動壓高幫回采巷道圍巖穩定性控制研究

申斌學， 袁超峰， 古文哲， 劉治成， 宋天奇， 潘浩

(中煤能源研究院有限責任公司，陜西 西安 710054)

0 引言

回采巷道作為地下煤炭資源開采和運輸的咽喉通道，其圍巖穩定性控制對保證工作面安全高效開采具有重要意義[1]。隨著對不同地質條件和應力環境下巷道圍巖變形破壞機理和穩定性控制技術的研究和探索，煤礦巷道支護技術和理論也日趨成熟和完善，提出了錨桿支護、錨桿+錨索支護和錨網索噴聯合支護等支護方法，形成了用于指導巷道支護的懸吊理論、組合梁理論和最大水平應力理論等[2]。研究人員采用不同的支護方法與支護理論的組合指導現場巷道圍巖的穩定性控制，效果良好。動壓高幫回采巷道作為一種特殊的巷道，不僅在掘進期間要經歷掘進過程的擾動，而且在后期使用過程中先后要經歷相鄰工作面和本工作面的回采擾動，使得此類巷道的圍巖變形破壞過程異于常規的回采巷道，且高幫圍巖的穩定性相對較弱，導致此類型巷道的圍巖穩定性控制異常困難。

針對動壓巷道圍巖變形破壞特征和穩定性控制，學者們從不同角度提出了各種圍巖控制方法，如高預應力強力錨桿一次支護[1]、全斷面高預應力強力錨索支護技術[3]、“非均勻”錨注加固技術[4]、基于“卸壓與整體支護”思路的支護技術[5]、高阻讓壓支護技術[6]、錨桿與注漿相結合的加固方法[7]、U型鋼支架-錨索協同支護方法[8-9]、錨網索+錨注聯合支護方式[10]等。在高幫巷道的圍巖穩定性研究方面，有學者研究了巷道斷面寬高比對圍巖穩定性的影響規律[11]:寬高比越小，幫部圍巖變形量越大，應力集中程度越明顯，且高度越大，幫部圍巖穩定性越低。

上述研究成果極大豐富了高幫類巷道或受動壓影響巷道的圍巖變形特征和穩定性控制技術，但大多是基于單一影響因素的穩定性研究，很少涉及巷道在高幫和動壓兩方面綜合作用下的圍巖變形規律和穩定性控制，即動壓高幫類巷道圍巖穩定性控制研究。動壓高幫類巷道是指服務期限內受動壓影響嚴重、巷幫高度較大的巷道，其圍巖變形特征是斷面尺寸和動載影響下耦合作用的結果。不同地質條件下的圍巖變形規律和破壞特征又顯現出不同。基于此，本文以某礦15312工作面高幫進風平巷為研究對象，探討該平巷在動壓影響下的破壞機理，通過優化原有的支護參數，保證該動壓高幫回采巷道的穩定性，為類似條件下的動壓高幫回采巷道圍巖穩定性控制提供借鑒和參考。

1 工程概況

15312工作面開采煤層厚度為4.4～6.8 m，平均5.7 m，局部含1～2層夾矸；煤層傾角為4～11°，平均6°。煤層偽頂為平均厚度為0.1 m的砂質頁巖，直接頂為平均厚度為12.3 m的石灰巖和泥巖組成的互層，基本頂為平均厚度為10.8 m的細粒砂巖和砂質泥巖。煤層直接底為平均厚度為5.4 m的粉砂質泥巖，夾有細砂巖薄層，基本底為平均厚度為4.8 m的細粒石英砂巖。

15312工作面東側為相鄰的15310工作面，北側為采空區，南側為采區回風巷，西側為15312工作面實體煤。15312工作面進風巷用于進風、行人和運輸，巷道埋深為240～300 m，設計斷面為矩形，沿煤層頂板掘進，巷道凈寬度為5.0 m，凈高度為4.4 m，屬于高幫巷道。進風平巷在服務期間不僅會受到掘進擾動的影響，也會受到相鄰工作面(15310工作面)和本工作面回采動壓的影響，即15312工作面進風平巷屬于動壓高幫回采巷道。15312工作面進風平巷與15310工作面回風平巷間的煤柱寬度為12 m，工作面布置如圖1所示。

圖1 工作面布置

2 動壓高幫回采巷道變形破壞機理

2.1 動壓高幫回采巷道破壞特征

15312工作面進風平巷屬于動壓高幫回采巷道，其在使用過程中的破壞特征主要表現在幫部圍巖變形量較大，尤其是靠近頂板位置的幫部圍巖，部分區域出現大面積片幫和冒落，使得此區域的頂板跨度變大，頂板下沉量增大，且伴隨著錨桿破斷、托盤失效及金屬網撕毀嚴重等現象，幫部圍巖的整體性降低，巷道斷面收縮嚴重，導致巷道在服務期間存在較大的安全隱患，無法正常使用。

2.2 圍巖破壞機理

由15312工作面進風平巷具體條件和巷道破壞特征可知，影響進風平巷圍巖穩定性的因素主要包括圍巖自身強度、巷道斷面尺寸、圍巖所處的應力環境和圍巖支護強度。

2.2.1 圍巖自身強度

15312工作面進風平巷屬于煤巷，煤層為松軟破碎煤層，煤體孔隙裂隙發育，強度較低。巷道幫部圍巖作為薄弱環節，易在開采擾動和自身載荷的綜合作用下首先發生較大變形，進而導致巷道整體變形量較大，出現局部失穩現象。

2.2.2 巷道斷面尺寸

15312工作面進風平巷斷面尺寸為5.0 m(寬)×4.5 m(高)，巷道寬度和高度較大，尤其是高度達到4.5 m，使得巷道圍巖變形較大，自穩能力較差。此外，巷道沿煤層頂板掘進，巖層分界面相當于結構弱面，導致巷道的穩定性進一步降低。

2.2.3 巷道所處應力環境

15312工作面進風平巷先后受到掘進擾動的影響、相鄰工作面開采擾動的影響和本工作面開采擾動的影響。

對于進風平巷掘進擾動，巷道開挖后圍巖應力重新分布，幫部圍巖由淺部到深部垂直應力先增大后減小，之后逐漸恢復到原巖應力狀態，此時工作面側的幫部圍巖應力集中系數為K0，煤柱位置的應力集中系數為K1和K2，K1>K0。單一巷道掘進后的幫部圍巖垂直應力分布如圖2(a)所示，相鄰巷道掘進后的幫部圍巖垂直應力分布如圖2(b)所示。其中，γ為覆巖密度，H為埋深，l為巷道寬度，h為巷道高度，σz為垂直應力，x為距巷道表面的距離，l0為煤柱寬度。

(a)單一巷道圍巖應力

相鄰工作面開采對進風平巷的影響如圖3所示。15310工作面開采過程中，工作面側向支撐壓力和15312工作面進風平巷周邊的支撐壓力相互疊加，導致煤柱上的應力集中程度增大，此時煤柱上的應力集中系數為K3，K3遠大于K2，且煤柱上的垂直應力最大值出現在靠近15312進風平巷側，煤柱穩定性逐漸降低，巷道幫部圍巖變形量逐漸變大。

圖3 相鄰工作面開采圍巖應力分布

本工作面開采對進風平巷的影響如圖4所示。15312工作面開采過程中，工作面側向支撐壓力與煤柱原有的載荷相互疊加，導致煤柱上的應力集中程度愈加明顯或煤柱快速發生失穩，此時煤柱上的應力集中系數為K4。根據現場實際觀測，本工作面開采過后煤柱沒有立即發生失穩，即本工作面開采過程中，煤柱上的應力集中程度變大，導致進風平巷煤柱側的塑性區增大，此時幫部圍巖在頂底板擠壓作用下向本工作面方向運移，幫部圍巖變形量增大，圍巖穩定性進一步降低。

圖4 本工作面開采圍巖應力分布

2.2.4 圍巖支護強度

15312工作面進風平巷原采用錨桿+錨索+鋼帶+菱形網聯合支護的方式，如圖5所示。頂板錨桿采用20號螺紋鋼，長度為2 400 mm，間排距為1 500 mm×800 mm，配套托盤尺寸為300 mm×160 mm×10 mm。頂板錨索采用1×7股結構鋼絞線，直徑為17.8 mm，長度為7 200 mm，配套專用的錨索鎖具，間排距為1 500 mm×800 mm，且頂板錨索間隔布置在M型鋼帶上。進風平巷幫部圍巖兩側采用不同的支護參數，其中煤柱側的錨桿為20號螺紋鋼，長度為2 000 mm，間排距為800 mm×800 mm；工作面側的錨桿為玻璃鋼錨桿，長度為2 400 mm，間排距與煤柱側間排距相同。進風平巷原支護配套網片規格為5 000 mm×1 200 mm的菱形網，錨桿預緊力為120 kN，錨索預緊力為170 kN。

圖5 原始支護斷面

分析15312工作面進風平巷原始支護參數可看出，進風平巷頂板和幫部圍巖支護強度和支護范圍差異較大。頂板采用錨桿+錨索的支護方式，支護范圍達到頂板上方7.2 m；而幫部圍巖僅采用錨桿支護，最大支護范圍為幫部圍巖以內2.4 m，且巷道左右兩側采用不同的支護材料和支護長度，使得進風平巷整體支護強度和范圍不協調，而進風平巷在服務期限內，進風平巷煤柱側承受的載荷和擾動遠大于工作面側，即原始支護參數未充分考慮巷道實際的承載特征；同時錨桿和錨索的預緊力降低，最大僅為170 kN，難以提供較強的支護應力場。

綜上所述，巷道圍巖自身強度較低、斷面尺寸較大、圍巖所處的應力環境較復雜及圍巖支護強度不合理是導致15312工作面進風平巷變形嚴重的主要原因。結合15312工作面進風平巷實際條件，從圍巖自身強度低、巷道斷面尺寸大和圍巖所處的應力環境較為復雜的角度控制巷道穩定性較為困難，且現場觀測到巷道變形量雖然較大，但間隔煤柱未發生失穩破壞，即間隔煤柱的寬度能夠滿足進風平巷的需求，故采取優化巷道原有支護參數的措施，通過提高巷道整體的支護強度和支護范圍，降低進風平巷的變形量，實現15312工作面進風平巷圍巖穩定性控制。

3 巷道圍巖穩定性控制

3.1 支護參數優化

根據15312工作面進風平巷服務期間的圍巖受力特征，結合巷道變形的實際情況，增大巷道兩幫支護強度和支護范圍，以提高巷道圍巖的整體支護強度。優化后的具體支護參數如下。

頂板錨桿采用鋼號為500的左旋無縱筋螺紋鋼，直徑為20 mm，長度為2 400 mm；采用加長樹脂錨固劑(MSCK2380)，配套150 mm×150 mm×10 mm的拱形托板和4 800 mm×280 mm×4 mm的W鋼帶；錨桿間排距為900 mm×1 000 mm，預緊力不小于120 kN。

頂板錨索采用1×19股鋼絞線，直徑為21.8 mm，長度為6 200 mm；采用加長樹脂錨固劑(MSCK23120)，配套高強度托盤；頂板每排布置2根錨索，間排距為1 800 mm×1 000 mm，預緊力為250 kN。

幫部采用全錨索支護，錨索材料為1×7股鋼絞線，直徑為17.8 mm，長度為4 200 mm；采用加長樹脂錨固劑(MSCK23120)，間排距為900 mm×1 000 mm，預緊力為150 kN；全斷面配套使用尺寸為4 100 mm×1 100 mm的經緯網,網孔尺寸為50 mm×50 mm。

優化后的支護斷面如圖6所示。

圖6 參數優化后巷道支護斷面

3.2 參數優化效果

為驗證支護參數優化后的動壓高幫回采巷道圍巖控制效果，采用FLAC3D數值模擬軟件，分析支護參數優化前后的支護應力場分布特征。考慮到錨桿和錨索提供的預緊力數量級遠遠小于地應力的數量級，故模型中不考慮地應力作用，只涉及錨桿和錨索提供的應力場。建立尺寸為50 m(長)×50 m(寬)×45 m(高)的模型，模型底部垂直和水平方向固定，四周水平方向固定。圍巖物理力學參數取煤體的參數，體積模量為2.9 GPa，剪切模量為2.4 GPa，黏聚力為2.5 MPa，內摩擦角為25°，抗拉強度為1.5 MPa。支護參數優化前后，錨桿和錨索產生的支護應力場分布如圖7所示。

由圖7可知，在原始支護參數作用下，錨桿和錨索產生的支護應力近似呈橢圓狀，在同等支護應力下，頂板支護應力的范圍遠大于幫部圍巖支護應力的范圍。以支護應力0.020 MPa為例，頂板圍巖中支護應力達到0.020 MPa的范圍為6.7 m，而幫部僅為2.3 m。在優化后的支護參數作用下，巷道圍巖支護應力場近似呈圓形，頂板圍巖中支護應力達到0.020 MPa的范圍為5.5～6.0 m，幫部為3.7 m，且支護應力最大值接近0.334 MPa，超過原支護應力場最大應力的26.7%。同時，相同支護應力條件下，優化后的支護應力范圍遠大于原支護應力的范圍。對比支護參數優化前后的支護應力場可以看出，優化后的幫部圍巖支護應力場范圍增大，而頂板支護應力場范圍減小。考慮到15312工作面進風巷變形主要集中在幫部，且幫部實體煤的強度比頂板的砂巖和泥巖小，故優化后的支護參數更適用于動壓高幫回采巷道圍巖穩定性控制。

(a)原始支護應力場

3.3 現場監測結果

對15312工作面進風平巷進行礦壓監測，通過監測錨桿和錨索受力情況，分析支護參數優化后的動壓高幫回采巷道圍巖穩定性控制效果。2019-10-01—2020-04-17錨桿和錨索受力情況如圖8所示。

圖8 錨桿和錨索受力情況

由圖8可知：支護參數優化后，15312工作面進風平巷錨桿錨索的受力整體較小，頂錨桿的受力基本保持不變，維持在110 kN左右；頂錨索、左錨索和右錨索受力在工作面接近測點位置時增大，但頂錨索和右錨索增大幅度較小，而左錨索受力快速增大，接近300 kN，三者后期均趨于穩定。

分析監測結果可知，由于左錨索布置在進風平巷煤柱側，右錨桿布置在進風平巷工作面側，而煤柱側受到相鄰工作面和本工作面開采的擾動影響較大，煤柱內應力集中較為明顯，且巷道頂板的穩定性比幫部煤體高，故在本工作面逐漸接近測點時，左錨索受力增大幅度遠大于頂錨索和右錨索受力增大幅度，但錨索最終的受力未超過其強度極限，即支護參數優化后，能實現動壓高幫回采巷道的圍巖穩定性控制，現場也觀測到圍巖變形量較小，圍巖控制效果較好。

4 結論

(1)揭示了15312工作面進風平巷圍巖穩定性低的主要原因為圍巖自身強度低、巷道斷面尺寸大、圍巖所處的應力環境復雜和圍巖支護強度低，確定了從優化巷道支護參數的角度提高巷道圍巖的整體穩定性，并對相應的支護參數進行了優化。

(2)采用數值計算方法分析支護參數優化前后的支護應力場分布特征，確定了優化后的支護參數圍巖支護應力場近似呈圓形，且其幫部圍巖支護應力場范圍較大，更適合15312工作面進風平巷圍巖穩定性控制。

(3)現場監測錨桿和錨索受力結果顯示，在優化后的支護參數支護作用下，錨桿和錨索受力均未超過其強度極限，且圍巖變形量較小，圍巖控制效果較好。