基于鉆孔窺視的煤巷錨桿支護優化技術

賈 超，索王博

(陜西陜煤黃陵礦業有限公司一號煤礦，陜西 延安 727307)

0 引言

隨著煤炭開采技術的不斷發展，深埋煤層在我國煤礦開采中所占比例不斷增加，進入深部開采后，地質構造復雜，人為擾動期間礦山壓力顯現劇烈，圍巖應力賦存狀態復雜多變，導致回采煤巖巷道變形量大，易使頂板發生冒落、煤壁幫片幫和底鼓，嚴重時會發生巖爆顯現[1-2]。這給深井巷道圍巖穩定性控制帶來巨大困難，同時也制約著煤礦安全高效生產。國內外學者針對深井高應力條件下的煤巖巷穩定性支護做了大量的研究，主要圍巖控制措施為：高強度錨桿錨索支護、鉆孔卸壓支護、注漿加固和聯合支護方式。其主要對巷道支護措施進行系統研究[12]，而對深井高應力煤巷圍巖變形機理及控制技術研究較少。黃陵一號煤礦八盤區煤層平均埋深約460 m，在巷道開挖前后圍巖應力復雜，給礦井巷道支護帶來諸多問題。為此，以黃陵一號煤礦809回風順槽為研究背景，采用CXK12(A)礦用本安型鉆孔成像儀對深井高應力下煤巷圍巖破壞結構進行觀測，分析破壞機制并提出合理的圍巖控制措施，結合理論計算的手段，確定松動圍巖破壞范圍，進一步提出巷道支護參數優化方案，有效控制深部高應力煤巷變形問題，為類似煤礦圍巖控制提供參考。

1 工程背景

黃陵一號煤礦809回風順槽平均埋深460 m。2號煤層厚度為2.3～3.42 m，平均厚度2.8 m，傾角1°～5°，普氏系數3.3～4。直接頂巖性為粉砂巖和泥巖，厚度7.3～16.3 m，直接底巖性為泥巖和粉砂巖，厚度0.7～2.5 m。巷道頂底板巖性見表1。

表1 巷道頂底板巖性

809回風順槽巷道斷面為矩形，寬5.2 m，高3 m。因在深井條件下巷道圍巖松軟和高應力集中，巷道頂底板發生較大的變形，導致支護體失效，嚴重影響煤礦的安全生產。巷道支護結構失效圖如圖1所示。

圖1 巷道支護結構失效Fig.1 Failure of roadway support structure

2 深井巷道圍巖破壞機制及特征分析

2.1 巷道圍巖破壞機制

隨著煤礦埋深的增加，影響圍巖穩定的主要因素包括主應力差大、地應力高、反復采動、圍巖承載低和支護結構失效等。在地應力未受擾動前，地下巖體處于三向受力狀態，巖體賦存穩定，可視巖石為連續的彈性體；人為擾動后，致使巖體某一方向的應力被釋放破壞了原有的力學平衡，在巖體自身物理性質下發生瞬時回彈現象，促使巖體從初期的彈性狀態向塑性狀態發展，在較高應力環境下，巖體在短時間發展為破碎狀態且失去承載能力；另外，處于彈性向塑性轉化的巖體在長時間的高應力作用下，便進一步過渡到流變狀態，處于此狀態時給巷道的支護和后期維修帶來很大的困難。

在深井高地質構造應力的作用下，原本非常堅硬的巖體，因工程干擾而變為堅硬軟巖。巷道因高應力集中，承載應力達到了巖體的極限承載強度，從而使巷道淺部的圍巖首先發生破壞失去承載能力，而且失穩后的殘余強度不足以承載上覆巖層載荷，之后應力向巷道深部轉移，可知巷道圍巖破壞是一個動態的失穩過程。而這其中主要的破壞原因是圍巖自身的強度、剛度和支護結構不能耦合形成一個完整的支護系統，從而導致巷道淺部圍巖破壞向深部圍巖轉移而失穩現象；其次，深井巷道破壞取決于周邊圍巖物理力學性質[3]，一般高地應力礦井巷道頂底板巖體沉積構造多為巖性較差的泥巖、煤等軟巖，這類巖石節理裂隙發育顯著，鉸接程度差，同時巖體破碎和遇水后的膨脹性較大，其實際承載能力很低，也是造成巷道圍巖破壞的因素之一[48]。

2.2 巷道圍巖破壞特征

為探究深埋礦井巷道圍巖破壞特征，利用CXK12(A)礦用本安型鉆孔成像儀對巷道頂底板圍巖破壞結構進行觀測，觀測結果如圖2所示。

圖2 巷道圍巖破壞裂隙發育特征Fig.2 Development characteristics of damaged fissures in roadway surrounding rock

從圖2中可以看出，巷道圍巖失穩裂隙發育主要為環向和縱向破壞，這主要是因為地應力高和主應力差較大，巖體節理裂隙等紋理容易受擾動而破壞發育擴展，造成巷道圍巖失穩。在煤礦巷道開挖初期巖體本身存在的節理裂隙，因在偏高的垂直和水平應力場下，圍巖體的破壞主要是壓縮和剪切破壞。

結合現場巷道破壞變形及探測情況，深井巷道圍巖變形破壞特征主要為：①巷道周圍圍巖性較差，四周來壓迅猛，受構造應力重新分布和反復采動影響較大，巷道底板鼓起現象較為嚴重。②在巷道開挖后，由于巷道某一方向應力遭到釋放，在這一方向圍巖容易發生高應力劈裂破碎。巷道來壓頻繁，是由于剛性支護材料普遍失效，頂板和兩幫的巖體發出清脆的破裂聲。③在高應力條件下，巷道開挖后圍巖的自穩時間短、主應力差和變形量大、持續時間長等。④在巷道的變形破壞過程中，圍巖破壞首先是兩幫煤巖體受主應力差較大受擠壓而發生破壞，然后是水平應力在底板集中造成嚴重的底鼓，最后是頂板垂直和水平應力集中使巷道發生屈服破壞。

3 深井巷道圍巖松動圈計算

巷道開挖原有的力學平衡被打破，圍巖應力重新分布，在巷道徑向方向上應力為零，而在該位置切向應力出現較大應力集中現象，可達到原巖應力的3～4倍[911]。巷道圍巖破壞在動態發展過程中周圍巖體逐漸形成破碎區、塑型區、彈性區和原巖壓力區4個區域。巷道松動圈的大小取決于破碎區和塑型區的范圍，所以求解塑性區必須要對破碎區和塑性區半徑進行計算。

嶺上百余株梅花，嶺下兩三間老屋。王氏槐，陶氏菊，一時都讓先生塾。先生風格高于梅，天際真人驚肅肅。田歌一曲酒一杯，消受許多清閑福。尤愛玉樹當階翻，桐花萬里鳳雛育。月下閑課杜陵詩，雨余勤叱莘野犢。和羹待繼傅巖芳，百花頭上為君卜。嗟余好問生苦遲，識面空從畫一幅。宛然詩禮過庭日，想見當年家教之肅穆。君不見，西泠處士林君復，繞宅梅花香馥郁。有子不解讀父書，羽童枉向亭中畜。何如先生朝夕詠，式谷書聲入耳諧絲竹。不學逋仙逋，釣游隨樵牧。不學孤山孤，傳家書盈簏。羨殺處士林君復。嗚呼，羨殺處士林君復。

根據井下開挖擾動應力重新分布，矩形巷道兩幫和頂板受均布載荷作用，其圍巖受力情況力學模型如圖3所示。

圖3 巷道圍巖力學簡圖Fig.3 Sketch map of roadway surrounding rock mechanics

巷道頂板受垂直應力載荷為q，兩幫因水平應力的影響載荷為λq，所以巷道兩幫和頂板的應力為

(1)

(2)

式中，F1為巷道頂板載荷，Pa；F2為巷道兩幫載荷，Pa；q為原巖應力，Pa；a為巷道的寬度，m；b為巷道高度，m；λ為側壓系數。可見深部礦井的破壞主要是側向應力為主導作用。結合摩爾-庫倫強度準則和彈性力學相關理論，深埋巷道圍巖彈性和塑性區徑應力和切向應力的計算公式為

(3)

(4)

式中，σr為彈性區徑向應力，Pa；σθ為為彈性區切向應力，Pa；f為巷道頂板兩幫的平均荷載，Pa；r為巷道周圍巖體任意一點距巷道中心的距離，m；R為塑性區半徑，m；R0為矩形巷道外接圓半徑，m；ω為巖石的粘聚力，Pa；ε為巖石的抗剪系數；φ為巖石的內摩擦角，(°)。

將式(3)和(4)聯立求解塑性區半徑為

(5)

(6)

(7)

4 巷道支護方案參數設計

4.1 巷道支護參數確定

錨桿間排距確定：以松動圈理論為基礎，頂板和幫部錨桿的長度計算公式為

L=R+L1+L2

(8)

式中，L為錨桿長度，m；L1為錨入穩定巖體的深度，取0.4 m；L2為錨桿外露長度，取0.15 m。結合式(8)求得頂板錨桿長度Ld=2.85 m，取2.5 m；幫部錨桿長度Lc=2.15 m，取2.5 m。

錨桿間排距確定：錨桿間排距計算公式為

(9)

式中，A為錨桿間排距，m；Q為錨桿設計錨固力，取150 kN；K為安全系數，取2；H為錨桿的有效長度，取2.45 m；γ為懸吊砂質泥巖密度，取20 kN/m3。計算求得錨桿間排距A=1.24 m，為保證巷道圍巖穩定性，施工時取最小間距1.1 m，排距為1 m。

錨索長度確定：錨索長度計算公式為

Lm=Lw+Lh+Lt+Lc

(10)

式中，Lm為錨索長度，m；Lw為錨索錨入穩定巖層長度，取2.4 m；Lh為懸吊不穩定巖層高度，取5 m；Lt為托盤及鎖具厚度，取0.15 m；Lc為錨索外露長度，取0.3 m。計算求得錨索長度為7.85 m，取8.3 m。

錨索間排距確定：根據力學平衡原理進行計算錨索間排距，其計算公式為

(11)

式中，M為錨索的極限強度，kN；α為錨索間距，m；β為冒落寬度，m；n為錨索排數；h為巷道的高度，m；Q1為錨索錨固力，kN；θ為錨索與頂板之間的夾角，(°)；η為設計系數，取1.1 m。計算求得錨索間距為1.96 m，結合實際工程條件確定錨索間距為1.6 m，排距為1.6 m。

4.2 巷道支護方案

809回風順槽采用長高強錨桿、錨索和塑鋼網網聯合支護，支護設計斷面圖如圖4所示。

圖4 巷道支護斷面Fig.4 Roadway support section

809回風順槽矩形段頂板采用錨桿+錨索梁+塑鋼網聯合支護，頂錨桿中間四排間距850 mm，靠兩側兩排間距1 000 mm，排距為600 mm×1 000 mm交替支護，“六六”矩形布置；幫錨桿間排距1 100 mm×1 000 mm，“三三”矩形布置，主幫采用玻璃鋼錨桿、副幫金屬錨桿；錨索梁采用T140型鋼帶加工，梁長4.8 m，一梁四索，排距1 600 mm，錨索采用φ17.8 mm×8 300 mm鋼絞線，錨深8 000 mm，每根錨索3節MSK2370型樹脂，金屬錨桿規格φ20 mm×2 500 mm左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，配套鋼托板尺寸200 mm×200 mm×12 mm，玻璃鋼錨桿規格φ20 mm×2 500 mm，除使用配套托盤外，每根錨桿另增加規格為350 mm×200 mm×50 mm木托板一塊，每根錨桿3節MSK2335型樹脂；頂、幫均掛塑鋼網，網孔50 mm×55 mm。

5 工程應用效果分析

選取809回風順槽典型高應力煤巖段進行現場監測，監測巷道段長度為300 m，試驗區巷道設置3組巷道頂板和兩幫變形監測點，測點編號分別為1#、2#、3#，測點之間間隔為50 m。巷道圍巖變形隨時間變化曲線如圖5所示。

圖5 巷道圍巖變形Fig.5 Deformation of roadway surrounding rock

由圖5可知，在巷道開挖前25 d巷道頂板及兩幫圍巖變形速率呈線性增長，而25 d后其變形基本趨于穩定，頂板圍巖累計變形量35 m；37 d后巷道兩幫變形基本穩定，累計變形量33 mm。可見采用此方案后對巷道圍巖變形起到了很好的控制作用，能夠滿足礦井的實際生產。

6 結論

(1)對深井圍巖變形破壞機制特征進行深層次分析，知深部礦井圍巖變形主要是垂直和水平應力差較大而導致的壓縮和剪切變形。

(2)結合圍巖松動圈理論，采用矩形巷道等效圓方法，合理計算出809回風順槽頂板圍巖松動圈為2.3 m，兩幫松動圈為1.6 m。

(3)采用巷道支護參數優化方案后，通過將809回風順槽觀測頂板位移控制在35 mm內，兩幫位移控制在32 mm內，長高強錨桿、錨索和金屬網聯合支護方案對深井煤層巷道變形失穩控制效果良好。