泥質巖體采動巷道頂板破壞特征與控制對策

曾得國

（國家能源集團 神東保德煤礦，山西 忻州 034000）

0 引 言

隨著煤炭資源開采深度的不斷增加，開采環境也逐漸變得復雜化，泥質巖體作為煤礦巷道頂板常見圍巖條件，由于其自身強度低、遇水軟化等問題，給巷道圍巖支護帶來了巨大影響[1]。尤其在工作面回采過程中，泥質巖體巷道礦壓顯現尤為劇烈、持續周期長，具體表現為巷道圍巖較為破碎、變形量大、圍巖體承載能力低等問題，嚴重影響了巷道的正常施工以及礦井的安全生產[2-4]。

國內外許多學者對泥質圍巖巷道支護的研究，主要集中于通過適當增加巷道錨桿（索）的支護密度來減小巷道圍巖的變形量，進而有效的控制巷道圍巖的變形[5-8]；還有部分學者針對軟巖巷道支護困難、返修頻繁等問題，提出了鋼管混凝土土組合支架的支護方式，有效的控制了巷道的變形[9-11]。本文以神東煤炭公司保德煤礦回采巷道為例，該巷道頂板主要以砂質泥巖和泥巖為主，巷道變形嚴重，但為了有效解決此類技術問題，采用增加錨桿（索）的數量、增大錨桿（索）的直徑、增加錨桿（索）的長度等方法來控制圍巖的變形量，但這種方法巷道支護成本較高、成巷速度較慢，嚴重影響了巷道的安全生產，這種方法雖然暫時的控制了巷道圍巖的變形，但效果并不明顯。另一方面，由于現代化礦井的安全、高效的生產需求以及巷道斷面、長度的增加，決定了回采巷道不能像常規永久巷道那樣采用高強、多層次的支護方法[12-14]。

本文采用現場實測、理論分析、現場工程試驗相結合的方法對保德煤礦回采巷道受采動影響時巷道圍巖的變形破壞特征進行了研究，分析了巷道支護強度與圍巖強度的內在關系，提出了以接長錨桿為主的控制方法，進行了現場工程試驗，并取得了較好的效果，該技術對于同類型的大變形巷道的圍巖控制具有一定的參考意義。

1 頂板巖層結構探測與破裂深度實測

1.1 頂板巖層結構探測

保德煤礦主采8號煤層，埋深約為420 m，煤層傾角為3°～6°，平均4°左右，煤種為氣煤，宏觀煤巖類型以半亮—半暗煤為主。煤層平均厚度為6.4 m（4.5～7.9 m），煤層平均夾矸3層，單層夾矸最大厚度為0.8 m，回采巷道頂板上方留設有2～3 m厚度的頂煤，頂煤中含有0.2 m的夾矸，而頂煤上方主要以泥巖、砂質泥巖以及粗粒砂巖為主。為了掌握回采巷道頂板巖性以及裂隙發育的變化情況，對其巷道進行頂板巖層結構窺視，窺視結果如圖1所示。通過分析對比得知，巷道頂板巖性變化較為明顯，頂板裂隙較為發育，造成頂板穩定性較差。

圖1 8號煤層巷道頂板鉆孔窺視結果Fig.1 Borehole peeping results of roadway roof of No.8 Coal Seam

保德礦2條回風順槽事先采用已有的支護設計進行支護時，在受到一次采動影響后，發現已有的支護參數可以滿足巷道的支護要求，但在二次采動影響期間，巷道礦壓顯現尤為顯著，且持續時間較長，導致局部巷道圍巖較為破碎、頂板變形量較大（最大約為67.0 cm）、底臌現象明顯、圍巖體承載能力低下、支護體失效、錨桿（索）破斷等現象時有發生。在此之前保德煤礦最先采用的是通過增加錨桿（索）的數量、增大錨桿（索）的直徑以及增加錨桿（索）的長度等方法來提高巷道的支護強度，試圖達到控制頂板變形的目的。但此種方法在巷道服務年限期間，需對回風順槽進行多次的錨桿（索）補強支護，使得巷道支護密度較大，支護成本增高。通過分析對比該礦工作面后方300 m位置處的回采巷道與原有的巷道斷面相比，變形破壞后的巷道斷面呈現出明顯的“非對稱性”，如圖2所示。

圖2 回采巷道斷面前后對比Fig.2 Section comparison of mining roadway before and after deformation

由圖2可以看出，變形后的巷道斷面與原有設計斷面相比，頂板出現下沉現象，即靠近副幫（煤柱一側巷幫）側的頂板下沉量大于靠近正幫（采煤工作面一側巷幫）側的頂板下沉量；底板出現底臌現象，即正幫側底臌量大于副幫側底臌量；巷幫變形也較為嚴重，即副幫的變形量大于正幫的變形量。

1.2 頂板破裂深度實測

以往觀點認為，巷道圍巖變形主要由彈性變形和塑性變形2部分組成，其中以塑性變形為主，而彈性變形只占很小一部分，由于保德礦巷道受采動影響期間，其圍巖破碎且變形較大等問題時有出現。因此，有必要了解保德礦巷道受采動影響時頂板破裂深度與破壞形態間的關系[15]。

在工作面前方30 m位置處選擇測試斷面，在巷道頂板均勻布置6個測站。根據測站布置位置，在每個測站位置的巷道頂板采用φ32 mm鉆頭進行打孔，每個鉆孔深度設計為10 m，如圖3所示。打孔結束后，采用鉆孔窺視儀對每個鉆孔進行窺視記錄，后對其進行相應的分析。在對比分析每個鉆孔窺視結果的過程中，若出現鉆孔內部不出現裂隙以及破碎圍巖體時，則認為此時該位置圍巖穩定。

圖3 采動巷道頂板破裂深度實測結果Fig.3 The measured results of roof fracture depth of mining roadway

由圖3可以看出，沿斷面方向各個鉆孔頂板破裂深度分別為3 040、3 900、3 850、3 700、2 750及2 000 mm，靠近巷道兩側的頂板破裂深度相較于中部頂板破裂深度較小，而中部頂板破裂深度最大。將每個測站的破裂深度連接起來，可以看出其破裂邊界輪廓近似成冒落拱形狀，中間位置處頂板極不穩定，容易發生冒頂事故。

2 頂板變形破壞可控性理論分析

目前研究還不能通過理論分析定量計算出矩形巷道的支護強度與圍巖變形破壞之間的關系，但可以通過尺寸大小相當的圓形巷道來類比模擬計算結果[16]，其力學模型如圖4所示。

圖4 巷道圍巖變形破壞力學模型Fig.4 Mechanical model of roadway surrounding rock deformation and failure

假設無窮遠處圓形巷道所受到的垂直及側向壓力相等，記為P0，巷道塑性區半徑R為[16]：

式中：P0為原巖應力；Pi為支護阻力；r為巷道半徑；φ為圍巖的內摩擦角；C為圍巖的粘聚力；μ為泊松比；E為彈性模量；Rc為單軸抗壓強度。

在計算巷道圍巖變形中，由于圍巖破壞后有擴容現象，所以不能采用塑性區巖體體積不變的假定，這樣會與現場結果相差甚遠，設圍巖產生塑性擴容后的位移為um，巖體擴容梯度為η，兩者關系可表示為：

圍巖彈塑性交界處的徑向應力σR為：

在平面應變條件下，由于巷道開挖引起的徑向位移為：

由于巷道圍巖彈塑性交界處的徑向位移是連續的，當r=R時，式（2）和式（4）計算的位移應相等，即u=um，從而可得：

將式（3）代入式（5）可求得：

由式（1）、式（6）可以得出，應力環境和圍巖條件不同時支護強度與圍巖變形破壞之間的關系。通過相應取值可的其關系如圖5所示。

由圖5可以看出，當支護強度從0增加到0.8 MPa時，在其他條件不變的情況下，只改變原巖應力大小時，若原巖應力為60 MPa，則圍巖變形量降低了19.96%，塑性破壞深度降低了5.64%；若原巖應力為40 MPa，則圍巖變形量降低了16.27%，塑性破壞深度降低了6.09%；若原巖應力為20 MPa，則圍巖變形量降低了20%，塑性破壞深度降低了8.35%。可以看出，在其他條件不變的情況下，若只改變原巖應力的大小，其巷道圍巖變形量與塑性破壞深度也將發生改變，而當圍巖所處周圍環境相同時，只改變支護強度的大小，隨著支護強度的增大，圍巖變形量以及塑性破壞深度減小非常小。這一結果與前文實測結果基本保持一致，也說明試圖采用一次支護控制巷道頂板圍巖變形是較難實現的，尤其對于采動影響強烈的泥質巖體頂板，更需要采取合理的措施進行二次支護。

圖5 支護強度與圍巖變形破壞的關系曲線Fig.5 Relationship between support strength and deformation of surrounding rock

3 巷道圍巖控制對策

對于這種大變形回采巷道頂板的控制，采用高強支護來阻止頂板下沉將花費巨大代價，不符合實際工程情況，也不能有效的控制巷道圍巖塑性區的發展。為了有效控制泥質巖體巷道頂板變形等情況，針對控制冒頂提出了可接長錨桿支護技術。這種可接長錨桿在圍巖變形后不易破斷失效，也可與圍巖相互協調變形，并能連續提供其支護阻力。

可接長錨桿桿體由兩段、三段，乃至多段錨桿組成，每段錨桿的端部都設有連接頭，連接頭內部設有內螺紋，錨桿與錨桿間通過一具有與連接頭內螺紋相匹配的外螺紋連接螺栓進行固定連接，從而形成一個完整的接長錨桿，其錨桿示意圖如圖6所示。其中連接頭、連接螺栓應與錨桿桿體支護強度相同，若兩者強度與錨桿桿體強度不同時，則容易在連接位置處發生破斷現象。因此，為了防止此類現象的發生，將每段錨桿端部的連接頭以及連接每段錨桿所用的連接螺栓都對其進行特殊的熱處理，使其兩者的強度可以與錨桿桿體的強度相互匹配。在安裝接長錨桿時，事先將每段錨桿以及連接螺栓放入鉆孔內，利用錨桿鉆機的轉動將每段錨桿與連接螺栓緊密連接，而可接長錨桿的長度可根據現場實際情況進行任意的選擇，且安裝接長錨桿時不受巷道斷面形狀的限制。

圖6 可接長錨桿示意Fig.6 The indication of lengthenable bolt

支護材料的承載力和延伸率是反映錨索性能的兩個重要指標。根據圖3所示的保德礦采動巷道頂板破裂深度實測結果可知，其頂板最大破裂深度約為3 900 mm。因此將支護材料長度設計為5 000 mm，接長錨桿設計成長度2 500 mm、直徑為20 mm的兩段，同時選取了長5 000 mm、直徑17.8 mm的錨索作為對比，進行實驗室和井下巷道的拉伸試驗，如圖7所示。

圖7（a）為錨索與接長錨桿實驗室延伸試驗結果，試驗結果顯示，直徑17.8 mm，長度5 000 mm的錨索最大延伸長度約為180 mm，相對應的最大拉拔力約為376 kN；直徑20 mm，長度5 000 mm的接長錨桿最大延伸長度約為800 mm，相對應的最大拉拔力約為184.0 kN。從圖7（a）也可看出，同一長度不同的桿體材料，其接長錨桿的延伸長度是錨索延伸長度的4.44倍，且接長錨桿拉拔力相較于錨索，其數值一直持續穩定在一定范圍內。

圖7（b）為直徑20 mm，長度5 000 mm的接長錨桿在井下巷道的拉拔試驗結果，由試驗結果可以看出，延伸長度為40 mm時，錨桿拉拔力為22 kN；當延伸長度在50～90 mm時，隨著延伸長度的增加，錨桿拉拔力近似成直線增加，其錨桿拉拔力分布在35～155 kN；當延伸長度大于90 mm左右時，錨桿拉拔力變化范圍不明顯，其拉拔力穩定在153～165 kN。同樣也可看出，現場試驗中接長錨桿拉拔力也一直穩定在一定范圍內，這與實驗室拉拔結果基本相同。為此，可以得出，當頂板出現下沉時，同樣長度的接長錨桿與錨索相比，接長錨桿可以很好的適應圍巖的變形。

圖7 錨索與接長錨桿延伸試驗曲線Fig.7 Extension test curve of anchor cable and lengthening bolt

4 現場工程應用

根據保德煤礦的生產技術現狀，現場工業性試驗選在超前81308工作面1 000 m左右的1號、2號回風順槽，在該位置處分別進行長度約為400 m井下工業性試驗，而試驗巷道頂板所用錨桿（索）使用礦上原有的，即2根直徑17.8 mm，長度6 500 mm的錨索和4根直徑20 mm，長度2 200 mm的錨桿，二次補強支護參數分別為每米巷道頂板補打4根直徑20 mm，長度5 000 mm的接長錨桿。同時在2條試驗巷道區域均勻布置有6組測站（測站A、測站B、測站C、測站D、測站E、測站F），監測巷道采動影響期間的圍巖變形情況和接長錨桿支護力情況，其中1號回風順槽每個測站分別布置1個深部位移監測點和3個接長錨桿支護力監測點；2號回風順槽每個測站分別布置1個頂板深部位移監測點。其81308工作面2條回風順槽頂板深部位移與接長錨桿支護力監測統計結果，如圖8所示。

由圖8（a）深部位移監測結果可知，采動影響期間，1號回風順槽0～8 m的頂板變形量為388～618 mm；0～4 m的頂板變形量為274～450 mm；2號回風順槽0～8 m的頂板變形量為315～545 mm；0～4 m的頂板變形量為239～393 mm。圖8（b）為接長錨桿支護力監測結果，由圖可知，采動影響期間，1號回風順槽頂板中部可接長錨桿的支護力大于靠左幫與右幫的錨桿支護力，且中部錨桿支護力基本穩定在92～156 kN；而頂板靠左幫錨桿支護力基本穩定在88～117 kN；頂板靠右幫錨桿支護力基本穩定在78～147 kN，且相較于普通錨桿，接長錨桿破斷現象極少出現。這也可說明，接長錨桿能持續的提供較高的工作阻力，當巷道圍巖發生變形破壞時，能夠保障錨桿不發生破斷現象，從而維護了巷道圍巖的穩定性，保證了支護系統的可靠性。

圖8 81 308工作面回風順槽頂板深部位移與接長錨桿支護力監測統計Fig.8 Monitoring statistics of roof deep displacement and lengthening bolt supporting force in air-return crossheading of No.81308 Face

5 結 論

（1）保德煤礦采動巷道局部頂板下沉量較大，頂板破裂深度最大約4.0 m，在已有的支護條件下，難以通過增加錨桿（索）的支護密度來控制頂板圍巖的變形破壞，需采用能夠提供持續較高的支護力且能適應圍巖變形破壞的柔性支護方式，以達到控制冒頂風險的目的。

（2）接長錨桿的延伸性能優于錨索的延伸性能，其井下工業性試驗結果也表明，接長錨桿能持續提供較高的工作阻力，而支護阻力得到了有效的保證，在很大程度上可有效預防巷道冒頂的發生。