回采巷道破碎底板底鼓机理及控制对策_张轩宁.pdf

Vol.50No.12 Dec. 2019 第 50 卷第 12 期 2019 年 12 月 Safety in Coal Mines 底鼓是动压巷道中最常见的 1 种矿压现象， 强 烈的底鼓不仅会造成巷道返修工程量大，而且会使 巷道断面大幅缩小， 影响通风、 行人、 运输， 严重威 胁煤矿的正常生产安全[1]。长期以来国内外专家学 者对巷道底鼓的机理及控制技术开展了大量的研 究， 姜耀东等[2]根据底鼓的机理提出底鼓的 4 种类 型 挤压流动型底鼓、 挠曲褶皱型底鼓、 剪切错动型 底鼓、 遇水膨胀型底鼓； 刘成等[3]认为层状底板发生 底鼓的机理主要是受水平应力的挤压向上挠曲， 并 且给出了计算底鼓量的公式； 郑西贵[4]等认为巷道 宽度和底板岩层的内摩擦角是影响底鼓的主要因 素，并且提出反底拱锚固梁力学模型控制底鼓； 何 满潮[5]、 王卫军[6]、 李学华[7]等提出通过加固巷道顶 板、 两帮、 顶角等关键部位来控制底鼓； 柏建彪等[8] 通过分析采动巷道底板变形破坏特征，发现了底板 岩层的 “两点三区” 规律； 杨生彬等[9]通过三维数值 模拟研究了底角锚杆在底鼓控制中的力学机制并成 功应用于实践中； 康红普等[10-11]将高强锚杆、 注浆锚 杆、钻锚注一体化加固技术成功应用于巷道底鼓控 制中。然而， 由于巷道地质条件、 围岩应力状况十分 DOI10.13347/ki.mkaq.2019.12.044 回采巷道破碎底板底鼓机理及控制对策 张轩宁 1， 王 梅 1， 范晋琰2， 3 （1．太原理工大学 矿业工程学院， 山西 太原 030024； 2．中国矿业大学 （北京） 深部岩土力学与地下工程国家重点实验室， 北京 100083； 3．中国矿业大学 （北京） 力学与建筑工程学院， 北京 100083） 摘要 针对义棠煤矿 10502 工作面回采巷道发生强烈底鼓的现象， 采用现场实测、 室内岩石力 学试验及理论分析相结合的方法， 建立回采巷道底鼓力学模型， 对底鼓机理及其控制对策进行 研究。结果表明 对于破碎底板围岩， 在两帮煤体传递的支承压力作用下形成塑性滑移线场， 当 一定宽度内煤体底板围岩产生的被动朗肯区宽度等于巷道宽度时，定义这一宽度为底鼓影响 区； 底板围岩破碎的回采巷道发生底鼓的主要原因是底鼓影响区内的垂直应力超过底板岩体的 极限载荷； 通过施加底角锚杆， 既能切断底板塑性滑移线， 阻止围岩移动， 又能起到 “销钉” 作用， 对底板 “弱面” 进行加固， 提高其抗剪切强度， 从而控制底板围岩； 当底角锚杆的支护强度达到 0.5 MPa 时， 监测结果显示随着工作面推进回采巷道最大底鼓量仅为 86 mm。 关键词 回采巷道； 破碎底板； 底鼓机理； 底鼓影响区； 底角锚杆 中图分类号 TD327.3文献标志码 A文章编号 1003-496X （2019 ） 12-0197-06 Study on Mechanism and Countermeasures of Broken Floor Heave in Mining Roadway ZHANG Xuanning1, WANG Mei1, FAN Jinyan2,3 （1.College of Mining Engineering, Taiyuan University of Technology, Taiyuan 030024, China；2.State Key Laboratory for Geo- mechanics and Deep Underground Engineering, China University of Mining and Technology（Beijing） , Beijing 100083, China； 3.School of Mechanics Civil Engineering, China University of Mining and Technology（Beijing） , Beijing 100083, China） AbstractAiming at the severe floor heave of the transportation roadway of 10502 working face in Yitang Coal Mine, the me－ chanics model of floor heave was established and the mechanism and control s were studied through site measurement, rock mechanics experiment and theoretical analysis. The results show that the plastic slip line field is ed in the surrounding rock of the broken floor under the bearing pressure transferred by the two sides of the coal body, when the width of passive Rankine area ed by floor rock mass under effective abutment pressure zone is equal to the width of roadway, the width is defined as the floor heave affected area. By applying the bottom angle bolt, it can not only cut off the plastic slip line of the floor, prevent the surrounding rock from moving, but also act as a“pin”to reinforce the“weak surface”of the floor and improve its shear strength, so as to control the surrounding rock of the floor. When the support strength of the anchor at the bottom angle reaches 0.5 MPa, the monitoring results show that the maximum floor heave of the roadway with the advance of the working face is only 86 mm. Key words mining roadways； broken floor； mechanism of floor heave； floor heave influence area； anchor in floor angle 197 ChaoXing 第 50 卷第 12 期 2019 年 12 月 Safety in Coal Mines Vol.50No.12 Dec. 2019 表 1底板围岩特性 复杂，底鼓机理尚未形成统一的认识，巷道底鼓治 理仍然面临许多困难[12-13]。针对义棠煤矿 10502 工作 面运输巷在回采期间发生的强烈底鼓现象，采用理 论分析与工程实际相结合的方法，对回采巷道的底 鼓影响因素、底板围岩应力演化特征、底板极限载 荷进行研究，并且分析了回采巷道发生底鼓的力学 机制。在此基础上，针对性的提出了治理底鼓耦合 控制对策， 并在井下进行工业性试验。 1工程概况 义棠煤矿 10502 综放工作面运输巷位于560 m 水平， 长度 1 780 m ， 巷道埋深 350 m ， 沿 10煤层 底板掘进， 巷道揭露 5 条落差 3～10 m 断层； 煤层平 均厚度 8.0 m， 强度较软， 构造简单； 煤层上覆岩层 为深灰色石灰岩，致密、坚硬。巷道断面形状为矩 形， 设计尺寸宽 5.0 m， 高 3.6 m， 底板岩层为泥岩、 砂质泥岩、 炭质泥岩及铝土泥岩等泥岩类， 松软、 易 破碎。巷道原支护形式为锚网索支护，顶部锚杆规 格φ20 mmL2 200 mm， 帮部锚杆规格为 φ18 mm L2 000 mm，间排距均为 800 mm800 mm；顶部锚 索规格 φ17.8 mmL6 300 mm ，“三花” 布置， 间排距 为 1 800 mm2 400 mm。 巷道掘进完成后第 45 d， 巷道表面位移监测显示 累计顶底板移近量 49 mm，其中顶板下沉量 16 mm， 底鼓量 33 mm； 两帮移近量 56 mm， 两帮变形基本对 称， 围岩处于稳定状态。 工作面开始回采后， 在工作面 80 m 范围内出现围岩失稳现象，包括围岩变形加 速， 锚杆破断失效、 金属网断裂等， 两帮移近量增大至 108 mm，顶板下沉最大处不超过 300 mm，平均为 200 mm， 尤其底鼓强烈， 最大底鼓量达到 1 100 mm， 导致轨道、 运输机侧翻， 通风、 行人困难， 甚至造成 顶板、 帮部围岩的进一步恶化， 严重影响正常生产。 2底鼓影响因素分析 1 ） 底板围岩岩性。巷道沿煤层底板掘进， 其底 板岩层为泥岩、铝土泥岩、砂质泥岩及炭质泥岩等 泥岩类， 岩石抗压强度平均为 17.16 MPa， 这些岩石 均属于地质软岩，室内试验所测底板围岩特性见表 1。 对底板岩心采用 RQD 分类法计算 RQD27.46， 岩体破碎、 完整性差， 使得底板岩体承载力降低。 2 ） 采动压力。回采工作开始前， 由开挖巷道引 起的应力重新分布趋于平衡，巷道围岩处于稳定状 态，在运输巷入口段进行地应力现场实测，测得垂 直应力 9.45 MPa，最大水平应力 10.98 MPa、方向 NE76、 倾角-4； 采煤工作面开始回采后必然引起 已经趋于平衡的围岩应力再次重新分布，在巷道两 侧围岩产生应力集中，形成超前侧向支承压力。根 据义棠矿以往矿压观测数据，回采引起的超前侧向 支承压力可达垂直应力的 23 倍，即 18.9～28.35 MPa，底板岩体在高采动压力作用下逐步发生失稳 破坏形成底鼓。 3） 巷道支护系统。巷道两侧帮部锚杆在强度、 长度、刚度上与围岩不耦合，受到较高的超前侧向 支承压力时， 帮部围岩塑性区范围迅速增大， 导致浅 部围岩承载力降低， 出现锚杆扭曲断裂、 钢筋梯子梁 折断等失效现象； 巷道底板未采取任何支护， 当底板 破碎岩体在高支承压力作用下失稳后无法形成有效 的约束， 造成失稳岩体像底板自由面移动形成底鼓。 3底鼓机理分析 3.1底板围岩应力演化 回采巷道底鼓以挤压流动型底鼓和挠曲褶皱型 底鼓为主，其中挤压流动型底鼓主要发生在垂直应 力大于水平应力且底板松软破碎的回采巷道中， 挠 曲褶皱型底鼓主要发生在水平地应力大于垂直应力 且底板呈层状赋存的回采巷道[14]。工作面开始回采 前， 运输巷底板围岩成层状赋存， 最大水平应力在底 板稳定中起主要作用， 根据文献[3]可知， 宽度为 5 m 的巷道，层状底板不发生挠曲性底鼓的临界水平应 力约为 12.5 MPa， 因此， 运输巷底板处于稳定状态。 这个时期内巷道的底鼓量主要是由巷道开挖后底板 岩层弹塑性变形能卸压引起的。 受采动影响后，底板围岩中的支承压力可达 28.35 MPa，在高支承压力作用下底板围岩发生破 碎，由层状赋存变为破碎岩体；回采引起的超前侧 向支承压力成为影响巷道底板岩体稳定性的主要因 素，当超前侧向支承压力挤压底板破碎岩体向巷道 底板临空面发生塑性流动时， 形成剧烈底鼓。 3.2塑性滑移线场及底鼓影响区 巷道与相邻工作面 100503 中间留有 40 m 宽的 岩石名称 密度/ （g cm-3） 单轴抗拉 强度/MPa 单轴抗压 强度/MPa 内摩擦 角/ （ ） 黏聚力 /MPa 弹性模 量/GPa 泥岩 铝土泥岩 砂质泥岩 炭质泥岩 2.62 2.53 2.88 2.19 1.12 1.33 2.61 2.27 15.47 16.32 19.71 17.04 31.37 31.52 33.27 26.42 2.07 2.21 3.39 1.44 15.31 12.11 27.00 10.03 198 ChaoXing Vol.50No.12 Dec. 2019 第 50 卷第 12 期 2019 年 12 月 Safety in Coal Mines 图 2底鼓影响区 图 1底板塑性滑移线及岩体移动方向 护巷煤柱，巷道没有受到相邻工作面的开采扰动， 可以看作实体煤巷道，两侧围岩所受支承压力对 称。为了便于进行力学分析， 作一些假设 ①巷道断 面力学分析简化为平面问题；②对极限平衡区内的 支承压力进行简化；③采动影响范围内略去水平应 力的影响；④巷道及煤柱下底板岩体按照均匀各向 同性材料考虑， 符合 Hoke-Brown 强度准则。 巷道底板在受到两帮煤柱所传递的支承压力 时， 可以看作承受均布载荷的条形岩石地基， 底鼓控 制问题即成为逆向地基承载力问题。根据 Prandtl- Reissner[15]公式， 巷道底板塑性滑移线场及岩体移动 方向如图 1。 图 1 中， Ⅰ区称为主动朗肯区； Ⅱ区为过渡区； Ⅲ区为被动朗肯区； a 为巷道宽度； B 为极限平衡区 的宽度； K 为应力集中系数， 2～3； ρgH 为巷道自重应 力，取实测垂直应力； b 为底鼓影响区的宽度； σb为 底鼓影响区内的最大垂直应力； h 为与底鼓有关的 底板岩体的深度。 回采引起的高采动压力经巷道两侧极限平衡区 内围岩传递至底板，在底板产生大范围的塑性区， 但是由于上覆岩层及对称压力的约束作用，并不是 所有塑性区内的岩体均会失稳向上移动，而是在底 板形成不同的拉应变上升区及拉应变压缩区。b 范 围内的底板岩体， 在垂直应力 σb作用下产生的被动 朗肯区刚好覆盖巷道宽度，定义 b 为巷道的底鼓影 响区；即底板破碎岩体是否发生挤压流动型底鼓， 只与底鼓影响区内的最大垂直应力有关，当最大垂 直应力超过底鼓影响区内底板岩体的极限载荷时， 底板围岩将会失稳发生底鼓；底鼓量的大小也只与 巷道底板下一定深度的岩层有关。取左侧部分对底 鼓影响区的宽度进行分析， 底鼓影响区如图 2。 △ABC 为垂直应力 σb作用下的主动朗肯区； α、 β 分别为 π 4 φ 2 和 π 4 - φ 2 ； φ 是底板围岩的平均 内摩擦角； r0和 r 之间的曲线为 1 条对数螺旋线； △ABC 和△BEF 可以简化为等腰三角形， 则 rr0 e π 2 tanφ ； 由图 2 中几何关系知， b 与巷道宽度 a、 底板 岩层平均内摩擦角 φ 有关。 ba （e π 2 tanφ ） tan （π 4 -φ 2 ）（1 ） 随着巷道宽度的增加及内摩擦角的变化，巷道 围岩底鼓影响区的宽度变化如图 3。 由图 3 可知，巷道宽度与内摩擦角对围岩底鼓 影响区的范围有重要影响。当巷道宽度由 3 m 增加 至 5 m 时，巷道底鼓影响区的宽度扩大约 66； 当 底板岩层内摩擦角由 35变为 20时， 宽度为 5 m 的 巷道底鼓影响区范围由 0.86 m 增加至 1.96 m ， 增 幅 128。随着底鼓影响区宽度增加， 最大垂直应力 也相应增大， 底板破碎岩体将更容易失稳， 因此， 巷 199 ChaoXing 第 50 卷第 12 期 2019 年 12 月 Safety in Coal Mines Vol.50No.12 Dec. 2019 图 3不同内摩擦角时底鼓影响区宽度与巷道宽度之间关系 图 4底板极限载荷力学模型 道围岩底鼓影响区对底鼓机理和防治都有着重要的 作用。 3.3底板围岩极限载荷 在采动影响范围内，巷道帮部围岩中的支承压 力随着与回采工作面的距离越来越近而逐渐增大， 当底鼓影响区内垂直应力 σb高于某一临界阈值时， 底板破碎岩体将会发生失稳向底板临空方向移动， 这一极限值即为底板的极限载荷。对图 3 简化建立 的底板极限载荷力学模型如图 4。 在垂直应力作用下 D1区和 D2区均处于极限平 衡状态， D1区最大主应力 σ1为巷帮煤柱传递的垂 直应力， 水平应力 σ3为 D2区提供的约束力； D2区最 大主应力为 D1区所提供的水平推力， 巷道底板自由 面垂直应力为 0。 底板破碎岩体满足 Hoke-Brown 强 度准则[16] σ1 （m σc σ3s σc2） 1 2 σ3（2） 式中 m、 s 为与岩石类型和岩体破碎程度相关 的参数量； σc为岩石单轴抗压强度； σ1、 σ3为岩体破 坏时最大、 最小主应力。 则 D1区内最大主应力 σ1D1和最小主应力 σ3D1 满足 σ1D1 （m σc σ3D1s σc2） 1 2 σ3D1（3 ） D2区内最小主应力 σ3D20， 则最大主应力 σ1D2为 σ1D2s■ σc（4 ） 由上述分析知， σ3D1与 σ1D2是 1 对大小相等、 方 向相反的作用力， 将式 （4） 代入式 （3） σ1D1 （m σc2s■s σc2） 1 2 s■ σc（5 ） 化简后即得到底板岩体的极限载荷 σL σLσc （s■ （m s■s） 1 2） （6 ） 当底鼓影响区内最大垂直应力 σb超过底板岩 体的极限载荷 σL时， 即 σb＞σL（7） 塑性区内岩体将会失稳，沿着滑移线向巷道底 板自由面移动产生底鼓。巷道发生底鼓时累计最大 底鼓量 h 与巷道宽度 a、底板岩体的内摩擦角 φ 关 系由图 4 中几何关系得 h a 2 tan （π 4 -φ 2 ）（8） 4底鼓控制对策 4.1底鼓控制措施 1） 帮部补强锚索。在采动压力下巷道两侧围岩 塑性区迅速扩大，原支护系统中的帮部锚杆有的已 经变形失效， 两侧浅部煤体失去承载力， 导致巷道暴 露宽度增加进而增大底鼓量。施加帮部预应力锚索 对围岩进行补强，调动深部煤体强度减小帮部塑性 区尤其是破碎区的范围，控制帮部围岩变形进而控 制底鼓。 2） 底板注浆锚杆加固底板围岩。在巷道底板垂 直施加底板注浆锚管，将锚固端头深入底板下的拉 应变压缩区，并注入水泥砂浆，加固底板上层破碎 区， 利用向下拉应力限制浅部岩层移动， 提高底板承 载力。 3） 底角锚杆切断塑性滑移线， 提高底板弱面的 抗剪切强度。底板塑性滑移线可以看作底板破碎岩 体的 1 组节理弱面，在巷道底角处与平面夹角π 4 φ 2 的方向施加全长锚固锚杆， 一方面利用锚杆的轴 向传递载荷特性，将底角处集中应力传递至底板深 处； 另一方面利用锚杆的抗剪强度， 克服支承压力高 于底板极限载荷的部分， 切断塑性滑移线， 限制主动 朗肯区岩体移动， 并且起到 “销钉” 作用提高底板弱 200 ChaoXing Vol.50No.12 Dec. 2019 第 50 卷第 12 期 2019 年 12 月 Safety in Coal Mines 图 5支护参数 表 2地质力学参数 面的抗剪强度[17]。 4.2底角锚杆支护强度及参数 4.2.1底角锚杆支护强度 根据文献[18]实体煤巷道两侧围岩塑性区宽度 B 为 B M 2ξf ln （KρgHCcotφ ξ （piCcotφ）） （9） 式中 K 为应力集中系数； pi锚杆对帮部的支护 力； M 煤层开采厚度； C 煤体的黏聚力； φ 为煤体的 内摩擦角； f 煤层与顶底板接触面的摩擦因素； ξ 三 轴应力系数， ξ 1sinφ 1-sinφ 。 巷道地质力学参数见表 2。 由式 （1 ） 、 式 （9） 得出巷道在原支护下的极限平 衡区宽度 B、底鼓影响区宽度 b 分别为 B5.35 m， b1.17 m。 巷道两侧支承压力简化为线性分布，则底鼓影 响区内的最大垂直应力 σb 6.20 MPa。 根据式 （6） ， 计算巷道底板的极限载荷 σL4.54 MPa。 σb＞σL， 底板破碎岩体将失稳。 因此， 塑性滑移面 所承受的垂直应力为 1.66 MPa。根据弹塑性力学理 论，受双轴应力的单元体内法线与 x 轴成 θ 角的斜 面上的切向应力 τθ为 τθ σx-σy 2 sin2θ（10 ） σx1.66 MPa， σy0， θπ 2 - （π 4 φ 2 ） π 6 ，代入 式 （10 ） 得到塑性滑移面上的剪应力 τ0.72 MPa。 即底角锚杆的支护强度应大于 0.72 MPa 。 根据 文献[9]， 当施加双锚杆时， 第 2 根底角锚杆分担了 底角锚杆的受力，可以使第 1 根底角锚杆受力降低 约 30， 所以为了提高控制效果在巷道两侧底角施 加双锚杆，使第 1 根底角锚杆的支护强度降至 0.5 MPa， 第 2 根锚杆的支护强度 0.22 MPa。 4.2.2锚杆 （索） 长度 1 ） 采动影响下巷道帮部极限平衡区宽度 B 5.35 m， 取实际与理论误差系数 1.2， 加上外露长度及锚 入稳定煤体的长度， 帮部补强锚索长度 Ls6.8 m。 2 ） 底角锚杆沿图 3 中 BC 布置， 其有效长度 Lg1， 乘 以误差系数并加上外露长度并考虑水平移动及第二 根底角锚杆， 则底角锚杆的长度 Lg12.5 m。 Lg11.2 b 2cosα （11 ） 3） 底板锚杆垂直于巷道底板布置， 锚杆端头深 入拉应变压缩区，如图 3 中底板锚杆长度的有效长 度必须大于 h，乘以误差系数并加上外露及端部长 度最终底板锚杆的长度 Lg22.2 m。 h a 2 tanβ（12 ） 4.3支护方案 1） 巷道顶板。仍采用原支护不变。 2） 巷道两帮。在原支护基础上， 巷道帮部两排 锚杆之间，布置 1 根 φ17.8 mmL6 800 mm 钢绞线 锚索， 预应力不小于 150 kN， 排距 1 600 mm 。 3） 巷道底角。底角锚杆采用 φ22 mmL2 500 mm 左旋高强螺纹钢锚杆， 树脂全长锚固， 与巷道底 板夹角 60， 两侧底角均布置两根锚杆， 间排距 600 mm600 mm 并采用 W 型钢带。 4） 巷道底板。底板锚杆采用直径 48 mm 的无缝 钢管， 长 2 200 mm， 间排距 600 mm600 mm， 管内 插入直径 18.0 mm 的普通螺纹钢，长度为 2 000 mm， 加压注水泥浆间排距为 600 mm600 mm， 并铺 设金属网。支护方案如图 5。 5现场应用 为了检验支护方案的控制效果，将回采工作面 前方 120 m 范围内巷道底板进行起底处理并采用 Kpi/MPaM/mC/MPaφ/ （ ） 2.50.58230 fξmsσc/MPa 0.230.170.0117.17 201 ChaoXing 第 50 卷第 12 期 2019 年 12 月 Safety in Coal Mines Vol.50No.12 Dec. 2019 图 6底鼓量监测曲线 新支护形式， 在 120 m 距离处的底板表面设置监测 点，监测在采动影响范围内随工作面推进底鼓量的 变化， 2015 年 7 月 12 开始， 经过为期 48 d 的现场监 测， 底鼓量监测结果如图 6。 由图 6 可知，当测点距工作面距离大于 60 m 时， 底鼓量小于 20 mm 且基本不变， 此时的底鼓量 主要来源于垂直应力与水平应力作用下底板岩层的 弹塑性变形。距离 60 m 处底鼓变形速率开始迅速 升高， 底鼓量增大， 监测点进入采动影响范围， 随着 支承压力的升高底鼓量持续增大直至距离工作面约 13 m 处底鼓量趋于稳定，测点进入极限平衡区， 最 大底鼓量为 86 mm 满足支护要求， 说明治理底鼓新 方案可以达到控制底板稳定的效果。 6结论 1） 义棠煤矿 10502 工作面运输巷强烈底鼓的主 要原因是底板围岩松软破碎、采动压力高、巷道支 护形式不合理。 2 ） 在垂直应力作用下， 巷道帮部围岩下底板岩 层所产生的被动朗肯区宽度等于巷道宽度时，将这 一宽度称为底鼓影响区。底鼓影响区的范围由巷道 宽度和底板岩体的内摩擦角决定，当底鼓影响区内 的最大垂直应力超过底板的极限载荷时，底板岩体 将会失稳向巷道临空方向移动形成底鼓。 3） 提出了帮部补强锚索、 底角双锚杆、 底板锚杆 的控制对策，现场应用表明试验段内巷道最大底鼓 量为 86 mm， 证明新支护方案控制底鼓的效果良好。 参考文献 ［1］ 侯朝炯团队．巷道围岩控制 ［M］ ．徐州 中国矿业大学 出版社， 2013 1－3． ［2］ 姜耀东， 赵毅鑫， 刘文岗， 等．深部开采中巷道底鼓问 题的研究 ［J］ ．岩石力学与工程学报， 2004， 23 （14） 2396－2401． ［3］ 刘成， 宋选民， 刘叶， 等．大断面回采巷道层状底板底 鼓机理及其防治对策 ［J］ ．煤炭学报， 2014， 39 （6） 1049－1055． ［4］ 郑西贵， 刘娜， 张农， 等．深井巷道挠曲褶皱性底鼓机 理与控制技术 ［J］ ．煤炭学报， 2014， 39 （6） 417－423． ［5］ 何满潮， 张国锋， 王桂莲， 等．深部煤巷底鼓控制机制 及应用研究 ［J］ ．岩石力学与工程学报， 2009， 28 （S1） 2593－2598． ［6］ 王卫军， 冯涛．加固两帮控制深井巷道底鼓的机理研 究 ［J］ ．岩石力学与工程学报， 2005， 24 （5） 808－811． ［7］ 李学华， 王卫军， 侯朝炯．加固顶板控制巷道底鼓的数 值分析 ［J］ ．中国矿业大学学报， 2003， 32 （4） 436. ［8］ 柏建彪， 李文峰， 王襄禹， 等．采动巷道底鼓机理与控 制技术 ［J］ ．采矿与安全工程学报， 2011， 28 （1） 1－5． ［9］ 杨生彬， 何满潮， 刘文涛， 等．底角锚杆在深部软岩巷 道底鼓控制中的机制及应用研究 ［J］ ．岩石力学与工 程学报， 2008， 27 （S1） 2913－2920． ［10］ 康红普， 王金华．煤巷锚杆支护理论与成套技术 ［M］ ． 北京 煤炭工业出版社， 2007 149－150． ［11］ 康红普， 林健， 吴拥政．全断面高预应力强力锚索支 护技术及其在动压巷道中的应用 ［J］ ．煤炭学报， 2009， 34 （9） 1153－1159． ［12］ 王卫军， 侯朝炯．回采巷道底鼓力学原理及控制研 究新进展 ［J］ ．湘潭矿业学院学报， 2003， 18 （1） 1－6． ［13］ 张广超， 何富连．深井高应力软岩巷道围岩变形破坏 机制及控制 ［J］ ．采矿与安全工程学报， 2015， 32 （4） 571－577． ［14］ 孔恒， 王梦恕， 张德华．隧道底板隆起的成因、 分类与 控制 ［J］ ．中国安全科学学报， 2003， 13 （1） 30－33． ［15］ 赵成刚， 白冰， 王运霞．土力学原理 ［M］ ．北京 清华大 学出版社， 2004 265－274． ［16］ 蔡美峰， 何满潮， 刘东燕．岩石力学与工程 ［M］ ．北京 科学出版社， 2013 98－107． ［17］ 张伟， 刘泉声．节理岩体锚杆的综合变形分析 ［J］ ．岩 土力学， 2012， 33 （4） 1067－1074． ［18］钱鸣高， 石平五， 许家林．矿山压力与岩层控制 ［M］ ． 徐州 中国矿业大学出版社， 2010 221－225． 作者简介 张轩宁 （1993） ， 男， 河南汝州人， 在读硕士 研究生， 主要从事采矿工程方面的研究。 （收稿日期 2018-10-18； 责任编辑 朱蕾） 202 ChaoXing