王 琦 ，李術(shù)才，李為騰，李 智，江 貝，苗素軍，李海燕，王德超，王洪濤

（1. 山東大學(xué) 巖土與結(jié)構(gòu)工程研究中心，濟(jì)南 250061；2. 兗礦集團(tuán)有限公司 博士后科研工作站，山東 鄒城 273500）

1 引 言

隨著煤礦開(kāi)采深度的增加，各種非線性力學(xué)現(xiàn)象愈來(lái)愈明顯，在深部高地應(yīng)力、高地溫、高滲透壓力和強(qiáng)烈的開(kāi)采擾動(dòng)條件下，深井巷道圍巖表現(xiàn)出非線性大變形的力學(xué)特性，單一的支護(hù)方式已經(jīng)無(wú)法滿足深部煤巷的支護(hù)要求。國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者提出了利用不同支護(hù)組合構(gòu)件對(duì)深部煤巷進(jìn)行耦合支護(hù)的理念[1－6]。耦合支護(hù)是指各個(gè)支護(hù)部分都能充分發(fā)揮自身作用、并且各支護(hù)方式之間相互作用，相互增強(qiáng)的一種聯(lián)合支護(hù)方式。文獻(xiàn)[1]根據(jù)深部復(fù)合頂板煤巷變形破壞機(jī)制提出了錨網(wǎng)索耦合支護(hù)設(shè)計(jì)方案。文獻(xiàn)[2]介紹了W鋼帶和M鋼帶等組合構(gòu)件耦合支護(hù)在千米深井巷道、深部沿空留巷、松軟破碎圍巖巷道等復(fù)雜困難條件下取得良好支護(hù)效果。文獻(xiàn)[4]根據(jù)深部大斷面軟巖巷道變形力學(xué)機(jī)制提出了采用錨網(wǎng)噴+錨索+鋼帶+底角錨桿的耦合支護(hù)形式，有效地控制了深部大斷面軟巖巷道的大變形。文獻(xiàn)[6]對(duì)高應(yīng)力軟巖巷道進(jìn)行了耦合支護(hù)研究，利用指數(shù)蠕變模型得到了圍巖變形隨時(shí)間的變化規(guī)律，并給出了一次和二次耦合支護(hù)的合理支護(hù)時(shí)間。巷道變形破壞主要是由于支護(hù)體力學(xué)特性與圍巖力學(xué)特性在強(qiáng)度、剛度以及結(jié)構(gòu)上出現(xiàn)不耦合所造成的，且變形首先從關(guān)鍵部位開(kāi)始，進(jìn)而導(dǎo)致整個(gè)支護(hù)系統(tǒng)的失穩(wěn)[7]。因此，研究支護(hù)組合構(gòu)件的耦合作用，充分發(fā)揮各個(gè)組合構(gòu)件的效能，對(duì)于提高圍巖自身承載能力，有效控制巷道圍巖變形具有重要意義。

在深井煤巷中，圍巖破碎比較嚴(yán)重，單個(gè)支護(hù)構(gòu)件已無(wú)法有效控制巷道圍巖變形，錨索梁支護(hù)系統(tǒng)已成為常用的支護(hù)形式，應(yīng)用較多的是利用錨索結(jié)合工字鋼、槽鋼進(jìn)行耦合支護(hù)。

工字鋼或槽鋼錨索梁在深部高地應(yīng)力巷道支護(hù)中存在以下的問(wèn)題和局限性[8－16]。

①槽鋼梁腹板與圍巖緊貼，無(wú)讓壓空間，不能有效適度讓壓，實(shí)際應(yīng)用中在錨索孔處容易出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，導(dǎo)致腹板經(jīng)常被錨索穿透而失去作用。

②工字鋼梁在使用時(shí)與煤巖接觸面僅為翼緣部分，護(hù)表面積過(guò)小，對(duì)圍巖表面近似施加兩條線荷載，在圍巖表面產(chǎn)生應(yīng)力集中，過(guò)早產(chǎn)生較大的相對(duì)位移。一方面造成錨索預(yù)緊力過(guò)早損失；另一方面不能使錨索預(yù)緊力有效地?cái)U(kuò)散到大范圍圍巖中以抑制圍巖的變形與破壞。

③槽鋼和工字鋼兩者的支護(hù)強(qiáng)度和抗彎剛度都不夠高，支護(hù)時(shí)在高地應(yīng)力作用下容易過(guò)早地產(chǎn)生大變形，失去整體性，造成局部應(yīng)力集中，不能有效控制圍巖變形。

④支護(hù)成本高。工字鋼和槽鋼錨索梁中工字鋼和槽鋼都需平放（腹板在水平面），此種受力形式的慣性矩遠(yuǎn)小于其最大截面慣性矩，型鋼剛度和強(qiáng)度不能充分發(fā)揮，材料利用率低，相對(duì)而言成本偏高。

⑤不具有讓壓性能或讓壓性能差。從現(xiàn)有資料看，錨索梁一般不具有專門的讓壓裝置，不具讓壓能力或整體讓壓性能差。

以上問(wèn)題的存在影響著錨索梁在深部巷道支護(hù)應(yīng)用的效果。本文在上述研究基礎(chǔ)上，針對(duì)工字鋼、槽鋼錨索梁存在的問(wèn)題，對(duì)最新研發(fā)的讓壓型錨索箱梁支護(hù)系統(tǒng)及其各構(gòu)件耦合性能進(jìn)行對(duì)比研究，并進(jìn)行了工程應(yīng)用驗(yàn)證。

2 讓壓型錨索箱梁支護(hù)系統(tǒng)

2.1 系統(tǒng)組成

讓壓型錨索箱梁支護(hù)系統(tǒng)（見(jiàn)圖 1）核心構(gòu)件為讓壓型錨索箱梁（見(jiàn)圖 2）和高強(qiáng)錨桿，同時(shí)配以鋼帶、托盤(pán)、金屬網(wǎng)等附屬構(gòu)件。讓壓型錨索箱梁主要包括箱型支護(hù)梁（見(jiàn)圖3）、錨索讓壓環(huán)和高強(qiáng)錨索。

圖1 讓壓型錨索箱梁支護(hù)系統(tǒng)Fig.1 Support system of pressure relief anchor box beam

圖2 讓壓型錨索箱梁Fig.2 Pressure relief anchor box beam

圖3 箱型支護(hù)梁Fig.3 Box supporting beam

2.2 系統(tǒng)功能及原理

對(duì)于深部高應(yīng)力煤巷而言，在巷道開(kāi)挖過(guò)程中，圍巖離層、滑動(dòng)、裂紋產(chǎn)生與擴(kuò)展等擴(kuò)容變形更加嚴(yán)重，“先讓后抗”的支護(hù)理念已暴露出其局限性[5]。因此，該系統(tǒng)采用“先控后讓再抗”的設(shè)計(jì)理念對(duì)深部煤巷進(jìn)行支護(hù)。

巷道支護(hù)初期，由高強(qiáng)錨桿及錨索箱梁的高強(qiáng)錨索提供高預(yù)緊力實(shí)現(xiàn)“先控”的要求。深部煤巷錨桿錨固區(qū)范圍內(nèi)的煤體一般處于破壞或者塑性狀態(tài)，高強(qiáng)高預(yù)緊力錨桿及錨索可以在巷道掘進(jìn)后主動(dòng)及時(shí)給巷道表面圍巖提供圍壓，有效減小錨固區(qū)內(nèi)煤體圍巖碎脹變形，使之形成具有較強(qiáng)承載能力的支護(hù)體，達(dá)到支護(hù)體與圍巖共同承載的目的。

隨著支護(hù)時(shí)間的推移，巷道支護(hù)壓力變大，單純依靠支護(hù)結(jié)構(gòu)的支護(hù)抗力不足以控制高地應(yīng)力巷道變形，當(dāng)支護(hù)抗力達(dá)到一定限度時(shí)就需要進(jìn)行適度讓壓，以縮小巷道斷面為代價(jià)，換取支護(hù)體系不會(huì)因過(guò)高圍巖壓力而失效，同時(shí)充分發(fā)揮圍巖的自承能力，即實(shí)現(xiàn)“后讓”。此階段主要通過(guò)系統(tǒng)的高性能錨索讓壓環(huán)來(lái)實(shí)現(xiàn)。

當(dāng)圍巖變形和支護(hù)抗力達(dá)到一個(gè)較高的水平時(shí)，就需要對(duì)巷道圍巖實(shí)行強(qiáng)有力的控制，亦即“再抗”。一般來(lái)說(shuō)，巷道圍巖不可能因?yàn)榈?2階段的“讓”而最終趨于穩(wěn)定。所以，在該支護(hù)過(guò)程的最后一個(gè)環(huán)節(jié)還應(yīng)當(dāng)是通過(guò)高剛、高強(qiáng)的系統(tǒng)支護(hù)來(lái)實(shí)現(xiàn)巷道圍巖的最終穩(wěn)定。該系統(tǒng)通過(guò)高強(qiáng)箱型支護(hù)梁、高強(qiáng)錨索及高強(qiáng)錨桿來(lái)實(shí)現(xiàn)此階段的“抗”。

讓壓型錨索箱梁支護(hù)系統(tǒng)，相對(duì)于槽鋼、礦用工字鋼錨索梁支護(hù)系統(tǒng)而言，具有以下優(yōu)點(diǎn)：①支護(hù)強(qiáng)度高，相同截面積情況下，箱型支護(hù)梁截面慣性矩明顯大于其他型鋼，相同剛度時(shí)所使用鋼材大大減少，經(jīng)濟(jì)合理；②護(hù)表效果好，支護(hù)力通過(guò)面荷載向上部圍巖中傳遞，更加均勻；③整體支護(hù)性能好，通過(guò)錨索讓壓環(huán)與錨索高破斷力相匹配，共同變形，定量讓壓，可有效防止單一支護(hù)材料過(guò)早失穩(wěn)。

2.3 各組合構(gòu)件性能

該支護(hù)系統(tǒng)主要構(gòu)件為箱型支護(hù)梁、錨索、錨索讓壓環(huán)、高強(qiáng)錨桿，附屬構(gòu)件主要包括鋼帶、托盤(pán)、金屬網(wǎng)等。為對(duì)比分析各錨索梁支護(hù)性能，進(jìn)行支護(hù)組合構(gòu)件數(shù)值試驗(yàn)。各支護(hù)構(gòu)件及工字鋼、槽鋼的性能參數(shù)列于表1～3中。

表1 錨桿、錨索、鋼帶及托盤(pán)參數(shù)表Table 1 Parameters of bolt, anchor, metal band, and pallet

表2 鋼梁參數(shù)表Table 2 Parameters of steel beam

表3 讓壓環(huán)性能參數(shù)表Table 3 Parameters of yielding link

單軸壓縮試驗(yàn)結(jié)果（見(jiàn)表3、圖4）表明，錨索讓壓環(huán)具有二階讓壓特性，且讓壓點(diǎn)高、讓壓距離大、穩(wěn)定性好，可與高剛高強(qiáng)的箱型支護(hù)梁及高強(qiáng)錨索相互配合共同發(fā)揮讓壓能力。

3 數(shù)值試驗(yàn)

利用數(shù)值模擬對(duì)讓壓型錨索箱梁支護(hù)系統(tǒng)各組合構(gòu)件耦合性能進(jìn)行試驗(yàn)研究。設(shè)計(jì)了13種不同托梁與錨索組合、不同錨索預(yù)緊力組合的數(shù)值試驗(yàn)對(duì)比方案，建立了構(gòu)件性能利用率、構(gòu)件耦合效率和圍巖控制效果3個(gè)評(píng)價(jià)指標(biāo)，并對(duì)數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析。

圖4 單軸壓縮位移-壓力試驗(yàn)曲線Fig.4 Displacement-pressure curve of uniaxial compression test

3.1 耦合支護(hù)效果評(píng)價(jià)指標(biāo)

為更加方便合理地進(jìn)行各方案結(jié)果的比較分析，提出3種指標(biāo)對(duì)耦合支護(hù)效果進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，分別為支護(hù)系統(tǒng)組合構(gòu)件整體性能利用率、支護(hù)系統(tǒng)組合構(gòu)件耦合效率和圍巖控制效果。

支護(hù)系統(tǒng)組合構(gòu)件整體性能利用率η是支護(hù)系統(tǒng)各構(gòu)件發(fā)揮其效能的整體評(píng)判指標(biāo)，其值越大，表示支護(hù)系統(tǒng)整體性能發(fā)揮越充分。同時(shí)構(gòu)件整體性能利用率不應(yīng)過(guò)大，整體性能余量（等于100%-η）應(yīng)有富余，以保證足夠的安全儲(chǔ)備。

該指標(biāo)通過(guò)各構(gòu)件性能利用率與其相應(yīng)權(quán)重值的乘積求和得出，見(jiàn)式（1）。

式中：η為構(gòu)件整體性能利用率；Qi為某構(gòu)件性能利用率；ωi為某構(gòu)件（評(píng)價(jià)因素）對(duì)應(yīng)權(quán)重值。

性能利用率Q是指構(gòu)件實(shí)際受力變形狀態(tài)與其極限承載狀態(tài)的比值，見(jiàn)式（2）。

式中：Sa為構(gòu)件實(shí)際受力變形狀態(tài)，鋼梁取其最大應(yīng)力σmax，錨索、錨桿取其最大軸力，分別記為Fmax-c及 Fmax-b，錨索讓壓環(huán)取其實(shí)際讓壓距離 Da；Sl為構(gòu)件極限承載狀態(tài)，鋼梁取其鋼材極限強(qiáng)度σb，錨索、錨桿取其能夠承受的最大軸力，分別記為 Fl-c及Fl-b，錨索讓壓環(huán)取其極限讓壓距離Dl。

由于回采巷道服務(wù)年限較短。在煤巷支護(hù)中只要鋼梁、錨桿、錨索等構(gòu)件在掘進(jìn)與回采期的服務(wù)年限內(nèi)不破壞，即不超過(guò)其極限承載強(qiáng)度，則認(rèn)為可滿足支護(hù)的要求，這樣可充分利用材料性能，在保證具有安全儲(chǔ)備的情況下，提高經(jīng)濟(jì)效益。因此，本文在進(jìn)行性能利用率時(shí)使用了構(gòu)件的極限承載狀態(tài)參數(shù)。

支護(hù)系統(tǒng)組合構(gòu)件耦合效率 W 是反映支護(hù)系統(tǒng)各組合構(gòu)件性能協(xié)調(diào)性與耦合效果的指標(biāo)，其值越大，表示系統(tǒng)中各構(gòu)件性能利用率保持在一個(gè)相對(duì)一致的水平，協(xié)調(diào)性與耦合效果越好。為增強(qiáng)各方案對(duì)比性，利用各構(gòu)件整體性能利用率的標(biāo)準(zhǔn)差及式（3）將各方案構(gòu)件的耦合效率進(jìn)行歸一化。

式中：S為支護(hù)系統(tǒng)各組合構(gòu)件性能利用率與其對(duì)應(yīng)權(quán)重值乘積的標(biāo)準(zhǔn)差，其計(jì)算公式見(jiàn)式（4）。

圍巖控制效果主要是指支護(hù)系統(tǒng)對(duì)巷道圍巖宏觀的控制程度，主要包括頂板沉降量和兩幫移近量?jī)蓚€(gè)參量。該指標(biāo)反映的是支護(hù)系統(tǒng)與圍巖的耦合情況。

式（1）與式（4）中支護(hù)系統(tǒng)各組合構(gòu)件（評(píng)價(jià)因素）對(duì)應(yīng)權(quán)重值通過(guò)層次分析法確定[17]。采用1～9標(biāo)度方法構(gòu)造判斷矩陣Pn×n。對(duì)對(duì)于讓壓型錨索箱梁支護(hù)系統(tǒng)整體性能利用率而言，將箱型支護(hù)梁、錨索、高強(qiáng)錨桿、錨索讓壓環(huán)4個(gè)主要構(gòu)件作為評(píng)價(jià)因素，其層次分析結(jié)構(gòu)如圖5所示。

圖5 讓壓型錨索箱梁支護(hù)系統(tǒng)組合構(gòu)件整體性能利用率層次分析結(jié)構(gòu)圖Fig.5 Structure diagram of analytic hierarchy for whole performance utilization ratio of combined members of PRABB support system

根據(jù)大量工程實(shí)例、理論分析及數(shù)值試驗(yàn)研究[2, 10, 12, 14, 16, 18]，借鑒前人層次分析法研究成果[19－22]，參照 1～9標(biāo)度方法構(gòu)造支護(hù)系統(tǒng)組合構(gòu)件整體性能利用率評(píng)價(jià)因素4階判斷矩陣（n =4）：

式（5）最大特征值λmax=3.880 6，通過(guò)求其最大特征向量并經(jīng)過(guò)歸一化得到其權(quán)向量為

經(jīng)檢驗(yàn)，滿足一致性條件。

由權(quán)向量ωA-B可知，讓壓型錨索箱梁支護(hù)系統(tǒng)組合構(gòu)件整體性能利用率的評(píng)價(jià)因素中，箱型支護(hù)梁（B1）、錨索（B2）、高強(qiáng)錨桿（B3）和錨索讓壓環(huán)（B4）所占權(quán)重分別為49.18%、24.59%、16.39%和9.84%，如圖6所示。

圖6 讓壓型錨索箱梁支護(hù)系統(tǒng)組合構(gòu)件評(píng)價(jià)因素權(quán)重值Fig.6 Weight values of each evaluation factor for whole performance utilization of PRABB support system combined members

同樣方法求得工字鋼及槽鋼等型鋼錨索梁支護(hù)系統(tǒng)組合構(gòu)件整體性能利用率評(píng)價(jià)因素，即各組合構(gòu)件權(quán)重值。鋼梁（C1）、錨索（C2）和高強(qiáng)錨桿（C3）所占權(quán)重分別為44.55%、32.27%和23.18%，如圖7所示。

圖7 型鋼錨索梁支護(hù)系統(tǒng)組合構(gòu)件評(píng)價(jià)因素權(quán)重值Fig.7 Value factors weight histogram of steel anchor beam support system

3.2 模型建立及對(duì)比方案設(shè)計(jì)

3.2.1 模型建立

根據(jù)兗礦集團(tuán)趙樓煤礦實(shí)際工程概況和煤巷支護(hù)實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)總結(jié)，數(shù)值試驗(yàn)采用的支護(hù)方案如圖 8所示，錨桿間排距為 0.8 m×0.8 m，頂錨桿長(zhǎng)度為2.4 m，幫錨桿長(zhǎng)度為2 m；錨索梁排距為1.6 m，錨索間距為1.4 m，錨索長(zhǎng)度為6.2 m，鋼梁長(zhǎng)度為3.4 m。

數(shù)值試驗(yàn)利用ANSYS軟件計(jì)算分析。為更好地對(duì)比各計(jì)算方案之間支護(hù)構(gòu)件性能的耦合效果，將地層條件影響弱化，取均質(zhì)地層進(jìn)行模擬，圍巖材料采用實(shí)體單元建模，材料使用D-P屈服準(zhǔn)則，將室內(nèi)巖塊力學(xué)試驗(yàn)結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)地質(zhì)條件進(jìn)行綜合比較，確定模型中所用的巖體物理力學(xué)參數(shù)，具體參數(shù)如表4所示。梁、托盤(pán)、錨桿和錨索等采用實(shí)體單元模擬，使用雙折線彈塑性本構(gòu)模型，根據(jù)2.3節(jié)所列構(gòu)件性能參數(shù)進(jìn)行賦值。

趙樓煤礦3302運(yùn)順豎向地應(yīng)力為26.2 MPa，最大水平地應(yīng)力與巷道軸向基本平行，大小為36.4 MPa，另外一個(gè)方向的主應(yīng)力大小為34.7 MPa。

圖8 數(shù)值計(jì)算支護(hù)方案（單位：mm）Fig.8 Numerical calculation of support schemes (unit: mm)

表4 圍巖參數(shù)表Table 4 Parameters of surrounding rock

3.2.2 對(duì)比方案設(shè)計(jì)

為對(duì)各系統(tǒng)的耦合支護(hù)效果進(jìn)行對(duì)比分析，設(shè)計(jì)了如表5所示10個(gè)計(jì)算方案，表中“√”表示計(jì)算方案選擇的支護(hù)構(gòu)件。其中讓壓型錨索箱梁支護(hù)方案（方案1～6）均配有錨索讓壓環(huán)。

表5 計(jì)算方案Table 5 Calculation schemes

根據(jù)現(xiàn)階段煤巷支護(hù)材料使用現(xiàn)狀，表5中每個(gè)計(jì)算方案選取相同的錨桿、鋼帶、托盤(pán)等其他支護(hù)材料，其中頂部采用φ22的高強(qiáng)螺紋鋼錨桿，幫部采用φ20的高強(qiáng)螺紋鋼錨桿，選用UD140/4型鋼帶、200 mm×200 mm×20 mm錨索托盤(pán)及150 mm×150 mm×14 mm 錨桿托盤(pán)。各支護(hù)材料參數(shù)詳見(jiàn)2.1節(jié)。各計(jì)算方案施加相同的預(yù)緊力，預(yù)緊力值根據(jù)工程實(shí)例并考慮高強(qiáng)預(yù)緊力錨桿支護(hù)系統(tǒng)相關(guān)建議[18]，錨索預(yù)緊力取為150 kN，頂錨桿預(yù)緊力取為70 kN，幫錨桿預(yù)緊力取為50 kN。

3.3 試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

利用構(gòu)件整體性能利用率、構(gòu)件耦合效率和圍巖控制效果 3個(gè)指標(biāo)對(duì)數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析。

3.3.1 構(gòu)件整體性能利用率分析

提取計(jì)算結(jié)果中各構(gòu)件實(shí)際受力變形狀態(tài)，利用式（2）計(jì)算構(gòu)件性能利用率Q，然后利用式（1）求得到構(gòu)件整體性能利用率η其結(jié)果，如圖9所示。

圖9 各方案組合構(gòu)件整體性能利用率Fig.9 Whole performance utilization ratio of combined members in each scheme

由圖9可知：

（1）支護(hù)系統(tǒng)構(gòu)件整體性能利用率最高的是14 a槽鋼方案（方案10），達(dá)到了97.1%，最低的是Ⅱ12c型箱梁方案（方案5）僅為35.9%。考慮到順槽巷道后期回采期間礦壓影響，支護(hù)系統(tǒng)應(yīng)預(yù)留一定的支護(hù)強(qiáng)度，所以對(duì)于該數(shù)值模型對(duì)應(yīng)的地質(zhì)情況來(lái)說(shuō)，[14a槽鋼與Ⅱ12a箱梁對(duì)應(yīng)的4種錨索梁方案整體強(qiáng)度過(guò)弱，整體性能余量太低（低于20%），不應(yīng)當(dāng)采用。Ⅱ12b型箱梁方案性能利用率居中（55%左右），又因其經(jīng)濟(jì)性較工字鋼高，可作為優(yōu)選方案。

（2）使用φ22錨索的方案，與對(duì)應(yīng)使用φ17.8錨索的方案相比，整體利用率均偏低。

3.3.2 構(gòu)件耦合效率分析

利用式（3）對(duì)各模擬方案的構(gòu)件耦合效率 W進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果如圖10所示。

圖10 各方案組合構(gòu)件耦合效率Fig.10 Coupling efficiency of members in each scheme

由圖10可知：

（1）耦合效果最好的3種計(jì)算方案分別為方案3（Ⅱ12b+φ22錨索）、方案2（Ⅱ12a+φ17.8錨索）和方案5（Ⅱ12c+φ22錨索），耦合效果排在最后3位的分別為方案 8（I12#+φ17.8錨索）、方案 6（Ⅱ12c+φ17.8錨索）和方案9（[14a+?22錨索）。

（2）錨索型號(hào)對(duì)支護(hù)系統(tǒng)耦合效率具有較為顯著的影響。強(qiáng)鋼梁配弱錨索或弱鋼梁配強(qiáng)錨索均可能導(dǎo)致支護(hù)系統(tǒng)耦合效率低。

3.3.3 圍巖控制效果分析

數(shù)值試驗(yàn)各方案的巷道頂板沉降和兩幫內(nèi)移量如圖11所示。

對(duì)比圖11中各方案計(jì)算結(jié)果可知：

（1）讓壓型錨索箱梁支護(hù)系統(tǒng)各方案對(duì)巷道變形控制效果整體優(yōu)于礦用工字鋼和槽鋼錨索梁支護(hù)系統(tǒng)相應(yīng)方案，且經(jīng)濟(jì)效果明顯。頂板沉降量由小到大的前3種計(jì)算方案分別是5、6、3，均為讓壓型錨索箱梁支護(hù)系統(tǒng)。Ⅱ12b和Ⅱ12c的箱梁橫截面積均小于 12#礦工鋼，但其對(duì)應(yīng)的錨索梁方案（方案 3、5、6）支護(hù)效果卻明顯好于工字鋼錨索梁方案（計(jì)算方案7、8）或與其相當(dāng)（計(jì)算方案4與7效果相當(dāng)）。Ⅱ12a箱梁橫截面積僅比[14a槽鋼大12%，而其對(duì)應(yīng)計(jì)算方案（計(jì)算方案1、2）的頂板沉降量卻比槽鋼錨索梁方案（計(jì)算方案 9、10）減少約30%。

圖11 各方案巷道圍巖變形量Fig.11 Deformation of surrounding rock in roadway of each scheme

（2）箱型支護(hù)梁的截面積越大，其對(duì)應(yīng)方案對(duì)圍巖的控制效果越好。Ⅱ12c和Ⅱ12b型號(hào)箱型支護(hù)梁對(duì)應(yīng)方案巷道頂板沉降量分別是Ⅱ12a型的39.8%和54.1%。

（3）使用φ22錨索的方案對(duì)巷道變形控制效果優(yōu)于使用φ17.8錨索的方案，在頂板沉降控制方面的優(yōu)勢(shì)比巷幫控制更加明顯。

3.3.4 小結(jié)

綜合分析以上數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果可知：

（1）方案 5（Ⅱ12c+φ22）、方案 7（I12#+φ22）、方案 3（Ⅱ12b+ φ22）與方案 2（Ⅱ12a+φ17.8）對(duì)應(yīng)的支護(hù)系統(tǒng)均具有較高的耦合效率，能夠分別針對(duì)所需支護(hù)強(qiáng)度由高到低的巷道圍巖進(jìn)行有效的耦合支護(hù)。但相對(duì)箱型支護(hù)梁而言，12#礦工鋼經(jīng)濟(jì)性差，可用Ⅱ12b或Ⅱ12c箱型支護(hù)梁替代。

（2）錨索型號(hào)對(duì)支護(hù)系統(tǒng)耦合效率具有較為顯著的影響，在工程應(yīng)用中應(yīng)避免使用強(qiáng)鋼梁配弱錨索或弱鋼梁配強(qiáng)錨索的錨索梁支護(hù)方案。

（3）方案 3對(duì)應(yīng)的讓壓型錨索梁支護(hù)系統(tǒng)（Ⅱ12b+φ22錨索）在埋深1 000 m左右煤巷支護(hù)中使用具有適中的強(qiáng)度（掘巷期間構(gòu)件整體性能利用率為54.2%）、較高的耦合效率（效率值為90%）。

3.4 預(yù)緊力因素影響分析

3.4.1 對(duì)比方案設(shè)計(jì)

參考3.3.2節(jié)結(jié)論，對(duì)方案5（Ⅱ12c+φ22）、方案 3（Ⅱ12b+φ22）和方案 2（Ⅱ12a+φ17.8）3種耦合效率較高的錨索梁方案中的預(yù)緊力影響因素進(jìn)行分析。增加表6所示的3種計(jì)算方案（11、12、13），將錨索預(yù)緊力由原來(lái)的150 kN提高到200 kN，頂錨桿預(yù)緊力由原來(lái)的70 kN提高到100 kN，分別與3.2節(jié)計(jì)算方案2、3、5進(jìn)行對(duì)比分析。

表6 計(jì)算方案Table 6 Calculation schemes

3.4.2 計(jì)算結(jié)果分析

對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，將頂板沉降量和構(gòu)件整體性能利用率繪制于圖12。

圖12 預(yù)緊力因素影響對(duì)比方案結(jié)果Fig.12 Results of contrast calculation schemes for prestress force impact analysis

由圖12可以看出，當(dāng)支護(hù)系統(tǒng)預(yù)緊力提高后，構(gòu)件整體性能利用率增大，圍巖頂板沉降量減小。方案13與方案5的對(duì)比最為明顯，說(shuō)明Ⅱ12c+φ22錨索梁方案施加較高的預(yù)緊力后，充分發(fā)揮了Ⅱ12c箱型支護(hù)梁的高剛、高強(qiáng)特性，增大了構(gòu)件耦合效率。因此，在錨索梁支護(hù)系統(tǒng)中應(yīng)盡量增大錨索、錨桿的預(yù)緊力，尤其是在鋼梁剛度和強(qiáng)度較高的系統(tǒng)中，這樣才能充分發(fā)揮各組合構(gòu)件性能，起到更好與圍巖共同作用的效果。

4 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

4.1 工程概況

趙樓煤礦3煤埋深為990 m，地應(yīng)力高，最大主應(yīng)力為水平應(yīng)力，應(yīng)力情況已在3.2.1節(jié)介紹。3煤煤層厚度5～8.5 m，平均煤厚7.8 m，煤層結(jié)構(gòu)復(fù)雜。煤層普氏系數(shù)f為0.8～2.3，平均為1.6。試驗(yàn)段所在3302運(yùn)順直接頂為粉砂巖，部分區(qū)段含有泥質(zhì)與砂質(zhì)泥巖互層，煤巖交界面粘結(jié)力低，離層明顯。地層條件極為復(fù)雜，存在多處斷層，巷道沿煤層底板掘進(jìn)，礦壓顯現(xiàn)大。

4.2 支護(hù)方案設(shè)計(jì)及實(shí)施

對(duì)于某具體工程條件，上述數(shù)值試驗(yàn)?zāi)M結(jié)果顯示，選擇不同支護(hù)強(qiáng)度的支護(hù)構(gòu)件進(jìn)行組合，可得到不同支護(hù)構(gòu)件承載能力與圍巖變形的匹配的情況。根據(jù)具體工程對(duì)支護(hù)構(gòu)件承載能力和巷道圍巖變形的要求，選擇最為合適的支護(hù)構(gòu)件組合情況進(jìn)行方案設(shè)計(jì)。結(jié)合上述3302運(yùn)順具體地質(zhì)情況及施工要求，選擇Ⅱ12b型箱型支護(hù)梁，選用直徑為22 mm錨索，預(yù)緊力為150 kN，錨索讓壓環(huán)選用表3所列型號(hào)，頂錨桿直徑為22 mm，預(yù)緊力為70 kN，幫錨桿直徑為20 mm，預(yù)緊力為50 kN。方案布置如圖8所示。

通過(guò)有限差分軟件FLAC3D對(duì)耦合支護(hù)效果進(jìn)行有地應(yīng)力存在條件下的支護(hù)效果模擬驗(yàn)證，結(jié)果表明，采用該支護(hù)方案，巷道圍巖變形量較小，頂板下沉量最大為56 mm，兩幫移近量最大為72 mm，圍巖得到較好的控制。模擬結(jié)果如圖13所示。

圖13 選用方案數(shù)值模擬結(jié)果（單位：mm）Fig.13 Numerical simulation results of selected scheme (unit: mm)

4.3 監(jiān)測(cè)設(shè)備制作及布設(shè)方案

4.3.1 測(cè)力箱梁的制作

為分析驗(yàn)證運(yùn)順中組合構(gòu)件的受力情況，設(shè)計(jì)制作了測(cè)力箱梁，將箱型支護(hù)梁的受力與巷道圍巖變形、錨索和錨桿受力等監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)相結(jié)合，綜合評(píng)價(jià)組合構(gòu)件耦合性能。

測(cè)力箱梁通過(guò)應(yīng)變測(cè)量原理進(jìn)行受力監(jiān)測(cè)。使用BXL120-2AA與BXL120-3CA兩種型號(hào)應(yīng)變片，采用半橋電路接法。

每根測(cè)力箱梁上設(shè)有3個(gè)錨索孔，翼緣部分每個(gè)錨索孔兩側(cè)150 mm處分別粘貼120-3CA型應(yīng)變片，在兩個(gè)相連錨索孔的中間位置各粘貼一個(gè)120-2AA型應(yīng)變片，從順槽左幫到右?guī)停幪?hào)依次為 Y1～Y8；腹板部分在每個(gè)錨索孔及相連錨索孔中間對(duì)應(yīng)位置分別粘貼120-2AA型應(yīng)變片，編號(hào)依次為B1～B5，應(yīng)變片具體布置如圖14所示。

由于井下的特殊作業(yè)環(huán)境，測(cè)力箱梁在打磨、貼片及涂膠等制作過(guò)程中重點(diǎn)注意了防損壞與防潮，加工制作過(guò)程如圖15所示。

圖14 貼片粘貼位置示意圖Fig.14 Diagram of patch position

圖15 測(cè)力箱梁制作過(guò)程Fig.15 Manufacturing process of force measuring anchor box beams

4.3.2 監(jiān)測(cè)設(shè)備布設(shè)

在試驗(yàn)巷道內(nèi)布置測(cè)站，每個(gè)測(cè)站均包括巷道表面位移、錨桿、錨索和箱梁受力監(jiān)測(cè)。測(cè)力箱梁上每個(gè)錨索孔處安設(shè)錨索測(cè)力計(jì)，測(cè)力箱梁鄰近鋼帶按對(duì)稱原則布置3個(gè)錨桿測(cè)力計(jì)、測(cè)力錨桿、頂板離層儀和紅外多點(diǎn)位移計(jì)安設(shè)在頂板中間位置。各監(jiān)測(cè)設(shè)備布置如圖16、17所示。

圖16 監(jiān)測(cè)設(shè)備局部布置圖Fig.16 Layout diagram of monitoring facilities

圖17 現(xiàn)場(chǎng)局部布置圖Fig.17 Layout diagram of monitoring facilities in field test

圖18～21為現(xiàn)場(chǎng)支護(hù)構(gòu)件受力及巷道表面位移監(jiān)測(cè)曲線。

圖18 測(cè)力箱梁受力監(jiān)測(cè)曲線Fig.18 Load monitoring curves of box beam

圖19 錨索受力監(jiān)測(cè)曲線Fig.19 Load curves of anchors

圖20 錨桿受力監(jiān)測(cè)曲線Fig.20 Load curves of bolts

圖21 巷道表面位移監(jiān)測(cè)曲線Fig.21 Monitoring curves of roadway surface deformation

綜合分析各構(gòu)件受力及巷道圍巖變形監(jiān)測(cè)結(jié)果，可以得出以下結(jié)論：

（1）施加預(yù)緊力后，箱梁、錨索等受力構(gòu)件進(jìn)入工作狀態(tài)（發(fā)揮承載作用），巷道掘進(jìn)初期，受力和變形均處于較小狀態(tài)，增速很大；隨巷道掘進(jìn)，各構(gòu)件受力明顯增加，增速明顯減弱。當(dāng)巷道掘進(jìn)15～20 d左右時(shí)，各構(gòu)件受力及巷道表面位移基本趨于穩(wěn)定。

（2）箱梁受預(yù)緊載荷與圍巖反力的雙重作用，翼緣部分錨索孔兩側(cè)應(yīng)變片處于受壓狀態(tài)，相鄰錨索孔中間位置（圖14中Y3測(cè)點(diǎn)）的應(yīng)變片處于受拉狀態(tài)；腹板部分應(yīng)變片均處于受拉狀態(tài)，錨索孔位置的箱梁受力整體大于其他部分。受力穩(wěn)定后，箱梁翼緣最大應(yīng)力值為185 MPa，腹板受力最大應(yīng)力值為204 MPa，差別不大，所有測(cè)點(diǎn)應(yīng)力值一般集中在100～200 MPa之間，說(shuō)明箱梁結(jié)構(gòu)受力合理協(xié)調(diào)，沒(méi)有造成明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象。

（3）巷道趨于穩(wěn)定后，各構(gòu)件均較充分發(fā)揮了性能，箱梁、錨索、錨桿及錨索讓壓環(huán)性能利用率分別為 54.26%、35.14%、69.23%、75.00%，支護(hù)系統(tǒng)的整體性能利用率為54.51%，為后期工作面回采預(yù)留了足夠的支承強(qiáng)度和安全儲(chǔ)備。構(gòu)件耦合效率達(dá)到 75.61%，系統(tǒng)各構(gòu)件達(dá)到了同步承載的效果。試驗(yàn)段所在267#鋼帶處頂板沉降量為148 mm，兩幫移近量為 180 mm。從整體控制效果來(lái)說(shuō)，巷道圍巖變形量較小，巷道的穩(wěn)定性得到控制。采用該組合形式的讓壓型錨索箱梁支護(hù)系統(tǒng)能夠較好地控制該類巷道的圍巖變形。

5 結(jié) 論

（1）最新研發(fā)的高強(qiáng)讓壓型錨索箱梁支護(hù)系統(tǒng)，以“先控后讓再抗”支護(hù)理念為指導(dǎo)，具有定量讓壓、構(gòu)件耦合效率高、巷道圍巖控制效果顯著且經(jīng)濟(jì)效益明顯的特點(diǎn)。

（2）提出了支護(hù)系統(tǒng)組合構(gòu)件整體性能利用率、構(gòu)件耦合效率和圍巖控制效果3個(gè)指標(biāo)，并利用層次分析法確定了支護(hù)系統(tǒng)各構(gòu)件權(quán)重值。

（3）通過(guò)基于構(gòu)件整體性能利用率、構(gòu)件耦合效率和圍巖控制效果指標(biāo)設(shè)計(jì)的 13種數(shù)值對(duì)比試驗(yàn)，整理分析可知：錨索方案Ⅱ12c+φ22、Ⅱ12b+φ22和Ⅱ12a+φ17.8對(duì)應(yīng)的支護(hù)系統(tǒng)均具有較高的耦合效率，能夠分別針對(duì)所需支護(hù)強(qiáng)度由高到低的巷道圍巖進(jìn)行有效的耦合支護(hù)，且經(jīng)濟(jì)合理；錨索型號(hào)對(duì)支護(hù)系統(tǒng)耦合效率具有較為顯著的影響，在工程應(yīng)用中應(yīng)避免使用強(qiáng)鋼梁配弱錨索或弱鋼梁配強(qiáng)錨索的錨索梁支護(hù)方案；提高預(yù)緊力有助于提高構(gòu)件整體利用率和耦合效率，對(duì)圍巖變形控制有明顯作用。

（4）選擇Ⅱ12b+φ22方案對(duì)應(yīng)的讓壓型錨索箱梁支護(hù)系統(tǒng)，在趙樓煤礦 3302運(yùn)順進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)。巷道及支護(hù)構(gòu)件監(jiān)測(cè)表明：箱梁受力合理協(xié)調(diào)，掘巷期間支護(hù)系統(tǒng)組合構(gòu)件的整體性能利用率為適中，構(gòu)件耦合效率較高。系統(tǒng)各組合構(gòu)件達(dá)到了同步承載的效果，較好地控制了巷道圍巖變形，并為后期工作面回采預(yù)留了足夠的支承強(qiáng)度和安全儲(chǔ)備。

（5）錨索梁支護(hù)系統(tǒng)組合構(gòu)件耦合支護(hù)研究表明，支護(hù)系統(tǒng)的各構(gòu)件強(qiáng)度、剛度的耦合能夠充分發(fā)揮組合構(gòu)件效能，提高圍巖自承能力，有效控制巷道圍巖變形。針對(duì)所需支護(hù)強(qiáng)度由高到低的不同地質(zhì)條件，選擇耦合效率較高的不同組合方案，并應(yīng)考慮現(xiàn)場(chǎng)錨索預(yù)緊力損失，對(duì)錨索施加較高的預(yù)緊力。

[1]何滿潮, 齊干, 程騁, 等. 深部復(fù)合頂板煤巷變形破壞機(jī)制及耦合支護(hù)設(shè)計(jì)[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2007,26(5): 987－993.HE Man-chao, QI Gan, CHENG Pin, et al. Deformation and damage mechanisms and coupling support design in deep coal roadway with compound roof[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2007,26(5): 987－993.

[2]康紅普, 吳擁政, 李建波. 錨桿支護(hù)組合構(gòu)件的力學(xué)性能與支護(hù)效果分析[J]. 煤炭學(xué)報(bào), 2010, 35(7): 1057－1065.KANG Hong-pu, WU Yong-zheng, LI Jian-bo. Analysis of mechanical performances and supporting function of combination components for rock bolting[J]. Journal of China Coal Society, 2010, 35(7): 1057－1065.

[3]韓建勝, 王閣, 連傳杰. 高水平應(yīng)力條件下錨桿錨索耦合讓壓支護(hù)技術(shù)試驗(yàn)研究[J]. 煤炭技術(shù), 2009, 28(12):161－164.HAN Jian-sheng, WANG Ge, LIAN Chuan-jie.Experimental study of bolt and anchorage cable’s coupling yieldable support technology under high horizontal stress[J]. Coal Technology, 2009, 28(12): 161－164.

[4]齊干, 李占金, 唐強(qiáng)達(dá), 等. 深部大斷面軟巖巷道變形力學(xué)機(jī)制及耦合支護(hù)設(shè)計(jì)[J]. 采礦與安全工程學(xué)報(bào),2009, 26(4): 455－459.QI Gan, LI Zhan-jin, TANG Qiang-da, et al. Deformation mechanical mechanism and coupling support design for deep large-section-soft-rock roadway[J]. Journal of Mining & Safety Engineering, 2009, 26(4): 455－459.

[5]康紅普, 王金華, 林健. 高預(yù)應(yīng)力強(qiáng)力支護(hù)系統(tǒng)及其在深部巷道中的應(yīng)用[J]. 煤炭學(xué)報(bào), 2007, 32(12): 1233－1238.KANG Hong-pu, WANG Jin-hua, LIN Jian. High pretensioned stress and intensive bolting system and its application in deep roadways[J]. Journal of China Coal Society, 2007, 32(12): 1233－1238.

[6]柏建彪, 王襄禹, 姚喆. 高應(yīng)力軟巖巷道耦合支護(hù)研究[J]. 中國(guó)礦業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào), 2007, 36(4): 421－425.BAI Jian-biao, WANG Xiang-yu, YAO Zhe. Study of coupling support in soft rock roadway under high stress[J].Journal of China University of Mining & Technology,2007, 36(4): 421－425.

[7]孫曉明, 何滿潮. 深部開(kāi)采軟巖巷道耦合支護(hù)數(shù)值模擬研究[J]. 中國(guó)礦業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào), 2005, 34(2): 166－169.SUN Xiao-ming, HE Man-chao. Numerical simulation research on coupling support theory of roadway within soft rock at depth[J]. Journal of China University of Mining & Technology, 2005, 34(2): 166－169.

[8]陳炎光, 陸士良. 中國(guó)煤礦巷道圍巖控制[M]. 徐州:中國(guó)礦業(yè)大學(xué)出版社, 1994.

[9]閆振東. 大斷面煤巷支護(hù)技術(shù)試驗(yàn)研究及新型錨桿機(jī)研發(fā)應(yīng)用[D]. 徐州: 中國(guó)礦業(yè)大學(xué), 2010.

[10]華心祝, 趙少華, 朱昊, 等. 沿空留巷綜合支護(hù)技術(shù)研究[J]. 巖土力學(xué), 2006, 27(12): 2225－2228.HUA Xin-zhu, ZHAO Shao-hua, ZHU Hao, et al.Research on combined support technique of gob-side entry retaining[J]. Rock and Soil Mechanics, 2006,27(12): 2225－2228.

[11]肖同強(qiáng), 柏建彪, 王襄禹, 等. 深部大斷面厚頂煤巷道圍巖穩(wěn)定原理及控制[J]. 巖土力學(xué), 2011, 32(6): 1874－1880.XIAO Tong-qiang, BAI Jian-biao, WANG Xiang-yu,et al. Stability principle and control of surrounding rock in deep coal roadway with large section and thick top-coal[J]. Rock and Soil Mechanics, 2011, 32(6): 1874－1880.

[12]劉波, 李先煒, 陶龍光. 錨拉支架中錨桿橫向效應(yīng)分析[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 1998, 20(4): 36－39.LIU Bo, LI Xian-wei, TAO Long-guang. Analysis of lateral behavior of bolts in roof truss system[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 1998, 20(4): 36－39.

[13]LIU B, YUE Z Q, THAM L G. Analytical design method for a truss-bolt system for reinforcement of fractured coal mine roofs-illustrated with a case study[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2005,42(2): 195－218.

[14]康紅普, 王金華. 煤巷錨桿支護(hù)理論與成套技術(shù)[M].北京: 煤炭工業(yè)出版社, 2007.

[15]薛順勛, 宋廣太, 庫(kù)明欣. 煤巷錨桿支護(hù)施工指南[M].北京: 煤炭工業(yè)出版社, 1999.

[16]張良海, 原明星. 復(fù)合頂板巷道預(yù)應(yīng)力錨桿錨索桁架支護(hù)技術(shù)[J]. 煤炭科學(xué)技術(shù), 2009, 37(11): 18－20.ZHANG Liang-hai, YUAN Ming-xing. Prestressed bolt anchortruss support technology in composite roof roadway[J]. Coal Science and Technology, 2009, 37(11):18－20.

[17]許樹(shù)伯. 層次分析法原理[M]. 天津: 天津出版社,1988.

[18]張鎮(zhèn), 康紅普, 王金華. 煤巷錨桿-錨索支護(hù)的預(yù)應(yīng)力協(xié)調(diào)作用分析[J]. 煤炭學(xué)報(bào), 2010, 35(6): 881－886.ZHANG Zhen, KANG Hong-pu, WANG Jin-hua.Pre-tensioned stress coordination function analysis of bolt-cable anchor support in coal roadway[J]. Journal of China Coal Society, 2010, 35(6): 881－886.

[19]張召千. 大斷面煤巷圍巖穩(wěn)定性控制及動(dòng)態(tài)評(píng)價(jià)體系研究[D]. 太原: 太原理工大學(xué), 2009.

[20]熊仲明, 馮成帥. 大跨鋼結(jié)構(gòu)安全性模糊綜合評(píng)估方法的應(yīng)用研究[J]. 工程力學(xué), 2011, 28(4): 128－133.XIONG Zhong-ming, FENG Cheng-shuai. Application study on the method for fuzzy comprehensive evaluation of large-span steel structure safety[J]. Engineering Mechanics, 2011, 28(4): 128－133.

[21]李相國(guó). 基于改進(jìn)的層次分析法的深基坑支護(hù)方案優(yōu)選[D]. 濟(jì)南: 山東大學(xué), 2011.

[22]任國(guó)輝. 軟巖地下工程支護(hù)方案優(yōu)化研究[D]. 天津:天津大學(xué), 2003.