門克慶煤礦3-1回風大巷支護參數優化研究

胡中華 張茜 孫浩

【摘? 要】針對門克慶煤礦3-1回風大巷存在的片幫問題，通過現場監測與數值模擬分析了巷道圍巖的破壞特征與圍巖塑性區分布特征。結果表明：隨著側壓系數的增大，巷道兩幫圍巖塑性區范圍變化不大，頂底板塑性區范圍逐漸增大，巷道幫部最大破壞深度1.5m，頂底板破壞較小，破壞形態類似于不規則的橫（臥）橢圓形，根據巷道圍巖塑形區分布特征，通過理論分析，對巷道支護參數進行了優化設計，減少了巷道支護成本。工程試驗表明：巷道頂板位移主要發生在頂板上方0-2m，最大位移8.5mm;幫部最大位移發生在0-1m，最大位移9.5mm，巷道能夠保持穩定。

【關鍵詞】圍巖塑性區分布特征;側壓系數;支護參數優化

引言

門克慶煤礦3-1煤埋深700m，3-1煤回風大巷在掘進過程中，存在嚴重的片幫問題而巷道頂板較完整，在原有大巷支護參數對巷道的掘進速度造成影響，且在礦井初始階段未進行地應力測試，巷道圍巖應力不能明確，因此，需要研究3-1煤回風大巷不同側壓系數下巷道圍巖塑性區分布特征，對巷道支護參數進行優化。

許多專家學者對巷道圍巖變形破壞及巷道支護方面做了大量研究，文獻[1]通過對矩形巷道頂板不同位置處應力分布規律的分析，得出了錨桿長度選取影響因素及其主次關系;文獻[2]在巷道支護參數優化設計中將模糊數學和可拓學相結合，建立了巷道支護效果模糊可拓綜合評價模型;文獻[3]從巷道圍巖塑性區形成和發展的過程，研究了大變形回采巷道圍巖變形破壞機理和控制原理與方法;文獻[4]通過現場實測與理論分析相結合，研究了含水圍巖巷道頂板變形特征，闡述了分層控頂的圍巖控制思路;文獻[5-8]針對具體礦井的地質條件，分析了巷道圍巖變形破壞特征，并對巷道圍巖提出針對性的控制措施。基于前人的研究成果，分析門克慶煤礦圍巖變形特征及非等壓應力條件下圍巖塑性區分布規律，對巷道支護參數進行優化，在保證巷道圍巖變形在可控范圍內減少巷道的支護強度，增加巷道的掘進速度，可為類似條件下的巷道圍巖控制提供技術支持。

1.工程概況

門克慶煤礦位于內蒙古自治區鄂爾多斯市烏審旗、伊金霍洛旗境內，井田面積約94.95km2。其中3-1煤回風大巷位于一號回風立井井筒正東方向，大巷西部為3-1煤帶式輸送機大巷和3-1煤輔助運輸大巷，大巷之間煤柱寬度為40m。巷道布置圖如圖1所示。大巷布置在3-1煤層中，頂板巖性以中粒砂巖、粉砂巖為主，其次為砂質泥巖;底板巖性多為中粒砂巖、粉砂巖以及細砂巖，其次為砂質泥巖。大巷斷面形狀為拱形，巷道寬高5240mm，拱高2620mm，墻高1600mm。采用錨網噴聯合支護，錨桿索支護參數為：Φ20×2250mm左旋螺紋鋼錨桿，間排距800mm×800mm;Φ17.8×8300mm錨索，間排距2400mm×2400mm。

2.大巷圍巖破壞特征

3-1回風大巷在掘進過程中頂板基本完好，煤幫出現嚴重片幫問題，為了對3-1回風大巷破壞狀況有更為直觀的認識，對巷道圍巖的破壞情況進行了現場實時監測和破壞形態的描述。根據現場觀測情況，繪出了3-1回風大巷的圍巖破壞斷面素描圖，如圖2所示。通過現場監測，可以看出：3-1回風大巷掘進工作面處頂底板狀況較好，基本沒有出現破壞，完整性好;巷道片幫比較嚴重，尤其是直墻段中部位置的片幫深度達到0.5～0.8m，破壞形態整體類似于不規則的橫（臥）橢圓形，且片幫破壞主要發生在開挖后到支護前這段時間內，破壞發生的比較劇烈。

3.大巷圍巖塑性區分布特征

根據摩爾-庫倫強度準則可知，巷道圍巖塑性區分布與圍巖應力、圍巖強度以及巷道尺寸有關。巷道未開挖前的圍巖應力主要是原巖應力，原巖應力中垂直應力σv可按照上覆巖層載荷估算，水平應力σh=λσv，λ為側壓系數，因此，側壓系數不同，巷道圍巖塑性區也不相同。結合巷道圍巖破壞理論，利用FLAC3D數值模擬方法對門克慶3-1煤回風大巷開挖后圍巖的塑性區進行計算分析，分析大巷塑性區分布特征以及側壓系數對巷道圍巖塑性區分布的影響規律。

以門克慶3-1煤回風大巷為計算模型，埋深700m，煤厚約4.6m。頂板依次為中粒砂巖，厚度約24m;細粒砂巖，厚度約15m。底板依次為粉砂巖，厚度約15m;細粒砂巖，厚度約9m;粉砂巖，厚度約11m。采用摩爾-庫倫模型，各巖層的力學參數如表1所示。

邊界條件：四周鉸支，底部固支，上部為自由邊界。采用數值模擬分析門克慶3-1煤回風大巷掘進開挖后巷道兩幫塑性區破壞規律，為巷道支護參數優化提供依據。由于門克慶煤礦沒有進行地應力測試，因此取垂直應力σv為巷道頂板上覆巖層載荷，取值17.5MPa（按埋深700m計算），水平應力σh=λσv，λ為側壓系數，分別取值1.1、1.3、1.5進行計算。

由圖3可知，在門克慶煤礦的工程地質條件下，3-1回風大巷塑性破壞主要發生在幫部，頂底板圍巖不發生塑性破壞或塑性破壞范圍小。不同側壓系數下，幫部圍巖塑性區范圍變化較小，巷道拱形肩部破壞最大達到1.5m，兩幫破壞深度在0.5～0.8m。不同側壓系數對巷道頂底板塑形區分布影響較大，側壓系數為1.1時，巷道頂底板圍巖幾乎不發生塑性破壞，巷道底板最大破壞深度約為0.2m;側壓系數為1.3時，巷道底板破壞深度約為0.4m，側壓系數為1.5時，巷道底板破壞深度約為0.7m。隨著側壓系數的增大，巷道兩幫的塑性區范圍并沒有發生明顯的變化，巷道頂底板的塑性區范圍稍稍變大。即側壓系數越大，巷道頂底板破壞越嚴重，并且巷道底板破壞范圍的增長速度較頂板的更為顯著，兩幫破壞范圍沒有明顯的變化。

由以上分析可知，在門克慶煤礦3-1煤回風大巷圍巖強度及巷道尺寸條件下，隨著側壓系數的增大，巷道頂底板塑性區范圍增大，且巷道底板塑性區范圍的增長較頂板更為顯著，測壓系數對巷道兩幫塑性區范圍變化影響較小。

由于門克慶礦在初始階段沒有進行相應的地應力測試，3-1煤回風大巷圍巖側壓系數未知，對比現場監測所得巷道圍巖破壞特征，與測壓系數為1.5時的數值模擬圍巖塑性區分布接近，因此認為該區域的側壓系數λ為1.5。因此，巷道圍巖塑性區整體分布類似于橫（臥）橢圓形，兩幫最大塑性區深度為1.2m，頂板基本完好，底板最大塑性深度為0.7m。

4.大巷支護參數優化

結合現場監測與數值模擬所得巷道圍巖破壞特征與圍巖塑性區分布特征，選擇錨桿+錨索+鋼筋網+噴漿的聯合支護方式。為了保證3-1回風大巷的圍巖穩定，取側壓系數λ為1.5時巷道圍巖塑性區分布，圍巖拱形肩部塑形區最大深度1.5m，兩幫塑形區最大深度0.5～0.8m，利用懸吊理論計算，對大巷錨桿錨索支護參數進行優化。

（1）錨桿索總長度：

選錨桿長度Lg=≥0.1+0.8+1=1.9m，錨桿有效長度選擇最大破壞深度0.8m;錨索長度Ls≥0.3+1.5+2=3.8m，錨索有效長度選擇特殊地段最大破壞深度1.5m;因此，錨桿長度選擇2250mm，錨索長度選擇6300mm。

（2）錨桿索支護密度應滿足：

每米巷道錨桿索數量：

每米巷道錨桿數量;

每米巷道頂錨索數量。因此，錨桿選擇左旋螺紋鋼錨桿，間排距，錨索選擇錨索，間排距，每排2根。

綜合所述，優化后錨桿索支護參數為：Φ20×2250mm左旋螺紋鋼錨桿，間排距800mm×1000mm;Φ21.8×6300mm錨索，間排距2400mm×3000mm，網片采用鋼筋網，規格為6mm×100mm×100mm，最終大巷噴漿封閉，噴射混凝土厚度120mm，強度為C20，如圖4所示。

5.工程實踐

按照優化后設計參數對3-1煤回風大巷進行支護，并進行圍巖位移監測，對優化后的支護參數進行工程驗證。在距3-1煤回風大巷開口500m、600m處各布置兩個測點，兩測點分別在巷道頂板及幫部，共布置四個測點。頂板處測點孔深8m，在2m，4m，8m安設3個觀測基點;幫部測點孔深2m，在1m，2m安設2個觀測基點。監測各個觀測基點的相對位移量，得出巷道圍巖的破壞范圍。

3-1煤回風大巷深基點位移變化規律如圖5所示，監測前10天頂板及兩幫的位移量增長較快，之后位移量趨于穩定。在大巷頂板及幫部，隨著向深部增加，位移量逐漸減小，500m處頂板0～2m內位移量5mm，2～4m內位移量2mm，4～8m內位移量0.5mm，總位移量7.5mm，600m處頂板0～2m內位移量5.5mm，2～4m內位移量2.5mm，4～8m內位移量0.5mm，總位移量8.5mm;500m處幫部0～1m內位移量5.5mm，1～2m內位移量1.5mm，總位移量7mm ;600m處幫部0～1m內位移量7.5mm，1～2m內位移量2mm，總位移量9.5mm。各測點位移量均較小，大巷位移基本發生在頂板0～2m內，幫部0～1m內，巷道能夠保持穩定。

6.結論

（1）通過現場實測及數值模擬，門克慶3-1煤回風大巷圍巖變形主要發生在兩幫，巷道片幫深度達到0.5～0.8m，頂板完整性較好，底板破壞較小，破壞形態整體類似于不規則的橫（臥）橢圓形。非等壓條件下，隨著側壓系數的增大，巷道兩幫圍巖塑性區分布變化不大，頂底板塑性區分布范圍逐漸增大，且底板變化速率較大。

（2）優化后支護采用錨桿（索）網支護，與原有支護相比，錨桿沿用Φ20×2250mm左旋螺紋鋼錨桿，增加錨桿的間排距，錨索則由原Φ17.8×8300mm錨索改用Φ21.8×6300mm錨索，增加錨索的間排距。優化后支護參數，減少了支護成本。

（3）工程實踐表明，采用優化后的支護參數，大巷頂板最大位移量8.5mm，幫部最大位移量9.5mm，巷道可以保持穩定。

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