高应力软岩巷道支护失效机制及控制研究_动视

高应力软岩巷道支护失效机制及控制研究

2025-09-29 17:02:49 责编:小OO

第34卷第X期岩石力学与工程学报V ol.34 No.X 2015年X月Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering XX.，2015高应力软岩巷道支护失效机制及控制研究

李为腾1，3，李术才2，玄超1，王琦2，3，王新2，邵行2

(1. 山东科技大学山东省土木工程防灾减灾重点试验室，山东青岛 266590；2.山东大学岩土与结构工程研究中心，山东济南 250061；

3. 山东省矿山灾害预防控制国家重点实验室培育基地，山东青岛 266590)

摘要：为明确高应力软岩巷道支护失效机制并验证新型支护形式的有效性，以赵楼煤矿千米深井为工程背景，在围岩变形破坏及支护失效规律现场探测、监测分析基础上，采用数值计算方法，通过对FLAC3D中BEAM单元的修正处理实现了拱架支护体系的精细化模拟，讨论了支护强度等级(拱架形式)、地应力等级、围岩强度等级三个因素对巷道围岩变形量、塑性区范围、支护构件受力状态等的影响规律。在此基础上分析了高应力软岩巷道支护失效机制。对于高应力软岩巷道来说，锚网喷支护具有明显的局限性；具有一定刚度和强度的拱架是一种行之有效的围岩控制途径，是必要的。采用方形钢管约束混凝土拱架支护体系进行现场试验，新型高强拱架支护方式使得巷道围岩稳定性得到有效控制。

关键词：高应力；软岩；巷道；支护；失效

中图分类号：TD 353 文献标识码：A 文章编号：1000–6915(2015)00–0000–00

FAILURE MECHANISM OF HIGH STRESS SOFT ROCK

ROADWAY SUPPORT AND ITS CONTROL

LI Weiteng1，3，LI Shucai2，XUAN Chao1，WANG Qi2，3，WANG Xin2，SHAO Xing2

(1. Shandong Provincial Key Laboratory of Civil Engineering Disaster Prevention，Shandong University of Science and Technology，Shandong，Qingdao 266590，China；2. Research Center of Geotechnical and Structural Engineering，Shandong University，Jinan 250061，China；3. State Key Laboratory of Mining Disaster Prevention and Control，Shandong，Qingdao 266590，China)

Abstract：To find out the support failure mechanism of high stress soft rock roadway，Zhaolou coal mine is took as engineering background，and based on the detecting，monitoring and analysis of deformation and support failure law，the numerical experimental is carried out. By amending of BEAM element in FLAC3D，the arch support is simulated effectively. The influence of the support strength，stress grade and surrounding rock strength grade to roadway stability(deformation，plastic zone，stress state of support elements) is discussed. The failure mechanism of bearing structure of soft rock roadway at great depth is analyzed in terms of the limitation of anchor net spray support and the necessity of high rigidity and high strength support. Surrounding rock bearing structure is hard to form or is easy to failure while the radial supporting strength is not enough；arch center with certain rigidity and strength is very useful and necessary. Field test is carried out with square confined concrete arch support scheme，this new high strength support system has great effect on surrounding rock stability control.

Key words：high stress；soft rock；roadway；support；failure mechanism

收稿日期：2014–12–01；修回日期：2015–02–24

基金项目：国家自然科学基金(51304125，41102184) ；高等学校博士学科点专项科研基金(20130131120090)；矿山灾害预防控制国家重点实验室培育基地开放基金(MDPC2012KF11)

作者简介：李为腾，男，博士，讲师，主要从事深部巷道支护理论与技术方面的研究，lwteng2007@163.com。通讯作者：李术才，男，教授，博导，主要从事地下工程灾害演化机制及预警防治理论及技术方面的研究，lishucai@sdu.edu.cn

DOI：10.13722/j.cnki.jrme.2014.1594• 2 • 岩石力学与工程学报 2015年

2013年我国煤炭产量达到36.8亿吨，煤炭目前和可预见的未来都是我国的主体能源。我国探明煤炭资源中60%埋藏深于800 m，随着浅部煤炭资源的枯竭，我国中东部矿区以每年10 m至25 m的速度进入深部开采，煤炭开采进一步走向深部势在必行[1]。截止到2013年下半年，我国开采深度超过1 000 m的矿井已达到47处(井深超过1 200 m的有7处)，而2004年我国的千米深井仅有8处，不到10 a时间增加了39处[2]。煤矿开采进入深部以后，由于岩体力学自身固有的复杂性，同时加上深部、软岩等特殊恶劣条件的影响，巷道大变形、底鼓、开裂、冒顶、拱架等支护构件屈服破断等支护失效问题凸显。据不完全统计[2]，井深1 000 m时巷道失修率约是井深500 m至600 m时的3倍至15倍，使巷道维护费用大大增加，并造成矿井生产系统不畅和安全隐患等问题。

高应力软岩巷道围岩稳定性控制之所以难以解决，一方面是高地应力和软岩双重恶劣条件作用下围岩的变形破坏机制不够明确；另一方面是现有的支护形式能够提供的支护阻力有限，或者说预期的支护成本难以换来足够的支护阻力。在围岩变形破坏及控制机制方面，何满潮、康红普、高明仕、柏建彪等从深部软岩工程关键问题、深部开采岩体力学、锚杆支护系统、锚喷破坏及大变形机制、耦合支护、锚注结构、二次支护等方面研究了在深部、软岩条件下围岩的变形破坏及控制机制[1，3-12]。在应对高应力、软岩巷道的新型支护形式及技术方面，近年来也多有创新和进步[13-19]，以恒阻大变形锚杆为代表的大变形锚杆(索)支护系列、锚网索-桁架耦合支护技术、钢管混凝土支架支护技术、注浆加固技术、高韧性纤维混凝土喷层支护技术等在一定程度上解决了部分支护问题。

虽然在上述方面取得了一定进步，但是由于岩体工程自身的多样性和复杂性，深部和软岩巷道的支护难题仍然很突出，围岩变形破坏机制仍然有待进一步明确，更为经济高强的新型支护结构仍然被现场所急需。

1 工程概况

巨野煤田是华东地区的特大型煤田，赵楼井田位于该煤田中部，设计生产能力3.0 Mt/a，开采水平设在－860 m。南部2号轨道大巷是赵楼煤矿最为重要的永久大巷之一，服务年限60 a。巷道所经地质条件多变，掘进过程中多次穿越泥岩段。如南部2号轨道大巷5#工作面施工至FZ47点前150 m时，揭露杂色泥岩，裂隙发育、岩石极其破碎，结构松散。本文选择上述区段巷道作为研究对象，岩层由上到下分别为粉砂岩6 m、粉砂细砂岩互层5 m、泥岩14 m、粉砂细砂岩互层21 m，巷道布置在泥岩层位中，巷道底板距离泥岩层底板1～2 m。

巷道断面形状为直墙半圆形，净宽5 500 mm，墙高1 950 mm，支护形式为锚网(索)喷支护+U29拱架，巷道断面及支护设计见图1。锚杆采用Φ22× 2 400 mm高强度左旋无纵筋螺纹钢锚杆，采用1根1 m长树脂药卷锚固，间排距为0.8 m；锚索选用Φ22×6 200 mm高强度低松弛预应力钢绞线及配套锁具，采用2根1 m长树脂药卷锚固，间距2.0 m，排距1.6 m。顶锚杆设计扭矩120 N·m，帮锚杆60 N·m，锚索设计预紧力100 kN；巷道表面喷射C25混凝土厚度100 mm。拱架采用4节式的U29棚，排距0.8 m。

图1 原支护方案及收敛监测点布设示意图

Fig.1 Original supporting program and layout of convergence monitor points

2 围岩变形破坏规律现场探测

2.1 岩石力学试验

在该位置进行了钻孔取芯及室内岩石力学实验，得到了巷道围岩物理力学参数，见表1，可知泥岩的力学参数明显低于其它两种岩样，单轴抗压强度仅11.6 MPa，为典型软岩，且现场观测发现泥岩层岩体裂隙发育，导致围岩整体强度更低，给围岩的稳定性控制带来极大难度。

第34卷第X 期李为腾等：高应力软岩巷道支护失效机制及控制研究 • 3 •

表1 各岩层的岩石力物理力学参数

Table 1 Physical and mechanical parameters of rock in

different layers

围岩类型容重γ/ (kN ·m －

3) 弹性模量E /MPa 抗压强度c σ/ MPa 抗拉强

度t σ/ MPa

泊松比μ 黏聚

力c /MPa 内摩擦角ψ/(°)粉砂岩 25 8 500 33.3 3.8 0.28 5.930 粉细砂岩互层 26 11 000 46.5 4.4 0.26 8.232 泥岩 20 3 000 11.6

1.2 0.32 3.5

2.2 原岩应力测量

在研究区域共进行了3个测点的地应力量测，测试结果见表2。通过分析得到本文研究区域原岩应力的特点：① 最大主应力为水平应力，平均值为33.72 MPa ，方向为109.19°～118.04°，与南部2号轨道大巷轴线方向基本一致；② 最大水平应力大于垂直应力，为垂直应力的1.36倍；③ 最大水平主应力为最小水平主应力的1.84倍；④ 垂直应力平均24.9 MPa ，与按照上覆岩层厚度和容重计算的垂直应力基本相近。上述分析可知研究区段属典型高应力巷道。

表2 原岩应力测量结果

Table 2 Test result of origional rock stress

测点 max h σ/MPa min h σ/MPa V σ/MPa max V /h σσ max min

/h h σσ1 34.14 17.93 25.16 1.36 1.90 2 32.39 18.48 23.94 1.36 1.75 3 34.63 18. 25.68 1.35 1.86 平均 33.72 18.35 24.93 1.36 1.84

2.3 巷道收敛监测

为掌握该区段巷道围岩的变形破坏具体情况，设计了巷道收敛监测方案，图1所示，监测方案由巷道中心点O 和关键点A ～F 、M 、N 组成，通过量测O 点与关键点之间的距离的变化，确定巷道关键点的收敛情况。

监测及结果见图2，巷道掘巷支护完成后，半个月内巷道即发生了较大变形，尤其以M 、N 测点体现更为明显，随后小段时间巷道变形趋缓；此后围岩继续变形，但变形量增速减缓，部分测点变形量呈现出稳定中跳动增加的现象，在100 d 之后仍有部分测点变形量在增加，尚未稳定；明该段巷道围岩稳定性差，极易受到施工扰动的影响，并引起围岩的明显变形；分析认为高地应力导致了围岩发

图2 巷道收敛监测曲线及最终巷道形态 Fig.2 Convergence curves and final shape of the roadway

生了显著的流变变形，另外临近巷道的爆破震动和地下水(巷道渗水)可能也是是造成该现象的原因。监测结束时巷帮M 测点内敛量达到914 mm ，断面整体收敛率达到27%；顶板沉降量达到533 mm 。由上述分析可知该巷道收敛变形具有如下特征：巷道变形量大，流变特性显著，变形持续时间长，围岩易受扰动，稳定性差。 2.4 支护构件受力监测

(1) 监测点布设

为掌握支护构件的受力状态，进行了锚杆、锚索受力、U 型钢拱架受力监测等。锚杆测力计每断面安装5个，分别位于左帮、左肩、拱顶、右肩和右帮，左右对称布置；锚索测力计每断面安装3个，

分别位于左肩、拱顶和右肩；U 型棚径向受力监测点分别位于右腿、右起拱点、右拱肩、巷中等位置，左右对称布置，由左腿开始编号1#～7#，监测设备的现场安装情况见图3。

图3 锚杆、锚索受力监测

Fig.3 Bolts and anchor cables force monitoring

(2) 锚杆、锚索受力分析

锚杆、锚索受力监测曲线见图4和5。锚杆初期受力较小，在安装后5～10 d 托锚力增速较大；之后出现短暂的停滞阶段(10～30d)；而后随着时间的推移，托锚力逐渐增大，在45 d 左右时，部分锚杆托锚力达到了250 kN 左右，接近了锚杆的破断荷载；随着变形的继续发展，锚杆托锚力出现了下降，在左帮锚杆体现尤其明显，初步分析认为由于后期

图4 锚杆托锚力监测曲线

Fig.4 Bolt force monitoring curve

图5 锚索托锚力监测曲线

Fig.5 Cable anchor force monitoring curve

围岩变形过大，岩体破碎程度加剧，锚杆整体内移，最终锚固效果降低或者失效所致。

锚索预紧力明显大于锚杆，达到80 kN左右，锚索安装后，锚索托锚力随着时间推移逐渐增大，在30 d之前大致呈线性，最大托锚力达到500 kN 左右，基本达到了锚索的破断荷载；右肩最大，其次是左肩，顶板最小。30～90 d之间，锚索轴力基本稳定，略有增加；90 d之后，锚索托锚力出现了下降，初步分析认为由于围岩松软破碎且有淋水现象，随着变形的加剧，围岩松动破坏范围发展至深部，导致锚索内部锚固出现失效，造成托锚力下降现象。

(3) 拱架受力分析

图6(a)所示为拱架径向受力监测结果，拱架安装时径向压力基本为0，在安装后10 d左右，径向受力迅速上升，部分测点达到50 kN左右；随着时间推移，拱架径向荷载呈现出上升趋势，尤其是顶板正中径向受力上升最为明显，在60 d左右时径向受力达到了110 kN；随后拱架径向受力基本不再变化。拱顶径向受力最大，达到110 kN左右，其次为左肩，再次是拱腿部位。左腿7号和右侧拱肩压力传感器损坏，未测到有效数据。由图6(b)可知拱架最终出现了明显的失稳和破坏，分析原因为拱架受力不均匀，在较不利的偏压情况下拱架的极限承载

100

120

0306090120150180拱

架

径

向

压

力/

时间/d

1#2#3#4#

5#6#7#

(a) 拱架受力监测曲线

(b) 拱架变形破坏照片

图6 拱架径向受力监测曲线及变形破坏情况

Fig.6 Radial force monitoring curve of arch and photo of arch deformation and damage

能力将会降低至原来的1/6甚至更多[20]。从最终围岩控制效果来看，U29拱架承载能力明显不足，出现了明显的屈曲破坏，不能满足该条件下的巷道围岩稳定性控制要求。

2.5 围岩松动破坏范围探测分析

为进一步掌握巷道围岩破坏情况，采用钻孔窥视仪进行了松动破坏范围探测。每个断面布置5个探孔，分别位于拱顶、两拱肩和两帮，探孔设计深度8 m。

经过对探测数据的分析处理，作出探测断面的巷道围岩破裂范围图，对围岩的松动破坏程度进行了分区，由内向外依次为严重破坏区、中等破坏区和轻微破坏区，如图7所示，分析可以发现：①围岩的松动破坏范围很大，向围岩内部发展较深，轻微破坏区外边界距硐壁平均7.0 m(约为2.37倍硐径)，中等破坏区外边界距硐壁平均5.16 m，严重破坏区距硐壁平均2.94 m(约1倍硐径)；②松动破坏区近似呈与巷道形状一致的环形展布；③严重破坏第34卷第X期李为腾等：高应力软岩巷道支护失效机制及控制研究• 5 •

图7 钻孔窥视仪探测结果

Fig.7 Borehole detection result

区内围岩破碎，裂隙极其发育，张开裂隙为主；④探孔中能够明显分辨出的张开裂隙占裂隙总数的比重顶板大于帮部，左侧大于右侧，探孔浅部大于深部；⑤锚索锚固段处于轻微破裂区和中等破裂区内，锚杆全部处于严重破坏区内，是造成锚杆和锚索后期锚固力下降的主要原因之一。

由此可知，由于松动破坏范围过大且破碎严重，锚固系统失效，围岩的支护承载结构基本没有形成。

2.6 围岩破坏模式及特征分析

赵楼煤矿2号轨道大巷泥岩段是典型的千米深井软岩巷道，通过对其进行探测和监测分析，变形破坏具有如下特征：①巷道变形具有流变特性，变形量大，断面收缩率达近30%，持续时间长，围岩易受扰动，稳定性差；②围岩的松动破坏范围很大，向围岩内部发展较深，轻微破坏区外边界距硐壁平均达7.0 m(2.36倍硐室半径)，锚索锚固段处于轻微破裂区和中等破裂区内，锚杆全部处于严重破坏区内；③锚杆和锚索的最大托锚力均达到或接近其破断荷载；同时随着变形的继续发展，锚杆和锚索的托锚力均出现了下降，分析认为由于后期围岩变形过大，岩体破碎程度加剧，锚杆整体内移，围岩松动破坏范围发展至深部，最终锚固效果降低或者失效。④直腿半圆形硐室，在巷帮部位更容易产生明显的变形破坏；⑤拱架拱顶径向受力最大，其次为肩部，再次是拱腿部位，U29拱架承载能力不足，在偏压情况下较早出现了失稳和屈曲破坏，在拱腿部位最为明显。综合上述分析可知研究巷道围岩破坏模式属于典型的深部流变软岩大变形破坏模式，初步分析围岩支护失效机制为：在高应力环境下软弱围岩松动破坏范围发展剧烈，围岩流变作用导致作用于支护结构的松散压力及变形压力均较高，导致锚固结构及拱架支护结构失效，进而围岩–支护承载结构丧失承载力。

3 数值试验

3.1 数值试验方案设计

影响巷道变形破坏的主要因素有支护强度、地应力、围岩力学参数、硐室尺寸和形状等，为研究深部软岩巷道围岩承载结构的失效机制，考虑支护强度、地应力和围岩力学参数3个主要因素的影响，通过围岩变形量、塑性区范围、切向应力峰值位置、支护构件受力等方面的对比分析，掌握深部软岩巷道围岩变形破坏机制，设计了三类共计27个试验方案。

(1) 支护强度等级作为变量。在相同的地质条件下，将支护强度作为变量，讨论支护强度对围岩承载结构失效的影响规律，具体计算方案见表3，共10个对比方案，G1～G10。支护强度分别为无支护、锚网喷支护、锚网喷支护+各种不同类型的拱架。其中“1.5U36”是指采用某假想截面形式，其截面相当于将U36截面放大1.5倍，因此面积是后者的2.25倍，其余类推，截面的具体参数见表9。锚网喷及拱架的具体支护参数见3.2节。为方便理解，在此指出各常用支护拱架截面大致对应的本文支护强度等级，以构件的轴压承载力为基准(不考虑抗弯性能的差异)，10#工字钢、U25、U29、U36、方钢管150×8-C40对应的支护强度等级G分别为0.55、0.70、0.81、1.0、1.21。

表3 数值试验方案统计表1

Table 3 Numerical experimentation schemas

方案

编号

变量拱架支护强

度等级G

支护方案不变量G1 0.00 无支护

G2 0.00 锚网喷

G3 0.25 锚网喷+0.25U36

G4 0.50 锚网喷+0.5U36

G5 0.75 锚网喷+0.75U36

G6 1.00 锚网喷+U36

G7 1.25 锚网喷+1.25U36

G8 1.50 锚网喷+1.5U36

G9 1.75 锚网喷+1.75U36

G10 2.00 锚网喷+2U36

地应力参数采用

围岩力学参数采

用T5

(2) 地应力等级(埋深)作为变量。在其他条件相同的情况下，改变地应力的等级K，讨论地应力等级K对围岩承载结构失效的影响规律，具体计算方案见表4，共8个对比方案，K1～K8。K = 1时表示地应力为25 MPa，相当于1 000 m埋深的静水压力，近似等于现场实测竖向地应力值。

• 6 • 岩石力学与工程学报 2015年

表4 数值试验方案统计表2

Table 4 Numerical experimentation schemas

方案编号

变量地应力等级K

地应力值/MPa

不变量

K1 0.25 6.25

K2 0.50 12.50

K3 0.75 18.75 K4 1.00 25.00 K5 1.25 31.25 K6 1.50 37.50 K7 1.75 43.75 K8 2.00 50.00

支护强度采用G6 围岩参数采用T5

(3) 围岩力学参数等级作为变量。在其他条件相同的情况下，改变围岩参数，讨论地围岩强度等级对围岩承载结构失效的影响规律，共9个对比方案，T1～T9。T = 1时表示采用赵楼煤矿的围岩力学参数的反演结果(见表5)，围岩强度等级T 从0.5～2.0，黏聚力C 与T 呈线性关系，内摩擦角ψ的正切与T 呈线性关系，相应的应变软化参数也一致变化，具体数值见表5。

表5 数值试验方案统计表3

Table 5 Numerical experimentation schemas

方案编号变量围岩强度

等级T

黏聚力 C /MPa

内摩擦角

ψ/(°) 不变量

T1 0.50 0.30 14. T2 0.60 0.36 17.69 T3 0.70 0.42 20.41

T4 0.80 0.48 23.04 T5 1.00

(实测反演值) 0.60 28.00

T6 1.25 0.75 33.61 T7 1.50 0.90 38.57 T8 1.75 1.05 42.94 T9 2.00 1.20 46.76

弹性模量E = 1 600 MPa

抗拉强度t σ= 0.5 MPa 支护强度采用G6 围岩力学参数采用K420m

图8 数值试验模型 Fig.8 Numerical analysis model

3.2 建模及模拟参数 3.2.1 围岩模型建立及参数

为得到更具有普遍意义的规律，根据现场实际情况，建模和计算时采用如下简化和处理：忽略岩体自重；岩层简化为水平，围岩不区分岩性，采用均质的等效围岩材料参数(通过反演得到)；侧压力系数设为1，即围岩三向的应力值相等，都等于竖向应力25 MPa(约为1 000 m 埋深对应的应力水平)；取1/4圆形硐室进行研究；模型范围内锚杆等间距布置，锚索等间距布置(图9)；模型边界法向位移全部约束。

图9 支护构件模型示意图

Fig.9 Schematic diagram of supporting component model

模型尺寸宽×高×厚为20 m×20 m×1.6 m 。模型

剖分时采用六面体单元，三个方向上的地应力值均为25 MPa(赵楼实测竖向地应力值)。建立的模型、其地层分组情况及边界约束情况具体见图8。岩体材料模拟采用应变软化模型，材料参数见表6，是通过建立与现场条件一致的计算模型经过反演后得到的等效参数，能较为准确再现现场围岩变形破坏规律和特征，与现场实际具有较好的一致性。

表6 等效围岩及喷层材料力学参数 Table 6 Mechanical parameters

围岩类型弹性模量E /MPa 抗拉强度

t σ/MPa 泊松比μ 黏聚力

C /MPa 内摩擦角ψ/(°) 等效围岩 1 600 0.5 0.27 0.6 28 喷层

19 000

1.0

0.20

1.5

表7 等效围岩的应变软岩参数

Table 7 Strain softening parameters of surrounding rock

塑性应变黏聚力C /MPa

内摩擦角ψ/(°

) 0 0.60 28

1×10－4

0.53 27 2×10－

4 0.47 26 3×10－4

0.40 25

1 0.40 25

锚索

锚杆

喷层

拱架

表8 锚杆、锚索参数表

Table 8 Parameters of bolt and cable anchor

支护构件型号

构件尺寸/mm 横截面积S /cm 2

屈服强度 s σ/MPa 极限强度 b σ/MPa 弹性模量E /GPa

预紧力F/kN

锚索高强度预应力锚索

直径×长度 = ø22×6 200 3.80

1 500

1 860

195

100

顶锚杆高强度锚杆

直径×长度 = ø22×2 400

3.80 500 700 200 40

表9 拱架截面参数表 Table 9 Parameters of steel beam

截面形式弹模E /MPa 截面积A /cm 2 惯性矩I x /m 4

惯性矩I y /m 4

极限轴力N u /kN

极限弯矩M u /(kN ·m)

0.25U36

206 000

2.86

3.63×10－

8 4.88×10－

91.1 0.75 0.5U36 206 000 11.42 5.81×10－

7 7.81×10－

7 3.4 6.04 0.75U36 206 000 25.70 2.94×10－

6 3.96×10－

819.9 20.38 U36 206 000 45.69 9.29×10－

6 1.25×10－

1 457.6 48.30 1.25U36 206 000 71.39 2.27×10－

5 3.05×10－

2 277.5 94.34 1.5U36 206 000 102.80 4.70×10－

5 6.33×10－

3 279.6 163.01 1.75U36 206 000 139.93 8.71×10－

5 1.17×10－

4 463.9 258.86 2U36 206 000 182.76 1.49×10－

4 2.00×10－

5 830.4 386.40 背板 20

6 000

5.00 9.00×10－

8 9.00×10－

–

3.2.2 结构单元设置及参数

巷道形状为四分之一圆，半径2.5 m ，开挖过程一次完成，开挖完成后进行喷射混凝土衬砌、安装锚索、锚杆和钢拱架。喷层采用实体单元进行模拟，厚度100 mm ，紧贴巷道开挖断面，模型见图9中红色单元部分，采用摩尔库伦准则，力学参数见表6。

模型厚度为1.6 m ，对称布置两排锚杆，排距0.8 m ，每排5根锚杆，间距0.8 m 左右均匀布置；锚索布置在中截面上，共3根，均匀布置。锚杆、锚索均施加预紧力，预紧力大小与现场方案相同，锚杆、锚索采用CABLE 单元模拟。

拱架排距0.8 m ，对称布置，与两排锚杆在同一断面，拱架半径2.4 m ，见图9，采用BEAM 单元模拟，为更真实模拟现场拱架支护中设置背板的情况，在模拟中拱架和围岩之间设置了背板，长度为1.6 m ，共23根均匀布置。背板及各不同截面形式的拱架尺寸及材料参数见表9。 3.2.3 拱架的精细化模拟

(1) 部分LINK 和NODE 处理

在实际工程中，拱架和喷层之间其实是基本上不存在转动约束的，因此，在本文的模拟中，拱架和喷层(围岩)之间的LINK 连接的自由度被手动修改成只有3个平移约束的形式。在模型边界交界上，拱架的NODE 的约束条件需要手动设定成只保留其法线方向移动的约束形式，对其他5个自由度采

用FIX 的形式进行限定。同样的方法对背板构件对应的BEAM 单元对应节点进行相关处理，使得模拟效果更加真实。

(2) BEAM 屈服的实现

在FLAC3D 中，BEAM 单元是一种各向同性、无轴向屈服的线弹性材料。由于没有轴压屈服点，BEAM 单元的轴力可以一直增长，至无限大。当拱架荷载较高时，BEAM 单元的轴力可能会远远超过拱架的实际屈服和极限荷载，使拱架对围岩的支撑作用被放大，导致模拟结果失真。

针对该情况，作者利用FISH 语言编写了设定拱架屈服荷载的程序，对BEAM 单元力学模型进行了修正，当BEAM 单元内的内力(轴力N 和弯矩M )超过指定的屈服判据时，拱架屈服。

(3) U36拱架屈服判据

因为支护拱架在围岩压力的作用下，主要的内力状态为偏心受压状态，因此所述的屈服判据应当是U 型钢截面的压弯极限承载力判据。采用等效工字钢截面的方法[21]，可以计算得到矿用U36型钢的压弯屈服判据为：

正弯时(截面弯矩导致U 型钢开口侧受拉)：当0.301 7n ≤时，

20.7170.0621m n n =−−+ (1)

当0.301 7n ＞时，

20.510.685 1.195 1m n n =−−+ (2)

反弯时：

当0.312 2

n≤时，

1.252 50.181 01

m n n

=−−+(3)

当0.312 2

n＞时，

0.4790.575 5 1.05

m n n

=−−+(4)

式中：

=，

=，极限轴力 1 457.6 kN

N=，

极限弯矩

M= 48.3 kN·m。

试验方案中的其它截面的屈服判据相关参数见

表9。

(4) 效果验证

经过上述处理，得到了较为理想的拱架模拟效

果。图10所示为方案G6在进行上述调整前后拱架

各单元平均轴力随荷载步的变化曲线，对比可知，

在进行处理前，拱架轴力一度达到了16 000 kN以

上，约是给定拱架屈服轴力

N的10倍，显然偏离

实际，不可取；而经过处理后，拱架轴力平均值最

大为1 0 kN，基本接近拱架的屈服轴力；同时，

由于处理前拱架承担轴力很高，导致拱架的支护作

用被显著放大，处理前方案中的巷道收敛、锚杆轴

力、锚索轴力、塑性区范围

R分布是处理之后的

33.1%、50.0%、76.5%、37.2%。由此可知通过本文

所述的处理方法能够较为真实模拟拱架的之后作

用，满足本次数值试验的要求。

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

050010001500200025003000

拱

架

轴

力

荷载步

处理前

处理后

图10 方案G6拱架轴力对比

Fig.10 Axial force of support arch in scheme G6

3.3 数值试验结果分析

3.3.1 支护强度影响讨论

图11是计算得到的位移和应力云图，图12是

围岩塑性区范围；图13是围岩最大收敛变形量、塑

性区范围

R、锚杆锚索受力和围岩应力峰值位置D

随拱架支护强度等级G的关系曲线。其中，锚杆(索)

的最大轴力是指所有锚杆(索)最大轴力的平均值；

塑性区范围

R指通过塑性区体积换算得到的用半

径表示的围岩产生塑性破坏的范围的大小；应力峰

(a) 位移(b)θσ

图11 方案G6围岩位移及应力云图

Fig.11 Plastic zone of scheme G6

G1 无支护 G2

无拱架G4 0.5U36

G6 1U36 G7 1.25U29 G8 1.5U36

G9 1.75U36 G10 2U36 塑性破坏类型

图12 方案G1～G10围岩塑性区

Fig.12 Plastic zone of scheme G1～G10

200

400

600

800

1000

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

塑

性

区

范

围

岩

最

大

变

形

量/

拱架强度等级G

变形量塑性区范围

200

400

600

800

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

峰

值

位

置

最

大

轴

力/

拱架强度等级G

锚索锚杆峰值位置

图13 围岩响应指标随支护强度等级的变化曲线

Fig.13 Surrounding rock response indexes curves with

support strength grade G

值位置D 是指围岩中切向应力θσ的最大值出现的位置与洞壁之间的距离。围岩中的环向应力θσ和径向应力r σ随单元位置r 的关系曲线如图14所示，位置r 指与圆心之间的距离。

-40-35-30

-25-20-15-10-50

0 5 10 15 20

应力/M P a

位置r /m G1-σθG1-σr G2-σθG2-σr G4-σθG4-σr G6-σθG6-σr G8-σθG8-σr G10-σθG10-σr

图14 不同支护方案下的围岩应力

Fig.14 Surrounding rock stress under different support

schemes

由计算结果分析可知：

(1) 无支护情况下，围岩变形量达到了886 mm ，塑性区范围p R 达到了10 m 以上，切应力θσ峰值位置也超过10 m ，塑性破坏发展深入，围岩变形破坏严重，基本上未形成稳定可靠的围岩承载结构。

(2) 进行锚网喷支护后，围岩变形量降低到476 mm ，塑性区范围也减小至6.63 m ，比原支护条件下的对应值分别降低了46.3%和36.4%，围岩控制效果得到明显改善，但是围岩仍然处于大变形和严重塑性破坏状态；锚杆和锚索的受力均达到了破断荷载，且塑性区超过了锚索的锚固范围，支护体系失效，围岩承载结构破坏。

(3) 当采用G3方案时，

围岩变形量和塑性区范围p R 较锚网喷方案分别降低26%和25%，拱架的作用体现较为明显；当采用G4～G10方案时，围岩变形量和塑性区范围均呈现出随拱架强度等级G 近似线性减小趋势；由图15可以发现随着G 增大，峰值位置逐渐向洞壁逼近，D 与G 之间也大致呈线性关系，影响显著。

(4) 在本算例条件下，锚网喷+U36拱架支护形

式对于千米级埋深软岩硐室的稳定性要求是很难满足的，围岩变形量达到275 mm ，塑性区范围达到了4.6 m ，锚杆、锚索轴力均接近了破断荷载，围岩承载结构稳定性不足，与现场实测结论基本一致。

当拱架强度等级G 小于1.25时，锚杆、锚索均达到了破断荷载；当拱架强度等级超过1.25后，锚杆(索)最大轴力随G 的增大呈现出减小趋势。由此可知，不采用拱架支护或者采用低强度拱架支护时，

锚杆和锚索分担的围岩压力均过大，以至于超过了其承载极限；当采用高强度拱架后，锚杆和锚索分担的围岩压力明显减小，锚杆、锚索和拱架均未达到各自的极限承载力，较好的实现了支护构件耦合，共同发挥支护潜力。

综上，对于深部软岩巷道来说，单纯靠锚网喷支护能够提供的支护强度有限，塑性破坏发展过于深入，很难在围岩中形成稳定有效的承载结构，随着拱架的强度增加，巷道最大位移和塑性区体积呈显著减小趋势，说明具有一定刚度和强度的拱架是一种行之有效的解决途径，是必要的；当然，拱架强度不能也不宜无限增加，应当在综合考虑围岩控制效果和支护成本条件下确定一个合理值，且由节

3.2.3拱架屈服判据可知在进行拱架选型时不仅需要考察拱架的轴压承载力，更重要的是拱架截面的抗弯能力，应当以拱架的截面压弯强度作为依据进行比选。

3.3.2 地应力影响讨论

方案K1～K8的计算结果如图15所示，可知：

(1) 随着地应力的增加，围岩变形量呈现近似指数型增长趋势；地应力等级对巷道变形量影响非常显著。

(2) 随着地应力等级K 的增加，塑性区范围和峰值位置D 呈现出近似对数型增长的趋势；在地应力大于25 MPa 后增速逐渐减小并趋近于0，塑性区范围逐渐接近5 m 并相对稳定。

1 2 3 4 5 6 7 0

2004006008000 10 20 30 40 50 60

塑性区范围R p /m 围岩最大变形量/m m

地应力/MPa 变形量塑性区范围

234560

2004006008000 10 20 30 40 50 60

峰值位置D /m

最大轴力/k N

地应力/MPa 锚索锚杆峰值位置

图15 围岩响应指标随地应力的变化曲线

Fig.15 Surrounding rock response indexes curves with ground

stress

(3) 锚杆和锚索轴力随着地应力增加呈现出相同的规律，曲线呈现出类似对数型增长的形态；地应力大于20 MPa 之后，增速明显减缓，锚杆锚索轴力逐渐逼近其破断荷载。

综上，地应力的升高使巷道围岩应力峰值内移，塑性破坏区迅速增大。在本算例条件下，当地应力等级超过20 MPa 后，以目前较为常用的高强支护体系(高强锚杆、

高强锚索及0.8 m 排距的U36拱架)来进行巷道支护还是很难满足围岩稳定性控制要求，围岩的承载结构不能有效承担围岩压力而导致失效。

3.3.3 围岩强度影响讨论

方案T1～T9的计算结果如图16所示，可知：

(1) 随着围岩强度等级T 的增加，围岩变形量呈现近似指数型减小趋势；T ＜1.25时，围岩变形量受T 影响剧烈，当T ＞1.25后，围岩变形量受其影响越来越小；当围岩强度等级T = 0.5时，围岩变形量为826.8 mm ，

当T = 1、2时围岩变形量分别是T = 0.5时的33.3%和13.1%；围岩强度等级对巷道

变形量影响显著。

4 6 8

0200

4006008001000

0.50 0.75 1.00 1.25 1.50 1.75 2.00

塑性区范围R p /m

围岩最大变形量/m m

围岩强度等级T 变形量

塑性区范围

3450200

400

6008000.50 0.75 1.00 1.25 1.50 1.75 2.00

峰值位置D /m

最大轴力/k N

围岩强度等级T 锚索锚杆峰值位置

图16 围岩响应指标随围岩强度等级的变化曲线 Fig.16 Surrounding rock response indexes curves with rock

strength grade

(2) 随着围岩强度等级T 的增加，塑性区范围呈现出近似指数型减小的趋势；在T ＜1.25时，影响明显；T = 0.5时塑性区范围为6.97 m ，而T = 2时塑性区范围仅为1.75 m ；围岩强度等级T 对围岩

塑性区范围影响非常显著。在围岩强度等级T ≤1时，峰值位置D 保持在4 m 位置不变，而后随着T 的增加呈现出与塑性区范围类似的规律。

(3) 锚杆和锚索轴力随着围岩强度等级T 的增加呈现出相同规律；围岩强度等级T ≤0.8时，锚杆、锚索最大轴力均达到其破断荷载；T ＞0.8后，锚索轴力随着T 的增加呈现出线性减小的规律；T ＞1.0后，锚杆轴力曲线呈现出线性减小趋势。当T = 2.0时，锚杆最大轴力为1.7 kN ，锚索最大轴力为

591.5 kN ，分别比其破断荷载低27.6%和14.9%。

综上，在高应力条件下，如果围岩强度较高，采用常规支护尚可达到稳定要求，而若围岩强度处于较弱的一类，围岩更易产生大的松动破坏区域，则控制难度升高。在本算例条件下，当围岩参数T ＜

1.0时，以目前较为常用的高强支护体系(高强锚杆、高强锚索及0.8 m 排距的U36拱架)来进行巷道支护还是很难满足围岩稳定性控制要求的，围岩的承载结构不能有效承担围岩压力而导致失效。

4 支护失效机制分析

4.1 锚网喷支护的局限性

典型高应力软岩巷道岩石力学参数差，泥岩等低强度岩石抗压强度不超过15 MPa ，地应力达到

30 MPa 以上，给围岩稳定性控制带来极大困难。

从矿山巷道支护理念的发展历程来看，随着矿山采深的不断加大和巷道支护技术的不断进步，由早期的刚性支护阶段发展到目前的柔性支护阶段(新奥法)(1956年至今)已近60 a 的时间。在后期的几十年中，由于大部分的巷道的埋深仍未进入1 000 m 数量级，常规的柔性支护(锚网喷)一般情况下能够

有效控制巷道稳定，导致有时会在认识中放大柔性支护的作用，盲目的将柔性支护在不适宜的条件下套用。如巨野、龙口、淮南、淮北等深部软岩支护问题较为突出矿区的大量工程实践表明：当前锚固支护技术对巷道围岩赋存条件依赖性依然较高，在深部节理裂隙极为发育的破碎软岩巷道中，锚固支护在巷道浅部围岩难以形成稳定、有效的承载结构。

本文现场监测和数值计算结果综合分析显示，达到千米级的深井巷道，在泥岩等软岩地质条件下，单纯采用锚网喷支护很难实现巷道围岩的稳定性控制。在较高的原岩应力条件下，硐室开挖会产生剧烈的应力重分布，在没有足够的径向支护强度

从上述分析可以看出，千米级甚至更深的软岩巷道，在锚网喷支护条件下，围岩的自承结构较难形成，支护结构也极易失效，围岩很难形成稳定有效的支护承载结构。计算显示该条件下巷道收敛率超过25%，远远不能满足巷道的安全及使用要求。

4.2 高刚、高强度支护的必要性

具有一定高强度的刚性支护，与锚杆对应的柔性支护一样，对于硐室围岩的稳定性同样是至关重要的，必不可少的。两种看似冲突的观点之间实际上并不矛盾：新奥法并不是简单的柔性支护，新奥法的实质是通过支护作用充分调动围岩的自身的承载能力，由围岩作为主体结构去承担围岩压力，刚性支护的目的并不是单纯提供刚性支撑，其本质是对巷道周圈围岩提供径向作用力，使围岩形成高强、稳定的承载结构，并且起到维护作用，让围岩自身承载和稳定。如本文数值计算方案G1～G10结果表明，随着拱架强度增加，围岩中的切向应力峰值发育越来越浅，且径向应力明显增大，说明拱架使得围岩的应力状态趋于安全，且能够自身承载的围岩范围更大，围岩整体自承能力提高。

ø22高强锚杆+ø22高强锚索+U36拱架的锚网喷联合支护是目前煤矿巷道常用的高强支护体系，本文通过现场调研和数值试验研究，发现该种强度的支护方案有时仍然较难满足巷道稳定性的控制要求。当硐室埋深进一步增加或者围岩强度参数进一步弱化时，围岩承载结构进一步恶化，不能满足工程需求。硐室围岩所处的原岩应力是无法人为改变的客观参数，因此若要改善围岩的控制效果，一方面可以通过有效途径提高围岩强度参数，如注浆加固；另一方面可以通过采用更高强度的拱架来实现。由本文数值计算结论可知，通过注浆加固使围岩参数提高至1.25倍的原岩参数时，围岩控制得到了较为明显的提高；当采用1.5U36拱架方案时，硐室收敛率小于7%，塑性区范围小于1.4倍硐室半径，锚杆和锚索的最大轴力已明显小于对应的破断荷载，围岩控制效果理想。

因此，高刚、高强支护对于深部软岩巷道围岩控制来说是非常必要的。在围岩变形一定程度之后给围岩施加一个较高的支护强度，使支护体和巷道周边一定范围内的围岩共同作用，提高深部岩体的峰后残余强度和承载能力，阻止其流变破坏的发展，并使其具有抵抗外部扰动荷载的能力，保证长期稳定。

5 现场试验及结果分析

5.1 方案设计

在上述研究基础上，以高强兼顾让压为支护理念，设计了方截面钢管约束混凝土(SQCC)拱架支护体系现场实施方案。

SQCC拱架主要包括拱架承载构件(由左、右拱腿和左、右拱弦共4节构成)、连接构件(连接套管)、横向连接件(拉杆)及附属构件(护板、拉杆环、铁鞋)构成。SQCC拱架截面形式为正方形，钢管尺寸150×8 mm，钢管内充填C40混凝土，拱架每节均有灌注口和排气孔。拱架净宽5 000 mm，净高4 300 mm，排距1m。对拱架的拱腰下部至起拱点段中部位置增设锚杆护板，以防止拱架在该位置过早屈服破坏而导致支护体系的整体失效。为使拱架受力均匀，发挥其高强承载作用，采用C20混凝土在拱架和围岩之间进行壁后填充。巷道掘进完成后，立即施工锚网(索)喷支护，支护参数与原支护方案相同。同时为了控制底板变形，形成完整的围岩承载结构，此方案设计了底板锚索，底板锚索Φ22 mm×6 200 mm，间排距为1 500 mm×1 600 mm。

所述的SQCC150×8-C40拱架其截面用钢量与U36型钢基本相同，而其极限轴力达到

N= 2 460 kN，是后者的1.69倍，极限抗弯能力是U36拱架的2.06倍，是一种新型高强经济的支护形式。

试验方案布置在第二集中下山边坡点以下500 m～600 m之间，该区域构造发育，试验段巷道穿过DF7断层，断距达到10 m以上，为高倾角断层，破碎带影响范围50 m左右，破碎带内垂直张性裂隙较发育，岩层破碎。由于巷道倾角较大，试验段内岩性多变，以泥岩、页岩为主，且揭露部分煤层，岩质较差，控制难度较大。图19为支护方案现场实施情况。

5.2 结果分析

图20为新型支护体系试验段巷道围岩表面位移和拱架径向受力监测结果。

图19 约束混凝土拱架现场应用

Fig.19 Confined concrete arch support and its application

图20 SQCC拱架典型部位收敛及径向受力对比监测Fig.20 Curves of roadway convergence and radial pressure of some monitoring points

现场观测发现，U型钢拱架支护段已有部分拱架出现局部屈服破坏，如第6榀U型钢拱架3#测点在第61 d时变形为37.6 mm，之后变形突然加速，结合此时的拱架径向受力可以发现，拱架受力从此时的16.7 kN开始下降，到157 d时受力变为6 kN，同时变形增长为140.9 mm。而SQCC拱架由于支护强度高于U36型钢，未见上述现象。因此，SQCC 拱架相比于U型钢拱架具有相对更高的承载能力及抗弯曲失稳能力，在高应力作用下能够实现整体承载。

巷道157 d后平均变形量为15.7 mm(3#测点的27.7 mm为最大，有4个监测点未超过10 mm，拱架整体变形较小)，仅为在相邻巷道常规U型钢拱架支护巷道的28%；同时，图16U型钢拱架左拱肩3#测点监测显示常规U型钢支护系统控制下的巷道仍未稳定，变形还在持续。

上述观测数据表明新型支护体系对高应力软岩巷道支护具有一定的适用性，能够有效的控制围岩变形，防止支护失效，方形钢管约束混凝土拱架的高强支护阻力的围岩控制效果体现明显。

6 结论

(1) 通过现场测试分析可知研究巷道围岩破坏模式属于典型的高应力流变软岩大变形破坏模式，具有变形量大、持续时间长、稳定性差、易受扰动的特点。初步分析围岩支护失效机制为：在高应力环境下软弱围岩松动破坏范围发展剧烈，围岩流变作用导致作用于支护结构的松散压力及变形压力均较高，进而使锚固结构及拱架支护结构失效，围岩–支护承载结构丧失承载力。

(2) 以构件截面压弯承载力为拱架屈服判据，进行了FLAC3D中BEAM单元的修正，实现了拱架的正弯、反弯双向屈服，试验表明采用本文精细化处理方法，更准确模拟了支护拱架的力学特性。同时可知在进行拱架选型时不仅需要考察拱架的轴压承载力，更重要的是拱架截面的抗弯能力，应当以拱架的截面压弯强度作为依据进行比选。

(3) 对于深部软岩巷道来说，单纯靠锚网喷支护能够提供的支护强度有限，塑性区的剧烈扩展极易导致锚固失效，很难在围岩中形成稳定有效的支护承载结构，锚网喷支护具有明显的局限性。

(4)具有一定高强度的刚性支护，对于硐室围岩的稳定性是必要的，与锚网喷柔性支护同样符合新奥法理念，随着拱架强度增加，围岩中的切向应力峰值位置越来越浅，径向应力明显增大，塑性区减小，说明拱架使能够自身承载的围岩范围更大，围岩整体自承能力提高。

(5) 采用方形钢管约束混凝土拱架支护形式进行了现场试验，新型支护形式体现出较好的围岩控制效果和经济性，同时验证了本文研究结论。

参考文献(References)：

[1]何满潮，谢和平，彭苏萍，等. 深部开采岩体力学研究[J]. 岩石力

学与工程学报，2005，24(16)：2 803–2 813.(HE Manchao，XIE Heping，PENG Suping，et al. Study on rock mechanics in deep mining engineering[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2005，24(16)：2 803–2 813.(in Chinese))

[2]王丽丽，高文静. 深部开采势在必行？透视我国千米深井生态[N].

中国煤炭报，2013.(WANG Lili，GAO Wenjing. Deep mining be imperative? The perspective of 1000m deep mining ecology of our country[N]. China Coal News，2013.(in Chinese))

[3]何满潮. 深部软岩工程的研究进展与挑战[J]. 煤炭学报，2014，

39(8)：1 409–1 417.(HE Manchao. Progress and challenges of soft rock engineering in depth[J]. Journal of China Coal Society，2014，39(8)：1 409–1 417.(in Chinese))

[4]康红普，姜鹏飞，蔡嘉芳. 锚杆支护应力场测试与分析[J]. 煤炭学

第34卷第X期李为腾等：高应力软岩巷道支护失效机制及控制研究• 13 •

报，2014，39(8)：1 521–1 529.(KANG Hongpu，JIANG Pengfei，CAI Jiafang. Test and analysis on stress fields caused by rock bolting[J] Journal of China Coal Society，2014，39(8)：1 521–1 529.(in Chinese)) [5]吴拥政，康红普. 强力锚杆杆体尾部破断机制研究[J]. 煤炭学报，

2013，38(9)：1 537–1 541.(WU Yongzheng，KANG Hongpu. Failure mechanism study on tail of high strength bolt[J]. Journal of China Coal Society，2013，38(9)：1 537–1 541.(in Chinese))

[6]王金华. 全煤巷道锚杆锚索联合支护机制与效果分析[J]. 煤炭学

报，2012，37(1)：1–7.(WANG Jinhua. Analysis on mechanism and effect of rock hop sand cables in gate road with coal seam as roof[J].

Journal of China Coal Society，2012，37(1)：1–7.(in Chinese)) [7]高明仕，赵一超，李明，等. 软岩巷道顶、帮、底全支全让O型

控制力学模型及工程实践[J]. 岩土力学，2014，35(8)：2 307–2 313.

(GAO Mingshi，ZHAO Yichao，LI Ming. Roof and support and bottom yielding support with whole section and O-shape control principle for soft rock roadway and engineering practice[J]. Rock and Soil Mechanics，2014，35(8)：2 307–2 313.(in Chinese))

[8]柏建彪，王襄禹，姚喆. 高应力软岩巷道耦合支护研究[J]. 中国

矿业大学学报，2007，36(4)：421–425.(BAI Jianbiao，WANG Xiangyu，YAO Zhe. Study of coupling support in soft rock roadway under high stress[J]. Journal of China University of Mining and Technology，2007，36(4)：421–425.(in Chinese))

[9]王连国，，李海亮. 软岩巷道锚注支护结构蠕变分析[J]. 中

国矿业大学学报，2009，(9)：608–612.(WANG Lianguo，ZHANG Jian，LI Hailian. A creep analysis of a bolt-grouting support structure within a soft rock roadway[J]. Journal of China University of Mining and Technology，2009，(9)：608–612.(in Chinese))

[10]黄兴，刘泉声，乔正. 朱集矿深井软岩巷道大变形机制及其控

制研究[J]. 岩土力学，2012，33(3)：827–834.(HUANG Xing，LIU Quansheng，QIAO Zheng. Research on large deformation mechanism and control method of deep soft roadway in Zhuji coal mine[J]. Rock and Soil Mechanics，2012，33(3)：827–834.(in Chinese))

[11]李大伟. 软岩巷道锚喷支护破坏分析与对策[J]. 河南理工大学学

报：自然科学版，2007，(6)：1–6.(LI Dawei. Failure analysis and countermeasure of bolt shotcrete support for soft rock roadway[J].

Journal of Henan Polytechnic University：Natural Science，2007，(6)：1–6.(in Chinese))

[12]常庆粮，周华强，李大伟，等. 软岩破碎巷道大刚度二次支护稳定

原理[J]. 采矿与安全工程学报，2007，24(2)：169–177.(CHANG Qingliang，ZHOU Huaqiang，LI Dawei，et al. Stability principle of extremely rigid secondary support ofsoft and broken rock roadway[J].

Journal of Mining and Safety Engineering，2007，24(2)：169–177.(in

Chinese))

[13]何满潮，郭志飚. 恒阻大变形锚杆力学特性及其工程应用[J]. 岩石

力学与工程学报，2014，33(7)：1 297–1 308.(HE Manchao，GUO Zhibiao. Mechanical propertyand engineeringapplication ofanchor bolt with constant resistance and large deformation[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2014，33(7)：1 297–1 308.(in Chinese))

[14]LI C C. A new energy-absorbing bolt for rock support in high

stressrock masses[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences，2010，47(2)：396–404.

[15]ANDERS A. Laboratory testing of a new type of energy absorbing rock

bolt[J]. Tunnelling and Underground Space Technology，2005，20(4)：291–330.

[16]郭志飚，李乾，王炯. 深部软岩巷道锚网索–桁架耦合支护技

术及工程应用[J]. 岩石力学与工程学报，2009，28(增2)：3 914–3 919.

(GUO Zhibiao，LI Qian，W ANG Jiong. The steel mesh and anchor-truss coupling supporting technology and engineering applications of deep soft rock roadway[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2009，28(Supp.2)：3 914–3 919.(in Chinese))

[17]GUO Z B，SHI J J，WANG J，et al. Double-directional control bolt

support technology and engineering application at large span Y-type intersections in deep coal mines[J]. Mining Science and Technology，2009，19(2)：155–159

[18]高延法，王波，王军，等. 深井软岩巷道钢管混凝土支护结构性能

试验及应用[J]. 岩石力学与工程学报，2010，29(增1)：2 604–2 609.

(GAO Yanfa，WANG Bo，WANG Jun，et al. Test on structural property and application of concrete-filled steel tube support of deep mine and soft rock roadway[J]. Chinese journal of rock mechanics and engineering，2010，29(Supp.1)：2 604–2 609.(in Chinese))

[19]毕远志，孔一凡，蔡东红，等. 高韧性纤维混凝土在深部软岩巷道

支护中的应用[J]. 煤炭学报，2010，35(12)：1 969–1 974.(BI Yuanzhi，KONG Yifan，CAI Donghong. Application of high toughness fibers concrete in deep soft rock roadway[J]. Journal of China Coal Society，2010，35(12)：1 969–1 974.(in Chinese))

[20]陆士良，王悦汉. 软岩巷道支架壁后充填与围岩关系的研究[J]. 岩

石力学与工程学报，1994，13(2)：180–183.(LU Shiliang，WANG Yuehan. The research on afterfilling and surrounding rock of soft rock roadways support wall relation[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，1994，13(2)：180–183.(in Chinese))

[21]尤春安. 巷道金属支架的计算理论[M]. 北京：煤炭工业出版社，

2000.(YOU Chun′an. Calculation theory of roadway steel support[M].

Beijing: China coal industry publishing house，2000.(in Chinese))下载本文

显示全文

全部频道