謝黨虎

(陜西涌鑫礦業(yè)有限責任公司，陜西 榆林 719407)

回采巷道受到掘進與采動期間的雙重影響，其巷道變形往往較大，如巷道支護不當，將對安全生產帶來無法估量的損失[1-3]。井工開采的煤礦大多數掘進的巷道均為回采巷道[4]，由于回采巷道位于煤層之中，圍巖力學強度較低，巷道變形破壞更為嚴重[5-7]。巷道若未能在掘進期間進行合理支護，則不利于后期的維護工作，增大巷道維護工程量，嚴重影響礦井的正常生產[8，9]。孫志勇[10]對大采高工作面回采巷道進行了研究，認為錨桿錨固區(qū)內外均發(fā)生離層，提出在地質異常區(qū)加強支護的防治措施以控制冒頂事故；黃慶享[11]根據巷道圍巖垮落過程中出現的自穩(wěn)平衡現象，提出了巷道圍巖極限自穩(wěn)平衡拱的概念，認為巷道支護體主要支護自穩(wěn)平衡拱內的巖體即可；李學彬[12]針對軟巖巷道支護難問題，提出錨桿與鋼管混凝土聯(lián)合支護技術，取得了良好的支護效果?；夭上锏赖闹ёo研究一直是學者們研究的熱門話題，這類巷道的支護質量對于工作面的安全回采具有重要意義[13-15]。安山煤礦132203工作面回風巷在掘進過程中出現頂板局部破碎、吊包等現象，存在安全隱患，因此，本文對132203工作面回風巷支護參數進行設計，為其他工作面的安全開采提供借鑒。

1 工程概況

安山煤礦三盤區(qū)132203回風巷范圍內2-2煤層平均厚度4.5m，埋深50.3～160.02m，平均100m。巷道沿2-2煤層底板掘進，頂板留有約1～2m厚煤層，直接頂為中粒砂巖，厚度4.3m。老頂為泥巖，厚度約23.2m。直接底為砂質泥巖，厚度6.84m?；仫L巷尺寸為5m(寬)×2.6m(高)。采用錨網索支護頂板，錨桿選用?18mm×2000mm左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，錨桿間排距1100mm×1000mm，5根/m，矩形布置；巷道頂部網片使用?4mm鋼筋網片加工，網片規(guī)格：4800mm×1100mm，網目規(guī)格100mm×100mm；鋼托梁為?14mm鋼筋焊接而成，鋼托梁長度4700mm，寬度80mm，錨桿處焊接間距80mm的雙道?14mm鋼筋橫梁；頂部采用錨索加強支護，使用?15.24mm×6000mm，錨索間排距2000mm×3000mm，呈三花布置。

原支護方案下，頂板破碎并伴隨有離層現象，存在安全隱患。采用鉆孔窺視儀對已掘出的132203回風巷布置三個觀測點進行探測，分別為1號測點、2號測點、3號測點，鉆孔深度為5m。各鉆孔窺視結果見表1。由表1可知，132203回風巷頂板巖層松動范圍為0～1.7m，三個觀測點5m深度內頂板離層位置分別為1.7m、1.3m和1.5m，頂板松動圈范圍較大，淺部裂隙較為發(fā)育，且裂隙集中分布于頂煤之中，頂煤之上的硬巖層未出現裂隙，因此，認為132203回風巷頂板破碎的原因為：頂煤力學指標低，在礦壓的作用下極易發(fā)生破壞，進而產生離層和裂隙。為保證巷道的安全使用和減少巷道維護工程量，需對支護參數重新研究。

表1 頂板鉆孔窺視結果

2 圍巖破壞理論分析

2.1 圍巖松動范圍計算

圓形巷道頂板上方塑性區(qū)范圍為[16]：

式中，r0為圓形巷道半徑，m；σ為地應力，Pa；c為巖石內聚力，Pa；φ為巖石內摩擦角，(°)；p為支護力，N。

對于矩形巷道，按照等效圓法進行計算，等效圓半徑為：

式中，r為等效圓半徑m；2a為巷道寬度，m；2b為巷道高度，m。

將式(2)代入式(1)，則得到矩形巷道頂板上方塑性區(qū)半徑為：

采用Comsol軟件對該地質條件下的煤層矩形巷道和與之對應的等效圓形巷道開挖塑性區(qū)分布進行模擬。煤層及巖體主要力學參數見表2。矩形巷道寬5m、高2.6m，等效圓半徑2.82m。巷道圍巖受力狀況沿巷道軸向方向變化不變化，且軸向位移基本為零。因此采用平面應變模型。設計模型尺為20 m(x軸)×14 m(y軸)，模型上邊界施加垂直方向邊界載荷2.42MPa，采用自由剖分三角形網格對模型進行網格劃分。模型上部邊界自由，其它三個邊界為位移約束。模型本構關系遵循莫爾-庫侖準則，矩形巷道和圓形巷道塑性區(qū)分布如圖1所示。

表2 模型巖石物理力學參數

圖1 矩形巷道和圓形巷道塑性區(qū)分布

由圖1可知，矩形巷道開挖后，幫部與頂板塑性區(qū)范圍較大，頂板塑性區(qū)發(fā)育高度約為1.80m，兩幫塑性區(qū)范圍約為0.9m，底板幾乎完好。數值模擬得到的矩形巷道塑性區(qū)分布與現場圍巖松動觀測結果基本吻合；圓形巷道開挖后，其頂部塑性區(qū)發(fā)育明顯，高度約為1.68m，但兩幫和底板塑性區(qū)范圍較矩形巷道明顯減少，約為0.2m。模擬結果表明：相比于矩形巷道，圓形巷道更利于圍巖的穩(wěn)定?，F場實測巷道圍巖松動范圍最大值為1.70m，由于幫部變形量較小，現場并未對巷道兩幫采取支護措施。因此，在只考慮頂板穩(wěn)定性的情況下，安山煤礦三盤區(qū)132203工作面回采巷道塑性區(qū)發(fā)育高度采用等效圓法進行計算是合理的。

2.2 錨桿參數計算

根據支護理論，錨固長度應滿足：

L≥L1+L2+L3

(4)

式中，L為錨桿總長度，mm；L1為錨桿外露長度，取50mm；L2為錨桿有效長度，取頂板非彈性區(qū)深度或冒落拱高度最大值，工作面回采巷中最大值為1700mm；L3為錨桿錨固長度，取600mm。

將參數代入式(4)得L≥2335mm，錨桿可選取2400mm；由此可見，原支護方案取錨桿長度2000mm無法滿足安全需求。在錨桿的布置上，傾斜錨桿能夠深入到巷幫上方的頂板中，一方面傾斜錨桿可以阻止頂板整體切落；另一方面，傾斜錨桿與鋼帶(或梯子梁等)組成一個兜狀結構，防止頂板垮落，因此，靠兩幫的錨桿與頂板成80°布置，距離兩幫各500mm。因此新支護方案在原支護基礎上增大錨桿長度至2400mm，并將幫部錨桿角度調至80°。

3 工程應用

巷道原支護方案布置三個測點，編號1、2、3，新支護方案測點編號4、5、6，對巷道變形量及巷道頂板中部錨桿受力狀況進行觀測，其結果如圖2—圖4所示。

圖2 頂底板移近量

由圖2可知，巷道頂底板在30d內變形速率較大，30～45d變形趨于平緩，45d后頂底板移近量不再發(fā)生明顯變化。說明巷道掘出后，圍巖受力狀態(tài)發(fā)生改變，圍巖在礦山壓力的作用下產生形變，直至達到新的平衡，在巷道掘出后的30d范圍內礦山壓力顯現較為明顯。采取原支護方案的1號、2號、3號測站的頂底板移近量分別為155mm、134mm、173mm，平均154mm；采取新支護方案的4號、5號、6號測站的頂底板移近量分別為115mm、98mm、110mm，平均108mm，兩方案對比可得，采取新方案后，巷道頂底板移近量減少46mm，且巷道頂板破碎現象得到了緩解。表明新的支護方案增加了錨桿長度，有利于保持頂板巖層的穩(wěn)定。

圖3 兩幫移近量

由圖3可知，原支護方案下，巷道開挖30d內兩幫移近量緩慢增加，30～40d內增加劇烈，40d后逐漸趨于平緩直至穩(wěn)定，三個測點兩幫移近量分別為47mm、36mm、52mm，平均45mm；新支護方案下，巷道開挖25d內兩幫移近量緩慢增加，25～35d內增加劇烈，35d后逐漸趨于平緩直至穩(wěn)定，三個測點兩幫移近量分別為39mm、30mm、48mm，平均39mm。兩幫移近量監(jiān)測數據表明，雖然新舊支護方案均未對幫部進行支護，但巷道幫部變形量較小。新支護方案增大了頂板錨桿長度，在一定程度上控制了巷道頂板的變形，但對巷道兩幫控制效果有限。

圖4 錨桿受力曲線

由圖4可知，巷道掘出后，錨桿在40d內受力顯著增大，說明此階段頂板巖層迅速變形，頂板錨桿產生的軸向拉力阻止頂板巖層的變形，45d后受力不在發(fā)生明顯變化，待巷道變形穩(wěn)定后，錨桿受力達到最大值。其中1號測站錨桿受力19.7MPa，較初始預緊力增大4.7MPa；2號測站錨桿受力18.5MPa，增大4.5MPa；3號測站錨桿在41d之內工作正常，當錨桿受力增大至19.5 MPa后，錨桿失效，現場觀察發(fā)現該錨桿安裝處的頂板不平整，托盤與頂板接觸面積僅為托面的1/3，錨桿受力后，頂板表面變得破碎，最終導致支護失效。原支護方案的錨桿受力平均增幅4.6MPa。4號測站錨桿受力19.7MPa，增大4.7MPa；5號測站錨桿受力20.4MPa，增大5.4MPa，6號測站錨桿受力21.0MPa，增大5.0MPa；新支護方案的錨桿受力平均增幅5.4MPa，較原方案增大0.8MPa。

4 結 論

1)理論計算、數值模擬得到的結果與現場實測數據基本吻合，驗證了理論分析的可行性，分析得到了錨桿長度應為2400mm，較原支護方案增大400mm，新的錨桿參數可使錨固端充分位于硬巖層中。支護優(yōu)化后的巷道頂底板移近量減少46mm，兩幫移近量減少6mm，表明僅僅增大頂錨桿長度可有效控制頂板巖層的穩(wěn)定，不能起到控制巷道幫部圍巖的作用，若需控制兩幫變形，建議對幫部采取支護措施。

2)現場頂板錨桿受力監(jiān)測結果表明：原方案的錨桿受力平均增幅4.6MPa，優(yōu)化方案的錨桿受力平均增幅5.4MPa，較原方案增大0.8MPa，原因在于優(yōu)化方案增大了錨桿長度，使其控制的圍巖范圍擴大，承受了更多的圍巖變形引起的荷載。同時也反應出增大錨桿長度可更好的控制圍巖變形。