李廣濤

(平頂山天安煤業(yè)股份有限公司十礦，河南省平頂山市，467000)

1 概述

隨著開采深度增加，回采巷道物理力學特性發(fā)生改變，在“三高一擾動”的影響下，造成深部巷道圍巖大變形、難支護、修復多等問題。同時，相對于近水平煤層，深部傾斜煤層巷道圍巖呈現出非對稱性變形的特征，松動破壞區(qū)向煤巖體深部發(fā)展，頂部自然平衡拱向斜面擴展，兩幫應力分布存在較大差異，上幫應力峰值靠近底板，下幫應力峰值靠近底板，礦壓顯現和支護體承載狀況較為復雜，巷道圍巖容易失穩(wěn)，維護困難。李澤荃等以木城澗煤礦為研究對象，通過相似實驗、現場監(jiān)測等研究方法，分析了傾斜煤層水平分層開采礦壓顯現規(guī)律，并提出了支護設計優(yōu)化方案；孫慶潤等采用現場礦壓觀測方法，對傾斜煤層巷道變形破壞規(guī)律及沿空留巷礦壓顯現規(guī)律進行了研究；劉鵬等分析了巖層自重應力傾斜方向分量和水平應力對傾斜煤層巷道圍巖應力分布規(guī)律的影響，并提出了相應的支護措施；程士宜等基于大安山煤礦傾斜煤層賦存特征，針對巷道表現出左幫、頂板變形量大，軟巖上角應力集中問題，提出了強化關鍵部位的錨網索加鋼帶聯合支護方案。本文針對平煤股份十礦己15,16-24070工作面大埋深傾斜煤層窄煤柱沿空巷道變形破壞特征，提出普通錨網索配合錨注支護的圍巖復合控制思路，構建以“中空注漿錨索+高強注漿錨桿”為核心的圍巖控制技術，改善巷道圍巖內部松散結構，提高圍巖的強度和承載能力，并在現場進行了工業(yè)性試驗，對平煤十礦解決傾斜煤層巷道圍巖控制難題具有可靠的參考價值。

2 煤層賦存及巷道位置概況

2.1 煤層賦存特征

己15,16-24070工作面煤層傾角為23°～26°，平均厚度為3.5 m，煤層堅固性系數f=2～3，部分區(qū)域煤層之間有夾矸，直接頂為平均厚度2.4 m的灰黑色泥巖夾砂質泥巖含菱鐵礦結核，基本頂上部自下而上分布為平均厚度8.37 m的含細粒砂巖夾層的砂質泥巖、平均厚度4.47 m的灰黑色泥巖和平均厚度16.84 m的灰白色中至粗粒砂巖，呈現出較為明顯的復合巖層頂板特征，偽底為平均厚度0.95 m的炭質粘土頁巖，直接底為平均厚度14.4 m的灰白色中至粗粒砂巖，基本底為平均厚度6.14 m的灰色石灰?guī)r，底板巖層強度較高。戊組和己組煤層地質賦存特征如圖1所示。

2.2 巷道布置

己15,16-24070風巷沿己15煤層頂板掘進施工，為己15,16-24070回采工作面回風和運輸使用，如圖2所示，設計長度899 m(平距)；上山平均傾角為4°。己15,16-24070風巷西靠己四采區(qū)下山系統(tǒng)，東至十二礦井田邊界保護煤柱；南鄰己15,16-24060采空區(qū)；北距已回采結束的己15,16-24090采空區(qū)150 m(平距)。

圖1 煤層綜合柱狀圖

圖2 巷道平面布置圖

3 沿空巷道圍巖穩(wěn)定性分析

本文基于3DEC離散元數值模擬軟件，根據己15，16-24070回采巷道地質賦存特點和巖層物理力學特性，對上覆巖層應力分布、集中程度及變形特征等影響巷道圍巖穩(wěn)定性的因素進行分析，為支護設計提供可靠的依據。

3.1 模型建立

3DEC是一種處理不連續(xù)介質的三維離散元計算分析程序，用于模擬巖體中的節(jié)理裂隙等非連續(xù)介質承受靜載或動載作用下的相應。3DEC采用拉格朗日求解模式，根據牛頓第二定律及力-位移定律處理巖塊和節(jié)理面的力學行為。離散元數值模擬能較好地反映巷道頂板的楔形、巖層的錯動以及破斷冒落狀況。通過疊加節(jié)理和巖塊的變形得到巖體彈性性質。

根據平煤股份十礦己15,16-24070風巷生產地質條件中煤層及頂底板巖層賦存特征建立三維離散數值模型如圖3所示，模型煤層傾角設為26°，尺寸為300 m×70 m×180 m，模型X方向、Y方向及底板方向設置位移約束。

圖3 三維離散元計算模型

煤層埋深800 m，巖層平均密度2500 kg/m3。模型頂部施加初始垂直應力p=20 MPa。在模擬計算過程中采用摩爾—庫倫屈服準則。摩爾-庫倫屈服準則能夠比較全面地反映巖石的強度特性，廣泛地應用于地下工程中，巖層的物理力學參數見表1。

表1 巖石物理力學參數

3.2 巖層變形及運移特特征

隨著己15,16-24070沿空掘巷側向采空區(qū)上覆巖層的彎曲、斷裂、回轉和垮落，取垂直于工作面推進方向的剖面，最終形成砌體梁結構。不同掘進距離和基本頂、直接頂、煤層，力學參數將會導致窄煤柱及巷道頂板巖層的運移、斷裂機構特征，24070風巷圍巖垂直位移和水平位移云圖如圖4所示。

由圖4(a)可以看出，由于巷道側向應力集中效應，窄煤柱強度發(fā)生較大損失，基本頂在煤柱內發(fā)生破斷，并擠壓巷道周圍巖體發(fā)生較大變形，窄煤柱正上方與巷道正上方之間的合位移為500～600 mm，巷道正上方與實體煤壁內5 m之間合位移為200～500 mm。相對于近水平煤層開采，傾斜煤層中的服務巷道在上下巖層的夾持作用下容易發(fā)生側向滑移，容易誘發(fā)煤柱與頂底板巖層剪切損傷破壞。由圖4(b)可以看出，巷道基本頂的彎曲下沉造成窄煤柱內劈裂破壞，導致其出現較大的側向滑移區(qū)域，上方與巷道正上方之間水平合位移為700～1000 mm，巷道正上方與實體煤壁內2 m之間水平合位移為400～600 mm，巷道至窄煤柱之間圍巖受力不均勻，兩側受力不均勻導致圍巖不能保持同步下沉，靠近采空區(qū)側圍巖因受力大，圍巖變形量較靠近實體煤壁側大。

3.3 覆巖應力分布特征分析

巷道進行錨注支護后，在上覆巖層彎曲下沉的作用下，迫使下位軟弱巖層發(fā)生被動垮落，并自下而上迅速發(fā)展到厚層的每個巖層組。在沿空巷道周圍巖體中，存在由工作面采動支承壓力引起的沿巷道側偏向實體煤壁分布的動態(tài)承載拱，該承載拱的范圍、應力峰值及演化過程是影響沿空留巷巖體周期性損傷、斷裂垮落運動的重要因素。沿空掘巷系統(tǒng)中窄煤柱作為巷道圍巖重要組成部分，在巷道開挖過程中基本頂周圍垂直應力分布曲線如圖5所示。

圖4 沿空掘巷圍巖位移云圖

圖5 基本頂垂直應力分布

由圖5可以看出，窄煤柱和巷道周圍垂直壓應力增速較快，應力集中系數較大。煤柱受到較大應力集中的影響后達到煤柱極限載荷，煤柱發(fā)生破壞，窄煤柱表現強烈的蠕變變形，應力峰值向巷道及實體煤壁內轉移，應力峰值達到30.26 MPa，應力集中系數達到1.83，最終導致巷道后期維護困難。在傾斜煤層中，巷道頂底板及煤柱側向滑移變形破壞嚴重，因此剪切破壞顯著，錨桿及錨索沒有較為堅實的著力基礎，煤柱處于加速蠕變變形狀態(tài)，如圖6所示。

由數值模擬計算中反映出的傾斜煤層中位移及應力分布規(guī)律及現場監(jiān)測結果可知，基本頂在煤柱外側7 m處斷裂后重新咬合，同時在實體煤壁內2 m處發(fā)生剪切應力集中，窄煤柱正上方與巷道正上方剪切應力0.26 MPa，由于巖石抗剪切能力低，造成頂板巖層產生多處張裂切口，產生協(xié)調變形，破壞巷道圍巖的自承能力。

圖6 基本頂剪切應力分布曲線

綜合上述分析可知，基本頂應力集中位置及應力集中系數與巷道圍巖整體穩(wěn)定性關系密切，在己15,16-24070風巷側向垂直和剪切應力集中的共同作用下，窄煤柱內部容易發(fā)生側向滑移和劈裂破壞。因此，采取錨注支護對窄煤柱及頂板巖層進行加固支護，可提高圍巖的自承能力，縮小側向滑移區(qū)域，阻止窄煤柱沿空掘巷系統(tǒng)的側向變形，在巷道掘進及工作面回采期間，其整體性和自承能力得到很大提高。

4 中空注漿錨索+高強注漿錨桿支護方案

4.1 支護方案設計

己15,16-24070風巷初次支護為錨網支護，使用高強左旋預應力滾絲錨桿和錨索對巷道圍巖進行支護，錨網采用2.9 m×0.9 m的冷拔絲金屬網。注漿錨索采用K22注漿錨索，錨索直徑22 mm，頂板注漿錨索長度7300 mm，幫部注漿錨索長5000 mm，錨索鉆孔直徑32 mm，采用Z2835樹脂錨固劑2支(中速)，頂板錨索預應力不小于8 t，幫部注漿錨索預應力不小于6 t。錨索外露長度在保障正漲拉的情況下盡可能小，注漿錨索間排距為1400 mm×4000 mm，分別與頂板呈25°夾角。由于煤柱側煤體強度損失嚴重，局部普通注漿塞難以達到較好的注漿效果，本工業(yè)試驗中采用外封管的注漿錨索，如圖7所示。

由圖7可知，漿液通過中心的注漿管，首先到達鉆孔底部，然后沿鉆孔向外流至孔口處，被止?jié){塞擋住無法流出，此時鉆孔內漿液的壓力開始升高，漿液在高壓下，向鉆孔周圍巖體內的裂隙中擴散，實現全長錨固。在幫部采用厚壁無縫鋼管滾絲預應力注漿錨桿。材質為45#鋼，外徑為25 mm，壁厚7 mm，長度2600 mm，破斷力不小于150 kN，錨桿鉆孔直徑32 mm，采用Z285(中速)樹脂錨固劑1支。注漿錨桿錨固端長度為800 mm，錨桿外露長度50 mm，注漿錨桿間排距為2400 mm×1800 mm，與煤壁呈25°夾角。

圖7 帶外封孔管注漿錨索

采用長2600 mm的U型鋼作為桁架支護結構的鏈接裝置，并對U型鋼兩端進行打孔包鋼加工，將頂板的注漿錨索與注漿錨桿進行鏈接，形成桁架結構的注漿錨索(桿)，增強巷道頂板及煤柱的穩(wěn)定性，注漿時間滯后初次支護8 d，巷道斷面支護設計如圖8所示。

注漿漿液根據一次注漿孔的數量確定水量，按水灰比0.5∶1加入水泥，同時，加入水泥量8%的預應力注漿復合材料添加劑，采用水泥水玻璃單液漿，水玻璃濃度45 Be′，用量為水泥重量的3%～5%。注漿孔口壓力為8～10 MPa，注漿泵出口壓力一般為12～15 MPa，從注漿開始直到漿液住不進去或從周邊錨桿孔出漿為止，然后待壓力穩(wěn)定30 s左右，注漿持續(xù)時間一般為5 min左右，每孔注漿量為0.1～0.4 m3，其中水泥量為100～400 kg。

4.2 注漿后表面位移監(jiān)測

巷道表面位移采用十字交叉法，每50 m布置1個測站，在巷道的頂板、底板、窄煤柱幫和實體煤幫的中部布置測點，使用卷尺進行測量，每3 d監(jiān)測一次數據監(jiān)測內容包括頂板下沉量及其下沉速率，底鼓量及其速率，窄煤柱幫移近量及其移近速率，實體煤幫移近量及其移近速率，監(jiān)測點布置如圖9所示。

頂板下沉量及其下沉速率、底鼓量及其速率、窄煤柱幫移近量及其移近速率、實體煤幫移近量及其移近速率變化曲線如圖10和圖11所示。

圖8 錨注支護設計圖

由圖10和圖11可以看出，在掘后巷道穩(wěn)定過程中，兩幫移近速率大于頂底移近速率。掘進影響期間，頂板最大下沉量最大為121.2 mm，頂板最大下沉速率為8.1 mm/d，最小下沉速率為0.3 mm/d，平均下沉速率為4.6 mm/d；兩幫移近量最大為155.7 mm，窄煤柱幫最大移近速率為8.8 mm/d，最小移近速率為0.6 mm/d，平均移近速率為5.7 mm/d。巷道開挖15 d期間，巷道圍巖變形速率波動范圍大，變形量大，變形量占圍巖穩(wěn)定后總變形量的80%，巷道開挖23 d后，巷道進入穩(wěn)定期，最大變形速率0.6 mm/d，在注漿支護結構與圍巖相互作用下，巷道圍巖變形速率明顯減小直至穩(wěn)定。 巷道在掘進期間，最終巷道頂板下沉量為122.2 mm，兩幫移近量為156.6 mm，圍巖變形比較小，巷道錨注支護對圍巖控制效果較好。

圖9 巷道表面位移監(jiān)測布置圖

圖10 巷道圍巖變形曲線

圖11 巷道圍巖變形速率曲線

5 結論

(1)根據平煤十礦己15,16-24070風巷傾斜煤層沿空巷道巖層賦存特征建立三維離散元計算模型，通過分析沿空巷道圍巖應力分布演化過程及變形規(guī)律可知：由于巷道側向應力集中效應，窄煤柱強度發(fā)生較大損失，并擠壓巷道周圍巖體發(fā)生較大變形；傾斜煤層中的巷道至窄煤柱之間圍巖受力不均勻，容易發(fā)生側向滑移，誘發(fā)煤柱與頂底板巖層剪切損傷破壞，導致其出現較大的側向滑移區(qū)域；窄煤柱和巷道周圍垂直壓應力增速較快，應力集中系數較大，造成頂板巖層產生多處張裂切口，產生協(xié)調變形，破壞巷道圍巖的自承能力。

(2)針對平煤十礦“窄煤柱+頂板斜跨梁結構+實體煤”傾斜煤層沿空巷道結構的變形破壞特征，提出普通錨網索配合錨注支護的圍巖復合控制支護優(yōu)化方案，構建以“中空注漿錨索+高強注漿錨桿”為核心的圍巖控制技術，提高圍巖的自承能力，縮小側向滑移區(qū)域，阻止窄煤柱沿空掘巷系統(tǒng)的側向變形，在巷道掘進期間其整體性和自承能力得到較大提高。

(3)在平煤股份十礦己15,16-24070傾斜煤層窄煤柱沿空掘巷進行錨注支護工業(yè)性試驗，實現錨注一體化，將松散破碎圍巖膠結成整體，工程實踐表明：有效地提高了深部傾斜煤層巷道支護結構的整體性和承載力，控制了圍巖變形，保證了在高應力作用下巷道的穩(wěn)定性；巷道采用重新優(yōu)化設計后巷道在掘進期間，最終巷道頂板下沉量為122.2 mm，兩幫移近量為156.6 mm，圍巖變形比較小，巷道錨注支護對圍巖控制效果較好。