0.   引言

地质条件、外界环境、覆岩载荷变化和强夯扰动等易导致平硐顶部出现裂隙、局部料石显著错位甚至掉落，平硐发生局部变形，进而引发支护扭曲、损坏等问题，威胁矿井安全生产和人员生命安全，因此平硐围岩变形监测及支护薄弱处优化至关重要。

传统巷道围岩变形监测大多采用收敛仪、三维激光扫描等方法，存在以下不足：① 均为点式监测，无法满足复杂工程的全面监测需求。② 实时及自动化监测程度低。③ 不具备长距离、高精度和大面积监测能力^[1-2]。光纤传感技术具有精度高、监测范围广、本质安全、可实现分布式监测、数据采集和处理自动化程度高等优点，近年来在矿山巷道、隧道等变形监测中得到广泛应用^[3]。柴敬等^[4-5]总结了光纤传感技术在矿山围岩变形与破坏监测方面的应用进展，分析了光纤传感理论及在采场和巷道围岩变形监测中的适用特点，通过室内实验得出立体模型更能真实反映采场围岩应力状态。李延河等^[6]研制了一种准分布式大量程应变传感器光缆，实现了围岩内部变形测点的1 m级间距布置。兰建功等^[7]提出了一种基于光纤光栅传感器的巷道矿压监测方法，有效揭示了矿压显现规律。汤树成等^[8]从光纤光栅技术原理出发，验证了其在煤矿安全监测应用中的可行性。李锦辉等^[9]研发了内嵌光纤的自感知纤维增强复合材料（Fiber Reinforced Polymer，FRP）锚杆，提出了基于自感知FRP锚杆的隧道围岩智能监测系统，实现了对围岩变形的立体化、全天候实时监测。张宁博等^[10]基于光纤光栅原理研发了一孔多点式应力与位移监测系统，并通过性能测试验证了该系统可实现应力和位移的实时测量。刘德军等^[11]在深部巷道围岩破裂模型中布置光纤布拉格光栅（Fiber Bragg Grating，FBG）应变传感器和光栅尺位移传感器，对巷道围岩内部应变和位移进行监测，结果表明FBG应变传感器监测稳定性强且不易损坏。侯公羽等^[12]设计了一种基于分布式光纤技术的煤矿巷道顶板监测系统，采用5 mm钢绞线光纤作为感测光纤，实现了对煤矿巷道顶板的实时在线分布式监测。朱少华等^[13]将分布式光纤和光栅传感器埋设于隧洞模型试件中进行隧洞模拟开挖试验，探索出一种地质力学模型试验应变量测的可行方法。刘少林等^[14]基于布里渊光时域分析（Brilouin Optical Time-Domain Analysis，BOTDA）技术，对煤层采动过程中的覆岩变形情况进行监测，研究结果表明，该方法可以准确地获取覆岩变形分布及其变化情况。李虎威等^[15]根据FBG受力特性，提出了一种可长期实时监测的围岩应力监测系统。孙健^[16]提出将光纤光栅位移传感器布设在露天矿边坡上对位移数据进行精确采集并预警的方法，可对边坡变形破坏发出预警。苏胜昔等^[17]结合工程实时监测数据库，采用光纤传感技术对张涿高速东马各庄隧道实现了远程实时监测，得到不同级别围岩的变形量、变形稳定时间、变形速率。何勇等^[18]提出BOTDA结合斜交光纤组的裂缝监测方法，得到了光纤与裂缝之间的夹角，并实时监测裂缝宽度变化。董鹏等^[19]通过光纤传感技术对隧道上覆层沉降进行监测，准确获取覆岩整体变形时空演化特征。刘泉声等^[20]将光纤传感技术应用于浅埋超大断面圆形隧道开挖模型试验中，对煤层采动过程中覆岩变形及破坏状态进行监测。张宇等^[21]通过对光纤光栅传感器和多点变位计在围岩变形（应变）监测中的应用对比，发现光纤光栅传感器易受施工爆破振动影响，且随着运行时间增长，有效测点数逐渐减少。以上学者对光纤传感技术在矿山巷道或隧道围岩监测中的应用取得了一定成果，但监测系统的设计局限性较大，无法获取实时光谱图，且仅针对巷道或隧道围岩的单一参量进行监测，无法全面获取围岩稳定状况。

在光纤传感技术中，FBG因质量小、抗电磁干扰性强、受温度影响小、可多台传感器串联等优点而在监测领域得到广泛应用。本文以某煤矿主平硐为工程背景，提出了基于FBG的平硐围岩稳定性监测技术，对平硐围岩局部变形进行实时监测，通过实时光谱图分析其变形情况，监测内容包括巷道拱顶裂缝张开度、巷道顶底板及两翼移近量、巷道断面应力应变。依据现场监测结果，针对支护薄弱处提出了补强支护方案，并结合数值模拟验证了其可行性。

1.   工程背景

某煤矿主平硐井筒断面为直墙半圆拱形，净宽3.0 m，净高2.7 m，井筒坡度为5%，长度为890 m，净断面积为7.1 m²。巷道底板铺设厚100 mm的混凝土。采用料石砌碹支护，其支护强度较低、结构稳定性较差。

该矿新建设电厂和矿井生产系统在平面上产生了一定的交错，厂区边坡局部压覆于主平硐顶部，距离主平硐口39.8～103.1 m，共计63.3 m范围内将直接受到上覆边坡压覆影响，压覆厚度为0～9.5 m，如图1所示。在厂区建设土地平整过程中，平硐受覆岩载荷变化和强夯扰动。

图  1  主平硐轴线剖面及平面

Figure  1.  Axis profile and plan of main adit

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2.   FBG传感技术原理

FBG传感器能根据环境温度及应变变化来改变其反射光波波长。利用激光在光纤上形成周期性缺陷，从而改变纤芯区域折射率。当外界参量（温度、应力）发生变化时，会改变光栅折射率，导致传感器波长发生漂移，通过检测波长漂移得出应变、温度变化量。FBG波长漂移量和应变、温度变化量关系如下。

式中：Δλ_B为FBG波长漂移量；$K_{\varepsilon} $为FBG传感器应变标定系数；Δε_g为应变变化量；K_T为FBG传感器温度标定系数；ΔT为温度变化量。

3.   平硐围岩稳定性数值模拟

3.1   模型建立

根据填土工程与平硐的相对位置（图1），选取受填土工程扰动较明显的距平硐口40～100 m范围建立数值计算模型，对填土工程扰动下的平硐围岩稳定性进行初步研究。距平硐口40，60，80，100 m的填土工程断面如图2所示。

图  2  填土工程断面

Figure  2.  Cross-section of filling engineering

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结合地质钻孔信息，分别建立未开展填土工程和填土结束后的数值计算模型，如图3所示。

图  3  平硐围岩稳定性数值计算模型

Figure  3.  Numerical calculation model of adit surrounding rock stability

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3.2   试验过程及结果分析

为模拟填土工程对平硐的影响过程，试验分3个步骤开展：① 将人工填土赋予“空模型”，并对模型进行初次平衡运算。② 模型平衡后，开挖平硐，分析无填土工程影响下的平硐围岩稳定性。③ 在步骤②基础上，对原“空模型”的人工填土赋予本构模型和参数，实现填土后的工程状态模拟。

3.2.1   支承压力分布

地下工程巷硐变形是所处应力环境发生改变的直观响应，应力环境的恶化过程导致平硐顶板下沉、底板鼓起、两帮移近。填土前后平硐两帮同一位置的围岩支承压力分布如图4所示。可看出：填土后平硐两帮围岩支承压力均显著增大，增幅随平硐上方填土厚度增大而增大；左帮支承压力平均增幅为21.9%，右帮平均增幅为18.8%；左帮支承压力及其增幅均大于右帮，从图2可看出，平硐轴线左侧填土厚度大于右侧。由此得出结论：填土工程导致平硐两帮围岩支承压力升高，且呈不对称分布。

图  4  平硐围岩支承压力分布

Figure  4.  Abutment pressure distribution of adit surrounding rock

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3.2.2   围岩变形

现阶段支护条件下填土前后平硐围岩变形量如图5所示。可看出：填土前平硐顶板最大下沉量为8.3 mm，最大底鼓量为4.0 mm，两帮移近量变化较小，围岩整体变形不大，稳定性较强；填土后，顶板受扰动较强，最大下沉量增至22.1 mm，最大底鼓量增至8.5 mm，两帮移近量最大增幅为16.2 mm；平硐围岩变形量与支承压力对应性较强，同样呈现出随平硐上方填土厚度增大而增大的特征。

图  5  现支护条件下平硐围岩变形量

Figure  5.  Deformation value of adit surrounding rock under existing supporting condition

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根据数值计算结果可知，平硐上方填土工程会造成平硐两帮围岩支承压力升高，围岩变形量增大，尤其是顶板受扰动较为明显，下沉量增幅较大。由于数值模型为简化模型，所得结论具有一定局限性，需结合现场实测数据综合确定平硐受上方工程扰动的围岩稳定性情况。

4.   平硐围岩状态实时监测

4.1   监测系统

依据实际需求，设计了基于FBG的平硐围岩变形监测系统。该系统由FBG传感器、通信光缆、NZS−FBG−A02型FBG解调仪、工控机等组成，如图6所示。FBG传感器通过单芯引线串联成一个U型回路，与分通信光缆串联，之后接入主通信光缆。主通信光缆沿巷道一侧接入平硐口外调度室设备房解调设备，由其对FBG传感器采集数据进行预处理，并通过其内置4G无线通信模块将数据经4G网络传输至工控机，实现对数据的分析处理及存储，并将数据以数值和图表形式展示。

图  6  基于FBG的平硐围岩变形监测系统

Figure  6.  Monitoring system of adit surrounding rock deformation based on fiber Bragg grating(FBG)

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4.2   测站及传感器布置

距平硐口10 m处为平硐上覆结构起伏变化的交叉点，受场地平整的影响，载荷不均匀分布；70 m处为场地平整时边坡变化较大位置；100 m处为煤电一体化项目工程施工道路位置，该位置上覆载荷扰动强烈。因此，在距平硐口10，70，100 m处各设置1处测站（分别为1，2，3号），同时在距平硐口130 m受上覆载荷扰动影响较小位置设1处测站（4号）进行对比，如图1（b）所示。1—4号测站各设置1个断面，分别为1，2，3，4号断面，采用FBG传感器实时监测平硐围岩的活动规律、受力及位移情况，具体见表1。

表  1  平硐围岩稳定性监测量

Table  1.  Monitoring parameters of adit surrounding rock stability

监测量	传感器类型	监测内容
断面应力、应变	FBG表面应变计	巷道表面应变
拱顶裂缝张开度	FBG位移计	拱顶裂缝张开度
支护结构内部应力	FBG土压力计	平硐支护结构受力及变形情况
顶底板及两帮变形量	FBG移近量传感器	顶底板及两帮位移变化

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根据现场施工环境及实际情况，结合数值模拟分析结果，确定FBG传感器布置位置，见表2。

表  2  FBG传感器布置位置

Table  2.  Arranging locations of FBG sensors

传感器类型	传感器位置
FBG表面应变计	平硐顶底板、两帮和肩部
FBG位移计	平硐拱顶中央
FBG土压力计	平硐两帮拱脚
FBG移近量传感器	平硐顶底板和两帮

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4.3   传感器重复测试精度试验

FBG传感器在生产时精度各不相同，每个传感器具有固有波动范围，但在平硐围岩变形监测过程中，受矿井复杂环境及覆岩载荷影响，传感器监测精度存在差异。为了确定FBG传感器在当前监测环境下的精度，完成安装调试后需进行数据重复性试验。

以FBG位移计为例进行说明。平硐受上覆载荷扰动下的变形是长期、缓慢的，短时间内变形量可忽略不计，因此将FBG传感器15 d的监测值作为FBG位移计合理波动范围，如图7所示。FBG位移计初始值不同，实测数据在初始值范围内上下波动。图7中1号断面靠近硐口的FBG位移计监测值波动范围为−0.241 8～0.142 6 mm，靠近大巷范围为−0.410 7～0.377 7 mm。同理得出各断面FBG位移计监测精度范围，见表3。

图  7  1号断面FBG位移计监测精度分析

Figure  7.  Monitoring precision analysis of FBG displacement meter in No.1 section

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表  3  各断面FBG位移计监测精度范围

Table  3.  Monitoring precision range of FBG displacement meter in each section

断面编号	传感器位置	零点值/mm	波动范围/mm	标定值/mm
1	靠近平硐口	−0.145 7	−0.241 8~0.142 6	±1
	靠近大巷	−0.009 8	−0.410 7~0.377 7
2	靠近平硐口	−0.056 5	−0.193 8~0.306 8
3	靠近平硐口	−0.134 8	−0.209 1~0.183 9
4	靠近平硐口	−0.085 7	−0.104 9~0.133 4
	靠近大巷	0.005 3	−0.150 5~0.236 8

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各断面FBG位移计监测精度最小值为−0.410 7 mm，最大值为0.377 7 mm，差值为0.788 4 mm。FBG位移计监测精度标定值为±0.210 2 mm。因在FBG位移计安装过程中对其进行了预紧力设置，则设其重复测试精度为±1 mm。

按照上述方法确定各传感器重复测试精度，结果见表4。可看出FBG表面应变计、位移计、土压力计、移近量传感器现场监测精度分别为±50 μɛ，±1 mm，±0.2 MPa，±12 mm。

表  4  FBG传感器重复测试精度

Table  4.  Repetitive test precision of FBG sensors

传感器类型	理论精度	重复测试精度
FBG表面应变计	±4 μɛ	±50 μɛ
FBG位移计	±1 mm	±1 mm
FBG土压力计	±0.01 MPa	±0.2 MPa
FBG移近量传感器	±2 mm	±12 mm

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4.4   监测结果

受篇幅所限，本文仅对上覆受载荷扰动强烈的3号断面与扰动较小的4号断面监测结果进行对比分析。

FBG表面应变计监测值如图8所示。从图8（a）可看出：3号断面帮部及肩部应变监测值波动较小，波动幅度及趋势基本一致，且存在拉压转换情况；3号断面左帮、左肩、拱顶、右肩、右帮应变监测值在7个月内的最大波动幅度分别为45.46，33.56，134.94，26.20，33.83 μɛ，拱顶应变监测值波动超出合理范围，且在2月初、4月初出现突降现象（受压），突降值分别为60.56，71.31 μɛ。从图8（b）可看出，4号断面各FBG表面应变计监测值最大波动幅度分别为30.93，25.11，35.76，30.34，35.76 μɛ，均在合理波动范围内，表明该断面无明显变形。对比3号与4号断面应变监测值可知，3号断面顶板处在上覆载荷扰动下持续发生压应变，2月初第1次受压明显，4月初第2次受压明显，应变监测值变化明显。经现场观测发现，监测期间共发生2次局部变形，与监测值变化情况吻合。

图  8  FBG表面应变计监测值

Figure  8.  Monitoring value of FBG surface strain gauge

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FBG位移计监测值如图9所示。可看出3号与4号断面位移监测值变化幅度分别为2.15，0.19 mm；3号断面位移监测值总体呈持续向下波动趋势，在3月初、6月初出现突降现象，突降值分别为1.34，0.69 mm，3月中旬至6月中旬未出现突降现象，但持续向下波动，变化幅值为0.32 mm；4号断面位移监测值始终围绕初始值上下波动，没有发生明显变化，处于较稳定状态。对比3号与4号断面位移监测值可知，3号断面拱顶处FBG位移计监测值变化量较大，在3月初出现明显变化，且随着载荷扰动持续，变化量逐渐增大，根据FBG位移计60 d监测值分析，监测值累计波动幅度为2.03 mm。经现场观测，3号断面处平硐围岩表面混凝土掉落，拱顶中央形成2 mm裂缝，如图10所示。

图  9  FBG位移计监测值

Figure  9.  Monitoring value of FBG displacement meters

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图  10  平硐裂缝

Figure  10.  Adit cracks

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FBG土压力计监测值如图11所示。可看出3号与4号断面两帮拱脚处压力监测值波动趋势基本一致；3号断面压力监测值波动幅度相对较大，左右帮拱脚压力监测值变化量最大值分别为0.33，0.20 mm，均在FBG土压力计监测精度范围内。经现场观测，3号与4号断面两帮拱脚处在7个月内未受上覆载荷影响而发生明显变形。

FBG移近量传感器监测值如图12所示。可看出3号与4号断面顶板下沉量监测值最大变化量分别为31.55，5.43 mm，两帮移近量监测值最大变化量分别为17.32，8.39 mm；3号断面顶板下沉量监测值在1—6月持续向下波动，变化量为13.02 mm，6月初出现突降现象，变化量为10.49 mm，两帮移近量监测值在2—4月持续向下波动，变化量为16.21 mm，之后趋于平稳；4号断面变形量监测值变化不大。

图  11  FBG土压力计监测值

Figure  11.  Monitoring value of FBG soil pressure meters

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图  12  FBG移近量传感器监测值

Figure  12.  Monitoring value of FBG proximity sensors

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综合数值模拟和现场实测结果可得到以下结论：① 平硐受上方填土工程扰动影响，顶板变形量较大，致使砌碹料石发生开裂，形成裂缝。② 上方填土工程扰动是平硐围岩稳定性下降的重要诱因。③ 监测结果与数值模拟结果、现场情况均有较高的吻合度，说明采用FBG传感器监测平硐围岩稳定性具有可行性。④ 在受填土工程扰动明显的区段，需采取一定的补强支护措施。

5.   平硐支护优化

根据现场考察，现有料石砌碹支护因时间过长、受扰动较大，料石出现一定的脱落现象，支护力度不足。针对平硐围岩变形情况，采用锚杆+T型钢板对围岩进行加固，同时为防止砌碹料石之间的混凝土风化脱落，采取喷浆方式封闭巷道表面。

5.1   锚杆支护参数设计

按照悬吊理论，锚杆长度为

式中：$ {L_1} $为锚杆锚固在稳定岩层的长度，取800 mm；$ {L_2} $为锚杆有效长度；$ {L_3} $为锚杆外露长度，取100 mm。

根据自然平衡拱理论，$ {L_2} $应等于普氏免压高度，即

式中：$ B $为平硐断面宽度，取3 600 mm； $ f $为顶板岩层坚固性系数，取2。

将相关参数代入式（3），得L₂=900 mm，由此确定锚杆长度为1 800 mm。

选定ϕ20 mm螺纹钢锚杆，其承载力P=172 kN，间排距为

式中：$ k $为锚杆安全系数，取1.5；$ \sigma $为锚杆的支护反力。

根据弹塑性理论与摩尔−库伦屈服准则，将平硐断面等效为圆形巷道，按平面应变进行求解，可推导出圆形巷道位移公式，如下。

式中：$ {u_{\rm{r}}} $为平硐周边径向位移；$ \mu $为岩层静态泊松比；$ \varphi $为岩层内摩擦角；$ E $为岩层静态弹性模量；$ {R_0} $为平硐等效半径；$ {p_0} $为岩层初始应力；$ c $为岩层黏聚力；$ {R} $为围岩塑性区等效半径。

式中：$ \gamma $为岩层容重；$ H $为平硐埋深。

通过式（5）—式（7）计算锚杆支护反力，再根据式（4）得出锚杆间排距。本文中锚杆间排距为0.9 m。

平硐支护优化方案如图13所示。

图  13  平硐支护优化方案

Figure  13.  Optimized adit support scheme

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顶板及帮部均采用T型钢带架，以“井”字形布置，先从巷道中线向两边各400 mm处布置2根钢带，再以1 600 mm间距分别向两帮布置，横向排距为1 600 mm。顶板及帮部螺纹钢锚杆为ϕ20 mm×1 800 mm，间排距为900 mm×900 mm，沿平硐纵向以菱形布置。

5.2   支护效果数值模拟

在填土前平硐平衡计算的基础上，对采用支护优化方案条件下填土后的平硐围岩变形开展数值模拟，结果如图14、图15所示。

图  14  平硐围岩稳定性数值模拟结果

Figure  14.  Numerical simulation results of adit surrounding rock stability

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图  15  平硐围岩变形量

Figure  15.  Deformation value of adit surrounding rock

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从图14、图15可看出，采用支护优化方案后，平硐上方填土后，平硐整体变形量较优化前大幅降低，但随平硐上方填土厚度增大而增大的特征依然存在，说明锚杆仅对平硐一定深度的围岩起到加固作用，平硐所处大的应力环境仍是决定其围岩稳定性的重要因素。与支护优化前相比，支护优化后的平硐顶板下沉量最大值为−11.3 mm，两帮移近量最大值为12.04 mm，平均降幅达48.8%。可见采用支护优化方案后，平硐围岩变形得到有效控制，尤其是对顶板的变形控制效果显著。

6.   结论

1） 采用数值模拟研究了某煤矿主平硐上方填土前后围岩稳定性，结果表明：填土工程导致平硐两帮围岩支承压力升高，且呈不对称分布；顶板受扰动较强，最大下沉量由填土前的8.3 mm增至22.1 mm，最大底鼓量由4.0 mm增值8.5 mm；两帮移近量最大增幅为16.2 mm；平硐围岩变形量与支承压力对应性较强，呈现随平硐上方填土厚度增大而增大的特征。

2） 采用基于FBG的平硐围岩变形监测系统监测平硐顶底板及两帮变形情况，分析表明平硐在现有料石砌碹支护状态下，受上覆载荷扰动，其顶板受压明显，顶板最大下沉量约为30 mm，形成宽度约2 mm的裂缝。监测结果与数值模拟、现场观测情况相符，验证了基于FBG传感技术的平硐围岩稳定性监测方法的有效性。

3） 采用锚杆+T型钢板方式对平硐现支护方式进行优化，采用数值模拟对优化支护方式进行验证，结果表明采用优化支护方式后，平硐围岩变形量平均降幅达48.8%，其稳定性得到有效保证。