采動影響煤幫變形機理與控制技術研究

朱云龍，劉獻武，董鵬飛

(國家能源集團 神東柳塔煤礦，內蒙古 鄂爾多斯 017000)

在巷道圍巖系統中，煤幫相對于頂底板巖層而言，強度較低且內部富存原生節理裂隙，承載能力差，在采掘擾動作用下常是率先破壞的部位。為解決采掘擾動下煤幫變形顯著問題，康紅普等[1]提出通過采用高強高預應力錨桿支護技術控制煤巷變形顯著問題；單仁亮[2]等提出了煤巷強幫支護理論，并通過現場應用取得了良好的實踐效果；杜貝舉等[3]研究了深井高應力軟弱圍巖巷道變形機理，并提出了針對性的控制技術。

專家學者已針對進行了大量的研究工作[4-6]，本文基于前人研究成果，通過分析確定基本頂斷裂位置，掌握了鄰近工作面開采后覆巖結構特征，研究了煤柱變形破壞機制，提出了破碎煤幫穩定性控制技術，研究成果可為類似條件礦井破碎煤幫支護提供借鑒。

1 工程背景

1.1 研究區域概況

某礦3213運輸巷位于礦井二采區，因礦井瓦斯含量高，二采區的運輸巷需要服務于2個相鄰工作面，不僅承擔上區段工作面回采期間的瓦斯抽放工作，同時擔負本區段工作面回采期間的承擔運輸工作。但受到3215工作面采動影響，3213運輸巷圍巖變形劇烈，巷道斷面顯著減小，同時圍巖松動圈范圍較大，巷道支護困難，難以為3213工作面的回采正常服務。因此亟需掌握采動影響下3213運輸巷圍巖變形規律，解決支護難題。

3213運輸巷埋深約550 m，巷道斷面為矩形，寬5 m，高3.4 m，沿煤層頂板布置，全長1 921 m。3213運輸巷和3215回風巷布置在3215工作面同一側，兩巷之間留有35 m的煤柱，巷道布置情況如圖1所示。3213工作面開采3號煤層，煤層平均厚度為5.76 m，煤層平均傾角為3°，為近水平煤層。3號煤層巖層分布情況如圖2所示。

圖1 巷道布置示意Fig.1 Schematic diagram of roadway layout

圖2 煤層柱狀Fig.2 Coal seam columnar

1.2 巷道支護情況

3213運輸巷頂板采用“錨桿+錨索+鋼帶+金屬網”支護，選用φ22 mm×7 300 mm鋼絞線錨索，每排3根，間排距為1 500 mm×2 000 mm；選用φ22 mm×2 400 mm螺紋鋼錨桿，每排4根，間排距為1 100 mm×1 000 mm；選用BHW235/280/4-4700-5型W鋼帶和網格50 m×50 mm的金屬網進行護表。巷幫支護選用φ22 mm×2 400 mm螺紋鋼錨桿，每排4根，間排距為900 mm×1 000 mm，巷道支護如圖3所示。

圖3 巷道支護方式示意Fig.3 Schematic of roadway supporting mode

受3215工作面回采擾動影響，3213運輸巷煤柱側巷幫變形顯著，出現煤幫破碎、錨桿失效等現象(圖4)，巷道斷面顯著減小，影響巷道的運輸及通風工作，難以正常服務于3213工作面生產。

圖4 2313運輸巷巷道變形情況Fig.4 Deformation of 2313 transport roadway

2 開采擾動下煤柱破壞機理

2.1 覆巖結構特征

(1)覆巖結構分布情況。3215工作面開采后，直接頂垮落進采空區形成矸石，基本頂破斷形成鉸接巖塊承載上覆巖層重力。為研究開采擾動下煤柱破壞機理，需分析鄰近工作面開采后煤柱上方巖層結構分布情況，而基本頂斷裂位置是決定煤柱上方巖層結構分布的關鍵因素，進而影響巷道圍巖的應力環境。

3213運輸巷基本頂的斷裂位置可分為4種情況：①基本頂斷裂位置處于3215工作面采空區邊緣，如圖5(a)所示。此時基本頂破斷巖塊B的旋轉下沉活動對煤柱及3213運輸巷的影響最小，因基本頂懸露在巷道頂板及煤柱上方產生的應力集中會隨著巖層的破斷后轉移釋放，巷道圍巖穩定性較好；②斷裂位置位于煤柱上方，如圖5(b)所示。此時煤柱需承受基本頂破斷巖塊B傳遞的重力載荷，巷道煤幫在高應力作用下易變形破壞，需增加支護強度以控制巷道圍巖變形；③斷裂位置位于3213運輸巷內側實體煤上方，如圖5(c)所示。此時實體煤及煤柱共同承擔巖塊B傳遞的載荷，圍巖穩定性較好且易于控制；④斷裂位置處于3213運輸巷頂板上方，如圖5(d)所示。此時煤層上方頂板破壞嚴重，巖塊B的回轉運動會加劇巷道圍巖的破碎程度，并引起支護構件失效，巷道維護困難。

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圖5 覆巖結構示意Fig.5 Schematic diagram of overburden structure

(2)基本頂斷裂位置。基本頂的破斷位置是影響沿空巷道圍巖穩定性的關鍵因素，同時也是進行煤柱寬度設計時需考慮的關鍵參數，側向基本頂的斷裂位置可根據式(1)計算得出[7]。

(1)

式中，x為3215采空區煤壁至基本頂斷裂位置的水平距離；m為煤層厚度，取6 m；A為側壓系數，取值為0.25；φ0為煤體內摩擦角，取28°；C0為煤體內聚力，取0.6 MPa；K為應力集中系數，取3；γ為覆巖平均容重，取25 kN/m3；H為巷道埋深，取550 m；P0為3213運輸巷煤幫的支護阻力，取0.2 MPa。

計算得出3215采空區煤壁至基本頂斷裂位置的水平距離x為18.9 m，因此斷裂位置位于煤柱上方，覆巖結構分布為圖5(b)所示的第2種情況。

2.2 煤柱變形破壞機制

為研究煤柱破壞機制，需先分析3213運輸巷服務期間煤柱應力環境的演化過程。受3215工作面采動影響，3213運輸巷煤柱承載因側向基本頂傳遞的集中載荷，在高應力作用下，煤柱由外及里分層破裂，直至覆巖形成穩定結構。3215工作面開采后3213運輸巷煤柱破壞過程的受力莫爾圓(圖6)，圓心坐標為((σ1+σ3)/2，0)，半徑為(σ1-σ3)/2。其中，1為原巖應力環境煤柱的莫爾圓，2為掘巷卸荷后煤柱的莫爾圓，3為3215工作面開采擾動下處于應力集中環境下煤柱的莫爾圓，線Ⅰ為掘巷前原巖強度下煤體的抗剪強度包絡線，線Ⅱ表示3215工作面開采擾動下巖性劣化后的煤體抗剪強度包絡線。

圖6 3213運輸巷煤柱破壞過程的莫爾圓Fig.6 Mohr circle of coal pillar failure process in 3213 transportation roadway

可利用摩爾—庫侖強度準則分析3213運輸巷煤柱的破壞過程。3213運輸巷掘成后，煤柱承受的水平應力σ3卸荷降低，使得煤柱莫爾圓的圓心左移、半徑增大，煤柱莫爾圓由1轉變為2；在3215工作面開采影響下，在煤柱上方形成應力集中，垂直應力σ1驟增，使得煤柱莫爾圓的圓心右移、半徑增大，煤柱莫爾圓由2進一步轉變為3。

3 破碎煤幫穩定性控制技術

3.1 煤幫變形控制思路

根據煤柱破壞機制分析，為控制因采動引起的煤幫變形破壞，需改善圍巖的力學性能和承載能力。

(1)高預緊力作用。通過提高支護構件的預緊力和剛度，可有效增強圍巖的殘余承載能力，改善被錨固巖體的力學性能，控制圍巖進一步變形破壞；同時錨桿及錨索施加的高預緊力，可有效改變煤柱的應力狀態，由二向受力狀態轉變為三向受力狀態，有利于保持結構穩定。

(2)注漿改性。受3215工作面采動影響，3213運輸巷煤巖體破壞失穩，圍巖變形顯著。由于煤幫和直接頂的結構松軟破碎，錨桿等支護構件難以發揮錨固錨固力作用，而注漿加固可改善煤巖體結構完整性和力學性能，從而增強其自身承載能力。

σ1f=(1+sinφ1)/(1-sinφ1)σ3+σc1

(2)

式中，σ1f為水平應力σ3作用下煤體的抗壓強度；σc1為煤體的單軸抗壓強度；φ1為煤體的內摩擦角。

圖7中莫爾圓1的圓心坐標為((σ1+σ3)/2，0)，半徑為(σ1-σ3)/2。圓1為加固前的煤柱莫爾圓，圓2為加固后的煤柱莫爾圓。

圖7 加固后的巷道圍巖莫爾圓Fig.7 Mohr circle of roadway surrounding rock after reinforcement

對破壞后的煤巖體進行加固后，在高預緊力作用下，煤巖體的水平應力σ3快速回升；同時在注漿改性作用下，煤巖體的單軸抗壓強度σc1也顯著提高，實現明顯改善煤巖體抗壓強度σ1f，此時煤巖體的莫爾圓圓心右移、半徑減小，圍巖莫爾圓由圓1逐步過渡至圓2。通過對破碎圍巖的注漿，增強了圍巖的內聚力和內摩擦角參數，使得圍巖抗剪強度包絡線斜率增大，包絡線由Ⅱ轉變為Ⅰ，煤巖體由極限平衡狀態過渡至彈性安全狀態。

3.2 控制技術與參數

根據3213運輸巷實際條件，設計通過注漿管和注漿錨索對巷道圍巖的整體加固，如圖8所示。

圖8 3213運輸巷圍巖加固設計示意Fig.8 Schematic of surrounding rock reinforcement design of 3213 transportation roadway

(1)頂板加強支護參數。布置2個深度為3 m的注漿孔以實現對圍巖的淺部注漿加固，間排距為1 500 mm×1 000 mm；同時垂直巷道頂板布置3根φ22 mm×6 000 mm的注漿錨索以實現對圍巖的深部注漿加固，間排距為1 500 mm×2 000 mm。

(2)巷幫加強支護參數。垂直巷幫距底板850 mm布置3個深度為3 m的注漿孔，間排距為900 mm×1 000 mm；同時垂直巷幫距底板1 300 mm布置2根φ22 mm×6 000 mm的注漿錨索，間排距為900 mm×1 000 mm。

4 煤幫變形控制效果

為研究提出的破碎煤幫穩定性控制技術的巷道支護效果，根據3213和3215工作面布置、地質條件及鉆孔數據，建立了工作面開采FLAC3D數值計算模型，如圖9所示。

圖9 數值模型Fig.9 Numerical model

采用摩爾—庫侖模型，模型尺寸為260 m×205 m×154 m(長×寬×高)。通過數值模型研究加強支護下的回采過程中圍巖變形破壞及應力分布情況，數值模擬結果如圖10所示。

圖10 巷道圍巖變形情況Fig.10 Deformation of roadway surrounding rock

從圖10可以看出，在加強支護方案下，隨著距工作面距離的降低，巷道變形量不斷增大，頂底板移近量最大為171 mm，兩幫移近量最大為124 mm，巷道圍巖變形量整體較小；兩幫塑性區發育深度最大為3.2 m，頂板塑性區發育深度最大為2.3 m，塑性區發育深度未超過錨索錨固范圍；隨著工作面開采空間的增大，3213運輸巷圍巖支承應力數值持續增大，煤柱可承受較高程度的集中應力，表明注漿顯著改善了煤幫的承載能力，提出的支護方案較為合理。

數值模擬結果顯示提出的加強支護參數較為合理，因此進行了現場工業性試驗進一步驗證。為評價煤幫變形控制效果，對注漿段巷道變形量進行監測，并將數據同未注漿段巷道變形量進行對比，如圖11所示。

圖11 巷道變形量對比曲線Fig.11 Comparison curve of roadway deformation

從圖11中可以看出，采取注漿加固措施后巷道變形顯著降低，未注漿段頂底板移近量最大可達618 mm，注漿段頂底板移近量為115 mm，降低了81.4%；未注漿段兩幫移近量最大可達912 mm，注漿段兩幫移近量為186 mm，降低了79.6%。表明提出的圍巖變形控制技術實施效果良好，可有效控制重復擾動巷道圍巖的穩定性。

注漿段巷道支護效果現場如圖12所示。

圖12 注漿段巷道支護效果Fig.12 Effect of roadway supporting in grouting section

由圖12可以看出，巷道圍巖整體性較好，巷道斷面大、變形小，可為2313工作面的回采正常服務。

5 結論

(1)計算得出3215采空區煤壁至基本頂斷裂位置的水平距離為18.9 m，此時基本頂斷裂位置位于煤柱上方，在高應力作用下煤柱易變形破壞，需增加支護強度以控制巷道圍巖變形；

(2)基于煤柱變形破壞機制分析，提出了破碎煤幫穩定性控制技術，通過高預緊力改變煤幫的受力狀態，利用圍巖注漿改善煤巖體承載能力，從而控制巷道圍巖變形破壞。

(3)現場監測結果表明，采取注漿加固措施后頂底板移近量降低了81.4%，兩幫移近量降低了79.6%，圍巖變形得到了有效控制。