楊國強

（中煤陜西榆林能源化工有限公司 大海則煤礦，陜西 榆林 719000）

掘進與回采是煤炭生產中2 個重要環(huán)節(jié)，高效掘進是保證正?；夭傻那疤醄1-2]。但是隨著工作面綜采設備的快速發(fā)展，工作面的回采能力得到大幅提高，而巷道掘進技術設備發(fā)展較為緩慢，使采掘平衡問題日益突出[3-4]。巷道掘進速度緩慢很大一部分原因是未實現掘支協同，未將已有的掘進設備充分利用并和支護工藝相結合，致使出現掘錨不協調、支護效果不理想、掘進速度緩慢等問題[5-6]。

眾多學者對高效掘支技術與掘進中應力速度演化做了大量研究。秦二濤等[7]認為深部高應力巷道的開挖可視為卸荷的過程，掘進速度增加時，巷道周圍產生的擾動與影響范圍均會減少；朱小鵬等[8]提出巷道的掘進和支護是1 個相互配合的完整系統(tǒng)，不僅要采用現代化的掘進和支護設備，還需對其中的各銜接工序進行優(yōu)化；劉躍東等[9]采用理論計算和數值模擬手段對掘進速度對巷道周圍應力場、位移場的影響進行研究，得出提高掘進速度后，會導致巷道前方支承壓力峰值增大并向掘進工作面靠近；王步康[10]指出標準的缺失和落后是限制掘進技術裝備發(fā)展的關鍵因素；王虹等[11]通過數值模擬與試驗發(fā)現了低比能耗高效截割的相關規(guī)律。但目前已有研究中對支護技術和裝備性能的協同性研究還較少。

鑒于此，以大海則煤礦為工程背景，以掘支協同理念為核心，根據掘進設備結構特點來減小支護密度，提出了采用跨界高效長錨固、機錨協調的支護體系。工程實踐表明：優(yōu)化后的支護方案對圍巖控制效果與掘進速度都有明顯改善，緩解了煤幫片幫、掘進速度慢等問題，為類似地質條件的巷道高效掘支提供了借鑒。

1 工程地質背景

1.1 工程地質條件

20101 工作面回風巷全長3 138 m，沿2#煤層底板掘進。巷道為矩形斷面，寬×高=5 740 mm×4 550 mm。該煤層埋深為588～614 m，煤厚5.92～6.86 m、平均6.26 m，總體傾向西北方向，煤層傾角0.5°～1.5°。煤層直接頂板為泥質粉砂巖，厚度為0～4.49 m，底板為砂質泥巖，平均厚度1.8 m。

1.2 原支護方案

巷道原支護方案如圖1。原方案整體采用錨網索+W 鋼帶支護。頂板支護錨桿選用φ22 mm×2 400 mm 的左旋無縱筋500 號螺紋鋼錨桿，間排距為1 000 mm×1 100 mm，預緊扭矩不小于200 N·m，要求垂直于頂板安裝。錨索選用φ21.8 mm，1×19 股鋼絞線，長度6.3 m，間排距2 000 mm×2 200 mm，錨索預應力不小于250 kN。

圖1 原支護方案Fig.1 Original support scheme

巷道幫部支護采用22#左旋無縱筋500 號螺紋鋼錨桿，間排距950 mm×1 100 mm，預緊扭矩不小于200 N·m。

2 掘支失衡分析及控制對策

2.1 掘支失衡成因

經現場考察，對原支護方案進行了系統(tǒng)性分析，認為圍巖支護效果不佳、掘進速度慢、掘支失衡的主要原因是機錨失衡與高密度、低效能支護方式。

2.1.1 支護參數與掘錨設備性能匹配性差

由于原方案設計未充分考慮到掘進設備的結構特征，致使部分錨桿傾斜安裝，造成了一定的安全隱患。掘進設備未能充分利用，支護參數與掘進設備不完全匹配。20101 回風巷采用“掘錨機+錨運機”配套作業(yè)，其中MB670-1 型掘錨機在設計方面具備以下特點。

1）4 臺頂板鉆機間距固定，施工范圍受限。4 臺鉆機水平間距分別為1 052、1 986、1 052 mm。鉆機可圍繞基座點左右擺動，最大擺動角度為8°、10°、12°、18°不等，但不可橫向水平移動。

2）空頂距、空幫距較大。掘進期間掘進工作面的最小空頂距離為3 m，最大空頂距離將達到4 m，最小空幫距為4.5 m，最大空幫距將達到5.5 m。

由于設備頂板鉆機間距固定且只能繞基座點擺動一定角度，而原方案中掘錨機4 部頂鉆施工6 根錨桿，會使頂板錨桿傾斜安裝不能達到垂直安裝的設計要求。

回風巷頂板錨桿支護配件采用拱形托盤，用調心球墊進行調心。施工錨桿時，若錨桿鉆孔與煤巖接觸面較為平整，托盤球面與球墊球面會有1 個回轉中心；當傾斜安裝角度過大時，兩者間將出現自鎖而不能相對回轉，致使錨桿尾部受力不佳，甚至出現錨桿尾部斷裂失效[12-14]。錨桿尾部受力狀態(tài)如圖2。

圖2 錨桿尾部受力狀態(tài)Fig.2 Stress state of anchor rod tail

通常情況下錨桿鉆孔與巖面不平整時施加預緊力后會出現錨桿尾部受力應力集中情況。錨桿安裝并施加預應力后桿體與巖石接觸于點A，錨桿在點A 受到拉力p、彎矩M 組合作用，點A 是受力最大且最容易破壞的位置，其受到的最大力σmax為：

式中：σ1為錨桿軸線方向的合力；τ 為彎矩產生的剪力。

桿尾同時受彎曲和剪切作用，發(fā)生球面自鎖使桿尾受力急劇惡化甚至斷裂使錨桿失效，從而引發(fā)巷道冒頂與片幫等安全隱患[15-16]。

巷道的空幫距與空頂距較大，并且煤體較為松軟地段縱向裂隙較發(fā)育，使局部地段片幫現象嚴重。原支護方案雖然支護密度高但是控頂能力弱。

2.1.2 基礎錨固層薄弱

原方案基礎錨固層較薄，難以形成頂板穩(wěn)態(tài)巖梁，對幫部變形抑制效果有限，導致片幫現象嚴重，支護效果不理想。同時支護密度較高，月進尺難以突破400 m。不同埋深巷道圍巖破壞如圖3。

由圖3 可知，當巷道處于低地應力淺埋深時，巷道圍巖較完整，破碎區(qū)分布范圍主要集中在頂板淺部；當巷道處于大埋深高地應力時，巷道圍巖完整性急劇下降，破碎區(qū)分布范圍大幅擴大，其中頂板破壞最為嚴重[17]。

圖3 不同埋深巷道圍巖破壞示意圖Fig.3 Schematic diagram of surrounding rock failure of roadway with different buried depths

大海則20101 回風巷埋深約600 m，屬于深埋高地應力巷道。而原有設計方案錨桿的基礎錨固層厚度為2.3 m，并且錨桿索的預緊力施加未達到設計要求，難以形成頂板連續(xù)梁結構使應力均勻傳遞，控頂能力欠缺，對片幫抑制效果有限。同時支護密度較高使支護工作量與支護時間較高，掘進速度難以滿足生產要求。

巷道支護參數不合理使巷道掘進期間所暴露出的問題可歸結為以下幾點。

1）支護密度大且排距較小影響掘進速度，預緊扭矩較小導致錨桿索整體支護效果不佳。

2）頂板基礎錨固層厚度2.3 m、控頂能力不足，難以形成幫頂同控的支護體系。

3）巷道大面積片幫，單幫最大片幫深度可達1.8 m，不僅導致煤幫表面凹凸不平、幫錨尾部受力狀態(tài)較差，還使巷道等效跨度大幅增加，造成安全隱患。

2.2 掘支協同控制對策

根據煤巷連續(xù)梁控制理論結合高效長錨固支護技術。當巷道開挖后空頂支護存在臨界時間，此時應及時支護，構建頂板連續(xù)穩(wěn)態(tài)巖梁，形成厚層錨固的支護體系，利用端頭的實效自穩(wěn)性，實現頂板微變形、小損傷[18]。

頂板結構對煤幫的影響如圖4，當頂板形成連續(xù)梁后，頂板應力能均勻傳遞，有助于降低幫部壓力，抑制煤幫變形破壞，優(yōu)化支護圍巖的承載結構。為解決以上問題，經調查、分析和研判，基于掘支協同理念，采取如下應對措施。

圖4 頂板結構對煤幫的影響Fig.4 Influence of roof structure on coal slope

1）結合頂板鉆機分布特征設計完全垂直于頂板的支護方案，改善錨桿尾部受力狀態(tài)，減少潛在安全隱患，充分發(fā)揮設備性能、挖掘掘進潛力。

2）增加基礎錨固層的厚度，提高單根錨桿的支護效能，降低支護密度，使用高效長錨固柔性錨桿支護，并提高預拉力和預緊扭矩以提高承載性能和安全性能。

2.3 支護方案優(yōu)化

為實現掘支協同，在原有支護方案基礎上提出了高強度、厚錨固層、低密度的支護方案。

優(yōu)化后巷道支護圖如圖5。頂板每排采用4 根φ21.8 mm×4 500 mm 柔性錨桿壓鋼筋網支護，間距按照載鉆機的間距布置（825 mm-1 052 mm-1 986 mm-1 052 mm-825 mm），保證柔性錨桿能夠垂直頂板安裝，排距1 300 mm，柔性錨桿預拉力200 kN；在2 排柔性錨桿的中部對角線中點，垂直巖面安裝1 根φ22 mm×2 400 mm 的左旋無縱筋500 號螺紋鋼筋錨桿，預緊扭矩300 N·m。

圖5 優(yōu)化支護方案Fig.5 Optimization of support scheme

巷道幫部采用5 根φ22 mm×2 400 mm 的左旋無縱筋螺紋鋼筋錨桿，錨桿間距不一，排距1 300 mm，肩角處錨桿外斜15°安裝，其余錨桿垂直巖面安裝，預緊扭矩300 N·m。

3 原支護與優(yōu)化支護效果對比

3.1 數值模擬模型

利用FLAC3D數值模擬軟件，分析20101 回風巷不同支護參數下應力場分布特征和圍巖變形特征。建立的數值模擬模型如圖6，模型中各巖層和煤層的巖體力學參數見表1。

圖6 數值模擬模型示意圖Fig.6 Schematic diagram of numerical simulation model

表1 巖體力學參數Table 1 Mechanical parameters of rock mass

模型的計算范圍為50 m（x 方向）×45 m（y 方向）×30 m（z 方向），模型劃分為312 400 個單元和328 767 個節(jié)點，巖層由上到下分別為：細砂巖（5 m）、粉砂巖（9 m）、2#煤（6 m）、泥巖（10 m）、模型頂面為自由面，左右四周各邊界面及底面為位移約束。

3.2 不同方案支護效果的模擬分析

由于錨桿所提供的支護應力遠小于原巖應力，導致錨桿形成的支護應力場會被原巖應力場所覆蓋，所以為了較清晰地呈現2 種支護方案中錨桿對圍巖支護效果的影響，在不考慮原巖應力的情況下進行模擬分析，2 種方案在圍巖中形成的支護應力場特征如圖7。

圖7 不考慮原巖應力時支護應力場分布Fig.7 Distribution of support stress field without considering original rock stress

由圖7 分析可知：原支護方案在頂板上方約2.35 m，對應位置在錨桿錨固端區(qū)域處出現了拉應力區(qū)，而新支護方案巷道圍巖均處于壓應力區(qū)；當巷道開挖后巷道淺部圍巖處于卸荷狀態(tài)，破碎區(qū)圍巖以拉剪破壞為主，原方案中拉應力集中區(qū)容易形成破碎區(qū)從而加劇淺部圍巖的破壞；而新支護方案巷方案采用跨界高效長錨固技術，增加了錨固層厚度，加強了控頂能力使巷道圍巖均處于壓應力區(qū)，有利于改善巷道淺部圍巖受力狀態(tài)，消除頂板拉應力區(qū)，實現頂板應力的連續(xù)傳遞[19]。

巷道圍巖塑性區(qū)的發(fā)展是衡量巷道支護效果的重要指標。2 種支護方案的圍巖塑性區(qū)分布如圖8。

圖8 圍巖塑性區(qū)分布Fig.8 Distribution of plastic zone of surrounding rock

從圖8 可知：原支護方案在頂板上約5.5 m 范圍內發(fā)生塑性破壞，屈服深度約為5.5 m；巷道兩幫約3.5 m 范圍內發(fā)生塑性破壞，原支護條件下圍巖屈服深度均超過3.5 m，尤其是巷道頂板處塑性區(qū)范圍較廣，均超過了錨桿的有效錨固范圍，致使部分錨桿失效，支護效果不佳；新方案中巷道頂板上方約3.5 m 范圍內發(fā)生塑性破壞，兩幫約2.5 m 范圍內發(fā)生塑性破壞。由圖6 分析可知，由于新方案采用高效長錨固技術后圍巖體強度得到了提升，較大程度發(fā)揮了圍巖自身承載性能，塑性區(qū)分布范圍明顯小于前者且均在錨桿錨固范圍內，支護效果有較大提升。

2 方案位移云圖及錨桿測點分布如圖9，2 個方案監(jiān)測位移曲線如圖10。

由圖9 可知：錨固圈層厚度對巷道圍巖淺部變形影響較大，對深部圍巖變形也有一定的改善控制效果；原方案高密度薄錨固圈層的條件下頂幫最大變形量高達148.56、260.86 mm，而采用跨界高效長錨固技術增大錨固圈層厚度后頂幫最大變形量為89.34、141.91 mm，對比原支方案，圍巖穩(wěn)定控制效果有了顯著改善。

圖9 2 方案位移云圖及錨桿測點分布Fig.9 Displacement diagrams of two schemes and distribution of anchor bolt measuring points

由圖10 分析可知：由臨空面至圍巖深部變形量是逐漸遞減的，采用新支護方案后頂板與幫部各測點變形減少量依次別為59.22、21.18 mm 與118.95、55.17 mm，由此可說明，高預應力厚錨固圈層對于圍巖巷道圍巖淺部控制效果較為突出，同時這種抑制效果隨著深入圍巖深處而逐漸衰減。

圖10 2 個方案監(jiān)測位移曲線Fig.10 Monitoring displacement curves of two schemes

4 工程實踐

4.1 表面位移監(jiān)測分析

20101 回風巷掘進期間監(jiān)測范圍內整體頂板下沉量及幫部移近量礦壓監(jiān)測結果如圖11。在現場對8 個測站所在的斷面進行表面位移監(jiān)測結果如圖12和圖13。由圖11 可知：圍巖初期由于受開挖影響頂板下沉量和幫部移近量較大，隨后變形速度逐漸減小。圍巖所需自穩(wěn)時間較短，當巷道開挖至240 m 后巷道表面變形量接近穩(wěn)定，巷道變形量得到了有效控制。待掘進穩(wěn)定后頂板下沉量和幫部移近量僅為21 mm 和42 mm，表明新支護方案顯著改善了巷道圍巖穩(wěn)定性，減小了圍巖變形量。

圖11 表面位移監(jiān)測曲線Fig.11 Surface displacement monitoring curves

圖12 多斷面頂板下沉量變化Fig.12 Variation of multi-section roof subsidence

圖13 多斷面幫部移近量變化Fig.13 Change of approach amount of multi-section slope

由圖12 和圖13 可知：根據不同的巷道表面變形速度把巷道圍巖變形分為劇烈變形期、變形趨緩期、變形穩(wěn)定期3 個時期；多斷面頂板下沉量與幫部移近量分別為21～38 mm 和36～59 mm，變形量均在預設范圍之內且相較原支護有較大改善；頂板和幫部變形量越大，劇烈變形期和變形趨緩期比重越大，且頂板與幫部的變形具有一定的趨同性，實現了幫頂同控的支護目標。

4.2 錨桿軸力監(jiān)測分析

巷道頂板柔性錨桿與幫部錨桿受力變化趨勢如圖14，其中1#、2#測力計為頂板柔性錨桿測力計，3#、4#測力計為幫部錨桿測力計。

圖14 錨桿支護阻力曲線Fig.14 Resistance curves of bolt support

由圖14 可知：2 種錨桿的支護阻力變化較小，頂板柔性錨桿支護阻力基本穩(wěn)定在210 kN 左右，幫部錨桿支護阻力基本穩(wěn)定在50 kN 左右；錨桿受力穩(wěn)定，并沒有在短時間內快速增加，說明了巷道圍巖比較完整，支護有效保證了錨固區(qū)的強度，并且在錨桿施工時及時施加了較大的預應力，充分發(fā)揮了錨桿支護系統(tǒng)主動支護的作用，有效控制了巷道圍巖離層片幫等有害變形[20]。由此說明優(yōu)化設計中要求幫部錨桿的預緊力矩300 N·m 與頂板柔性錨桿預拉力200 kN 是合理有效的。

5 結 論

1）通過現場調研和對原支護方案的系統(tǒng)性分析，發(fā)現原支護參數與掘進設備適配性較差，基礎錨固層薄弱，支護密度高但控頂能力弱是造成支護效果不佳、掘進效率低下的根本原因。

2）針對原支護方案所存在的問題，提出了掘支協同控制對策；通過加大頂板錨固層厚度促使巖層應力連續(xù)傳遞，緩解煤幫的應力集中和片幫情況。提高頂板單根錨桿支護效能以降低支護密度，在保證支護強度的前提下，提高掘支效率。

3）對原有支護方案進行了優(yōu)化，提出了掘進協同新型支護方案；通過FLAC3D數值模擬軟件對2 種支護方案進行了對比分析，分別從巷道圍巖支護應力場分布、塑性區(qū)分布、位移特征3 個方面分析了不同方案下巷道圍巖的穩(wěn)定性并驗證了掘支協同新支護方案的可行性。

4）工程實踐結果表明：采用新支護方案后巷道頂板下沉量小于40 mm，幫部移近量小于60 mm，錨桿預緊力達到設計標準，改善了圍巖控制效果。巷道月進尺突破400 m，支護密度降低約35.7%，實現了掘支協同低密高效的支護目標，緩和掘進效率與掘支安全的矛盾。以期為類似條件下的巷道優(yōu)化支護設計提供借鑒。