采矿工程毕业设计（论文）-祁东矿井150Mta新井设计

中国矿业大学2012届本科生毕业设计 第页本设计矿井采用两翼对角式通风，在矿井服务年限内，分别在两翼和中间上部边界开凿三个风井。矿井通风容易时期和困难时期的最大阻力路线1）通风容易时期地面→副井→井底车场→轨道大巷→采区下部车场→采区轨道上山→采区中部车场→区段运输平巷→工作面→区段回风平巷→采区上部车场→采区回风上山→回风石门→边界风井。2）通风困难时期地面→副井→井底车场→轨道大巷→副暗斜井→二水平轨道大巷→采区下部车场→采区轨道上山→区段运输平巷→工作面→区段回风平巷→采区中部车场→采区回风上山→回风石门→边界风井。对应于通风容易时期的通风系统立体图如图9.4.1，对应于通风困难时期的通风系统立体图如图9.4.2。通风容易时期和通风困难时期的通风系统网络图如图9.4.3。图9.4.3通风容易时期与困难时期的通风系统网络图矿井通风阻力计算根据已经确定的通风容易时期和通风困难时期，按这两个时期的通风阻力最大的风路分别计算出各段井巷的通风阻力，然后累加得出两个时期的总阻力。据此，所选用的风机既能满足困难时期又能满足容易时期的要求，则其它时期就无须再计算。通风容易与通风困难时期的矿井通风阻力计算分别见表9.4.1、表9.4.2。矿井通风总阻力容易时期通风总阻力：Hfrmin=1.2×∑hfrmin(9-12)困难时期通风总阻力：Hfrmax=1.2×∑hfrmax（9-13）式中：1.2为考虑风路上有局部阻力的系数；∑hfrmin、∑hfrmax分别是矿井通风容易时期和通风困难时期的矿井总阻力。则有：Hfrmin=1.2×985.0=1182（Pa）Hfrmax=1.2×1402.8=1683.36（Pa）矿井容易时期和困难时期的总风阻见表9.4.3。表9.4.1通风容易时期矿井通风阻力计算表巷道名称巷道标号支护方式a×104LUSQhfrv/N·s2·m-4/m/m/m-2/m3·s-1/Pa/m·s-1副井地面-1混凝土350.069122.640.766.535.81.6井底车场1-2锚喷80.0100013.812.466.5255.75.4轨道石门2-3锚喷70.031014.815.056.029.83.7轨道大巷3-4锚喷70.098014.815.056.094.23.7轨道上山4-5锚喷90.027013.612.856.049.44.45-6锚喷90.020913.612.854.436.14.3运输平巷6-7锚网150.0193717.017.541.4158.02.4工作面7-8液压支架320.021018.015.236.044.62.4轨道平巷8-9锚网150.0193717.017.541.4158.02.4回风石门9-10锚喷70.034213.612.866.568.65.2风井10-地面混凝土350.042818.828.366.554.92.3合计/Pa985.0表9.4.2通风困难时期矿井通风阻力计算表巷道名称巷道标号支护方式a×104LUSQhfrv/N·s2·m-4/m/m/m-2/m3·s-1/Pa/m·s-1副井地面-1混凝土350.074122.640.778.052.81.9井底车场1-2锚喷70.0100013.812.478.0307.96.3轨道石门2-3锚喷70.08614.815.056.08.33.7轨道大巷3-4锚喷70.074014.815.056.071.23.7运输平巷4-7锚网150.0200017.017.541.4163.12.4工作面7-8液压支架320.021018.015.236.044.62.4轨道平巷8-12锚网150.0200017.017.541.4163.12.4运输上山12-13锚喷90.02913.612.863.46.85.013-18锚喷90.018213.612.864.944.85.118-9锚喷90.028813.612.876.498.26.0回风石门9-10锚喷70.0132913.612.878.0366.66.1风井10-地面混凝土350.042818.828.378.075.52.8合计/Pa1402.8表9.4.3矿井通风总阻力项目容易时期困难时期阻力/Pa11821683.36矿井总风阻及总等积孔矿井通风总风阻计算公式：R=hr/Qf2（9-15）矿井通风等积孔计算公式：A=1.1917/R0.5（9-16）式中：R——矿井风阻，N·s2/m8；hr——矿井总阻力，Pa；Qf——矿井总风量，m3/s；A——矿井等积孔，m2。带入上面数据即可求出：容易时期：总风阻为：R=Hfrmin/Qfmin2=0.267（N·s2/m8）总等积孔：Armin=1.1917/R0.5=2.30（m2）困难时期：总风阻为：R=Hfrmin/Qfmax2=0.277（N·s2/m8）总等积孔：Armax=1.1917/R0.5=2.26（m2）由以上计算并对照表9.4.4可以看出，本矿井通风容易时期和通风困难时期总等积孔均大于2m2，属于通风容易矿井，计算结果汇总表见表9.4.5。表9.4.4矿井通风难易程度与等积孔对照表通风阻力等级通风难易程度等积孔A大阻力矿困难<1m2中阻力矿中等1~2m2小阻力矿容易>2m2表9.4.5矿井风阻和等积孔项目风量/m3·s-1总风阻/N·s2·m-8等积孔/m2难易程度容易时期66.50.2672.30容易困难时期78.00.2772.26容易矿井通风设备选型通风机选择的基本原则所用的通风机除应具有安全可靠、技术先进、经济指标好等优点外，还应符合下列要求：（1）选择通风机一般应满足第一水平各个时期的阻力变化要求，并适当照顾下一水平通风机的需要。当阻力变化较大时，可考虑分期选择电动机，但初装电动机的使用年限不宜小于10a；（2）留有一定的余量，轴流式通风机在最大设计风量和风压时，叶片安装角度一般比最大允许使用值小5°，离心式通风机的转数一般不大于允许值的90%；（3）通风机的服务年限内，其矿井最大和最小阻力的工作点均应在合理工作范围内；（4）虑风量调节时，应尽量避免采用风硐闸门调节。通风机风压的确定1）自然风压通风机的压力与自然风压有很大关系。风机选型时计算风机压力须计算出矿井自然风压。矿井自然风压的大小，最要取决于矿井风井的深度及内部的风流的密度。（1）静压矿井进、出风井的空气柱的容重差以及高度差和其它自然因素所形成的压力成为自然风压，它对矿井风机的工况点会产生一定的影响，因此设计中应考虑自然风压对风机的影响。H=ΔρgH（9-17）式中：Δρ——进风井筒与出风井筒空气平均密度差，kg/m3，见表9.5.1示；H——井筒深度，m。表9.5.1空气平均密度季节进风井筒（kg/m3）出风井筒（kg/m3）冬1.281.24夏1.221.26副井深度：Z副井=691m风井深度：Z风井=428m高差：Z高差=691-428=263m冬季空气密度取：ρ进=1.28kg/m3，ρ出=1.24kg/m3，Ρ平均=1/2×（ρ进+ρ出）=1.26kg/m3冬季自然风压：hna=ρ进gZ副井-ρ平均gZ高差-ρ出gZ风井=1.28×9.8×691-1.26×9.8×263-1.24×9.8×428=219.3（Pa）夏季空气密度取：ρ进=1.22kg/m3，ρ出=1.26kg/m3，ρ平均=1/2×（ρ进+ρ出）=1.24kg/m3夏季自然风压：hna=ρ进gZ副井-ρ平均gZ高差-ρ出gZ风井=1.22×9.8×691-1.24×9.8×263-1.26×9.8×428=-219.3Pa冬季自然风压有利于矿井通风，压力为219.3Pa，夏季自然风压阻碍矿井通风，压力为-219.3Pa。2）通风机风压（1）矿井采用抽出式通风，通风容易时期通风机静风压为：Hrsmin=Hfrmin-hn+h损失（9-18）式中：Hfrmin——通风容易时期矿井通风总阻力，Pa；hn——通风容易时期帮助通风的自然风压，hn=219.3Pa；h损失——通风机附属装置和扩散器出口的风压损失，通常为20~50，取50Pa。则有hrsmin=1182-219.3+50=1012.7（Pa）（2）通风困难时期，考虑自然风压阻碍通风机通风，通风机静风压为：Hrsmax=Hfrmax-hn+h损失（9-19）式中：Hfrmax——通风困难时期矿井通风总阻力，Pa；hn——通风困难时期阻碍通风的自然风压，hn=-219.3Pa；h损失——通风机附属装置和扩散器出口的风压损失，通常为20~50，取50Pa。则有hrsmax=1683.36+219.3+50=1952.66（Pa）3）通风机实际通过风量Qf因有外部漏风（防爆门和通风机风硐漏风），通过主要通风机的风量Qf必大于矿井总风量，对于抽出式用下式计算：Qf=k×Q（9-20）式中：Qf——通过风机的实际风量，m3/s；Q——风井总风量，m3/s；k——漏风损失系数。风井无提升任务时取1.1；箕斗井兼作回风井时取1.15；回风井兼做升降人员时取1.2。容易时期：Qrmin=1.1×66.5=73.15（m3/s）困难时期：Qrmax=1.1×78.0=85.8（m3/s）4）通风机工况点工况点为主要通风机工作风阻曲线与通风机特性曲线的交点。主要通风机工作风阻曲线由风机风压与风量的关系方程h=R×Q2确定；通风机特性曲线由选择的主要通风机确定。容易时期：Rrsmin=hrsmin/Qrmin2=1012.7/73.152=0.189（N·s2/m8）困难时期：Rrsmax=hrsmax/Qrmax2=1592.66/85.52=0.218（N·s2/m8）风机风压与风量的关系：容易时期：hrsmin=Rrsmin×Qf2=0.189Qf2困难时期：hfsmax=Rfsmax×Qf2=0.218Qf2主要通风机在两个时期分别应满足的风量、风压见表9.5.2。表9.5.2主要通风机工作参数表容易时期困难时期风量/m3·s-1风压/Pa风量/m3·s-1风压/Pa73.151012.785.51592.66根据以上数据，在主要通风机个体特性图表上选定风机，该矿井风机型号选定为FBCDZ-10-No.24C型轴流式通风机。该型通风机特性曲线如图9.5.1所示，在图上绘制风阻线，风阻曲线与风机特性曲线的交点、为理论工况点，M1、M2点为根据理论工况点求得的实际工况点。FBCDZ-10-No.24C型轴流式主要通风机实际工况点参数见表9.5.3。表9.5.3主要通风机实际工况点参数性能参数型号通风时期叶片安装角/（°）转速/r·min风压/Pa风量/m3·s效率/（%）输入功率kWFBCDZ-10-No.24C容易49°/41°5801120770.73138困难55°/47°580171087.50.78192电动机选型主要通风机选定后，根据各时期的主要通风机输入功率计算出电动机的输出功率，选出电动机。图9.5.1FBCDZ-10-No.24C型轴流式通风机特性曲线由于Nfmin/Nfmax=138/192=0.72>0.6，即只需选一台电动机，其功率为：Ne=Nfmax×ke/ηe/ηc（9-21）式中：Ne——电动机的输出功率，kW；Nfmax——通风机困难时期主要通风机的输入功率，kW；ke——电动机容量备用系数，ke=1.1～1.2,取1.15；ηe——电动机效率，ηe=0.92～0.94,取0.93；ηc——传动效率，电动机与通风机直联时η传=1。则：Ne=192×1.15/0.93=237.4（kW）根据以上计算出的功率以及主要通风机要求的转速，选择型号为Y450-50-10的异步电动机，其详细参数见表9.5.4。表9.5.4Y450-50-10型异步电动机技术特征项目单位参数额定功率kW250转速r/min591功率因数-0.798效率%93.28定子电流A32.3矿井主要通风设备的要求矿井不得采用局部通风机群作为主要通风机用。在特殊条件下，作临时使用时，必须报主要通风机管理，制定措施，报省煤炭局批准。（1）主要通风机必须安装在地面，装有通风机的井口必须封闭严密，其外部漏风率在无提升设备时不得超过5%，有提升设备时不得超过15%；（2）主要通风机必须保证经常运转；（3）主要通风机必须装置两套同等能力的通风机，其中一套作备用。在建井期间可装置一套通风机和一部备用电动机。备用通风机或备用电动机和配套通风机，必须能在10min内开动。（4）装有主要通风机的出风井口，应安装防爆门；（5）主要通风机至少每月由矿井机电部门检查1次。改变通风机转数或风叶角度时，必须报矿总工程师批准；（6）进风井口必须布置在不受粉尘、灰土、有害和高温气体侵入的地方；进风井筒冬季结冰，对工人健康和提升设施有一定的危害，必须设暖风设备；（7）回采工作面和掘进工作面都应独立通风，特殊情况下串联通风必须符合《煤矿安全规程》第117条有关规定；（8）完善矿井通风系统，合理分配风量，降低并控制负压，以减少漏风，每个面回采结束，要将其两顺槽就近连通并及时加以密闭，使采空区处于均压状态；对反风装置及风硐的要求为使进风井筒附近和井底车场发生火灾或瓦斯煤尘爆炸时的有害气体不进入工作面，危及井下工人的生命安全，我国《煤矿安全规程》（2006年版）规定要求在10min内能把矿井风流反转过来，而且要求风量不小于正常风量的60％。本设计采用反风道反风，即在出风井另开反风道，安装反风装置。能够保证安全可靠，满足反风的时间和风量要求。特殊灾害的预防措施预防瓦斯和煤尘爆炸的措施1）回采和掘进工作面以及回风巷中，必须按规定定期检查瓦斯，如发现异常，必须按规定处理。2）盲巷、盲硐、片帮及冒顶处等容易积骤瓦斯的地点，必须及时处理。3）掘进应采用双风机，双电源和风电闭锁装置。4）掘进与回采工作面应安设瓦斯自动报警装置。5）大巷及装煤站应安设瓦斯自动报警断电仪。瓦斯超限后应自动切断供电及架线电源。6）所有易产生煤尘的地点。必须采取洒水灭尘等防尘设备及除尘设施。7）井下风速必须严格控制，防止煤尘飞扬。井下所有煤仓和溜煤眼均应保持一定存煤，不得放空，不得兼作通风眼。8）综采工作面应采取煤尘注水。按照保安规程设计悬挂岩粉棚和防水棚。9）煤尘应定期清扫。巷道应定期冲刷，各个装煤站应进行喷雾洒水。预防井下火灾的措施1）井下中央水泵房和中央变电所设置密闭门、防火门。并设区域返风系统。2）井下机电设备选用防爆型为原则。应加强机电设备的安装质量。并加强维修及管理。防止漏电及短路产生高温和火花。3）对自然发火的煤层，应加强煤炭与坑木的加收；加强密闭，及时密闭采空区；对停采线进行黄泥灌浆或喷洒阻化剂；分层开采还应在采区随采随注。4）二阻化剂防火。防水措施1）井巷出水点的位置及其水量，前采空区积水范围、标高和积水量，都必须绘出采掘工程图上。2）主要水仓必须有主仓和副仓，当一个水仓清理时，另一个水仓能正常使用。3）采掘工作面遇到下列情况之一时，必须确定探水线，进行探水，确认无突水危险后，方可前进。（1）接近水淹或可能积水的井巷、老空或小煤矿时；（2）接近水文地质复杂的区域，并有出水征兆时；（3）接近含水层、导水断层、溶洞和陷落柱时；（4）打开隔离煤柱放水时；（5）接近有出水可能的钻孔时；（6）接近有水或稀泥的灌泥区时；（7）底板原始导水裂隙有透水危险时；（8）接近其它可能出水地区时。设计矿井基本技术经济指标表10.1.1设计矿井基本技术经济指标序号技术经济指标项目单位数量或内容1煤层牌号-612可采煤层数目层13主采煤层厚度m6.24煤层倾角(°)9.05~13.8°5矿井工业储量Mt159.69矿井可采储量万t99.326矿井年工作日数d330日采煤班数班27矿井年生产能力Mt/a1.50矿井日生产能力t/d5074.168矿井服务年限a65.79矿井第一水平服务年限a37.5410井田走向长度km8.52～9.13井田倾斜长度km2.43～2.9111瓦斯等级-高瓦斯相对涌出量m3/t1012通风方式前期-中央边界式13矿井正常涌水量m3/h440矿井最大涌水量m3/h53014开拓方式-立井两水平暗斜井延深15第一水平标高m-675最终水平标高m-90016生产的工作面数目个1备用的工作面数目个017采煤工作面年进度m105618移交时井巷工程量m4238达产时井巷工程量m806519开拓掘进队数个420大巷运输方式-胶带输送机21矿车类型-1.0t固定箱式矿车22电机车类型-蓄电池式电机车23设计煤层采煤方法-走向长壁综采放顶煤采煤法24工作面长度m210工作面推进度m/月96工作面坑木消耗量m3/kt1工作面效率t/工57.8工作面成本元/t106参考文献[1]徐永圻.《采矿学》.徐州：中国矿业大学出版社，2003[2]杜计平.《采矿学》.徐州：中国矿业大学出版社，2009[3]林在康、左秀峰.《矿业信息技术基础》.徐州：中国矿业大学出版社，2002[4]邹喜正、刘长友.《安全高效矿井开采技术》.徐州：中国矿业大学出版社，2007[5]张宝明、陈炎光.《中国煤炭高产高效技术》，徐州：中国矿业大学出版社，2001[6]钱鸣高、石平五.《矿山压力及岩层控制》.徐州：中国矿业大学出版社，2003[7]于海勇.《综采开采的基础理论》.北京：煤炭工业出版社，1995[8]王省身.《矿井灾害防治理论与技术》.徐州：中国矿业大学出版社，1989[9].中国煤炭建设协会.《煤炭工业矿井设计规范》.北京：中国计划出版社，2005[10]岑传鸿、窦林名.《采场顶板控制与监测技术》.徐州：中国矿业大学出版社，2004[11]蒋国安、吕家立.《采矿工程英语》.徐州：中国矿业大学出版社，1998[12]李位民.《特大型现代化矿井建设与工程实践》.北京：煤炭工业出版社，2001[13]综采设备管理手册编委会.《综采设备管理手册》.北京：煤炭工业出版社，1994[14]中国煤矿安全监察局.《煤矿安全规程》.北京：煤炭工业出版社，2006[15]朱真才、韩振铎.《采掘机械与液压传动》.徐州：中国矿业大学出版社，2005[16]洪晓华.《矿井运输提升》.徐州：中国矿业大学出版社，2005[17]中国统配煤矿总公司物资供应局.《煤炭工业设备手册》.徐州：中国矿业大学出版社，1992[18]章玉华.《技术经济学》.徐州：中国矿业大学出版社，1995[19]郑西贵、李学华.《采矿AutoCAD2006入门与提高》.徐州：中国矿业大学出版社，2005[20]王德明.《矿井通风与安全》.徐州：中国矿业大学出版社，2007[21]杨孟达.《煤矿地质学》.北京：煤炭工业出版社，2000[22]刘刚.《井巷工程》.徐州：中国矿业大学出版社，2005[23]中国煤炭建设协会.《煤炭建设井巷工程概算定额》（2007基价）.北京：煤炭工业出版社，2008[24]林在康、李希海.《采矿工程专业毕业设计手册》.徐州：中国矿业大学出版社，2008专题部分专题部分祁东煤矿深井巷道锚杆支护技术研究摘要：我国国有大中型煤矿开采深度每年约以8~12m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。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。采用工字钢、架棚等被动支护技术已不能有效的控制巷道的变形，采用高强度全长树脂锚固锚杆锚固力大、锚固及时，能主动地将支撑载荷作用到巷道周边，对围岩施加径向力，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。利用MATLAB7.1来进行有关数据的分析和相关图形的绘制。关键词：深部巷道；锚杆支护；围岩应力；MATLAB7.11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600m和1000m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1.0~2.0m。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。在深部巷道中使用锚杆支护技术，锚杆通过径向和切向锚固力的作用，对围岩施加围压，将围岩由单向、双向受力状态转化为双向、三向受力状态，提高围岩的稳定性。锚杆贯穿围岩中的弱面，切向锚固力改善了围岩的力学性质，进而有效地控制巷道变形。Matlab是mathworks公司于1984年推出的一套高性能的数值计算和可视化软件，它集数值分析、矩阵运算、信号处理和图形显示于一体，可方便的进行数据分析和图形绘制。2开采深度与巷道围岩的变形关系2.1中国的研究开采深度对巷道围岩的影响十分复杂，除与巷道的围岩性质密切相关外，如受采动影响的巷道，则与护巷方式和周围采动状况等也有密切关系。根据我国的研究成果，可得开采深度与巷道维护之间的一般关系如下：(1)岩体的原岩应力即上覆岩层重量，是在岩体内掘巷时巷道围岩出现应力集中和周边位移的基本原因。因此，随开采深度增加，必然会引起巷道围岩变形和维护费的显著增长。(2)巷道的围岩变形量或维护费用随采深的增加近似的呈线性关系关系增长。(3)巷道围岩变形和维护费用随开采深度的增长的幅度，与巷道围岩性质有密切关系，围岩愈松软，巷道变形随采深增长愈快，反之，围岩愈稳定，巷道变形随采深增长愈慢。(4)巷道围岩变形和维护费用的增长率还与巷道所处位置及护巷方式有关，开采深度对卸压内的巷道影响最小，对位于煤体内巷道及位于煤体-煤柱内巷道的影响次之，对两侧均已采空的巷道影响最大。2.2德国的研究(1)德国提出掘巷引起的围岩移近量与开采深度和巷道底板岩层强度之间的关系为：（1）式中：——掘巷引起的围岩变形量占巷道原始高度的百分率，%；——岩层压力，，Mpa；——地板岩层的单轴抗压强度，Mpa。图1移近量与岩石压力p(深度H)和底板岩层强度的关系1-砂岩(=97Mpa)；2-页岩(45Mpa)；3-软岩(28Mpa)；4-煤(14Mpa)利用该式计算结果如图1所示，由此可见，掘巷引起的围岩变形随开采深度的增加而增长，其增长率与巷道围岩性质有关。开采深度每增加100m，在煤层(=14Mpa)中掘进，围岩移近量增加8.9%；在软岩(=28Mpa)中增加6.3%；在页岩(=45Mpa)中增加5%；在砂岩(=97Mpa)增加3.4%。同时取=0，可以知道在掘巷过程中引起围岩明显变形的临界深度，在煤层中为512m，软岩中为732m，页岩中为930m，砂岩中为1360m。(2)德国埃森采矿中心还对100条前进式开采的采准巷道进行了系统观测，得出巷道围岩移近量占巷道原始的高度的百分率与开采深度关系式为：（2）既开采深度每增加100m，回采巷道围岩移近量占原始高度的百分率增加6.6%，与上述统计值相似。矿井开采深度由300m增加到800m时，移近量要增加1000余mm，巷道从较易维护变为难以维护，可见开采深度对巷道矿压显现的影响之大。2.3前苏联的研究前苏联对矿井开采深度与巷道稳定性的关系进行过大量研究，认为深部巷道矿压显现的一个主要特点是在巷道掘进时就呈现围岩强烈变形，且在掘进后围岩长期流变，使巷道支架承受很大压力。浅部开采时表现不明显的掘巷引起的围岩变形，在深部开采时显现十分强烈。根据在顿巴斯矿区进行的大量巷道矿压观测，提出了深部巷道掘进初期围岩移近量的计算公式为：（3）（4）式中：、——顶板、两帮在掘进后t时间内的位移量，cm；——时间，d；、——顶板、两帮作用在支架上的压力，kN/m2；——岩石容重，kN/m3；——巷道所处的深度，m；——岩石单轴抗压强度，kPa；——寻求常数时引入的单轴抗压强度，3000kPa；——巷道所处的深度，cm；——巷道高度，cm。由此可以看出随着开采深度的增加，维护时间的增长，巷道变形将逐渐增加，维护也将越来越困难。前苏联学者舍斯勒夫斯基认为，当<0.3时，既开采深度相对比较小或围岩强度相对比较大时，开采深度对巷道围岩变形影响较小，反之，围岩稳定性系数愈大，开采深度对巷道围岩变形的影响就也愈大。3深井巷道锚杆支护的关键理论与技术3.1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。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2~3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的计算式为：（5）（6）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5和式6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1、表2。表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/(°)31.5131.5333.5135.3737.2440.4040.40(2)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1.06~1.13，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。这就是锚杆支护设计、支护参数研究的基本依据。3.2深部巷道锚杆支护作用机理3.2.1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。图2锚固体应力应变曲线注：曲线上数字为锚杆支护强度/Mpa图3锚杆约束围岩的力根据锚杆对围岩的稳定作用划分和定义锚固力。图3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。(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。(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。3.2.2径向锚固力的作用机理如图4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。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。如图5，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4巷道围岩破碎情况图5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100kN，则锚固岩体中单位面积岩体的围压增量为：（7）式中：——锚杆布置间排距，取e=t=0.7m。则=0.2Mpa，在低围压情况下0.2Mpa的围压增量约可使围岩的残余强度提高1~4Mpa。3.2.3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；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6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6所示。葛修润提出加锚节理面抗剪刚度公式为：（9）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：（10）（11）（12）（13）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9可知锚杆使节理面抗剪刚度提高量为：（14）(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。巷道开掘后，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。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14求在的平均值=（15）按式15，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400Mpa，为200Mpa，为1/2000，为17°，则=0.044+0.167=0.211Mpa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0.211Mpa。3.3深部巷道锚杆支护技术3.3.1采用大直径、高强度、大延伸量锚杆锚杆的强度直接影响其锚固范围内围岩强度的强化和锚杆对巷道围岩的支护阻力，从而影响锚杆群作用范围内围岩的承载能力和锚杆的支护效果。(1)增加锚杆的杆体直径和采用高强度钢筋我国以往锚杆的普通圆钢锚杆的杆体直径一般为14mm、16mm、18mm，材质为Q235，其屈服强度为240Mpa，破断力均在100kN以下。国外使用的锚杆杆体屈服强度为400~600MPa，甚至更高，破断力一般为200~300kN，甚至更大。如美国高强度螺纹钢杆体的屈服强度为414~689MPa，拉断强度为621~862MPa；英国高强度螺纹钢杆体的屈服强度为640~720MPa；澳大利亚的mm高强度锚杆破断力达到240kN；mm的超高强度锚杆破断力达到340kN。为了达到和超过国外锚杆杆体材料水平，满足我国深井巷道支护的要求，开发出锚杆专用钢材配方，其中BHRB500，BHRB600型号的钢材可用于生产强力锚杆。这2种钢材的公称直径均为22~25mm，屈服强度分别为500、600MPa，抗拉强度分别为670、800MPa，伸长率均为18%。对于mm的BHRB600型钢筋，屈服力达228.1kN，破断力达304.1kN。分别是同直径建筑螺纹钢的1.79和1.63倍；是同直径圆钢的2.50和2.11倍。(2)锚杆尾部螺纹热处理或杆体整体调质处理是一种提高锚杆杆体强度而成本较低的方法。锚尾加工后，锚尾的实际直径较杆体直径要减少25%左右，其承载能力将减小25%~35%，使用中锚杆常在此处发生拉断破坏，致使杆体的强度和塑性不能充分发挥，造成钢材浪费。如果对锚杆尾部螺纹进行热处理或对杆体进行整体调质处理，将会大大提高锚杆的强度。据邢台矿务局核算，经过热处理的高强度锚杆，与同一直径的普通锚杆相比，成本仅增加16%~35%，而极限承载能力提高65%~100%。热处理使锚杆锚尾段的硬度和强度高于杆体，以保证锚杆在拉力作用后的断裂位置在锚杆杆体而不在锚尾，从而充分利用首先屈服的杆体的较大塑性变形以适应巷道围岩较大变形的要求，并提高锚杆的整体强度。(3)增加锚杆的延伸量为了改变普通圆钢锚杆延伸量较小、不能适应巷道围岩较大变形的缺点，为达到提高锚杆锚尾的拉断力和充分发挥杆体材料的强度性能的目的，中国矿业大学研制了结构简单、加工方便的杆体可延伸增强锚杆。该锚杆的材料为含碳、磷、硫较低、延伸率较大的圆钢，通过对锚杆的锚尾进行强化热处理而制成。杆体可延伸锚杆与同直径、同材质的普通圆钢锚杆相比，其对巷道围岩的支护阻力可提高34%~40%，适应围岩的变形量可增大500%以上。阻止深部巷道围岩发生较大变形既不经济也不合理。高强度锚杆支护可提供较大的支护阻力，控制围岩塑性区及破碎区发展、降低塑性区流变速度，提高支护阻力可以大大减小同岩变形；大延伸量锚杆支护允许围岩有一定变形，降低围岩应力、减少锚杆载荷防止锚杆破断，改善巷道维护状况。因此必需研制大直径、高强度、具有较高延伸率的锚杆来解决深部巷道支护问题，以满足生产的要求。3.3.2增大锚杆预紧力锚杆的作用是加固围岩，改变岩体内摩擦角和粘聚力等力学参数，提高围岩的整体强度，阻止围岩水平和垂直位移，所以，锚杆在安装时给于岩体足够的正压力是相当重要的。锚杆的初锚力是由预紧力矩产生的，它们之间存在以下简单的关系：（16）式中：——锚杆轴向拉力，N；——螺母所受扭矩，；——锚杆直径，m；——与锚杆螺纹形式、接触面、材料、导程等有关系数，一般情况下：=0.35~0.42由式16可知，锚杆的轴向拉力与锚杆的预紧力呈线性关系，锚杆的预紧力越大，轴向拉力也越大。3.3.3提高锚杆锚固力在目前巷道支护中采用锚杆支护时，广泛采用的锚固形式主要有两种基本类型：一是端部锚固型，如倒楔式锚杆、楔缝式锚杆等；二是全长锚固型，如水泥砂浆锚杆、管缝式锚杆及目前广泛使用的全长树脂锚杆等。这两种锚固形式都有各自的特点。全长锚固使锚固范围内的岩体的整体性得到加强，能有效地约束巷道围岩的变形和位移，并有效地提高锚杆支护系统的刚度；而端部锚固则具有经济合理、技术可行、工艺简单等特点。锚杆的锚固形式为端部锚固，此时锚杆除两端与岩体固紧外，其余部分基本上可视为与岩体呈脱离状态。锚杆的锚固形式为全长锚固，此时锚杆全长均与岩体发生作用，即锚杆有效长度均对锚孔孔壁施加摩擦力并具有剪切强度，它不仅提供了支护反力，而且还提高了锚固范围内岩体的值。由于全长锚固锚杆实现了全长锚固，当围岩发生微小不协调变形时，锚杆即可达到工作锚固力，及时提供约束力，限制围岩的进一步变形破坏。与此相反，端部锚固和加长锚固锚杆就必须是在围岩不协调变形发展到一定程度后，才能达到工作锚固力，在时间上要落后于全长锚固锚杆，特别是端部锚固锚杆在围岩不协调变形量很大的情况下才能达到工作锚固力，而此时围岩的整体性已遭到了破坏，不能很好地发挥围岩的自承能力，没有达到加固围岩、提高其自承能力、实现围岩自稳、控制变形的目的。此外，端头锚固时锚杆的工作阻力只作用在两端，锚杆托盘的受力较大，极易引起孔口破裂、岩层被“压酥”而破坏，产生卸载，使锚杆的支护阻力进一步降低，因而失去或减小锚杆对围岩的控制能力；而全长锚固锚杆的工作阻力在锚杆中部最大，孔口较小，因而对孔附近顶板的稳定有利，如图7。锚固剂将杆体与围岩粘结在一起，在围岩深部与浅部不一致的变形过程中，锚固剂将围岩变形传递给杆体，同时将杆体对围岩变形的约束传递该围岩，锚固剂在锚杆与围岩相互作用过程中具有重要作用。树脂锚固剂抗侵蚀性能、耐疲劳稳定性、支护安全性能都优于钢丝绳水泥砂浆锚杆、管缝式锚杆和倒楔式等。因此在深井巷道中大都使用树脂锚固剂。理论分析和实践都说明，如果一次支护由足够的初撑力和支护阻力，有良好的让压性能和适当的让压限度，最好一次及时完成全部支护，全长树脂锚固锚杆锚固力大，并且锚固及时，深部巷道高应力、破坏速度快，应大力使用全长树脂锚固锚杆。图7全长锚固和端头锚固锚杆的轴向受力1-端头锚固锚杆；2-全长锚固锚杆3.3.4改善锚索性能现用的小孔径树脂锚固预应力锚索材料主要包括索体、锚具和托板，索体材料一般采用钢绞线。小孔径树脂锚固锚索应用初期，由于没有煤矿专用锚索钢绞线，只能选用建筑行业已有的钢绞线规格。较为广泛采用的钢绞线由7根钢丝组成，如图8中(a)，为、mm，拉断载荷分别为260、353kN，伸长率分别为3.5%，4.0%。在井下使用过程中，发现1×7结构锚索有以下弊端：(1)索体直径偏小，与钻孔直径不匹配，孔径差过大，明显影响树脂锚固力；(2)索体破断力小，在深井巷道中经常出现拉断现象；(3)索体延伸率低，不能适应围岩的大变形；(4)索体强度低，施加的预应力水平低，导致锚索预应力作用范围小，控制围岩离层、滑动的作用差，当锚索比较长时尤为如此。煤炭科学研究总院北京开采研究所联合有关单位，开发出大直径、高吨位的强力锚索。一方面加大了锚索索体直径，从增加到、、。不仅显著地提高了索体的破断力，而且使索体直径与钻孔直径的配合更加合理；另一方面，改变了索体结构，采用新型的l9根钢丝代替了原来的7根钢丝，如图8中(b)，索体结构更加合理，而且增加了索体的柔性和延伸率。实验室试验数据表明：1×19结构的公称直径分别为18.0，20.0，22.0mm，拉断载荷分别为408，510，607kN，伸长率均为7.0%。mm的高强度、低松弛钢绞线的破断力超过600kN，是mm的钢绞线破断力的2.3倍；索体延伸率比mm的钢绞线提高一倍。通过应用新材质、增大锚索直径，提高锚索的延伸量和破断载荷，使锚索适应深部巷道围岩大变形。图8预应力锚索结构3.3.5加固帮、角关键部位目前我国巷道支护重视顶板、忽视两帮和底板，顶板锚杆支护强度较大、两帮支护强度较小、底板一般不支护，造成深部巷道两帮及底角破碎区、塑性区很大，大范围的破碎区围岩发生碎涨变形，两帮变形和底鼓十分严重。通过对两帮及底角加强支护、注浆加固，提高两帮及底角破碎区围岩的残余强度和锚杆锚固力，可有效阻止破碎区围岩的碎涨变形，对深部围岩起到支护作用，而且两帮有效支撑顶板，阻止顶板下沉，保持围岩稳定，因此，控制两帮下沉和底角破坏是深部巷道支护的关键。3.3.6完善锚杆支护监测系统锚杆支护是一种隐蔽性很强的工程，只有完善锚杆支护监测系统才能确保锚杆支护巷道的安全可靠性。有必要在深部巷道应用非接触、无损质量的检测仪器，仪器要具有快速、准确、大面积测量的性能，以保证深部巷道的支护效果。4工程实例4.1巷道地质及生产条件所研究的回采巷道位于-870m水平。顶板是复合顶板，最大水平应力达到38.13MPa，煤层及顶板有中等和强烈冲击倾向。巷道所在区域内有五条较大断层揭露，小构造发育。-600m以上为采空区，下部为未采区，顶底板岩性柱状图如图9，巷道力学性质参数见表3。表3顶底板岩石力学性质类别抗拉强度/(MPa)抗拉强度/(MPa)粘聚力/(MPa)内摩擦角/(°)抗弯强度/(MPa)弹性模量/(GPa)泊松比煤1.223.52.6252.110.25顶板砂岩8.6146.639.13516.837.50.16底板砂岩3.740.411.53123.70.18图9顶底板岩柱柱状图4.2地应力测量地应力测试在直接顶砂岩中进行，测试结果见表4。4.3巷道围岩稳定性分类及计算机辅助设计按照我国煤矿缓倾斜、倾斜煤层回采行当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。4.4巷道支护设计4.4.1顶板全长树脂锚固高强度锚杆表4地应力测试结果主应力数值/(MPa)与东西方向夹角/(°)与垂直方向夹角/(°)与南北方向夹角/(°)38.1326.5114.2100.128.3563.928.579.31.6185.5104.114.8全长树脂锚固高强度锚杆施工可靠，人为影响因素小，其锚固力分布于杆体全长，避免了端锚锚杆锚固力集中于周边围岩，使软弱围岩受集中力破坏而导致的锚孔失效；通过贯穿软弱夹层，直接对其进行加固，强化了顶板的稳定性；加锚杆岩体及加锚杆弱面的力学性能也较裂隙岩体有很大提高，顶板围岩的承载能力和抗变形性能达到显著改善，同时结合W型钢带、菱形金属网等辅助支护，能够保证安全并显著降低顶板下沉。应用煤巷锚杆支护设计专用软件分析锚杆长度，不同计算方案的计算结果如图10，在锚杆布置相同时，除底鼓量变化不大外，其它如锚杆长度对巷道变形量影响都较大。当锚杆长度达到1.9m后，围岩移近量变化缓慢，再增加锚杆长度作用已不大，因此选择顶锚杆长度2.2m，帮锚杆长度2.0m。根据实验室试验结果和现场经验，目前广泛采用的锚杆长度L与间距之比为：锚杆长度为2.0m，由上式得1.1<<1.4，取间排距800mm。顶锚杆选取BHRB600，具体参数见表5。表5顶锚杆支护设计参数类别锚固方式锚杆长度/(m)杆体直径/(mm)间排距/(mm)屈服强度/(MPa)抗拉强度/(MPa)顶板全长锚固2.2258006008004.4.2两帮小孔径加长树脂锚固可伸长增强锚杆两帮松软煤体表现出强烈的变形、大范围松动、破坏，主要是掘巷后的高应力作用，正常维护期间塑性流变的影响以及采动影响期的强烈动压作用。合理的支护技术应能有效控制围岩松动变形、降低塑性流变速度、提供有效的侧向支护阻力。采用大钻孔时，软弱煤层中锚杆锚固力低，树脂层过厚，“三径”匹配不合理，同时孔壁易松动破坏。普通端锚锚杆在软弱煤体中锚固力仅有3~10kN，而采用小孔径加长树脂锚固时，锚固力可达70~85kN，可以大大强化锚固效果，见表6。表6帮锚杆支护设计参数类别锚固方式锚杆长度/(m)杆体直径/(mm)间排距/(mm)屈服力/(kN)破断力/(kN)两帮加长锚固2.0168006089图10锚杆长度与巷道表面位移关系曲线1-顶板下沉；2-两帮移近；3-底鼓4.4.3底角加强锚杆底板软弱煤岩体表现为强烈持续底鼓，抑制底鼓量主要通过加强帮角支护，在帮顶锚杆扇形布置的基础上，于两排锚杆之间两底角处再加打一根锚杆，以强化底角支护结构，锚杆形式及锚固方式与两帮相同。巷道锚杆布置如图11。对比试验巷道的支护形式有两种：第一种是棚式支护段，采用工字钢刚性斜梯形支架，水泥背板。第二种是端部锚固锚杆加锚索支护，顶板锚杆为直径16mm，锚固长度500mm，锚杆长2.2m，屈服强度600MPa，高强度锚索长5m，直径22mm，拉断载荷510kN，垂直顶板，位于巷道顶板中部偏下。4.5支护质量监测4.5.1测站布置回采巷道实验段全长250m，工字钢刚性斜梯形支护50m，全长树脂锚固锚杆支护150m，端部锚固锚杆加锚索支护50m。共安设测站9个，分别监测巷道围岩表面位移量、顶板离层值、顶板锚杆受力状况。图11巷道断面锚杆布置(1)巷道围岩位移量从巷道掘出一年时间的观测数据表明：采用高强度全锚锚杆组合支护明显优于金属支架，端锚锚杆组合支护效果与全锚锚杆组合支护相近。三种支护方式的巷道顶底板相对移近量、两帮相对移近量以及它们的相对移近速度曲线分别见图12、图13、图14和图15。图12巷道顶底板相对移近量曲线1-端锚固锚杆加高强度锚索；2-高强度全长锚固树脂锚杆；3-棚式支护图13巷道两帮相对移近量曲线1-端锚固锚杆加高强度锚索；2-高强度全长锚固树脂锚杆；3-棚式支护图14巷道顶底板相对移近速度曲线1-端锚固锚杆加高强度锚索；2-高强度全长锚固树脂锚杆；3-棚式支护图15巷道两帮相对移近速度曲线1-端锚固锚杆加高强度锚索；2-高强度全长锚固树脂锚杆；3-棚式支护4.5.2顶板岩层离层值根据回采巷道复合顶板的特点，使用双高度离层指示仪。深部基点深3.5m，固定在稳定的直接顶厚层砂岩内，浅部基点深度1.0m，固定在粉砂岩层上部，这样就可以监测粉砂岩以及上方0.4m厚煤层的离层状况。在金属支架支护实验段内，巷道顶板离层严重，部分棚子空顶、漏顶。在全长锚固锚杆实验段内，顶板离层指示仪显示，巷道开挖28d围岩活动稳定后，顶板岩层中煤层上部的中粒砂岩与煤层下部粉砂岩间的位移差值仅为9mm。顶板离层曲线如图16。图16巷道顶板离层值曲线4.5.3顶板锚杆受力状况测力锚杆测试数据表明：高强度全长树脂锚固锚杆受力状况良好，锚杆强度符合设计要求，轴向力变化曲线如图17，但是，位于靠下帮的顶板锚杆在测力杆中部发生局部塑性变形，具体情况如图18。图17测力锚杆轴力变化曲线1-08.01.16；2-08.02.02；3-08.02.19；4-08.03.08图18靠下帮的顶板测力锚杆轴力变化曲线1-08.01.16；2-08.02.024.6支护效果和经济效益分析4.6.1支护效果在地质条件无明显变化的250m试验巷道段内，分别采用金属支架、高强度全长树脂锚固锚杆加高强度锚索支护、端部锚固锚杆加锚索支护。由以上分析可知，全长树脂锚杆和端部锚固锚杆加锚索支护在控制巷道顶底板和两帮变形量方面效果大致相同，但控制巷道顶底板移近速度和两帮移近速度方面全长树脂锚固效果明显好与端部锚杆加锚索支护，也就是全长树脂锚固锚固锚固及时，能够把巷道围岩破碎减小到最小，而端部锚杆加锚索必须滞后一段时间，待围岩破碎后，加大了支护难度。巷道采用金属支架时，由于不能控制顶板破碎，在顶板载荷长期作用下，支架产生显著的变形和破坏，巷道经常修复。全长树脂锚固锚杆能有效地改善围岩力学性质，实测数据表明：全长树脂锚固锚杆与金属支架相比，巷道顶底板与两帮相对移近量均减小50%以上，在整个服务期间不需要翻修。4.6.2经济效益分析全长树脂锚固与金属支架相比较，支护材料及维护费用降低60%以上，见表7。此外，采用全长树脂锚固锚杆时，巷道掘进断面小，施工工艺简单，生产辅助费用低，工作面上、下出口的维护状况得到大大改善，为高产高效工作面的建设提供了基本保证。表7经济效益比较表比较项目金属支架Ⅰ锚杆支护ⅡⅡ/Ⅰ(%)支护材料(元/m)177596054维修费(元/m)750152小计(元/m)2525975395结论通过以上工程实例的研究，我们知道在深井巷道中，由于围岩应力比较大，围岩变形速度快，围岩塑性区也相应扩大，采用架棚等传统的被动方式已不能满足深井巷道围岩变形的要求。采用端锚锚杆加高强度锚索的支护方式，能有效地控制巷道变形及围岩位移量，但由于端锚作用不及时，当端锚起作用时，围岩已经破碎，加大了支护难度，而使用高强度全长树脂锚固锚杆，锚固力大，锚固及时，能有效地控制巷道变形，且在使用期间一般不用维修，支护成本低，我国在深部巷道应大力推广高强度全长树脂锚固锚杆技术。

主要参考文献[1]陆士良、汤雷、杨新安.《锚杆锚固力与锚固技术》.北京：煤炭工业出版社，1998[2]陈炎光、陆士良.《中国煤矿巷道围岩控制》.徐州：中国矿业大学出版社，1994[3]侯朝炯、郭励生、勾攀峰.《煤巷锚杆支护》.徐州：中国矿业大学出版社，1999[4]钱鸣高、石平五.《矿山压力与岩层控制》.徐州：中国矿业大学出版社，2003[5]袁和生.《煤矿巷道锚杆支护技术》.北京：煤炭工业出版社，1997[6]张兴永.《MATLAB软件与数学实验》.徐州：中国矿业大学出版社，2007[7]柏建彪、侯朝炯.深部巷道围岩控制原理与应用研究.中国矿业大学学报.2006，第35卷（第2期）：145-148[8]康红普、王金华、林健.高预应力强力支护系统及其在深部巷道中的应用.煤炭学报.2007，第32卷（第12期）：1233-1238[9]张雷、赵玮.深部巷道支护技术的探索与建议.煤矿支护.2007，第15卷（第3期）：48-49[10]郝海金、张勇、吴健.顺槽巷道锚杆预紧力及工作机理的探讨.湘潭矿业学院学报.2003，第18卷（第4期）：15-17[11]徐涛、李化敏、刘长龙.端部锚固与全长锚固作用效果分析.焦作工学院学报.2001，第20卷（第3期）：206-209[12]张雷、赵玮.深部巷道支护技术的探索与建议.煤矿支护.2007，第15卷（第4期）：48-49[13]侯朝炯.煤巷锚杆支护的关键理论与技术.矿山压力与顶板管理.2002，第7卷（第5期）：2-5

翻译部分英文原文EffectsoffrequencyandgroutedlengthonthebehaviorofguidedultrasonicwavesinrockboltsD.H.Zoua,Y.Cui,V.Madengaa,C.ZhangAbstractExperimentswereconductedtostudythebehaviorofguidedwavesinfreeandgroutedrockbolts.Ultrasonicwaveswithfrequenciesfrom25to100kHzwereusedasexcitationinputs.Testswerefirstconductedonfreeboltstohelpunderstandthebehaviorofguidedwavesinnon-groutedbolts.Theeffectsofwavefrequencyandgroutedlengthonthegroupvelocityandattenuationoftheguidedultrasonicwaveswerethenevaluated.Thetestresultsindicatedclearbutdifferenttrendsforthegroupvelocityinthefreeandthegroutedbolts.Theattenuationinfreeboltswasnotaffectedbyboltlengthandfrequency.However,ingroutedboltsitincreasedwithfrequencyandgroutedlength.Itwasalsofoundthatthetwomainsourcesofattenuationarethesetupenergyloss,whichhasafixedquantityforaspecifictypeoftestsetup,andthedispersiveandspreadingenergylosswhichvarieswithfrequencyandboltlength.2007ElsevierLtd.Allrightsreserved.Keywords:Rockbolts;Guidedwaves;Attenuation;Amplitude;Groupvelocity1.IntroductionRockboltsarewidelyusedinundergroundandsurfaceexcavationsinminingandcivilengineeringforgroundreinforcementandstabilization.Inmanyapplications,rockboltsaregroutedinthegroundwithcementorresin.Testingofthegroutqualityandmonitoringofthebolttensionofrockboltshaslongbeenachallengeinthefield.Conventionally,groutqualityisassessedbypull-outtestandover-coring.Bothmethodsaredestructiveandtimeconsuming.Theusefulnessofpull-outtestresultsasameasureofthegroutqualitycanbelimitedbythecriticallengthofgroutbeyondwhichthesteelboltwillfailfirst.Therefore,othermethods,suchasnon-destructivetestingmethodsusingultrasonicwaveshavebecomeattractive.Inrecentyears,researchinthisareahasbeenveryactive.Itisnoticedthatpropertiesofguidedwaves,suchasvelocityandattenuation,arefunctionsoftheinputwavefrequency.Althoughtheguidedultrasonicwaveseemstobeapromisingmethodformonitoringrockbolts,researchinthisareaisstillintheearlystageandmanytechnicalproblemsremaintobesolved.Inagroutedbolt,wavebehaviorisnotonlyrelatedtothegroutqualitybutalsotothewavefrequency.Thegroutedlengthandthepropertiesofmaterialssurroundingtheboltmayallplayanimportantrole.Oneoftheimportantcharacteristicsofaguidedwaveisthatitsvelocitynotonlydependsonthematerialpropertiesbutalsoonthethicknessofthematerialandthewavefrequency.Unlikeabulkwave,theguidedwavepropagatesasapacket,whichismadeupofabandofsuperimposedcomponentswithdifferentfrequencies.Itisthegroupvelocitythatdefinesthespeedatwhichthe‘envelope’ofthepacketmovesalong.Ithasbeenshownthatinarockbolt,therateofenergytransferisidenticaltothegroupvelocity.Ourrecentresearchexaminedtheeffectsofwavefrequencyandthecuringtimeofgroutonthegroupvelocityofguidedultrasonicwavesinrockbolts.Wefoundthatthewavegroupvelocityismuchloweringroutedboltsthaninfreebolts.Thelowerthefrequency,thelowerthevelocity.Ourtestresultsindicatedthattheinputfrequencyforrockbolttestingbelow100kHzwouldprovidebetterresolutionandclearersignals.Thisobserva-tionissupportedbytheresultsdiscussedfurtheroninthispaper.Attenuationisanotherimportantcharacteristicofaguidedwave.Ingeneral,attenuationreferstothetotalreductioninthesignalstrength.Attenuationoccursasanaturalconsequenceofsignaltransmissionoveradistanceduetowaveenergyloss.Therehavebeenextensiveresearchandexperimentsonattenuationofbulkwaves.Waveattenuationisdefinedbyanattenuationcoefficient.Forexample,thep-waveamplitudedecaycanbeexpressedasafunctionoftraveldistance.(1)whereAaisthea