张 盛ꎬ王小良ꎬ贾志明ꎬ句世元 

(河南理工大学 能源科学与工程学院ꎬ河南 焦作　 ４５４０００) 

摘 要:根据郭村煤矿 １２０６１ 底板抽采巷为穿多层倾斜岩层巷的特点ꎬ分析了原对称支护技术应 用后ꎬ巷道呈现非对称变形的规律和原因ꎬ采用 ＦＬＡＣ３Ｄ模拟软件对典型穿层段巷道支护前后围岩 的应力场、位移场及塑性区范围进行了对比分析ꎬ提出采用“初喷＋锚网＋钢筋梯＋锚索＋复喷＋注 浆”联合支护ꎬ以及在软弱岩层部位进行锚网索和注浆加强支护的非对称支护方式ꎬ并在现场进行 了应用ꎮ 结果表明:与原对称支护技术相比ꎬ非对称支护技术应用后ꎬ巷道变形在 ４０ ｄ 左右趋于稳 定ꎬ巷道顶底板和两帮位移均减小了 ７０％以上ꎬ非对称变形得到了有效控制ꎬ为复杂困难巷道的支 护技术提供了参考ꎮ

０　 引　 　 言 

  由于地层形成过程中受到各种地质构造的影 响ꎬ煤层、顶底板岩层的赋存条件极为复杂ꎬ当岩层 在走向和倾向均发生不同程度的倾斜ꎬ岩层层位将 发生错动ꎮ 在倾斜岩层中ꎬ当巷道掘进方向与岩层 走向平行时ꎬ常出现顶板沿层面发生纵向的张裂、帮 部鼓起等ꎬ造成煤层顶底板裂隙发育而严重破坏ꎬ同 时支护体受载不均ꎬ使得位于该条件下的巷道变形 呈现出明显的非对称性[１－３] ꎮ 针对倾斜岩层穿层巷道的非对称变形破坏ꎬ如果采用常用的对称支护方 式ꎬ会造成支护体与围岩两者的力学特性不耦合ꎬ使 得巷道围岩体的关键薄弱处发生破坏ꎬ继而导致整 个巷道整体性的失稳破坏ꎮ 因此ꎬ充分掌握穿多层 倾斜岩层巷道的非对称变形机理ꎬ确定巷道首先破 坏的关键薄弱部位ꎬ提出切实可行的巷道支护对策 十分必要ꎮ 

  吴海[４]通过总结倾斜岩层巷道的顶板、底板以 及帮部的分区破坏特征ꎬ分析了倾斜巷道不同部位 非对称变形机理ꎬ揭示了巷道围岩不同区域非均称 变形时空演化规律ꎬ并提出倾斜岩层巷道非对称变 形控制技术ꎮ 曲懋轩等[５] 对倾斜岩层软弱结构巷 道的围岩变形破坏原因以及对称支护下围岩的破坏 规律进行了分析ꎬ提出了岩性软弱结构部位加强的 非均匀支护技术ꎮ 王鹏举等[６] 基于倾斜煤层巷道ꎬ 通过理论分析、数值模拟以及相似模拟方法分析了 巷道围岩的非对称变形破坏特点ꎬ提出了非对称支 护技术ꎮ 黄万朋[７] 对深部倾斜岩层巷道的非对称 变形原因进行了分析ꎬ认为巷道围岩非对称结构导 致了巷道变形的非对称性ꎬ提出了巷道关键部位加 强支护的技术ꎮ 杨帆等[８] 基于急倾斜软硬岩层巷 道ꎬ通过现场试验、理论分析和数值模拟等方法ꎬ研 究急倾斜岩层巷道围岩变形破坏机理ꎬ并提出了对 关键部位进行加强支护的方法ꎮ 赵飞[９] 针对深部 缓倾斜软岩巷道的非均称变形破坏ꎬ提出“关键部 位加强支护”的非对称耦合支护对策ꎮ 陈红[１０]针对 多次采动渐进诱发软岩巷道的非均称变形ꎬ提出了 成套封闭承载结构再造技术ꎮ 任庆峰[１１] 结合工程 地质条件、围岩结构和围岩受力状况ꎬ对深部高应力 软岩巷道围岩的非对称变形破坏机理进行了分析ꎬ 通过对关键部位的非对称耦合支护来发挥围岩及支 护体的支护能力ꎬ达到围岩和支护体的相互耦合ꎬ最 终实现巷道的长期稳定ꎮ 孙晓明等[１２] 研究了深部 倾斜岩层巷道的非对称变形机理ꎬ并提出了非对称 耦合支护对策ꎮ 文献[ １３－１４]结合具体工程实例ꎬ 采用相似模拟试验、数值模拟和工程实践等方法ꎬ分 析了大倾角煤层巷道非对称变形的特点并对原有巷 道的支护方案进行了优化ꎮ 何满潮等[１５－１８] 针对水 平轨道大巷的非对称变形特征ꎬ提出了深部巷道非 均匀变形的理论依据与控制对策ꎮ 孙小康等[１９] 针 对采空区下回采巷道非对称变形破坏特征ꎬ采用理 论分析、数值模拟等手段ꎬ分析了回采巷道非对称变 形破坏的原因ꎬ为采空区下非对称变形的巷道支护 提供了理论参考ꎮ 

  笔者以郭村矿 １２０６１ 底板抽采巷为研究对象ꎬ 结合具体的工程地质条件ꎬ分析了在多层倾斜岩层 掘进巷道ꎬ在原对称支护条件下的变形破坏规律和 原因ꎬ在 ＦＬＡＣ３Ｄ计算分析的基础上ꎬ提出了针对不 同岩层条件下的非对称支护技术ꎬ在现场进行了 应用ꎮ 

１　 原巷道支护方式和变形规律分析 

１.１　 工程概况 

  郭村煤矿 １２０６１ 底 板 抽 采 巷 掘 进 工 程 量 为 １ ２４６ ｍꎬ巷道坡度＋０.５％ꎬ服务年限为 １０ 年ꎮ 根据 郭村煤矿钻孔勘探及现场揭露的岩层赋存情况ꎬ该 区的地质褶皱构造较为复杂ꎬ地层主要呈一单斜构 造ꎬ走向近东西ꎬ倾向北ꎬ倾角在 １６° ~ ２５°ꎬ平均为 ２３°ꎮ 图 １ 为 １２０６１ 底板抽采巷的岩性变化素描ꎮ

图 １　 抽采巷不同断面岩性素描 

Ｆｉｇ.１　 Ｌｉｔｈｏｌｏｇｉｃａｌ ｓｋｅｔｃｈ ｍａｐ ｏｆ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｅｃｔｉｏｎｓ ｏｆ ｄｒａｉｎａｇｅ ｒｏａｄｗａｙ 

  从图 １ 可以看出ꎬ巷道沿煤层底板以下约 １５ ｍ 的 Ｌ７灰岩走向掘进过程中ꎬ岩层倾角在 １６° ~ ２５°ꎬ灰 岩厚度不稳定ꎬ局部缺失时有发生ꎮ 巷道常见泥岩、 薄煤层、砂质泥岩和砂岩岩性ꎬ围岩强度的差异较 大ꎬ完整性较差ꎬ呈现软硬相间的岩层结构ꎬ巷道穿 多层岩层进行掘进ꎬ岩层的岩性变化较大ꎬ巷道多以 上帮泥岩下帮灰岩为主ꎮ 另外ꎬ在巷道掘进过程中ꎬ 顶板和两帮伴随有一定量的淋水ꎬ对泥岩的软化作 用明显ꎮ 在偃龙煤田大地质构造作用下形成的小断 层非常发育ꎬ构造应力显著ꎮ 

１.２　 底抽巷原支护形式及变形规律分析 

１.２.１　 原支护形式及支护参数 

原巷道支护采用对称支护方式ꎬ在泥岩为主的 巷道ꎬ原支护采用“锚网索＋Ｕ 钢” 支护ꎬ如图 ２ａ 所 示ꎻ而在灰岩为主的巷道ꎬ原支护则采用“锚网喷＋ 锚索梁”对称支护方式ꎬ如图 ２ｂ 所示ꎮ 

１.２.２　 巷道变形破坏规律分析 

在原对称支护条件下ꎬ巷道变形破坏呈现如下 ３ 个特点:

１)非对称变形明显ꎮ 巷道出现明显的非对称 变形ꎬ上帮底部泥岩向巷道空间挤入量较大ꎬ下帮灰 岩挤入量则相对较小ꎮ 泥岩段与 Ｌ７灰岩段的变形 不协调ꎬＬ７灰岩段限制泥岩较大的变形ꎬ使得在 ２ 种 岩性的交界处ꎬ泥岩段受到挤压而向巷道空间凸出ꎬ 巷道典型变形素描如图 ３ 所示ꎮ 

图 ３　 巷道典型变形素描

Ｆｉｇ.３　 Ｓｋｅｔｃｈ ｍａｐ ｏｆ ｔｙｐｉｃａｌ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｏｆ ｒｏａｄｗａｙ 

２)底鼓明显ꎬ靠近上帮较为严重ꎮ 巷道底鼓如 图 ４ 所示ꎬ强烈底鼓致使巷道底板轨面几乎与风筒 齐平ꎮ 

图 ４　 原支护条件下的底鼓巷道 

Ｆｉｇ.４　 Ｆｌｏｏｒ ｈｅａｖｅ ｒｏａｄｗａｙ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎ ｏｆ ｏｒｉｇｉｎａｌ ｓｕｐｐｏｒｔ 

  据现场观察发现ꎬ巷道施工后较短的时间便需 要进行挖底返修ꎬ有时局部发生急速底鼓ꎬ在 ２ 天内 底鼓量可达到 ６００ ~ ９００ ｍｍꎬ底鼓偏向上帮侧ꎬ上帮 与底板大范围向巷道空间移动且变形速度快ꎮ 底鼓 量占巷道变形量的 ６０％以上ꎬ平均达 １ １００ ｍｍꎬ严 重影响巷道正常使用ꎮ 

３)巷道两帮变形大于顶底板变形ꎮ 原支护 巷道典型变形情况如图 ５ 所示ꎮ 从图 ５ 可以看 出ꎬ巷道两帮收敛及底鼓致使巷道断面呈楔形ꎮ 巷道初期支护一段时间后ꎬ发生两帮内移ꎮ 巷道 经过 １ ~ ２ 个月后对变形进行实测ꎬ巷道腰线位置 的宽度最小处约为 ２ ９６０ ｍｍꎬ最大处约为 ３ ５７０ ｍｍꎻ巷道高度约为 ２ ６４０ ｍｍꎮ 巷道宽度变化范 围在 １ ０３０ ~ １ ６４０ ｍｍꎬ高度变化在 ９６０ ｍｍ 左 右ꎬ巷道两帮的变形明显大于顶底板ꎬ且以上帮 变形更为明显ꎮ 

图 ５　 原支护条件下的典型变形巷道 

Ｆｉｇ.５　 Ｔｙｐｉｃａｌ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｒｏａｄｗａｙ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎ ｏｆ ｏｒｉｇｉｎａｌ ｓｕｐｐｏｒｔ 

２　 巷道支护前后的数值模拟分析 

  根据现场穿层段巷道断面岩性的特点ꎬ采用 ＦＬＡＣ３Ｄ数值模拟软件对郭村煤矿 １２０６１ 底板抽采 巷的不同软硬岩层段的围岩应力分布和变形规律进 行了分析ꎮ 由于岩层情况较多ꎬ鉴于篇幅ꎬ笔者仅针 对典型的上帮泥岩和下帮灰岩的巷道段进行叙述ꎬ 模型选用泥岩与灰岩各占一半的穿层倾斜巷道进行 模拟分析ꎮ

２.１　 模型的建立 

  取 ５ 倍的巷道断面尺寸作为模拟区域ꎬ模型宽 度和高度均设为 ５０ ｍꎬ模型纵向厚度设为 ３ ｍꎬ取岩 层平均角度 ２３°ꎮ 围岩本构关系采用摩尔－库仑模 型ꎬ模型的两竖向边界限制水平方向位移ꎬ底边限制 水平和竖直 ２ 个方向上的位移ꎬ巷道埋深为 ４００ ｍꎬ 模型上方施加的垂直应力为 １０ ＭＰａꎬ同时两侧受到 水平应力作用ꎬ侧压系数取 １.０ꎮ 模型如图 ６ 所示ꎬ 各岩层岩石力学参数见表 １ꎮ

２.２　 巷道开挖后数值模拟结果分析 

１)应力分布特征ꎮ 巷道开挖后应力分布特征 如图 ７ 所示ꎮ 由图 ７ 可以看出:巷道开挖后ꎬ巷道周 围均出现了不同程度的应力降低区ꎬ其中顶板与底 板出现了拉应力区ꎬ在巷道两侧也出现了应力集中 区ꎮ 这说明ꎬ泥岩层的岩性较弱ꎬ在较高的支承压力 作用下发生破坏ꎬ失去承载能力ꎬ使得应力峰值向深 部转移ꎬ同时自身破碎卸压ꎬ释放了围岩应力ꎬ使得 围岩中的应力集中程度降低ꎮ 综合分析ꎬ由于巷道 围岩岩性差异ꎬ使得巷道周围应力出现不对称分布ꎬ 顶板与底板的应力均向泥岩层偏移ꎬ不对称现象较 为突出ꎮ 

图 ７　 巷道未进行支护时围岩的应力分布 

Ｆｉｇ.７　 Ｓｔｒｅｓｓ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇ ｒｏｃｋ ｉｎ ｕｎｓｕｐｐｏｒｔｅｄ ｒｏａｄｗａｙ 

２)位移分布特征ꎮ 巷道开挖后位移分布特征 如图 ８ 所示ꎮ 由图 ８ 可以看出:上帮泥岩下帮灰岩 的巷道围岩位移呈现非对称分布特点ꎬ泥岩和灰岩 存在的穿层段较大位移发生在左帮下部和底板位 置ꎬ最大位移可达 ７７８ ｍｍꎮ 上帮泥岩层为巷道破坏 的关键薄弱位置ꎬ影响整体巷道的稳定性ꎮ

图 ８　 巷道未进行支护时围岩的位移 

Ｆｉｇ.８　 Ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇ ｒｏｃｋ ｉｎ ｕｎｓｕｐｐｏｒｔｅｄ ｒｏａｄｗａｙ 

３)塑性区分布特征ꎮ 巷道开挖后塑性区分布 特征如图 ９ 所示ꎮ 由图 ９ 可以看出:泥岩层对巷道 塑性区的影响比较大ꎬ影响较大的位置在巷道拱形 右侧、巷道左帮、巷道底板两侧ꎮ 泥岩存在区域破坏 后会发生塑性流动ꎬ导致巷道其他部位发生连锁反 应ꎬ逐个区域发生破坏ꎬ最后导致巷道整体失稳ꎮ 在 保证巷道整体支护强度的情况下ꎬ对巷道泥岩段薄 弱部位进行加强支护ꎮ 

图 ９　 巷道未进支护时围岩的塑性区分布

Ｆｉｇ.９　 Ｐｌａｓｔｉｃ ｚｏｎｅ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇ ｒｏｃｋ ｉｎ ｕｎｓｕｐｐｏｒｔｅｄ ｒｏａｄｗａｙ 

２.３　 穿层巷道支护数值模拟结果分析

  根据非对称支护原理ꎬ提出了“初喷＋锚网＋钢 筋梯＋关键部位加强锚索＋注浆” 的非对称支护技 术ꎮ 经过多组数值模拟分析结果得出了最优的支护 方案ꎬ笔者给出最优的非对称模拟支护方案ꎬ分别从 使用非对称支护技术后巷道周围的应力分布、位移 分布和塑性区分布特征 ３ 个方面对数值模拟分析的 结果进行分析ꎮ 

  １)应力分布特征ꎮ 巷道采用非对称支护后应 力分布情况如图 １０ 所示ꎮ 结合图 ７ 和图 １０ꎬ将支 护后的铅垂应力分布与未支护的铅垂应力分布进行 对比ꎬ可以看出:支护后的穿层段围岩应力基本呈对 称分布ꎬ应力降低区范围大幅减小ꎬ且两侧的应力集 中区向巷道移近ꎬ峰值增大ꎬ最大可达 １７ ＭＰａ 左 右ꎮ 说明支护后的巷道协调变形能力增强ꎬ围岩承 载能力提高ꎬ巷道稳定性较好ꎮ 将支护前后的水平 应力分布进行对比ꎬ可以看出:支护后的穿层段ꎬ水平应力基本呈对称分布ꎬ水平应力降低区的范围大 幅度缩减ꎬ且巷道上覆岩层和下伏岩层中的应力集 中区离巷道较近ꎬ应力集中程度较大ꎬ应力峰值可达 １４ ＭＰａ 左右ꎬ这充分说明巷道围岩的承载能力提 高ꎬ巷道支护效果显著ꎮ 

图 １０　 非对称支护后巷道围岩的应力分布 

Ｆｉｇ.１０　 Ｓｔｒｅｓｓ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇ ｒｏｃｋ ｏｆ ｒｏａｄｗａｙ ａｆｔｅｒ ａｓｙｍｍｅｔｒｉｃ ｓｕｐｐｏｒｔ ａｐｐｌｉｅｄ 

２)位移分布特征ꎮ 巷道采用非对称支护后位 移分布情况如图 １１ 所示ꎮ 结合图 ８ 和图 １１ꎬ将支 护后的位移分布与未支护的位移分布进行对比ꎬ可 以看出:支护后的巷道ꎬ在支护范围内位移分布基本 对称ꎬ巷道周边位移大幅度降低ꎬ最大位移在 ８０ ｍｍ 左右ꎬ主要发生在巷道底板位置ꎮ 在对薄弱关键部 位加强支护后ꎬ巷道周边不再出现局部位移不对称 变形的现象ꎮ 这说明巷道周边位移的非对称变形得 到了有效控制ꎮ 

图 １１　 非对称支护后巷道围岩的位移分布 

Ｆｉｇ.１１　 Ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇ ｒｏｃｋ ｏｆ ｒｏａｄｗａｙ ａｆｔｅｒ ａｓｙｍｍｅｔｒｉｃ ｓｕｐｐｏｒｔ ａｐｐｌｉｅｄ 

３)塑性区分布特征ꎮ 巷道采用非对称支护后 塑性区的分布情况如图 １２ 所示ꎮ 结合图 ９ 和图 １２ꎬ将支护后的塑性区分布与未支护的塑性区分布 进行对比ꎬ可以看出:支护后的巷道塑性区分布基本 对称ꎬ塑性区范围大幅度减小ꎬ不再出现局部的拉伸 破坏ꎬ在巷道帮部、底板及底脚处虽然仍有塑性流 动ꎬ但是在巷道支护可控范围内ꎮ 这说明巷道围岩 的破坏范围较小ꎬ非对称加强支护有效地控制住了 巷道薄弱部位的塑性流动ꎬ对巷道的整体稳定起到 关键性的作用ꎮ 

图 １２　 非对称支护后巷道围岩的塑性区分布 

Ｆｉｇ.１２　 Ｐｌａｓｔｉｃ ｚｏｎｅ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇ ｒｏｃｋ ｏｆ ｒｏａｄｗａｙ ａｆｔｅｒ ａｓｙｍｍｅｔｒｉｃ ｓｕｐｐｏｒｔ ａｐｐｌｉｅｄ 

  综上所述ꎬ从巷道围岩采用非对称支护前后的 应力分布、位移分布及其塑性区范围的对比分析ꎬ可 以得出:采用非对称支护技术可以有效控制巷道的 非对称变形ꎮ 

３　 非对称支护参数设计 

３.１　 支护原理 

  通过数值模拟分析可知ꎬ穿多层倾斜岩层巷道 的非对称变形是由于围岩结构含有软硬不同岩性的 倾斜岩层在巷道的开挖卸载过程ꎬ变形不协调造成 的非对称性变形ꎮ 采用原有的对称支护方式不能实 现巷道围岩与支护体结构的有效耦合ꎬ不能满足软 弱关键部位支护刚度和强度的要求ꎬ应结合穿多层 倾斜岩层巷道非对称变形的特点ꎬ对软弱岩层进行 强化支护ꎬ使得整个围岩结构实现协调变形ꎮ 通过 非对称支护的方式ꎬ能够使得围岩锚固体和支护结 构强度和刚度相互耦合ꎬ充分发挥各种支护结构的 支护能力ꎬ实现巷道可允许范围的对称变形ꎮ 

３.２　 非对称支护参数

  根据多组数值模拟的结果ꎬ选出最优的支护方 案ꎬ结合现场的工程实际ꎬ对支护参数进行了确定ꎮ 优化的支护参数主要表现在:采用非对称支护技术ꎬ 通过锚索和注浆的方式对上帮泥岩岩层进行重点加 固ꎻ采用锚索束、注浆和混凝土底拱的方式对底板泥 岩层进行控制ꎻ通过增加锚杆、锚索直径提高主动支 护锚固体的强度和刚度ꎮ １２０６１ 底抽巷非对称支护 参数如图 １３ 所示ꎬ

具体参数如下: １)初喷:对巷道周壁喷射 ５０ ｍｍ 厚混凝土ꎬ喷 混凝土强度 Ｃ２０ꎮ ２)锚杆:锚杆采用左旋无纵筋螺纹钢高强成套 锚杆ꎬ长度为 ２.４ ｍꎬ直径为 ２０ ｍｍꎬ锚杆间排距为 ７５０ ｍｍ × ７５０ ｍｍꎮ 配 长 × 宽 × 厚 为 １５０ ｍｍ × １５０ ｍｍ×８ ｍｍ的钢托盘和高强螺母ꎬ加长锚固方 式ꎬ钻孔直径为 ２８ ｍｍꎬ用 ２ 支 Ｋ２３５０ 型树脂锚固剂锚固ꎮ 锚杆预紧力 ２４５ Ｎ􀅰 ｍꎬ拉拔力不低于 １４０ ｋＮꎮ 对巷道顶部和帮部进行支护ꎬ在巷道顶板中心 处布置１ 根锚杆ꎬ然后分别向两侧以 ７５０ ｍｍ 的间距 布置ꎬ巷道两帮底脚的锚杆均下轧 ３０°俯角ꎮ 

３)钢筋网及钢筋梯:顶帮全断面铺设双层钢筋 网ꎬ挂钢筋梯ꎮ 钢筋网规格为 １ ０００ ｍｍ×１ ８００ ｍｍꎬ 网孔为 １００ ｍｍ×１００ ｍｍꎬ网片搭接宽度为 １００ ｍꎻ钢 筋梯用 ø１６ ｍｍ 的 Ｑ２３５ 圆钢制作ꎬ钢筋梯梁之间压 茬搭接ꎬ钢筋梯排距为 ７５０ ｍｍꎮ 

４)锚索:为了加强围岩支护ꎬ保证锚索支护的 有效性ꎬ基于一次支护原则、高预应力原则、高强度 以及高刚度原则ꎬ锚索采用 １９ 股高强度低松弛钢绞 线制成ꎬ长度为 ６ ５００ ｍｍꎬ直径为 ２１.６ ｍｍꎬ配长× 宽×厚为 ４００ ｍｍ×４００ ｍｍ×２０ ｍｍ 的钢托盘和球形 锁具锚索ꎬ每根锚索使用 ４ 卷 ＭＳＫ２３５０ 树脂锚固 剂ꎮ 锚索间排距依据穿层巷道具体岩性而定ꎬ锚索 预紧力为 １５０ ｋＮꎬ拉拔力不低于 ２００ ｋＮꎮ 锚索采用 非对称布置ꎬ上帮锚索间距较小ꎬ下帮锚索间距较 大ꎮ 具体地ꎬ每排布置 １１ 根锚索ꎮ 其中ꎬ在巷道顶 部右侧及下帮布置 ４ 根锚索:巷道顶板中心位置右 侧 ４００ ｍｍ 处布置 １ 根ꎬ以此为基准ꎬ向下以弧长 １ ３００ ｍｍ 及弧长 ３ ０００ ｍｍ 各布置 １ 根ꎬ下帮巷道 底板上 ２００ ｍｍ 处布置 １ 根ꎬ此处锚索下轧 ３０°俯 角ꎬ且 ４ 根锚索按排距 １ ５００ ｍｍ 布置ꎻ在巷道顶部 左侧及上帮布置 ７ 根锚索:巷道顶板中心位置左侧 弧长 ８００ ｍｍ 处布置 １ 根ꎬ以此为基准向下以弧长 ７００ ｍｍ 及弧长 １ ４００ ｍｍ 各布置 １ 根ꎬ上帮巷道底 板上 １００ ｍｍ 布置 １ 根ꎬ且下轧 ３０°俯角ꎬ以此为基 准向上 ７５０、１ ５００、２ ２５０ ｍｍ 各布置 １ 根ꎮ 

５)终喷:对巷道顶板及底板喷射混凝土ꎬ喷射 厚度 １００ ｍｍꎬ喷混凝土强度 Ｃ２０ꎮ 

６)注浆:采用非对称注浆方式ꎬ即对上帮软弱 关键部位进行注浆加固ꎬ下帮不进行注浆加固ꎮ 结 合围岩裂隙、岩体破碎、围岩松动圈范围等因素ꎬ注 浆管长度 ２ ０００ ｍｍꎬ注浆扩散半径 １.５ ｍꎬ注浆终止 压力不超过 ２.５ ＭＰａꎮ 注浆孔位置依据穿层段具体 岩性而定ꎮ 在上帮靠近底板线以上 ６５０ ｍｍ 处布置 １ 个注浆管ꎬ以此为基准向上 １ ５００ ｍｍ 处布置 １ 个ꎬ即每排在上帮布置 ２ 个注浆管ꎬ注浆管排距为 ２ ２５０ ｍｍꎬ其中靠近底板的注浆管下轧 ３０° 俯角ꎮ 注浆时间为巷道肩部出现所喷射的混凝土有明显离 层ꎬ注浆材料为普通水泥单液浆ꎮ 

７)巷道底板支护:采用“注浆＋锚索束＋混凝土 底拱”的支护方式ꎮ 采用底板锚索钻机施工深度为 ６ ０００ ｍｍ 的底板钻孔ꎬ孔径为 ８０ ｍｍꎬ每个底板钻 孔内安设 ３ 根直径为 １７.８ ｍｍ 的锚索ꎬ待钻孔内充 填混凝土凝固后ꎬ分别张拉锚索ꎬ锚索的预紧力大于 １００ ｋＮꎮ 底板锚索束的间距为 ２ １００ ｍｍꎬ中间锚索 束沿底板中心线布置ꎬ在其两侧间距为 ２ １００ ｍｍ 分 别布置一组锚索束ꎬ排距为 ２ １００ ｍｍꎬ底板锚索束 与底板注浆管的排距为 １ ０５０ ｍｍꎮ 

４　 现场应用效果分析 

  为了考察非对称支护技术在现场的应用效果ꎬ 在巷道内布置了巷道表面位移监测站ꎬ并选取其中 有代表性的测站数据进行分析ꎮ 根据所监测的数 据ꎬ取其中 ６０ ｄ 的数据绘制出巷道变形曲线ꎬ定量 说明非对称支护技术应用后的支护效果ꎮ 

  在泥岩与灰岩各半段巷道施工过程中布设１、２ 号表面位移监测站进行巷道变形的监测ꎬ如图 １４ 所示ꎮ 

  从图 １４ 可以看出ꎬ巷道支护后经历“缓慢变 形→急速变形→趋于稳定” ３ 个阶段ꎮ 非对称支护 技术应用后ꎬ巷道顶板相对稳定ꎬ帮部及底板的变形 基本在支护后约 ４０ ｄ 趋于稳定ꎬ巷道得到了有效 控制ꎮ 

  现场观察表明ꎬ非对称支护技术应用后ꎬ１２０６１ 底抽巷的变形主要体现在底鼓、两帮移近ꎬ但巷道变 形在允许变形范围内ꎮ 与原支护方案相比ꎬ巷道最 大顶板下沉量为 ２６ ｍｍꎬ最大底鼓量为 ２８１ ｍｍꎬ两 帮最大移近量为 ２１１ ｍｍꎻ 巷道的底鼓量减少约 ７３％ꎬ两帮移近量降低约 ７７.７％ꎮ 同时ꎬ巷道在约 ４０ ｄ 后顶底板和两帮变形基本趋于稳定ꎮ 说明采用非 对称支护技术能够对多层倾斜岩层巷道起到良好的支护作用ꎮ 

５　 结　 　 论 

１)巷道处于穿层倾斜的岩层巷道时ꎬ上帮软弱 泥岩层对巷道变形有重要的影响ꎬ当采用原来的对 称支护方式ꎬ两帮变形和底鼓异常严重ꎬ巷道出现明 显的非对称变形ꎮ 常用的对称高强度联合支护方式 不能实现巷道围岩与支护体结构的耦合ꎬ无法满足 软弱关键部位的支护刚度和强度要求ꎬ巷道控制效 果差ꎮ 

２)提出一种非对称支护技术ꎬ以主动支护方式 为主ꎬ包括采用“初喷＋锚网＋钢筋梯＋锚索＋复喷＋ 注浆”联合支护ꎬ及在软弱岩层部位进行锚网索和 注浆加强支护等手段ꎮ 该技术重点针对巷道内的软 弱岩层进行强化支护ꎬ使得整个围岩结构实现协调 变形ꎬ通过各种主动支护结构和支护围岩刚度和强 度之间的耦合ꎬ来实现巷道可允许条件下的变形ꎮ 

３)对郭村煤矿 １２０６１ 底板抽采巷动态支护下的 典型穿层巷道段ꎬ进行了非对称支护技术的应用ꎬ现 场监测效果表明ꎬ与原对称支护技术相比ꎬ巷道底板 和两帮的变形量下降了 ７０％以上ꎬ通过非对称支护 技术实现了巷道变形的控制ꎮ

参考文献(Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ) : 

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——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。