深部強采動大斷面煤巷圍巖外錨-內卸協同控制技術

謝生榮，王 恩，陳冬冬，蔣再勝，李 輝，劉瑞鵬

(1.中國礦業大學(北京) 能源與礦業學院，北京 100083；2.中國礦業大學(北京) 共伴生能源精準開采北京市重點實驗室，北京 100083)

隨著煤礦開采深度的不斷增加，深部煤巖體力學環境與組織結構及其基本力學行為使得深部巷道圍巖呈現總變形量大、收斂速率快、持續變形時間長及支護系統損毀等強礦壓特征，導致深部巷道常年不間斷擴刷整修已成為常態。深部巷道礦壓顯現特征與其外部工程環境、內部巖性結構、擾動應力與位移場、支護模式等有著密切的關系。針對深部煤巷圍巖控制理論與工程實踐問題，國內外學者從采礦工程、工程地質、巖體力學等學科不同視角，采用調查研究、理論分析、實驗研究和數值模擬等方法對深部煤巷礦壓顯現特征及其影響因素、大變形規律和巷道維護特點、頂幫破壞失穩及力學機制、圍巖控制理論與技術等方面進行了有益的探索。在深部巷道圍巖綜合控制技術中卸壓控制已成為實現巷道圍巖長時有效控制的關鍵技術方向之一，目前主要有時空上避開高應力區、預裂采場上覆關鍵巖層、支護系統自身讓壓及二次支護、卸壓巷道、煤層鉆孔與深孔預裂爆破等卸壓控制方法，并在不同深部環境下實踐成功。卸壓控制的本質是釋放或轉移部分集中應力，即通過改善巷道圍巖應力狀態實現穩定性控制。

試驗礦井深部12采區集中泵站硐室采用強力錨桿索支護系統、注漿加固等高強綜合控制技術后，仍無法避免支護系統損毀及圍巖持續大變形現象，僅是將擴刷整修間隔時間延長，導致支護成本居高不下，嚴重制約了礦井安全高效生產；同時，試驗巷道即將經歷相鄰大采高工作面的強采動影響。鑒于此，礦方主要有以下2種方案可供選擇：① 保留現有巷道，將21215工作面留設保護煤柱尺寸加寬，但面臨強采動影響下煤巷無法及時擴刷整修的問題；② 重新選址掘巷，將煤巷內供液設備搬離至新巷道；上述2種方案經濟損失均比較大。針對此現狀，筆者提出外錨-內卸協同控制技術抵御強采動大斷面煤巷圍巖大變形，煤巷淺部強化錨固提升了錨固區圍巖結構力學性能，兩幫應力高峰區內部造穴為深部煤體持續向巷道空間運移提供讓壓補償空間，研究成果對發展完善深部巷道圍巖控制體系具有重要科學價值。

1 工程概況

1.1 12采區集中泵站硐室概況

試驗礦井12采區集中供液泵站硐室位于2號煤層12采區21215工作面設計終采線與12采區三條大巷之間，距離相鄰21215大采高工作面設計終采線及12采區軌道巷均為75 m(圖1)，主要服務于12采區各回采工作面，預計服務時間仍有7～8 a。硐室斷面為寬5.0 m×高3.0 m的大斷面矩形巷道，沿煤層頂板布置。煤層埋深約660 m，煤層平均厚度5.4 m，平均傾角為5°。2號煤層直接頂為2.32 m的粉砂巖，基本頂為8.90 m細砂巖，直接底為1.06 m細砂巖，基本底為1.27 m粉砂巖。

21215大采高工作面回采之前，與21215工作面設計終采線距離超過150 m的12采區3條大巷受相鄰工作面回采擾動影響后多次發生大變形破壞(圖2)。據統計，12采區3條大巷每半年不得不擴刷修復以滿足巷道的正常使用，造成巷道維護成本明顯升高。未受21215大采高回采工作面擾動影響時，試驗煤巷兩幫圍巖常年發生持續性變形，每半年至一年時間需對其進行擴刷修復(圖3(a))，以維持巷道基本運行。21215大采高工作面回采過程中，位于工作面終采線與試驗煤巷之間處于同一水平的運架通道已完全閉合，工作面前方區段運輸平巷圍巖移近量觀測結果如圖3(b)所示。由圖3(b)可知，21215大采高工作面回采過程中前方130 m范圍內兩幫移近量均超過1.0 m，由此看出，受21215大采高回采工作面的劇烈動壓擾動影響，超前段巷道圍巖礦壓顯現劇烈，且圍巖受擾動影響范圍遠超過130 m，因此，強采動影響是現階段煤巷的重要特征。

圖1 12采區集中泵站硐室布置Fig.1 Chamber layout of centralized pumping station in No.12 mining area

圖2 12采區大巷變形破壞圖Fig.2 Deformation of main roadway in No.12 mining area

圖3 21215工作面周圍巷道圍巖變形量觀測結果Fig.3 Observation results of roadway deformation around 21215 coal face

綜上分析得出，當21215工作面回采至設計終采線時，試驗煤巷在大采高工作面強采動影響下必將發生更大范圍的破壞。鑒于此，在相鄰大采高工作面推進至設計終采線前，不得不采取有效控制措施抵御煤巷圍巖變形，以保障煤巷在12采區待回采工作面生產過程中的繼續使用。

1.2 煤巷圍巖控制難點

(1)深部復雜地質條件。試驗礦井深部煤巷圍巖應力場復雜、煤體蠕變及煤層表現出典型的松軟、破碎等特征，易導致煤巷圍巖大變形，使其總體呈現變形量大、承載能力差、整體來壓快、持續變形時間長等特征，煤巷圍巖控制難度增大，試驗煤巷周圍巷道變形破壞如圖4所示。

(2)工作面強采動影響。未受相鄰工作面擾動影響時，試驗煤巷兩幫圍巖常年發生持續大變形破壞，不間斷擴刷整修已是煤巷維護的必要措施；21215大采高工作面的動壓擾動影響范圍遠超過130 m(圖3)，而工作面設計終采線距離煤巷僅為75 m，因此試驗煤巷必將經歷相鄰大采高工作面的強采動影響，強動壓影響下極易引起大變形破壞，甚至發生災害性事故。

(3)大斷面引起煤巷圍巖應力和變形增大。試驗煤巷為寬5.0 m×高3.0 m的大斷面矩形巷道，研究結果表明，巷道斷面增加使頂應力和變形呈平方和立方關系增長，圍巖易開裂且破碎范圍顯著增大，淺部錨桿索錨固力得不到保證，導致煤巷圍巖控制難度大。

圖4 軟碎煤體巷道變形破壞示意Fig.4 Deformation of soft-broken coal roadway

2 煤巷圍巖外錨-內卸協同控制原理

針對試驗煤巷受相鄰大采高工作面強動壓擾動影響下圍巖大變形現象，提出采取外錨-內卸協同控制技術抵御強采動煤巷圍巖變形及破壞。

2.1 煤巷淺部圍巖外錨控制

煤巷淺部圍巖采取頂幫高強高預緊力長錨索配套雙股鋼筋梯子梁-頂幫注漿改性-巷內雙排單體支柱等聯合控制技術，如圖5所示。

圖5 煤巷淺部圍巖外錨原理Fig.5 External-anchor principle in shallow coal roadway

將煤巷圍巖劃分為：錨桿預應力錨固圈(A區)；高強錨索梁桁架錨固圈(B區)；頂幫注漿擴散圈(C區)，3個區域共同組成錨索注強化承載結構圈。

注漿后漿液進入C區域圍巖內部微小裂隙，將松散、破碎、軟弱煤體充填固結密實，進而改善圍巖力學參數，提高C區域圍巖強度和錨索錨固力。基于強化淺部圍巖結構力學性能，由頂幫傾斜錨索及鋼筋梯子梁共同組成的“錨索梁桁架”結構能有效控制頂板及兩幫淺部錨固區圍巖，強化大斷面煤巷深部圍巖支護圈。巷內雙排單體柱可形成頂底板雙向強支撐結構，煤巷空間上方巖層重力由巷內單體支柱與兩幫注漿錨索錨固煤巖體共同承擔，雙排單體支柱與圍巖共同組成一個承載結構體系，有效抵御強采動期間大斷面軟碎煤體巷道圍巖大變形。基于強主動支護-注漿改性形成圍巖錨索注強化承載結構圈，改善巷道近表圍巖的應力狀態，且控制圍巖裂隙產生、擴展與貫通，大幅提升了煤巷淺部錨固體結構強度，為開展內部造穴卸壓創造了良好的施工環境。

2.2 煤巷深部煤體內卸控制

內部卸壓方法是在巷道兩幫煤體內部應力高峰區進行造穴的卸壓技術，主要包括：① 確定巷道兩幫卸壓鉆孔位置及鉆孔深度；② 在淺部小直徑鉆孔內置入鋼管形成圍巖內強主動支護結構；③ 在煤幫應力高峰區內形成大孔洞卸壓空間。巷道兩幫煤體內部造穴卸壓孔布置如圖6所示。內部卸壓技術原理具有以下特征：① 內部大孔洞造穴卸壓：在煤巷深部應力高峰區內造穴形成大直徑卸壓孔洞群，且卸壓孔遠離巷道淺部承載結構體圍巖；② 不破壞淺部錨固區圍巖結構穩定性：巷道淺部鉆孔內全長鋼管加固可保護錨固區圍巖結構不被鉆孔弱化，避免因淺部鉆孔的卸壓作用破壞巷道圍巖的穩定性，同時可在淺部錨固區圍巖形成強主動支撐結構，因此內部卸壓后巷道淺部圍巖仍可發揮良好的承載能力；③ 原支承壓力峰值向深部轉移：基于巷幫煤體內部應力高峰區開挖卸壓孔形成弱結構卸壓帶并吸收圍巖高應力，將巷道應力集中區圍巖的塑化運移轉移至內部造穴孔弱結構區域，使圍巖支承壓力峰值轉移至造穴孔洞實體煤側，從而實現對巷道圍巖卸壓。

圖6 巷道兩幫煤體內部卸壓孔布置示意Fig.6 Layout of internal unloading holes in two sides of roadway coal body

2.3 煤巷淺部外錨與深部內卸協同控制

為了實現深部強采動大斷面煤巷圍巖穩定，除了轉移煤巷周圍高集中應力外，保障煤巷淺部錨固承載結構圍巖穩定至關重要，因此提出了外錨-內卸協同控制技術，可將該技術凝練出“固結修復、桁索強錨、內卸轉移、內外協同”等控制機理，巷道圍巖外錨-內卸協同控制原理如圖7所示。

(1)“固結修復”。注漿提高了深部軟碎煤體圍巖自身強度和變形模量，有助于圍巖表面應力擴散，改善大斷面煤巷淺部圍巖應力狀態，有效限制塑性區的發展，提升圍巖的承載能力，有利于煤巷保持穩定。

(2)“桁索強錨”。“錨索梁桁架”系統錨固點位于煤巷兩肩角深部不易被破壞的三向受壓巖體內，為發揮強錨固力提供了穩固的承載基礎，其施加的復向預應力迫使頂幫煤巖體處于多向壓應力狀態，提高了圍巖強度和抗變形能力，錨索斜穿過煤幫上方最大剪應力區且與鋼筋梯子梁聯接作用范圍大，能有效控制圍巖發生剪切破壞。

(3)“內卸轉移”。通過在煤幫應力高峰區布置卸壓孔洞群可大幅削弱應力集中區圍巖強度，使原應力高度集中區域圍巖變形能部分釋放，促使煤巷原支承壓力峰值轉移至卸壓孔洞實體煤側，即通過內部卸壓使應力峰值向深部轉移，實現煤巷圍巖卸壓。

(4)“內外協同”。巷道淺部圍巖強化錨固且小直徑鉆孔鋼管支撐加固能大幅降低煤巷錨固區煤體力學性能的劣化程度，遠離錨固區的應力高峰區布置內部卸壓孔洞為深部煤體持續向煤巷空間運移提供補償空間，外錨-內卸協同控制技術實現圍巖卸壓的同時，保障了淺部錨固承載區圍巖結構不發生破壞，減少煤巷圍巖變形量。

圖7 巷道圍巖外錨-內卸協同控制原理Fig.7 Cooperative control principle of external anchor-internal unloading in roadway surrounding rock

總之，為了維護強采動煤巷圍巖穩定，① 要進行主動支護；② 由于主動支護不能改變圍巖大環境，因此提出了外錨-內卸協同控制技術。其中，外錨可限制內卸后深部煤體向煤巷空間運移，內卸可為外錨提供良好的應力環境，外錨與內卸2者協同不僅轉移了煤巷周圍高集中應力，也保障了淺部圍巖的穩定性，促使大斷面煤巷長期保持穩定，解決深部強采動煤巷圍巖控制難題。

2.4 外錨-內卸協同控制物理相似模擬

為了深入探究外錨-內卸協同控制技術對煤巷圍巖的卸壓保護機制，開展試驗礦井深部軟碎煤巷圍巖外錨-內卸物理相似模擬試驗，對比分析卸壓前后煤巷圍巖應力分布規律，揭示外錨-內卸協同控制技術對巷道的保護機制。

模型幾何相似比為100∶1，即煤層的實際厚度為5.40 m，模擬厚度5.40 cm；模擬過程與現場開挖過程相似，要求荷載比相似、邊界條件相似、時間相似，選容重相似比為1.5∶1，設定相似開挖條件為巷道與兩側煤體內部卸壓空間整體分步開挖。

根據物理力學參數相似原則，設定出工程煤巖體與模型物理力學參數相似比關系，轉化相似模擬材料與試驗巷道周圍煤巖體參數關系式，=(為模型幾何相似比；為模型容重相似比；為模型物理力學參數相似比)，整理得出各煤巖層的模擬厚度、容重、抗壓強度及分層數等，見表1。根據相似模擬材料與試驗礦井煤巖層參數關系式，取=150。試驗模型中，模擬頂板巖層高度為11.22 m，煤層為5.40 m，底板巖層10.60 m，取上覆646.08 m巖層密度均值為2 500 kg/m，荷載約16.15 MPa，配重塊荷載為0.11 MPa。

表1 相似模型中部分煤巖層物理力學參數

根據實驗室配比強度并結合相似材料配比表，確定出相似模型中各巖層材料及配比見表2。模型中巷道為50 mm×30 mm的矩形斷面，根據試驗煤巷支護布置相一致的錨桿索支護(模擬材料為鐵絲(錨桿為16號鐵絲，錨索為14號鐵絲)，通過環氧樹脂與周圍其他材料相粘合)及巷內單體柱支護。為分析在未采取卸壓及采取卸壓措施后巷道圍巖應力分布情況，模型鋪設過程中在巷道兩幫沿煤層頂板每隔10 mm埋設一個應變片，利用計算機對頂板橫梁加載過程中的應變實時動態監測，進而分析卸壓前后各測點應力值變化。巷道兩側深處初始卸壓槽尺寸為25 mm×10 mm×10 mm(長×寬×高)，其體積約2 500 mm，相似模型如圖8(a)所示。

表2 相似模型材料質量配比

圖8 相似模型及試驗結果Fig.8 Similarity model and test results

當頂板經受加載時，巷道幫部卸壓槽體積隨頂板下沉變化曲線如圖8(b)所示。從圖8(b)可以看出，卸壓槽受圍巖擠壓后頂板發生彎曲下沉，底板出現臌起，特別是深部煤體不斷向外擠出，使卸壓槽持續被填充，卸壓槽空間持續縮小；當頂板橫梁下移至25 mm時卸壓槽內剩余空間約為290 mm，其變形量達到了初始卸壓槽體積的88.4%，同時保證了巷道斷面完好且未發生破壞。

巷道兩幫煤體內部未卸壓及卸壓后轉化為原型值的圍巖應力隨頂板橫梁加載過程變化曲線如圖8(c)所示。由圖8(c)可知，卸壓前巷道兩幫煤體深部應力峰值約26.70 MPa；采取卸壓措施后巷道圍巖應力為雙峰型分布，淺部6.5 m范圍內應力與原應力值近似一致，但卸壓后淺部內應力峰值與原峰值相比明顯減小，降低幅度約33.33%；深部外應力峰值與原峰值相比略有升高，升高幅度僅為13.30%，采取卸壓措施后實現了原巷道幫部應力峰值向深部轉移，且淺部錨固承載結構圍巖應力不發生明顯弱化，保障了巷道淺部圍巖的穩定性。綜合上述分析得出，在巷道兩幫煤體深部開挖卸壓孔洞對巷道卸壓調控效果顯著。

3 煤巷圍巖外錨-內卸協同控制技術

3.1 煤巷淺部圍巖強化錨固參數

針對試驗煤巷圍巖持續大變形不得不定期擴刷整修的現象，礦方采取了頂板及兩幫高強高預緊力長錨索配套雙股鋼筋梯子梁-高壓注漿改性等聯合控制技術。其中頂板采用21.8 mm×10 500 mm注漿錨索配套雙股鋼筋梯子梁支護，左右兩根錨索分布與頂板夾角呈75°，間排距為2.4 m×3.2 m；兩幫布置21.8 mm×6 500 mm注漿錨索配套雙股鋼筋梯子梁，其中上排錨索上仰15°及下排錨索下俯5°，間排距為1.2 m×1.6 m。煤巷每排布置2根單體柱并配合π型鋼梁支護，單體柱分別距兩幫0.2 m，排距為1.0 m。

3.2 內部卸壓施工方法與參數

煤巷兩幫卸壓鉆孔位于幫部距離底板1.3 m并垂直于巷幫布置，外部小孔直徑約133 mm；考慮到錨索長度為6.5 m且內部造穴對圍巖結構的弱化作用，為了不破壞淺部錨索錨固區圍巖，現場施工時需使最終形成的內部造穴孔外端距巷幫約10 m，內部大直徑造穴孔深5.0 m，每孔出煤量3～4 m，兩幫卸壓孔排距為4.0 m；受限于設備，深部造穴孔洞直徑約1 m，煤巷兩幫圍巖卸壓鉆孔布置如圖9所示。為了防止造穴沖孔對煤巷兩幫淺部錨固體內煤體的破壞，首先對淺部10 m范圍內小直徑鉆孔置入直徑為127 mm的地質鋼管并在管壁外側注漿固結，保障了淺部圍巖結構不被外側小直徑鉆孔弱化，待造穴完成后及時封孔。

圖9 卸壓鉆孔布置Fig.9 Layout of unloading hole

3.3 外錨-內卸協同控制效果分析

為了分析采取外錨-內卸協同控制技術后煤巷圍巖應力分布規律及卸壓效果，構建試驗礦井深部煤巷圍巖FLAC數值模型。卸壓孔延伸方向為軸(取80 m)，煤巷軸向為軸(取100 m)，豎直方向為軸(取80 m)。頂邊界應力約束，左右邊界方向速度為0，前后邊界方向速度為0，底邊界，，方向速度均為0，側壓系數為1.2。采用Mohr-Coulomb模型作為煤巷圍巖變形破壞的本構模型，巖層力學參數見表3。

基于上述內部造穴卸壓參數，模擬了大斷面煤巷淺部錨固后未卸壓及卸壓后圍巖垂直應力分布云圖及曲線對比，結果如圖10所示。

表3 巖層力學參數

圖10 煤巷卸壓前后圍巖應力分布Fig.10 Stress distribution before and after unloading

內部卸壓后煤巷兩幫圍巖可劃分為3個區域，分別為錨固承載區(造穴孔與巷道間的圍巖，包括內應力峰值)、造穴弱結構緩沖區(5 m造穴范圍內圍巖)及高應力轉移區(深部應力峰值區)。由圖10明顯可以看出：① 內部卸壓后煤巷兩幫原應力峰值明顯向深部轉移，轉移后的應力峰值約30.92 MPa，其位置向深部轉移了8.0 m；② 卸壓后煤巷淺部6.5 m范圍內錨固區圍巖應力與未卸壓時近似保持一致；③ 煤巷卸壓后內應力峰值與原峰值相比明顯降低，降幅達26%，且處于原應力高峰區內的圍巖應力在卸壓后明顯降低，由此說明采取內部卸壓措施顯著改善了大斷面煤巷圍巖應力狀態，保障了煤巷淺部錨索錨固承載結構圍巖不發生破壞，驗證了上述內部造穴卸壓參數的合理性，揭示了大斷面煤巷外錨-內卸協同控制技術對于維護圍巖穩定性的重要作用。

3.4 礦壓觀測結果及分析

為了評估外錨-內卸協同控制技術對抵御強采動影響下煤巷兩幫圍巖大變形的控制效果，現場設置多個測站對煤巷兩幫圍巖移近量及錨索受力進行礦壓觀測。

兩幫圍巖移近量

圖11 煤巷卸壓前后兩幫圍巖移近量曲線Fig.11 Deformation curves of surrounding rock of two sidesbefore and after unloading of the coal roadway

由圖11煤巷卸壓前后兩幫圍巖移近量變化曲線(圖中3條豎線表示各個測站實際造穴完成時間)可知：受鄰近21215大采高工作面回采擾動影響，淺部圍巖強化錨固后兩幫圍巖移近量仍呈一定的增加趨勢；當煤巷兩幫采取內部卸壓措施后，煤巷兩幫圍巖移近速率顯著降低，即造穴卸壓明顯改變了兩幫圍巖位移變化規律。當21215大采高工作面回采至設計停采線(距煤巷距離為75 m)附近時兩幫圍巖移近速率趨于穩定，兩幫圍巖移近量近似不再增長，由此得出采取外錨-內卸協同控制技術對抵御強采動煤巷兩幫圍巖變形效果顯著。

幫部錨索受力

由圖12煤巷幫部錨索受力變化曲線(錨索受力單位kN與MPa的轉化比為5.1∶1)可以看出，初期煤巷淺部圍巖強化錨固后幫部最上方錨索受力均小于60 kN；中間錨索受力均小于80 kN，受相鄰大采高工作面劇烈動壓影響下，兩幫錨索受力初期增速較快。當煤巷兩幫煤體內部卸壓結束后錨索受力增速明顯降低，說明在淺部圍巖錨固基礎上采取內部卸壓后顯著改善了煤巷圍巖應力狀態，此時大巷幫最上方錨索及中間錨索受力均小于200 kN，且均在錨索受力合理范圍之內，煤巷圍巖趨于穩定狀態。

圖12 煤巷卸壓前后幫部錨索受力曲線Fig.12 Stress curves of anchor cable before andafter unloading of the coal roadway

試驗煤巷外錨-內卸協同控制技術施工完成且圍巖穩定后現場控制效果如圖13所示。由圖13看出：外錨-內卸協同控制技術使強采動煤巷兩幫圍巖變形量得到了明顯控制，錨索等支護構件完好且未發生破斷及失效現象，巷內單體柱穩壓承載且未發生卸荷，深部強采動大斷面軟碎煤體巷道圍巖控制效果顯著。

圖13 煤巷現場控制效果Fig.13 On-site control effect of the coal roadway

4 結 論

(1)針對深部軟碎煤巷在經歷相鄰工作面強采動影響下的圍巖控制難題，提出大斷面煤巷外錨-內卸協同控制技術。煤巷淺部錨索注強化錨固提高了圍巖整體強度，保障了錨固承載結構圍巖不被劣化；兩幫煤體內部應力高峰區大孔洞造穴卸壓使深部煤巖變形向卸壓孔洞群轉移，為深部煤巖體持續向煤巷空間運移提供讓壓補償空間。

(2)外錨可限制內卸后深部煤體向煤巷空間運移，內卸可為外錨提供良好的應力環境，外錨與內卸二者協同不僅轉移了煤巷周圍高集中應力，也保障了淺部圍巖的穩定性，形成了“固結修復、桁索強錨、內卸轉移、內外協同”等控制機理；外錨-內卸協同控制技術促使大斷面煤巷長期保持穩定，解決深部強采動煤巷圍巖控制難題。

(3)數值模擬結果表明，采取外錨-內卸協同控制技術后，煤巷淺部6.5 m范圍內錨索錨固承載結構圍巖應力與未卸壓時近似保持一致，內應力峰值與原峰值相比降幅達26%，且處于原應力高峰區內的圍巖應力在卸壓后明顯降低；內部卸壓后煤巷圍巖應力峰值與卸壓前相比向深部轉移了8.0 m，因此采取外錨-內卸協同控制技術顯著改善了大斷面煤巷圍巖應力狀態。

(4)通過對煤巷兩幫圍巖變形量及錨索受力現場觀測，結果表明外錨-內卸協同控制技術有效抵御了深部強采動大斷面煤巷兩幫圍巖持續大變形，保障了煤巷繼續為12采區各待回采工作面服務，研究成果對進一步發展完善深部巷道圍巖控制體系具有重要科學價值。