锚杆间排距参数，在采用已确定的锚杆直径和锚杆长度的前提下，根据巷道断面尺寸提出四种顶锚杆间排距备选方案（帮锚杆间距暂定为为800mm），通过对四种方案对巷道围岩的维护效果进行比较，从中选优。四种顶锚杆间排距方案分别为：11001200mm 、1000mm1100mm、900mm1000mm、800mm900mm。结果见表3-4，如图3-9、图3-10所示。表3-4 不同间排距顶锚杆支护变形情况 比较项目间排距顶板下沉量/mm底鼓量/mm低帮位移量/mm高帮位移量/mm1100mm1200mm80.46144.3182166.41000mm1100mm72.45124.5161136.2900mm1000mm29.1726.6744.644.88800mm900mm27.2524.6242.4342.77图3-9 不同顶锚杆间排距巷道的表面收敛情况图3-10 不同顶锚杆间排距巷道顶底板、两帮相对位移量从表3-4和图3-10中可以看出，随着锚杆间排距的减小，巷道围岩变形整体呈减小趋势。顶底板相对移近量在一定程度上表现了顶锚杆对顶板的控制效果，同理，两帮相对移近量在一定程度上表现了帮锚杆对两帮的控制效果。当间排距从1100mm1200mm减小至1000mm1100mm时，顶锚杆和帮锚杆的根数没有发生变化，顶底板相对移近量减小27.8mm，两帮相对移近量减小51.2mm。当间排距从1000mm1100mm减小至900mm1000mm时，顶锚杆的根数增加一根，帮锚杆的根数没有发生变化，顶底板相对移近量减小141.11mm，两帮相对移近量减小207.72mm。当间排距继续减小至800mm900mm时，顶锚杆的根数又增加一根，帮锚杆的根数没有变化，顶板相对移近量减小3.8mm，两帮相对移近量减小4.3mm。由上可知，当顶锚杆的间排距减小至900mm1000mm后，顶底板和两帮的变形变化平缓，再减小顶锚杆的间排距，对控制巷道顶底板及两帮变形已没有明显的效果。顶锚杆的间排距采用900mm1000mm，巷道顶底板相对移近量为55.84mm，两帮相对移近量为89.48mm，完全能满足掘进期间生产和通风的需要，所以顶锚杆的间排距采用900mm1000mm。（2）、帮锚杆间排距的确定在采用已确定的锚杆直径和锚杆长度，并确定顶锚杆的间排距为900mm1000mm的前提下，同样根据巷道断面尺寸提出四种帮锚杆间排距备选方案，由于系统布置的要求，帮锚杆的排距确定为1000mm。通过对四种方案对巷道围岩的维护效果进行比较，从中选优。四种帮锚杆间排距方案分别为：1000mm1000mm、900mm1000mm、800mm1000mm、700mm1000mm。结果见表3-5，图3-12、3-13所示。表3-5 不同帮锚杆间排距支护变形情况 比较项目间排距顶板下沉量/mm底鼓量/mm低帮位移量/mm高帮位移量/mm1000mm1000mm80.79121.2182.6182.1900mm1000mm62.21114.00161.90156.70800mm1000mm29.1726.6744.6044.88700mm1000mm27.0424.2942.1740.68图3-11 不同帮锚杆间排距巷道的表面收敛情况图3-12 不同帮锚杆间排距巷道顶底板、两帮相对位移量从表3-5，图3-12中可以看出，随着锚杆间排距的减小，巷道围岩变形整体呈减小趋势。两帮相对移近量在一定程度上表现了帮锚杆对两帮的控制效果，同理，顶底板相对移近量在一定程度上表现了顶锚杆对顶板的控制效果。当间排距从1000mm1000mm减小至900mm1000mm时，帮锚杆的根数不变，顶底板相对移近量减小25.78mm，两帮相对移近量减小46.1mm。当间排距继续减小至800mm1000mm时，帮锚杆增加一根，顶底板相对移近量减小120.37mm，两帮相对移近量减小229.12mm，再减小帮锚杆的间距对控制效果已没有明显的影响。帮锚杆的间排距采用800mm1000mm，巷道顶底板相对移近量为55.84mm，两帮相对移近量为89.48mm，完全能满足掘进期间生产和通风的需要，所以帮锚杆的间排距采用800mm1000mm。（3）、其它锚杆支护参数锚杆支护参数包括锚杆材质、锚杆直径、锚杆长度、锚杆间排距、锚固方式、预紧力、附件等。1）锚杆材质所研究工作面轨道顺槽、运输顺槽顶板和两帮锚杆选择材质为20MnSi的左旋螺纹钢高强度锚杆，其屈服强度和极限强度大，控制围岩变形效果好，杆体表面具有凹凸纹理，能够保证锚杆与锚固剂之间较大的粘结力。2）预紧力锚杆预紧力对控制围岩变形有很重要的作用。据研究结果，认为锚杆预紧力的合理最小值为2030kN。当预紧力小于此范围时，围岩变形量有较大增加，而预紧力大于此值时，对控制巷道围岩变形的作用不明显。因此，确定锚杆预紧力大于20kN，锚杆螺母上紧扭矩大于200Nm。3）锚固剂及锚固长度锚固剂采用树脂药卷，凝结速度为超快、中速，顶板、两帮锚杆采用的树脂药卷均为CK2350一支，锚固长度600mm。4）锚杆支护附件包括金属网、托带等，顶板、两帮配套使用金属网，所有托带使用钢托带，托带厚度10 mm。锚杆、锚索支护参数汇总：顶板锚杆间排距9001000mm，每排5根锚杆，锚杆均为直径20mm、长度2000mm的左旋螺纹钢锚杆，锚固采用树脂药卷锚固，树脂药卷规格：CK2350一支。两帮采用锚杆间排距8001000mm，低帮每排三个锚杆，高帮每排4根锚杆，锚杆均为直径20mm、长度2000mm的左旋螺纹钢锚杆，采用树脂药卷锚固，树脂药卷规格：CK2350一支。锚杆配套使用半球形垫圈、尼龙或树脂减摩垫圈、金属垫圈，快速安装的高强螺帽。顶板、两帮均铺设金属网和钢筋梯子梁，钢筋梯子梁采用直径14mm的圆钢焊接。锚杆支护断面图见图3-13，钢筋梯子梁设计图见图3-14，单位：mm。图3-13 锚杆支护断面图顶板用高帮用低帮用图3-14 钢筋梯子梁（4）、支护原则所研究工作面轨道顺槽和运输顺槽为6m大循环进尺快速掘进技术工业性试验巷道，轨道顺槽和运输顺槽均为梯形巷道，高帮高度为3.5m，低帮高度为2.1m。大循环进尺能够加快掘进速度，但也为围岩控制带来了困难，其主要困难在于：1）空顶长度大，顶板易发生离层；2）煤层节理发育，高帮易片帮。针对大循环进尺条件下围岩控制的困难，围岩控制应满足以下支护原则：高预紧力锚杆支护。为了防止顶板过早离层以及煤帮破碎区的发展，及时施加高预紧力，实现锚杆主动承载，抑制围岩变形，强化围岩力学参数，从而达到防止顶板冒顶、高帮片帮的目的。高帮上部及时支护。顶板锚杆和高帮肩角锚杆同时打设，滞后打设高帮下部锚杆和低帮锚杆，实现顶板和肩角围岩稳定。采用FLAC2D数值模拟方法，对高帮上部未及时支护和及时支护条件下的围岩变形情况进行了模拟，巷道围岩位移矢量如图3-15、图3-16所示。由图可以看出，及时支护条件下，高帮上部位移明显减小，由未及时支护条件下的120mm减小至60mm。图3-15 高帮上部未及时支护条件下的变形情况图3-16 高帮上部及时支护条件下的变形情况3.5支护质量监测3.5.1测站布置为了观测全长锚固及高帮及时支护条件下案例工作面轨道顺槽、运输顺槽在掘进期间、掘后稳定期间围岩活动规律，研究支护参数的合理性，在巷道掘进过程中设置了表面位移观测测站。全长锚固及高帮及时支护开始即设置观测测站，隔40m设1个测站，设置4个测站，岩性或锚杆支护参数发生变化均增加测站观测。在每个断面的顶、底板和两帮的中部各布置1个测点，如图3-17所示。观测方法：用卷尺或测杆进行量测。图3-17 表面位移测点设置3.5.2巷道围岩位移量对各测站观测数据进行汇总、平均，得出巷道表面位移随着测站距迎头的变化关系曲线，如图3-18所示。由图3-18可以看出，巷道表面收敛量随掘进头的远离（时间的延长）而递增，变形速度逐渐减小。顶底板相对移近量和两帮相对移近量变化趋势相同，距掘进头80m以后，巷道围岩变形速度趋于稳定，变形量增加不再明显。顶底板相对移近量为52mm，两帮相对移近量为102mm，巷道围岩稳定性较好。图3-18 掘进期间巷道表面位移曲线3.5.3经济效益分析实施全长锚固及高帮及时支护工艺后，掘进速度大幅度提高，不但减少了人工费，节约了掘进费用；而且增加了掘进出煤量，增加了收入。（1）、节约了巷道掘进人工费原施工工艺采用“三八”工作制，每班24人，每人每天110元，1月份轨道顺槽、运输顺槽实际掘进进尺为87.4m、127.6m，按此计算轨道顺槽、运输顺槽每米巷道的人工费为：2718.5元和1862元。实施全长锚固及高帮及时支护工艺后，采用“四六”作业制，三个班生产一个班检修；每班20人，每人每天120元，3月的轨道顺槽、运输顺槽掘进进尺为409.9m和415.7m；此计算轨道顺槽、运输顺槽每米巷道的人工费为：527元和519.6元。实施全长锚固及高帮及时支护工艺后，轨道顺槽和运输顺槽每米巷道节约人工费分别为：2191.5元和1342.4元。（2）、增加了掘进出煤收入原工艺条件下，1月份轨道顺槽、运输顺槽进尺分别为87.4m和127.6m，轨道顺槽毛断面（宽*高）=3.8m*2.8m，运输顺槽毛断面（宽*高）=4.2