特厚煤層沖擊地壓與大變形協調控制技術研究

寧振其

（霍州煤電集團有限責任公司團柏煤礦，山西 霍州 031414）

1 工程概況

9-700綜放工作面屬于特厚煤層綜放工作面。工作面所開采的9#煤層，賦存穩定，但是結果比較復雜，煤層傾角4～24°，平均14°，中煤層，煤層厚度為11.8m，煤層普氏系數1.44，具有較大硬度。該工作面走向長度為2340m，傾斜長度為232m，采煤高度3.2m，放煤高度為8.6m，單向割煤，一采一放，采用單輪順序放煤方式，采放比1：2.69，割煤步距0.8m，放煤步距0.8m。屬于沿空綜放工作面，頂板管理采用全部垮落法。區段內上部為軌道平巷，下部為運輸平巷。煤層的單軸抗壓強度為13.4MPa,彈性能量指數為7.65，頂板彎曲能量指數為82.13KJ，最終綜合判定為中等程度沖擊傾斜性。對各個區域進行評價，劃分結果如圖1，其中紅色區域為高度危險區域，黃色中度危險，藍色一般危險。

原先為處理工作面在的高度危險沖擊低壓區域，采用工作面超前大直徑鉆孔預卸壓措施，工作面剛開始開采時，巷道變形量很小，但是進入沿空開采后，兩幫移進量迅速增大1.5～2m,頂底板移進量超過1.5m，斷面收縮率達到了80%，沿空巷道變形失穩導致超前支架被擠死或壓死，對其進行更換也解決不了問題，嚴重影響了礦井安全，降低生產效率，因此必須對該問題提出進一步的解決措施。

圖1 9-700工作面沖擊地壓危險區劃分圖

2 特厚煤層沿空巷道形變機理分析

以往的研究中，基本頂斷裂的跨度可近似等于周期來壓步距[1]。9-700工作面老頂周期來壓的步距在12m到14m之間，則采空區側向斷裂的跨度也是12～14m，而在實際生產中，工作面頂板在側向25～30m時處斷裂，長度近似為周期來壓步距的兩倍，說明側向頂板發生了二次破斷。對巷道圍巖變形量進行觀測，匯總得到的結果如圖2所示，巷道頂底板最終移進量為2000mm，兩幫移進量為3100mm，沿空巷道的變形速度在距離工作面65m左右開始劇增。

由沿空巷道表面位移觀測結果，以及上覆巖層鉸接梁穩定性的分析，可知導致巷道變形劇增的主要機理是頂板發生二次側向破斷回轉所引發。圖3所示為典型的直接頂、老頂形成的鉸接巖梁自穩結構，圖中A、B、C為鉸接點，沿空巷道采掘完成后，直接頂對于老頂的支撐峰值距離空巷很近，這種情況存在較大的沖擊危險性，需要采取有效的卸壓措施。

圖2 回采期間沿空巷道圍巖變形曲線

圖3 沿空巷道沖擊、大變形機理示意圖

3 厚煤層沿空巷道頂板二次斷裂力學機理

根據圖2煤層頂板的結構建立二次破斷的力學模型[2]，如圖3所示。設已斷裂頂板長度為c1m，即將斷裂的巖塊長度為c2（m），厚度均為ME（m），巖體容重為γE（N/m3）,下方煤體退巖層的支撐力為n,超前支撐壓力簡化為均布在和載荷q。已破斷巖塊下的煤體，由于受空巷開掘的影響，及其裂隙節理的發育，致使其承載力很小，其支撐力可忽略不計。θ為即將破斷巖塊的回轉角，現就巖塊Ⅱ、Ⅲ進行受力平衡分析，其圖解如圖4，將頂板對煤層的均布載荷簡化為Q，煤層對頂板的支撐力簡化為N，巖塊Ⅱ通過鉸接點B傳遞給巖塊三的水平擠壓力為P，相應的摩擦力F=pf,其中f為接觸面的摩擦系數。煤層的單軸抗壓強度為[σc]（MPa）。

圖4 側向頂板二次斷裂力學模型

圖5 巖塊Ⅱ、Ⅲ的受力平衡分析

巖塊Ⅱ的平衡前提條件是∑MA=0，則

由于G1=MEγEc1，當巖梁具有較小的沉降值SA時，有：

一般情況下SA都要遠遠小于巖塊Ⅱ的長度c1，使tanθ≈θ，則可以將F和P進行化簡：

側向巖塊Ⅱ其上表面在C處受到最大拉應力，因此它發生破斷的前提就是在C界截面處開裂，力學條件為：

其中[σt]為巖梁的單軸抗拉強度，σ為截面C處實際所受的拉應力，其大小為：

式中，σ1為力系在C處總的拉應力；σ2為力系在C處總的的壓應力；σ1是由巖梁彎曲產生的，故：

σ2推壓力由巖塊間的水平推力形成，值為：

最終可以得處C點的拉應力為：

根據本采煤工作面的實際情況，取γE=2.6×104N/m3,c1=c2=15m,ME=12m f=0.1，將數值代如式（9）得：

1）假如不進行9-700工作面的開采活動，那么沿空巷道就不會受到采動的影響，則其上覆巖塊Ⅲ已經形成了穩定的鉸接梁結構就不會斷裂，也不會對沿空巷道形成巨大的擠壓力，因此也不會形成過度的巷道形變。若在巷道靠近工作面將要開采的煤體一側采取大直徑鉆孔的方法進行卸壓后，在煤體破壞前適當的降低了其上部的應力集中，防止了工作面開采時頂板破斷形成的沖擊低壓及巷道的過度形變[3]。

2）當開采工作面時，沿空巷道頂板嚴重受到其采動的影響，未破斷的巖塊會同時受到工作面的超前支撐壓力和采空區側向支撐壓力的共同作用，此時取σ≥60MPa；如過對巖塊Ⅲ下層的煤體不采取卸壓措施的話，則煤層處于三向應力狀態，煤體的單軸抗壓強度[σc]＞70MPa，帶入式（10）可得 σ＜0，則巖塊Ⅲ能夠保持穩定，即不會導致沿空巷道的失穩變形，但是液壓支架可能會承受較大的超前支撐壓力，將會存在沖擊來壓的危險;當采取大直徑鉆孔對煤體進行卸壓時（原鉆孔間距為1m），煤層將會變為雙向應力狀態，煤體抗壓強度[σc＞40MPa，代入（10）得σ=98MPa，查資料可知巖塊Ⅲ能承受的最大應力為15.6MPa＜σ，此時就會造成巖體Ⅲ的破斷，沿空巷道的大規模形變。

由以上分析可知，當不采取大直徑鉆孔進行沿空巷道卸壓處理時，基本頂不會二次側向破斷，但是工作面液壓支架會形成一定程度的應力集中，甚至有沖擊來壓的危險；若利用在煤體上進行大直徑鉆孔卸壓時，上部巖塊會在工作面超前支撐壓力、采空區側向的支撐壓力共同作用下發生二次破斷，使沿空巷道大范圍的扭曲變形，影響工作面的安全生產，因此必須采取有效的方法措施進行頂板治理[3]。

4 特厚煤層沿空巷道沖擊地壓與大變形協調控制工程實踐

結合著辛置煤礦的9-700綜放工作面生產的實際情況，對于其沿空巷道在工作面開采過程中出現的大變形問題，提出并應用了以下的綜合治理方案：

1）運用新型的ZQ4000雙立柱單元支撐式液壓支架進行超前支護，該支架護頂寬度為4.5m，支架長度2m，支撐力為4000kN，每一排兩個柱子，該支架具有更大的支撐阻力，并且均勻的支撐空巷的頂板，保證其連續性，經過現場的實驗表明，采用新型支架后，圍巖變形量明顯減小，抗沖擊能力明顯增強，并且由于支架體積較小，移架時更為方便。

2）對沿空巷道內側，靠近實體煤采用密集的大直徑鉆孔卸壓后，對實體煤幫以及頂板進行補強加固。一是在實體幫打錨桿索桁架，進而來提高實體幫的彈性模量和剛度，抑制空巷的大變形；二是對空巷上部頂板進行錨網加固，來抑制冒頂。

3）根據工作面沖擊來壓危險程度的不同采取分區治理的方法，在高度、中度和一般危險程度的區域分別采用1m、2m、3m的鉆孔間距，防治沖擊地壓的同時并能盡量的保持煤體的完整性，使其具有適當的支撐能力。

由圖一可以得知，當采煤工作面開始進行開采工作后，沿空巷道大部分區域為中度危險區，現將該區域的大直徑卸壓鉆孔的間距由1m增加到2m，同時應用上述的措施（1）、（2），對巷道變形量進行監測，整理的結果如圖5，兩幫的移進量減小為2065mm，頂底板移進量變為1120mm，變形量較原處理方式分別下降了36%和44%，能夠為巷道內設備提供足夠的空間，滿足工作面正常的生產要求。

圖6 采取綜合控制措施后沿空巷道圍巖變形曲線

5 結 論

1）通過對9-700工作面沿空巷道變形量的觀測，以及對頂板失穩機理的分析，得出引起沿空巷道大規模變形的是由于工作面的采動影響誘發頂板二次側向破斷回轉所致。

2）根據該采煤工作面的頂底板條件建立了側向頂板二次斷裂力學模型，運用鉸接巖梁理論進行穩定性分析，得出頂板二次側向破斷的力學機理及判別條件。經過理論計算得出，當深井厚煤層沿空巷道不采取大直徑鉆孔預卸壓措施時，雖然基本頂不會發生二次破斷，但是工作面會存在沖擊來壓的危險；當沿空巷道采取大直徑鉆孔預卸壓措施時，基本頂在采空區側向支承壓力和工作面超前支承壓力的共同作用下會發生二次破斷。

3）厚煤層大變形控制和煤層沖擊地壓的協調控制機理確定了合理的方法參數，通過合理的布置大直徑鉆孔來釋放圍巖的膨脹變形，降低巷道圍巖的應力，減少對圍巖結構的破壞。通過現場實踐、實測，應用優化后的卸壓參數和支護工藝等技術措施后，在一定程度上解決了沿空巷道的大變形問題，同時防止了頂板沖擊來壓，取得了較好的效果。