孟 祥 军 

(兖州煤业股份有限公司ꎬ山东 济宁 ２７２０７２) 

摘 要:针对深部综放开采大断面沿空掘巷不易支护的难题ꎬ采用理论分析及现场实践的方法ꎬ研究 了深部综放开采大断面沿空掘巷煤帮的破坏特点ꎬ揭示了帮部长锚索结合锚网联合支护的作用原理ꎬ 提出了根据钻进煤粉量的变化来判断基本顶断裂线位置及确定深部沿空巷道巷帮锚索支护长度的方 法ꎬ并在东滩矿 １３０６ 工作面验证了该方法的有效性ꎮ 研究表明:深部综放开采大断面沿空掘巷具有 水平变形大ꎬ两帮鼓出大ꎬ特别是实体煤帮鼓出严重的特点ꎻ帮部长锚索结合锚网联合支护能够在浅 部通过锚杆群和金属网形成点面结合的支护体系形成挤压加固墙ꎬ从而抵抗塑性区煤体对其侧向压 力ꎬ起到加固巷道的作用ꎻ基于钻进煤粉量、围岩压力和顶板的断裂之间的联系ꎬ提出了深部综放开采 大断面沿空掘巷实体煤帮的控制对策和深部沿空巷道实体煤侧巷帮锚索支护长度的确定方法ꎻ以东 滩矿 １３０６ 轨道巷为例进行了实体煤帮的钻孔煤粉测试ꎬ并基于测试结果进行了实体煤帮加固设计ꎻ 现场工程实践表明加固后实体煤帮的水平变形明显减小ꎬ证实了该加固方法的有效性ꎮ 

关键词:综放开采ꎻ沿空掘巷ꎻ基本顶断裂ꎻ钻进煤粉量ꎻ帮部长锚索ꎻ巷道支护

０ 引 言 

  作为我国很长一段时间内的主导能源[１－２] ꎬ煤 炭对于国民经济的快速稳定增长具有重要的作用ꎮ 近年来为减少煤炭资源浪费ꎬ无煤柱护巷技术得到 迅速发展ꎬ特别是沿空掘巷技术在国内得到广泛应 用ꎬ但是沿空掘巷时的巷道围岩变形明显大于宽煤 柱护巷时的巷道变形ꎬ巷道维护比较困难ꎮ 并且当 埋深、巷道断面均较大时ꎬ沿空掘巷巷道支护难度将 进一步增大ꎬ其支护问题将极为突出ꎮ 因此针对深 部综放大断面沿空掘巷的支护难题ꎬ以深部大断面 沿空掘巷的围岩为研究对象ꎬ研究长锚索、锚杆对围 岩的加固作用ꎬ形成深部大断面沿空掘巷围岩控制 理论与技术体系ꎬ为此类巷道支护提供理论依据和 技术支撑ꎮ 

  ２０ 世纪 ３０ 年代开始ꎬ弹塑性力学被引入地下 工程的围岩分析中ꎬ解决了许多地下工程中的问题ꎬ 其中 ＰＯＵＬＯＳ [３]的巷道围岩的弹性解ꎬ文献[４－９] 关于巷道围岩弹塑性应力分布和围岩与支架的相互 作用的理论是典型代表之一ꎮ 目前ꎬ对于深部沿空 掘巷的支护问题ꎬ张农等[１０]针对采动工作面沿空掘 巷采空区边缘不稳定和动压作用强烈的特点ꎬ提出 了预应力组合支护技术ꎻ文献[１１－１２]探究了不同 地应力、侧压系数、巷道宽度对巷道稳定性的影响特 征ꎬ并提出了相应巷道的支护设计方案ꎮ 李伟等[１３] 提出了深部松软厚煤层沿空掘巷锚网索耦合支护技 术ꎻ常聚才等[１４]从理论上揭示了锚杆预紧力对巷道 支护效果的作用机理ꎻＨＥ Ｆｕｌｉａｎ 等[１５] 研究了预应 力锚杆、锚索桁架和围岩之间的耦合关系ꎬ建立了力 学模型ꎬ采用高预应力锚杆、锚索桁架支护技术ꎬ在 西山煤矿的高应力煤巷中进行了应用ꎬ取得了良好 的支护效果ꎮ ＺＨＡＯ Ｊｉａｎ [１６]对比了浅部巷道和深部 巷道的围岩变形破坏特点ꎬ认为深部巷道围岩呈现 出长时间大变形的特征ꎬ在巷道支护上研发了一种 能够耗散围岩变形能的新型锚杆支护技术ꎮ ＷＡＮＧ Ｇａｎｇ 等[１７]发明了一种新型让压锚杆ꎬ能够承受较 大的荷载和变形ꎬ可以吸收较大的围岩变形能ꎬ有利 于围岩稳定ꎬ可用于高应力大变形巷道中ꎮ 李磊 等[１８]提出顶板高强度高预应力锚杆支护和高强度 锚索加强支护、减小窄煤柱帮锚杆间距和实体煤帮 二次支护的非对称综放沿空掘巷围岩控制技术ꎮ 

  在上述学者的共同努力下ꎬ我国煤巷锚杆支护 技术得到了较快发展ꎬ锚杆材质强度、锚杆支护强度 以及锚杆支护的预紧力水平均得到较大提高ꎬ巷道 支护效果得到明显改善ꎮ 然而目前在深部大断面综 放沿空掘巷支护方面ꎬ问题仍然比较突出ꎬ该类高地 应力大断面巷道围岩变形破坏严重ꎬ且易于出现锚 杆、锚索破断失效等问题ꎬ支护难度极大ꎬ给工作面 的安全生产带来极大的困扰ꎮ 因此ꎬ对深部大断面 综放沿空掘巷的支护进行研究是极其必要的ꎮ 

１ 工程概况 

  兖矿集团东滩煤矿综放工作面沿空掘巷位于 －６６０ ｍ水平ꎬ南邻 １３０５ 工作面采空区ꎬ北邻1３０６ 综 放工作面ꎮ 区段巷道在 ３ 煤中沿底板掘进ꎬ采用综 掘工艺ꎮ ３ 煤平均煤厚 ８.８０ ｍꎬ普氏系数 ｆ ＝ ２~３ꎬ煤 层稳定ꎮ ３ 煤直接底为厚度 １. ００ ~ ２. ６５ ｍ 的粉砂 岩ꎬｆ ＝ ４~６ꎻ直接顶为厚度 ０ ~ １１.６４ ｍ 的粉砂岩ꎬｆ ＝ ４~５ꎻ３ 煤基本顶为厚度 １４.３５ ~ ２３.３４ ｍ 的中、细砂 岩ꎬｆ ＝ ５~７ꎮ １３０６ 轨道巷沿 ３ 煤底板留设宽 ４ ｍ 小煤柱ꎬ综 掘巷道宽 ５. ０ ｍꎬ 高 ３. ８ ｍꎬ 巷 道 断 面 面 积 约 为 １９.０ ｍ ２ ꎮ 在开采过程中受围岩软、埋深大、断面宽 等因素的影响ꎬ

  １３０６ 轨道巷变形严重ꎬ实体煤挤压 破碎ꎬ据测量实体煤帮位移可达 ３ ｍꎬ巷道变形已经 严重影响到工作面的日常安全生产ꎬ必须采取措施 予以控制ꎮ 

２ 顶板侧向断裂结构模型 

２.１ 顶板断裂和围岩应力关系 

  井下采煤作业破坏了原岩应力平衡状态ꎬ使得 采掘工作面前方和侧向煤体内的应力重新分布ꎬ开 采引起的顶板的破坏和运动会对应力的分布进一步 进行调整ꎮ 首先在煤壁附近形成较高的集中应力ꎬ 当其大于煤体强度极限后ꎬ煤壁附近的煤体进入塑 性破坏状态ꎬ集中应力向内部转移ꎬ直到达到新的应 力平衡状态ꎮ 随着基本顶在实体煤内的断裂和回转 下沉ꎬ使得煤体内部应力再次分布ꎬ断裂线以里形成 内应力场ꎬ断裂线以外形成外应力场ꎮ 在综放工作 面内应力场中布置沿空掘巷时ꎬ巷道掘进导致侧向 煤体内的支承压力又一次重新分布ꎬ如图 １ 所示ꎮ 

  由图 １ 可得ꎬ综放沿空巷道实体煤一侧的支承压 力以基本顶断裂线为界分为内应力场和外应力场 ２ 个 部分ꎬ而外应力场中又可将煤体分为弹性区和塑性区ꎮ 

  １)内应力场破坏区ꎮ 内应力场中的煤体全部 发生了破坏ꎬ产生的大量微裂纹形成了宏观裂缝ꎬ使

得煤体内部次生裂隙较为发育ꎮ 内应力场中的煤体 强度明显减小ꎬ力学性质变差ꎬ承载能力大幅下降ꎮ 当无支护时ꎬ煤壁将发生片帮ꎮ 该部分煤体主要承 受部分基本顶和全部直接顶的荷载ꎮ 

  ２)外应力场破坏区ꎮ 深部开采时受地应力较 大的影响ꎬ位于基本顶断裂线之外的外应力场中部 分煤体同样会发生一定的破坏ꎬ煤体强度减小ꎮ 但 该部分煤层未受基本顶回转下沉的影响ꎬ其破坏程 度低于内应力场中的煤体ꎮ 

  ３)塑性区ꎮ 在外应力场中ꎬ部分煤体受力超过 弹性极限ꎬ进入屈服状态ꎬ发生了明显的塑性变形ꎮ 煤体内部微裂纹发育ꎬ并未形成贯通的宏观裂纹ꎮ 煤体具有较高的强度ꎬ承载能力大ꎮ 

  ４)弹性区ꎮ 在距离工作面及巷道较远的位置ꎬ 煤体承受的应力未超过其弹性极限ꎬ煤体变形小ꎬ微 裂纹不发育ꎮ 煤体承载能力大、强度高ꎮ 

２.２ 钻进煤粉量和围岩应力的关系 

  采用钻机进行钻孔作业时会产生钻屑ꎬ钻屑的 多少主要取决于钻进地层的应力、钻进地层的物理 力学性质及节理裂隙分布情况、钻机(包括钻头)类 型和钻机施工参数ꎮ 当采用固定的钻机和相同的施 工参数时ꎬ钻屑量则取决于岩体应力和性质ꎮ 岩体 应力越大、地层强度越低ꎬ钻进时产生的钻屑量就越 多ꎮ 因此ꎬ可以通过钻屑量的变化来反推围岩应力 的变化ꎬ同样可利用钻屑量的变化来反算综放工作 面侧向支承压力的大小和变化ꎮ 

  对于钻进煤粉量的组成分析表明[１９] ꎬ煤粉量由 以下 ４ 个部分组成:钻孔实体煤粉量、钻孔形成后ꎬ 由于弹性变形而产生的煤粉量、钻孔周围破碎区内 煤体扩容形成的煤粉量、形成破碎区后和弹性区交 界处由于弹性卸载而产生的煤粉量ꎮ 

  钻进煤粉量与围岩承受压力、围岩弹性模量、泊松 比、密度、黏聚力、内摩擦角等参数有关ꎮ 了解综放工 作面沿空巷道的侧向支承压力分布规律ꎬ由此可预计 在沿空巷道内煤体内钻孔时的钻进煤粉量变化ꎮ 

２.３ 钻进煤粉量和基本顶断裂位置的关系 

  根据综放工作面沿空掘巷时采场侧向支承压力 分布规律和基本顶断裂位置的关系ꎬ同时考虑侧向 支承压力和钻进煤粉量的关系ꎬ可以得到基本顶断 裂位置和钻进煤粉量的关系ꎮ 

  根据分析模型可知ꎬ钻机钻孔时依次经历:内应 力场应力升高→内应力场峰值→内应力场应力降 低→外应力场应力升高→外应力场应力峰值→外应 力场应力降低→原岩应力多个阶段ꎮ  在内应力场中ꎬ煤体处于已经破坏状态ꎮ 在外 应力场中ꎬ在未到应力峰值时的应力升高阶段为塑 性阶段ꎬ峰值之后为弹性阶段ꎮ 因此ꎬ当钻孔从内应 力场到外应力场时ꎬ围岩完整性变好且应力增加ꎬ在 基本顶断裂线下方的实体煤中存在一个应力由降低 到升高的转折点ꎬ相应的ꎬ钻进煤粉量也会从降低到 升高ꎮ 故可以进一步根据钻进煤粉量的变化来判断 基本顶断裂线的位置ꎮ 

２.４ 顶板侧向断裂位置的钻进煤粉量确定方法 

  根据上述钻屑法预报基本顶断裂位置的原理ꎬ 通过钻进煤粉量沿着钻孔深度的变化获得应力当量 分布形态和顶板超前断裂位置ꎬ由此确定实体煤侧 帮锚索锚固长度ꎬ以达到对沿空巷道实体煤侧锚索 有效加固ꎮ 具体实施步骤为: 

  １)在沿空巷道内实体煤侧ꎬ沿着帮的中部ꎬ用 装有直径 ４０ ｍｍ 钻头的钻机ꎬ垂直煤壁钻 １ 个 １０ ~ １５ ｍ 深的孔ꎬ如图 １ 所示ꎮ 

  ２)在钻孔的过程中ꎬ每钻进 １ ｍꎬ记录一次钻出 的煤粉量(单位 ｇꎬ可用电子秤即时称量)ꎬ直至钻至 规定的深度为止ꎮ 

  ３)根据不同深度处排出的煤粉量ꎬ获得煤粉量与深 度之间关系曲线ꎬ又根据煤粉量与应力之间的一致对应 关系ꎬ可以当量绘制出应力分布形态ꎬ如图２ 所示ꎮ

  ４)沿空巷道宽 ３~４ ｍ 小煤柱外侧ꎬ直接顶冒落 形成破碎矸石ꎬ上部基本顶形成断裂结构ꎬ其中端部 断裂将在煤体内产生ꎮ 根据顶板运动与应力分布之 间关系ꎬ顶板在断裂前产生应力集中ꎬ一旦断裂ꎬ在 该区域应力下降ꎬ形成低应力区ꎬ应力高峰向深部转 移(图 ２)ꎬ且应力高峰位置以内的区域为煤体塑性 破坏区ꎮ 由此可以判断煤粉量降低区所处的位置为 基本顶超前断裂位置ꎬ钻粉量最多的区域为应力高 峰位置ꎮ 

  ５)获得顶板超前断裂距离 Ｌ１(图 ２)ꎬ锚索加固 长度至少应超过断裂线 １.５ ｍꎬ则锚索的锚固长度为 Ｌ２ ＝ Ｌ１ ＋１.５ ｍꎬ考虑锚索外露段长度 ０.３ ｍꎬ从而可 以获得整个锚索长度为 Ｌ１ ＋１.８ ｍꎮ 

３ 基于顶板断裂的实体煤帮支护技术 

  深部综放沿空巷道一般沿底板掘进ꎬ巷道上方 的顶板依次是顶煤、直接顶和基本顶等ꎬ而且在深部 综放开采时ꎬ受到产量、设备、通风与安全以及巷道 维护等方面的限制ꎬ多选择大断面沿空巷道ꎬ其宽度 可达 ５ ｍꎬ高度可达 ３. ８ ｍꎬ掘进断面面积可达 １９ ｍ ２ ꎮ 由于巷道尺寸大、围岩软(除底板外为煤层)、 埋深大ꎬ而且受到较强的采动影响ꎬ使得综放大断面 沿空巷道具有显著大变形的特征ꎬ且变形具有不可 抗性ꎮ 现有的锚杆、金属网钢带及顶板锚索支护方 式ꎬ虽对巷道围岩变形起到了一定的减缓和控制作 用ꎬ但仍未达到较为理性的效果ꎮ 因此ꎬ为了更好地 实现对于深巷大断面沿空掘巷掘进期间巷道的有效 支护ꎬ提出了深部综放大断面沿空掘巷围岩变形控 制技术ꎮ 

  根据现场观测发现ꎬ深部综放大断面沿空巷道 的变形具有以下特征:①巷道变形量大ꎬ两帮移近量 可达 ３.５ ｍꎬ顶底板移近量可达 １.５ ｍꎮ ②巷道两帮 的位移明显大于顶底板的位移ꎬ两帮鼓出严重ꎬ特别 是实体煤帮明显挤入巷道中ꎬ而巷道底鼓较小ꎮ ③ 受到综放开采的影响ꎬ巷道变形时间长ꎬ具有明显的 流变特征ꎮ 

  综上可知ꎬ沿空大断面巷道围岩变形控制的关 键部位是两帮ꎬ特别是实体煤帮ꎮ 沿空巷道实体煤 帮破坏范围大ꎬ依靠控制范围较小的锚杆和短锚索 支护ꎬ加固效果差ꎬ因此ꎬ提出高强度、大直径、长锚 索结合锚网的联合加固实体煤帮的技术ꎮ 

３.１ 围岩控制原理 

  帮部长锚索加固的目的是有效控制综放大断面 沿空巷道实体煤帮的大变形ꎬ而不是完全阻止帮部 变形(帮部的变形包括巷道表面附近的松动变形和 较远处的膨胀压力变形)ꎮ 帮部锚网支护的作用原理是:通过锚杆的挤压 加固ꎬ约束松动区煤体变形ꎬ防治松动区煤壁失稳、 片帮ꎻ同时ꎬ由锚杆、锚网以及松动区煤体形成一个 挤压加固墙ꎬ改变了松动区煤体的力学性质ꎬ提高了 煤体的强度ꎬ从而抵抗远处的水平压力ꎬ并且支撑巷 道的顶板ꎮ 

  帮部长锚索的作用原理是:将长锚索的 一段固定在外应力场中的较完整煤体中ꎬ通过预紧 力或托盘ꎬ约束塑性区内煤体的水平变形ꎬ减轻塑性 区煤体水平压力对巷帮附近锚杆加固体的作用ꎬ使 得巷道附近的实体煤与远处的煤体挤压在一起ꎬ形 成一个整体ꎮ 帮部长锚索结合锚网带联合支护的作 用原理是:浅部通过锚杆群和菱形网形成点面结合 的支护体系形成挤压加固墙ꎬ深部利用高强度大直 径长锚索形成外部承载墙ꎬ二者联合形成深、浅结合 的具有高强度的大厚度柔性承载结构(图 ３)ꎮ

３.２ 围岩控制设计 

  １)帮锚杆ꎮ 大断面沿空巷道实体煤帮的松动 范围较大ꎬ因此ꎬ应该选择直径较大、预紧力和锚固 力较高、强度也较高的锚杆ꎮ 在施工时应及时安装 并施加预紧力ꎬ以防止煤体的松动ꎬ提高支护效果ꎮ 由实体煤帮的控制原理可知ꎬ帮锚杆的作用是 抑制松动区的变形ꎬ减轻两帮煤体松动与挤出ꎬ同 时ꎬ加固松动区煤体ꎮ 因此ꎬ帮锚杆的长度 Ｌｇ 应大 于松动区的宽度ꎬ计算公式如下: Ｌｇ ≥ Ｌｇ１ ＋ ｈ ｔａｎ ４５° － φ ２ æ è ç ö ø ÷ ＋ Ｌｇ２ (１) 

  ２)帮部长锚索ꎮ 帮部长锚索是深部综放大断 面沿空巷道控制的关键器材之一ꎬ通过它可以控制 实体煤帮的水平位移ꎬ防止实体煤帮失稳ꎮ 因此ꎬ选 择直径大、锚固力较高、强度也较高的长锚索ꎮ 根据帮锚索的加固原理ꎬ其长度应该大于内应力场的宽 度ꎮ 由此ꎬ帮锚索长度 ＬＳ计算公式如下: ＬＳ ≥ ＬＳ１ ＋ ＬＳ２ ＋ ＬＳ３ (２) 

  ３)金属网ꎮ 在实体煤帮ꎬ锚杆与锚杆之间的煤 体易发生局部脱落ꎬ从而降低锚杆、锚索的支护能 力ꎮ 因此ꎬ在大断面回采巷道的实体煤帮采用挂网 加强支护ꎮ 通过金属网协调锚杆间、锚索间的受力ꎬ 增加煤帮的整体性ꎬ加强对煤体控制ꎬ防止煤帮局部 失稳和大范围失稳ꎮ 

３.３ 实体煤帮控制对策 

  由于深部综放大断面沿空巷道实体煤帮塑性区 范围大ꎬ变形量大ꎬ在实体煤帮控制方面可采取以下 措施进行加固:①帮部长锚索要有足够的长度ꎬ保证 锚固端深入到外应力场中ꎬ同时要求锚固强度高、破 断强度高ꎬ而且具有较强的让压性能ꎮ ②帮部锚杆 的长度应该大于实体煤帮松动区的宽度ꎬ而且要增 大锚杆的预紧力ꎬ锚杆选用较高强度全螺纹钢锚杆ꎮ ③采用顶角、底角锚杆加强顶角、底角支护ꎬ顶底角 锚杆和水平方向的夹角在 １５° ~ ２５°ꎮ ④采用长锚 索、锚杆、金属网联合支护ꎬ长短结合、点面结合控制 实体煤帮变形ꎬ施工严格按照设计的支护参数进行ꎮ ⑤加强巷道矿压观测ꎬ当实体煤帮趋于不稳定时ꎬ补 打锚索(杆)ꎻ个别地段松动区范围较大时ꎬ进行注 浆加固ꎻ巷道不能满足生产要求时ꎬ进行刷帮处理ꎮ ⑥过断层、破碎带及陷落柱时ꎬ应缩小锚杆、锚索间 排距ꎻ破碎严重时ꎬ可以采取注浆处理ꎮ 

４ １３０６ 轨道巷支护现场应用分析 

４.１ 现场支护方案 

  在 １３０６ 轨道巷的实体煤帮钻孔测钻进煤粉量ꎮ 试验采用德国哈泽玛格公司生产的 ＦＩＶ 型手持式气 动钻机、插销式联接麻花钻杆及 ø４２ ｍｍ 的钻头进 行钻孔ꎬ钻杆每节长 １ ｍꎬ钻孔的深度为 １０ ｍꎮ 钻孔距底板 １.２ ｍ 左右ꎬ要求避开夹矸ꎬ钻孔方 向与煤层倾角平行ꎬ要求匀速钻进ꎬ由技术熟练的工 人操作ꎬ每钻进 １ ｍ 测一次钻进煤粉量ꎮ 用胶织袋 或塑料布收集钻出的煤粉ꎬ用高精度弹簧秤称煤粉 的质量ꎬ每钻进 １ ｍ 称量 １ 次ꎮ 记录打眼地点、时 间、钻屑排出量ꎬ以及打眼过程中出现的钻杆跳动、 卡钻、劈裂声等现象ꎮ 现场测试共布置 ６ 个试验钻 孔ꎬ钻孔间距一般在 １０ ｍ 以上ꎬ如图 ４ 所示ꎮ 

４.２ 钻孔煤粉测量结果及分析 

  在东滩矿 １３０６ 轨道巷进行了巷道实体煤侧钻 孔煤粉量测试ꎮ 将各个测试钻孔的煤粉量和钻孔深 度的关系绘制成曲线ꎬ如图 ５ 所示ꎮ 图 ４ 钻进煤粉量测试钻孔布置示意 Ｆｉｇ.４ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ａｒｒａｎｇｅｍｅｎｔ ｏｆ ｃｏａｌ ｐｏｗｄｅｒ ａｍｏｕｎｔ ｏｆ ｔｅｓｔｉｎｇ ｂｏｒｅｈｏｌｅ 图 ５ 煤粉量与钻孔深度关系 Ｆｉｇ.５ Ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐ ｂｅｔｗｅｅｎ ａｍｏｕｎｔ ｏｆ ｐｕｌｖｅｒｉｚｅｄ ｃｏａｌ ａｎｄ ｄｒｉｌｌｉｎｇ ｄｅｐｔｈ 

  分析图 ５ꎬ可以得到: 

  １)随着钻孔深度的增加ꎬ钻进煤粉量发生了波 动变化ꎬ钻进煤粉量在 １.７ ~ ２.５ ｋｇ / ｍ ３变化ꎻ深入煤 壁 １~２ ｍ 钻进煤粉量小ꎬ为 １.７ ~ ２.０ ｋｇ / ｍ ３ ꎻ深入煤 壁 ５~８ ｍ 钻进煤粉量也较小ꎬ为 １.８ ~ ２.２ ｋｇ / ｍ ３ ꎻ在 钻孔中部位置(深入煤壁 ３ ~ ６ ｍ)的钻进煤粉量较 大ꎬ为 １.９~２.４ ｋｇ / ｍ ３ ꎻ一些钻孔在孔底处(深入煤壁 １０ ｍ)钻进煤粉量也较大ꎬ为 １.９~２.５ ｋｇ / ｍ ３ ꎮ 

  ２)钻进煤粉量的变化与巷道实体煤侧的应力 分布密切相关ꎬ两处钻进煤粉量较小的区域为内应 力场的采空侧区域和内外应力场分界处ꎻ两处钻进 煤粉量较大的区域为内应力场中部和外应力场的应 力升高区ꎮ 

  ３)依据钻进煤粉量和围岩应力及顶板断裂的 关系分析ꎬ发现在距离巷道实体煤帮 ５~８ ｍꎬ具有一 个明显的钻进煤粉量降低值ꎬ该区域为内外应力场 分界处ꎮ 可以判断ꎬ基本顶断裂线就在该区域的正 上方ꎬ 即距离巷道实体煤帮的水平距离平均为 ６.５ ｍꎮ 

４.３ 实体煤帮加固设计及实施效果 

４.３.１ 控制设计 

  １) 帮锚杆ꎮ 根据式( １)ꎬ锚杆外露端长度为０.１０ ｍꎬ锚固端长度为 ０.３０ ｍꎬ护巷高度为 ３.２ ｍꎬ煤 层内摩擦角为 ３５°ꎬ帮锚杆的长度为 ２.０ ｍꎮ 

  根据东滩矿 １３０６ 轨道巷的基本条件ꎬ在实体煤 帮布置 ５ 根 ø２０ ｍｍ×２ ０００ ｍｍ 的全螺纹钢锚杆ꎬ锚 杆类型为 ＫＭＧ４００ꎬ每根锚杆用 ２ 支 ＣＫ２５５０ 树脂锚 固剂ꎬ使用 １ 块规格为 １５０ ｍｍ×１５０ ｍｍ×１０ ｍｍ 的 弧形铁托盘ꎮ 钢带向下不大于 ２００ ｍｍ 布置第 １ 根 锚杆ꎬ两帮第 １ 根锚杆与水平成 １５° ~ ２５°仰角打注ꎬ 第 ２ 根至第 ４ 根锚杆垂直煤壁打注ꎬ锚杆上下间距 ８００ ｍｍꎬ第 ５ 根锚杆斜向下与水平成 １５° ~ ２０°俯角 打注ꎬ距底板不超过 ５００ ｍｍꎬ保证锚杆托盘压紧金 属网ꎮ

  ２)帮部长锚索ꎮ 根据帮锚索的加固原理ꎬ其长 度应该大于内应力场的宽度ꎬ深入到外应力场之中ꎮ 锚索外露长度 ＬＳ１取 ０.３ ｍꎻ内应力场的宽度 ＬＳ２取 ６.５ ｍꎻ锚索超过内应力场的最小锚固长度 ＬＳ３取 １.５ ｍꎮ 由此根据帮锚索计算公式ꎬ求得帮锚索长度等于 ８.３ ｍꎬ取为８.５ ｍꎮ 

  在实体煤帮一侧布置 ２ 根 ø２２ ｍｍ×８.５ ｍ 的长 锚索ꎮ 实体煤帮上部锚索位于顶部锚杆下方 ５０ ｃｍꎬ按照仰角 １５° ~ ２５°施工ꎻ中部锚索位于实体煤 帮第 ３ 根锚杆下方 ０.３５ ｍ 处ꎬ垂直煤壁方向施工ꎮ 每隔 ２ 排锚杆布置 １ 根锚索ꎬ即排距为 １.６ ｍꎮ 长锚 索由 钢 绞 线 制 成ꎬ 每 孔 采 用 ２ 支 ＣＫ２５７０、 １ 支 ＣＫ２５５０ 树脂药卷加长锚固ꎬ预紧力不得低于 ８０ ｋＮꎬ锚固力不低于 ２００ ｋＮꎬ以保证锚固效果ꎮ 

  为了尽量保证每根锚索受力均匀ꎬ适应实体煤 帮大变形的特点ꎬ同时防止锚索和锚杆不能协调承 载而造成锚索承受过度载荷而破断ꎬ锚索必须有控 制变形让压和均压性能ꎮ 锚索的让压点设计为 ２６~ ３０ ｔꎮ 通过使用让压环ꎬ可以有效解决锚杆锚索的 变形协调问题ꎬ消除锚索破断现象ꎬ减少安全隐患ꎮ 

  ３)金属网ꎮ 巷道实体煤帮挂设菱形金属网ꎬ帮 部两肩窝至夹矸下平面以下 ３００ ｍｍ 范围敷设双层 金属网ꎮ 金属网为 ８ 号镀锌铁丝制作ꎬ网格长×宽＝ ５０ ｍｍ×５０ ｍｍꎬ相邻两片网之间要用 １２ 号双股铁 丝联接ꎮ 搭接间隙 ５０ ~１００ ｍｍꎬ联网扣布置在菱形 网的锁边向里的第 １ 个十字绞点上ꎬ每隔 １ 个十字 绞点联一扣ꎬ拧扣不少于 ３ 圈ꎮ 最终设计的实体煤 帮支护断面如图 ６ 所示ꎮ 

４.３.２ 现场实施及加固效果 

  在实体煤帮采用长锚索加固之前ꎬ综放开采沿 空掘巷两帮变形非常剧烈ꎬ特别是实体煤帮内挤严 重ꎬ实体煤帮位移可达 ３ ｍꎬ小煤柱帮喷层破坏严 重ꎮ 巷道严重变形ꎬ使得巷道断面急剧缩小ꎬ已无法

满足正常生产的要求ꎮ 按照设计的支护参数ꎬ在 １３０６ 轨道巷进行了实体煤帮的加固试验ꎬ经过实体 煤帮长锚索加固后的巷道围岩变形得到了有效 控制ꎮ 

  同时为了进一步分析巷帮支护效果ꎬ在加固后 的巷道两帮附近设置了位移测点ꎬ根据巷道两帮位 移的观测ꎬ得到了两帮水平位移和至工作面距离之 间的关系ꎬ如图 ７ 所示ꎮ 

  由图 ７ 可得ꎬ轨道巷采取加固措施后ꎬ在采动影 响下周围煤岩体变形可分为 ３ 个区域ꎮ 第 １ 区域为 距离工作面 ０ ~ １４ ｍꎬ该区域内受采动影响最为剧 烈ꎬ但加固后显然巷道变形得到了有效控制ꎬ经过加 固后实体煤帮水平位移控制在 ０.９ ｍ 以内ꎬ巷道断 面两帮移近量控制在 １.３ ｍ 以内ꎻ第 ２ 区域为距离 工作面 １４~７０ ｍꎬ此区域内实体煤及巷道断面两帮 受采动影响逐渐减弱ꎬ实体煤及两帮移进量逐渐减

小ꎻ第 ３ 区域为距离工作面 ７０ ｍ 以上ꎬ此区域内实 体煤及巷道两帮位移基本不受影响ꎮ 

   由上述分析可知ꎬ经过加固后实体煤帮水平位 移控制在 ０.９ ｍ 以内ꎬ巷道断面两帮移近量控制在 １.３ ｍ 以内ꎬ相较于未加固前实体煤位移减少了近 ７０％ꎬ说明该巷道加固措施有效保证了巷道在使用 期间的稳定性ꎬ满足了综放开采的要求ꎮ 

５ 结 论 

１)深部综放大断面沿空巷道具有水平变形大ꎬ 两帮鼓出大ꎬ特别是实体煤帮鼓出严重的特点ꎮ 帮 部长锚索结合锚网联合支护的作用原理是在浅部通 过锚杆群和金属网形成点面结合的支护体系形成挤 压加固墙ꎬ抵抗塑性区煤体对其的侧向压力ꎻ在深部 通过高强度大直径长锚索拉住浅部挤压加固墙ꎬ防 止其水平位移过大ꎬ同时减小塑性区煤体的变形ꎬ提 高塑性区煤体的强度ꎬ形成一个外部承载结构ꎮ 因 此帮部长锚索结合锚杆和金属网的联合支护方式能 够较好地控制实体煤帮的变形ꎮ 

  ２)建立了钻进煤粉量、围岩压力和顶板断裂的 关系ꎮ 在基本顶断裂线下方的实体煤中存在一个应 力由降低到升高的转折点ꎬ相应的ꎬ钻进煤粉量在此 处也会从降低到升高ꎮ 由此ꎬ可以根据钻进煤粉量 的变化来判断基本顶断裂线的位置ꎮ 而帮部长锚索 的长度宜比基本顶断裂线和巷道实体煤帮的水平距 离大 １.５ ｍ 以上ꎮ 并提出了深部综放大断面沿空巷 道实体煤帮的控制对策ꎬ其中ꎬ高强度大直径强让压 长锚索、高强度大直径高预紧力锚杆和金属网联合 支护是控制的关键ꎮ 

  ３)以东滩矿 １３０６ 轨道巷为例进行了综放大断 面沿空巷道实体煤帮的钻孔煤粉测试ꎬ以此为基础 进行了实体煤帮加固设计ꎬ其中锚索长度 ８.５ ｍꎬ间 排距 １.５ ｍ×１.６ ｍꎻ锚杆长度 ２.０ ｍꎬ间排距 ０.８ ｍ× ０.８ ｍꎬ同时采用铁丝网和钢带(锚索用) 进行表面 支护ꎬ然后进行了施工和监测ꎮ 监测结果表明ꎬ加固 后实体煤帮的水平变形明显减小ꎬ加固后实体煤帮 水平位移控制在 ０.９ ｍ 以内ꎬ巷道断面两帮移近量 控制在 １.３ ｍ 以内ꎬ相较于未加固前实体煤帮位移 减少了近 ７０％ꎬ巷道围岩变形得到了有效控制ꎬ证 实了该加固方法的有效性ꎮ 

参考文献(Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ): 

[１] 祁和刚ꎬ张 农ꎬ李 剑ꎬ等.煤矿“短充长采”科学开采模式研 究[Ｊ].煤炭科学技术ꎬ２０１９ꎬ４７(５):１－１１. ＱＩ Ｈｅｇａｎｇꎬ ＺＨＡＮＧ Ｎｏｎｇꎬ ＬＩ Ｊｉａｎꎬｅｔ ａｌ. Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｓｃｉｅｎｔｉｆｉｃ ｍｉｎｉｎｇ ｍｏｄｅｌ ｏｆ “ｓｈｏｒｔ－ｗａｌｌ ｆｉｌｌｉｎｇ ＆ ｌｏｎｇ－ｗａｌｌ ｍｉｎｉｎｇ” ｉｎ ｃｏａｌ ｍｉｎｅｓ [Ｊ]. Ｃｏａｌ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ ２０１９ꎬ４７(５):１－１１. 

[２] ＷＡＮＧ Ｇａｎｇꎬ ＷＡＮＧ ＹｕｅꎬＧＵＯ Ｙａｎｇｙａｎｇꎬ ｅｔ ａｌ. Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｄａｍａｇｅ ａｎｄ ｇａｓ ｍｉｇｒａｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｇａｓ－ｂｅａｒｉｎｇ ｃｏａｌ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｐｏｒｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｕｎｄｅｒ ｓｏｒｐｔｉｏｎ － ｓｕｄｄｅｎ ｕｎｌｏａｄｉｎｇ ｏｆ ｍｅｔｈａｎｅ[Ｊ].Ｇｅｏｆｌｕｉｄｓꎬ２０１９ꎬ ２０１９:１－１１. 

[３] ＰＯＵＬＯＳ Ｈ Ｇꎬ ＤＡＶＩＳ Ｅ Ｈ. Ｅｌａｓｔｉｃ ｓｏｌｕｔｉｏｎｓ ｆｏｒ ｓｏｉｌ ａｎｄ ｒｏｃｋ ｍｅ￣ ｃｈａｎｉｃｓ [Ｍ].Ｎｅｗｙｏｒｋ:Ｗｉｌｅｙꎬ１９７４.

[４] ＫＡＳＴＮＥＲ Ｈ. Ｓｔａｔｉｋ ｄｅｓ ｔｕｎｎｅｌ ｕｎｄ Ｓｔｏｌｌｅｎｂａｕｓꎬ ａｕｆ ｄｅｒ ｇｒｕｎｄｌａｇｅ ｇｅｏｍｅｃｈｎｉｓｃｈｅｒ Ｅｒｋｅｎｎｔｎｉｓｓｅ [Ｍ].Ｂｅｒｌｉｎ:Ｓｐｒｉｎｇｅｒ Ｖｅｒｌａｇꎬ１９７１. 

[５] ＦＵＬＬＥＲ Ｒ Ｇ. Ｆｌｅｘｉｂｏｌｔ ｆｌｅｘｉｂｌｅ ｒｏｏｆ ｂｏｌｔｓ: ａ ｎｅｗ ｃｏｎｃｅｐｔ ｆｏｒ ｓｔｒａｔａ ｃｏｎｔｒｏｌ [ Ｃ ] / / Ｉｎ: ｔｈｅ １２ｔｈ Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ ｏｎ Ｇｒｏｕｎｄ Ｃｏｎｔｒｏｌ ｉｎ Ｍｉｎｉｎｇꎬ１９９３:２４－３４. 

[６] ＦＲＡＮＣＩＳＳ Ｆ Ｏ.Ｗｅａｋ ｒｏｃｋ ｔｕｎｎｅｌｉｎｇ [Ｍ].Ｒｏｔｔｅｒｄａｎｍ:Ａ Ｂａｌｋｅｍａ Ｐｒｅｓｓꎬ １９９７.

[７] ＳＯＵＺＡ Ｄ Ｅ. Ａ ｄｙｎａｍｉｃ ｓｕｐｐｏｒｔ ｓｙｓｔｅｍ ｆｏｒ ｙｉｅｌｄｉｎｇ ｇｒｏｕｎｄ [ Ｊ]. ＣＩＭ Ｂｕｌｌｅｔｉｎꎬ１９９９ꎬ９２(１０３２):５０－５５. 

[８] ＨＡＬＩＳＯＮ Ｎ Ｊ. Ｄｅｓｉｇｎ ｏｆ ｔｈｅ ｒｏｏｆ ｂｏｌｔｉｎｇ ｓｙｓｔｅｍ [ Ｊ]. Ｃｏｌｌｉｅｒｙ ｇｕａｒｄｉａｎꎬ １９８７(９):３６６－３７２. 

[９] ＫＵＳＨＷＡＨＡ Ａꎬ ＳＩＮＧＨ Ｓ Ｋꎬ ＴＥＷＡＲＩ Ｓꎬｅｔ ａｌ. Ｅｍｐｉｒｉｃａｌ ａｐ￣ ｐｒｏａｃｈ ｆｏｒ ｄｅｓｉｇｎｉｎｇ ｏｆ ｓｕｐｐｏｒｔ ｓｙｓｔｅｍ ｉｎ ｍｅｃｈａｎｉｚｅｄ ｃｏａｌ ｐｉｌｌａｒ ｍｉｎｉｎｇ [ Ｊ]. Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｍａｌ ｏｆ Ｒｏｃｋ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ａｎｄ Ｍｉｎｉｎｇ ｓｃｉｅｎｃｅｓꎬ２０１０ꎬ４７(７):１０６３－１０７８. 

[１０] 张 农ꎬ李学华ꎬ高明仕.迎采动工作面沿空掘巷预拉力支护 及工程应用[Ｊ].岩石力学与工程学报ꎬ２００４ꎬ２３(１２):２１００－ ２１０５. ＺＨＡＮＧ Ｎｏｎｇꎬ ＬＩ Ｘｕｅｈｕａꎬ ＧＡＯ Ｍｉｎｇｓｈｉ. Ｐｒｅｔｅｎｓｉｏｎｅｄ ｓｕｐｐｏｒｔ ｏｆ ｒｏａｄ ｗａｙ ｄｒｉｖｅｎ ａｌｏｎｇ ｎｅｘｔ ｇｏｂ ａｎｄ ｈｅａｄｉｎｇ ａｄａｊａｃｅｎｔ ａｄｖａｎｃｉｎｇ ｃｏａｌ ｆａｃｅ ａｎｄ ｉｔｓ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ [ Ｊ]. Ｃｈｉｎｅｓｅ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｒｏｃｋ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ ２００４ꎬ２３(１２):２１００－２１０５.

[１１] 耿继业ꎬ王方田ꎬ张 洋ꎬ等.高应力煤巷围岩控制关键技术研 究[Ｊ].煤炭科学技术ꎬ２０１９ꎬ４７(９):１８９－１９６. ＧＥＮＧ Ｊｉｙｅꎬ ＷＡＮＧ Ｆａｎｇｔｉａｎꎬ ＺＨＡＮＧ Ｙａｎｇꎬｅｔ ａｌ.Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｋｅｙ ｃｏｎｔｒｏｌ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｏｆ ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇ ｒｏｃｋ ｉｎ ｈｉｇｈ ｓｔｒｅｓｓ ｒｏａｄｗａｙ [Ｊ].Ｃｏａｌ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ ２０１９ꎬ４７(９):１８９－１９６. 

[１２] 赵 科ꎬ张 剑.厚煤层大断面巷道支护技术研究[ Ｊ].煤炭科 学技术ꎬ２０１９ꎬ４７(３):１０１－１０５. ＺＨＡＯ Ｋｅꎬ ＺＨＡＮＧ Ｊｉａｎ. Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｓｕｐｐｏｒｔ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｏｆ ｌａｒｇｅ ｃｒｏｓｓ ｓｅｃｔｉｏｎ ｇａｔｅｗａｙ ｉｎ ｔｈｉｃｋ ｓｅａｍ[ Ｊ]. Ｃｏａｌ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈ￣ ｎｏｌｏｇｙꎬ ２０１９ꎬ４７(３):１０１－１０５. 

[１３] 李 伟ꎬ冯增强.南屯煤矿深部沿空巷道耦合支护技术[ Ｊ].辽 宁工程技术大学学报:自然科学版ꎬ２００８ꎬ２７(５):６８３－６８５. ６７

——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。