任 碩，李中偉，周文凱

(1.中煤科工開采研究院有限公司，北京 100013； 2.天地科技股份有限公司 開采設計事業(yè)部，北京 100013； 3.陜西澄合合陽煤炭開發(fā)有限公司，陜西 渭南 715300)

松散煤層破碎頂板巷道的支護問題一直是煤礦巷道支護領域研究的難點[1-5]，王磊[6]以鎮(zhèn)城底礦 22212 運輸巷為例，研究了注漿錨索對破碎頂板巷道的加固作用，揭示了注漿加固機理，提出了注漿錨索與原支護方式聯合支護方案。經來旺等[7]針對松散煤層、破碎頂板回采巷道易冒落、難支護等特點，提出了一種主動支護與被動支護相結合的聯合支護方式，即“短錨+輕架”組合支護結構，取得顯著支護效果。張春雷[8]分析了麥垛山煤礦弱膠結軟巖地質力學參數，提出了高抗力支護和防底鼓技術。文獻[9]用數值模擬手段對3層復合板錨桿預應力場分布規(guī)律進行研究，揭示了圍巖在軟硬不同巖性巖石中的應力傳遞效果，設計了“動態(tài)錨固—應力擴散”的支護方案，形成較好的工程示范效果。李敬佩等[10]論證了極松散煤層巷道中錨桿和雙抗布良好的作用效果，強調了“金屬支架+錨桿+雙抗布”復合支護結構的綜合效應。劉海東等[11]采用“錨護噴注”一體化支護技術，即超前注漿、巷道噴漿、加長錨索和滯后注漿相結合的圍巖加固技術，有效加固了頂板破碎巖體。范明建[12]對平朔礦區(qū)淺埋深特厚煤層巷道地應力狀態(tài)、煤巖體強度以及圍巖結構特征進行了分析，指出提高圍巖承載結構的強度和剛度，是保證淺埋深特厚煤層巷道支護效果的關鍵。紀文濤[13]研究認為，巖性軟弱、自穩(wěn)能力極差，在強大的上覆巖層壓力作用及采動壓力作用下，巷道圍巖條件將更加惡化，沿軟弱面向巷道內擠壓，設計了半圓拱斜腿可縮性支架+錨索結構補償的支護方式，較好的控制了巷道圍巖變形。張文等[14]通過理論分析軟弱破碎巷道破壞機理及圍巖支護，提出了“錨噴+化學注漿”聯合支護形式。王連國等[15]通過分析深部極高應力極軟巖層巷道破壞特點，提出了錨注支護體系。

本文以安陽煤礦1512工作面膠帶巷為工程背景，測試了巷道圍巖地質力學參數，測量了頂底板巖石的膨脹性礦物含量，揭示了松散煤層破碎頂板巷道變形機理，提出了高預緊力錨桿錨索+噴漿支護的協(xié)同控制技術方案，井下試驗效果表明巷道變形量較小，基本解決了安陽煤礦松散煤層破碎頂板巷道支護難題[16-17]。

1 地質力學參數測試

1512工作面膠帶巷設計長度857 m，沿5號煤層底板掘進，煤層厚度3.99～5.00 m，煤層傾角為1°～9°，埋深300～400 m。煤層直接頂為細砂巖、粉砂巖，平均厚6 m，裂隙發(fā)育；基本頂為細砂巖，平均厚度6.5 m，泥質膠結。直接底為石英砂巖，平均厚3.45 m。1512膠帶巷布置如圖1所示。

1512膠帶巷圍巖結構窺視結果如圖2所示。

由圖2可知，頂板0～7.9 m為砂質泥巖，泥質膠結，0～0.6 m破碎嚴重，0.6～3.3 m裂隙發(fā)育，完整性差，3.3～7.6 m巖層完整，7.6～7.9 m有微裂隙；7.9～12.5 m為粉砂巖，該段巖層基本完整，其中8.9 m處有條微裂隙，9.9～11.6 m巖層完整，11.6～12.5 m有明顯橫向裂隙，完整性差；12.5～13.0 m為泥巖夾層，破碎；13.0～14.0 m為粉砂巖，巖層完整。幫部0～0.7 m有少量裂隙，0.7～1.7 m煤層完整，1.7～2.0 m破碎嚴重，2.0～4.2 m有少量裂隙，4.2～7.6 m煤層較為完整。

采用圍巖強度原位測試裝置，對煤巖體強度進行了測試，測試結果如圖3所示。頂板以上0～7.9 m為砂質泥巖，強度平均值為34.00 MPa；7.9～10.5 m為粉砂巖，平均強度49.01 MPa。幫部煤體強度平均為10.79 MPa。

圖3 煤巖體強度測試結果Fig.3 Strength test results of coal and rock mass

采用SYY-56型小孔徑水壓致裂地應力測量裝置，在1512膠帶巷附近開展了3個測點的地應力測試，測試結果見表1。根據相關判斷標準，安陽煤礦1512膠帶巷位于低應力值區(qū)域。3組測點均呈現最大水平主應力為最大值，最小水平主應力為最小值的特征。根據相關研究結果，安陽煤礦1512膠帶巷受水平主應力影響更大，巷道支護過程中應更注重加強頂底板支護強度。3組測點最大水平主應力方向分別N30.1°W、N43.6°W和N32.4°W，最大水平主應力優(yōu)勢方向為NNW方向，方向一致性好。

表1 安陽煤礦水壓致裂地應力測量結果Tab.1 Measurement results of ground stress caused by hydraulic fracturing in Anyang Coal Mine

現場取樣對頂底板巖石礦物成分進行了分析，分析結果見表2。頂板高嶺石平均含量達43.67%。底板高嶺石平均含量達41.3%。頂板伊利石平均含量達23.3%。底板伊利石平均含量29.3%。頂板伊蒙混層平均值為24%。底板伊蒙混層平均值為21.67%。關于膨脹性軟巖的判別，現有研究成果表明，當蒙脫石的含量達到7%以上或者伊利石含量達20%以上時，巖石將具有明顯的膨脹特性。英國的研究認為蒙脫石含量大于10%～15%的巖石為膨脹性軟巖。由此可以判定1512膠帶巷頂底板巖層具有一定的膨脹性。

表2 頂底板巖石礦物成分定量分析結果Tab.2 Quantitative analysis results of mineral composition of roof and floor rocks %

由以上結果可知，地應力屬地應力區(qū)，巷道軸向基本平行于最大水平主應力方向，巷道變形受地應力方向影響較??；巷道頂板破碎錨桿錨固區(qū)域裂隙發(fā)育，幫部煤體強度低，需要提高錨桿錨索主動支護能力，最大程度的減少由于巷道開挖導致的巷道圍巖完整性的降低；煤層頂底板巖層具有遇水軟化和膨脹特性，需要及時噴漿封閉圍巖，減少由于巷道長期受空氣中水的影響導致的膨脹變形。

2 巷道變形機理分析及支護技術要點

2.1 巷道變形機理分析

巷道原支護方案是頂板錨桿為φ20 mm×2 500 mm、500號左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，托板采用300 mm×300 mm×8 mm拱形鐵托，間排距均為700 mm，錨桿預緊扭矩不小于150 N·>m。錨索規(guī)格為φ18.9 mm、1×7股鋼絞線，長度8.3 m，托板采用長800 mm的29U型鋼，間排距均為1 400 mm，每排3/4根，錨索預緊力不小于150 kN。幫部錨桿為φ20 mm×2 500 mm、500號左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，間排距700 mm×800 mm，托板采用300 mm×300 mm×10 mm拱形鐵托，每排4根，錨桿預緊扭矩不小于150 N·>m。頂幫金屬網均為10號鐵絲編織的菱形網，網孔50 mm×50 mm。巷道掘進后，累積變形量兩幫最大達700 mm，頂板下沉量超過200 mm。

根據現有支護情況和地質力學參數測試結果，分析認為巷道變形機理是煤層強度低且松散，頂板砂質泥巖完整性差，導致巷道圍巖自身承載能力較差；頂底板巖石膨脹性礦物含量高遇水易軟化和膨脹，加劇了巷道底鼓的產生；施工過程中錨桿錨索預緊力低且護表構件面積小，錨桿錨索預緊力不能及時、充分、有效擴散，巷道初始支護強度不足，最終導致巷道變形量大。

2.2 巷道支護技術要點

針對巷道變形機理，巷道支護需要做好以下幾點。

(1)提高錨桿錨索的預緊力，實現錨桿錨索主動支護圍巖，保持圍巖的完整性，減少圍巖強度的降低，充分發(fā)揮圍巖自承載能力。

(2)優(yōu)化錨桿托板和錨索托板的結構，提高錨桿預緊扭矩轉化效率，減少錨桿錨索所受的有害復合應力，提高錨桿錨索的主動支護能力。

(3)提高錨桿錨索組合構件的面積，使錨桿錨索預緊力能夠擴散到距錨桿錨索較遠處的圍巖中，更好地組合錨桿錨索和圍巖，提高錨桿錨索和圍巖組合結構的承載能力，減少巷道圍巖變形。

(4)噴漿封閉巷道頂板，避免頂板砂質泥巖與空氣中水分的接觸，防止因砂質泥巖中膨脹性礦物遇水膨脹導致的頂板下沉。

3 現場試驗

3.1 支護設計方案

1512工作面膠帶巷為矩形斷面，巷寬4.70 m，高3.85 m。

(1)頂板支護。錨桿桿體為500號左旋無縱筋螺紋鋼筋，直徑20 mm，長度2.5 m，螺紋長度150 mm。采用1支規(guī)格為MSK2335，另1支規(guī)格為MSZ2360的錨固劑進行錨固，φ28 mm鉆頭施工。配合W型鋼護板護頂，厚度5 mm，寬280 mm，長度450 mm。托板規(guī)格為150 mm×150 mm，厚度不低于10 mm，配調心球墊和減阻尼龍墊圈。采用8號鐵絲編織的鐵絲網護頂，網格為50 mm×50 mm。錨桿間排距均為800 mm，每排布置6根錨桿。錨桿預緊扭矩不低于350 N·>m。采用17股φ18.9 mm錨索，長度6.3 m，配合300 mm×300 mm×14 mm高強度拱形可調心托板及配套鎖具，錨索排距1.6 m，間距1.4 m。錨索初始張拉預緊力不低于200 kN。

(2)幫部支護。幫部錨桿與頂部錨桿材質規(guī)格相同，同樣采用一支規(guī)格為MSK2335，另一支規(guī)格為MSZ2360的錨固劑進行錨固，鉆頭直徑為28 mm。配合W型鋼護板護幫，厚度5 mm，寬280 mm，長度450 mm。托板規(guī)格為150 mm×150 mm，厚度不低于10 mm，配調心球墊和減阻尼龍墊圈。采用8號鐵絲編織的鐵絲網護幫，網格為50 mm×50 mm，規(guī)格為3 950 mm×900 mm，錨桿間排距均為800 mm，每排每幫各5根錨桿。錨桿預緊扭矩不低于350 N·>m。

(3)噴漿封閉。按照兩掘一噴形式進行噴漿封閉。噴層厚度100 mm。噴漿材料強度等級C25。錨桿錨索均垂直于巷道頂板和幫部打設。

錨桿錨索支護方案如圖4所示。

圖4 錨桿錨索支護方案Fig.4 Supporting scheme of bolt and cable

3.2 數值模擬

采用有限差分數值計算程序FLAC3D，選取礦井實際煤巖體物理力學參數，模擬了上述支護方案下巷道頂底板及兩幫變形情況。三維模型的邊界條件取為：上部為自由邊界，四周和底部鉸支。模擬結果如圖5所示。采用設計方案進行支護后，巷道整體圍巖變形得到有效控制，頂板最大下沉量為28 mm，存在輕微底鼓現象，最大底鼓量10 mm，巷道頂板下沉量明顯大于巷道底鼓量，最大變形發(fā)生在巷道頂底板中部位置；兩幫移近量均為30 mm，移近量最大處均在兩幫中部。

圖5 巷道圍巖變形情況Fig.5 Deformation of surrounding rock of roadway

通過數值模擬結果表明，采用設計方案進行支護可以有效控制巷道表面圍巖的變形，起到了應有的支護效果。

3.3 礦壓監(jiān)測

1512膠帶巷掘進期間在巷道300 m位置靠近掘進頭布置了巷道礦壓綜合測站，用于監(jiān)測巷道掘進期間錨桿錨索受力及巷道變形情況。錨桿錨索受力情況如圖6所示。錨桿受力比較穩(wěn)定，在30～80 kN，錨索受力在110 kN左右，巷道變形壓力較小。布置了表面位移測站，測量結果如圖7所示，巷道變形量較小，兩幫移近量在60 mm以內，頂板下沉量在70 mm以內，巷道支護效果較好。

圖6 錨桿錨索受力曲線Fig.6 Stress curve of bolt and cable

圖7 巷道圍巖變形監(jiān)測結果Fig.7 Monitoring results of roadway surrounding rock deformation

礦壓監(jiān)測結果表明，采用高預緊力錨桿錨索+噴漿支護的協(xié)同控制技術方案，加強了護表構件的強度和剛度，提高了巷道初期支護強度，頂板和幫部煤巖體完整性得到保持，噴漿封閉頂板后避免了巷道頂板砂質泥巖中膨脹性礦物與水的接觸，巷道頂板砂質泥巖不發(fā)生膨脹變形，該技術方案較適用于松散煤層破碎頂板巷道的支護。

4 結論

(1)通過對1512工作面膠帶巷進行詳細的圍巖地質力學參數等的測試分析，結合支護狀況評價得出巷道變形機理是煤層強度低且松散，頂板砂質泥巖完整性差，頂底板巖石膨脹性礦物含量高遇水易軟化和膨脹，錨桿錨索預緊力低且護表構件面積小，錨桿錨索預緊力不能實現有效擴散，巷道初始支護強度低。

(2)針對原有支護存在的問題，提出以提高錨桿錨索預緊力并增加支護構件護表面積為技術核心，進行了巷道支護方案的初始設計，通過數值模擬進行了方案的驗證，數值模擬結果顯示新支護方案可以極大改善巷道圍巖的變形情況，頂板下沉量減少80%以上，兩幫移近量減少90%。

(3)采用高預緊力錨桿錨索+噴漿支護的協(xié)同控制技術方案，加強了護表構件的強度和剛度，提高了巷道初期支護強度，頂板和幫部煤巖體完整性得到保持，噴漿封閉頂板后避免了巷道頂板砂質泥巖中膨脹性礦物與水的接觸，巷道頂板砂質泥巖不發(fā)生膨脹變形，有利于巷道圍巖變形控制。

(4)現場試驗表明，優(yōu)化后的支護方式很好的控制圍巖變形，掘進期間兩幫移近量60 mm，頂板下沉量不超過75 mm，解決了安陽煤礦巷道前掘后修的難題。