馬蘭礦10605工作面沿空掘巷支護優化技術實踐

孫曉波

（西山煤電股份有限公司 馬蘭礦，山西 古交 030205）

1 概 況

煤礦生產中如果工作面回采速度較快，容易造成礦井采掘接替緊張。為此，許多礦井采用跳采的方式，即中間留設一個工作面寬度的煤柱，掘進下一個工作面的巷道。這樣可以在一定程度上緩解采掘接替緊張的局面，但也會導致最后一個工作面兩側均為采空區，成為孤島工作面。孤島工作面的礦壓顯現劇烈程度高，受兩側的采空區支承壓力影響，巷道變形嚴重。山西焦煤西山煤電集團馬蘭礦10605工作面為孤島工作面，為實現該工作面的安全回采，開展孤島工作面沿空掘巷技術研究。

2 工作面基本情況

馬蘭礦10605工作面位于910水平南六采區，工作面南北兩側分別為已經回采結束的10606和10610采空區，西側為礦井邊界煤柱，東側為南六采區大巷。

工作面所采煤層為2號煤，煤層厚度1.59～2.12 m，平均1.8 m。煤層頂底板巖性如圖1所示。

圖1 2號煤頂底板巖性Fig.1 No.2 coal roof and floor lithology

根據臨近工作面的掘進和回采分析，工作面整體呈單斜構造，工作面煤巖層傾角2°～12°，平均7°。附近存在斷層，但落差較小，對本工作面無影響。10605工作面采用綜合機械化長壁開采，推進長度為500 m。

3 煤柱寬度的確定

3.1 工作面支承壓力分布規律

工作面開始回采后，采空區上覆巖層逐漸垮落，表現為初次來壓和周期來壓，工作面周邊巖體內的應力重新分布，在工作面前方、后方和工作面兩側應力重新分布。工作面回采后支承壓力分布如圖2所示。

圖2 工作面周邊支承壓力分布Fig.2 Distribution of abutment pressure around working face

3.2 側向支承壓力觀測分析

在10605工作面南側10606工作面輔運巷實體煤幫中布置6個測點，對護巷煤柱中的應力進行監測。6個測點從工作面向外依次編號為1～6號。1號測點位于10606工作面開切眼前方50 m處，觀測鉆孔的間距為2.0 m，鉆孔的孔徑為42 m，1號鉆孔的深度為4.0 m，其余鉆孔深度依次遞增2.0 m，6號鉆孔的深度為14.0 m。

觀測儀器為山東尤洛卡公司生產的ZLGH-40型鉆孔應力傳感器，如圖3所示。安裝之前，測量并初始記錄數據，將探頭裝入鉆孔中，加壓約2 MPa左右，然后利用通訊電纜接入主線，啟動傳感器采集數據。

圖3 鉆孔應力傳感器Fig.3 Borehole stress sensor

通過連續觀測，工作面側向支承壓力的分布規律如下。

（1）隨著工作面的回采，工作面側向支承壓力不斷發生變化。當工作面推進至測點后方15 m時，側向支承壓力開始逐漸增大。當推過測點30 m時側向支承壓力開始逐漸穩定。

（2）同一個鉆孔內，隨著距離巷道表面距離的增大，應力集中系數有所增加，最大應力集中位置位于4～6 m的鉆孔深度處，觀測到的最大應力集中系數為2.18。鉆孔8 m深度處，逐漸恢復到原巖應力狀態。

3.3 煤柱寬度確定

3.3.1 煤柱寬度的理論計算

由于煤體的強度相對較低，在工作面回采過后，受支承壓力的影響，護巷煤柱會發生塑性變形。隨著工作面的推進，直接頂和基本頂會發生周期性垮落，形成周期來壓，在巷道兩幫處，由于煤柱的支撐，頂板不垮落，會發生回轉變形，形成弧形三角塊結構，如圖4所示。

圖4 弧形三角塊結構模型Fig.4 Arc triangular block structure model

由圖3可以看出，基本頂斷裂位置直接決定了護巷煤柱的寬度，根據極限平衡理論，L0的計算公式如下：

式中：m為巷道高度，m；α為煤層傾角，（°）；A為側壓系數；K為應力集中系數；H為埋深，m；φ0為煤體內摩擦角，（°）；C0為煤體粘結力，MPa；γ為上覆巖層平均體積力，kN/m3；p0為上區段平巷支護結構對下幫的支護阻力，MPa。

根據馬蘭礦10606工作面的實際情況，代入公式計算可得，護巷煤柱的寬度為7.8 m。

3.3.2 數值模型分析

采用FLAC 3D數值模擬軟件對煤柱寬度分別為6、7、8、9、10 m時的應力分布情況進行分析，以煤柱寬度為6 m和10 m時的情況進行說明，水平應力分布情況如圖5所示。

圖5 15301回風順槽過斷層破碎帶區域礦壓監測曲線Fig.5 Mine pressure monitoring curve of 15301 return roadway through fault fracture zone

圖5 不同煤柱寬度下水平應力分布云圖Fig.5 Horizontal stress distribution nephogram under different coal pillar width

由數值模擬結果可以看出，巷道掘進后，水平應力主要的影響區域是巷道頂板，而兩幫和底板水平應力集中不明顯。當煤柱寬度為6 m時，巷道頂板中的水平應力集中程度最高，應力集中系數達1.92。隨著煤柱寬度的增加，應力集中系數呈現先減小后增大的趨勢，當煤柱寬度為8.0 m時，應力集中程度最低，應力集中系數為1.32。

綜合以上計算和分析結果，確定10605工作面運輸巷護巷煤柱的寬度為8.0 m。

4 支護方案

4.1 原巷道支護方案

以10606工作面運輸順槽為例，巷道斷面為4.5 m×3.5 m（寬×高），采用錨網索支護，支護方案如下。

（1）頂板支護。

每排采用φ20 mm×2 000 mm左旋螺紋鋼錨桿，間排距為1 000 mm×900 mm，每根錨桿使用2卷CK2360樹脂藥卷錨固。

加強支護采用φ18.9 mm、長度7 300 mm的錨索，采用五花布置，間排距為2 000 mm，每根錨索使用3卷CK2360樹脂藥卷錨固。

（2）兩幫支護。

巷道兩幫各打設4根φ20 mm×2 000 mm左旋螺紋鋼錨桿，間排距為1 000 mm×900 mm，每根錨桿采用Z2335、Z2360型藥卷各1支錨固。

建造混凝土防滲墻時，對于需要填土在所鉆孔內部的孔壁內的泥漿需要采用到質量較好的粘土或者是膨潤土，其目的是為了使得孔壁內部不容易脫落，保持原始的形狀。這樣一個完整的工序就被稱為泥漿固壁。固壁的防水原理是在墻孔的建造期間內，槽內充滿足夠的泥漿并且泥漿的高度高于地下，這樣一來就會產生一定的壓力差。泥漿在壓力差的作用下向兩端的泥土中流去，最后孔中的縫隙被泥漿填滿，水便無法從此處流通。水可以被流通的通道全部被鎖死之后，槽壁上的泥漿就會形成一個滲透系數在10-6至10-7范圍內不透水的較厚泥皮，在泥皮的支撐下，槽壁的抗水能力逐漸提高。

4.2 支護方案優化

通過工程類比、數值模擬等，以10606工作面運輸順槽為樣本，改進優化10605工作面運輸順槽的支護方案，如圖6所示。

圖6 10605運輸順槽支護方案Fig.6 10605 Transport trough support scheme

4.2.1 頂板支護

巷道頂板采用錨網索聯合支護的方式。

（1）頂錨桿。

頂錨桿為φ22 mm×2 400 mm高強螺紋鋼錨桿，每排布置6根，中間4根的間距為900 mm，垂直頂板布置，靠近巷幫的2根間距為800 mm，向巷道兩幫傾斜15°布置。每根錨桿配2卷Z2360和1卷Z2335樹脂藥卷錨固，錨固力要求不小于120 kN，預緊扭矩不小于200 N·m，外露長度不大于30 mm。

錨桿托盤為140 mm×140 mm×10 mm（長×寬×厚）的蝶形鋼板。

采用10號鐵絲制成的金屬網護頂，網格孔距為50 mm×50 mm，搭接長度不小于100 mm，聯網間距不大于200 mm，采用16號鐵絲，雙股雙邊聯接。

每排頂錨桿采用φ14 mm的圓鋼焊接成的鋼筋梯子梁連接，規格4 500 mm×80 mm。

頂錨索選用φ21.6 mm×7 300 mm，1×19絲的預應力鋼絞線制作。布置方式為“3—2—3—2”，2根錨索排的間距為2 000 mm，位于巷道中線兩側各1 000 mm處，3根錨索中，1根錨索位于巷中線，另外2根位于巷道中線兩側1 500 mm處。錨索排距為900 mm。

所有的錨索均垂直巷道頂板布置，每根錨索采用3卷K2360樹脂錨固劑，要求錨固力不得小于300 kN，外露長度不大于200 mm。

錨索托盤為300 mm×300 mm×12 mm（長×寬×厚）的厚鋼墊片，錨索排采用250 mm寬、3 mm厚的W鋼帶連接到一起，鋼帶長度分別為2 200 mm和3 200 mm。

4.2.2 巷幫支護

（1）回采幫。

回采幫錨桿選用φ22 mm×2 200 mm高強螺紋鋼錨桿，間排距800 mm×900 mm，每排布置5根錨索，最上位和最下位錨桿距頂底板的距離分別為150 mm，并且分別向上和向下傾斜15°，中間3根錨桿垂直巷幫。每根錨桿配2卷CK2360樹脂錨固劑，錨固力不得小于120 kN，預緊扭矩不得小于200 N·m；外露長度不大于30 mm。

幫錨桿托盤為140 mm×140 mm×10 mm（長×寬×厚）的蝶形鋼板。

每排幫錨桿采用10號鐵絲制作而成的金屬網護幫，網格孔距為50 mm×50 mm，搭接長度不小于100 mm，聯網間距不大于200 mm，采用16號鐵絲，雙股雙邊聯接。

（2）實體煤幫。

針對回采過程中實體煤幫變形大的問題，對10605工作面運輸順槽進行巷幫錨索加固。實體煤幫錨桿支護與回采幫相同。在此基礎上，在實體煤幫錨桿排中間補打1排錨索加強支護。錨索規格為φ18.9 mm、長度為5 300 mm的錨索，每排布置1根，排距為900 mm，每根錨索使用3卷CK2360樹脂藥卷錨固。

4.3 方案數值模擬

采用FLAC 3D數值模擬軟件對優化方案進行初步驗證，優化前后支護方案的塑性區分布如圖7所示。

圖7 不同支護下塑性區分布Fig.7 Distribution of plastic zone under different supports

由模擬結果可以看出，原方案下，巷道頂板和靠近10606采空區側的實體煤幫變形明顯，煤柱塑性區寬度較大，巷道頂板受剪切破壞范圍大；優化后的方案對巷道的控制效果明顯較好，巷道表面位移顯著減小，頂板穩定，剪切破壞范圍小，整個斷面收斂率小。

4.4 應用效果

在10605運輸巷掘進期間設置測站，對礦壓顯現情況進行觀測。一共設置3個測站，間距100 m。每個測站布置2個巷道表面位移測點，間距為1 800 mm；1個深部基點離層測點，布置在2個表面位移測點中間；1個錨桿測力點，巷道兩幫及頂板各取4根錨桿，共計12根。

以1號測站的觀測結果為例進行說明，如圖8、圖9所示。

圖8 巷道表面位移觀測結果Fig.8 Observation results of roadway surface displacement

圖9 頂板4根錨桿受力監測Fig.9 Stress monitoring of four roof bolts

由圖8觀測結果可以看出，10605運輸巷的掘進影響期為25 d左右。巷道掘進初期變形速率較快，頂板下沉最大速率為4.5 mm/d；5 d左右，變形速率逐漸降低；24 d后，巷道變形穩定，平均變形速率為1.7 mm/d，最終頂板下沉量為41.4 mm，底臌量為19.3 mm，兩幫收斂20.8 mm。優化后的支護方案取得了較好的巷道控制效果。頂板總離層值為67 mm，離層層位為頂板以上0～6 m，深部穩定，未出現離層。

由圖9監測結果可以看出，錨桿受力相對比較均勻，頂板錨桿受力明顯大于兩幫錨桿，從掘進影響階段到掘后穩定階段，頂錨桿受力有所增加，最終監測到的受力大小平均為130.24 kN，小于錨桿的破斷力。

5 結 論

（1）馬蘭礦10606工作面最大應力集中位置位于4～6 m的鉆孔深度處，鉆孔8 m以深，應力集中程度逐漸減小，并恢復到原巖應力狀態。

（2）當煤柱寬度為6 m時，巷道頂板中的水平應力集中程度最高，應力集中系數達1.92。隨著煤柱寬度的增加，應力集中系數呈現先減小后增大的趨勢，當煤柱寬度為8.0 m時，應力集中程度最低，應力集中系數為1.32。

（3）采用優化支護方案后，巷道頂板最終下沉量為41.4 mm，離層值為67 mm，深部未出現離層，頂錨桿最大為130.24 kN，小于錨桿的破斷力，取得了較好的控制效果。