基于正交試驗的采空區下單軌吊巷道支護參數優化研究

章 曼，劉欽節,2，付 強,2，楊卿干，陳 強

（1.安徽理工大學礦業工程學院，安徽 淮南 232001；2.安徽省關閉/廢棄礦井資源開發利用工程研究中心，安徽 淮南 232001）

0 引言

礦井運輸是煤炭產業鏈中的重要環節，運輸內容包括煤炭、矸石、人員、設備與材料等[1-3]。單軌吊作為一種多功能、高效率、多用途的煤礦井下運輸設備，近年來得到迅速推廣應用[4-5]。但由于隱蔽性強、影響因素多而難以準確確定等原因，部分企業易忽視采空區及支護強度不足對巷道圍巖控制的影響，礦井運輸重大事故仍時有發生。因此，如何保證巷道支護的有效性，成為井下工作面實施單軌吊運輸必須研究解決的重大課題。

目前，已有眾多專家針對巷道圍巖支護展開了研究。在支護參數優化方面，王崗風等[6]、馬勝杰等[7]、胡建華等[8]、康明超等[9]利用正交試驗法選取不同參數組合進行數值模擬對比，對巷道支護參數進行了優化。在協同支護方面，劉剛等[10]基于傳統支護理論與實際支護條件，提出了巷道協同支護設計。王君[11]、秦志宏等[12]、陳才賢等[13]、李百宜等[14]、李志臣等[15]、趙呈星等[16]采用數值模擬方法，基于協同支護作用，提出了眾多聯合支護方案。在單軌吊巷道支護方面，尚偉棟[17]通過分析在單軌吊作用下3210 回風巷道頂板的穩定性，提出了孤島工作面回風巷采用懸吊錨桿和懸吊錨索相結合的支護方式；謝生榮等[18]提出了將巷道頂板視為深梁進行穩定性分析，并采用密集布置的高預應力錨索和強力錨桿支護系統構建了頂板錨固復合深梁承載結構。

綜合上述研究發現，目前對單軌吊荷載作用下的巷道協同支護研究較少。為此，在潘二礦18124 工作面單軌吊軌道梁受力分析的基礎上，設計了三水平三因素的支護參數正交試驗以獲得不同參數下的支護效果和變形規律，并采用極差分析得出影響巷道變形的敏感性因素，確定合理的支護形式和參數，為采空區下單軌吊運輸巷道支護提供重要參考。

1 工作面概況

潘二礦18124 工作面上覆為18125 工作面采空區。根據掘進及地質鉆孔資料，工作面4-1 煤層直接頂板為砂質泥巖，局部含有細砂成分，性脆、平坦，滑面發育，巖性破碎，平均厚度為5 m；砂質泥巖之上為4-2 煤層，平均厚度為2.6 m，內部發育一層平均0.9 m 的泥巖夾矸，4-1 煤層老頂為砂質泥巖，巖性破碎，平均厚度為3.3 m。直接底為泥巖，平均厚度為2.0 m，深灰色，塊狀，泥質成分，可見植化碎屑，巖性破碎，局部發育煤線。工作面單軌吊運行線路圖如圖1 所示。

圖1 18124 工作面單軌吊運行線路圖Fig.1 Running circuit diagram of monorail crane in 18124 working face

2 單軌吊承載液壓支架受力分析

工作面主要使用一部DZK3500（2+2）柴油單軌吊，用于在上順槽井下組裝硐室內組裝完成支架ZZ7200/22/45 d（重量27 t）的整架吊裝與運輸，柴油單軌吊運輸液壓支架系統示意圖如圖2 所示。單軌吊軌道梁受力系統可按照多跨簡支梁進行計算[19]。水平巷道運輸時，整個軌道并不是均勻受力，由于軌道中受力最大的點在起吊梁的承載車上，因此對軌道的受力分析，可只考慮最大受力點的起吊梁段軌道的受力分析。

圖2 柴油單軌吊運輸液壓支架系統示意圖Fig.2 Schematic diagram of hydraulic support system for diesel monorail crane transportation

軌道承載27 t 液壓支架，16 t 起吊梁自重1.49 t，共3 組起吊梁，12 個承載小車平均受力，計算見式（1）。

單個承載小車負載為2.62 t，將軌道簡化為兩端簡支的梁進行計算，軌道受力分析如圖3 所示，B吊掛點負載表達式見式（2）。

圖3 軌道受力分析圖Fig.3 Diagram of track stress analysis

式中：F1B、F2B、F3B為承載小車1、承載小車2、承載小車3 對B點的作用力，kN；G為單個小車載荷大小，kg；L為軌道長度，m；d1、d2為承載小車間距離，m；x為承載小車2 距離C點的距離，m；q為軌道單位長度質量，kg/m。

由式（2）可知，當L-d2-x=0 時，FB可取最大值，將G=2 622.50 kg、L=2.40 m、d=2.01 m、q=34.50 kg/m，帶入式（2）計算可得FB=3 513.90 kg。

根據上述計算可知，潘二礦18124 工作面單軌吊在整架運輸液壓支架時最大的懸掛點荷載約為34.43 kN，取3 倍安全系數，則每根錨桿的承受力平均為34.43 kN，每根錨索的承受力平均為103.28 kN。

3 研究方法

3.1 正交試驗設計

為保證分析快速高效，采用正交試驗法設計試驗[20]。影響錨桿索支護強度的因素眾多，主要有錨桿間排距、錨桿直徑、錨桿長度、錨索間排距、錨索直徑、錨索長度等。由于錨桿錨索之間存在協同支護作用，因此選用三水平三因素正交實驗法分別對錨桿錨索設計不同參數組合，快速篩選主要影響因素。參數水平見表1。

3.2 極差分析法

極差分析法主要通過R值大小判斷因素間優勢或因素間具體水平的優劣，當因素間出現相互作用互為矛盾時，優先考慮顯著因素，R值越大，表明該影響因素水平變動時對計算結果影響越大，即該影響因素越具有顯著性。因此，采用極差分析法對影響錨桿錨索支護強度的各參數進行敏感性分析。

3.3 間排距協同支護方案

為探究錨桿間排距、錨索間排距對巷道變形的影響，選取最優錨桿長度、錨索長度、錨桿直徑、錨索直徑參數保持不變，將不同的錨桿間排距、錨索間排距進行組合，模擬方案見表2。

表2 錨桿間排距、錨索間排距協同支護模擬方案Table 2 Simulation scheme of row spacing cooperative support between anchor bolts and cables 單位：mm

3.4 數值模型建立

采用高階曲面三維建模軟件Rhinoceros 進行隨機網格劃分，并結合FLAC3D數值模擬軟件建立單軌吊作用下巷道圍巖模型。錨桿給頂板施加22.3 kN垂直向下的載荷，錨索給頂板施加67 kN 垂直向下的載荷，如圖4 所示，尺寸為X×Y×Z=70 m×30 m×60 m。本次設計選取斷面尺寸為：a=5.4 m，H=3.9 m，?=33°，其中，a為巷道寬度，H為巷高，?為巖體的折算摩擦角。

圖4 數值模型圖Fig.4 Diagram of numerical model

4 模擬結果分析

4.1 正交試驗結果及敏感因素分析

試驗選用頂底板及兩幫位移量作為正交試驗考察指標。根據上述因素水平表共設計出18 組正交試驗并采用極差分析法對錨桿錨索參數進行分析，結果如圖5 和圖6 所示。由圖5 和圖6 可知，當錨桿錨索間排距越大，長度越短，直徑越小時，巷道頂底板及兩幫變形量越大。此外，錨桿間排距800 mm×800 mm、錨桿長度2.5 m、錨桿直徑24 mm 時，巷道位移值為最小。

圖5 錨桿錨索參數正交試驗結果Fig.5 Orthogonal test results of parameters of anchor bolts and cables

圖6 錨桿錨索位移極差分析Fig.6 Analysis of displacement range of anchor bolts and cables

依據極差分析結果可知，控制其他因素不變時，巷道變形影響因素敏感性排序依次為：錨桿間排距A＞錨桿長度B＞錨桿直徑C（錨索間排距D＞錨索長度E＞錨索直徑F），即錨桿間排距、錨索間排距對巷道變形影響程度最大，錨桿長度、錨索長度次之，錨桿直徑、錨索直徑最小。

4.2 錨桿錨索間排距協同支護作用下圍巖穩定性分析

考慮錨桿錨索協同支護作用，并進一步優化巷道支護參數，在不考慮地應力且保持其他因素不變的情況下，對間排距匹配的四組支護方案進行數值模擬，如圖7～圖9 所示。

圖7 塑性區分布圖Fig.7 Distribution diagram of plastic zone

4.2.1 塑性區分布特征

各支護方案下巷道附近圍巖塑性區體積變化情況如圖7 所示。由于巷道右幫受到工作面超前支承壓力影響較大，巷道右幫塑性區大于左幫。根據圖7各方案模擬計算得到的塑性區值大小分析，方案1計算得到的塑性區體積最小，為855.00 m3，其余方案塑性區體積分別為967.50 m3、1 068.75 m3、1 121.25 m3，均滿足支護要求。

4.2.2 位移變化特征

1）垂直位移分析。各支護方案下巷道附近圍巖垂直位移變化情況如圖8 所示。巷道頂板以整體下沉為主，底板以中間底鼓為主。各方案頂板位移變形量分別為134.58 mm、142.44 mm、147.87 mm、156.34 mm，底板位移變形量分別為28.20 mm、28.47 mm、29.08 mm、29.84 mm。分析可知，巷道頂板與底板的位移變形量隨錨桿錨索間排距的減小而減小。當錨桿間排距小于800 mm×900 mm，錨索間排距小于1 000 mm×1 800 mm 時，巷道頂底板位移變形量逐步減小并趨于穩定。

圖8 垂直位移云圖Fig.8 Cloud diagram of vertical displacement

2）水平位移分析。各支護方案下巷道附近圍巖水平位移變化情況如圖9 所示。受直角梯形斷面影響，高幫位移量大于低幫位移量。各方案高幫位移變形量分別為221.95 mm、225.60 mm、228.71 mm、237.92 mm，低幫位移變形量分別為186.65 mm、194.03 mm、205.38 mm、216.92 mm。分析可知，巷道兩幫的位移變形量隨著錨桿錨索間排距的減小而減小，當錨桿間排距小于800 mm×900 mm，錨索間排距小于1 000 mm×1 800 mm 時，兩幫位移變形量逐步減小并趨于穩定。

圖9 水平位移云圖Fig.9 Cloud diagram of horizontal displacement

4.3 支護方案選取

協同支護方案塑性區、位移及用鋼量對比結果如圖10 所示。對比各支護方案塑性區體積大小，相較于方案1，方案2 的塑性區體積增加了13.16%，方案3 增加了25.00%，方案4 增加了31.14%，即以塑性區體積為衡量指標時，方案1 確定的巷道支護參數較優。對比各方案支護效果可知，相較于方案1，方案2 的圍巖變形量（頂板、底板、左幫、右幫）分別增加了5.84%、0.96%、3.95%、1.64%，方案3 增加了9.88%、3.12%、10.03%、3.05%，方案4 增加了16.17%、5.82%、16.22%、7.20%，即以支護效果為衡量指標時，方案1 確定的巷道支護參數為較優。對比各方案經濟合理性可知，相較于方案1，方案2 的用鋼量減少了6.34%，方案3 的用鋼量減少了6.89%，方案4 的用鋼量減少了13.23%，即以經濟合理性為衡量指標時，方案4 確定的巷道支護參數較優。

圖10 協同支護方案塑性區、位移及用鋼量對比Fig.10 Comparison of plastic zone,displacement and steel consumption of collaborative support scheme

上述四種支護方案均滿足巷道安全運輸要求，但對圍巖的控制程度有所差異。方案4 的圍巖變形量雖略大于其他方案，但能夠在不影響支護效果的情況下有效降低支護成本。綜合考慮支護效果與經濟成本，確定方案4 為優選方案，具體參數為：錨桿間排距800 mm×900 mm，錨桿長度2.5 m，錨桿直徑22 mm，錨索間排距1 000 mm×1 800 mm，錨索長度9.3 m，錨索直徑22 mm。

5 結論

1）以巷道頂底板及兩幫位移量為控制目標，依據正交試驗法和極差分析法得到了影響巷道變形的敏感性因素排序：錨桿間排距A＞錨桿長度B＞錨桿直徑C（錨索間排距D＞錨索長度E＞錨索直徑F）。

2）分析試驗結果可知，巷道位移變形量減小趨勢為：當錨桿間排距小于800 mm×900 mm，錨索間排距小于1 000 mm×1 800 mm 時，巷道圍巖變形趨于穩定。

3）綜合考慮支護效果與經濟成本，選取支護參數為：錨桿間排距800 mm×900 mm，錨桿長度2.5 m，錨桿直徑22 mm，錨索間排距1 000 mm×1 800 mm，錨索長度9.3 m，錨索直徑22 mm。模擬結果表明，巷道圍巖得到了有效控制，可滿足單軌吊運輸巷道運輸物料的安全需求，降低支護經濟成本。