淺埋煤層快速掘進巷幫蠕變效應及滯后支護

黃慶享，趙 燦，杜君武，高 彬，毛小娃，楊涵問

（1.西安科技大學 能源學院，陜西 西安 710054；2.西安科技大學 西部礦井開采及災害防治教育部重點實驗室，陜西 西安 710054；3.陜煤集團神木張家峁礦業有限公司，陜西 神木 719300）

0 引 言

近年來，隨著采煤裝備水平的提高，回采速度加快，采掘接續日趨緊張。提高巷道掘進效率，緩解采掘接續緊張局面，成為礦井高效開采亟待解決的問題［1］。根據《煤礦巷道錨桿支護技術規范》［2］規定：掘進工作面嚴禁空頂作業；若兩幫圍巖穩定，幫錨桿施工可適當滯后。實踐表明，不同礦井巷道圍巖條件各異，巷道掘進采用的兩幫滯后支護時間和距離差異較大。兩幫滯后支護時間（距離）過小，支護與掘進工序相互影響，制約巷道掘進效率；兩幫滯后支護時間（距離）過大，影響巷道支護效果和安全。因此，確定合理的兩幫滯后支護距離和時間，對巷道安全和快速掘進具有重要意義。

國內外學者對巷道圍巖變形時空效應和穩定性方面展開了大量研究。董方庭、宋宏偉等建立了巷道圍巖松動圈支護理論，提出基于松動圈的圍巖分類方法和錨噴支護機理［3-4］。黃慶享等根據巷道圍巖自穩平衡現象，建立了巷道極限自穩平衡圈理論，提出“治頂先治幫，治幫先治底”的巷道支護理念［5］。李曉斌等進一步研究巷道圍巖穩定性分類方法［6-9］。范慶忠分析巷道圍巖蠕變衍生機制，提出強度極限臨域內的巖石蠕變擾動效應理論［10］。劉朝科等對圍巖進行蠕變試驗，得到三軸壓縮下圍巖蠕變變形規律和破壞特征［11-12］。王芝銀等基于巖石流變理論，研究不同應力狀態下巖石黏彈塑性變形全過程的蠕變方程、蠕變破壞時間、蠕變變形與破壞屬性［13］。陳衛忠、屈麗娜等通過三軸流變試驗分析煤巷圍巖蠕變規律，為預測巷道長期變形和確定合理支護方式提供依據［14-15］。馬睿研究煤巷快速掘進頂板穩定性，提出合理的滯后支護方案［16］。綜上所述，當前對巷道圍巖滯后支護主要采用物理試驗、數值模擬、理論分析等研究方法，都強調巷道圍巖蠕變對巷道穩定性的影響，重點關注滯后支護距離對巷道穩定性的影響，對滯后時間的研究相對較少。

由于榆神府礦區淺埋煤層地壓較?。?7］，煤層較穩定，煤巷掘進中通常根據經驗采用兩幫滯后支護以提高掘進速度。目前，對兩幫滯后支護時間研究較少，實踐中根據經驗確定滯后支護時間存在一定的盲目性和安全隱患。以榆神府礦區張家峁煤礦14213膠帶運輸巷為研究對象，采用現場調查、理論分析和FLAC3D數值計算相結合的方法，研究煤巷掘進圍巖蠕變規律與穩定性，確定兩幫合理滯后支護時間，為煤巷安全快速掘進提供理論依據。

1 工程背景

1.1 掘進巷道地質概況

張家峁煤礦14213膠帶運輸巷（簡稱運輸巷）位于4-2煤層，平均厚度3.34 m，平均埋深151.2 m，煤層傾角0.3°左右。覆巖土層厚度一般40 m左右，基巖厚度111.2 m。煤層直接頂為砂質泥巖，厚2.42 m，泥質膠結，飽和抗壓強度17.16×106Pa，屬不穩定型頂板。基本頂為細粒砂巖，交錯層理發育，孔隙式泥質膠結，厚17.76 m，飽和抗壓強度28.36×106Pa，屬較穩定型頂板。直接底為泥質粉砂巖，厚1.37 m，飽和抗壓強度為11.65×106Pa，屬較軟底板。運輸巷煤層頂底板鉆孔柱狀如圖1所示。

圖1 運輸巷鉆孔柱狀圖Fig.1 Column diagram of borehole in headgate

1.2 巷道斷面形狀及支護參數

運輸巷斷面形狀為矩形，巷道寬6.0 m，高3.3 m，斷面面積19.8 m2。頂板采用錨網支護，幫部采用錨桿支護，巷道斷面如圖2所示。

圖2 巷道支護斷面（mm）Fig.2 Section of headgate support

頂板錨桿間距1 040 mm，排距1 200 mm，頂部最外側錨桿距幫400 mm，向幫部偏斜10°布置，其余錨桿垂直布置，每排6根錨桿，錨桿初始錨固力大于60 kN，預緊扭矩大于100 N·m。幫部錨桿間距1 000 mm，排距1 200 mm，幫部最上方錨桿距頂板500 mm，向頂部偏斜10°布置，其余錨桿均垂直輪廓線布置，每排4根錨桿。非開采幫錨桿采用φ22 mm×1 800 mm左旋螺紋鋼錨桿，錨桿初始錨固力不低于60 kN，預緊扭矩不低于100 N·m。開采幫采用φ20 mm×1 800 mm玻璃鋼錨桿，錨桿初始錨固力不低于60 kN，預緊扭矩不低于60 N·m。

2 巷道兩幫穩定性和失穩范圍分析

2.1 巷道圍巖松動圈分析

巷道開挖后，圍巖應力重新分布，當應力達到或超過圍巖強度時圍巖發生破壞，從巷道周邊逐步向深部擴展形成圍巖松動圈［18-19］，如圖3所示。

圖3 巷道開挖后圍巖應力分布狀態Fig.3 Stress distribution of surrounding rock after headgate excavation

巷道圍巖松動圈的大小、圍巖強度和應力相關，巷道支護的作用主要是增強松動區（Ⅰ區）圍巖殘余強度，抑制碎脹變形，控制裂隙發育。對于矩形巷道，確定巷道松動圈的方法主要有等效圓法［20-21］，將矩形巷道等效為圓形巷道，通過計算圓形巷道塑性區范圍確定其松動范圍。

根據莫爾-庫倫強度準則及彈性理論可知，靜水壓力作用下的圓形巷道在彈性區和塑性區的徑向應力和切向應力為

式中 σer為彈性區徑向應力，Pa；σeθ為彈性區環向應力，Pa；σpθ為塑性區徑向應力，Pa；σpr為塑性區環向應力，Pa；r為圍巖中任一點與等效圓形巷道中心的距離，m；p0為原巖應力，Pa；Rp為塑性區半徑，m；R0為圓形巷道半徑，m；C為圍巖的黏聚力，Pa；φ為圍巖的內摩擦角，（°）。

根據圖3，切向應力σθ的最大值位于巷道彈、塑性區的交界處，由交界處向巷道周邊逐漸減小并恢復至原巖應力狀態。由于巷道的彈、塑性邊界處σθ相等，由式（2）和式（4）得，松動圈半徑為

設矩形巷道寬度為2a，高度為2b，則矩形巷道的等效圓形巷道半徑，代入式（5）則可以得出等效松動圈半徑。則矩形巷道頂板松動高度hct和兩幫松動寬度hcs分別為

式中 a為矩形巷道寬度的一半，m；b為矩形巷道高度的一半，m。

2.2 巷道圍巖松動范圍及穩定性類型確定

根據運輸巷圍巖和覆巖資料，基巖平均容重為24 kN／m3，土層平均容重為18 kN／m3；4-2煤層內摩擦角平均為37.41°，黏聚力為1.46×106Pa。巷道寬度6.0 m，高度3.3 m，即a＝3.0 m，b＝1.65 m，等效圓形巷道半徑R0＝3.42 m。將相關參數代入式（5）、式（6）和式（7），可得運輸巷頂板松動范圍hct＝1.87 m，兩幫松動范圍hcs＝0.52 m。

根據圍巖穩定性分類［3］，見表1，運輸巷兩幫松動圈位于40～100 cm，屬于較穩定圍巖。因此，該運輸巷圍巖較穩定，具備滯后支護條件。

表1 圍巖穩定性分類Table 1 Classification of surrounding rock stability

3 巷道圍巖蠕變時間效應

巷道圍巖的蠕變［22］一般包含初始蠕變Ⅰ、穩定蠕變Ⅱ和加速蠕變Ⅲ的3個階段，如圖4所示。圍巖蠕變主要是由巖石損傷隨時間演化引起的，巖石損傷具有一定的臨界值，當應力水平低于巖石損傷臨界值，巖石將發生穩定蠕變，不會發生破壞；當應力水平達到巖石損傷臨界值時，巖石微裂隙將加速擴展，出現加速蠕變，最終巖石發生破壞。因此，巷道滯后支護必須在加速蠕變階段前進行，將巷道圍巖變形控制在穩定蠕變階段，保障巷道安全。

圖4 巖石蠕變過程Fig.4 Creep process of rock

Cvisc流變模型是將馬克斯韋爾（Maxwell）模型、開爾文（Kelvin）模型和塑性元件（St.V體）串聯，即柏格斯（Burgers）模型與一個塑性元件串聯得到的黏彈塑性模型，如圖5所示。圖中σ為巖體應力，EM，EK，ηM，ηK分別為馬克斯韋爾彈性模量、開爾文彈性模量、馬克斯韋爾黏性系數和開爾文黏性系數；σf為屈服應力，若外力小于σf，則不會產生變形，一旦當σ達到σf時，會在等應力下出現塑性流變；εM，εK，ερ分別為馬克斯韋爾體、開爾文體的應變和塑性應變。Cvisc流變模型可呈現巖土彈性、塑性和粘性特性，能夠描述壓縮及剪切流變特性［23］，能夠準確反映巷道圍巖蠕變特性。

圖5 Cvisc流變模型Fig.5 Cvisc rheological model

如圖5所示，Cvisc流變模型由理想彈簧、理想黏壺和塑性元件3種基本元件組成，可得

由式（8）、式（9）得出柏格斯（Burgers）模型一維蠕變方程為

因此，Cvisc模型一維蠕變方程為

采用Cvisc流變模型，模型參數賦值時除了考慮煤巖力學參數外，還考慮開爾文黏性系數ηK，馬克斯韋爾黏性系數ηM，膨脹角α，開爾文剪切模量GK和馬克斯韋爾剪切模量GM，可通過剪切模量與彈性模量的換算關系由開爾文剪切模量和馬克斯韋爾剪切模量換算出對應的彈性模量，煤巖力學參數可反演出蠕變參數?；贑visc模型的FLAC3D軟件完成式（8）～式（11）的運算，可以模擬巷道圍巖蠕變過程和規律，結果更加接近實際。

4 巷道蠕變模擬及兩幫滯后支護時間確定

為揭示巷道開挖后兩幫變形與破壞時間效應，采用FLAC3D中的Cvisc蠕變模型模擬14213膠帶運輸巷兩幫不同滯后支護時間下的變形破壞規律，確定合理的兩幫滯后支護時間。

根據4-2煤層地質條件及巷道煤巖力學參數構建FLAC3D數值計算巷道模型，煤巖力學參數見表2，模型走向長度86 m，傾向長度100 m，高度54.5 m，模擬巷道斷面寬6 m，高3.3 m。模型共計172 200個單元，182 019個節點。模型頂部為自由邊界，底部為固定邊界，模型前后左右限制水平位移，由于模型未模擬至地表，模型以上部分根據巖層厚度及容重計算得出頂部施加2.1 MPa的等效載荷。

表2 煤巖力學參數Table 2 Mechanical parameters of coal and rock

巷道頂板錨桿支護對于巷道圍巖穩定具有重要作用。為了分析巷道頂板支護強度對兩幫蠕變效應的影響，采用FLAC3D模擬不同頂板支護強度下的巷道兩幫變形情況，如圖6所示?？梢姡?～38 d內，頂板不支護、頂板錨桿支護60 kN錨固力和120 kN錨固力3種情況的兩幫移近量接近；40 d后，頂板不支護相較于頂板錨桿支護時兩幫移近量有所增加，最大達到295 mm；頂板錨桿支護120 kN錨固力相較于60 kN錨固力的兩幫移近量略有減小，2種情況兩幫變形量接近?？紤]到60 kN錨固力施工難度較120 kN錨固力小，確定合理的頂板錨桿錨固力為60 kN。

圖6 不同頂板支護情況下兩幫蠕變Fig.6 Creep of two ribs under different roof support

4.1 僅頂板支護時圍巖蠕變規律與時間效應

運輸巷開挖后，對頂板進行及時的錨桿支護，兩幫不支護，數值計算模型如圖7所示。運輸巷開挖后僅頂板支護時，水平位移分布如圖8所示，巷道兩幫移近量蠕變曲線如圖9所示。

圖7 巷道僅頂板支護時計算模型Fig.7 Calculation model of headgate with only roof support

圖8 巷道僅頂板支護時水平位移分布Fig.8 Horizontal displacement distribution of headgate with only roof support

圖9 巷道僅頂板支護時兩幫移近蠕變Fig.9 Approaching creep of two ribs of headgate with only roof support

4.1.1 巷道兩幫移動變形時間效應

1）初始蠕變階段。巷道開挖5 d內，兩幫移近速率由10 mm／d迅速下降，并穩定3 mm／d以內。

2）穩定蠕變階段。巷道開挖6～28 d內，兩幫移近速率由3 mm／d緩慢下降為1 mm／d，以平均2 mm／d穩速移近，移近量增長緩慢。

3）加速蠕變階段。巷道開挖29 d后，進入加速蠕變階段。巷道開挖29～40 d，兩幫移近變形出現加速蠕變，40 d時，兩幫移近速率增加至36 mm／d，增大了18倍，巷道兩幫變形劇烈，承載能力和穩定性明顯下降。巷道開挖40 d后，兩幫移近速率下降至3 mm／d內。65 d后兩幫移近量穩定在278 mm。

4.1.2 巷道兩幫塑性區發育時間效應

僅頂板支護情況下，運輸巷兩幫塑性區隨時間變化規律如圖10所示。巷道開挖28 d以內，兩幫塑性區深度為0.5 m，范圍較小。巷道開挖40 d以后，兩幫塑性區發育深度達到1.3 m，并且隨著時間的增長，塑性區范圍不斷擴大。

圖10 巷道僅頂板支護時塑性區分布Fig.10 Plastic zone of headgate with only roof support

4.1.3 巷道頂板下沉時間效應

僅頂板支護情況下，運輸巷頂板下沉蠕變如圖11所示。巷道剛開挖頂板下沉速率3.8 mm／d，然后迅速下降。開挖4～29 d頂板下沉速率穩定在0.25～0.8 mm／d，基本處于穩速變形。巷道開挖30～31 d時，頂板下沉速率上升至3.3～3.5 mm／d，然后迅速下降并穩定在0.3 mm／d以內。開挖40 d后頂板下沉穩定，最大下沉量35.3 mm。巷道頂板下沉未出現加速蠕變，表明頂板及時支護效果明顯。

圖11 巷道僅頂板支護時頂板下沉蠕變Fig.11 Roof subsidence creep of headgate with only roof support

綜上分析，巷道開挖28 d內兩幫處于穩定蠕變期，29 d后開始加速蠕變，兩幫滯后支護需在巷道掘進28 d內進行。

4.2 兩幫滯后支護時圍巖蠕變規律與時間效應

為保證巷道穩定性，必須在兩幫加速蠕變之前進行滯后支護。為此，開展了巷道兩幫滯后支護的模擬，滯后支護選擇在巷道開挖后28 d進行（巷道加速蠕變前），如圖12所示。

圖12 巷道兩幫滯后支護計算模型Fig.12 Calculation model of headgate with two ribs lag support

4.2.1 巷道兩幫移動變形時間效應

運輸巷兩幫滯后支護后，水平位移如圖13所示，兩幫移近蠕變曲線如圖14所示。

圖13 巷道兩幫滯后支護時水平位移分布Fig.13 Horizontal displacement distribution of headgate with two ribs lag support

圖14 巷道兩幫滯后支護時兩幫移近蠕變Fig.14 Approaching creep of two ribs of headgate with two ribs lag support

巷道掘進滯后28 d進行兩幫支護后，巷道兩幫移近速率由支護前的平均2 mm／d降為0.9 mm／d，下降了55%。巷道兩幫移近變形在56 d后達到穩定，未出現加速蠕變，兩幫最大移近量為92.8 mm，比兩幫不支護減小67%。巷道頂板和兩幫穩定，說明在加速蠕變前進行滯后支護效果明顯。

4.2.2 巷道兩幫塑性區發育時間效應

巷道兩幫滯后支護時，隨著時間的增加，巷道頂板未出現拉破壞，僅在巷幫及頂板中部出現小范圍塑性區，如圖15所示。巷道開挖40 d后，兩幫的塑性區發育深度0.5 m，比兩幫不支護減小61.5%。

圖15 巷道兩幫滯后支護時塑性區分布Fig.15 Plastic zone of headgate with two ribs lag support

4.2.3 巷道頂板下沉時間效應

巷道兩幫滯后支護情況下，巷道頂板下沉蠕變曲線如圖16所示。開挖20～40 d頂板下沉速率在0.5～2.2 mm／d范圍，平均下沉速率1.4 mm／d，頂板未出現加速蠕變?？梢?，兩幫支護后頂板最大下沉速率由原來的3.2 mm／d下降為2.2 mm／d，巷道頂板下沉在40 d后趨于穩定，頂板處于穩定蠕變。

圖16 巷道兩幫滯后支護時頂板下沉蠕變Fig.16 Roof subsidence creep of headgate with two ribs lag support

4.3 工程實踐

根據上述研究，14213膠帶運輸巷的最大滯后支護時間為掘進后28 d。張家峁煤礦據此進行巷道掘進支護實踐，現場支護如圖17所示。

圖17 巷道頂板和幫部支護現場Fig.17 Site of headgate roof and two ribs support

根據4-2煤層14213膠帶運輸巷頂板離層儀3＃測點觀測情況，如圖18所示，該巷道自2021年2月至9月，頂板離層儀深部基點觀測數據最大值為12 mm，頂板離層量很??；實測巷道兩幫移近量小于30 mm，無片幫情況，巷道圍巖穩定。實踐表明，采用合理的兩幫滯后支護，提高掘進速度，促進工作面安全高效開采。

圖18 頂板離層儀3＃測點深部基點離層量Fig.18 Quantity of abscission at the deep base point of 3＃measuring point of the roof abscission instrument

5 結 論

1）根據張家峁煤礦14213膠帶運輸巷斷面及圍巖條件，通過松動圈理論和等效圓法，得出矩形巷道兩幫松動范圍為52 cm，巷道兩幫屬于較穩定圍巖，可以通過兩幫滯后支護，提高掘進速度。

2）根據圍巖蠕變規律，合理的滯后支護應當在圍巖加速蠕變之前進行，以保障巷道安全。

3）張家峁煤礦14213膠帶運輸巷頂板及時支護兩幫無支護時，28 d內兩幫處于穩定蠕變，29 d后出現加速蠕變，兩幫滯后支護需在28 d內進行；巷道兩幫滯后28 d（加速蠕變前）進行支護，兩幫移近速率下降55%，兩幫移近量下降67%，未出現加速蠕變，滯后支護安全。

4）合理的兩幫滯后支護，可保障巷道安全，有效提高巷道掘進速度。