劉 嘯

(1.安徽理工大學(xué) 深部煤礦采動(dòng)響應(yīng)與災(zāi)害防控安徽省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 淮南 232001；2.煤科集團(tuán)沈陽(yáng)研究院有限公司，遼寧 撫順 113000； 3.煤礦安全技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 撫順 113000)

0 引言

采區(qū)上、下山等準(zhǔn)備巷道是聯(lián)結(jié)各回采工作面與開拓巷道的樞紐，通常以巷道群形式布置，肩負(fù)礦井行人、通風(fēng)和運(yùn)料等用途。準(zhǔn)備巷道服務(wù)年限長(zhǎng)且與礦井安全高效生產(chǎn)密切相關(guān)，其圍巖穩(wěn)定性控制要求較高。近年來(lái)隨著淺部資源日益枯竭，多數(shù)礦井逐步轉(zhuǎn)入深部開采，由此面臨“三高一擾動(dòng)”多場(chǎng)耦合復(fù)雜圍巖環(huán)境和“軟巖大變形”等工程難題[1-3]。尤其當(dāng)埋深達(dá)700 m以上時(shí)，采用傳統(tǒng)支護(hù)措施表現(xiàn)穩(wěn)定的淺部煤巷，進(jìn)入深部后圍巖變形和支護(hù)體失效頻繁發(fā)生，給圍巖穩(wěn)定性控制提出新的要求。

關(guān)于深部煤巷圍巖變形控制，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開展了大量研究。主要從煤系地層賦存稟賦、原巖應(yīng)力場(chǎng)特征、圍巖二次應(yīng)力分布規(guī)律、支護(hù)體的作用出發(fā)，分析各因素對(duì)深部煤巷變形破壞的影響，并提出相應(yīng)支護(hù)理論、控制技術(shù)和支護(hù)設(shè)計(jì)方法[4-8]。支護(hù)理論方面：王琦等對(duì)現(xiàn)階段深部煤巷支護(hù)現(xiàn)狀，尤其是讓壓支護(hù)理論進(jìn)行了總結(jié)，提出“先控后讓再抗”支護(hù)理念[9]；何滿朝等針對(duì)深部煤巷非線性大變形問(wèn)題，提出錨網(wǎng)索耦合支護(hù)理論，該理論強(qiáng)調(diào)軟巖巷道支護(hù)的關(guān)鍵在于支護(hù)體與圍巖強(qiáng)度、剛度和結(jié)構(gòu)上的耦合[10];余偉健等基于深井軟巖巷道常采用的“錨網(wǎng)索噴”組合控制措施，提出疊加拱承載體力學(xué)模型，指出錨桿支護(hù)在圍巖淺部形成主壓縮拱，錨索支護(hù)在圍巖深部形成次壓縮拱[11]，并給出初次支護(hù)和二次支護(hù)的承載能力量化解析式。控制技術(shù)方面：高明仕等研究了煤巷復(fù)合頂板沖擊動(dòng)載作用下“層間離層-巖梁開裂-動(dòng)力震裂”的裂變失穩(wěn)演化規(guī)律，提出了“頂部桁架錨索+跨中長(zhǎng)錨索+頂角斜錨桿”強(qiáng)力聯(lián)控支護(hù)對(duì)策[12]；張農(nóng)等通過(guò)對(duì)深部煤層巷道圍巖劃分穩(wěn)定性控制難度級(jí)別,提出以新型“三高”錨桿控制技術(shù)為基礎(chǔ)的深部煤巷圍巖控制對(duì)策[13]；周波等針對(duì)破碎煤巷支護(hù)困難、變形大等難題，提出針對(duì)弱結(jié)構(gòu)煤巖體的“錨桿+注漿預(yù)強(qiáng)化”圍巖支護(hù)技術(shù)[14]。而在支護(hù)設(shè)計(jì)方面，已有成果多是從巷道群中單一巷道穩(wěn)定性出發(fā)，研究各自圍巖變形特征及支護(hù)對(duì)策，忽略了鄰近巷道或工作面等采掘工程對(duì)其圍巖破裂失穩(wěn)機(jī)理及支護(hù)結(jié)構(gòu)力學(xué)特性的影響[15]。

本文基于劉橋一礦Ⅱ66回風(fēng)下山變形失穩(wěn)特征，采用現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)、實(shí)驗(yàn)室實(shí)驗(yàn)、FLAC3D數(shù)值模擬以及工業(yè)性試驗(yàn)綜合研究方法，分析了圍巖賦存稟賦、原巖應(yīng)力場(chǎng)、鄰近采掘工程動(dòng)壓擾動(dòng)對(duì)回風(fēng)下山圍巖穩(wěn)定性的影響并提出相應(yīng)優(yōu)化設(shè)計(jì)方案，通過(guò)工業(yè)性試驗(yàn)證明了設(shè)計(jì)方案的科學(xué)性。

1 下山煤巷工程地質(zhì)概況

1.1 工程背景

劉橋一礦位于安徽省皖北礦區(qū)，采用立井多水平集中大巷布置方式。主要開采4號(hào)和6號(hào)煤層，2煤層間距60～80 m，煤系地層平均傾角13°。各煤層單獨(dú)布置準(zhǔn)備巷道，工作面采用走向長(zhǎng)壁綜采。4煤和6煤II水平在采工作面埋深均已超過(guò)800 m，現(xiàn)向1 000 m埋深掘進(jìn)。本文以Ⅱ66回風(fēng)下山為工程背景，該下山位于6煤層中，煤層原生裂隙較為發(fā)育，煤體強(qiáng)度較低，巷道沿煤層頂、底板掘進(jìn)，周圍采掘工程分布復(fù)雜。除鄰近4煤、6煤綜采工作面外，回風(fēng)下山附近還存在軌道下山、輔助下山，空間位置如圖1所示?；仫L(fēng)下山與軌道下山直線距離約為28 m，與輔助下山直線距離約為53.7 m。3條下山開拓延伸順序?yàn)椋很壍老律健仫L(fēng)下山—輔助下山。

圖1 回風(fēng)下山及鄰近采掘工程空間布置Fig.1 Spatial arrangement of return air dip and adjacent excavation engineering

1.2 下山煤巷原支護(hù)參數(shù)

Ⅱ66回風(fēng)下山為矩形斷面，寬4.4 m，高3.2 m，原支護(hù)方案采用“錨網(wǎng)索+工字鋼棚”對(duì)稱支護(hù)措施，如圖2所示。頂板選用左旋無(wú)縱筋螺紋鋼錨桿，幫部選用右旋等強(qiáng)螺紋鋼錨桿，規(guī)格均為Φ20 mm×2 200 mm，間排距800 mm×800 mm，通過(guò)鋼筋梁聯(lián)結(jié)。錨索規(guī)格為Φ17.8 mm×6 300 mm，間排距1 600 mm×2 400 mm，通過(guò)M型鋼帶聯(lián)結(jié)。頂板和幫部鋪設(shè)雙層鋼笆網(wǎng)，底板無(wú)支護(hù)。

圖2 回風(fēng)下山原支護(hù)設(shè)計(jì)方案Fig.2 Original support design scheme of return-air dip

采用上述支護(hù)方案，回風(fēng)下山掘出不久即產(chǎn)生較大變形，尤其在6煤工作面接近停采線時(shí)，回風(fēng)下山頂板發(fā)生大范圍沉降(圖3)，局部可達(dá)850 mm，工字鋼棚壓彎失效；右?guī)蛧?yán)重?cái)D出，局部達(dá)700 mm，錨桿、錨索被拉斷剪斷，鋼帶斷裂，支護(hù)體大范圍失效；底鼓嚴(yán)重，最大變形量可達(dá)550 mm，巷道斷面已不能滿足正常通風(fēng)要求。

圖3 回風(fēng)下山變形失穩(wěn)特征Fig.3 Deformation instability characteristics of return airflow dip

2 回風(fēng)下山變形失穩(wěn)機(jī)理分析

巷道圍巖穩(wěn)定性主要受工程地質(zhì)條件和生產(chǎn)條件影響。工程地質(zhì)條件是指圍巖賦存稟賦、物理力學(xué)性質(zhì)以及礦井涌水、地溫等。生產(chǎn)條件主要是指巷道周圍采掘工程分布狀況以及與其他巷道、采煤工作面等采掘工程的時(shí)空關(guān)系。

2.1 圍巖物理力學(xué)特性

回風(fēng)下山布置在6煤層中，直接頂、底板均為泥巖，通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)打鉆取芯并開展實(shí)驗(yàn)室力學(xué)測(cè)試，獲得回風(fēng)下山圍巖物理力學(xué)參數(shù)，見表1?，F(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)顯示，下山煤巷圍巖完整性較差，取芯以及室內(nèi)巖樣加工均較為困難，巖樣物理力學(xué)強(qiáng)度處于較低水平，難以承受高應(yīng)力作用。

表1 回風(fēng)下山圍巖物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of surrounding rock of return-air dip

2.2 原巖應(yīng)力測(cè)試及分析

地應(yīng)力是驅(qū)動(dòng)地下工程失穩(wěn)、地下空間變形的源動(dòng)力，為保證支護(hù)設(shè)計(jì)的科學(xué)性，首先應(yīng)掌握該區(qū)域詳實(shí)的地應(yīng)力分布特征。采用空心包體應(yīng)變法在Ⅱ66采區(qū)水平變電所泵房開展了原巖應(yīng)力實(shí)測(cè)，測(cè)試設(shè)備及所獲巖芯如圖4所示，測(cè)試結(jié)果見表2。

圖4 地應(yīng)力測(cè)試設(shè)備及所獲巖芯Fig.4 In-situ stress testing equipment and obtained rock core

表2 原巖應(yīng)力測(cè)試結(jié)果Table 2 Stress test results of original rock

當(dāng)原巖應(yīng)力值在18～32 MPa時(shí)，可認(rèn)為該區(qū)域?yàn)楦邞?yīng)力區(qū)，原巖應(yīng)力實(shí)測(cè)顯示，水平變電所泵房最大主應(yīng)力為31.87 MPa，最小主應(yīng)力為19.77 MPa，且均為水平應(yīng)力，表明該區(qū)域以構(gòu)造應(yīng)力場(chǎng)為主。側(cè)壓系數(shù)λ為1.6，水平地應(yīng)力非均勻系數(shù)ζ(ζ=σH/σh)為1.51，說(shuō)明測(cè)試區(qū)域地應(yīng)力具有明顯的方向性。Ⅱ66回風(fēng)下山軸線方位為N162°E，而最大主應(yīng)力方位角為N233°E，兩者夾角為71°。原采區(qū)準(zhǔn)備巷道布置設(shè)計(jì)時(shí)，未考慮原巖應(yīng)力場(chǎng)分布特征，使回風(fēng)下山斷面承受較高水平應(yīng)力作用，極不利于頂、底板穩(wěn)定。

2.3 回風(fēng)下山變形失穩(wěn)數(shù)值分析

Ⅱ66回風(fēng)下山開拓延伸期間，圍巖二次應(yīng)力場(chǎng)分布受鄰近軌道下山和輔助下山掘進(jìn)擾動(dòng)影響，后又在4煤、6煤工作面回采時(shí)，受動(dòng)壓影響發(fā)生大范圍失穩(wěn)破壞?；冖?6回風(fēng)下山采掘工程地質(zhì)條件，采用FLAC3D軟件，建立物理簡(jiǎn)化模型，如圖5所示。分別模擬下山巷道群開挖—4煤工作面回采—6煤工作面回采這一動(dòng)態(tài)過(guò)程，獲得回風(fēng)下山圍巖失穩(wěn)演化規(guī)律。

圖5 數(shù)值模型Fig.5 Numerical model

2.3.1 應(yīng)力場(chǎng)分析

圖6為原支護(hù)方案下山巷道群掘出后圍巖垂直應(yīng)力等值線圖。從圖6中可以看出，巷道群巷間應(yīng)力疊加顯著，回風(fēng)下山圍巖應(yīng)力呈非對(duì)稱性。圍巖控制應(yīng)力峰值為40 MPa，巷道右側(cè)峰值應(yīng)力影響范圍較大，圍巖塑性圈深度大于左側(cè)?；仫L(fēng)下山左側(cè)圍巖由淺入深形成應(yīng)力降低區(qū)、增高區(qū)、原巖應(yīng)力區(qū)，而右側(cè)受軌道下山影響不存在原巖應(yīng)力區(qū)。軌道下山的存在使回風(fēng)下山二次應(yīng)力場(chǎng)呈非對(duì)稱分布，這是造成回風(fēng)下山非對(duì)稱變形的主要原因。

圖6 掘巷后垂直應(yīng)力Fig.6 Vertical stress after roadway excavation

圖7為4煤、6煤工作面回采完成后巷道群圍巖垂直應(yīng)力等值線圖。由圖7可知，回風(fēng)下山左側(cè)圍巖應(yīng)力峰值增加到43.7 MPa，應(yīng)力增高區(qū)范圍顯著擴(kuò)大。右側(cè)應(yīng)力集中程度有所提升，巷間圍巖垂直應(yīng)力由雙峰值轉(zhuǎn)變?yōu)閱畏逯?，并向圍巖深部轉(zhuǎn)移，圍巖破壞范圍顯著增大。

圖7 4煤、6煤回采完成巷道群圍巖垂直應(yīng)力Fig.7 Vertical stress of surrounding rock of roadway group after backstopping completion of No.4 and 6 coal

2.3.2 位移場(chǎng)分析

圖8為下山巷道群掘進(jìn)完成后回風(fēng)下山圍巖位移等值線圖。圖中顯示，掘巷期間回風(fēng)下山頂、底板變形量較大，頂板最大位移量達(dá)460 mm，底板位移達(dá)420 mm。此時(shí)圍巖變形具有對(duì)稱性，說(shuō)明巷間擾動(dòng)影響不是導(dǎo)致回風(fēng)下山非對(duì)稱失穩(wěn)的主要原因。

圖8 巷道群掘出后回風(fēng)下山圍巖位移Fig.8 Displacement of surrounding rock of return-air dip after excavation of roadway group

4煤工作面、6煤工作面回采時(shí)，在回風(fēng)下山頂板底及兩幫中線設(shè)置觀測(cè)點(diǎn)，記錄各點(diǎn)變形量，觀測(cè)結(jié)果如圖9所示。

圖9 工作面回采期間回風(fēng)下山圍巖表面位移Fig.9 Surface displacement of surrounding rock of return-air dip during backstopping period of working face

由圖9可知，由于4煤工作面距離Ⅱ66回風(fēng)下山距離較遠(yuǎn)，對(duì)其圍巖變形影響較小。回風(fēng)下山底板變形在6煤回采后增加了10%左右，達(dá)到480 mm。而頂板變形增量達(dá)90%，最大位移量變?yōu)?50 mm。左幫變形增量較小，右?guī)妥冃问?煤回采動(dòng)壓影響顯著，位移量由450 mm增至650 mm，增幅為44%。

圖10為回風(fēng)下山鄰近采掘工程回采結(jié)束最終圍巖位移等值線圖，由圖9、圖10可知，6煤工作面回采導(dǎo)致回風(fēng)下山頂板和右?guī)妥冃渭眲≡鲩L(zhǎng)，使得圍巖變形最終呈非對(duì)稱性。

圖10 4煤、6煤回采完成回風(fēng)下山圍巖位移Fig.10 Displacement of surrounding rock of return-air dip after backstopping completion of No. 4 and 6 coal

2.3.3 塑性區(qū)分析

圖11為Ⅱ66下山巷道群向1 000 m埋深掘進(jìn)完成后圍巖塑性區(qū)分布圖。其中，淺色單元代表張拉破壞，深色單元代表剪切破壞?；仫L(fēng)下山由于支護(hù)措施不當(dāng)加之煤層強(qiáng)度較低，塑性破壞范圍最大。由圖11可以看出，回風(fēng)下山頂、底板張拉破壞較為嚴(yán)重。

圖11 下山巷道群掘進(jìn)完成后圍巖塑性區(qū)分布Fig.11 Plastic zone distribution of surrounding rock after excavation completion of dip roadway group

圖12為6煤工作面回采結(jié)束后，下山巷道群圍巖塑性區(qū)分布圖。從圖中可以看出，回風(fēng)下山受工作面回采影響塑性區(qū)范圍顯著增大，塑性區(qū)所含單元個(gè)數(shù)由4 968個(gè)增長(zhǎng)到23 947個(gè)，塑性區(qū)單元體積由2.54×104m3增長(zhǎng)為2.61×105m3?；仫L(fēng)下山與軌道下山巷間圍巖彈性區(qū)消失，全部處于塑性破壞狀態(tài)，與巷間垂直應(yīng)力由雙峰值變?yōu)閱畏逯迪鄬?duì)應(yīng)。6煤工作面回采致使回風(fēng)下山發(fā)生大范圍失穩(wěn)破壞，而軌道下山的存在致使回風(fēng)下山塑性區(qū)呈非對(duì)稱分布。

圖12 6煤工作面回采完成后回風(fēng)下山圍巖塑性區(qū)分布Fig.12 Plastic zone distribution of surrounding rock of return-air dip after backstopping completion of No.6 coal working face

3 支護(hù)方案優(yōu)化

3.1 圍巖控制理論

對(duì)于深井煤巷，圍巖物理力學(xué)特性和工程環(huán)境顯著區(qū)別于淺部，傳統(tǒng)支護(hù)理論已不能適應(yīng)軟巖工程穩(wěn)定性需求。基于現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查和變形失穩(wěn)機(jī)理分析，提出以下控制思路：

1)高阻讓壓，充分利用圍巖自承能力

選用具有一定延伸率的支護(hù)體，通過(guò)高阻讓壓，最大發(fā)揮塑性區(qū)圍巖自身承載能力而又不至于拉斷失效。

2)改善圍巖性質(zhì)，提高整體承載能力

通過(guò)圍巖深淺孔注漿，將塑性圍巖膠結(jié)為整體，提高煤體殘余強(qiáng)度并為支護(hù)體提供可靠著力基礎(chǔ)。

3)加強(qiáng)關(guān)鍵部位控制，采取非對(duì)稱支護(hù)形式。

應(yīng)力集中程度較高和變形的始發(fā)部位均為關(guān)鍵支護(hù)區(qū)域，采取非對(duì)稱支護(hù)形式，增大關(guān)鍵部位支護(hù)強(qiáng)度。

3.2 優(yōu)化后技術(shù)方案

基于上述圍巖控制理論，提出“新型中空錨桿錨索+深淺孔注漿+架棚網(wǎng)噴”多層次組合控制支護(hù)措施。該措施以深、淺孔組合注漿為核心，以新型高強(qiáng)高延伸率中空注漿錨桿錨索為裝備基礎(chǔ)。由于下山煤巷受采動(dòng)影響顯著，本文選擇對(duì)稱加密支護(hù)。具體方案如圖13所示。

圖13 回風(fēng)下山優(yōu)化控制設(shè)計(jì)Fig.13 Optimized control design of return-air dip

基于冒落拱理論[16]可知回風(fēng)下山兩幫破壞深度為1.33 m，頂板最大破壞深度1.9 m，錨桿外露長(zhǎng)度取0.6 m，為便于現(xiàn)場(chǎng)施工管理，錨桿統(tǒng)一取2.5 m。新的支護(hù)方案中，頂板錨桿全部替換為Φ22 mm×2 500 mm左旋無(wú)縱筋注漿錨桿，幫部為右旋等強(qiáng)注漿錨桿。錨索替換為Φ21.8 mm×6 300 mm中空注漿錨索，間排距和原支護(hù)方案相同，該小孔徑注漿錨索有增阻快、承載高等特點(diǎn)，破斷強(qiáng)度≥1 760 MPa，破斷力≥4 200 kN，屈服強(qiáng)度≥1 500 MPa，延伸率達(dá)5%。兩底腳傾斜15°各增設(shè)1根注漿錨桿，底板對(duì)稱布置3根注漿錨索。錨桿預(yù)緊力為55 kN，錨索預(yù)緊力為120 kN。錨桿通過(guò)梯子梁聯(lián)結(jié)，錨索通過(guò)M型鋼帶聯(lián)結(jié)，輔以雙層金屬網(wǎng)，架棚后噴射100 mm厚水泥砂漿完全覆蓋。錨桿采用1.5 MPa低壓注漿，錨索采用4 MPa高壓注漿，低壓注漿9 d后進(jìn)行高壓注漿。

4 工業(yè)性試驗(yàn)

回風(fēng)下山刷擴(kuò)后，采用上述優(yōu)化控制措施重新進(jìn)行支護(hù)。在Ⅱ66下山煤巷布置1個(gè)位移監(jiān)測(cè)站，采用十字交叉法每天記錄圍巖頂、底板和兩幫移近量，測(cè)試結(jié)果如圖14所示。

圖14 回風(fēng)下山位移監(jiān)測(cè)曲線Fig.14 Monitoring curves of displacement of return-air dip

現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)6煤工作面接近停采線時(shí)，圍巖變形開始加速，經(jīng)歷20 d左右趨于穩(wěn)定。此時(shí)回風(fēng)下山頂、底板最大位移量為500 mm，兩幫最大位移量為290 mm，未出現(xiàn)支護(hù)體顯著失效現(xiàn)象，支護(hù)結(jié)構(gòu)控制效果良好。

5 結(jié)論

1)現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)發(fā)現(xiàn)，回風(fēng)下山支護(hù)結(jié)構(gòu)失穩(wěn)嚴(yán)重，并呈非對(duì)稱變形。現(xiàn)場(chǎng)取芯及室內(nèi)力學(xué)測(cè)試顯示，下山煤巷圍巖完整性較差，頂、底板強(qiáng)度較低。

2)地應(yīng)力實(shí)測(cè)發(fā)現(xiàn)，Ⅱ66回風(fēng)下山整體處于高原巖應(yīng)力區(qū)，最大主應(yīng)力為水平應(yīng)力且具有明顯方向性，與巷道軸線夾角為71°，不利于圍巖穩(wěn)定。

3)數(shù)值模擬顯示，下山巷道群開拓延伸期間，下山煤巷受鄰近軌道下山、輔助下山影響，圍巖應(yīng)力場(chǎng)呈非對(duì)稱分布。4煤工作面回采對(duì)其影響較小，6煤工作面回采結(jié)束后，回風(fēng)下山失穩(wěn)嚴(yán)重，圍巖右?guī)痛怪睉?yīng)力由雙峰值轉(zhuǎn)為單峰值，彈性區(qū)消失，位移量和塑性區(qū)范圍均顯著增大，此時(shí)下山煤巷整體偏于右側(cè)失穩(wěn)。

4)基于現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查和變形失穩(wěn)機(jī)理分析，提出以圍巖深淺孔注漿為核心，以新型注漿錨索錨桿為裝備基礎(chǔ)的高阻讓壓全斷面組合控制理論，并給出具體優(yōu)化方案。工業(yè)性試驗(yàn)顯示，受動(dòng)壓影響的下山煤巷圍巖變形得到有效控制。