深部煤層采空區下巷道支護技術

方保明

（國家能源集團神東煤炭集團寸草塔煤礦，內蒙古鄂爾多斯 017200）

我國煤礦煤層在開采過程中，常常會出現下部煤層巷道位于上部已開采煤層采空區下部，巷道支護困難，頂底板及兩幫嚴重變形[1-3]。因此，研究深部煤層采空區下回采巷道圍巖控制具有重要意義[4-7]。馬鑫[8]等利用數值模擬分析了采空區底板巖層應力分布規律及巷道失穩破壞原因，并根據分區支護的思想對不同區域巷道斷面支護參數進行了優化；郝登云[9]等采用現場實測、理論分析及數值模擬等研究方法，探討了采空區下回采巷道失穩機理及主要影響因素，同時提出了增大護巷煤柱寬度，采用高預應力全錨索加強支護的方法；尚福建[10]等利用數值模擬分析了下部煤層合理的巷道位置，采用高預應力錨桿、金屬網及W 鋼帶或鋼帶托盤、短籠型錨索、槽鋼梁的聯合支護方案使頂板巖層形成最佳組合梁狀態，取得了良好的巷道穩定支護效果。任海峰[11]等針對近距離采空區下回采巷道在掘進過程中變形嚴重問題，進行了巷道圍巖力學特性、圍巖松動范圍研究，結果表明，近距離采空區下回采巷道圍巖達到IV-V 類圍巖；文獻[12-14]介紹了多個采空區下巷道圍巖控制支護技術。上述研究分析了采空區下部巷道失穩的原因，結合數值模擬給出了巷道支護技術方案，但是由于礦井開采深度增加，水平應力逐漸增大，受水平應力影響，巷道變形日趨嚴重，僅采用被動支護已不能滿足巷道使用要求。因此，考慮水平應力因素對采空區下部回采巷道失穩進行分析,同時提出合理的主被動聯合支護技術，在此基礎上采用數值模擬對聯合支護方式進行模擬驗證。

1 工程條件

1.1 巷道地質條件

隆德煤礦209 工作面走向長3 477 m，傾向長300 m，工作面位于2-2煤輔運巷西側，北部為207采空區，南部為211 工作面（未采），西部為井田邊界。本工作面主采2-2煤層，煤層厚度3.3～4.7 m，平均厚度4.0 m，煤層傾角1°。其中209 運巷上部為101 工作面（已回采），走向長2 536 m，傾向長290 m，層間距為60 m，工作面相對位置如圖1。209 運巷埋深為+996～+1 022 m，斷面為矩形斷面，寬5.6 m，高3.5 m，凈斷面19.6 m2。209 運巷直接頂為粉砂巖，厚3.5 m，基本頂為砂巖，厚11.6 m；直接底為粉巖，厚11 m。巷道沿煤層走向布置，整體趨勢中部高兩端低，沿著2-2煤層頂板由東南向西北掘進，掘進坡度約為1°～8°。

圖1 工作面相對位置圖Fig.1 Relative position diagram of working face

1.2 巷道變形特征

209 運巷掘進初期，處于101 工作面采空區下方的巷道嚴重失穩破壞。根據現場監測，巷道頂板整體下沉且出現較大范圍的網兜狀破碎體，巷道兩幫出現片幫，尤其是209 運巷右側，出現較大面積的片幫現象。同時，隨著時間增長，巷道底板出現長距離底鼓凸起，且巷道底鼓凸起量大于頂板下沉量及兩幫移進量。通過對巷道開挖初期的變形監測可知，巷道出現較大失穩變形均在10 d 后，在25 d 后基本穩定，巷道表面位移量曲線如圖2。頂板變形量最大達到432 mm，相對于頂板變形量，兩幫變形量較小，最大值為312 mm，而巷道底鼓凸起量較大，已達553 mm。現階段巷道支護方式及支護強度已無法滿足巷道使用要求，亟待改變巷道支護方式。

圖2 巷道表面位移量曲線Fig.2 Displacement curves of roadway surface

2 巷道失穩破壞力學分析

近距離煤層上煤層回采后，底板煤巖層在工作面超前支承應力和采空區卸壓作用下，在短時間內受“壓”和“拉”的作用，這一過程中底板煤巖體發生拉伸和剪切破壞，煤巖體發生疲勞破壞，自身承載能力下降[15-18]。回采完成后，在底板煤巖層恢復原始狀態的過程中，巷道開挖使底板煤巖體再次經過高應力作用，出現二次破壞，產生斷裂。因此，為了將應力作用與宏觀煤巖體斷裂破壞聯系起來，需引入工程力學機制進行分析。

基于工程力學，認為巷道頂板、底板為梁體結構，做如下假設：巖體完全彈性，巖塊連續均勻，巖體各向同性。根據巷道尺寸及巷道形狀建立了頂板梁體結構模型，頂板梁模型如圖3。

圖3 頂板梁模型Fig.3 Roof beam model

設作用在頂板梁的拉應力為σmax，則：

當σmax≥σ 時，其中σ 為巖體的抗拉強度，頂板梁被破壞。完整頂板由于垂直應力作用造成拉伸破壞，形成多段塊體，成為塊體梁結構，頂板塊體梁模型如圖4。

圖4 頂板塊體梁模型Fig.4 Roof block beam model

設作用在塊體組合梁的組合拉應力為σc，則：

式中：Wz為巖體的抗彎模量，GPa；T 為水平應力，MPa。

當σc≥σ0時，其中σ0為塊體間的抗滑移強度，塊體梁在水平應力作用下進一步被破壞，徹底斷裂，頂板處于破碎狀態。此時頂板被破壞，宏觀上呈現頂板下沉狀態。

根據采空區下巷道頂板是在高應力組合下產生彎曲拉伸破壞思想，進一步地，建立底板梁體模型，底板梁模型如圖5。

圖5 底板梁模型Fig.5 Floor beam model

由圖5 可知，作用在底板梁的應力τ 大于（等于）底板梁的抗剪強度τ0時，巷道底板兩角被破壞。在此基礎上，設底板梁承受的底板支撐力為Ft，作用于底板梁的拉應力為σt，則：

當σt≥σ 時，底板梁被破壞，底板出現較大面積塊體，宏觀上底板出現底鼓，隨著水平應力增大，作用于底板的拉應力也隨之增大，底鼓量增加，出現嚴重失穩破壞。

同理，設巷道兩幫的水平應力為均布載荷，垂直應力為外載荷，在高應力環境下，當作用于兩幫煤巖體的拉應力大于（等于）兩幫煤巖體的抗拉強度時，巷道兩幫宏觀上呈現片幫現象。

上述分析可知，保證采空區下巷道穩定性首先要改善巷道圍巖所受應力環境，防止由高應力引起巷道圍巖所受拉應力增大，造成采空區底板巖層在恢復階段造成二次破壞。在此基礎上，適當提高圍巖強度，減小圍巖巖石自身裂紋、節理尺寸，提高圍巖強度及自身承受能力，防止圍巖在高應力下變形失穩。

3 巷道圍巖支護方案

根據209 運輸巷變形特征及巷道失穩分析，設計209 運巷采用“注漿+全錨索支護+架棚”的聯合支護方案。

3.1 注漿工藝

對于深部工作面回采煤巷而言，地應力較大，回采煤巷開挖后，煤巖體在高應力作用下使煤巖體塑性弱化，產生拉伸破壞，煤巖體宏觀上斷裂破壞，巷道逐漸失穩[19-20]。注漿后，漿液的膠結作用不僅能提高淺部煤巖體強度，而且通過裂隙向深部流動，使深部煤巖體進一步凝固，使巷道圍巖產生骨架支撐，一定程度上提高煤巖體的殘余強度；另一方面，注漿加固后松散巖塊不會相互錯動，大大減小了錨桿索的剪切作用力，從而提高巷道周圍煤巖體的自承能力。

1）漿液材料。根據209 運輸巷的巷道破壞特征，確定注漿材料為水泥砂漿材料。水泥顆粒小、凝結快、強度高，具有較強的造漿能力，能夠有效地加固和提高松軟土及巖石的力學強度。

2）注漿鉆孔參數。在巷道掘進工作面布置3 排鉆孔，分別為1#～12#鉆孔，鉆孔布置斷面圖如圖6。1#～5#鉆孔與鉆孔之間橫向間距1 250 mm，頂角鉆孔距巷道兩幫300 mm；6#、7#鉆孔橫向間距5 000 mm，與上下鉆孔縱向間距1 500 mm；10#、11#鉆孔之間橫向間距分別為2 500 mm，距離巷道底板250 mm。鉆孔直徑為42 mm。

圖6 鉆孔布置斷面圖Fig.6 Drilling arrangement section

3）注漿壓力及流量。209 運巷埋深+996～+1 022 m，根據注漿地層深度計算的最低設計注漿壓力為18 MPa，但由于在注漿過程會因為黏度變化而造成注漿壓力的減小，所以注漿壓力選取20 MPa。注漿流量為20 L/min。

4）鉆孔深度。根據現場注漿效果確定鉆孔深度為10 m，同時由于209 運巷長度較大，因此采用分段前進式循環注漿的方式，每次循環注漿加固長度為10 m。

3.2 聯合支護

209 運輸巷圍巖位移量較大，圍巖強度低，全錨索支護能夠釋放掉圍巖的部分變形能，有效防止支護體在高應力環境下發生變形。此外，錨索支護體還能提高支護阻力，增加圍巖的整體性和穩定性。巷道支護斷面圖如圖7。

圖7 巷道支護斷面圖Fig.7 Roadway support section

巷道頂板錨索采用φ17.8 mm×6 500 mm 錨索，每排6 根，排距1 100 mm，間距1 000 mm，頂角錨索距巷幫50 mm，均垂直頂板打設。巷幫采用φ18 mm×2 100 mm 左旋螺紋鋼錨桿，每排4 根，排距1 000 mm，間距1 000 m，頂角錨桿距頂板300 mm；巷幫每排2 根錨索（φ17.8 mm×6 500 mm 鋼絞線錨索），排距1 000 mm，間距2 500 mm，錨索與錨桿均垂直巷幫打設。

在此基礎上，采用架棚保持圍巖結構的穩定性，架棚棚距500 mm，架棚腿部上腿長1 m，下腿長2 m，金屬棚腿、梁采用29U 型鋼，腿與下腿之間使用卡纜固定，卡纜采用與29U 型鋼配套的螺栓卡纜，兩棚體之間用拉桿連接，拉桿采用φ14 mm 的鋼筋加工。拉桿長1 000 mm，兩端成直角向同一方向彎折，彎折部分長度不小于80 mm。架棚的頂部墊入300 mm 木板，兩幫加入圓木，作為吸能緩沖材料。

4 數值模擬

根據209 運巷工程地質條件建立200 m×100 m×80 m 的六面體模型，模型共有1 600 000 個單元，六面體模型如圖8。煤巖體選用摩爾-庫倫本構模型，巖層物理力學參數見表1。其中采空區參數按照各巖層參數進行1/20 的強度折減法取值[21]，注漿的巖石參數按照現場施工水灰比的巖石強度取值并設置注漿區。設置邊界約束條件，模型底部設置為固定邊界，模型上部施加隆德煤礦實測地應力值19.8 MPa，模型四周施加實測水平應力15.4 MPa。

圖8 六面體模型Fig.8 Hexahedron model

表1 巖層物理力學參數Table 1 Rock physical and mechanical parameters

巷道斷面為矩形，5.6 m，高3.5 m，按照巷道斷面形狀，開挖巷道。分別對無任何支護、聯合支護后的應力變化、巷道頂底板和側幫位移量變化、巷道圍巖塑性區變化進行對比分析。巷道圍巖應力云圖如圖9，巷道位移云圖如圖10，巷道表面位移量曲線如圖11，塑性區分布云圖如圖12。

圖9 應力云圖Fig.9 Stress cloud diagrams

圖10 位移云圖Fig.10 Displacement cloud diagrams

圖11 巷道表面位移量曲線Fig.11 Displacement curves of roadway surface

圖12 塑性區分布云圖Fig.12 Plastic zone distribution diagrams

由圖9 可知，巷道由無支護→注漿加固+聯合支護的過程中，巷道兩腰的藍色應力集中區域范圍減小，巷道兩幫的應力值增大，巷道頂底板應力降低區明顯減小，應力釋放率逐漸減小。圖9（c）、9（d）為巷道無支護和聯合支護水平應力云圖，無支護時巷道頂底板所受水平應力集中，且數值較大，而圍巖近距離范圍內應力均較低。由此推斷，深部水平應力對巷道影響較大，高低應力將形成較大的應力差，加速頂底板圍巖的破壞，促使巷道頂板下沉，底板底鼓。采用注漿+全錨索支護后，水平應力集中范圍明顯減小，應力集中區域主要集中在頂板近距離圍巖，且應力值較無支護時低，圍巖得到較好控制。

圖10（a）、圖10（b）為無支護→注漿加固+全錨索支護的垂直位移云圖。結果顯示，巷道在無支護的情況下，頂板下沉量達到420 mm，底鼓量最大值460 mm。經過注漿及全錨索支護后，巷道頂板下沉量減小，底鼓明顯降低。圖10（c）為無支護水平位移云圖，其中左幫位移量為213 mm，右幫水平位移量為202 mm，聯合支護后，圖10（d）中注漿區域巷道左、右幫水平位移量縮小，這表明聯合支護方案，有效的控制了巷道圍巖的變形，阻止了巷道兩幫的收斂量。

由圖11 可以看出，巷道在支護初期頂底板移進量和兩幫收斂量較大，巷道變形量增加迅速且巷道變形速率均較快，10 000 步左右，圍巖變形速率基本趨于穩定，20 000 萬步數后，模型達到穩定，巷道變形量基本穩定，此時，頂板移近量穩定在63 mm，兩幫移近量穩定在34 mm，底板底鼓量穩定在59 mm。

由圖12（a）可知，頂底板主要受拉伸破壞，而巷道兩幫受剪切和拉伸破壞，圍巖塑性區范圍半徑達到3.2 m，尤其底板破壞范圍比頂板破壞范圍大，塑性區整體呈圓形，由此分析，巷道在此情況下極易失穩破壞；由圖12（b）可知，巷道圍巖塑性區范圍明顯減少，頂底板塑性區為1.5 m 左右，巷道兩幫的塑性區寬度為1 m，表明聯合支護方案效果較好。

通過模擬對比巷道開挖支護前后的變化規律，得出結論，在無任何支護到聯合支護的過程中，應力集中區域減小、巷道表面位移量減小、塑性區范圍減小，圍巖強度得到改善，趨于穩定，說明此聯合支護方案能夠很好地控制圍巖，保證巷道穩定性。

5 結 語

1）基于工程力學，在考慮水平應力的基礎上分析了采空區下巷道失穩的原因，即巷道圍巖在拉伸彎曲組合下產生拉伸破壞。

2）根據理論分析，確定209 運巷采用“注漿+全錨索支護+架棚”聯合支護方案。

3）通過對209 運巷進行FLAC3D數值模擬，得出聯合支護方案作用下圍巖塑性區面積大幅度減小，應力環境得到較大改善，頂板位移量控制在63 mm，底板底鼓量控制在59 mm，兩幫位移量控制在34 mm 左右，圍巖穩定性得到了有效控制。