三软煤层巷道破坏机制及锚注对比试验.pdf

第 40 卷第 10 期煤炭学报Vol40No10 2015 年10 月 JOUNAL OF CHINA COAL SOCIETYOct2015 江贝， 李术才， 王琦， 等三软煤层巷道破坏机制及锚注对比试验 J 煤炭学报， 2015， 40 10 23362346doi 1013225/jcnki jccs20156005 Jiang Bei， Li Shucai， Wang Qi， et alFailure mechanism of three soft coal seam roadway and comparison study on bolt and groutingJ Journal of China Coal Society， 2015， 40 10 23362346doi 1013225/jcnkijccs20156005 三软煤层巷道破坏机制及锚注对比试验 江贝 1， 李术才1 ， 王 琦 1， 2 ， 潘 锐 1， 2， 张若祥3， 任尧喜3， 王德超1， 3， 丁国利3 ， 秦 乾 1， 姜作华3 1山东大学 岩土与结构工程研究中心， 山东 济南250061; 2煤矿安全高效开采省部共建教育部重点实验室 安徽理工大学 ， 安徽 淮南 232001; 3龙口煤电有限公司， 山东 龙口265700 摘要 针对龙口矿区梁家煤矿典型软岩巷道4606 改造开切眼巷道围岩控制难题， 通过现场监 测和试验， 分析原支护方案下围岩变形破坏机制。煤层结构复杂， 围岩易膨胀、 软化， 围岩破坏范围 大， 拱架变形破坏严重， 锚杆支护潜力无法有效发挥是巷道变形破坏的主要原因。支护构件锚固性 能试验表明， 与注浆前相比， 注浆 10 d 后注浆锚杆拉拔力提高 214， 高强锚索提高 89。在此基 础上， 以锚注支护为核心， 实施了 U 型棚注浆锚杆， 注浆锚杆高强锚索两种联合支护对比试验方 案。结果表明 方案实施后， 巷道围岩变形量小于原支护方案 59以上， 锚注支护可有效控制该类 条件下巷道围岩变形; 两种试验方案的围岩整体平均变形量相差 66， 采用注浆锚杆高强锚索联 合支护方案可替代传统的 U 型棚支护。 关键词 三软煤层; 锚固性能; 破坏机制; 锚注试验 中图分类号 TD353文献标志码 A 文章编号 02539993 2015 10233611 收稿日期 20150719责任编辑 许书阁 基金项目 国家自然科学基金资助项目 51304125 ; 煤矿安全高效开采省部共建教育部重点实验室资助项目 JYBSYS2014103 ; 山东省优秀 中青年科学家科研奖励基金资助项目 BS2013NJ004 作者简介 江贝 1985 ， 女， 山东济南人， 博士研究生。Email jiangbei519 163com。通讯作者 王琦 1983 ， 男， 山东临沂人， 讲 师， 博士后。Email chinawangqi 163com Failure mechanism of three soft coal seam roadway and comparison study on bolt and grouting JIANG Bei1， LI Shu- cai1， WANG Qi1， 2， PAN ui1， 2， ZHANG uo- xiang3， EN Yao- xi3， WANG De- chao1， 3， DING Guo- li3， QIN Qian1， JIANG Zuo- hua3 1esearch Center of Geotechnical and Structural Engineering， Shandong University， Jinan250061， China; 2Key Laboratory of Safety and High- Efficiency Coal Mining， Ministry of Education Anhui University of Science and Technology ， Huainan232001， China; 3Longkou Coal- electric Co， Ltd， Longkou 265700， China Abstract According to the field investigation and experiments at No4606 trans cut of working face in Liangjia coal mine， which is a typical soft rock roadway， the failure mechanism of surrounding rock under primary plan was ana- lyzedThe results demonstrated that the complex structure of coal seam， the easy expansion and softening of surround- ing rock， large destruction scope， serious arch deation， and unrealized supporting potential were the main causes of rock failureAnchorage perance tests show that compared with the drawing force before grouting， grouting bolts in- crease 214 after 10 days， and high strength cables increase 89Took bolt- grouting support as the core measure， two supporting test schemes， namely U type shed grouting bolt and grouting bolt high strength cable were proposedThe results show that the surrounding rock deations are less than 59 compared with primary plan s， differed by 6 6Therefore， the grouting bolt high strength cable can be used to replace U type shed 中国煤炭期刊网 w w w . c h in a c a j . n et 第 10 期江贝等 三软煤层巷道破坏机制及锚注对比试验 Key words three soft coal seam; anchorage perance; failure mechanism; bolt- grouting test 软岩问题一直是困扰煤矿安全、 高效生产的重大 难题之一 1 ， 尤其是随着煤炭开采逐渐向深部发展， 这类巷道的各种非线性力学现象越来越多， 支护越来 越困难 23 。自 20 世纪 60 年代以来， 许多学者针对 软岩巷道变形破坏机制等问题进行了大量的研究， 提 出并发展了适合软岩巷道的专门支护技术。何满潮、 孙晓明基于软岩非线性大变形设计理论， 提出了恒阻 大变形锚杆支护技术 45 。刘洪涛等针对高应力软 岩巷道的塑性区范围和变形量均较大等问题， 基于 “高阻让压” 研发了可接长锚杆， 起到了对高应力软 岩巷道顶板让压支护的目标6 。Kang Yongshui、 刘 泉声以淮南矿区为例， 对深部高应力破碎软岩巷道的 支护难点和支护机制进行分析， 采取分部联合支护以 及三步注浆的方法， 取得了较理想的效果 78 。张农 等根据软岩巷道破裂发展的时间效应和区域特征， 提 出了分阶段、 分区域控制的关键技术， 有效控制软岩 巷道围岩变形破裂的发展， 实现该类巷道的围岩稳 定 9 。王襄禹、 柏建彪等针对软岩巷道锚注结构承 载特性的时变特征， 通过引入弹黏塑性本构模型， 得 到了锚注结构承载力的计算公式， 对软岩巷道锚注支 护设计可起到一定的指导作用10 。王连国采用应变 软化本构模型对锚注支护时机进行模拟， 提出了一种 综合运用数值模拟优化和现场监测确定巷道最佳锚 注支护时机的方法 11 。韩立军通过长期矿压监测， 揭示了极破碎软岩巷道变形失稳机理， 提出了动态迭 加耦合支护技术方案12 。谢生荣针对深部软岩巷道 围岩总变形量大、 收敛速率快、 持续变形时间长以及 支护系统损毁等矿压显现特点， 提出了集密集高强锚 杆承压拱、 厚层钢筋网喷层拱和滞后注浆加固拱于一 体的锚喷注强化承压拱支护技术， 实现了对深井软岩 巷道的有效控制13 。焦玉勇针对传统的巷道 U 型棚 支护， 改进壁后充填技术， 解决了松散围岩控制难 题 14 。贾宏俊通过分析软弱围岩变形破坏机制， 建 立能够反映工程地质状况及初始设计方案的有限元 模型， 反演获取围岩力学参数和蠕变参数， 提出适合 软弱流变岩体的可缓冲渐变式双强壳体支护方法， 满 足了深部软岩巷道稳定性控制要求15 。王卫军针对 软岩巷道提出了 “高阻让压、 高强度” 支护方案， 取得 了较好地结果 16 。荆升国通过分析深部 “三软” 煤巷 失稳原因， 提出了棚索强化控制理念， 实现支架锚 索围岩协同承载， 有效控制了深部“三软” 煤巷围岩 变形 17 。高明仕针对软岩巷道强流变四周均表现出 大变形的破坏特征， 提出了全断面、 全支全让 O 型封 闭控制的支护原理， 有效控制了深部软岩巷道的大变 形 18 。 本文在上述研究成果的基础上， 以典型三软煤 层 龙口矿区梁家煤矿 4606 工作面为工程背景， 对 4606 改造开切眼巷道围岩变形破坏机制进行分 析， 提出以锚注支护为核心的围岩控制措施， 合理设 计支护方案并进行现场对比试验， 以期为解决类似三 软煤层巷道支护难题提供借鉴。 1工程背景 1. 1工程概况 梁家煤矿位于山东省龙口市， 是我国最大的海滨 煤矿， 设计生产能力 300 万 t/a， 为典型三软地层矿 区。矿井主要含煤地层为古近系李家崖组， 主采煤 1 层、 煤 2 层和煤 4 层。 4606 工作面位于煤 4 六采区中部。工作面走向 921. 4 m， 倾斜长度为 252. 3 m。4606 工作面掘进巷 道共包括 4606 材料巷、 改造材料巷、 改造开切眼与开 切眼 图 1 ， 本文以改造开切眼为研究对象。 图 1 4606 工作面巷道平面布置 Fig. 1 oadway layout in mining face 4606 1. 2原支护方案及不足 煤 4 结构极为复杂， 稳定性差。煤层厚度变化极 大， 平均为 22. 39 m。煤层含有 17 层夹矸， 以厚度 20 cm 的稳定夹矸作为划分标志， 煤层自上而下分为 煤41煤4 8八段。可采煤层为煤44煤46， 平均纯煤 厚度 3. 22 m; 煤43 煤48自西向东纯煤厚度逐渐变 薄， 夹矸厚度逐渐增厚， 夹矸以泥岩为主， 其次为炭质 泥岩， 厚度不稳定， 煤层结构复杂。直接顶主要为炭 质泥岩、 砂质泥岩及泥岩夹黏土岩， 易风化脱落， 吸水 膨胀， 属易冒落顶板。底板为 0. 64 m 的泥岩， 局部为 炭质泥岩、 含油泥岩以及油页岩， 为煤层的直接底板， 易吸水膨胀， 工作面底臌严重， 为典型三软不稳定煤 层。 该巷道原支护方案采用“锚网喷锚梁U 型棚” 支护形式。锚杆采用 MSGLD335/182250 螺纹钢 7332 中国煤炭期刊网 w w w . c h in a c a j . n et 煤炭学报 2015 年第 40 卷 锚杆， 间排距 650 mm800 mm， 预紧力 300 Nm; 混 凝土喷层采用 C20 混凝土， 厚度 120 mm; 锚梁采用 U25 型钢加工而成， 长度 2 600 mm; U 型棚采用 U36 型钢加工而成， 每架 3 节; 锚梁与 U 型棚间距均为 800 mm。具体支护参数如图 2 所示。 图 24606 改造开切眼原支护方案设计断面 Fig. 2Cross- section design diagram of original supporting scheme of trans cut in mining face 4606 图 3 为原支护方案下巷道破坏情况， 图 4 为原支 护方案下的巷道表面收敛监测曲线。 图 3现场巷道破坏情况 Fig. 3Destruction of roadway in site 由图 4 可以看出 原支护条件下， 巷道表面位移 呈现 “底臌量帮部移近量顶板沉降量” 的变形特 征。巷道掘进过程中， 表面位移变化较大且一直呈上 升趋势， 底臌量最大为 912 mm， 两帮合计收敛量达到 927 mm， 顶板变形量稍小， 最大沉降值为 285 mm。 原方案采用 U 型棚支护主要有以下不足 1 U 型棚支设需要搭建平台， 并且需要 68 人 操作才能完成， 大大降低了巷道掘进速度。 图 4巷道表面收敛监测曲线 Fig. 4Displacement change of roadway surface 2 U36 钢棚每架重达 400 kg， 从加工、 运输、 支 设到回撤等各个环节极大地增加了工人的劳动强度。 3 U 型棚支护属于被动支护， 对围岩控制效果 不佳， 同时由于造价太高， 无法满足经济要求。 2原支护方案下围岩及支护体系破坏机制分 析 2. 1围岩破坏机制 2. 1. 1围岩易膨胀、 软化 采用 HCP1 型岩石膨胀测试仪对围岩进行膨 胀性测试， 图 5 为典型岩样膨胀性测试曲线， 表 1 为 膨胀性测试统计 A， B， C， D 分别代表泥岩、 含油泥 岩、 砂质泥岩和油页岩; F 代表自由膨胀; P 代表侧向 膨胀; 代表侧向约束膨胀 。 膨胀性试验结果表明 1 油页岩轴向自由膨胀率高出泥岩约 42， 轴 向自由膨胀率越大， 侧向膨胀压力也越大， 呈现油页 岩泥岩含油泥岩的趋势。 2 砂质泥岩的侧向约束膨胀率低于油页岩， 侧 向膨胀压力呈现相同的趋势。 3 根据膨胀性软岩分级标准19 ， 4606 改造开 切眼围岩基本属于强膨胀性软岩， 巷道支护困难。 2. 1. 2围岩破坏范围大 采用 YTJ20 型钻孔窥视仪对原支护方案下巷道 围岩进行钻孔探测， 共布置 3 个监测断面， 间隔 10 m， 每个断面布置 5 个 42 mm 的钻孔。 以断面 1 为例进行分析， 滞后掘进工作面 5 m 进 行探测。5 个钻孔分布为 左帮孔深 4. 7 m， 左肩孔深 6. 0 m， 顶板孔深 5. 2 m， 右肩孔深 5. 6 m， 右帮孔深 4. 2 m。建立梁家煤矿钻孔窥视解译标准， 对围岩的 完整性分类进行约定， 将各探测孔内围岩裂隙发育情 况绘制于钻孔电视监测断面内， 得到该监测断面围岩 破坏范围素描图 图 6 ， 表 2 为各监测断面围岩破碎 范围统计。 8332 中国煤炭期刊网 w w w . c h in a c a j . n et 第 10 期江贝等 三软煤层巷道破坏机制及锚注对比试验 图 5典型岩石试件膨胀性测试曲线 Fig. 5Expansion test curves of typical rock 表 1典型岩样膨胀性测试 Table 1Expansion test of typical rock samples 岩性编号直径/mm高度/mm 轴向自由膨 胀率/ 径向自由膨 胀率/ 侧向约束膨 胀率/ 侧向膨胀 压力/MPa 泥岩 AF369. 849. 99. 34. 5 AP669. 822. 30. 054 含油泥岩 BF269. 855. 35. 410. 4 BP269. 823. 60. 029 CP369. 824. 00. 031 砂质泥岩C469. 825. 912. 0 C569. 825. 112. 5 DF769. 846. 813. 25. 7 油页岩DP869. 823. 80. 064 D669. 825. 213. 1 图 6典型断面围岩破坏范围 Fig. 6Damage range of surrounding rock in typical section 表 2原支护方案各监测断面围岩破碎范围统计 Table 2ock crushing range of each monitoring section under original supportingm 断面左帮左肩顶板右肩右帮 13. 74. 74. 03. 12. 8 24. 04. 53. 43. 83. 5 33. 35. 04. 13. 22. 6 平均值3. 74. 73. 83. 43. 0 结合相关地质资料对表 2 进行分析， 可知 1 围岩由表面向内部破坏程度依次减弱， 浅部 9332 中国煤炭期刊网 w w w . c h in a c a j . n et 煤炭学报 2015 年第 40 卷 围岩基本上是不完整的， 大部分为破碎或较破碎状 态， 破碎范围 2. 65. 0 m。 2 巷道左侧破坏范围明显大于右侧， 初步分析 原因是由于该监测区域附近存在 1 条落差约 5 m 的 断层 DF677 DF 表示断层， 6 表示六采区， 77 表示 第 77 条 ， 由巷道左侧区域延伸至巷道底板附近， 该 断层导致巷道左侧区域围岩裂隙发育， 破坏范围大于 右侧。其中左肩部位破坏范围最大， 平均 4. 7 m， 顶 板平均破坏深度为 3. 8 m， 左帮平均破坏深度为 3. 7 m， 右帮平均破坏深度为 3. 0 m。 3 围岩膨胀， 软化特性明显， 监测表明巷道开 挖后在很短的时间内就产生了破坏。 4 围岩破坏范围均超出锚杆锚固范围， 使得锚 杆支护无法形成有效的承载结构， 软岩的流变特性将 会进一步扩大围岩破坏范围。 2. 2支护构件受力破坏机制 2. 2. 1拱架受力分析 原支护方案下现场拱架破坏严重 图 3 a ， 为 研究巷道掘进期间 U36 钢棚的受力变形情况， 选择 典型断面拱架进行监测， 分别在此断面的左右拱腿、 左右拱腰、 左右拱肩、 拱顶 7 个位置的边侧和内侧布 置应变片， 从拱架左侧到右侧， 边侧轴向应变编号依 次为 BZ17， 径向编号依次为 BJ17， 内侧轴向编 号依次为 NZ17， 径向编号依次为 NJ17， 其中， B 代表边侧， N 代表内侧， Z 代表轴向， J 代表径向。 图 7 为应变片布置示意， 图 8 为拱架现场监测实施情 况。 图 7拱架应变片布置 Fig. 7Strain gauge distribution of arch 根据国家标准， U36 型钢的屈服强度为335 MPa， 经过试验得出应力应变之间的关系可以简化为 206 000 0 0. 001 626 2 060 331. 65 0. 001 626 0. 096 286 当应变为 0. 001 626 1 626 时， 达到屈服强 度， 以此为依据进行 U36 型钢受力分析， 表 3 为拱架 各个位置受力状态统计 负值受压， 正值受拉 ， 图9 图 8拱架现场监测实施 Fig. 8Implementation of arch field monitoring 表 3拱架各位置受力状态 Table 3Stress state of arch 轴向 编号最大应力/MPa状态 径向 编号最大应力/MPa状态 NZ1153. 7未屈服NJ1173. 5未屈服 NZ2342. 3屈服NJ2343. 7屈服 NZ3343. 5屈服NJ3127. 3未屈服 NZ4142. 7未屈服NJ458. 0未屈服 NZ5335. 1屈服NJ5135. 4未屈服 NZ6341. 6屈服NJ6349. 2屈服 NZ7169. 8未屈服NJ7181. 5未屈服 BZ1336. 6屈服BJ1341. 8屈服 BZ2339. 7屈服BJ2336. 4屈服 BZ3349. 0屈服BJ3142. 0未屈服 BZ4138. 2未屈服BJ493. 0未屈服 BZ5352. 6屈服BJ5149. 0未屈服 BZ6336. 1屈服BJ6341. 5屈服 BZ7298. 5未屈服BJ7211. 7未屈服 图 9拱架各部位最大受力简图 Fig. 9Position of maximum stress diagram of arch 0432 中国煤炭期刊网 w w w . c h in a c a j . n et 第 10 期江贝等 三软煤层巷道破坏机制及锚注对比试验 为拱架各部位最大受力简图。 可以看出 1 拱架整体受力形态呈近似对称， 右拱肩内侧 轴向 BZ 5为 拱 架 受 力 最 大 部 位， 最 大 值 为 352. 6 MPa; 拱顶内侧径向 NJ4 为受力最小的部 位， 仅为 58 MPa。 2 由图 9 可以看出拱架帮部， 尤其在以抵抗围 岩变形为主的径向方向上承受较大压力， 造成拱架帮 部率先出现失稳破坏， 这与现场拱架的破坏情况也是 相一致的。 3 拱架整体主要受压， 轴向只有左拱腿内 侧 NZ1 ， 拱顶边侧 BZ4 ， 右拱腿内侧 NZ7 受拉; 径向只有左拱腿内侧 NJ1 ， 拱顶边侧 BJ 4 ， 右拱腿内侧 NJ7 和边侧 BJ7 受拉。 4 本次监测时间持续 30 d 时， 拱架中一半以上 的测点均已超过钢材的屈服强度， 拱架后期存在由局 部失稳引发整体失稳的隐患。 2. 2. 2锚杆受力分析 对监测断面锚杆进行受力监测， 如图 10 所示。 图 10锚杆受力监测曲线 Fig. 10Anchorage force of bolt monitor curves 由图 10 可知 锚杆初始预紧力较低， 后期受力也 较小， 最大值仅为 30 kN。主要原因有 巷道围岩破 碎且破坏范围远远超出锚杆长度， 无法为锚杆提供稳 定的着力基础; 原支护方案中锚杆采用 1 根MSK/ 23 600树脂药卷进行锚固， 接近于端部锚固， 该种锚 固方式所能提供的锚固力非常有限， 存在锚固长度过 短等问题; 钻孔内围岩易出现塌孔、 孔壁围岩脱落等 现象， 造成锚杆、 锚固剂与围岩之间填充不密实， 进一 步降低了锚杆锚固力， 使其无法有效发挥支护潜力。 3现场方案设计及实施 3. 1三软煤层巷道围岩控制措施 综合上述分析， 围岩破坏范围过大， 导致锚固支 护效果不好， 锚杆支护潜力不能有效发挥， 进一步加 剧了围岩变形破坏， U 型棚过早产生屈服失稳。针对 现场支护构件支护潜力无法有效发挥等现象， 为增强 软弱地层中的支护作用， 避免支护构件过早产生失效 破坏， 充分发挥支护潜力， 改善围岩控制效果， 可采用 以下控制措施 1 改变围岩软弱破碎特性。 对于该种条件下的围岩， 通过锚注支护， 填充围 岩裂隙， 提高围岩强度， 一方面可以改善围岩自承能 力， 使得围岩成为支护承载的主体， 避免支护构件受 力过大; 另一方面， 也可为锚杆、 锚索等支护构件提供 稳定锚固基础， 增强锚固支护构件的可锚性。 2 改善锚固工艺， 提高主动支护效果。 上述对围岩注浆加固等措施均可改善锚固工艺， 提高锚杆锚固力; 结合高强锚索等支护构件， 使其锚 固在完整岩层中， 形成更有效的承载结构， 抵抗围岩 变形破坏， 提高围岩控制效果。 3. 2支护构件锚固性能注浆试验 针对现场围岩松软破碎的特点， 笔者前期进行了 支护构件锚固性能注浆试验， 通过对注浆前后， 注浆 锚杆、 高强锚索拉拔力的对比分析， 验证注浆对围岩 的控制效果。 对围岩注浆前、 注浆2 d 后和注浆 10 d 后的注浆 锚杆和高强锚索分别进行了 3 组拉拔力测试， 每次分 别拉拔 3 根， 图 11 为现场实施情况， 图 12 为拉拔力 分布， 表 4 为拉拔力测试结果。 图 11锚固性能现场试验 Fig. 11Anchorage perance test 可以看出 1 由于注浆锚杆为中空杆体， 注浆前拉拔力很 小， 平均为 28 kN， 注浆 2 d 后拉拔力比注浆前平均提 高 125， 注浆 10 d 后拉拔力比注浆前平均提高 214; 1432 中国煤炭期刊网 w w w . c h in a c a j . n et 煤炭学报 2015 年第 40 卷 图 12拉拔力变化 Fig. 12Pullout capacity 表 4拉拔力统计 Table 4Pullout capacity statistics 构件类型位置 注浆前拉 拔力/kN 注浆后拉拔力/kN 2 d10 d / 2 d10 d 左帮306580117167 注浆锚杆 顶板255595120280 右帮307090133200 平均值286388125214 左肩15323033050116 高强锚索 顶板1702102802465 右肩1572303004691 平均值1602233033989 注 为注浆后拉拔力的提高率， 计算方法为 注浆后拉拔力注 浆前拉拔力 /注浆前拉拔力100。 2 高强锚索拉拔力整体提高程度远低于注浆 锚杆， 围岩注浆 2 d 后拉拔力平均提高 39， 注浆 10 d 后拉拔力平均提高 89; 3 以上分析表明， 注浆后支护构件的极限承载 力显著增加， 主动承载能力得以有效发挥。 3. 3方案设计及参数选取 为解决 1. 2 节原支护方案不足， 笔者结合前期现 场监测和试验， 以锚注支护为核心， 通过开展现场对 比试验， 减少与代替 U 型棚的使用， 最终提出适用于 梁家煤矿三软煤层的支护技术。 3. 3. 1方案设计 4606 改造开切眼试验段共实施两种方案， 如图 13 所示， 方案 1 为 U 型棚注浆锚杆联合支护， 方案 2 为注浆锚杆高强锚索联合支护。 图 13各试验方案支护断面设计 Fig. 13Cross- section design diagrams of test schemes 3. 3. 2注浆加固参数 1 材料选择和配比。 以水泥单液浆为主， 水灰比为 0. 4 1。巷道底 板注浆等特殊条件下可加入适量的水玻璃对浆液性 能进行调整。 2 注浆压力和注浆量。 采用注浆锚杆时注浆压力超过 3 MPa 结束注 浆， 单孔注浆量不多于 5 袋。 3. 3. 3各支护构件参数 1 U 型棚。 U 型棚采用 U36 拱架， 排距为 800 mm。 2 注浆锚杆。 采用 MLX5028/32Z 型中空螺旋注浆锚杆， 长 度 2 200 mm， 间排距 1 200 mm1 600 mm， 底角锚杆 布置在距离底板 150 mm 高度处， 向下倾斜 45。 3 高强锚索。 直径 22 mm， 长度 5 000 mm， 间排距2 000 mm 1 600 mm， 每断面3 根， 顶板巷中布置1 根， 左右距离 2 000 mm 各布置 1 根， 与巷道轮廓线垂直。 2432 中国煤炭期刊网 w w w . c h in a c a j . n et 第 10 期江贝等 三软煤层巷道破坏机制及锚注对比试验 4现场试验效果分析 4. 1围岩注浆效果探测 笔者采用 SI3000 地质雷达探测设备及相配 套的高精度 400 MHz 天线对方案 2 注浆前后巷道围 岩的破碎范围以及注浆过程中浆液在围岩中的扩散 及流动特性进行了探测。图 14 为测线布置， 图 15 为 现场实施情况。 图 14测线布置示意 Fig. 14Schematic diagram of line layout 图 15地质雷达现场探测 Fig. 15Field detection of geological radar 围岩破碎区在地质上表现为出现较多的裂 隙 多为张开裂隙 ， 这些裂隙导致破碎区介电常数 出现差异， 存在较多的界面， 且同相轴一般不连续， 这 是使用地质雷达进行围岩破碎范围探测的物理基础。 地质雷达探测鉴定围岩破碎范围， 主要是通过分 析波形或波组特征进行识别和鉴定， 这些特征主要包 括波的振幅分布、 相位和同相轴特征等。一般而言， 振幅表现为大小分布不均， 相位表现为正负半轴交替 明显， 同相轴不连续等。 雷达图像在围岩破碎范围内同相轴不连续， 且较 杂乱， 而破碎区以外的范围则同相轴相对较连续， 部 分中间断开的同相轴推断为原生裂隙造成。 图 16 列出了监测段内巷道顶板及两帮的探测结 果。其中， 白色曲线以上代表了围岩破碎范围。 图 16围岩注浆探测 Fig. 16Grouting detection of surrounding rock 图 17 列出了单根注浆锚杆注浆过程中的雷达探 测结果。其中， 白色曲线为浆液导致测点附近地层的 物性变化曲线。 图 17注浆锚杆注浆过程探测 Fig. 17Grouting process detection of grouting bolt 通过分析可以看出 巷道围岩注浆后破坏范围较小， 基本处于 1 3432 中国煤炭期刊网 w w w . c h in a c a j . n et 煤炭学报 2015 年第 40 卷 2 m， 说明浆液有效充填了围岩裂隙， 重新胶结破碎围 岩， 提高了围岩的完整性。 4. 2支护构件受力监测分析 4. 2. 1拱架受力监测分析 图 18 列出了原方案和方案 1 拱架受力监测曲 线。 图 18拱架受力曲线 Fig. 18Arch stress change curves 由图 18 可以看出 方案 1 中 U36 拱架受力低于 原方案， 原方案拱架受力最大为 173 kN， 方案 1 为 137 kN， 减小了 21， 说明巷道围岩注浆后， 岩体强度 和自承能力提高， 拱架受力相应减小。 4. 2. 2注浆锚杆、 高强锚索受力监测分析 图 19 为方案 1， 方案 2 中注浆锚杆， 高强锚索受 力监测曲线。 由图 19 可以看出， 方案 1 注浆锚杆受力规律和 方案 2 基本一致， 但是受力大小整体低于方案 2， 主 要是由于该试验段安装拱架， 承担了更多的围岩压 力; 左、 右肩锚索受力较大， 最大值分别为 211， 226 kN， 顶板锚索受力相对最小， 最大值为 176 kN。 4. 3围岩支护效果分析 图 20 为各方案巷道表面位移监测曲线， 表 5 为 各支护方案巷道变形量统计。 可以看出 1 各支护方案的巷道围岩变形量呈现原支护 方案方案 2方案 1 的趋势， U 型棚注浆锚杆联合 支护和注浆锚杆高强锚索联合支护两种方案的巷 道围岩变形量比原方案分别减少 65. 6， 59. 0， 说 明锚注支护可有效控制巷道围岩变形。 图 19注浆锚杆、 高强锚索受力监测曲线 Fig. 19Stress change curves of bolt and cable 图 20巷道表面位移变化曲线 Fig. 20Displacement change of roadway surface 4432 中国煤炭期刊网 w w w . c h in a c a j . n et 第 10 期江贝等 三软煤层巷道破坏机制及锚注对比试验 表 5各方案位移对比统计 Table 5Displacement comparison of schemes 项目顶板底板左帮右帮平均 巷道典型断面变 原方案285912441486 形量平均值/mm 方案 1103459 94146 方案 2135473 119184 比原方案减少/ 方案 163. 949. 7 78. 77065. 6 方案 252. 648. 1 73. 062. 159. 0 2 方案 1 和方案 2 的围岩变形量整体相差较 小， 整体平均变形量相差 6. 6， 说明采用注浆锚杆 高强锚索联合支护方案可以代替传统的 U 型棚支 护。 图 21 为各方案现场实施效果。 图 21各方案现场实施效果 Fig. 21Field implication of each scheme 5结论 1 原支护方案下巷道围岩控制效果较差， 主要 原因有 煤层结构复杂; 围岩易膨胀、 软化; 围岩破坏范围大; 支护构件破坏严重， 支护潜力没 有有效发挥。 2 原支护方案下拱架整体受力形态呈近似对 称性， 帮部率先出现失稳破坏， 拱架存在由局部失稳 引发整体失稳的隐患。 3 围岩注浆前注浆锚杆的拉拔力均较小， 注浆 10 d 后平均提高 214， 高强锚索拉拔力平均提高 89， 整体提高程度远低于注浆锚杆。 4 U 型棚注浆锚杆联合支护和注浆锚杆高 强锚索联合支护两种方案的巷道围岩变形量比原方 案分别减少 65. 6， 59. 0， 说明锚注支护可有效控 制巷道围岩变形; 同时两种方案整体平均变形量相差 6. 6， 说明采用注浆锚杆高强锚索可以代替传统的 U 型棚支护。 参考文献 1陈庆敏， 马文顶， 袁亮， 等软岩的工程分类及其支护原则J 矿山压力与顶板管理， 1997 3/4 117120 Chen Qingmin， Ma Wending， Yuan Liang， et alClassification of soft rock engineering and its support principleJ Ground Pressure and Strata Control， 1997 3/4 117120 2何满潮， 景海河， 孙晓明软岩工程力学M北京 科学出版社， 2002 He Manchao， Jing Haihe， Sun XiaomingSoft rock engineering me- chanicsMBeijing Science Press， 2002 3孙晓明， 何满潮深部开采软岩巷道耦合支护数值模拟研究J 中国矿业大学学报， 2005， 34 2 166169 Sun Xiaoming， He ManchaoNumerical simulation research on cou- pling support theory of roadway within soft rock at depthJJour- nal of China University of Mining Technology， 2005， 34 2 166169 4He Manchao， Gong Weili， Wang Jiong， et alDevelopment of a novel energy- absorbing bolt with extraordinarily large elongation and con- stant resistanceJInternational Journal of ock Mechanics Min- ing Sciences， 2014， 67 2942 5孙晓明， 王东， 王聪， 等恒阻大变形锚杆拉伸力学性能及其 应用研究J岩石力学与工程学报， 2014， 33 9 17651771 Sun Xiaoming， Wang Dong，