含軟泥夾層灰巖頂板巷道“錨-架-噴”協同控制技術

王俊紅，焦建康

（1.晉城藍焰煤業股份有限公司 成莊礦，山西 晉城 048000；2.中煤科工開采研究院有限公司，北京 100013；3.天地科技股份有限公司 開采設計事業部，北京 100013）

我國西北、西南、華北、東北、華東等區域的中石炭系、奧陶系、二疊系、三疊系地層中普遍覆存有灰巖巖層[1]。一般情況下，灰巖巖層強度大、承載能力強，對于完整性好、厚度大的灰巖頂板甚至可以不支護[2]。但是由于煤層賦存條件所限，我國許多礦區都不同程度地分布有含軟泥夾層灰巖巖層[3-4]。這些灰巖頂板在原生裂隙發育階段會有軟泥入侵，軟泥流變性強、強度低，導致巷道支護時錨桿、錨索黏結力低或無法有效錨固[5]。當僅采用被動架棚支護時，圍巖和支架難以形成有效的承載體，巷道在掘進或回采階段經常出現大面積垮落現象[6]。因此，如何有效提升含軟泥夾層灰巖頂板巷道的穩定性是目前迫切需要解決的技術難題。

李本奎等[6-7]提出采用錨桿錨索和29U型鋼及高強度鋼纖混凝土聯合支護，能夠有效的控制含有軟泥入侵的多溶洞型頂板巷道圍巖的變形與破壞。針對極弱膠結地層煤巷圍巖，孟慶彬等[8]提出切圓拱形斷面煤巷成型較好、受力均勻，有利于巷道圍巖的整體穩定。為解決弱膠結砂巖巷道變形量大的難題，范明建等[9]提出了強力承壓拱、全斷面及時支護、全長預應力錨固、強力護表及預應力有效擴散等巷道支護措施。李廷春等[10]提出在我國西部礦區泥化弱膠結軟巖地層，應當從改善圍巖應力狀態和提高整個支護體系的整體性和封閉性2方面著手，以實現泥化弱膠結軟巖地層中矩形巷道的長久穩定。我國學者針對復雜地質條件巷道斷面形狀[11-12]的選擇及支護難題[13-15]進行了一定的理論探索和工程實踐，解決了一些工程難題。但是，總的來說，目前對含軟泥夾層灰巖頂板巷道煤巷支護理論與技術相關研究較少，基本處于探索階段。

以山西某礦含軟泥夾層灰巖頂板巷道支護工程為研究背景，通過現場地質力學實測、物理力學參數實驗室測試分析，揭示含軟泥夾層灰巖頂板巷道的圍巖結構特性；以現場巷道圍巖條件為地質原型，建立數值模型，理論分析含軟泥夾層灰巖頂板巷道變形破壞的內在原因，提出合理的加固原理及控制技術，以期為類似地質條件巷道圍巖穩定性控制提供借鑒。

1 工程概況

1.1 地質概況

山西某礦15102回風巷位于15#煤一采區，巷道埋深88.02～123.40 m，沿15#頂板掘進，設計掘進長度1 548 m，矩形斷面，凈寬4.2 m，凈高4.0 m，凈斷面積16.8 m2。15#煤層平均厚度4.03 m，直接頂為8.0 m左右的K2灰巖，往上依次為泥巖、石灰巖和砂質泥巖，直接底為4.5 m左右的鋁質泥巖。含黃泥夾層灰巖頂板示意圖如圖1。

根據相鄰巷道掘進揭露的圍巖情況，15102回風巷掘進期間會穿越地質異常區，頂板灰巖破碎，黃泥入侵巖溶裂隙，頂板巖層含軟泥夾層，同時兩幫煤體變軟。巷道在掘進期間就發生明顯變形，具體表現為兩幫收縮，其中工作面側幫玻璃鋼錨桿托盤大面積破壞，個別玻璃鋼錨桿桿體破斷，失去對煤幫支護作用，局部地段煤體片幫，兩幫移近量最大處達930 mm。頂板巖層破碎，形成墜包，底板局部地段發生輕微底鼓及開裂，最大頂底板移近量達550 mm。

1.2 地質力學特性測試

1）地應力測試。水壓致裂地應力測試結果顯示，測點處水平主應力σH量值為3.23 MPa，最小水平應力σh量值為1.95 MPa，垂直應力σV為3.08 MPa。測試區域應力場類型為σH＞σV＞σh型應力場。

2）圍巖結構。軟泥充填段頂板鉆孔窺視圖如圖2。與正常段相比，軟泥充填段頂板完整性下降，其中2.2～2.6 m段圍巖較為破碎，3.1 m處有橫向裂隙發育，3.9～4.4 m段圍巖較為破碎，且在1.1～1.2 m、1.5～1.6 m、2.2～2.3 m、2.7～2.8 m、3.8～3.9 m等處有黃泥夾層。

圖2 含黃泥夾層段頂板窺視圖Fig.2 View of the roof of the section with yellow mud interlayer

3）圍巖強度。巷幫煤體現場原位強度測試結果如圖3。其中工作面幫煤體強度平均值為13.82 MPa，實體煤幫煤體強度平均值為15.45 MPa，局部地段兩幫煤體含有夾矸和黃泥，強度降低，錨桿、錨索托盤隨著預緊力的施加不斷陷入后方煤體，導致錨桿索預緊力不足甚至難以施加。

圖3 煤體強度測試曲線圖Fig.3 Curves of coal strength test

4）礦物成分。利用X射線衍射分析方法，對頂板和煤層黃泥礦物成分進行測試分析，礦物X射線衍射分析結果見表1。頂板和煤層黃泥夾層段黏土礦物分別占63.1%和58.2%。由于黏土礦物顆粒細小（<0.01 mm），比表面積大，對水分的侵入極為敏感，當與水體相接觸時，黏土礦物往往會發生膨脹，從而使巖層產生裂隙，甚至崩解，降低巖層的承載力。

表1 礦物X射線衍射分析結果Table 1 Analysis results of mineral X-ray diffraction

2 含軟泥充填巖溶裂隙巷道圍巖變形破壞原因

2.1 數值模型

以該礦15102回風巷為地質原型，建立的平面應變數值模型方案如圖4。模型左右側面為位移邊界，底部為固定邊界。根據現場地應力測試結果，模型上部邊界施加初始自重應力3 MPa，初始水平應力3.2 MPa。

圖4 模擬方案Fig.4 Simulation scheme

共模擬2種方案：方案1頂板為完整的石灰巖；方案2為含黃泥夾層頂板，主要表現為灰巖頂板裂隙發育，且含軟泥夾層。根據實驗室測定，選取的煤巖體物理力學參數見表2。

表2 模型物理力學參數取值Table 2 Values of physical and mechanical parameters of the model

2.2 模擬結果

2.2.1 應力場分布特征

不同地質條件下的巷道圍巖垂直應力、巷道圍水平水平應力和巷道圍巖最大主應力分布如圖5～圖7。

圖5 垂直應力分布云圖Fig.5 Vertical stress distribution nephogram

圖6 水平應力云圖Fig.6 Horizontal stress distribution nephogram

圖7 最大主應力云圖Fig.7 Maximum principal stress nephogram

由圖7可以看出，由于巷道埋深較淺，在巷道掘進過程中，2種地質條件下的巷幫支承壓力峰值分別為4.1 MPa和4.2 MPa，兩者差別不大。但水平應力和最大主應力分布卻明顯不同，主要表現在應力量值和分布特征上。對于完整頂板，頂底板水平應力核區呈對稱分布，最大水平應力量值為4.5 MPa，最大主應力在巷道肩角處產生明顯的應力集中，最大主應力量值為5.6 MPa。對于含黃泥夾層頂板，由于裂隙的擾動，使得頂板應力分布極其復雜，局部應力集中，最大水平應力量值為7.1 MPa，最大主應力量值為7.6 MPa，且在巷道肩角處最為明顯。

2.2.2 塑性區分布特征

2種地質條件下巷道圍巖塑性區分布如圖8。

圖8 塑性區分布Fig.8 Plastic zone distribution

由圖8可以看出，對于完整頂板，由于巷道埋深較小，巷道頂板強度高，原有支護方式下，巷道破壞區范圍較小，范圍在0.5～1.5 m之間，最大破壞范圍處在巷道肩角，破壞區范圍在錨桿（索）錨固范圍內，巷道穩定性較好。對于含黃泥夾層頂板，由于巷道頂板巖層裂隙發育，含黃泥夾層，承載能力低，頂板破碎范圍已超過了頂板錨桿的錨固范圍，使得錨桿支護能力大幅減低甚至脫黏失效，巷道圍巖破壞形式主要為拉、剪破壞，巷道頂板破壞深度2.5～4.5 m，巷道兩幫破壞深度3.0 m，底板破壞深度2.5 m。

2.3 巷道變形破壞原因

經前述地質力學測試、實驗室試驗和現場調研，結合數值模擬分析，含軟泥夾層灰巖頂板巷道圍巖變形破壞的主要原因為：

1）含軟泥夾層灰巖頂板巷道圍巖裂隙分布雜亂無章，無規律性可言，裂隙性頂板圍巖受地質構造作用的影響嚴重，結構面縱橫交錯，結構較為松散，黏聚力低，開挖后圍巖松動早、來壓快、易出現大面積垮落。

2）頂板富含軟弱黃泥，黃泥強度較低，黏土礦物含量高，遇水易發生膨脹，從而使巖層產生裂隙，甚至崩解，降低了錨桿（索）錨固力和巖層的承載力。

3）兩幫煤體強度低，局部含有夾矸和黃泥，錨桿（索）托盤隨著預緊力的施加不斷陷入后方煤體，導致錨桿索預緊力不足甚至難以施加。

4）巷道斷面不合理。巷道采用矩形斷面，巷道受力不均衡，頂板應力集中相互疊加，受剪切拉伸破壞嚴重；兩幫煤體壓力大，造成大面積凸出，兩幫明顯收縮，巷道肩角部位易出現剪切滑移變形。

3 “錨-架-噴”協同控制技術

3.1“雙層承載拱”加固機理

針對含軟泥夾層灰巖頂板巷道承載能力弱、自穩時間短、圍巖變形劇烈的特點，提出“雙層承載拱”加固機理。首先在掘進煤巷時，將矩形斷面巷道優化為拱形斷面，采用高預應力錨桿支護，形成組合拱結構，配合使用錨索加固巷道頂板、幫部，并通過錨桿與錨索在剛度、強度上的耦合，將錨桿淺部組合拱與錨索深部承組合拱有效地組合在一起，形成“深部承載拱”結構[16-18]；其次是在巷道中架設U型鋼可縮性支架，在U型鋼支架之間安設拉桿充分發揮了支架的整體效應，然后在巷道表面進行混凝土噴層，使其在巷道表面形成“淺部承載拱”結構。“雙層承載拱”結構示意圖如圖9。

3.2“錨-架-噴”協同控制技術

基于“雙層承載拱”加固機理，提出“錨-架-噴”協同控制技術。即在高預應力錨網索支護的基礎上，架設U型鋼可縮性支架，配合混凝土噴層，各種支護優勢協同互補。

1）高預應力錨網索一次支護到位。掘進巷道后，為確保圍巖的完整性，及時安裝高預應力錨桿（錨索）。高預應力錨桿及時主動支護可降低圍巖的應力梯度、差應力及集中系數，改善圍巖受力狀態，利于形成壓力拱承載結構[19]。有效的錨固承載結構可以防止軟泥夾層離層的進一步擴展。

2）U型鋼可縮性支架防護巷道空間。將具有較高強度的拉桿安裝于2個U型鋼可縮性支架之間，能夠提升支護體系的整體承載能力[20]。可縮式U型鋼支架的支護剛度較為明顯，在U型鋼可縮支架的配合下，錨桿、錨索支護能克服剛度不足的缺陷，實現主動支護。同時，在錨網噴支護作用下，有效地緩解了圍巖對U型鋼支架的擠壓作用。通過圍巖、U型鋼支架之間的相互協調，形成具有較強承載能力的整體。

3）混凝土噴層防止圍巖風化和遇水軟化。采用混凝土噴層，封閉巷道表面，避免巷道圍巖與空氣、水的接觸，防止含軟泥圍巖的風化和和遇水的軟化，充分發揮“雙層承載拱”結構的承載能力，實現含軟泥巷道圍巖的長期穩定。

4 現場實踐

4.1“錨-架-噴”支護技術參數

根據前述“雙層承載拱”加固機理以及“錨-架-噴”協同控制技術，對該礦15102回風巷控制技術進行優化。總體思路為：將巷道斷面由矩形改為拱形，大幅提高錨桿索的初始預緊力，縮減頂板錨桿索排距，增加支護強度。同時，為了使幫部錨桿托盤后陷，預緊力不強等問題能有效解決，選用W鋼護板作為組合構件。在錨桿支護的基礎上架設29U型鋼可縮性支架，最后對圍巖進行混凝土噴層封閉。巷道支護斷面圖如圖10。

圖10 巷道支護斷面圖Fig.10 Cross section of roadway support

1）錨桿支護參數。頂板錨桿采用MSGLW-400、直徑準20 mm左旋無縱筋螺紋鋼筋，長度2.4 m，排距1.2 m，錨桿間距1.2 m，預緊力矩300～500 N·m，樹脂加長錨固。頂板錨索索體采用直徑17.8 mm、長度為5 300 mm鋼絞線，排距2.4 m，間距2.0 m，樹脂加長錨固，初始預緊力不低于200 kN。巷幫錨桿采用MSGLW400、直徑準20 mm左旋無縱筋螺紋鋼筋，長度2.2 m，錨桿排距1.2 m，間距1.0 m。煤柱側采用錨索加強支護，索體直徑為17.8 mm，長度為4.3 m，每排打設兩根，排距為1.2 m，間距2.2 m。

2）架棚支護參數。29U型鋼可縮性支架，架棚距為1 000 mm，支架之間安設拉桿，拉桿長1 000 mm。

3）噴漿參數。采用強度C25的混凝土進行噴漿，噴漿厚度100 mm，所用水泥標號不低于425。

4.2 礦壓監測

巷道掘進期間，在15102回風巷350 m處安裝了2組位移測站，巷道掘進期間表面位移監測曲線如圖11。從巷道掘進期間表面位移監測曲線可以看出：巷道位移在巷道掘進期間逐漸升高，大約在工作面后方40～50 m趨于平緩，巷道變形趨于穩定，巷道變形以兩幫變形為主，頂底板變形較小，這與兩幫較為軟弱有關；總體來看，巷幫最大移近量92 mm，頂底最大移近量39 mm，與原方案相比巷道圍巖變形量量降低90%以上。

圖11 巷道表面位移監測曲線Fig.11 Monitoring curves of surface displacement

5 結語

1）受裂隙弱化及黏土類軟泥充填的影響，含軟泥夾層灰巖頂板巷道黏結強度降低、整體強度減小、自穩能力變差，加上巷道斷面形狀不合理，引起局部應力集中，巷道圍巖無穩定的承載結構。

2）將矩形斷面巷道優化為拱形斷面，通過提高錨桿（索）的強度和剛度、施加高預緊力，在圍巖體內部形成“深部承載拱”結構；同時在巷道中架設U型鋼可縮性支架，在支架之間安設拉桿，充分發揮支架的整體效應，使其在巷道表面形成“淺部承載拱”結構；最后采用混凝土噴層，封閉巷道表面，防止圍巖風化和和遇水軟化，充分發揮“雙層承載拱”結構的承載能力，實現巷道圍巖的長期穩定。

3）現場實踐表明，采用以“錨-架-噴”為基礎的協同控制技術，巷道圍巖變形量降低90%以上，顯著提高了含軟泥夾層灰巖頂板巷道的可靠性。