王 睿

(山西西山晉興能源有限責任公司 斜溝煤礦，山西 興縣 033602)

沿空掘巷是指在確定工作面回采巷道位置時，沿著靠近相鄰區(qū)段工作面采空區(qū)邊界附近布置回采巷道的方法，沿空掘巷可劃分為3種形式：留設大煤柱沿空掘巷、留設小煤柱沿空掘巷和完全沿空掘巷。隨著地質條件的變化，沿空掘巷的支護-圍巖關系也存在一定程度上的差異性，因此巷道圍巖控制時需綜合考慮各種因素的影響。近年來，礦井開采向深部煤層方向發(fā)展，此時采場圍巖應力復雜程度高，且極易受到原巖應力的影響，這些因素導致綜放工作面沿空掘巷布置及巷道維護難度系數(shù)增大。沿空掘巷技術面臨煤柱合理留設、圍巖應力分布規(guī)律、巷道維護與圍巖控制等一系列亟待解決的技術難題。

以斜溝煤礦18505工作面材料巷為研究背景，通過理論分析、數(shù)值模擬計算、礦壓現(xiàn)場監(jiān)測分析等方法，對18505工作面材料巷圍巖控制技術進行研究，以提高工作面煤炭回采率、控制支護成本、提高經(jīng)濟效益。

1 工程概況

山西西山晉興能源有限責任公司斜溝煤礦18505工作面位于15采區(qū)，工作面走向長度為6 442 m，傾向長度為294.6 m，工作面東側為實煤區(qū)，南側為15采區(qū)上山大巷，北側247.8 m外是斜溝煤礦井田邊界，西側為18503工作面采空區(qū)。工作面開采8#煤層，煤層均厚為 3.86 m，平均傾角為9.2°，一般含1～2層泥巖夾矸，厚度不穩(wěn)定。煤層直接頂為泥巖，均厚為1.84 m，節(jié)理裂隙較為發(fā)育；基本頂為細粒砂巖，厚度為0～15.71 m，均厚7.89 m，巖層呈中粒結構，塊狀構造，巨厚層狀；底板為泥巖和中粒砂巖。工作面采用綜采一次采全高采煤工藝，采高為3.86 m.

18505工作面材料巷沿18503工作面采空區(qū)掘進，區(qū)段煤柱為13 m，巷道沿煤層頂板掘進，掘進寬度5.2 m×高度3.6 m，巷道原有支護方案為錨網(wǎng)與錨索聯(lián)合支護，頂板錨桿間排距為 900 mm×900 mm，頂板錨索間排距為 1 800 mm×900 mm，兩幫錨桿間排距 1 000 mm×900 mm，原有支護方式見圖1. 在現(xiàn)有護巷煤柱寬度和支護方案下，巷道掘進期間兩幫最大變形量達到510 mm，頂?shù)装遄畲笠平窟_到400 mm，且易出現(xiàn)頂板冒頂、兩幫煤壁片幫的現(xiàn)象，為保障巷道圍巖穩(wěn)定需進行分析研究。

圖1 18505工作面材料巷原有支護方式圖

2 沿空掘巷覆巖運動特征

2.1 沿空掘巷上覆巖層結構運動特征

針對厚煤層大采高工作面沿空掘巷而言，掘進前后及回采過程中，其上覆巖層結構運動變化規(guī)律復雜程度更高；沿空掘巷上覆巖層結構主要表現(xiàn)為垂直于工作面的推進方向，且沿空掘巷留設的煤柱會受到多次采動的影響；沿空掘巷頂板的關鍵層在煤體側上方發(fā)生斷裂形成“弧形三角塊”結構[1-2]，模型中關鍵塊B的受力狀態(tài)對巷道圍巖結構穩(wěn)定性的影響程度最高，見圖2.

圖2 沿空掘巷“弧形三角塊”結構模型示意圖

隨著工作面回采作業(yè)的進行，覆巖基本頂?shù)臄嗔褧е缕湓趥认蛞欢ǚ秶鷥?nèi)形成懸臂梁結構，主要作用是承擔覆巖載荷。隨著工作面的推進，基本頂再次發(fā)生破斷并與周圍巖體形成鉸接結構，即基本頂關鍵塊結構，關鍵塊體繼而發(fā)生回轉下沉，其兩端分別由煤柱和采空區(qū)矸石進行支撐，一般處于較穩(wěn)定的狀態(tài)，這在一定程度上保證了巷道圍巖的穩(wěn)定性。

2.2 沿空掘巷側向支承壓力分布特征

大采高工作面沿空掘巷時，可將沿空掘巷側向支承應力分布劃分為4個區(qū)域，依次為：內(nèi)應力場破碎區(qū)、內(nèi)應力場塑性區(qū)、外應力場彈性變形區(qū)及原巖應力區(qū)[3-4]，沿空掘巷側向支承應力分布見圖3.

圖3 沿空掘巷側向垂直應力分布特征圖

沿空掘巷側向支承應力分布區(qū)域特征如下：

1) 破裂區(qū)沿空掘巷鄰近采空區(qū)側煤體受劇烈采動影響，煤體內(nèi)破壞變形嚴重，對上覆巖層的承載能力較弱，需通過相應的支護技術或者措施進行圍巖控制。

2) 塑性區(qū)。這個區(qū)域內(nèi)的煤體基本表現(xiàn)為塑性受力狀態(tài)，由于在應力峰值的影響范圍內(nèi)，因此煤體內(nèi)會出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象，同時該塑性區(qū)域會隨著工作面推進發(fā)生變化，應力峰值范圍也會隨之發(fā)生改變。

3) 彈性變形區(qū)。處于應力峰值與非受采動影響之間，此時煤體呈彈性狀態(tài)，煤體對覆巖的承載作用得到加強，因此該區(qū)域內(nèi)巷道圍巖變形量較小，且可達到良好的支護效果。

4) 原巖應力區(qū)。處于非受采動影響范圍之外，屬于原巖應力區(qū)域，隨著巷道圍巖應力水平的增加，煤體的力學性質會發(fā)生變化。

為有效分析采空區(qū)側側向垂直應力分布規(guī)律，采用FLAC3D數(shù)值模擬軟件，根據(jù)18505工作面材料巷圍巖物理力學性質參數(shù)及礦井地質資料，建立FLAC3D數(shù)值計算模型：模型尺寸設為300 m×100 m×40 m，對模型底面進行固定，并限制其側面在水平方向的運動，模型頂面所承受載荷可通過估算法計算得到，即 Z 軸方向施加工作面覆巖載荷7.5 MPa，X軸南北方向上的應力分量為13 MPa，采用摩爾-庫倫屈服準則對模型進行計算，水平側壓系數(shù)取1，煤巖層物理力學參數(shù)見表1.

表1 巷道圍巖各巖層巖石力學參數(shù)表

根據(jù)數(shù)值模擬結果能夠得出，在18503工作面回采完成后，下區(qū)段實體煤內(nèi)部的垂直應力云圖及應力分布曲線見圖4.

圖4 上區(qū)段工作面回采后垂直應力云圖及煤體應力分布曲線圖

由圖4得出：破裂區(qū)在距離煤壁0～2 m；塑性區(qū)為2～12 m；彈性區(qū)為距離煤壁12～47 m，其中在距離煤壁12 m的位置處，側向支承壓力達到最大值，約為26.11 MPa，應力集中系數(shù)約為3.7；原巖應力區(qū)在距離煤壁47 m以外的范圍。

基于上述分析可知，18505工作面材料巷沿空掘巷時留設13 m的煤柱，巷道布置在彈性區(qū)范圍內(nèi)，該區(qū)域煤體相對完整，巷道位置選擇合理，但巷道圍巖在現(xiàn)有護巷煤柱寬度下變形量較大，這表明原有巷道的支護方案存在不合理，需進行優(yōu)化設計。

3 圍巖支護優(yōu)化分析

3.1 支護參數(shù)優(yōu)化設計

1) 主要支護參數(shù)計算。

a) 錨桿長度。頂板錨桿長度L按照懸吊理論進行計算：

L=L1+L2+L3

(1)

式中：

L1—錨桿外露長度，m，一般取 0.15；

L2—錨桿有效長度，m；

L3—錨桿錨固長度，m，一般取 0.4.

L2長度可由自然平衡拱理論計算得到：

(2)

式中：

K—安全系數(shù)，取2；

B—巷道寬度，m，取 5.2；

f—巖石堅固性系數(shù)，取3.

將各參數(shù)值代入公式計算得到頂板錨桿長度L=2.29 m. 原有支護設計中，沿空掘巷頂錨桿長度為2 200 mm；考慮到巷道沿頂板掘進，為有效避開直接頂與基本頂之間的交界面，故將頂板錨桿長度優(yōu)化為2.5 m.

b) 錨索長度。對于沿空掘巷頂板支護而言，錨索可以使頂板各巖層整體的強度得到提升。錨索長度由以下公式計算得到：

L=Lm+Lx+Lt+Lw

(3)

式中：

Lm—錨固長度，m；

Lx—懸吊的不穩(wěn)定巖層厚度，m，取1.84；

Lt—托盤及錨具的厚度，m，取0.1；

Lw—外露長度，m，一般為0.25.

錨索錨固長度Lm按以下公式計算：

(4)

式中：

K—安全系數(shù)，取4；

d—錨索鋼絞線的直徑，mm，取17.8；

ft—鋼絞線抗拉強度，N/mm2，取1 890；

fn—錨固劑與錨索的黏和強度，N/mm2，取8.

將各參數(shù)代入公式計算得到材料巷錨索合理長度L=6.4 m. 原有支護中頂板錨索長度為 6 300 mm，無法充分保障巷道頂板的穩(wěn)定，結合基本頂巖層的具體分布特征，為保障錨索錨固到穩(wěn)定巖體內(nèi)，最終確定將錨索長度增加為 8 250 mm.

2) 支護參數(shù)模擬分析。

由于材料巷在原有支護參數(shù)下圍巖變形量較大，對原有支護參數(shù)進行優(yōu)化分析，在上述數(shù)值模擬模型基礎上，對18505材料巷的開挖與支護進行模擬分析，該次數(shù)值模擬主要設置幫錨桿和頂錨索的間排距模擬方案，具體模擬方案見表2.

表2 數(shù)值模擬計算方案表

根據(jù)數(shù)值模擬結果能夠得出相應支護優(yōu)化方案下的巷道圍巖變形規(guī)律、錨桿(索)的受力情況，結合4種方案進行數(shù)據(jù)曲線對比，具體分析如下：

a) 幫錨桿間排距。分析支護優(yōu)化方案1、2中兩幫錨桿不同間排距支護的模擬計算結果，重點對幫錨桿間排距與巷道圍巖變形之間的相互影響關系進行分析，見圖5.

圖5 不同幫錨桿間排距下圍巖變形量曲線圖

由圖5a)可知：隨著錨桿間距由850 mm增加至950 mm，底板及兩幫圍巖變形量呈緩慢減小的趨勢，而巷道頂板及兩幫錨桿受力變化不太明顯；兩幫錨桿間距為900 mm和950 mm時巷道圍巖變形量較小，確定兩幫錨桿間距900 mm.

由圖5b)可知：錨桿排距由900 mm擴大到1 000 mm時，巷道頂板下沉量由120 mm增加至230 mm，約增加了一倍；錨桿排距為900 mm和1 000 mm時，錨桿受力變化幅度較小，認為錨桿排距為1 000 mm可以滿足支護效果。

b) 錨索間排距。

通過分析支護優(yōu)化方案 3 、4的模擬計算結果，研究頂板錨索間排距與巷道圍巖變形之間的相互影響關系，見圖6.

圖6 不同錨索間排距下圍巖變形量曲線圖

由圖6a)可知：在特厚煤層綜放工作面沿空掘巷支護過程中，如果錨索不能將錨固巖層懸吊在穩(wěn)定巖層中，極易造成冒落片幫等事故；根據(jù)模擬結果可知，材料巷頂板錨索間距選取為1 800 mm時，材料巷頂板錨索支護效果良好。由圖6b)可知頂錨索排距為 1 350～1 800 mm時，巷道圍巖變形量及錨索受力變化趨勢平緩，綜合考慮經(jīng)濟效益，確定頂錨索排距選用1 500 mm.

頂板支護。選用d20 mm×2 500 mm 的左旋螺紋鋼高強度錨桿，采用加長錨固，錨固長度1 350 mm，錨桿預緊扭矩大于300 N·m，間排距為900 mm×1 000 mm.選用d17.8 mm×8 250 mm高強錨索，采用三二三布置，間排距1 350 mm×2 000 mm，錨索預緊力為150 kN.

兩幫支護。選用d20 mm×2 500 mm螺紋鋼錨桿，間排距900 mm×1 000 mm，錨固長度1 560 mm，錨桿預緊扭矩大于250 N·m. 采用d14 mm鋼筋梁將幫錨桿及肩窩處頂錨桿縱向銜接。

附件包括鋼筋梯子梁、金屬網(wǎng)、托盤等。其中鋼筋梯子梁采用d14 mm的圓鋼焊制。優(yōu)化后巷道支護方案見圖7.

3.2 效果分析

為分析18505工作面材料巷支護參數(shù)優(yōu)化后圍巖控制效果，在工作面回采期間，進行巷道表面位移量的分析，巷道表面位移曲線見圖8.

通過分析圖8可知，在18505工作面回采期間，測站的頂?shù)装寮皟蓭妥畲笠平糠謩e為169 mm和202 mm. 當測點與回采工作面間的距離大于30 m時，巷道頂?shù)装寮皟蓭突咎幱诜€(wěn)定狀態(tài)，頂?shù)装寮皟蓭偷淖畲笞冃嗡俾史謩e為23 mm/d和17 mm/d，當巷道監(jiān)測斷面與回采工作面間的距離小于30 m時，頂?shù)装寮皟蓭偷淖冃嗡俾试龃?，頂?shù)装寮皟蓭妥畲笞冃嗡俾史謩e為58 mm/d和41 mm/d. 基于上述分析可知，巷道在采用優(yōu)化支護方案后圍巖變形量得到有效控制。

圖8 18505工作面回采期間巷道表面位移曲線圖

4 結 論

根據(jù)18505工作面的具體地質條件，結合材料巷在原有支護方案下的圍巖變形特征，通過分析沿空掘巷覆巖運動特征，得出沿空掘巷的基本頂弧形三角塊和側向支承壓力的分布規(guī)律，并對支護優(yōu)化方案進行設計。根據(jù)巷道表面位移監(jiān)測結果可知，采用優(yōu)化支護方案后，工作面回采期間，頂?shù)装寮皟蓭偷淖畲笞冃瘟糠謩e為169 mm和202 mm，保障了圍巖的穩(wěn)定。