江麗麗，翟春佳，李常浩，張 晴

(1.重慶工程職業(yè)技術(shù)學(xué)院，重慶 402260；2.中國礦業(yè)大學(xué)(北京) 能源與礦業(yè)學(xué)院，北京 100083；3.潞安集團(tuán) 余吾煤業(yè)有限公司，山西 長治 046103)

隨著我國煤炭資源開采深度逐年增加，將會面臨更多深部高瓦斯、低透氣性煤層的開采[1-4]。這類煤層開采過程中面臨瓦斯涌出量和積聚量高等難題，嚴(yán)重時甚至發(fā)生煤與瓦斯突出事故，對于礦井安全生產(chǎn)造成了極大阻礙，而采用Y型通風(fēng)系統(tǒng)是解決此類難題的有效途徑之一[5，6]。國內(nèi)學(xué)者針對高抽巷的研究主要集中于瓦斯(預(yù))抽采方面[7，8]，且傳統(tǒng)工藝旨在通過高抽巷形成鉆場布置空間，向工作面兩側(cè)平巷方向布置抽采鉆孔進(jìn)行瓦斯(預(yù))抽采，而在工作面回采期間封閉高抽巷進(jìn)行報廢處理?；茨现旒V1112(1)工作面回采期間將高抽巷預(yù)留下來構(gòu)成Y型通風(fēng)系統(tǒng)，因此有必要針對高抽巷合理布置位置進(jìn)行詳細(xì)研究，進(jìn)而為具有類似工程地質(zhì)條件的礦井安全高效開采提供技術(shù)保障。

1 工程地質(zhì)概況

淮南礦業(yè)集團(tuán)朱集礦屬于煤與瓦斯突出礦井，其南盤區(qū)的首采工作面為1112(1)工作面，該工作面主采11-2#煤層，煤層平均厚度1.2m，煤層傾角2°～5°。1112(1)工作面標(biāo)高-923.0～-960.8m，地面標(biāo)高23.0～25.0m，工作面整體埋深接近千米。該首采工作面通風(fēng)方式采用Y型通風(fēng)系統(tǒng)，且1112(1)軌道平巷高抽巷可兼做回風(fēng)平巷保留使用。1112(1)工作面上方高抽巷布置于11-2#煤層上方均厚為3.2m的砂質(zhì)泥巖中，其與下方11-2#煤層間距15～35m。關(guān)于1112(1)工作面Y型通風(fēng)系統(tǒng)情況如圖1所示。

考慮到細(xì)砂巖、粉砂巖的巖性較堅(jiān)硬，巷道掘進(jìn)速度慢、成本高；而泥巖的巖性較為軟弱，巷道掘進(jìn)速度快、成本低，利于巷道的掘進(jìn)施工，但存在支護(hù)困難、維護(hù)成本高等缺點(diǎn)；砂巖泥巖的巖性介于泥巖和砂巖之間，具有掘進(jìn)速度較快、支護(hù)難度較低、成本不高等特點(diǎn)，因此將高抽巷布置于11-2#煤層上方均厚3.2m的砂質(zhì)泥巖中。關(guān)于11-2#煤層開采時，其上覆巖層的垮落帶高度為[9]：

式中，Hm為垮落帶高度，m；M為煤層開采厚度，m；α為煤層傾角，(°)；k為垮落巖層碎脹系數(shù)，取值1.2；W為垮落過程中頂板下沉量，根據(jù)現(xiàn)場實(shí)測取值0.2m。

將1112(1)工作面工程地質(zhì)參數(shù)代入式(1)計算得出覆巖垮落帶高度約為5m，小于11-2#煤層與其上方均厚為3.2m的砂質(zhì)泥巖的層間距，滿足高抽巷的層位布置。

2 UDEC數(shù)值模擬

2.1 UDEC數(shù)值模型的建立

為了進(jìn)一步對比研究高抽巷受工作面采動擾動影響前后圍巖破壞特征，采用離散元UDEC軟件進(jìn)行進(jìn)一步深入的模擬研究[10]。根據(jù)1121(1)工作面工程地質(zhì)條件，建立數(shù)值模型，如圖2所示。所建模型左、右兩邊進(jìn)行水平方向約束，底邊進(jìn)行固定約束；模型上表面所施加的均布載荷大小根據(jù)其到地表的平均距離919m可知q取值為22.975MPa；整個模型選用Mohr-Coulomb模型，其中節(jié)理選用完全彈塑性本構(gòu)模型。

圖2 UDEC數(shù)值模型邊界條件

模型中軌道平巷與高抽巷的水平距離a可通過模擬研究確定，因高抽巷布置于11-2#煤層上方均厚為3.2m的砂質(zhì)泥巖中，因此其垂直距離b=15.7m。模擬時高抽巷所采用的支護(hù)方式可簡化為U29型棚支護(hù)，U29型架棚的力學(xué)參數(shù)：橫截面積38.5cm2，轉(zhuǎn)動慣量617.5cm4，彈性模量220GPa，抗壓強(qiáng)度550MPa，屈服強(qiáng)度325MPa。U29型架棚與巷道表面接觸面力學(xué)參數(shù)：切向剛度0.15GPa，方向剛度0.15GPa，內(nèi)聚力0.3MPa，內(nèi)摩擦角45°。

根據(jù)1112(1)工作面內(nèi)鉆孔柱狀圖以及該礦煤巖芯實(shí)驗(yàn)室物理力學(xué)性質(zhì)測試結(jié)果，可知所建UDEC模型的煤巖物理力學(xué)參數(shù)見表1。

2.2 水平距離a的確定

2.2.1 圍巖塑性區(qū)分析

1121(1)軌道平巷高抽巷與軌道平巷之間的水平距離a可以通過數(shù)值模擬的方式確定最優(yōu)值，關(guān)于不同水平距離下，1121(1)工作面回采期間高抽巷圍巖的塑性區(qū)變化規(guī)律如圖3所示。

表1 煤巖體物理力學(xué)參數(shù)表

由圖3可知，由于高抽巷采取了U型棚及錨索梁等支護(hù)方式，因此其兩幫及頂板塑性區(qū)區(qū)別不大，不同水平距離時高抽巷圍巖塑性區(qū)分布變化主要集中于底板中。從圖3中可知，隨著水平距離a依次從0m增大至15m時，其底板中塑性區(qū)深度范圍也由7.4m減小至4.9m，減幅多達(dá)33.8%；而當(dāng)水平距離由15m增大至20m時，其底板中塑性區(qū)深度范圍急劇由4.9m下降為4.1m，減幅高達(dá)16.3%；隨著水平距離a進(jìn)一步依次從20m增大至30m時，其底板中塑性區(qū)深度范圍基本保持在4m左右，塑性區(qū)減幅僅僅為7.3%；當(dāng)水平距離a由30m增大至35m時，其底板中塑性區(qū)深度范圍進(jìn)一步減小0.4m。可見隨著水平距離a依次遞增，高抽巷底板中塑性區(qū)深度范圍整體呈現(xiàn)出遞減的趨勢，且在水平距離a=20m時底板中塑性區(qū)深度范圍減幅呈現(xiàn)出減緩趨勢，因此從底板中塑性區(qū)深度范圍變化考慮可確定水平間距a的最優(yōu)值為20m。

2.2.2 圍巖變形量分析

關(guān)于不同水平距離下，1121(1)工作面掘進(jìn)與回采期間高抽巷表面的變形量變化規(guī)律如圖4所示。

圖3 不同水平距離a時高抽巷圍巖塑性區(qū)

圖4 不同水平距離a時高抽巷表面收斂量

由圖4(a)可知，1121(1)工作面掘進(jìn)期間對高抽巷造成的擾動影響甚微，因此高抽巷表面收斂量基本保持不變，即頂?shù)装逡平勘３衷?20mm左右，兩幫移近量保持在39mm左右；由圖4(b)可知，1121(1)工作面回采期間，受回采動壓擾動影響，不同水平距離作用下高抽巷表面收斂量變化較大。隨著水平距離的增大，高抽巷表面收斂量基本在水平距離a=20m時呈現(xiàn)出轉(zhuǎn)折，這之后高抽巷表面收斂量呈現(xiàn)出減緩趨勢，在此以水平距離a=20m時的巷道表面收斂量為基準(zhǔn)，對曲線前后的斜率進(jìn)行對比分析，結(jié)果見表2。

由表2可知，對于回采期間頂?shù)装逡平孔兓€，其在轉(zhuǎn)折點(diǎn)前、后的斜率值滿足|k1|>>|k3|，對于回采期間兩幫移近量變化曲線，其在轉(zhuǎn)折點(diǎn)前、后的斜率值滿足|k2|>>|k4|。這表明當(dāng)水平距離小于20m時，隨著水平距離的增加，巷道表面收斂量顯著減小，此時水平距離對巷道表面收斂量影響較大；而當(dāng)水平距離大于20m時，隨著水平距離的繼續(xù)增加，巷道表面收斂量緩慢減小，此時水平距離對巷道表面收斂量影響較小。因此從高抽巷表面收斂量變化角度分析可知水平間距a的最優(yōu)值也為20m。

表2 高抽巷表面收斂量及斜率

2.3 高抽巷支護(hù)方案的確定

高抽巷所采用的具體支護(hù)方案為“U型棚+錨索”聯(lián)合支護(hù)，其又可以分為錨索一次支護(hù)最大化和二次補(bǔ)強(qiáng)加固支護(hù)兩種方案，具體模擬運(yùn)算過程為：①錨索一次支護(hù)最大化(方案一)：高抽巷開挖→“U型棚+錨索”聯(lián)合支護(hù)→運(yùn)算迭代平衡→1121(1)工作面開采→運(yùn)算迭代平衡；②錨索二次補(bǔ)強(qiáng)加固支護(hù)(方案二)：高抽巷開挖→U型棚支護(hù)→運(yùn)算迭代平衡→1121(1)工作面開采→錨索支護(hù)→運(yùn)算迭代平衡。

根據(jù)式(2)可以計算得到錨索采用端頭錨固時的理論錨固長度[11]：

式中，l0為錨索錨固長度段，m；k為單孔藥卷數(shù)量；l1為單支藥卷長度，m；D為藥卷直徑，mm；d1為鉆孔直徑，mm；d2為錨索直徑，mm。

現(xiàn)場施工時每根錨索采用3支Z2360型樹脂錨固劑，錨索直徑為21.8mm，錨索孔直徑為29mm，代入式(2)計算得到理論錨固長度l0=3.2m。關(guān)于錨索的具體力學(xué)參數(shù)：抗壓強(qiáng)度235MPa，屈服極限550kN，彈性模量2.1GPa，密度7800kg/m3，橫截面積3.73cm2，長度6200mm。由于錨索采用端頭錨固方式，數(shù)值模擬時分為錨固段、自由段以及鎖具固定段，其各段的具體固定參數(shù)見表3。

表3 錨索各段固定力學(xué)參數(shù)

進(jìn)行不同支護(hù)方案模擬時，所選用的模型依舊如圖2所示，此時水平間距a取值20m，錨索工作阻力分布情況模擬結(jié)果如圖5所示。由圖5可知，采用方案一時4根錨索的最大工作阻力分布較為均勻，兩幫及肩角位置處錨索工作阻力均處于40～50t之間，頂板位置處錨索工作阻力最大為79.6t，4根錨索能夠較為均衡的發(fā)揮其支護(hù)作用；而采用方案二時4根錨索的最大工作阻力分布極其不均衡，頂板位置處錨索工作阻力高達(dá)118t，左右兩幫錨索工作阻力分別僅為13.9t和9.8t，肩角位置處錨索工作阻力也只有20.8t，此時4根錨索難以均衡發(fā)揮其支護(hù)效能。

圖5 錨索工作阻力分布

同理，對于不同支護(hù)方案時U型架棚結(jié)構(gòu)彎矩分布情況[12，13]模擬結(jié)果如圖6所示。由圖6可知，采用方案一時U型架棚結(jié)構(gòu)上的彎矩分布比方案二時要均勻，整體上彎矩最大值也要比方案二時要小很多，這表明錨索支護(hù)對高抽巷圍巖起到了良好的主動支護(hù)效果，進(jìn)而使得U型架棚的被動支護(hù)效能也更加均勻化；方案一時底板最大彎矩為1.7×105N·m，較方案二時底板最大彎矩2.37×105N·m要小，可見合理的支護(hù)方式在一定程度上能夠?qū)Φ装宓淖冃纹茐钠鸬奖Ｗo(hù)作用。

圖6 U型架棚結(jié)構(gòu)彎矩分布(N·m)

從錨索受力以及U型架棚彎矩分布的角度綜合分析可知，在采用“U型棚+錨索”聯(lián)合支護(hù)高抽巷的情況下，方案一能夠更加充分的發(fā)揮支護(hù)效能，對于巷道圍巖的控制效果要遠(yuǎn)好于方案二。

3 工業(yè)性試驗(yàn)

3.1 巷道圍巖加固施工方案

現(xiàn)場對高抽巷進(jìn)行“U型棚+錨索”聯(lián)合支護(hù)時，選用錨索一次支護(hù)最大化方案進(jìn)行施工。首先對已經(jīng)成型的巷道進(jìn)行U型架棚支護(hù)，由于U型架棚與巷道圍巖相互作用而致使淺部圍巖較為松散破碎，因此需要在噴漿的基礎(chǔ)上進(jìn)行壁后充填操作。噴漿施工前，首先要預(yù)埋T形充填管，充填管固定于鋼筋芭片下面，管口用塑料袋封口以防止后續(xù)噴漿期間發(fā)生誤噴堵塞孔口。而關(guān)于T形管在一個巷道斷面上埋設(shè)布置1組5管(1#～5#)，沿著巷道走向方向每組T形管的排距為2100mm。關(guān)于T形管的具體布置方案及其自身尺寸參數(shù)如圖7所示。

圖7 T形管壁后充填預(yù)埋方案及參數(shù)(mm)

當(dāng)對巷道表面施工完初噴后(噴漿層厚度為70～100mm)，通過暴露在噴漿層外面的T形管充填孔口可對噴漿層壁后進(jìn)行注漿充填，此時可選用水灰比在0.8～1.0之間的硫鋁酸鹽快硬水泥進(jìn)行注漿，注漿壓力不大于0.5MPa。巷道表面噴漿層以及壁后充填層能夠耦合形成封閉性較好的止?jié){層，這為后續(xù)淺部圍巖注漿提供了先決條件。

后續(xù)巷道淺部圍巖注漿時，每排斷面上布置7個注漿孔，排距為1.5m。注漿孔孔徑為28mm，長度為2500mm；注漿管外徑為20mm，長度為1800mm，且在管底端1000mm范圍內(nèi)間隔200mm呈十字交錯開4組小孔，小孔直徑為6mm。注漿材料同樣選用水灰比在0.8～1.0之間的硫鋁酸鹽快硬水泥，且注漿壓力不大于1.5MPa。

進(jìn)行完前序一系列施工后，采用錨索梁對巷道圍巖進(jìn)一步加固處理。錨索布置于兩幫、頂板和回采側(cè)肩角位置處，均垂直于巷道表面，并呈現(xiàn)出“2-2-2-2”的非對稱性布置方式。其中，錨索規(guī)格為?21.8mm×8300mm的鋼絞線，錨索鉆孔直徑為28mm，孔深6000mm；梁體采用11#工字鋼，梁體長度為2500mm，梁體上開有2個?32mm的孔，兩孔之間的中心距離為2100mm；錨索托盤尺寸為長×寬×厚=140mm×100mm×15mm，錨索采用3支Z2360型樹脂錨固劑，且錨索預(yù)緊力不低于100 kN。“U型棚+錨索”聯(lián)合支護(hù)的最終布置方案如圖8所示。

圖8 “U型棚+錨索”聯(lián)合支護(hù)方案(mm)

3.2 礦壓觀測

巷道圍巖加固后，每間隔50m布置一組觀測點(diǎn)，共布置5組測點(diǎn)，并采用十字觀測法[14，15]對頂?shù)装搴蛢蓭偷囊平窟M(jìn)行礦壓觀測，觀測結(jié)果取均值如圖9所示。從圖9(a)可知，頂板最大下沉量為12mm，底鼓量為46mm，底鼓變形要更加嚴(yán)重些，頂?shù)装逭w移近量約為58mm；從圖9(b)可知，回采側(cè)幫部移近量為13mm，非回采側(cè)幫部移近量為7mm，回采側(cè)幫部變形要更加嚴(yán)重些，兩幫整體移近量約為20mm。

圖9 高抽巷圍巖表面礦壓觀測結(jié)果(mm)

可見，高抽巷在采取“U型棚+錨索”聯(lián)合支護(hù)后，且錨索采用一次支護(hù)最大化方案時，巷道圍巖整體加固效果良好，能夠承受1112(1)工作面持續(xù)性的動壓擾動影響，進(jìn)而可以完全滿足生產(chǎn)的需要。

3.3 錨索工作阻力監(jiān)測

在礦壓觀測的測點(diǎn)位置選取支護(hù)性能較好的4根錨索進(jìn)行工作阻力監(jiān)測，分別為1#(回采側(cè)幫部)、2#(肩角位置處)、3#(頂板位置處)和4#(非回采側(cè)幫部)。通過安裝YHY60型錨索測力計進(jìn)行工作阻力監(jiān)測，由監(jiān)測結(jié)果可知，當(dāng)錨索支護(hù)工作阻力穩(wěn)定后，1#、2#、3#和4#錨索的平均工作阻力分別為47.2t、42.9t、77.2t和44.0t，這一監(jiān)測結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果吻合性較高，說明錨索一次支護(hù)最大化方案在現(xiàn)場應(yīng)用后，4根錨索能較為均衡的發(fā)揮其支護(hù)效能。

4 結(jié) 論

1)以朱集礦1112(1)工作面沿空留巷工程地質(zhì)條件為背景，從施工和經(jīng)濟(jì)角度分析確定了預(yù)留高抽巷形成Y型通風(fēng)系統(tǒng)時，高抽巷應(yīng)布置于11-2#煤層上方的砂質(zhì)泥巖中。

2)通過UDEC數(shù)值軟件模擬研究了高抽巷與軌道平巷之間不同水平距離a時塑性區(qū)和圍巖變形量演化規(guī)律，確定得出了最優(yōu)水平距離a為20m。

3)模擬研究采用“U型棚+錨索”聯(lián)合支護(hù)時，U型架棚與錨索的耦合性好壞。針對錨索一次支護(hù)最大化和二次補(bǔ)強(qiáng)加固支護(hù)兩種方案下錨索工作阻力以及U型架棚結(jié)構(gòu)彎矩分布情況，確定了錨索一次支護(hù)最大化(方案一)能夠很好的發(fā)揮“U型棚+錨索”聯(lián)合支護(hù)的效能。

4)現(xiàn)場礦壓觀測和錨索工作阻力監(jiān)測結(jié)果表明數(shù)值模擬確定的支護(hù)方案對高抽巷圍巖加固效果良好，較為均衡的發(fā)揮了錨索的支護(hù)效能，滿足了其作為Y型通風(fēng)回風(fēng)巷的生產(chǎn)需求，取得了良好的經(jīng)濟(jì)效益，達(dá)到了技術(shù)經(jīng)濟(jì)一體化的要求。