復采巷道過空巷交叉段圍巖控制技術

呂建光 ，張慧友 ，顧 偉 ，徐大龍

（1.山西陽城陽泰集團宇昌煤業(yè)有限公司，山西 陽城 048100；2.中國礦業(yè)大學 煤炭資源與安全開采國家重點實驗室，江蘇 徐州 221116）

在復采工作面回采過程中，將不可避免地遇到各種形式的老舊空巷[1-2]；復采區(qū)開采不同于原巖應力條件下開采，受二次采動影響，復采區(qū)巷道的空間分布、圍巖性質、應力特征等情況與常規(guī)回采有很大差異，如巷道破碎、巷道圍巖應力增大等[3-6]。其中，回采巷道圍巖穩(wěn)定控制是回收復采區(qū)煤炭資源的首要問題[7]。復采巷道在掘采過程中，會與原煤礦空巷存在交叉影響，且復采區(qū)過空巷段圍巖破碎，錨桿錨索等主動支護方式效果不佳，需要使用被動支護方式進行巷道圍巖控制[8]。目前對復采區(qū)圍巖控制進行了許多研究，唐海波[9]對復采區(qū)殘留煤柱進行研究，得出復采區(qū)中殘留煤柱是支撐關鍵，煤柱屈服塑性區(qū)不具備支撐能力，主要由煤柱彈性核心區(qū)進行支撐；尹超宇等[10]研究得出在遺留煤柱開采過程中，存在煤柱從能夠支撐到失去支撐能力的轉折點，稱為煤柱突變臨界點，并指出可以利用臨界點進行預防，提前對圍巖進行控制防止突變?yōu)暮Γ粚O龍華等[11]使用ANSYS 對巷道三岔口不同交叉角度及不同斷面大小下的圍巖應力分布進行了數(shù)值模擬研究，指出三岔口三角區(qū)域面積比值是判斷三岔口應力分布狀態(tài)的重要指標。目前對復采區(qū)研究主要是針對遺留煤柱強度進行研究，但對三角區(qū)煤柱的受損范圍及三角區(qū)煤柱穩(wěn)定性的控制方法沒有明確的指標。

綜上，本研究以宇昌煤業(yè)3#煤層復采區(qū)為研究對象，該煤層復采區(qū)內存在大量空巷，和現(xiàn)有回采巷道在同一水平煤層內形成多種形式的交叉；為保證回采巷道在掘采過程中的安全穩(wěn)定，在過空巷時，需要根據實際相交情況，明確空巷對回采巷道的影響，使用合理可靠的圍巖控制方案。

1 工程概況

由復采區(qū)鉆孔揭露情況可知，該區(qū)域的3#煤層厚2.30～5.48 m，平均3.48 m，埋深平均200 m，傾角3°～5°，煤層穩(wěn)定，無構造及斷層影響。

3#煤層頂?shù)装鍘r性特征詳見表1。

表1 煤層頂?shù)装逄卣鱐able 1 Characteristics of roof and floor

回采工作面內空巷分布如圖1，空巷位于工作面內，巷道掘進過程中需穿過空巷且與空巷相交，相交形式多樣，為保證安全回采，需了解每條空巷與工作面空間位置關系，并對回采巷道掘進過程中的影響進行合理分析，從而制定與之相適應的支護措施，保證工作面安全回采。

圖1 工作面空巷分布Fig.1 Working face abandoned road way distribution

工作面進風巷為矩形斷面，寬4.2 m，高2.8 m，斷面面積為11.76 m2；回風巷為矩形斷面，寬4.5 m，高2.8 m，斷面面積為12.6 m2；空巷斷面為矩形，寬3.0 m，高2.8 m，斷面面積為8.4 m2。

通過現(xiàn)場調查，復采工作面空巷的工程概況統(tǒng)計見表2。

表2 復采工作面內空巷統(tǒng)計表Table 2 Statistical table of abandoned roadway in the compound mining area

由表2 可以得出，回采巷道過空巷形式主要為平行和相交2 類，通過對過空巷段圍巖穩(wěn)定性進行研究，可得出需要進行被動支護的區(qū)域。

2 回采巷道過空巷圍巖破壞規(guī)律

為了明確回采巷道及空巷在掘采過程中圍巖應力、圍巖結構和塑性破壞區(qū)的分布特征及演化規(guī)律，以復采區(qū)地質條件為基礎，首先通過理論計算得出空巷與回采巷道間煤柱穩(wěn)定的理論臨界寬度，再通過數(shù)值模擬分析空巷與回采巷道平行及相交時煤柱穩(wěn)定的臨界寬度；結合上述研究，為回采巷道過空巷制定合適、有效的支護方案提供依據。

2.1 隔離煤柱穩(wěn)定性分析

復采區(qū)圍巖穩(wěn)定的關鍵是回采巷道與空巷間隔離煤柱的穩(wěn)定，有效的煤柱寬度是保障巷道穩(wěn)定的基礎，因此需要通過分析煤柱應力分布情況來對圍巖穩(wěn)定性進行判斷。

通過將回采區(qū)域的地質模型簡化，支護阻力和煤柱的支撐力應等于直接頂質量與基本頂載荷之和，運用強度理論計算得出煤柱穩(wěn)定的寬度最小值。

根據經驗估算法計算基本頂載荷，得：

式中：p2為煤柱支護強度，MPa ；n為基本頂來壓和平時來壓強度的比值，稱為增位系數(shù)；∑h為直接頂厚度，m；ρ為直接頂密度，t/m3；p1為支護強度，M Pa；X1為 支柱控頂距，m；X2為煤柱寬度，m；X3為 空巷寬度，m。

根據Obert-Duvall 公式，煤柱的強度公式為：

式中：σp為 煤柱強度，MPa ；σC為臨界立方體試樣單軸抗壓強度，M Pa；H為煤柱高度，m。

考慮煤柱的安全系數(shù)，定義為煤柱的強度與支護強度比值：fs=σp/p2。

當安全系數(shù)小于2 時，煤柱失效，可得：

其中，σC取4.0MPa，煤柱高度H取2.8 m，n取2，直接頂高度 ∑h取12 m，直接頂密度ρ取2.3 t/m3，控頂距X1取 3 m，空巷寬度X3取4 m，支護強度p1取 552 kN/m2，代入計算得出X2≤4.02 m。

因此，當回采巷道與空巷間隔離煤柱寬度小于等于4.02 m 時，煤柱失效，其承載能力降低，導致巷道懸頂距增大，圍巖破碎嚴重，因此需要加強巷道頂板的支護，保證回采巷道安全通過空巷。

2.2 圍巖穩(wěn)定性數(shù)值模擬分析

2.2.1 模擬模型

以3#煤復采工作面地質條件為基礎，通過FLAC3D數(shù)值模擬軟件，對工作面開采過程中巷道未進行支護的情況進行模擬研究，建立如下模型。

1）模型數(shù)值計算模型長×寬×高＝100 m×80 m×31.2 m，模型中煤層厚度為2.75 m，煤層和直接頂之間存在0.2 m 厚的偽頂，直接頂厚度為3.95 m，基本頂加上方巖層15.66 m，底板巖層中直接底和基本底厚度共8.64 m。

2）空巷及復采區(qū)回采巷道的布置，根據礦區(qū)的實際地質情況，空巷尺寸為3 m（寬）×2.6 m（高），復采區(qū)回采巷道為4.5 m（寬）×2.8 m（高）。對復采區(qū)回采巷道與空巷平行和相交2 種情況分別進行分析。

3）選擇摩爾-庫倫本構模型，模型頂部為應力邊界條件，煤層埋深為200 m，計算得到垂直均布載荷為5 MPa，利用載荷來模擬上覆巖層的質量，底部邊界固定垂直方向位移變化，模型左右四周邊界水平位移固定。

2.2.2 回采巷道過與平行空巷圍巖數(shù)值分析

空巷與回采巷道平行時，空巷與回采巷道之間的煤柱起主要的承載作用，巷道掘進過程中，若上覆巖層壓力大于煤柱的極限強度，會導致煤柱發(fā)生塑形破壞，使其喪失承載能力。

為了研究復采區(qū)巷道在掘進過程中空巷圍巖應力分布和煤柱垂直應力分布的變化規(guī)律，分別對復采區(qū)回采巷道在掘進過程中與空巷之間煤柱寬度為30、20、15、10、7、6、5、4、3 m 時煤柱垂直應力分布變化情況進行數(shù)值模擬分析。煤柱垂直應力分布及峰值變化如圖2 和圖3。

圖2 煤柱垂直應力變化Fig.2 Vertical stress change in coal pillar

圖3 煤柱垂直應力峰值變化曲線Fig.3 Vertical stress peak variation curve of coal pillar

通過對回采巷道掘進期間，不同寬度煤柱上方垂直應力分布及演化的分析可以得出：

1）煤柱寬度30 m 時，煤柱垂直應力為10.85 MPa，煤柱寬度為15 m 時，垂直應力為11.09 MPa，應力僅增大0.24 MPa。隨著煤柱寬度的減小，煤柱垂直應力受掘巷的影響在逐漸增大，但增長較緩慢。

2）煤柱寬度從15 m 慢慢減少到5 m 的過程中，受2 條巷道應力疊加的影響，煤柱的垂直應力從11.09 MPa 增大到12.21 MPa，垂直應力增長較快。

3）煤柱的垂直應力在煤柱寬度為4 m 時達到峰值12.67 MPa，在煤柱寬度4 m 及以下時，由于煤柱在應力影響下發(fā)生塑性破壞，因而煤柱承載的垂直應力減小，失去承載能力。

通過上述分析可知，空巷與回采巷道平行時，若2 條巷道隔離煤柱寬度小于或等于4 m 時，煤柱已失效破壞，需采取被動支護方式進行支護；隔離煤柱寬度大于4 m 時，煤柱仍具備一定的承載能力，采用錨網索支護即可。

2.2.3 回采巷道相交過空巷數(shù)值分析

空巷與回采巷道相交時，2 條巷道形成的夾角范圍內三角區(qū)煤柱起主要的承載作用，為研究不同夾角情況下距2 條巷道交點處不同距離的煤柱穩(wěn)定性，分別對回采巷道與空巷之間夾角為15°、30°、45°、60°、75°、90°時的空巷圍巖應力分布、煤柱垂直應力分布情況進行分析。不同角度相交巷道圍巖垂直應力分布如圖4。

圖4 不同角度相交巷道圍巖垂直應力分布圖Fig.4 Vertical stress distribution of surrounding rock in intersecting roadways at different angles

由圖4 可知：

1）巷道與空巷之間的三角煤柱都發(fā)生了不同程度的應力集中，且隨著角度的減小，三角煤柱應力集中的區(qū)域在不斷變大。

2）在相交角度≥30°情況下，三角區(qū)域雖然應力集中較大，但三角區(qū)域煤柱沒有發(fā)生明顯破壞，相交角度為30°時，應力集中程度最大。

3）相交角度為15°時，由于夾角處三角煤柱發(fā)生了明顯的破壞，煤柱已經失去了原有承載能力，夾角處應力集中區(qū)域很小，圍巖內部較深范圍內產生破碎現(xiàn)象，主動支護難度較大。

綜上所述，回采巷道與空巷不同角度相交區(qū)域內，頂板均有不同程度的破碎，頂板應力均明顯低于原巖應力，頂板完整性已受到破壞，因而在相交區(qū)域一定范圍內需要采用架棚等被動支護措施維護頂板。

2.3 過空巷段圍巖彈性核區(qū)分布

對回采巷道與空巷之間煤柱寬度為30、20、15、10、7、6、5、4、3 m 及回采巷道與空巷之間夾角為15°、30°、45°、60°、75°、90°的數(shù)值模擬結果進行整理分析，對煤柱內部具有承載能力的彈性核區(qū)分布情況進行對比，得出的煤柱內彈性核區(qū)寬度見表3。

表3 過空巷煤柱內彈性核區(qū)分布表Table 3 Coal pillar elastic core distribution in abandoned roadway

根據煤柱彈性核區(qū)寬度并結合現(xiàn)場實際的錨桿索支護參數(shù)可知：若煤柱存在2 m 及以上彈性核區(qū)寬度，可采用錨桿索支護；對于煤柱內彈性核區(qū)寬度小于2 m 的區(qū)域，煤柱發(fā)生塑性破壞已無法進行有效承載，巷道圍巖表面及較大深度范圍內已發(fā)生嚴重破碎，主動支護已不適用，此時應采用架棚支護等被動支護方式。

由此可得，巷道與空巷平行或相交時距交界面不同距離的支護方式如下：

1）與空巷平行時，距交界面4 m 內空巷段應采取架棚支護，其余區(qū)域采用錨網索聯(lián)合支護。

2）與空巷相交時，相交角度分別為15°、30°、45°、60°、75°、90°時，距交界面12、6、4、3、2、1.5 m 范圍內空巷段應采取架棚支護，其余區(qū)域采用錨網索聯(lián)合支護。

3 復采區(qū)過空巷破碎段架棚支護方案

由上文可知，空巷相交段一定范圍內需采取架棚支護，為了確定架棚支護的支護參數(shù)，首先通過靜力學與材料力學的分析，論證架棚支護的可行性，再以復采區(qū)地質條件為基礎進行不同排距的架棚支護數(shù)值模擬分析，根據模擬結果結合實際情況確定最佳的架棚支護參數(shù)。

3.1 正常段支護方案

正常段錨網索支護如圖5。

圖5 正常段錨網索支護圖Fig.5 Normal section anchor network cable support

基本支護方式：錨桿+網+錨索聯(lián)合支護方式。

1）頂板采用直徑20 mm，長2 400 mm 高強度左旋無縱筋螺紋錨桿，間排距900 mm×800 mm，每排5 根，頂板邊錨距巷幫500 mm，靠近巷幫的頂錨桿安設角度與鉛垂線成10°；頂板錨索采用直徑18.9 mm，長7 300 mm，二二結構布置；每排2 根錨索，間距1 800 mm，排距1 800 mm，邊錨索距巷幫1 200 mm。

2）巷幫采用直徑20 mm，長2 400 mm 高強度左旋無縱筋螺紋錨桿，間排距900 mm×800 mm，每排4 根，上部距頂板200 mm，下部距底板200 mm，靠近巷道頂?shù)装宓腻^桿安設角度與水平線成10°。

3.2 工字鋼棚結構

架棚支護材料為Q275 的12#工字鋼棚，其主要力學性能為：①屈服點≥275 MPa；②抗拉強度490～610 MPa；③彈性模量200～210 GPa；④泊松比0.3。

工字鋼棚結構示意圖如圖6。

圖6 工字鋼棚結構示意圖Fig.6 Schematic diagram of I-beam steel shed structure

工字鋼棚主要由棚頂、棚腿、拉桿等組成。棚頂長度為4.5 m，棚腿長度為2.8 m，棚腿外扎角度約6°；牙口由12#工字鋼切割100 mm 制成，分別焊接在棚頂?shù)撞績啥司嗯镯斾摿哼吘?50 mm 處；拉桿孔焊接在工字鋼棚槽口側兩端距棚頂鋼梁邊緣500 mm 處，工字鋼腹板兩側各焊接2 個拉桿孔。

3.3 工字鋼棚支護能力分析

工字鋼棚在支護過程中，棚頂主要受到巷道頂板的垂直應力；棚腿主要受到巷道兩幫的側向應力，同時棚腿下端由巷道底板進行支撐固定。通過理論計算分析工字鋼棚的可靠性及穩(wěn)定性。

工字鋼的幾何結構涉及的參數(shù)有：直線段棚腿長度L、棚腿外扎角度 α、鋼架總寬度a、鋼架總高度h，共4 個幾何參數(shù)。工字鋼棚頂和棚腿所受圍巖的作用力可以用遠場豎直方向荷載和水平方向荷載分別表示為q1和q2。

模型可最終簡化為遠場應力作用下的靜定結構，工字鋼棚受力計算力學模型如圖7。

圖7 工字鋼棚受力計算力學模型Fig.7 Mechanical model for force calculation of I-beam

棚腿底端A點的約束由沿棚腿方向斜向上的反力R1和垂直棚腿向外的反力R2構成。R1、R2這一對正交力形式上類似于固定鉸支座約束，但不能完全等價，因為水平方向的約束力R2與豎直方向約束力R1是 有關聯(lián)的，R2是由于棚腿向內的位移受到底板的阻礙而產生的，R2的實質是1 個摩擦力，它的大小取決于R1的值及棚腿與底板的摩擦系數(shù)：

式中：μ為棚腿與底板的摩擦系數(shù)，取0.25。

12#工字鋼棚棚頂中點D受到對稱側產生的固定端約束，由于對稱效果影響，該固定端約束只有水平方向的反力R3和集中力偶R4，不包括豎直向上的集中力。

3.3.1 約束反力求解

棚腿外扎角度為α，水平方向的靜力學平衡方程：∑X=0

豎直方向的靜力學平衡方程:∑Y=0

力矩平衡方程可求得:∑MA=0

力矩平衡可得：∑MD=0

式中：q1為垂直方向載荷，1.1 MPa；q2為水平方向載荷，0.81 MPa；α為棚腿外扎角度，6°；h為鋼架總高度，2.79 m，a為鋼架總寬度，3.94 m。

將4 個平衡方程及R1、R2之間的關系式聯(lián)立，利用函數(shù)解出R1、R2、R3、M。故4個約束R1、R2、R3、M為：R1=1 031.6 kN,R2=236.6 kN，R3=572.2 kN,M=743.708 kN·m。

3.3.2 分段列出軸力方程和彎矩方程

將分析對象分成AC、CD兩段，以x1、x2作為自變量分別列出各段的軸力方程及彎矩方程。自變量x1的取值范圍為[0,2.8]，x2的取值范圍為[0,1.97]，合理選擇自變量x1、x2的取值范圍能大大簡化內力方程，使后文的計算量大大減小。軸力、彎矩方程分析區(qū)間如圖8。

圖8 軸力和彎矩方程分析區(qū)間Fig.8 Analysis interval of axial force and bending moment equations

AC段軸力方程：

AC段彎矩方程：

CD段軸力方程：

CD段彎矩方程：

3.3.3 求解工字鋼棚內外邊緣應力

現(xiàn)場所采用的12#工字鋼，慣性矩I=867.1×10-8m4，截面面積A=17.8×10-4m2。

根據內力方程及工字鋼棚的幾何參數(shù)，將軸力和彎矩產生的應力疊加得出工字鋼棚內、外邊緣應力分布狀態(tài)。工字鋼棚內外邊緣應力如圖9。

圖9 工字鋼棚內外邊緣應力Fig.9 Stress on the inner and outer edges of I-beam

由圖9 可知：工字鋼棚內外邊緣應力均小于550 MPa，即工字鋼棚結構能夠滿足回采支護使用要求。

3.4 工字鋼棚架棚支護設計方案

為了確定架棚支護的合理支護參數(shù)，結合正常段錨桿索支護方案，通過數(shù)值模擬計算分析不同棚距情況下巷道的圍巖變形量，以此確定最優(yōu)的架棚支護方案。數(shù)值模擬如圖10。

圖10 巷道架棚支護圖Fig.10 Roadway scaffolding support diagram

模型建立后，分別對棚距為700、800、900 mm 情況下的巷道圍巖變形進行分析。回采巷道破碎段不同棚距情況下巷道位移量見表4，不同棚距情況下巷道數(shù)值模擬結果對比如圖11。

圖11 不同棚距情況下巷道數(shù)值模擬結果對比Fig.11 Comparison of numerical simulation results of roadway under different shed distances

表4 回采巷道破碎段不同棚距情況下巷道位移量Table 4 Roadway displacement at different shed distances in the broken section of the mining roadway

由表4、圖11 可知，棚距為900 mm 巷道位移量較大，不利于安全支護；棚距為800 mm 及700 mm 巷道位移量較小，且相差不多，相對于棚距700 mm，棚距為800 mm 經濟性更高。因此棚距為800 mm 更為合理。

綜上可以得出，復采區(qū)回采巷道破碎段支護參數(shù)為：①頂梁長度4 500 mm；②棚腿長2 800 mm；③向外叉角6°；④棚距800 mm。

4 礦壓觀測分析

在回采巷道過空巷破碎段布置4 個表面位移觀測站，分別位于切眼前方125、220、270、320 m 與空巷交叉處，采用十字布點法觀測過空巷期間巷道的頂?shù)装寮皟蓭拖鄬σ平浚瑢ο锏肋^空巷期間的礦壓顯現(xiàn)進行研究。測站布置如圖12，回采巷道各測站頂?shù)装逑鄬σ平咳鐖D13，回采巷道各測站兩幫相對移近量如圖14。

圖12 測站位置示意圖Fig.12 Station location diagram

圖13 回采巷道各測站頂?shù)装逑鄬σ平縁ig.13 The relative convergence of roof and floor plates at each measuring station in the mining roadway

圖14 回采巷道各測站兩幫相對移近量Fig.14 The relative convergence of the two sides at each measuring station in the mining roadway

由圖13 和圖14 可知：回采巷道圍巖變形速度在支護成形40 d 左右趨于穩(wěn)定狀態(tài)，巷道頂?shù)装逡七M量較兩幫移近量大，這是由于直接頂、直接底為泥巖，巖層強度低開挖后產生了一定的膨脹；過空巷區(qū)域3 個位置形變量基本一致，加固過空巷段后巷道變形量更快達到穩(wěn)定；巷道頂?shù)装逡平孔畲笾导s245 mm，兩幫移近量最大值約170 mm，與加固前巷道變形量相比，頂板下沉量減少90%，底鼓量減少70%，兩幫移近量減少80%，架棚支護后巷道變形量得到有效控制，極大減少了巷道破碎情況。

5 結語

1）對復采巷道過平行和相交空巷時圍巖穩(wěn)定性進行了分析。采用理論計算、數(shù)值模擬法進行研究，得出過空巷時煤柱穩(wěn)定的理論寬度；通過數(shù)值模擬統(tǒng)計分析復采巷道煤柱內峰值應力變化規(guī)律和彈性核區(qū)寬度，明確了復采巷道需要使用架棚支護的范圍。

2）通過結構力學分析明確了使用工字鋼棚進行支護的可行性，并結合正常段錨網索支護參數(shù)通過值模擬分析，確定了合理的架棚支護方案。

3）通過現(xiàn)場觀測數(shù)據分析可知，在使用工字鋼架棚支護后巷道變形量得到有效控制，極大減少了巷道破碎情況，有效保障了安全生產。