高膨脹松軟圍巖巷道支護技術

高建成，張宏偉，榮 海，趙象卓，辛金鑫

（1.中國平煤神馬集團 煉焦煤資源開發及綜合利用國家重點實驗室，河南 平頂山467099；2.平煤股份煤炭開采利用研究院，河南 平頂山467099；3.遼寧工程技術大學 礦業學院，遼寧 阜新123000）

我國煤炭開采條件日益復雜，開采深度不斷增加，進入深部開采階段后，巷道賦存的地質與應力環境不同，導致深部巷道圍巖的變形破壞特征與淺部圍巖存在明顯不同，在深部表現出的軟巖巷道的支護與維護問題越來越突出[1-6]。

國內外專家學者在軟巖巷道圍巖變形破壞機理及控制技術方面做了大量研究。李剛[7]、何杰[8]、李學華[9]等分別針對高應力軟巖巷道圍巖破碎特點，提出了錨桿初次支護強度和讓壓支護原則，并提出了支-圍系統和非均勻支護技術；王衛軍[10]等針對高應力巷道存在“三區”提出內外共同承載結構理論，并進行了錨注支護設計；李順才[11]、黃新賢[12]等分別分析了巷道局部弱支護的穩定性控制，并針對強流變大變形巷道提出了注錨加固支護結構；李榮健[13]等基于“初次錨注讓壓、二次剛性封閉”的耦合支護思想，針對高應力軟巖巷道制定了讓抗耦合關鍵控制技術；孟慶彬[14]等在現場測試及數值計算的基礎上提出了“錨網索噴+U 型鋼支架+注漿+底板錨注”分步聯合支護技術方案；辛亞軍[15]等在現場監測、理論分析及現場工程實踐的基礎上，針對高應力泥巖頂板巷道提出了預留斷面高強預應力錨桿-錨索協調變形支護方案。韓連昌、朱士永等針對不同條件下的軟巖巷道圍巖條件，通過數值模擬、現場實測等不同的研究方法，提出了相應的控制方案[16-21]。

以上研究對軟巖巷道控制技術發展起到了重要的促進作用，但上述研究主要圍繞軟巖巷道條件，通過提出不同支護方案、提高支護強度加以維護和解決，針對軟巖巷道的失穩破壞機制開展深入研究較少，對膠結性極差，松散易垮落頂板條件的巷道失穩破壞相關的報道更為少見。高膨脹松軟圍巖巷道賦存條件相對復雜、巷道斷面多樣，對巷道支護技術提出了更高要求，為此，以某煤礦6-1C 西二片工作面高膨脹松軟圍巖斜梯形回采巷道為研究對象，在工程類比的基礎上，通過數值模擬、現場試驗手段，確定了高膨脹松軟圍巖斜梯形回采巷道錨桿支護方案，研究結果可為同類賦存煤層回采巷道錨桿支護提供工程借鑒。

1 工程概況

某礦6-1C西二片試驗工作面開采六煤組6-lC煤層，該煤層南厚北薄，最大厚度1.9 m，最小厚度1.5 m，平均厚度1.7 m。煤層結構簡單，無夾矸存在，煤層層理不發育，傾角12°～20°，平均15°。6-1C 煤層頂底板均為高膨脹松軟巖層，其中頂板為粉砂巖、細砂巖或泥巖，膠結性極差，松散易垮落，單軸抗壓強度多在5 MPa 以下，底板為粉砂巖，單軸抗壓強度為12.47 ～27.55 MPa，且頂底板巖層中黏土成分含量較大，多為蒙脫石、高嶺石、石英、伊利石的組合，其中蒙脫石的含量達到20.11%～34.91%，巷道圍巖具有很大的膨脹性，吸水性大、易軟化、強度和穩定性差。

與6-1C 西二片試驗工作面相鄰的6-1C 西一片工作面在開采過程中，回采巷道多次出現頂板變形量大、錨桿脫落失效等情況，嚴重影響礦井安全生產，因此，亟需對高膨脹松軟圍巖控制技術進行研究。6-1C 西二片工作面位置如圖1，工作面回風巷采用內錯布置，與6-1C 西一片工作面間留設20 m區段煤柱，回風巷埋深平均360 m，斷面呈斜梯形斷面，寬3.6 m，中高2.7 m，掘進斷面積為9.72 m2，巷道沿煤層頂板傾斜掘進，巷道底部適當破底，最大破底深度為1 560 mm，回風巷掘進斷面尺寸及層位如圖2。

圖1 6-1C 西二片工作面位置Fig.1 Panel position of 6-1C west second slice

圖2 回風巷掘進斷面尺寸及層位Fig.2 Cross section size and horizon of return air roadway

2 圍巖破壞特征及影響因素

2.1 圍巖破壞特征

為給出6-1C 西二片斜梯形回風巷合理支護方案，采用類比分析法對6-1C 西一片工作面回采巷圍巖破壞特征及原因進行分析。

西一片工作面回風巷開掘后，頂板破碎嚴重，頂板下沉破碎形成較多網兜，但兩幫變形量不明顯。在受采動影響時，頂板膨脹變形進一步加劇，造成部分工字鋼梁斷裂、錨桿托盤拉進頂板及錨桿-錨索尾端破斷等現象。

2.2 圍巖失穩原因分析

1）易膨脹軟巖頂板。巷道頂板巖層中黏土成分含量較大，多為蒙脫石、高嶺石、石英、伊利石的組合，其中蒙脫石的含量達到20.11%～34.91%，強度較低，遇水易膨脹軟化，巷道圍巖強度弱化是頂板破壞失穩的主要內因。

2）高集中應力。受工作面采動影響時，其前方回風巷應力集中系數達到3.5，在高集中應力作用下，巷道頂板軟化、破碎，易造成圍巖失穩。

3）支護強度不足。從頂板離層及部分地段錨桿或錨索不同破斷情況可知，原支護方案錨桿-錨索支護不耦合且支護強度較低，造成錨桿-錨索破斷，不能使錨固圍巖形成有效承載結構體，錨桿-錨索主動支護能力不能有效發揮。支護強度不足和高集中應力是巷道破壞失穩的外因。

3 巷道支護優化參數數值模擬

3.1 支護方案優化

1）方案①：優化巷道位置。為降低上覆及本煤層鄰近工作面采動應力對其回風巷道的影響，已通過前期研究確定了回風巷道位置，即與上覆及鄰近工作面回采巷道內錯布置，與6-1C 西一片工作面間留設20 m 區段煤柱，如圖1。

2）方案②：優化巷道斷面。為使錨桿-錨索垂直作用于頂板軟巖，充分發揮其支護能力，降低煤巖界面離層，巷道斷面設計為斜梯形，沿煤層頂板傾斜掘進。

3）方案③：提高頂板支護強度。通過對鄰近工作面回采巷道變形特征分析，對于西二片工作面回風巷，可通過改變錨桿支護間排距、錨固長度等方式提高頂板支護強度以保證支護效果。

方案①和方案②已在實際工作中實施，主要針對方案③，對錨桿支護的間排距、錨索數量、錨桿預緊力等進行數值模擬研究，以期得到優化的巷道支護參數，為6-1C 西二片工作面及后續工作面的巷道穩定性維護提供依據。

3.2 模型建立

根據西二片工作面地質資料及煤巖物理力學參數，利用FLAC3D建立數值計算模型。巷道開掘后圍巖垂直應力分布如圖3。

圖3 巷道開掘后圍巖垂直應力分布Fig.3 Vertical stress distribution of surrounding rock after road excavation

以巷道實際斜梯形斷面為基準，并借助FLAC3D中Cable 單元對錨桿支護參數單因素分析，通過鄰近工作面回采巷道破壞特征分析知，在其現有支護參數下，巷道頂板變形量較大，而兩幫變形量在可控范圍內，因此在兩幫現有支護參數的基礎上，采用錨桿加長錨固方式，重點對巷道頂板支護參數進行研究，模擬主要從以下4 個方面進行分析：①頂錨桿間距；②頂錨桿排距；③錨索數量；④錨桿預緊力值。

3.3 模擬結果分析

3.3.1 頂錨桿間距對巷道支護效果的影響

根據回風巷斷面尺寸，分別模擬分析錨桿間距1 500 mm（3 根錨桿）、1 200 mm（3 根錨桿）、1 000 mm（4 根錨桿）和800 mm（5 根錨桿）時巷道圍巖破壞，不同錨桿間距時巷道圍巖變形破壞情況如圖4。

圖4 不同錨桿間距時巷道圍巖變形破壞情況Fig.4 Deformation and failure of roadway surrounding rock with different bolt spacing

隨著頂板錨桿數量的增加，巷道頂板的塑性區范圍進一步減小，巷道圍巖的位移量也進一步減小，但減小的幅度越來越小。當頂板錨桿數增加到一定的程度，對頂板下沉量的影響已相差不大。這說明對一定的巷道圍巖條件，存在1 個合理的錨桿間排距，不但能保證錨桿支護效果，而且能降低支護成本。對比不同間距下頂板的破壞情況可知，當頂錨桿間距減小時，頂板破壞范圍在一定程度上減少，當間距為800 mm 時，頂板破壞狀態得到顯著改善。

不同間距條件下巷道圍巖變形情況如圖5。隨著巷道頂錨桿數量的增加，巷道圍巖變形量顯著降低，尤以頂板位移量增幅明顯。可見當頂板錨桿數增加到5 根時，頂板下沉量的降幅已不明顯，頂板錨桿合理間距為800 mm，即采用5 根頂錨桿進行支護可起到較理想的支護效果。

圖5 頂錨桿間距與圍巖位移關系Fig.5 Relationship between the roof bolt distance and displacement of surrounding rock

3.3.2 頂錨桿排距對巷道支護效果的影響

分別模擬分析了錨桿排距為1 500、1 300、1 100、900 mm 時巷道圍巖破壞及變形情況，不同排距下圍巖的位移統計如圖6。

由圖6 可知，隨著錨桿布置排距的減小，巷道圍巖的位移量也呈逐漸減小的趨勢。錨桿排距從1 300 mm 到900 mm 時兩幫和頂板位移量都有較大幅度降低，而錨桿排距小于900 mm，巷道圍巖位移量的降幅變小，因此巷道頂板合理錨桿排距為900 mm。

3.3.3 頂板錨索數量對巷道支護的影響

分別模擬分析了頂板錨索數量為0 根、1 根、2根、3 根時巷道圍巖破壞及變形情況，不同錨索數量時圍巖的位移如圖7。

圖6 頂錨桿排距與圍巖位移關系Fig.6 Relationship between the roof bolt row distance and displacement of surrounding rock

圖7 錨索根數與圍巖位移量的關系Fig.7 Relationship between number of anchor cables and displacement of surrounding rock

隨著頂板錨索數量的增加，回風巷兩幫移近量及頂板下沉量明顯減小，但減小的幅度逐漸變小，頂板錨索對于巷道頂板變形的控制效果較為顯著，說明了頂板錨索對于頂板安全的重要性。但隨著頂板錨索的增多，巷道頂板巖體的破壞范圍縮小，破壞狀況明顯得到改善。由以上對巷道變形的分析并考慮到支護的經濟性，確定巷道頂板同排布置2 根錨索。

3.3.4 預緊力對支護效果的影響

預緊力是錨桿支護中的關鍵參數，對支護效果起著決定性作用。分別模擬分析了錨桿預緊力為20、40、60、80 kN 時巷道圍巖破壞及變形情況，不同錨桿預緊力時圍巖的位移統計如圖8。

由圖8 可知，隨著錨桿施加的預緊力不斷增加，錨桿對巷道圍巖的主動控制作用逐漸加強，巷道圍巖變形量隨之減小。建議錨桿預緊力不小于60 kN，對應預緊扭矩應不小于400 N·m。

由上述巷道錨桿支護參數數值模擬可確定西二片回風巷頂板錨桿間排距為800 mm×900 mm，錨索間排距1 600 mm×1 800 mm，錨桿預緊力為60 kN，巷道頂板同排布置2 根錨索，為巷道支護方案確定提供依據。

圖8 錨桿預緊力與圍巖位移量的關系Fig.8 Relationship between bolt pretension and displacement of surrounding rock

4 巷道支護效果分析

4.1 巷道頂板鉆孔窺視

將優化后的巷道支護參數在6-1C 西二片試驗工作面回采巷道進行了應用，采用鉆孔窺視法對巷道支護效果進行觀測。

根據西二片試驗工作面回采前其頂板鉆孔窺視情況，頂板上方0.6 m 范圍內煤巖較為破碎，并未有明顯離層現象及大的裂隙存在，有效的控制住了淺部錨固區圍巖的離層、滑動、裂隙張開、新裂紋產生等擴容變形與破壞，使圍巖處于受壓狀態，保持了錨固區圍巖的完整性。同時錨索將錨桿支護形成的預應力承載結構與深部圍巖相連，提高預應力的承載結構的穩定性，同時與錨桿形成的壓力區組合成骨架網狀結構，保持了圍巖的完整性，錨索錨固及支護范圍內，淺部及深部范圍內頂板均較完整。

工作面回采時采動影響下，頂板錨桿錨固區內存在小的裂隙，同時局部巷道上方1.5 m 的位置處出現了破碎區，但是由上圖可以明顯的看出，錨桿錨固區形成的承載結構有效的阻止了錨固區外巖層的離層，保證了頂板的完整性；錨索錨固區內頂板較為完整，未發現裂隙及離層的存在，同時其錨索范圍內頂板完整性較好。

總體來講，錨桿、錨索錨固范圍內巷道上方頂板在采動應力影響下未發生大的離層現象，取得了較好的支護效果。

4.2 巷道圍巖變形量觀測

工作面前方50 m 范圍內巷道變形量如圖9。結合現場觀測可知，回采期間，采空區側超前工作面50 m 巷道頂底板及兩幫移進量逐漸增加，同時在工作面來壓期間（如第1 個折點處）巷道兩幫及頂底板變形量增加幅度變大，至工作面前方16 m 左右巷道頂底板變形量急劇增加。

圖9 工作面前方50 m 范圍內巷道變形量Fig.9 Roadway deformation within 50 m in front of the panel

對比以前回采工作面巷道的變形而言，該支護條件下頂板及煤幫的變形得到了較好的維護，為安全高效生產創造了條件。

5 結 論

1）對于高膨脹軟巖巷道，易膨脹軟巖頂板強度低，遇水易膨脹軟化，這是頂板破壞失穩的內因，圍巖高集中應力及支護強度不足是外因；可通過優化巷道布置方式、加強支護提高巷道穩定性。

2）確定了高膨脹軟巖巷道樹脂加長錨固錨桿錨索組合支護方案，優選支護參數為：錨桿間排距800 mm×900 mm，錨桿預緊扭矩不小于400 N·m；錨索間排距1 600 mm×1 800 mm，每排2 根，錨索預緊力為200～250 kN。

3）根據工作面開采前后巷道頂板鉆孔窺視、采動過程中巷道位移監測分析可知，巷道支護方案及參數較為合理，有效保證了高膨脹軟巖巷道穩定性及完整性，為工作面安全高效開采創造了條件。