编者按 我国煤炭资源开发不断向深部发展，深部井巷围岩控制理论与技术对保障我 国深部煤矿安全、高效建设与生产具有重要意义。煤炭高效回收是提高煤矿效益、煤炭资源 采出率及延长矿井服务年限的关键技术。本期前 16 篇论文是从“深部井巷围岩控制及煤炭 高效回收工程科技论坛”提交的论文中，优选出的有代表性论文，研究内容涉及深部与复杂 困难巷道、硐室围岩变形破坏机制、围岩控制理论及控制技术; 深部采场矿压显现特征，采煤 工作面煤壁破坏机理与防治; 深井无煤柱煤与瓦斯共采技术; 冲击地压危险性评价，冲击载 荷作用下煤岩体破坏特征，深部冲击地压巷道围岩控制技术等。希望本期“深部井巷围岩控 制及煤炭高效回收工程科技论坛”专题学术论文能够为从事该领域研究的学者提供参考与 帮助。

深部冲击地压巷道锚杆支护作用研究与实践

康红普1，2，3 ，吴拥政1，2，3 ，何 杰1，2，3 ，付玉凯1，2，3 

( 1．天地科技股份有限公司 开采设计事业部，北京 100013; 2．煤炭科学研究总院 开采设计研究分院，北京 100013; 3．煤炭资源高效开采与洁净 利用国家重点实验室，北京 100013)

  摘 要: 以义马常村煤矿深部冲击地压巷道为工程背景，介绍了深部冲击地压巷道围岩地质力学参 数分布特征，分析了冲击地压巷道围岩变形与破坏特征及主要影响因素，揭示出锚杆支护对冲击地 压巷道变形的本质作用是保持围岩完整性，在围岩中形成支护应力场，降低应力集中系数，改善巷 道围岩应力分布，充分发挥围岩的抗冲击能力。提出冲击地压巷道支护形式选择原则，介绍了高冲 击韧性锚杆支护材料力学性能及锚杆支护参数设计方法。针对常村煤矿 21220 下巷条件，提出以 全长预应力锚固、高强度、高冲击韧性锚杆与锚索支护为主，以金属支架为辅的复合支护方式，并进 行了井下工业性试验。矿压监测数据表明，该种支护方式与围岩的整体抗冲击能力强，能够有效控 制深部冲击地压巷道变形与破坏。在冲击能量影响下，锚杆、锚索受力特征明显不同于普通巷道， 呈波浪状或锯齿状变化趋势。

  冲击地压是深部煤炭开采遇到的十分突出的 动力灾害，随着开采深度增加，冲击危险性更加严 重。冲击地压主要发生在巷道，因此，冲击地压巷 道围岩控制及防冲技术一直是国内外学者研究的 重点。潘一山等［1－3］采用实验室试验、数值模拟和 物理模拟等方法，研究了冲击载荷条件下围岩和支 护系统响应过程，指出围岩破坏经历了拉裂裂缝、 重复拉剪破碎和破坏 3 个过程，提出通过提高支护 刚度和快速吸能让位支护技术进行冲击地压巷道 围岩控制。窦林名、高明仕等［4－6］指出冲击震源对 巷道的破坏效应，建立了冲击地压巷道的强弱强结 构模型，利用能量平衡理论对支护参数进行了研 究。姜耀东等［7］分析了放炮震动诱发煤矿巷道动 力失稳的机理。顾金才等［8－9］通过抗爆模型试验， 研究了爆炸平面波作用下洞室的受力变形、稳定状 态及不同锚杆支护参数的加固和抗爆效果。卢爱 红等［10－11］在巷道冲击破裂的层裂屈曲模型基础上 研究了应力波对围岩的破坏机理。鞠文君［12］分析 了锚杆支护防冲作用原理，提出冲击地压巷道能量 校核设计法。上述研究成果为进一步深入研究冲 击地压巷道围岩变形与破坏机理，进而提出合理的 控制方法提供了基础。

   义马矿区是我国煤矿典型的冲击地压矿区，冲击 地压灾害严重，威胁矿井的安全生产。本文针对义马 常村煤矿回采巷道条件，进行冲击地压巷道围岩变 形、破坏机理研究，探索适合冲击地压巷道的支护技 术。

1 冲击地压巷道围岩地质力学测试与冲击倾向性分析

冲击地压与巷道围岩地质力学环境密切相关，研 究冲击地压巷道围岩变形与破坏机理及控制技术应 首先了解地应力、围岩强度及结构等基础参数。为 此，在义马常村矿进行了巷道围岩地质力学测试。 

1. 1 试验巷道地质条件

  义马常村煤矿为冲击地压矿井，试验巷道所处工 作面为 21220 工作面，是常村煤矿目前最深的工作 面，最大采深 815 m，冲击地压高发。21220 工作面巷 道布置如图 1 所示。上邻已采毕的 21200 工作面，下 部为未开掘的 21240 工作面。试验巷道为 21220 下 巷，属实体煤巷道，处于强冲击地压区域。巷道沿 2－ 3 煤顶板掘进，留底煤 1 ～ 2 m。

2－3 煤厚度为 5. 4 ～ 11. 6 m，平均 7. 9 m，煤层厚 度变化大且夹矸 3 ～ 8 层，结构复杂。直接顶为厚32 m 的泥岩，基本顶为砂岩，上覆巨厚坚硬砾岩，直 接底为煤矸互叠层或炭质泥岩，厚 6. 2 m，遇水易膨 胀，基本底为泥岩、细、中砂岩和砾岩。

1. 2 地应力测量与分析 

  采用 SYY－56 型小孔径水压致裂地应力测量装 置，在常村矿进行了 4 个测点的地应力测量，测量结 果见表 1。表中，第 1，2，4 测点位于 21220 下巷中，第 3 测点位于 21150 下巷。σv，σH，σh分别为垂直应力、 最大水平主应力及最小水平主应力。

  从表 1 中看出，4 个测点埋深相差不大，但水平 应力相差很大。其中第 1，3 测点最大水平主应力不 到垂直应力的一半，最小水平主应力仅为垂直应力的 25% ～ 28%。出现这种现象的主要原因是第 1，3 测点 距离采空区比较近( 距采空区边缘线的水平距离分 别为 20，30 m) ，导致水平应力释放。第 2，4 测点距 采空区边缘线的水平距离分别为 100，180 m，随着远 离采空区，水平应力不断增大，第 4 测点距离采空区 最远，最大、最小水平主应力值最大。根据常村矿采 煤工作面采动影响范围的实测数据，第 4 测点基本不 受采动影响，该点测量结果可作为原岩应力数据。可 见，所测区域为高应力区域，最大水平主应力明显大 于垂直应力，构造应力占优势。最大水平主应力方向 均为 NNE 方向，有较好的一致性。 

1. 3 围岩强度测试与分析 

  采用钻孔触探法在井下巷道钻孔中进行围岩强 度原位测试。在顶板中部垂直向上、巷帮中部水平方 向各布置 1 个深度 10 m 的钻孔，采用 WQCZ－56 型 围岩强度测试装置测量顶板不同层位岩石和煤帮的 抗压强度。图 2 是 21220 下巷围岩强度测试结果，从 图中可得出: 

  ( 1) 巷道顶板以上 10 m 范围内为 2－3 煤层和泥 岩。煤层抗压强度分布在 8 ～ 15 MPa，平 均 值 为 12. 9 MPa，靠近巷道的煤层强度较低，整体属于中硬 煤层。泥岩抗压 强 度 在 30 ～ 50 MPa，波 动 幅 度 达 

图 2 义马常村矿巷道围岩强度测试结果

Fig. 2 In-situ compressive strength test results of surrounding rocks in Changcun Coal Mine，Yima coal mining district 20 MPa，平均值为 40. 6 MPa。

  ( 2) 帮部煤层强度总体上随钻孔深度增加呈增 大的趋势，但波动很大。在距巷道表面 1 m 范围内， 煤层强度均不超过 7 MPa; 3 m 范围内煤层强度均不 超过 10 MPa。煤层强度在 5. 5 m 达到最大值，而在 6. 0 ～ 6. 6 m 出现的明显的低谷。  

  ( 3) 无论是顶板还是煤帮，围岩强度曲线均出现 较大的波动。出现波动的原因为: 岩性不同，即使同 一岩性岩层也存在明显的不均质性; 软弱夹层及节 理、裂隙、层理等结构面的影响; 开挖导致巷道表面附 近围岩发生破坏，强度显著降低甚至完全丧失; 围岩 应力的作用导致随着深度增加强度有增大的趋势。

  ( 4) 将围岩强度与原岩应力( 表 1 第 4 测点) 比 较，煤层、泥岩平均抗压强度与最大水平主应力的比 值分 别 为 0. 51，1. 61; 与 最 大、最 小 水 平 主 应 力 差 值( 11. 79 MPa) 的比值分别为 1. 09，3. 44。可见，最 大主应力已超过煤层的平均抗压强度，差应力已接近 煤层强度。

   此外，21220 下巷底板主要为炭质泥岩、煤矸互 层和煤层，岩性差。泥岩中黏土成分占总含量 43%， 煤矸互层黏土成分含量 16. 2%。黏土矿物主要为高 岭石、伊利石和蒙脱石和绿泥石。底板易泥化、膨胀， 强度低，局部巷道段出现严重底臌现象。 

1. 4 围岩结构观察

  21220 下巷掘进 300 m 后，采用钻孔窥视仪对顶板围岩结构进行了观察。观察结果表明，巷道刚掘出 后就产生较大的变形与破坏，破坏区域集中在顶板 5 m 深范围内。顶板浅部 2 m 范围内存在多处较大 离层，在 2. 7 ～ 4. 0 m 区域为煤体破碎带。巷道顶板 煤体整体上比较破碎。

1. 5 煤岩冲击倾向性和工作面冲击危险性等级

  2－3 煤层煤样冲击倾向性测试与鉴定结果为: 动 态破坏时间 79. 9 ms，冲击能量指数 3. 25，弹性能指 数 9. 88，煤层为弱冲击倾向性。基本顶砂岩岩样的 弯曲能指数为 1. 983 kJ，砂岩岩样为无冲击倾向。

  采用综合指数法对 21220 工作面冲击危险性进 行了评价。综合指数法是在分析各种工程地质和开采技术条件影响冲击地压发生因素的基础上，确定各 种因素的影响权重，然后将其综合起来，评价冲击地 压冲击危险性。评价结果为: 21220 工作面冲击危险 程度为中等冲击。

2 冲击地压巷道变形与破坏特征

冲击地压巷道围岩变形与破坏的本质是: 冲击能 量事件形成强大的冲击应力波，应力波与冲击发生前 的围岩应力场叠加造成岩体应力急剧升高，远大于巷 道围岩与支护系统的承载能力，导致围岩与支护体突 然破坏［13］。

2. 1 冲击能量事件的破坏作用 

  常村矿主采煤层上覆 278. 71 m 的巨厚砾岩层， 聚集了大量弹性能，易在各种扰动诱发下突然释放。 21220 下巷本身处于高原岩应力区，又受到相邻不稳 定采空区和掘巷的影响，两者叠加形成更高的应力， 而煤体强度相对较低，受到冲击载荷作用后极易发生 破坏、失稳。统计一个月内 21220 下巷掘进过程中的 冲击能量事件，超过 105 J 的能量事件有 20 多起，矿 压显现强烈，靠金属支架人员被轻微弹起，巷道晃动， 煤尘扬起，能见度低，震动过后碎煤块洒落，局部突然 鼓包、撕网，巷道围岩变形急剧增大，出现锚杆、锚索 破断现象。可见，冲击能量事件对巷道围岩与支护系 统产生较大冲击破坏作用。  

  冲击能量的破坏作用主要表现为: 频繁给巷道浅 部围岩－支护系统施加冲击载荷，劣化围岩的力学性 质，破坏支护系统的稳定性，降低围岩－支护系统的 抗冲击载荷能力，造成围岩破坏及支护系统失效。

  归纳起来，冲击地压巷道变形与破坏的主要原因 为: 高原岩应力与采动应力叠加作用，频繁的冲击能 量事件的破坏，围岩力学性质差和巷道支护不合理。

2. 2 巷道围岩与支护体破坏状况 

  常村矿井下巷道一般采用三级支护方式，即: 全 断面锚杆与锚索+36U 型钢金属支架+液压抬棚或门 式支架复合支护。其中一级支护为锚杆与锚索支护: 顶锚杆为左旋无纵筋螺纹钢锚杆，帮锚杆为右旋全螺 纹 钢 锚 杆，锚 杆 间 排 距 为 0. 7 m。锚 索 直 径 17. 8 mm，长度为 8. 0 m。金属支架间距为 0. 7 m。

  采用上述三级复合支护后，回采巷道仍然出现强 烈变形。其中回采工作面下巷变形比上巷严重，两帮 最大移近量达 3 m，底臌为 1. 5 m，顶 板 下 沉 量 达 1 m。巷道支护状况如图 3 所示。多处 36U 型钢金 属支架严重变形、断裂，局部地段金属支架发生扭转 变形而失效。大量顶板锚杆、锚索被破碎围岩形成的 网兜埋没，并出现锚杆、锚索破断现象。整条巷道在 服务期间平均返修 1. 5 次。总体来看，三级复合支护 效果差，各级支护没有实现优势互补，而是各个击破。 巷道掘出后短时间内一级锚杆与锚索支护遭到严重 破坏，基本失效; 随后的二级、三级支护出现弯曲、扭 曲变形而破坏，导致围岩变形严重。 

图 3 义马常村矿冲击地压巷道支护破坏状况 Fig. 

3 Support damage states in roadway with rock burst in Changcun Coal Mine，Yima coal mining district 

3 冲击地压巷道锚杆支护作用与设计

  如前所述，冲击地压巷道变形与破坏的主要原因 是高应力、冲击载荷、围岩力学性质劣化及支护不合 理，因此，冲击地压巷道围岩控制也应从这 4 方面入 手: ① 采用有效方法卸压，降低围岩应力; ② 采用有 效措施减小冲击载荷; ③ 对围岩改性，降低煤岩体冲 击倾向性，提高围岩的完整性; ④ 合理进行巷道支护 形式与参数设计，使支护能适应冲击地压巷道围岩变形特征。本文重点研究第 4 方面的内容。

3. 1 冲击地压巷道锚杆支护作用分析

  对于非冲击地压巷道，锚杆的支护作用主要表 现［14］为: 控制锚固区围岩的离层、滑动、裂隙张开、新 裂纹产生等扩容变形，使围岩处于受压状态，抑制围 岩弯曲变形、拉伸与剪切破坏，使围岩成为承载的主 体。在锚固区内形成刚度较大的预应力承载结构，阻 止锚固区外岩层产生离层，同时改善围岩深部的应力 分布状态。

 对于冲击地压巷道，最大的特点是受到冲击载荷 作用，要求锚杆既能承受静载，又能承受动载。

  ① 无论是冲击还是非冲击地压巷道， 锚杆支护 保持围岩的完整性是非常重要的，一旦围岩完整性变 差，围岩整体强度、承载能力及锚杆支护效果都会受 到严重影响;

  ② 围岩是承受静载与动载的主体，与围 岩相比，各种支护的承载能力都很小，因此，锚杆支护 的本质作用是通过保持围岩的完整性使围岩承载能 力不降低或少降低; 

  ③ 锚杆支护会在围岩中形成支 护应力场，该应力场会改善巷道围岩应力分布，一定 程度上降低应力集中系数，减少差应力，改善围岩应 力状态;

  ④ 锚杆支护与围岩共同承受冲击载荷，因 此，要求锚杆应具有足够的抗冲击能力，避免锚杆受 较大冲击载荷后破断，失去支护作用。 

3. 2 冲击地压巷道支护形式选择的原则 

  针对义马常村矿巷道围岩条件，结合已有研究成 果，提出以下冲击地压巷道支护原则: 

  ( 1) 锚杆与锚索支护优先原则。锚杆与锚索已 成为煤矿巷道主体支护方式［15－16］，对于冲击地压巷 道，也应优先选用锚杆与锚索支护。

  ( 2) 及时、主动支护原则。巷道开挖后围岩一旦 揭露，无论从空间还是时间上都应立即进行锚杆支 护。一方面，要给锚杆、锚索施加较大的预应力; 另一 方面，通过托板、钢带等构件实现预应力扩散，扩大预 应力的作用范围。

  ( 3) 全断面支护原则。多数冲击地压巷道围岩 变形与破坏是全方位的，特别是底板冲击破坏严重。 因此，冲击地压巷道应进行全断面支护，不仅要支护 顶板、两帮，更重要的是控制底板变形与破坏。

  ( 4) 锚－支相结合原则。当单独采用锚杆、锚索 支护不能有效控制冲击地压巷道围岩变形时，将锚 杆、锚索与金属支架、支柱联合使用，可提高支护效 果，降低围岩变形。

  ( 5) 支－卸相结合原则。高应力与冲击载荷是冲 击地压巷道围岩变形、破坏的根本驱动力，因此，采用 有效的卸压措施降低围岩应力和冲击载荷，能起到各 种支护无法实现的作用。 

  ( 6) 相互匹配原则。各种支护构件，包括锚杆、 锚索、金属支架及支柱等的力学性能应相互匹配，避 免各个击破，最大限度发挥巷道支护的整体作用。

3. 3 冲击地压巷道锚杆支护材料

  冲击地压巷道对锚杆材料提出新要求。锚杆材 料不仅应能承受较大的静载荷，同时应能承受较强的 动载荷，这就要求锚杆材料应具有较高的冲击韧性。 表 2 列出了近年来我国开发的高强度锚杆材料力学 性能指标，其中冲击吸收功是衡量锚杆材质韧性高低 的常用指标。锚杆材料分为热轧和热处理两类，其中 热处理材质锚杆强度大，冲击吸收功高且稳定，而热 轧材质锚杆冲击吸收小且波动大。图 4 是不同材质 锚杆在冲击载荷下力与位移关系曲线。不同冲击韧 性锚杆的冲击力峰值和最大位移明显不同，高冲击吸 收功锚杆峰值强度和位移大，破断耗散能高，抗冲击 能力强。冲击地压巷道应选用高强度、高冲击韧性的 热处理材质锚杆。 表 2 锚杆钢材力学性能指标 Table 2 Mechanical performance parameters of rock bolt bars 锚杆材 料型号 断后伸 长率/% 屈服强 度/MPa 抗拉强 度/MPa 冲击吸 收功/ J 热轧 MG1 23. 67 608 780 66 热轧 MG2 23. 23 578 753 40 热轧 MG4 25. 83 513 710 112 热处理 MGＲ3 22. 67 573 710 152 热处理 MGＲ5 21. 75 660 783 120

图 4 不同材质锚杆冲击载荷下力－位移曲线 

Fig. 4 Ｒock bolt force-displacement curves with varying bar materials under impact loads 

3. 4 冲击地压巷道锚杆支护形式与参数设计

  根据冲击地压巷道锚杆支护作用的分析及巷道 支护原则，提出适合冲击地压巷道的锚杆支护形式 为: 全长预应力锚固、高强度、高伸长率、高冲击韧性 锚杆与锚索联合支护。

1) 高预应力锚杆。巷道开挖后立即进行锚杆 支护，并施加高预应力，才能有效控制围岩扩容变形， 保持围岩的完整性。锚杆预应力应达到杆体屈服力 的 30% ～ 50%。

( 2) 全长预应力锚固。该种锚固方式有 3 个优 势: ① 既能使锚杆预应力有效扩散，又兼有全长锚固 的特点，锚固体刚度高，可充分发挥围岩自承能力，增 加锚固体整体抗冲击性能; ② 改善了锚杆受力状态， 减少了锚杆破断的可能性; ③ 避免了锚杆钻孔存在 自由面，减少冲击载荷对锚杆孔围岩和锚固体的破坏 作用。

( 3) 预应力有效扩散的护表构件。采用与高强 度、高冲击韧性锚杆杆体匹配的大托板、钢带及金属 网，增大护表面积与强度，将锚杆预应力与工作阻力 有效扩散到围岩中。

( 4) 高预应力短锚索。实践证明，高预应力的短 锚索支护效果明显优于低预应力的长锚索。锚索预 应力应达到索体屈服力的 50%以上，锚索长度一般 控制在 4 ～ 6 m。

( 5) 加强两帮与底板支护。冲击地压不仅来自 顶板，而且频繁出现在两帮与底板。应采用锚索进行 帮、底加强支护，控制帮、底变形。 

4 井下试验与支护效果分析 

  试验地点为 21220 下巷，位于冲击地压危险区 域。巷道围岩地质力学参数如第 1 节所述。巷道断 面形状为梯形，掘进断面底宽 6. 9 m，高度 4. 25 m。 在地质力学测试、冲击地压巷道围岩变形破坏特征及 锚杆支护作用分析的基础上，提出以全长预应力锚 固、高强度、高冲击韧性锚杆与锚索支护为主，以 36U 型钢金属支架和液压抬棚为辅( 主要起防护作用) 的 复合支护方式。同时，采取钻孔、爆破等卸压措施，降 低冲击地压的危害。 

4. 1 巷道支护方案

  锚杆杆体采用热处理 MGＲ5 型螺纹钢( 表 2) ，直 径为 22 mm，屈 服 载 荷 为 250 kN，拉 断 载 荷 为 297 kN，锚杆长度 2. 4 m。采用全长预应力锚固。锚 杆间排距为 0. 9 m，锚杆预紧力矩为 400 N·m。 锚索索体为 1×19 结构高强度低松弛预应力钢 绞线，直 径 为 22 mm。顶 板、高帮顶角锚索长度 6. 3 m，其余锚索长度 4. 3 m。高帮锚索五花布置，低 帮锚索三花布置，间距 1. 8 m，排距 0. 9 m。锚索预应 力为 260 kN。 36U 型钢金属支架为三心拱形，金属支架间距为 1. 2 m( 原支护方案间距为 0. 8 m) 。液压抬棚由 2 根 立柱、顶梁和底座组成，立柱中心距为 1 500 mm，工 作阻力 2 200 kN。液压抬棚顺巷道中心连续安设一 排，相邻抬棚顶梁相邻端头距离 500 mm。 21220 下巷支护布置如图 5 所示。

图 5 常村矿 

21220 下巷支护布置 Fig. 5 Ｒoadway support layout for maingate 21220 in Changcun Coal Mine 

4. 2 围岩卸压方案 

  巷道服务期间采用了两帮钻孔和底板爆破卸压 方式，卸压孔布置如图 6 所 示。煤 帮 钻 孔 直 径 120 mm，距离底板 1. 0 ～ 1. 5 m。断底爆破钻孔间距 0. 7 ～ 1. 2 m，孔深以见底板岩层为准，孔径 75 mm，间 隔装药爆破，一次装药一次起爆，未装药的钻孔内灌 水湿润煤体。 

图 6 常村矿

21220 下巷卸压钻孔布置 Fig. 6 Destressing borehole layout for maingate 21220 in Changcun Coal Mine

4. 3 矿压监测 

  在巷道掘进与稳定期间，对围岩位移及锚杆、锚 索受力进行了监测。 

( 1) 巷道表面位移与支护状况。 巷道表面位移监测结果如图 7 所示。随着远离掘进工作面，巷道位移不断增加。顶板下沉在 1 个月 后基本稳定，两帮位移的稳定时间需 2 个月，而底板 位移一直在增大。巷道位移以两帮和底板为主，受冲 击能量事件影响，围岩－支护系统受到一定程度的损 伤，引起巷道变形增大。底板由于受到爆破的影响， 底臌量 大，底臌持续时间长。顶板最大下沉量为 110 m，两帮最大移近量为 550 mm，最大底臌量约 700 mm。 

图 7 常村矿

21220 下巷表面位移曲线 Fig. 7 Displacement curves of maingate 21220 in Changcun Coal Mine 

21220 下巷支护效果如图 8 所示。本文提出的 支护方案明显改善了巷道支护状况，围岩变形得到有 效控制。回采之前不需要返修，只需简单的卧底就能 够满足生产需要。现场统计单次最高能量事件不高 于 107 J，未出现巷道顶板突然坠包、片帮或鼓包及锚 杆、锚索破断现象，支护系统整体抗冲性能较强。 

图 8 常村矿 

21220 下巷支护状况 Fig. 8 Support state of maingate 21220 in Changcun Coal Mine 

( 2) 锚杆与锚索受力。

  为了获取冲击能量条件下锚杆、锚索受力特征， 在巷道中布置在线监测系统和微震系统，在线监测系 统每分钟读取一次数据，实时监测锚杆、锚索受力状 况，并结合微震监测结果，对数据进行统计分析。监 测锚杆、锚索编号如图 5 所示，冲击能量事件与锚杆 和锚索受力关系如图 9，10 所示。从图中可看出: 

 ① 冲击地压巷道锚杆受力变化与普通巷道存在 明显差别，其最大的特点是受冲击能量事件影响，锚 杆受力呈锯齿状波动。锚杆安装后 5 ～ 9 d 内受力增 长最快。冲击能量事件主要集中在掘进工作面附近 20 ～ 30 m 范围内。当距掘进工作面 50 m 后，冲击能 量事件对锚杆受力影响变得 ，锚杆受力趋于稳 定。

  ② 每当出现能量较高的冲击事件，锚杆受力会 急剧增加，随后又快速降低。这与围岩受到较大冲击 载荷作用后发生较强的震动有关。

  ③ 锚杆总的受力变化及锯齿状波动幅度与锚杆 预应力密切相关。对于低预应力锚杆受力变化( 图 9( a) ) 达 80 kN，最大的锯齿状波动幅度达 20 kN，而 且出现 多 个 锯 齿 状 波 动; 对于高预应力锚杆 ( 图 9( d) ) ，锚杆受力变化仅为 35 kN，锯齿状波动频次少 且幅度小，受力曲线呈较缓的大波浪状

  ④ 在较高的预应力状态下，帮锚杆与顶板锚杆 受力变化也有明显差别。帮锚杆( 图 9( b) ，( c) ) 受 冲击能量事件影响强，呈锯齿状波动，幅度大，频次 高; 顶板锚杆( 图 9( d) ) 受冲击能量事件影响弱，受 力变化小，波动相对较缓。锚杆这种受力特征主要与 冲击 载 荷 大 小、冲击震源位置和围岩岩性有关。 21220 下巷顶板为泥岩，抗压强度 40. 6 MPa，两帮和 底板为煤体，抗压强度仅为 12. 9 MPa。在冲击载荷 作用下，顶板变形小，两帮变形较大，且两帮为主要的 应力集中区域，受冲击载荷影响较大。

 ⑤ 锚索与锚杆相比，受力变化态势基本一致，但 锚索受力波动幅度和频次明显小于锚杆，主要原因是 锚索能够施加较高的预应力，作用范围大，抗冲击性 能高。

 ⑥ 无论是顶板锚索还是帮锚索，预应力均没有 达到设计要求，预应力损失较大，这在一定程度上影 响了锚索支护效果。

 ⑦ 与锚杆类似，顶板锚索与帮锚索受力变化有 明显差别。顶板锚索受力变化曲线( 图 10( a) ) 呈大 波浪 状，波 动 幅 度 小; 帮锚索受力变化曲线 ( 图 10( b) ) 呈台阶状或大锯齿状，变化幅度明显大于顶 锚索。而且，帮锚索受力呈现逐渐下降趋势，最终受 力为零，锚索失效。主要原因是两帮围岩受卸压孔的 影响，加上冲击载荷的循环震动破坏效应，造成卸压 孔附近围岩破碎，锚索托板松动而失效。 可见，合理布置卸压孔位置，使得既能有效卸压， 又不影响锚杆、锚索支护效果是非常重要的。 

5 结 论

( 1) 义马常村矿冲击地压巷道地应力高，构造应 力占优势，煤层强度较低，具有一定的冲击倾向性，加 之受到上覆巨厚砾岩层的影响，冲击地压显现强烈。

( 2) 在冲击地压巷道中，围岩是承受静载与动载 的主体，保持围岩完整性非常重要。锚杆支护的本质 作用是通过保持围岩的完整性使围岩承载能力不降 低或少降低，通过形成的支护应力场减小应力集中系 数与差应力，改善围岩应力分布。锚杆支护与围岩共 同承受冲击载荷，要求支护系统应具有足够的抗冲击 能力。 

( 3) 冲击地压巷道应优先选择以锚杆与锚索为 主的支护方式，并尽量进行全断面支护。当采用锚 杆、锚索及金属支架联合支护时，各种支护形式与构 件的力学性能应相互匹配，避免各个击破，最大限度 地发挥整体支护作用。必要时，可采用有效的卸压措 施降低围岩应力和冲击载荷，能起到支护无法达到的 作用。

( 4) 采用以全长预应力锚固、高强度、高冲击韧 性锚杆与锚索支护为主的联合支护方式，配合钻孔、 爆破等卸压措施，有效控制了深部冲击地压巷道围岩 变形与破坏，避免了高能量冲击地压的发生，保证了 安全生产。

( 5) 冲击地压巷道锚杆、锚索受力变化明显不同 于其它巷道。受冲击能量事件影响，锚杆受力呈锯齿 状波动，波动幅度、频次与锚杆预应力及所处的位置 密切相关。预应力小、位于两帮的锚杆受冲击能量事 件影响强，受力波动大，频次高; 高预应力的顶板锚杆 受力波动小。与锚杆相比，锚索能够施加更高的预应 力，其受力波动较小。

参考文献: 

［1］ 潘一山，吕祥锋，李忠华，等．高速冲击载荷作用下巷道动态破坏 过程试验研究［J］．岩土力学，2011，32( 5) : 1281－1286． Pan Yishan，Lü Xiangfeng，Li Zhonghua，et al．Experimental study of dynamic failure process of roadway under high velocity impact loading［J］．Ｒock and Soil Mechanics，2011，32( 5) : 1281－1286． 

［2］ 吕祥锋，潘一山，李忠华，等．冲击波作用下巷道破坏规律相似模 拟研究［J］．振动与冲击，2011，30( 10) : 212－216． Lü Xiangfeng，Pan Yishan，Li Zhonghua，et al． Similarity-simulation tests for failure law of a rock burst roadway under shock wave ［J］．Journal of Vibration and Shock，2011，30( 10) : 212－216．

［3］ 潘一山，肖永惠，李忠华，等．冲击地压矿井巷道支护理论研究及 应用［J］．煤炭学报，2014，39( 2) : 222－228． Pan Yishan，Xiao Yonghui，Li Zhonghua，et al． Study of tunnel support theory of rock burst in coal mine and its application［J］．Journal of China Coal Society，2014，39( 2) : 222－228．

［4］ 窦林名，陆菜平，牟宗龙，等．冲击矿压的强度弱化减冲理论及其 应用［J］．煤炭学报，2005，30( 6) : 690－694． Dou Linming，Lu Caiping，Mu Zonglong，et al． Intensity weakening theory for rock burst and its application［J］． Journal of China Coal Society，2005，30( 6) : 690－694． 

［5］ 高明仕，赵国栋，刘波涛，等．煤巷围岩冲击矿压震动效应的爆破 类比试验研究［J］．煤炭学报，2014，39( 4) : 637－643． Gao Mingshi，Zhao Guodong，Liu Botao，et al．Blasting analogical experiment study on the vibration effects of rock burst in coal roadway ［J］．Journal of China Coal Society，2014，39( 4) : 637－643．

［6］ 高明仕，窦林名，张 农，等．冲击矿压巷道围岩控制的强弱强力 学模型及其应用分析［J］．岩土力学，2008，29( 2) : 359－364． Gao Mingshi，Dou Linming，Zhang Nong，et al．3S mechanical model for controlling roadway surrounding rock subjected rock burst and its application［J］．Ｒock and Soil Mechanics，2008，29( 2) : 359－364． 

［7］ 姜耀东，赵毅鑫，宋彦琦，等．放炮震动诱发煤矿巷道动力失稳机 理分析［J］．岩石力学与工程学报，2005，24( 17) : 3131－3136． Jiang Yaodong，Zhao Yixin，Song Yanqi，et al． Analysis of blasting tremor impact of roadway stability in coal mining［J］． Chinese Journal of Ｒock Mechanics and Engineering，2005，24( 17) : 3131－ 3136．

［8］ 顾金才，陈安敏，徐景茂，等．在爆炸荷载条件下锚固洞室破坏形 态对比试验研究［J］．岩石力学与工程学报，2008，27( 7) : 1315－ 1320． Gu Jincai，Chen Anmin，Xu Jingmao，et al．Model test study of failure patterns of anchored tunnel subjected to explosion load［J］．Chinese Journal of Ｒock Mechanics and Engineering，2008，27 ( 7) : 1315 － 1320．

［9］ 徐景茂，顾金才，陈安敏，等．拱脚局部加长锚杆锚固洞室抗爆模 型试验研究［J］． 岩 石 力学 与 工 程 学 报，2012，31 ( 11) : 2182 － 2186． Xu Jingmao，Gu Jincai，Chen Anmin，et al．Model test study of antiexplosion capacity of anchored tunnel with local lengthening anchors in arch springing［J］．Chinese Journal of Ｒock Mechanics and Engineering，2012，31( 11) : 2182－2186．

［10］ 卢爱红，郁时炼，秦 昊，等．应力波作用下巷道围岩层裂结构 的稳定性研究［J］．中国矿业大大学学报，2008，37( 6) : 770－ 774，779． Lu Aihong，Yu Shilian，Qin Hao，et al． Stability of layered crack structure in roadway surrounding rock under stress wave［J］．Journal of China University of Mining ＆ Technology，2008，37( 6) : 770－ 774，779．

［11］ 张晓春，卢爱红，王军强．动力扰动导致巷道围岩层裂结构及冲 击矿压的数值模拟［J］．岩石力学与工程学报，2006，25( S1) : 3110－3114． Zhang Xiaochun，Lu Aihong，Wang Junqiang．Numerical simulation of layer-crack structure of surrounding rock and rock burst in roadway under dynamic disturbance［J］． Chinese Journal of Ｒock Mechanics and Engineering，2006，25( S1) : 3110－3114．

［12］ 鞠文君．冲击矿压巷道支护能量校核设计法［J］．煤矿开采， 2011，16( 3) : 81－83． Ju Wenjun．Energy checking design method of roadway with rockburst danger［J］．Coal Mining Technology，2011，16( 3) : 81－83．

［13］ 何 杰．冲击地压矿井厚煤层沿空掘巷支护关键技术研究［J］． 煤炭工程，2014，46( 12) : 38－41． He Jie．Study on key technology of support for thick seam gateway retained along goaf in mine strata pressure bumping［J］．Coal Engineering，2014，46( 12) : 38－41． 

［14］ 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． 

［15］ 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［J］．煤炭学报，2007，32( 12) : 1233－1238． Kang Hongpu，Wang Jinhua，Lin Jian．High pretensioned stress and intensive bolting system and its application to deep roadways［J］． Journal of China Coal Society，2007，32( 12) : 1233－1238．

［16］ 康红普，王金华，林 健．煤矿巷道锚杆支护应用实例分析［J］． 岩石力学与工程学报，2010，29( 4) : 649－664． Kang Hongpu，Wang Jinhua，Lin Jian． Case studies of rock bolting in coal mine roadways［J］．Chinese Journal of Ｒock Mechanics and Engineering，2010，29( 4) : 649－664．

——转载自“煤炭行业知识服务平台”

 单体便携式螺旋支柱简介

湘潭乾坤的便携式螺旋支柱由五部分组成。

规格型号解读：

1.5米便携式螺旋支柱的含义：金属钢管直径有48和63两款，最高支撑高度为1.5米。该款支柱可支撑1-1.5米的高度 。
钢管直径越大，支柱承重越大，可支撑高度越高。
支柱高度越高，支柱承重越小。