張學鋒

（潞安化工集團李村煤礦，山西 長治 046204）

煤炭是我國重要的支柱性能源，隨著煤炭采掘技術發(fā)展，大部分老礦井淺部煤炭資源逐漸枯竭，煤炭深部開采已成為趨勢。深部開采條件下，高地應力、高瓦斯、高溫等現(xiàn)象顯著，在開采應力擾動下，巷道變形劇烈。周治元[1]等人針對三軟巷道設計錨網(wǎng)索托頂掘進超前支護方案，解決巷道頂板離層、幫鼓和冒頂問題；馬新根[2]等人基于“110”工法，通過無煤柱方式改善掘巷礦壓環(huán)境，降低支護成本；張愛卿[3]等人針對掘進巷道變形較大，提出分級支護方案。

以李村煤礦2301工作面為工程背景，在原支護無法有效控制巷道變形的條件下，通過優(yōu)化支護方案實現(xiàn)回采巷道圍巖控制。

1 工程背景

1.1 工程概況

李村煤礦2301工作面采用大采高綜合機械化采煤工藝，工作面地面標高+957～+1 009.8 m，工作面標高+310～+367.8 m，開采3#煤層。3#煤層厚度1.3～4.8 m，平均4.2 m，傾角3°～8°。3#煤層節(jié)理裂隙發(fā)育，頂板為粉砂巖，結構松散，強度較低，底板為砂質泥巖，具體分布如圖1所示。3#煤層頂板砂巖裂隙水富水性較弱，補給來源少，以靜儲量為主，不會對工作面巷道掘進造成很大的影響，巷道正常涌水以頂板砂巖裂隙水為主，預計涌水量為2～6 m3/h；突水系數(shù)約為0.014～0.035 MPa/m，小于《煤礦防治水細則》中的突水系數(shù)臨界值0.06 MPa/m。

圖1 2301工作面3#煤層柱狀圖

1.2 回風巷原支護方式

2301工作面回風巷道斷面4 200 mm×6 000 mm（高×寬），支護采用錨網(wǎng)索梁+W鋼護板支護方式，錨桿型號為φ22 mm×2 400 mm左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，頂板錨桿間距850 mm，排距1 000 mm，幫部錨桿間距950 mm，排距1 000 mm；錨索型號為φ22 mm×7 300 mm，頂板錨索間距1 600 mm，排距2 000 mm，隔排布置4根。

1.3 回風巷圍巖變形影響因素

2301工作面回風巷掘進受多重因素影響，導致巷道圍巖變形較大，具體原因分析如下：

（1）地應力。2301工作面埋深較大，巷道圍巖變形已具備深部開采特征，礦山應力直接作用于巷道圍巖，同時受到巷道掘進擾動疊加影響，巷道圍巖發(fā)生破壞。

（2）巷道圍巖強度不足。2301工作面頂板為粉砂巖，結構松散，強度較低，含云母片或植物化石，部分區(qū)域巷道頂板存在不同巷道的泥巖偽頂，直接底為泥巖，含植物化石，具滑面，在掘進過程中受DF21斷層影響，相關區(qū)域圍巖較為破碎，在原巖應力和掘進擾動雙重作用下巷道圍巖極易發(fā)生變形。

（3）巷道支護強度不足。在礦壓作用下，巷道原支護方案未能有效控制圍巖變形，甚至部分區(qū)域支護構件發(fā)生破壞，出現(xiàn)托盤嚴重變形，錨索斷裂等情況。

2 錨網(wǎng)索支護參數(shù)計算

2.1 錨桿支護參數(shù)確定

2301工作面回風巷掘進階段，圍巖原始受力平衡狀態(tài)被打破，圍巖發(fā)生變形破壞，且巷道周邊應力進行重新分布，圍巖形成一個極限平衡狀態(tài)的橢圓拱，即圍巖松動圈，如圖2所示。錨桿的作用就是將極限平衡圈內的巖體錨固于外部穩(wěn)定巖體，并提高極限平衡圈內的圍巖體強度，進而提升巷道圍巖的自承載能力[4-5]。

圖2 巷道圍巖破壞范圍計算

頂板圍巖破壞高度為：

又

式中：a為巷道半寬，m；hw為巷道有效跨高，m；λ為側壓系數(shù)；f為巖體堅固性系數(shù)，L1為極限平衡圈冒落寬度。

取a=3.0 m，hw=4.2 m，λ=0.6，f=2.5，代入式（1）和（2）計算可得bz1=1.83 m，L1=1.68 m。

（1）錨桿長度的確定

基于圍巖松動圈支護理論，在中松動圈條件下將松動巖石的重量用錨桿懸吊在松動圈以外的圍巖可進行有效支護，因此錨桿長度參數(shù)可按下式確定：

式中：L0為錨桿外露長度，m；Lp為圍巖松動圈的厚度值，此處取bz1厚度值；L2為錨桿錨入彈塑性區(qū)的深度，m。

取L0=0.15 m，Lp=1.83 m，L2=0.4 m，代入式（3）可得L=2.38 m。

（2）錨桿間排距的確定

對錨桿采用等距布置，則每根錨桿所負擔的巖體重量為其所承受的荷載，可按下式計算：

式中：Q為錨固力，kN；K為錨桿安全系數(shù)；γ為巖體的容重，kg/m3。

取Q=120 kN，K=3，γ1=24 kg/m3，Lp=1.83 m，代入式（4）可得a1≤0.95 m。

（3）錨桿直徑的確定

錨桿直徑按桿體承載力與錨固力強度等原則選取，則有：

式中:σt為錨桿桿體材料抗拉強度，MPa。

取Q=120 kN，σt=300 MPa，可得d=22.77 mm。

2.2 錨索支護參數(shù)的確定

基于錨索圍巖控制機理，確定利用懸吊理論計算錨索長度：

（1）錨索長度的確定

式中：X1為錨索外露長度，m；X2為錨索有效長度，m；X3為錨桿錨固長度，即式（9）的計算結果，m。

依據(jù)礦井實際情況取X1=0.15 m，X3=5.76 m，通過將破碎煤巖體錨固在穩(wěn)定巖層上，可以有效發(fā)揮錨索懸吊作用，且錨索有效長度應不小于巷道頂板圍巖松動圈bz1的厚度，故取X2=1.83 m，將上述數(shù)據(jù)代入式（6）可得：X=5.58 m。

（2）錨索支護密度的確定

式中：K為安全系數(shù)；Y為頂板巖石體積力，kN/m3；B為巷道跨度，m；H為頂板破碎區(qū)高度，m；Q0為最低破斷力，kN。

取K=3，Y=20 kN/m3，B=6 m，H=1.83 m，Q0=400 kN，代入式（7）可得N=1.65，支護密度N為無單位值，該值反映在最低破斷力條件下進行頂板圍巖支護所需錨索支護程度，為度量值。

（3）錨索排距的確定

式中：n為每排錨索根數(shù)；Q0為每根錨索最小破斷載荷，kN。

取K=3，Y=20 kN/m3，B=6 m，H=1.83 m，Q0=400 kN，n=4，代入式（8）可得M=2.43 m。

（4）錨索錨固長度的確定

式中：K為安全系數(shù)；d為錨索直徑，mm；fs為鋼絞線抗拉強度，MPa；fc為鋼絞線與樹脂藥卷的粘結強度，MPa。

取K=3，d=24 mm，fs=1000 MPa，fc=20 MPa，代入式（9）可得X3=3.60 m。

（5）錨索間距的確定

式中：B為巷道跨度，m；n為每排錨索根數(shù)。

取B=6 m，n=4，代入式（10）可得M′=1.28 m。

2301工作面回風巷支護參數(shù)理論計算結果如表1所示。

表1 2301工作面回風巷支護參數(shù)理論計算結果匯總

名稱 參數(shù)全長 X≥5.58 m錨固段長度 X3≥3.60 m錨索間距 M'≤1.28 m錨索排距 M≤2.43 m錨索密度 N≥1.65錨索

基于2301工作面回風巷支護參數(shù)理論計算結果及礦井實際條件，確定2301工作面回風巷采取如下支護參數(shù)：

錨桿采用MSGLW500號φ24 mm×2 400 mm左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，頂板錨桿間距900 mm，排距900 mm，幫部錨桿間距850 mm，排距900 mm；錨索型號φ24 mm×6 300 mm，頂板錨索間距1 200 mm，排距2 400 mm，每排4根，具體支護方式如圖3所示。

圖3 2301回風巷優(yōu)化支護

3 數(shù)值模擬

為進一步確定優(yōu)化支護方案的有效性，通過建立數(shù)值模型，對比不同支護方案下巷道支護應力作用效果。因巷道支護應力數(shù)量級遠小于巷道原巖應力大小，故模型在零原巖應力作用下進行支護應力效果對比，不采用塑性區(qū)和位移對比。

數(shù)值模擬采用FLAC3D模擬，建立網(wǎng)格模型尺寸100 m×50 m×80 m（X×Y×Z），采用摩爾—庫倫本構模型，模型底部邊界固定，左右及前后邊界限制位移，頂部自由。煤巖物理力學參數(shù)如表2所示。支護采用軟件內置Cable單元模擬，通過對模擬結果進行回風巷中部位置切片，獲得不同支護方案零原巖應力支護應力如圖4所示。

圖4 不同支護方案零原巖應力

表2 煤巖物理力學參數(shù)

分析圖4可知，兩種不同支護方案巷道支護應力分布相似，在頂幫區(qū)域均形成較為明顯的支護壓應力，但在優(yōu)化支護方案中，巷道頂板支護壓應力平均值為0.56 MPa，兩幫支護應力平均值為0.75 MPa，原支護方案中相應區(qū)域0.22 MPa，兩幫支護應力平均值為0.62 MPa，優(yōu)化支護方案較原支護方案頂板支護應力提高225%，兩幫支護應力提高21%。

4 現(xiàn)場試驗

為確定優(yōu)化支護方案的實際應用效果，在2301工作面回風巷50～100 m及運輸巷50～100 m范圍內各設置2臺圍巖變形監(jiān)測儀，其中回風巷布置優(yōu)化支護方案，運輸巷布置原支護方案，變形監(jiān)測周期52天，通過收集監(jiān)測數(shù)據(jù)，獲得巷道圍巖變形監(jiān)測如圖5所示。

分析圖5可知，在2301工作面巷道掘進階段，巷道圍巖變形逐漸增大，頂?shù)装遄冃瘟坑绕涿黠@。在原始支護方案中，在前9天，巷道頂?shù)装逡平考眲≡龃螅诘?0天至第46天圍巖變形處于緩慢增長階段，在第33天后逐漸區(qū)域穩(wěn)定；兩幫變形量在前4天急劇增加，在第4天至第19天處于第二次變形階段，在第19天后逐漸趨于穩(wěn)定變形。在優(yōu)化支護方案中，巷道圍巖整體變形量較小，其中巷道頂?shù)装逡平吭谇?天處于急劇變形階段，20天后趨于穩(wěn)定；兩幫在前17天處于變形階段，20天后趨于穩(wěn)定?；趫D5所示數(shù)據(jù)，優(yōu)化支護方案較原支護方案在巷道頂?shù)装逡平考皟蓭妥冃瘟糠謩e減少約88.30%和43.78%，且分別提前13天和4天達到穩(wěn)定，說明優(yōu)化支護方案能更好實現(xiàn)巷道圍巖變形控制。

圖5 巷道圍巖變形監(jiān)測數(shù)據(jù)變化

5 結語

通過2301工作面回風巷支護優(yōu)化，基于松動圈理論及懸吊理論確定錨桿（索）支護參數(shù)，并利用數(shù)值模擬確定優(yōu)化方案支護應力平均值較原支護方案在頂板提高225%，兩幫提高21%。現(xiàn)場工業(yè)性試驗表明優(yōu)化支護方案較原支護方案圍巖變形減少約88.30%和43.78%，控制在合理范圍內。