劉虎生，欒恒杰，喬金林，李國(guó)鋒，張孫豪

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1.國(guó)家能源集團(tuán)神東煤炭集團(tuán) 上灣煤礦，內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 017209；2.山東科技大學(xué) 能源與礦業(yè)工程學(xué)院，山東 青島 266590；3.兗州煤業(yè)有限公司 興隆莊煤礦，山東 兗州 272102)

我國(guó)煤炭資源開(kāi)發(fā)的主要途徑為地下開(kāi)采，暢通、穩(wěn)定的巷道是煤炭安全、高效開(kāi)采的保障之一[1]。隨著開(kāi)采強(qiáng)度及深度的不斷增加，巷道圍巖破裂變形、支護(hù)結(jié)構(gòu)損毀等現(xiàn)象發(fā)生的頻度、規(guī)模以及危害程度等均不同程度地加劇[2-4]。地下成煤時(shí)期及環(huán)境等差異往往造成煤層內(nèi)存在夾矸，夾矸-煤層間會(huì)形成軟弱結(jié)構(gòu)面[5-8]。軟弱結(jié)構(gòu)面的存在會(huì)導(dǎo)致夾矸擠出或煤柱外錯(cuò)以及錨桿脫錨、剪斷等現(xiàn)象，致使巷道結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性顯著降低[9-10]，進(jìn)而在深部巷道圍巖應(yīng)力顯著增大的情況下，夾矸層對(duì)巷道圍巖穩(wěn)定性的影響將更加凸顯[11]。

目前，一些學(xué)者針對(duì)含夾矸巷道失穩(wěn)機(jī)理及其控制技術(shù)等開(kāi)展了相關(guān)研究。伍國(guó)軍[8]等建立了巖體軟弱夾層指數(shù)形式的非線性離層損傷破壞模型并嵌入ABAQUS中，對(duì)深部含夾矸巷道支護(hù)方案進(jìn)行了優(yōu)化；楊建平[7]等提出了軟弱夾層的破壞準(zhǔn)則及其損傷演化模型，并基于該模型研究了不同支護(hù)方案下巷道上方軟弱夾層的變形、破壞特征以及支護(hù)的受力、失效情況；裴孟松[12]、王自龍[13]、張迎貴[14]，以及張康寧[15]等采用FLAC3D數(shù)值模擬方法研究了不同夾矸硬度、夾矸位置以及夾矸厚度等條件下的沿空巷道圍巖應(yīng)力和位移分布特征；司建 鋒[16]等采用數(shù)值模擬方法研究了含夾矸煤巷片幫的主要原因，并基于此提出了“關(guān)鍵區(qū)”強(qiáng)韌護(hù)表支護(hù)技術(shù)；邵水才[17]和黃慶享[18]等分別通過(guò)鉆孔窺視、圍巖變形觀測(cè)，以及數(shù)值模擬方法研究了巷幫外錯(cuò)變形機(jī)理，研究結(jié)果表明煤柱頂板向相鄰采空區(qū)水平移動(dòng)帶動(dòng)了巷幫沿夾矸層滑移；郭富利[19]等通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)研究了軟弱夾層厚度對(duì)圍巖強(qiáng)度的影響規(guī)律，分析了圍壓和夾層厚度對(duì)系統(tǒng)強(qiáng)度的作用機(jī)理及特點(diǎn)；王猛[20]等在分析半煤巖巷變形特征的基礎(chǔ)上，揭示了煤巖結(jié)構(gòu)面層間剪切破壞機(jī)制，開(kāi)發(fā)了以強(qiáng)力支護(hù)、巷幫傾斜穿層錨索為核心的圍巖控制技術(shù)。上述研究一定程度上揭示了含夾矸煤巷幫部失穩(wěn)機(jī)理并提出了強(qiáng)化支護(hù)技術(shù)，但針對(duì)含夾矸厚煤層巷道的相關(guān)研究鮮有報(bào)道。

基于以上研究成果，筆者以興隆莊煤礦10304工作面含夾矸厚煤層巷道為工程背景，采用理論分析、數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)等研究方法，在揭示含夾矸煤巷幫部失穩(wěn)機(jī)理的基礎(chǔ)上，研究不同強(qiáng)化支護(hù)手段對(duì)巷幫煤-矸界面剪切滑移的控制效果，提出巷道強(qiáng)化支護(hù)方案并對(duì)其應(yīng)用效果進(jìn)行分析。此研究成果可為類似條件的巷道支護(hù)設(shè)計(jì)提供參考。

1 工程背景

1.1 工程地質(zhì)條件

興隆莊煤礦10304工作面位于礦井十采區(qū)深部，東部與10303綜放工作面(已開(kāi)采)相鄰，西部與 10305綜放工作面(已開(kāi)采)相鄰，兩側(cè)的工作面已開(kāi)采結(jié)束近6 a，采空區(qū)壓實(shí)程度較高。

10304工作面標(biāo)高-315.0～-548.4 m，地面平均標(biāo)高+47.0 m。工作面長(zhǎng)181～234 m，推進(jìn)長(zhǎng)度2 365 m。煤層厚度平均8.70 m，堅(jiān)固性系數(shù)f=2.3，煤層傾角2°～19°，煤層結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，在距底板3.0～3.2 m發(fā)育一層厚0～1.4 m的炭質(zhì)泥巖夾矸，堅(jiān)固性系數(shù)f=3.0～4.0。基本頂為細(xì)砂巖，平均厚度11.50 m；直接頂為粉砂巖，平均厚度2.14 m；偽底為泥巖，平均厚度0.29 m；直接底為粉砂巖，平均厚度5.06 m；基本底為中細(xì)砂巖，平均厚度10.88 m，10304工作面地質(zhì)柱狀圖如圖1所示。

圖1 10304工作面地質(zhì)柱狀圖 Fig.1 Geological histogram of 10304 working face

1.2 原巷道支護(hù)方案

10304工作面軌道巷留3.5 m寬的小煤柱沿空掘進(jìn)，采用梯形斷面，巷道上凈寬4.8 m，下凈寬5.4 m，高度3.6～3.8 m，沿煤層底板掘進(jìn)，在下部厚夾矸層的影響下，巷道幫部變形控制難度極大。10304工作面軌道巷原巷道支護(hù)方式斷面如圖2所示。

圖2 原巷道支護(hù)方式斷面 Fig.2 Cross section of original roadway support mode

由圖2可知，巷道頂板布置7根MSGLW-500 (φ22 mm×2 400 mm)的無(wú)縱筋螺紋鋼樹(shù)脂錨桿，間排距750 mm×900 mm；巷道幫部采用5根MSGLD-500 (φ20 mm×2 200 mm)的等強(qiáng)螺紋鋼樹(shù)脂錨桿，間排距為800 mm×900 mm；頂板中錨索的布置為每2排為1個(gè)循環(huán)，每循環(huán)第1排3,4鋼帶孔布置規(guī)格為φ22 mm×7 500 mm的錨索；每循環(huán)第2排1,7鋼帶孔布置規(guī)格為φ22 mm×5 000 mm的錨索；頂部鋼帶采用孔距為750 mm的7孔梯形鋼帶，鋼帶垂直巷道掘進(jìn)方向布置；金屬網(wǎng)采用φ8 mm鐵絲編制而成。

2 巷道變形破壞特征及機(jī)理分析

2.1 巷道圍巖變形破壞特征現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)

原始支護(hù)條件下的巷道變形破壞特征如圖3所示。由圖3(a)可知，巷道幫部變形量較大，巷幫夾矸層以下的煤層整體向外滑移錯(cuò)動(dòng)，形成大面積網(wǎng)兜現(xiàn)象，大量錨桿在靠近托盤(pán)的端部位置產(chǎn)生拉剪破斷。由圖3(b)可知，巷修時(shí)揭露的煤幫中錨桿/索因臌幫同煤體一起臌出，產(chǎn)生嚴(yán)重的上翹變形，巷幫中的裂隙極為發(fā)育，導(dǎo)致錨桿錨固失效。由圖3(c)可知，巷道底臌也較為嚴(yán)重，需進(jìn)行臥底才能保障工作面巷道的暢通。

圖3 巷道變形破壞特征 Fig.3 Deformation and failure characteristics of roadway

10304工作面軌道巷中每間隔50 m設(shè)置1個(gè)圍巖變形監(jiān)測(cè)站，采用“十字布點(diǎn)法”對(duì)巷道圍巖變形量進(jìn)行監(jiān)測(cè)，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)分別布置于巷道頂?shù)装搴蛢蓭椭胁课恢?。圖4為某一代表性監(jiān)測(cè)站(距離開(kāi)切眼200 m)測(cè)得的巷道圍巖變形曲線?？芍?，開(kāi)采期間超前工作面150 m時(shí)超前支承壓力影響范圍內(nèi)巷道圍巖變形量開(kāi)始增加，超前72 m時(shí)巷道圍巖變形量顯著增加，在靠近工作面端頭位置，巷道頂?shù)装逡平窟_(dá)583 mm，兩幫移近量達(dá)780 mm。巷道變形破壞導(dǎo)致巷道超前支架前移和工作面支架撤出外運(yùn)所需空間不足，對(duì)安全高效生產(chǎn)造成了嚴(yán)重的不利影響。

采用如圖5所示的CXK12(A)型礦用鉆孔成像儀，對(duì)10304工作面軌道巷距開(kāi)切眼200 m處的圍巖內(nèi)部損傷情況及裂隙發(fā)展發(fā)育規(guī)律進(jìn)行鉆孔探測(cè)。

鉆孔布置于巷道幫部距底板1.2 m處，鉆孔深度為4.0 m，探測(cè)結(jié)果如圖6所示。由圖6可知，在距離巷道表面3.0 m內(nèi)巷道煤幫的鉆孔孔壁粗糙、裂隙發(fā)育，到達(dá)4.0 m后孔壁粗糙程度降低、裂隙也較少， 這表明巷道兩幫圍巖的破壞范圍已超過(guò)錨桿長(zhǎng)度，從而導(dǎo)致錨固端失效，單純采用錨桿支護(hù)已無(wú)法控制巷幫變形。因此，需采取注漿加固措施為錨桿提供穩(wěn)定的錨固點(diǎn)或采用錨索支護(hù)將淺部圍巖整體拉住。

圖4 巷道圍巖變形量監(jiān)測(cè)曲線 Fig.4 Observation curves of surrounding rock deformation

圖5 CXK12(A)型礦用鉆孔成像儀 Fig.5 CXK12(A) Mining Borehole Imager

圖6 巷道幫部圍巖裂隙發(fā)育規(guī)律 Fig.6 Development of cracks in the surrounding rock of the roadway side wall

2.2 巷道變形破壞特征數(shù)值模擬

為了研究巷道的變形破壞機(jī)理，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)工程地質(zhì)條件和圍巖物理力學(xué)參數(shù)，采用FLAC3D開(kāi)展數(shù)值模擬研究。建立的數(shù)值計(jì)算模型如圖7所示，為提高計(jì)算效率，對(duì)模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，僅取煤層附近7個(gè)巖層進(jìn)行建模，其尺寸(X×Y×Z)為：60 m×10 m× 40 m，其中基本底(中細(xì)砂巖)11.0 m，直接底(粉砂巖) 5.0 m，偽底(泥巖)0.3 m，煤8.7 m(含炭質(zhì)泥巖夾矸1.0 m)，直接頂(粉砂巖)2.0 m，基本頂(細(xì)砂巖) 13.0 m。整個(gè)模型由244 800個(gè)單元，264 264個(gè)節(jié)點(diǎn)組成。模擬巷道斷面尺寸(寬×高)為：5 m×4 m。其支護(hù)方案同實(shí)際施工方案一致，如圖7所示。

模型上部邊界為應(yīng)力邊界，對(duì)其施加10 MPa的垂直應(yīng)力，以模擬400 m埋深，其余邊界均為位移邊界，限制其側(cè)邊和底部的移動(dòng)。此外，預(yù)先建立考慮兩側(cè)工作面和10304工作面開(kāi)采的大模型，提取其中的支承壓力數(shù)據(jù)并導(dǎo)入至小模型以模擬采動(dòng)影響。

煤巖體的本構(gòu)模型采用Mohr-Coulomb模型，考慮到煤-矸界面的剪切滑動(dòng)，在界面建立Interface，其剛度取10倍的周邊單元等效剛度。在煤巖物理力學(xué)特性測(cè)試的基礎(chǔ)上，以現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)得到的巷道圍巖變形和破壞特征等礦壓顯現(xiàn)規(guī)律為參考，確定了數(shù)值模擬中采用的煤巖層物理力學(xué)參數(shù)，見(jiàn)表1。

圖7 數(shù)值計(jì)算模型 Fig.7 Numerical calculation model

表1 模擬中采用的物理力學(xué)參數(shù) Table 1 Physical-mechanical parameters used in the simulation

在FLAC3D中Pile和Cable結(jié)構(gòu)單元均可模擬錨桿[21]。Pile結(jié)構(gòu)單元在切向和法向方向上均有耦合彈簧-滑塊體系，相較于Cable結(jié)構(gòu)單元，更適合模擬具有抗剪作用的穿層錨桿/索。但Pile結(jié)構(gòu)單元在模擬錨桿抗剪作用時(shí)，被視為完全彈性體，其剪切力可無(wú)限增大，這明顯與錨桿的實(shí)際拉剪破斷特征不符。根據(jù)SINGH[22]等的研究成果，隨著剪切應(yīng)變的增大，錨桿的剪切應(yīng)力大致分為3個(gè)階段，如圖8所示。O-A為彈性階段，該階段內(nèi)錨桿剪切應(yīng)力隨著剪切應(yīng)變?cè)龃蟪示€性增大；A-B為屈服階段，該階段內(nèi)錨桿已發(fā)生屈服，其彈性模量減小，因此隨著剪切應(yīng)變的增大，錨桿剪切應(yīng)力增長(zhǎng)速率明顯降低；B-C為破斷階段，該階段只有一瞬間，當(dāng)錨桿達(dá)到破斷剪切應(yīng)力時(shí)，錨桿瞬間發(fā)生破斷，之后錨桿不再發(fā)揮抗剪作用，其剪切應(yīng)力降為0。

圖8 Pile單元抗剪理論模型 Fig.8 Shear resistance theoretical model of Pile unit

為使模擬結(jié)果與實(shí)際相符，筆者對(duì)Pile結(jié)構(gòu)單元的本構(gòu)模型進(jìn)行改進(jìn)，具體如下：

首先，確定錨桿進(jìn)入屈服階段和破斷階段的判斷條件，包括錨桿的剪切屈服應(yīng)力yτ、剪切屈服應(yīng)變yε、剪切破斷應(yīng)力fτ以及剪切破斷應(yīng)變fε。根據(jù)文獻(xiàn)[23]確定錨桿的屈服及破斷參數(shù)值，見(jiàn)表2。然后，根據(jù)SINGH[22]等的研究，確定錨桿屈服后的殘余彈性模量，當(dāng)錨桿屈服后，其殘余模量計(jì)算方法如式(1)所示。

將前文數(shù)據(jù)代入式(1)，得到殘余模量Ep為200 MPa，為原彈性模量E(200 GPa)的1/1 000。

表2 錨桿屈服及破斷參數(shù) Table 2 Yielding and breaking parameter values of bolt

采用Pile結(jié)構(gòu)單元模擬錨桿/索時(shí)，為模擬端部錨固錨桿/索的真實(shí)受力狀態(tài)，通過(guò)更換錨桿/索端頭部分Link的方式，使其與巷道表面剛性連接以模擬螺母的作用，然后對(duì)錨固段和自由段分別賦予不同的錨固劑參數(shù)以模擬端頭錨固方式，模擬中采用的錨桿參數(shù)見(jiàn)表3[24]。錨桿/索預(yù)緊力的準(zhǔn)確施加也是FLAC3D模擬中的關(guān)鍵，筆者借鑒王曉卿[25]的方法對(duì)Pile結(jié)構(gòu)單元施加預(yù)緊力，其主要是將Pile結(jié)構(gòu)單元分為上分段、中分段和下分段，在安裝固定好上下分段后，固定網(wǎng)格，對(duì)上下分段施加相向的節(jié)點(diǎn)力，之后去除節(jié)點(diǎn)力，安裝中分段，讓節(jié)點(diǎn)力在中分段傳遞，最后釋放網(wǎng)格，讓錨桿軸力在圍巖內(nèi)擴(kuò)散，形成預(yù)應(yīng)力場(chǎng)。模擬得到的巷道圍巖煤-矸界面變形特征以及錨桿受力情況，如圖9所示。

表3 模擬采用的錨桿參數(shù)[24] Table 3 Parameter values of pile unit used for simulation[24]

圖9 巷道圍巖煤-矸界面變形特征 Fig.9 Deformation characteristics of coal-gangue interface in roadway surrounding rock

圖9(a)為原支護(hù)條件下的巷道位移矢量圖，可知，巷道頂板和兩幫均發(fā)生大變形。其中，兩幫變形主要發(fā)生在煤-矸界面下方的煤幫處，煤體基本呈水平方向向巷道內(nèi)擠壓臌出，最大變形量達(dá)360.45 mm。而位于煤-矸界面上方的夾矸層水平變形較小，其最大水平變形量?jī)H為41.67 mm。由圖9(a)還可知，由于煤幫和頂板變形量大，這部分的錨桿軸力較大，基本達(dá)到錨桿的抗拉峰值285 kN，而在夾矸層中，錨桿所受軸力較小，不足100 kN。

為進(jìn)一步分析煤-矸界面的剪切變形機(jī)制，筆者監(jiān)測(cè)了煤-矸界面附近節(jié)點(diǎn)的水平變形量，如圖9(b)所示，可知，煤-矸界面鄰近的煤體和夾矸間的剪切變形量隨著其與巷道距離的增大而減小，最大值為360.45 mm。由圖9(b)還可知，距巷幫距離超過(guò)7 m后，煤體和夾矸層的水平位移基本一致，即表明兩幫的松動(dòng)范圍較大，遠(yuǎn)超出錨桿的錨固長(zhǎng)度，因此支護(hù)效果不佳。這與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)得到的巷道變形特征基本一致。

由上述分析可知，當(dāng)巷道巷幫夾矸時(shí)，在夾矸層與煤體間存在軟弱結(jié)構(gòu)面，其抗剪強(qiáng)度較低，因此常會(huì)導(dǎo)致巷幫圍巖沿結(jié)構(gòu)面滑動(dòng)。這是由于，在巷道開(kāi)挖后應(yīng)力會(huì)先沿著強(qiáng)度小、膠結(jié)差的結(jié)構(gòu)面位置卸載，同時(shí)由于煤體強(qiáng)度低于夾矸層，煤體將沿著煤-矸界面整體沿巷道內(nèi)擠出。結(jié)構(gòu)面的存在加劇了煤幫的變形，當(dāng)煤體的變形量過(guò)大時(shí)，將導(dǎo)致錨桿錨固力衰減嚴(yán)重甚至剪切破斷，這又將進(jìn)一步弱化煤幫穩(wěn)定性，煤-矸界面剪切變形量進(jìn)一步增大，形成一個(gè)煤體結(jié)構(gòu)劣化的惡性循環(huán)，進(jìn)而導(dǎo)致巷道穩(wěn)定性整體降低。

2.3 巷道變形破壞機(jī)理分析

綜合前述巷道圍巖變形破壞特征現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)和數(shù)值模擬研究結(jié)果可知，巷道變形破壞機(jī)理[26-30]主要體現(xiàn)在以下五方面。

(1) 巷道斷面大：巷道跨度增大會(huì)增加頂板巖層的離層風(fēng)險(xiǎn)，同時(shí)，頂板巖層質(zhì)量會(huì)向兩幫轉(zhuǎn)移，進(jìn)而導(dǎo)致巷幫塑性區(qū)范圍增大。煤幫的失穩(wěn)會(huì)增加頂板的廣義跨度，加劇頂板破壞區(qū)的擴(kuò)展。因此，巷道斷面較大時(shí)，巷道維護(hù)難度較大。

(2) 圍巖應(yīng)力高：工作面兩側(cè)均為采空區(qū)，開(kāi)采過(guò)程中頂板旋轉(zhuǎn)下沉較為劇烈，小煤柱沿空巷道受到側(cè)向支承壓力和超前支承壓力的疊加影響，圍巖應(yīng)力集中程度較高，極易導(dǎo)致煤巖體破壞。

(3) 巷幫含夾矸：在巷幫含有夾矸時(shí)，夾矸層與煤層間存在著軟弱結(jié)構(gòu)面，其抗剪強(qiáng)度較低，易發(fā)生剪切變形，導(dǎo)致煤巖體臌出，巷道幫部變形控制難度較大，成為整個(gè)巷道圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)體的薄弱部位，降低了巷道的穩(wěn)定性。

(4) 巷幫裂隙發(fā)育：受相鄰工作面開(kāi)采時(shí)側(cè)向支承壓力的影響，巷道圍巖裂隙發(fā)育范圍較廣。由于錨桿長(zhǎng)度有限，錨固段仍處于裂隙發(fā)育區(qū)，錨桿難以提供足夠的錨固力，導(dǎo)致支護(hù)效果較差。

(5) 支護(hù)不合理：巷幫錨桿均平行于結(jié)構(gòu)面布置，無(wú)法有效控制層間界面的剪切滑移變形，并且巷幫的整體支護(hù)強(qiáng)度較小，無(wú)法對(duì)幫部圍巖施加足夠的橫向約束，導(dǎo)致煤巖體極易被壓碎臌出，巷幫淺部圍巖的整體移動(dòng)難以控制。

3 含夾矸煤巷幫部強(qiáng)化支護(hù)技術(shù)

3.1 含夾矸煤巷幫部強(qiáng)化支護(hù)機(jī)理

在原支護(hù)方案下，支護(hù)系統(tǒng)無(wú)法提供足夠的支護(hù)阻力來(lái)維持巷道的穩(wěn)定性。為此，結(jié)合巷道變形破壞機(jī)理，分別提出采用傾斜錨桿/索、高強(qiáng)錨桿/索、注漿錨桿/索、增加表面支護(hù)以及提高預(yù)緊力等強(qiáng)化支護(hù)方式來(lái)控制煤-矸界面的剪切滑移。

不同強(qiáng)化支護(hù)方式對(duì)煤-矸界面剪切滑移的控制機(jī)理不同。當(dāng)采用傾斜錨桿/索時(shí)，其強(qiáng)化機(jī)理如圖10(a)～(b)所示。錨桿/索斜穿煤-矸界面，其錨固力R在結(jié)構(gòu)面上的分力R1和R2不僅能增大結(jié)構(gòu)面上的正應(yīng)力(σ1)，還能抵消結(jié)構(gòu)面上的部分剪切應(yīng)力，增大圍巖極限主應(yīng)力(σ3)，進(jìn)而使摩爾應(yīng)力圓向右平移由1演化至1'，因此，能夠減小結(jié)構(gòu)面發(fā)生剪切失穩(wěn)的風(fēng)險(xiǎn)；高強(qiáng)錨桿/索的剛度和強(qiáng)度均大于普通錨桿/索，因此在圍巖變形量相同時(shí)，采用高強(qiáng)錨桿/索能夠提供更大的擠壓加固力，使淺部煤體形成一個(gè)承載能力更大的擠壓加固墻，更好地約束煤體變形；注漿錨桿/索向破碎的圍巖中注漿，一方面可以加固破碎的煤體和夾矸，提高圍巖的整體性和可錨性，另一方面煤-矸界面充填漿體后可以提高其黏聚力，增加界面抗剪強(qiáng)度；相較于只使用墊片，使用鋼帶、膠帶等表面支護(hù)可以將錨桿/索形成的有效壓應(yīng)力區(qū)在沿鋼帶長(zhǎng)度方向上顯著擴(kuò)大，使巷道圍巖表面附近的有效壓應(yīng)力區(qū)相互連接，形成連續(xù)的有效壓應(yīng)力帶，擴(kuò)大錨桿/索預(yù)緊力的作用范圍，有效支護(hù)錨桿之間的非錨固煤巖體，能顯著提高對(duì)錨桿之間圍巖的支護(hù)作用；預(yù)緊力能夠有效提高錨固系統(tǒng)的錨固能力，在對(duì)錨桿/索施加預(yù)應(yīng)力后，在一定范圍的圍巖內(nèi)形成了預(yù)應(yīng)力場(chǎng)，如圖10(c)所示，其為在圖9模型基礎(chǔ)上(未考慮夾矸層)對(duì)錨桿施加60 kN的預(yù)緊力得到的結(jié)果。由圖10(c)可知，預(yù)應(yīng)力場(chǎng)能夠使圍巖處于受壓應(yīng)力狀態(tài)，進(jìn)而限制裂隙的張開(kāi)，提高圍巖的整體性和內(nèi)在抗力，增加其強(qiáng)度，有效控制圍巖有害變形的發(fā)展，增加圍巖的穩(wěn)定程度[31]。

圖10 煤-矸界面剪切滑移控制機(jī)理示意 Fig.10 Schematic diagram of shear slip control mechanism of coal-gangue interface

由錨桿支護(hù)圍巖強(qiáng)化理論[32]可知，增大支護(hù)強(qiáng)度后，錨固體力學(xué)性能(黏聚力c、內(nèi)摩擦角φ)顯著提高，因此圖10(b)的強(qiáng)度曲線2將移動(dòng)至2'，避免結(jié)構(gòu)面圍巖過(guò)早進(jìn)入極限平衡狀態(tài)，有效控制煤巖層間剪切滑移變形。

3.2 含夾矸煤巷幫部強(qiáng)化支護(hù)技術(shù)驗(yàn)證

為驗(yàn)證上述含夾矸煤巷幫部強(qiáng)化支護(hù)技術(shù)的應(yīng)用效果，采用數(shù)值模擬的方法對(duì)不同強(qiáng)化支護(hù)技術(shù)下的巷道變形特征進(jìn)行了研究，模擬結(jié)果如圖11和表4所示。

圖11 不同強(qiáng)化支護(hù)技術(shù)下巷道變形云圖 Fig.11 Cloud diagram of roadway deformation under different strengthening support technologies

表4 不同強(qiáng)化支護(hù)技術(shù)下巷道變形量 Table 4 Roadway deformation under different strengthening support technologies

具體分析如下[33-35]：

(1) 傾斜錨桿/索強(qiáng)化支護(hù)

在原支護(hù)方案的基礎(chǔ)上，巷幫兩側(cè)各增加1條長(zhǎng)7.5 m的傾斜錨索，錨索與水平方向呈45°夾角，模擬結(jié)果如圖11(a)所示。由圖11(a)可知，相較于原支護(hù)方案，增加傾斜錨索后，巷道變形得到有效控制，其左右兩側(cè)巷幫水平位移分別減小75.64 mm和61.94 mm，頂板下沉量減小53.36 mm。因需控制煤體的臌出，穿過(guò)煤-矸界面的傾斜錨索所受軸力較大，達(dá)到350 kN。

(2) 高強(qiáng)錨桿/索強(qiáng)化支護(hù)

為模擬高強(qiáng)錨桿/索，將錨桿的彈性模量和抗拉強(qiáng)度分別增加至210 GPa和300 kN，錨索的彈性模量和抗拉強(qiáng)度分別增加至210 GPa和600 kN，模擬結(jié)果如圖11(b)所示?？芍?，采用高強(qiáng)錨桿/索以后，錨桿所受軸力更大，發(fā)揮的錨固作用加強(qiáng)，巷道變形有所減小，左右兩側(cè)巷幫水平位移分別減小57.04 mm和37.26 mm，頂板下沉量減小80.22 mm。

(3) 注漿錨桿/索強(qiáng)化支護(hù)

用增強(qiáng)注漿部分單元體的力學(xué)參數(shù)來(lái)模擬注漿效果，注漿范圍內(nèi)圍巖的黏聚力和內(nèi)摩擦角分別增大0.4 MPa和4°，模擬結(jié)果如圖11(c)所示。可知，此時(shí)巷道兩幫的變形量進(jìn)一步減小，其左右兩側(cè)巷幫水平位移分別減小109.24 mm和79.22 mm，頂板下沉量減小125.06 mm。

(4) 鋼帶、膠帶護(hù)表強(qiáng)化支護(hù)

在模擬中使用Liner單元模擬鋼帶，模擬結(jié)果如圖11(d)所示?？芍?，由于煤-矸界面處水平變形較大，巷幫的鋼帶變形也較大，其與錨桿連接起來(lái)形成一個(gè)整體，兜住擠出的煤體，讓未安裝錨桿的煤-矸界面也能受到錨桿控制。因此，巷道變形量整體減小，左右兩側(cè)巷幫水平位移分別減小46.80 mm和30.82 mm，頂板下沉量減小48.96 mm。

(5) 高預(yù)緊力強(qiáng)化支護(hù)

預(yù)緊力能夠有效提高錨固系統(tǒng)的錨固能力，對(duì)錨桿/索施加60 kN的預(yù)緊力，模擬結(jié)果如圖11(e)所示。由圖11(e)可知，在增加預(yù)緊力后，巷道變形得到有效控制，其左右兩側(cè)巷幫水平位移分別減小57.50 mm和45.80 mm，頂板下沉量減小46.96 mm。

綜上可知，采用以上強(qiáng)化支護(hù)技術(shù)均能有效減小巷道變形，但支護(hù)效果有所差異。單純提高錨桿強(qiáng)度和預(yù)緊力對(duì)圍巖變形的控制效果一般，這是由于含夾矸巷道圍巖整體性較差，其松動(dòng)圈范圍較大，超過(guò)了錨桿錨固范圍。雖然提高錨桿強(qiáng)度和預(yù)緊力能提高圍巖的整體性和承載性，但其作用范圍有限。當(dāng)采用傾斜錨索斜穿煤-矸界面時(shí)，錨索錨固在較遠(yuǎn)的完整巖體內(nèi)，在煤-矸界面的法向和切向均能提供較大的抵抗力，以控制煤-矸界面的剪切滑移，因此，其強(qiáng)化支護(hù)效果較好。采用注漿錨桿/索后，有效增強(qiáng)了圍巖的強(qiáng)度，能充分發(fā)揮錨桿/索的錨固能力，控制效果在5種強(qiáng)化支護(hù)中最佳。由此可知，為控制含夾矸巷道的變形，除提高錨桿/索的支護(hù)強(qiáng)度、加強(qiáng)圍巖的承載性外，還需專門(mén)針對(duì)煤-矸界面進(jìn)行強(qiáng)化支護(hù)。

4 強(qiáng)化支護(hù)方案與應(yīng)用效果分析

4.1 含夾矸煤巷幫部強(qiáng)化支護(hù)方案

根據(jù)興隆莊煤礦10304工作面的實(shí)際情況，綜合考慮各強(qiáng)化支護(hù)技術(shù)的特點(diǎn)，將5種強(qiáng)化支護(hù)技術(shù)搭配使用，經(jīng)過(guò)論證，最終確定10304工作面軌道巷的基本強(qiáng)化支護(hù)方案如圖12所示。

圖12 強(qiáng)化巷道支護(hù)方式斷面 Fig.12 Cross section of strengthening roadway support mode

具體方案如下：

(1) 實(shí)體煤側(cè)使用注漿錨桿及高強(qiáng)度錨索予以加強(qiáng)支護(hù)，注漿錨桿長(zhǎng)3.0 m、排距1.8 m，每排2根，自上而下第1根注漿錨桿高度與第2根幫部錨桿平齊，間距1.5 m，與水平夾角45°施工，第2根注漿錨桿水平施工。高強(qiáng)錨索長(zhǎng)7.5 m，排距1.8 m，每排2根，自上而下第1根錨索高度位于第1與第2根幫部錨桿之間，與水平夾角45°施工，錨索間距為1.2 m，第2根錨索水平施工。

(2) 沿空側(cè)使用注漿錨桿及注漿錨索予以加強(qiáng)支護(hù)，注漿錨桿長(zhǎng)3.0 m、排距1.8 m，每排3根。自上而下第1根注漿錨桿高度位于第1與第2根幫部錨桿之間，與水平夾角45°施工，注漿錨桿間距1.0 m，第2，3根注漿錨桿水平施工。注漿錨索長(zhǎng)5.0 m，排距3.6 m，每排2根，自上而下第1根注漿錨索高度與第2根幫部錨桿平齊，間距1.5 m，與水平夾角45°施工，第2根注漿錨索水平施工。

(3) 在巷幫使用長(zhǎng)×寬=1.8 m×0.24 m的鋼帶和長(zhǎng)×寬=2.3 m×0.24 m膠帶，增加幫部護(hù)表面積。

(4) 使用JQHS-1200型錨桿螺母安裝器(扭矩放大器)將錨索預(yù)緊力由120 N·m增大至300 N·m，提高主動(dòng)支護(hù)能力。

4.2 強(qiáng)化支護(hù)效果數(shù)值模擬

圖13(a)為采用加強(qiáng)支護(hù)方案后的巷道圍巖煤-矸界面變形特征的數(shù)值模擬結(jié)果。

圖13 強(qiáng)化支護(hù)方案下煤-矸界面變形特征 Fig.13 Deformation characteristics of coal-gangue interface under strengthening support program

由圖13(a)可知，采用強(qiáng)化支護(hù)方案后，煤幫水平變形得到較好控制，煤幫最大水平位移下降到72.78 mm，減小80.12%，頂板下沉量下降到77.32 mm，減小75.75%。監(jiān)測(cè)得到的煤-矸界面附近節(jié)點(diǎn)水平變形量如圖13(b)所示。由圖13(b)可知，在距巷幫4 m附近，夾矸層與煤體的水平變形基本一致，相較于原支護(hù)方案顯著減小。

4.3 強(qiáng)化支護(hù)效果現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)

研究成果在10304工作面軌道巷距離開(kāi)切眼300～2 365 m段應(yīng)用，其應(yīng)用效果如圖14所示。

圖14 開(kāi)采期間巷道變形情況 Fig.14 Photos of roadway deformation during mining

由圖14可知，采用強(qiáng)化支護(hù)方案后，巷道整體變形較小，支護(hù)體系完整，沒(méi)有出現(xiàn)錨桿、錨索損壞情況。選取距離開(kāi)切眼600 m處的監(jiān)測(cè)站為代表性測(cè)站，其巷道圍巖變形量監(jiān)測(cè)曲線如圖15所示。

圖15 強(qiáng)化支護(hù)方案下巷道圍巖變形量監(jiān)測(cè)曲線 Fig.15 Observation curves of surrounding rock deformation under strengthening support program

巷道變形量監(jiān)測(cè)結(jié)果表明：掘進(jìn)期間巷道最大頂板下沉量為34 mm，底臌量為43 mm，實(shí)體煤幫變形量為35 mm，煤柱幫變形量為55 mm；開(kāi)采期間巷道最大頂板下沉量為82 mm，底臌量為194 mm，實(shí)體煤幫變形量為193 mm，煤柱幫變形量為293 mm?？梢?jiàn)，采用強(qiáng)化支護(hù)方案后，不僅解決了深部含夾矸煤巷幫部煤-矸界面剪切滑移問(wèn)題，巷道變形也得到有效控制，從而保障了工作面的安全高效生產(chǎn)。

5 結(jié) 論

(1) 含夾矸煤巷幫部失穩(wěn)特征主要為煤體沿煤-矸界面向巷道內(nèi)臌出，形成大面積網(wǎng)兜，且當(dāng)煤體臌出量超過(guò)一定范圍后，煤體內(nèi)的錨桿將在拉剪載荷作用下發(fā)生破斷。圍巖內(nèi)裂隙較發(fā)育，破壞范圍超過(guò)錨桿長(zhǎng)度，導(dǎo)致支護(hù)效果不佳。

(2) 巷道開(kāi)挖后應(yīng)力將沿著煤-矸界面卸載，產(chǎn)生大范圍的剪切變形，弱化煤體的強(qiáng)度與結(jié)構(gòu)完整性。煤體強(qiáng)度的降低又會(huì)進(jìn)一步增加煤-矸界面的剪切滑移范圍，形成一個(gè)煤體結(jié)構(gòu)劣化的惡性循環(huán)，進(jìn)而導(dǎo)致巷道穩(wěn)定性整體降低。

(3) 控制煤-矸界面的層間剪切滑移變形是控制含夾矸巷道穩(wěn)定的關(guān)鍵。數(shù)值模擬結(jié)果表明傾斜錨桿/索、高強(qiáng)錨桿/索、注漿錨桿/索、增加表面支護(hù)以及增大預(yù)緊力等強(qiáng)化支護(hù)技術(shù)均可實(shí)現(xiàn)對(duì)含夾矸煤巷幫部的有效控制。

(4) 結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際條件確定了巷道強(qiáng)化支護(hù)方案，并應(yīng)用于10304工作面試驗(yàn)巷道。應(yīng)用效果表明：采用強(qiáng)化支護(hù)方案后，巷道幫部煤-矸界面剪切滑移得到有效控制，支護(hù)體系完整可靠。