深井動壓影響下山煤巷圍巖變形機理與控制研究*

劉 嘯

(1.安徽理工大學 深部煤礦采動響應與災害防控安徽省重點實驗室，安徽 淮南 232001；2.煤科集團沈陽研究院有限公司，遼寧 撫順 113000； 3.煤礦安全技術國家重點實驗室，遼寧 撫順 113000)

0 引言

采區上、下山等準備巷道是聯結各回采工作面與開拓巷道的樞紐，通常以巷道群形式布置，肩負礦井行人、通風和運料等用途。準備巷道服務年限長且與礦井安全高效生產密切相關，其圍巖穩定性控制要求較高。近年來隨著淺部資源日益枯竭，多數礦井逐步轉入深部開采，由此面臨“三高一擾動”多場耦合復雜圍巖環境和“軟巖大變形”等工程難題[1-3]。尤其當埋深達700 m以上時，采用傳統支護措施表現穩定的淺部煤巷，進入深部后圍巖變形和支護體失效頻繁發生，給圍巖穩定性控制提出新的要求。

關于深部煤巷圍巖變形控制，國內外學者開展了大量研究。主要從煤系地層賦存稟賦、原巖應力場特征、圍巖二次應力分布規律、支護體的作用出發，分析各因素對深部煤巷變形破壞的影響，并提出相應支護理論、控制技術和支護設計方法[4-8]。支護理論方面：王琦等對現階段深部煤巷支護現狀，尤其是讓壓支護理論進行了總結，提出“先控后讓再抗”支護理念[9]；何滿朝等針對深部煤巷非線性大變形問題，提出錨網索耦合支護理論，該理論強調軟巖巷道支護的關鍵在于支護體與圍巖強度、剛度和結構上的耦合[10];余偉健等基于深井軟巖巷道常采用的“錨網索噴”組合控制措施，提出疊加拱承載體力學模型，指出錨桿支護在圍巖淺部形成主壓縮拱，錨索支護在圍巖深部形成次壓縮拱[11]，并給出初次支護和二次支護的承載能力量化解析式。控制技術方面：高明仕等研究了煤巷復合頂板沖擊動載作用下“層間離層-巖梁開裂-動力震裂”的裂變失穩演化規律，提出了“頂部桁架錨索+跨中長錨索+頂角斜錨桿”強力聯控支護對策[12]；張農等通過對深部煤層巷道圍巖劃分穩定性控制難度級別,提出以新型“三高”錨桿控制技術為基礎的深部煤巷圍巖控制對策[13]；周波等針對破碎煤巷支護困難、變形大等難題，提出針對弱結構煤巖體的“錨桿+注漿預強化”圍巖支護技術[14]。而在支護設計方面，已有成果多是從巷道群中單一巷道穩定性出發，研究各自圍巖變形特征及支護對策，忽略了鄰近巷道或工作面等采掘工程對其圍巖破裂失穩機理及支護結構力學特性的影響[15]。

本文基于劉橋一礦Ⅱ66回風下山變形失穩特征，采用現場實測、實驗室實驗、FLAC3D數值模擬以及工業性試驗綜合研究方法，分析了圍巖賦存稟賦、原巖應力場、鄰近采掘工程動壓擾動對回風下山圍巖穩定性的影響并提出相應優化設計方案，通過工業性試驗證明了設計方案的科學性。

1 下山煤巷工程地質概況

1.1 工程背景

劉橋一礦位于安徽省皖北礦區，采用立井多水平集中大巷布置方式。主要開采4號和6號煤層，2煤層間距60～80 m，煤系地層平均傾角13°。各煤層單獨布置準備巷道，工作面采用走向長壁綜采。4煤和6煤II水平在采工作面埋深均已超過800 m，現向1 000 m埋深掘進。本文以Ⅱ66回風下山為工程背景，該下山位于6煤層中，煤層原生裂隙較為發育，煤體強度較低，巷道沿煤層頂、底板掘進，周圍采掘工程分布復雜。除鄰近4煤、6煤綜采工作面外，回風下山附近還存在軌道下山、輔助下山，空間位置如圖1所示。回風下山與軌道下山直線距離約為28 m，與輔助下山直線距離約為53.7 m。3條下山開拓延伸順序為：軌道下山—回風下山—輔助下山。

圖1 回風下山及鄰近采掘工程空間布置Fig.1 Spatial arrangement of return air dip and adjacent excavation engineering

1.2 下山煤巷原支護參數

Ⅱ66回風下山為矩形斷面，寬4.4 m，高3.2 m，原支護方案采用“錨網索+工字鋼棚”對稱支護措施，如圖2所示。頂板選用左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，幫部選用右旋等強螺紋鋼錨桿，規格均為Φ20 mm×2 200 mm，間排距800 mm×800 mm，通過鋼筋梁聯結。錨索規格為Φ17.8 mm×6 300 mm，間排距1 600 mm×2 400 mm，通過M型鋼帶聯結。頂板和幫部鋪設雙層鋼笆網，底板無支護。

圖2 回風下山原支護設計方案Fig.2 Original support design scheme of return-air dip

采用上述支護方案，回風下山掘出不久即產生較大變形，尤其在6煤工作面接近停采線時，回風下山頂板發生大范圍沉降(圖3)，局部可達850 mm，工字鋼棚壓彎失效；右幫嚴重擠出，局部達700 mm，錨桿、錨索被拉斷剪斷，鋼帶斷裂，支護體大范圍失效；底鼓嚴重，最大變形量可達550 mm，巷道斷面已不能滿足正常通風要求。

圖3 回風下山變形失穩特征Fig.3 Deformation instability characteristics of return airflow dip

2 回風下山變形失穩機理分析

巷道圍巖穩定性主要受工程地質條件和生產條件影響。工程地質條件是指圍巖賦存稟賦、物理力學性質以及礦井涌水、地溫等。生產條件主要是指巷道周圍采掘工程分布狀況以及與其他巷道、采煤工作面等采掘工程的時空關系。

2.1 圍巖物理力學特性

回風下山布置在6煤層中，直接頂、底板均為泥巖，通過現場打鉆取芯并開展實驗室力學測試，獲得回風下山圍巖物理力學參數，見表1。現場觀測顯示，下山煤巷圍巖完整性較差，取芯以及室內巖樣加工均較為困難，巖樣物理力學強度處于較低水平，難以承受高應力作用。

表1 回風下山圍巖物理力學參數Table 1 Physical and mechanical parameters of surrounding rock of return-air dip

2.2 原巖應力測試及分析

地應力是驅動地下工程失穩、地下空間變形的源動力，為保證支護設計的科學性，首先應掌握該區域詳實的地應力分布特征。采用空心包體應變法在Ⅱ66采區水平變電所泵房開展了原巖應力實測，測試設備及所獲巖芯如圖4所示，測試結果見表2。

圖4 地應力測試設備及所獲巖芯Fig.4 In-situ stress testing equipment and obtained rock core

表2 原巖應力測試結果Table 2 Stress test results of original rock

當原巖應力值在18～32 MPa時，可認為該區域為高應力區，原巖應力實測顯示，水平變電所泵房最大主應力為31.87 MPa，最小主應力為19.77 MPa，且均為水平應力，表明該區域以構造應力場為主。側壓系數λ為1.6，水平地應力非均勻系數ζ(ζ=σH/σh)為1.51，說明測試區域地應力具有明顯的方向性。Ⅱ66回風下山軸線方位為N162°E，而最大主應力方位角為N233°E，兩者夾角為71°。原采區準備巷道布置設計時，未考慮原巖應力場分布特征，使回風下山斷面承受較高水平應力作用，極不利于頂、底板穩定。

2.3 回風下山變形失穩數值分析

Ⅱ66回風下山開拓延伸期間，圍巖二次應力場分布受鄰近軌道下山和輔助下山掘進擾動影響，后又在4煤、6煤工作面回采時，受動壓影響發生大范圍失穩破壞。基于Ⅱ66回風下山采掘工程地質條件，采用FLAC3D軟件，建立物理簡化模型，如圖5所示。分別模擬下山巷道群開挖—4煤工作面回采—6煤工作面回采這一動態過程，獲得回風下山圍巖失穩演化規律。

圖5 數值模型Fig.5 Numerical model

2.3.1 應力場分析

圖6為原支護方案下山巷道群掘出后圍巖垂直應力等值線圖。從圖6中可以看出，巷道群巷間應力疊加顯著，回風下山圍巖應力呈非對稱性。圍巖控制應力峰值為40 MPa，巷道右側峰值應力影響范圍較大，圍巖塑性圈深度大于左側。回風下山左側圍巖由淺入深形成應力降低區、增高區、原巖應力區，而右側受軌道下山影響不存在原巖應力區。軌道下山的存在使回風下山二次應力場呈非對稱分布，這是造成回風下山非對稱變形的主要原因。

圖6 掘巷后垂直應力Fig.6 Vertical stress after roadway excavation

圖7為4煤、6煤工作面回采完成后巷道群圍巖垂直應力等值線圖。由圖7可知，回風下山左側圍巖應力峰值增加到43.7 MPa，應力增高區范圍顯著擴大。右側應力集中程度有所提升，巷間圍巖垂直應力由雙峰值轉變為單峰值，并向圍巖深部轉移，圍巖破壞范圍顯著增大。

圖7 4煤、6煤回采完成巷道群圍巖垂直應力Fig.7 Vertical stress of surrounding rock of roadway group after backstopping completion of No.4 and 6 coal

2.3.2 位移場分析

圖8為下山巷道群掘進完成后回風下山圍巖位移等值線圖。圖中顯示，掘巷期間回風下山頂、底板變形量較大，頂板最大位移量達460 mm，底板位移達420 mm。此時圍巖變形具有對稱性，說明巷間擾動影響不是導致回風下山非對稱失穩的主要原因。

圖8 巷道群掘出后回風下山圍巖位移Fig.8 Displacement of surrounding rock of return-air dip after excavation of roadway group

4煤工作面、6煤工作面回采時，在回風下山頂板底及兩幫中線設置觀測點，記錄各點變形量，觀測結果如圖9所示。

圖9 工作面回采期間回風下山圍巖表面位移Fig.9 Surface displacement of surrounding rock of return-air dip during backstopping period of working face

由圖9可知，由于4煤工作面距離Ⅱ66回風下山距離較遠，對其圍巖變形影響較小。回風下山底板變形在6煤回采后增加了10%左右，達到480 mm。而頂板變形增量達90%，最大位移量變為650 mm。左幫變形增量較小，右幫變形受6煤回采動壓影響顯著，位移量由450 mm增至650 mm，增幅為44%。

圖10為回風下山鄰近采掘工程回采結束最終圍巖位移等值線圖，由圖9、圖10可知，6煤工作面回采導致回風下山頂板和右幫變形急劇增長，使得圍巖變形最終呈非對稱性。

圖10 4煤、6煤回采完成回風下山圍巖位移Fig.10 Displacement of surrounding rock of return-air dip after backstopping completion of No. 4 and 6 coal

2.3.3 塑性區分析

圖11為Ⅱ66下山巷道群向1 000 m埋深掘進完成后圍巖塑性區分布圖。其中，淺色單元代表張拉破壞，深色單元代表剪切破壞。回風下山由于支護措施不當加之煤層強度較低，塑性破壞范圍最大。由圖11可以看出，回風下山頂、底板張拉破壞較為嚴重。

圖11 下山巷道群掘進完成后圍巖塑性區分布Fig.11 Plastic zone distribution of surrounding rock after excavation completion of dip roadway group

圖12為6煤工作面回采結束后，下山巷道群圍巖塑性區分布圖。從圖中可以看出，回風下山受工作面回采影響塑性區范圍顯著增大，塑性區所含單元個數由4 968個增長到23 947個，塑性區單元體積由2.54×104m3增長為2.61×105m3。回風下山與軌道下山巷間圍巖彈性區消失，全部處于塑性破壞狀態，與巷間垂直應力由雙峰值變為單峰值相對應。6煤工作面回采致使回風下山發生大范圍失穩破壞，而軌道下山的存在致使回風下山塑性區呈非對稱分布。

圖12 6煤工作面回采完成后回風下山圍巖塑性區分布Fig.12 Plastic zone distribution of surrounding rock of return-air dip after backstopping completion of No.6 coal working face

3 支護方案優化

3.1 圍巖控制理論

對于深井煤巷，圍巖物理力學特性和工程環境顯著區別于淺部，傳統支護理論已不能適應軟巖工程穩定性需求。基于現場調查和變形失穩機理分析，提出以下控制思路：

1)高阻讓壓，充分利用圍巖自承能力

選用具有一定延伸率的支護體，通過高阻讓壓，最大發揮塑性區圍巖自身承載能力而又不至于拉斷失效。

2)改善圍巖性質，提高整體承載能力

通過圍巖深淺孔注漿，將塑性圍巖膠結為整體，提高煤體殘余強度并為支護體提供可靠著力基礎。

3)加強關鍵部位控制，采取非對稱支護形式。

應力集中程度較高和變形的始發部位均為關鍵支護區域，采取非對稱支護形式，增大關鍵部位支護強度。

3.2 優化后技術方案

基于上述圍巖控制理論，提出“新型中空錨桿錨索+深淺孔注漿+架棚網噴”多層次組合控制支護措施。該措施以深、淺孔組合注漿為核心，以新型高強高延伸率中空注漿錨桿錨索為裝備基礎。由于下山煤巷受采動影響顯著，本文選擇對稱加密支護。具體方案如圖13所示。

圖13 回風下山優化控制設計Fig.13 Optimized control design of return-air dip

基于冒落拱理論[16]可知回風下山兩幫破壞深度為1.33 m，頂板最大破壞深度1.9 m，錨桿外露長度取0.6 m，為便于現場施工管理，錨桿統一取2.5 m。新的支護方案中，頂板錨桿全部替換為Φ22 mm×2 500 mm左旋無縱筋注漿錨桿，幫部為右旋等強注漿錨桿。錨索替換為Φ21.8 mm×6 300 mm中空注漿錨索，間排距和原支護方案相同，該小孔徑注漿錨索有增阻快、承載高等特點，破斷強度≥1 760 MPa，破斷力≥4 200 kN，屈服強度≥1 500 MPa，延伸率達5%。兩底腳傾斜15°各增設1根注漿錨桿，底板對稱布置3根注漿錨索。錨桿預緊力為55 kN，錨索預緊力為120 kN。錨桿通過梯子梁聯結，錨索通過M型鋼帶聯結，輔以雙層金屬網，架棚后噴射100 mm厚水泥砂漿完全覆蓋。錨桿采用1.5 MPa低壓注漿，錨索采用4 MPa高壓注漿，低壓注漿9 d后進行高壓注漿。

4 工業性試驗

回風下山刷擴后，采用上述優化控制措施重新進行支護。在Ⅱ66下山煤巷布置1個位移監測站，采用十字交叉法每天記錄圍巖頂、底板和兩幫移近量，測試結果如圖14所示。

圖14 回風下山位移監測曲線Fig.14 Monitoring curves of displacement of return-air dip

現場觀測發現，當6煤工作面接近停采線時，圍巖變形開始加速，經歷20 d左右趨于穩定。此時回風下山頂、底板最大位移量為500 mm，兩幫最大位移量為290 mm，未出現支護體顯著失效現象，支護結構控制效果良好。

5 結論

1)現場觀測發現，回風下山支護結構失穩嚴重，并呈非對稱變形。現場取芯及室內力學測試顯示，下山煤巷圍巖完整性較差，頂、底板強度較低。

2)地應力實測發現，Ⅱ66回風下山整體處于高原巖應力區，最大主應力為水平應力且具有明顯方向性，與巷道軸線夾角為71°，不利于圍巖穩定。

3)數值模擬顯示，下山巷道群開拓延伸期間，下山煤巷受鄰近軌道下山、輔助下山影響，圍巖應力場呈非對稱分布。4煤工作面回采對其影響較小，6煤工作面回采結束后，回風下山失穩嚴重，圍巖右幫垂直應力由雙峰值轉為單峰值，彈性區消失，位移量和塑性區范圍均顯著增大，此時下山煤巷整體偏于右側失穩。

4)基于現場調查和變形失穩機理分析，提出以圍巖深淺孔注漿為核心，以新型注漿錨索錨桿為裝備基礎的高阻讓壓全斷面組合控制理論，并給出具體優化方案。工業性試驗顯示，受動壓影響的下山煤巷圍巖變形得到有效控制。