羅 文, 黃慶享, 范東林, 陳蘇社, 杜君武, 王生彪, 王慶雄, 王 巍, 郭 強(qiáng)

(1.國(guó)能神東煤炭集團(tuán)有限責(zé)任公司, 陜西 神木 719315; 2.西安科技大學(xué) 能源學(xué)院, 陜西 西安 710054)

長(zhǎng)壁綜采工作面開采后, 在采場(chǎng)四周形成支承壓力, 工作面前方超前支承壓力隨工作面的推進(jìn)而向前移動(dòng)。鑒于回采巷道安全穩(wěn)定性受采動(dòng)超前支承壓力影響較大, 《煤礦安全規(guī)程》規(guī)定: 采煤工作面所有安全出口與巷道連接處超前壓力影響范圍內(nèi)必須加強(qiáng)支護(hù), 加強(qiáng)支護(hù)長(zhǎng)度不得小于20 m, 但未對(duì)超前加強(qiáng)支護(hù)方式和參數(shù)作明確規(guī)定。

我國(guó)煤礦回采巷道超前加強(qiáng)支護(hù)方式由早期的木支護(hù)、金屬摩擦支柱支護(hù)逐步發(fā)展為目前廣泛使用的單體液壓支柱支護(hù)、超前液壓支架支護(hù)和單元式支護(hù)裝置支護(hù)[1–3], 以上超前加強(qiáng)支護(hù)方式均為被動(dòng)支護(hù)方式。隨著智能化綜采技術(shù)的發(fā)展, 工作面巷道斷面日漸增大, 對(duì)減人提效的要求也日益提高, 超前單體被動(dòng)式加強(qiáng)支護(hù)問題日益凸顯[4]: ①巷道斷面大, 支護(hù)裝置安裝勞動(dòng)強(qiáng)度大,支護(hù)效率低, 安全性差, 容易引發(fā)傷人事故; ②增加了工作面端頭作業(yè)人數(shù), 支護(hù)成本增高, 不利于工作面減人提效; ③工作面超前加強(qiáng)支護(hù)工序多,巷道空間利用率低, 影響設(shè)備放置和人員通行; ④受巷道使用限制, 單體支護(hù)只能位于巷道側(cè)邊, 支護(hù)效果較差。

近年來, 我國(guó)煤礦巷道支護(hù)理念與技術(shù)不斷創(chuàng)新和發(fā)展, 支護(hù)效果得到明顯改善[5–7]。特別是巷道圍巖條件比較穩(wěn)定時(shí), 許多巷道支護(hù)過度, 導(dǎo)致頂板在采空區(qū)出現(xiàn)懸頂, 針對(duì)此種情況部分礦井采取了提前退錨的方法來減少懸頂, 采取的被動(dòng)超前支護(hù)和退錨措施增加了巷道作業(yè)人數(shù)和安全風(fēng)險(xiǎn),與礦井智能化和少人化的發(fā)展趨勢(shì)相悖[8–9]。尤其是對(duì)于僅受一次采動(dòng)影響的運(yùn)輸巷, 超前加強(qiáng)支護(hù)方式亟待改進(jìn), 探索新的綜采工作面主動(dòng)式超前支護(hù)方式, 對(duì)實(shí)現(xiàn)工作面智能化和少人化具有重要意義。

目前, 關(guān)于綜采工作面超前加強(qiáng)支護(hù)的問題,國(guó)內(nèi)許多學(xué)者開展了相關(guān)研究。在綜采工作面超前加強(qiáng)支護(hù)裝備方面, 徐亞軍等[10]研制了行走式單元超前液壓支架, 提出了超前液壓支架自適應(yīng)理論; 閆殿華等[11]研究開發(fā)了邁步分體式超前液壓支架組, 有效控制了平朔礦區(qū)綜采工作面回風(fēng)巷圍巖變形, 完全取代了傳統(tǒng)單體支柱支護(hù); 王國(guó)法等[12]提出了“低初撐力+高工作阻力”的超前支護(hù)裝備設(shè)計(jì)思路, 李明忠等[13]基于以上思路, 研發(fā)了具有避錨護(hù)頂、行走調(diào)控和斜坡式連接梁功能的超前液壓支架組, 并在金雞灘煤礦大采高工作面大斷面回采巷道成功應(yīng)用。

在綜采工作面主動(dòng)式超前支護(hù)技術(shù)方面, 有關(guān)學(xué)者提出了采用注漿錨索替代超前單體及超前支架。注漿錨索是主動(dòng)支護(hù)方式, 其結(jié)合了注漿和錨索的雙重優(yōu)點(diǎn), 既能錨固巖體, 漿液又能填充裂隙、固結(jié)破碎巖體以增強(qiáng)圍巖強(qiáng)度, 可有效減小巷道的變形, 在加強(qiáng)支護(hù)動(dòng)壓巷道、深部軟巖巷道、大斷面硐室等方面已經(jīng)取得顯著效果[14–15]。謝龍等[16]采用理論分析和數(shù)值模擬方法, 得到注漿錨索漿液擴(kuò)散半徑與注漿壓力、注漿時(shí)間成正相關(guān)關(guān)系, 并在寸草塔二礦31204工作面成功應(yīng)用, 取消了超前單體和超前支架; 馬振乾等[17]采用新型中空注漿錨索解決了動(dòng)壓大變形巷道錨桿錨固力容易衰減和喪失等問題, 并在蘆嶺煤礦破碎圍巖巷道成功應(yīng)用; 張文康等[18]提出了針對(duì)巖巷采用的高預(yù)緊力、高強(qiáng)度、高剛度和高錨固點(diǎn)即“四高”錨桿支護(hù)、注漿錨索加固支護(hù)結(jié)合底板卸壓的聯(lián)合支護(hù)技術(shù)。

在綜采工作面主動(dòng)式超前支護(hù)與圍巖控制機(jī)理及適用性方面, 姚強(qiáng)嶺等[19]建立了回采工作面主動(dòng)式超前支護(hù)圍巖穩(wěn)定性控制力學(xué)模型, 確定了錨桿(索)及圍巖支護(hù)強(qiáng)度, 實(shí)現(xiàn)了回采巷道服務(wù)全周期一次性主動(dòng)支護(hù), 并在新汶礦業(yè)集團(tuán)、山西焦煤集團(tuán)等多個(gè)礦區(qū)成功應(yīng)用; 王宜清等[20]根據(jù)巷道圍巖力學(xué)模型計(jì)算了超前支承壓力, 并提出了分區(qū)域主動(dòng)式超前支護(hù)方案; 姚強(qiáng)嶺等[21]結(jié)合巷道地質(zhì)條件設(shè)計(jì)錨桿(索)主動(dòng)式超前支護(hù)技術(shù)參數(shù), 對(duì)試驗(yàn)巷道的礦壓顯現(xiàn)規(guī)律進(jìn)行動(dòng)態(tài)監(jiān)測(cè), 對(duì)圍巖松動(dòng)圈發(fā)育程度進(jìn)行了量化分析, 驗(yàn)證了支護(hù)思路的技術(shù)可行性; 李建忠等[22]通過研究得出, 錨桿預(yù)應(yīng)力僅占錨桿主動(dòng)式支護(hù)應(yīng)力的一小部分, 但其對(duì)錨桿主動(dòng)支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)分布有很大的影響; 段繼全[23]通過對(duì)回采巷道主動(dòng)式超前支護(hù)強(qiáng)度校驗(yàn)及可行性評(píng)價(jià), 在長(zhǎng)平煤礦采用錨索工字鋼提前補(bǔ)強(qiáng)替代了單體架棚支護(hù), 降低了工人勞動(dòng)強(qiáng)度。綜上分析, 在圍巖條件較好的情況下, 綜采工作面主動(dòng)式超前加強(qiáng)支護(hù)相對(duì)傳統(tǒng)單體支柱被動(dòng)式支護(hù)方式具有明顯優(yōu)勢(shì)和可行性, 值得發(fā)展和推廣。

筆者以榆家梁煤礦52305工作面運(yùn)輸巷為背景,基于礦壓實(shí)測(cè)和數(shù)值模擬, 對(duì)比分析了單體加強(qiáng)支護(hù)和錨桿(索)主動(dòng)加強(qiáng)支護(hù)兩種情況下的巷道圍巖安全穩(wěn)定性; 理論分析了支護(hù)強(qiáng)度并校驗(yàn)了現(xiàn)場(chǎng)支護(hù)方案的適應(yīng)性及安全性; 綜合論證了運(yùn)輸巷取消單體被動(dòng)支護(hù)的可行性, 并進(jìn)行了工程實(shí)踐驗(yàn)證。

1 巷道圍巖力學(xué)性質(zhì)及其穩(wěn)定性分析

1.1 工作面概況

榆家梁煤礦52305工作面開采5–2煤層, 煤層埋深平均140 m, 傾角1°~3°。工作面地質(zhì)條件簡(jiǎn)單,采用走向長(zhǎng)壁綜合機(jī)械化采煤方法, 采高3.1 m。工作面寬度為322.0 m, 推進(jìn)長(zhǎng)度為2 076.7 m, 巷道布置情況如圖1所示。

圖1 52305工作面平面布置Fig.1 Layout plan of 52305 working face

運(yùn)輸巷為矩形, 寬5.5 m、高3.2 m; 直接頂為細(xì)粒砂巖或中粒砂巖, 平均厚度13.8 m, 穩(wěn)定性一般; 基本頂為粉砂巖, 硬度中等, 平均厚度24.2 m,屬較穩(wěn)定型(Ⅱ); 直接底為粉砂巖, 平均厚度11.2 m,大部分為穩(wěn)定型, 工作面頂、底板巖性及柱狀如圖2所示。

圖2 52305工作面頂、底板巖性及柱狀圖Fig.2 Lithology and columnar section of the roof and floor plates of 52305 working face

對(duì)運(yùn)輸巷頂板和煤幫取樣, 測(cè)得直接頂砂巖抗壓強(qiáng)度為46.43 MPa, 抗拉強(qiáng)度為2.90 MPa, 黏聚力為3.02 MPa, 內(nèi)摩擦角為45.10°; 煤層抗壓強(qiáng)度為27.86 MPa, 抗拉強(qiáng)度為0.68 MPa, 黏聚力為1.38 MPa, 內(nèi)摩擦角為38.70°, 煤巖物理力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 工作面煤層及頂、底板物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of coal and rock in the 52305 working face

1.2 運(yùn)輸巷圍巖穩(wěn)定性

基于巷道圍巖松動(dòng)圈理論[24–25], 在考慮52305工作面運(yùn)輸巷寬高比(寬高比為1.72)對(duì)松動(dòng)圈影響的基礎(chǔ)上, 建立了大跨度矩形巷道等效圓法圍巖松動(dòng)圈修正模型, 如圖3所示。

圖3 大跨度矩形巷道圍巖松動(dòng)圈修正模型Fig.3 Modified model for loose zone of surrounding rock in large-span rectangular tunnels

頂板松動(dòng)圈范圍hct及兩幫松動(dòng)范圍hcs分別為

式中,p0為原巖應(yīng)力, MPa;C為圍巖黏聚力, MPa;φ為圍巖內(nèi)摩擦角, (°);a為巷道寬度, m;b為巷道高度, m。

將相關(guān)參數(shù)代入式(1)和式(2), 計(jì)算得到運(yùn)輸巷頂板松動(dòng)圈高度為1.29 m, 兩幫松動(dòng)圈深度為0.75 m, 均為中松動(dòng)圈, 屬于較穩(wěn)定型。

2 運(yùn)輸巷礦壓顯現(xiàn)規(guī)律實(shí)測(cè)分析

現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)了運(yùn)輸巷無采動(dòng)階段和采動(dòng)超前支承壓力影響階段的錨桿(索)承載特性、兩幫應(yīng)力分布規(guī)律、圍巖移動(dòng)變形規(guī)律和內(nèi)部裂隙發(fā)育特征,掌握了52305工作面運(yùn)輸巷單體被動(dòng)式超前加強(qiáng)支護(hù)條件下運(yùn)輸巷礦壓顯現(xiàn)規(guī)律和圍巖穩(wěn)定性。

2.1 頂板錨桿和錨索承載特性監(jiān)測(cè)

(1)錨桿錨索承載特性監(jiān)測(cè)方案

提前在52305工作面運(yùn)輸巷標(biāo)記9組測(cè)站, 測(cè)站1距離工作面開切眼1 355 m。測(cè)站1、測(cè)站2、測(cè)站3間距10 m, 測(cè)站3、測(cè)站4、測(cè)站5、測(cè)站6和測(cè)站7間距25 m, 測(cè)站7、測(cè)站8和測(cè)站9間距50 m。每個(gè)測(cè)站錨桿(索)編號(hào)如圖4所示, 錨桿錨索測(cè)站位置布置如圖5所示。52305工作面自開切眼推進(jìn)至1 350 m時(shí), 與測(cè)站1距離5 m時(shí)開始監(jiān)測(cè)。

圖4 測(cè)站錨桿和錨索編號(hào)Fig.4 Number of anchor bolts and cables for measuring stations

圖5 測(cè)站位置布置平面圖Fig.5 Layout plan of measuring station

(2)不同階段頂板錨桿(索)工作承載規(guī)律

無采動(dòng)影響階段, 頂板錨桿工作載荷為20~23 kN, 平均22 kN, 最大工作載荷為其預(yù)緊力(20 kN)的115%, 額定工作載荷(50 kN)的46%。頂板錨索工作載荷為147.9~156.9 kN, 平均152.1 kN,最大工作載荷為額定工作載荷(225 kN)的69.7%,預(yù)緊力(180 kN)的87.2%。因此在無采動(dòng)影響階段,頂板錨桿(索)均處于預(yù)緊力工作狀態(tài), 錨索處于預(yù)緊力衰減工作狀態(tài)。

采動(dòng)影響階段, 各測(cè)站頂板錨桿載荷為21.4~41.2 kN, 最大工作載荷為額定工作載荷的82.4%,是無采動(dòng)影響階段的1.8倍。頂板錨索工作載荷為157.6~190.3 kN, 最大工作載荷為額定工作載荷的84.6%, 是無采動(dòng)影響區(qū)的1.2倍。不同階段頂板錨桿、錨索工作載荷分布規(guī)律如圖6和圖7所示。

圖6 頂板錨桿工作載荷變化規(guī)律Fig.6 Variation law of working load of roof bolts

圖7 頂板錨索工作載荷變化規(guī)律Fig.7 Variation law of working load of roof cables

(3)巷道剖面頂板錨桿(索)工作承載規(guī)律

無采動(dòng)影響時(shí), 運(yùn)輸巷沿傾向錨桿載荷分布基本對(duì)稱, 錨索靠副幫稍大。處于采動(dòng)影響峰值時(shí),巷道每排內(nèi)的頂板錨桿工作載荷分布副幫側(cè)略小,錨索工作載荷靠副幫稍大, 如圖8所示。

圖8 巷道剖面頂板錨桿錨索工作載荷分布Fig.8 Distribution of working load of roof bolts and cables along the roadway section

總體上, 錨桿和錨索工作載荷自工作面煤壁前方50 m開始上升, 煤壁前方25 m明顯上升, 煤壁前方5~15 m內(nèi)達(dá)到峰值。頂板錨桿、錨索未發(fā)生屈服和斷裂, 錨桿(索)工作載荷在額定工作載荷的85%以內(nèi), 尚有一定余量, 巷道圍巖安全穩(wěn)定。采動(dòng)影響區(qū)域, 靠近副幫側(cè)頂板錨桿工作載荷受單體支護(hù)影響, 工作載荷略低于正幫側(cè), 錨索工作載荷分布不受單體支護(hù)影響。

2.2 兩幫超前支承壓力分布規(guī)律

(1)兩幫應(yīng)力監(jiān)測(cè)方案

在運(yùn)輸巷提前布置6組測(cè)站, 每個(gè)測(cè)站布置2個(gè)鉆孔應(yīng)力計(jì), 分別位于巷道的正幫和副幫。第1和2組測(cè)站間距5 m, 第2~6組測(cè)站間距10 m, 兩幫應(yīng)力監(jiān)測(cè)方案如圖9所示。采用GZY60(A)型礦用本安型鉆孔應(yīng)力監(jiān)測(cè)設(shè)備在工作面推進(jìn)至距離測(cè)站5 m左右時(shí)開始記錄監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù), 連續(xù)監(jiān)測(cè)5 d直至工作面推進(jìn)至測(cè)站6。

圖9 兩幫應(yīng)力監(jiān)測(cè)方案Fig.9 Two side stress monitoring plan

(2)兩幫應(yīng)力分布規(guī)律

實(shí)測(cè)工作面煤壁前方不同距離兩幫支承應(yīng)力變化規(guī)律如圖10所示, 自工作面煤壁前方20 m兩幫應(yīng)力開始上升, 工作面煤壁前方15 m以內(nèi)上升明顯, 在工作面煤壁前方5 m左右達(dá)到峰值。正幫應(yīng)力峰值系數(shù)1.5; 副幫應(yīng)力峰值系數(shù)1.4, 應(yīng)力分布基本對(duì)稱。

圖10 煤壁前方兩幫支承壓力分布規(guī)律Fig.10 Distribution law of support pressure on the two sides in front of the coal wall

2.3 運(yùn)輸巷圍巖變形及松動(dòng)圈發(fā)育特征

工作面煤壁前方運(yùn)輸巷兩幫和頂、底板變形和圍巖松動(dòng)圈發(fā)育規(guī)律如圖11所示。

圖11 運(yùn)輸巷圍巖移動(dòng)變形規(guī)律及圍巖裂隙發(fā)育特征Fig.11 Movement law and cracks characteristics of surrounding rock in transportation roadway

由圖11可知, 至工作面煤壁前方25 m開始兩幫和頂、底板變形平緩增加; 至工作面煤壁前方15 m兩幫和頂、底板變形量開始明顯增加; 至工作面煤壁前方2 m左右兩幫最大移近量為24 mm, 頂、底板最大移近量為13 mm。

鉆孔窺視表明, 工作面煤壁前方5 m以外未見明顯松動(dòng)破壞, 工作面煤壁前方5 m以內(nèi)的頂板松動(dòng)圈發(fā)育高度為0.5~0.8 m, 正幫(回采幫)松動(dòng)圈深度為0.45 m, 副幫(煤柱幫)松動(dòng)圈深度為0.38 m, 采動(dòng)影響區(qū)圍巖松動(dòng)圈發(fā)育特征如圖12所示。

圖12 采動(dòng)影響區(qū)運(yùn)輸巷最大松動(dòng)圈發(fā)育特征Fig.12 Development characteristics of the maximum loosening zone in the transportation roadway of the mining affected area

實(shí)測(cè)表明, 采用單體超前加強(qiáng)支護(hù)時(shí), 運(yùn)輸巷超前加強(qiáng)支護(hù)段錨桿(索)承載富余, 圍巖變形和松動(dòng)破壞范圍較小, 圍巖安全穩(wěn)定。

3 不同超前加強(qiáng)支護(hù)方式的數(shù)值模擬分析

3.1 模型構(gòu)建

為驗(yàn)證運(yùn)輸巷取消單體被動(dòng)超前加強(qiáng)支護(hù)的可行性, 采用FLAC3D對(duì)比分析了“單體+錨桿錨索支護(hù)”和“錨桿錨索基本支護(hù)”兩種情況下, 采動(dòng)超前支承壓力范圍內(nèi)運(yùn)輸巷的安全穩(wěn)定性。

模型尺寸為426 m×300 m×100 m(長(zhǎng)×寬×高),頂部施加1.75 MPa的等效均布覆巖壓力, 四周邊界采用水平位移約束, 底面采用固定位移約束, 5–2煤層原巖應(yīng)力為3.5 MPa。構(gòu)建的三維模型及模擬步驟如圖13所示。

圖13 FLAC3D數(shù)值模型Fig.13 FLAC3D numerical calculation model

根據(jù)52305工作面運(yùn)輸巷現(xiàn)場(chǎng)支護(hù)參數(shù), 采用Cable建模對(duì)錨桿、錨索支護(hù)進(jìn)行數(shù)值模擬, 頂板錨桿間距0.80~1.25 m, 排距1.00 m, 長(zhǎng)度2.10 m。錨索間距1.50 m, 排距4.00 m, 長(zhǎng)度8.00 m。

3.2 模型可靠性驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算模型的可靠性, 將單體支護(hù)條件下超前支承壓力影響段運(yùn)輸巷圍巖移動(dòng)變形模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)進(jìn)行了對(duì)比, 如圖14所示。數(shù)值模擬得出的運(yùn)輸巷頂、底板移近量最大值為14 mm, 兩幫移近量最大值為26 mm, 與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果基本吻合, 數(shù)值計(jì)算模型力學(xué)參數(shù)見表2。

表2 數(shù)值計(jì)算模型力學(xué)參數(shù)Table 2 Numerical simulation mechanical parameters

圖14 圍巖移動(dòng)變形結(jié)果對(duì)比Fig.14 Comparison results of surrounding rock movement and deformation

3.3 不同加強(qiáng)支護(hù)方式圍巖穩(wěn)定性分析

根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果可知, 工作面充分采動(dòng)后,運(yùn)輸巷正幫3 m深處的應(yīng)力峰值為5.5 MPa, 峰值系數(shù)為1.60, 位于煤壁前方6 m處, 支承壓力影響范圍為24 m。運(yùn)輸巷副幫3 m深處應(yīng)力峰值為5.0 MPa,峰值系數(shù)為1.43, 位于煤壁前方6.5 m處, 支承壓力影響范圍為24 m, 與實(shí)測(cè)結(jié)果基本吻合。根據(jù)上述分析, 運(yùn)輸巷兩幫受超前支承壓力影響顯著區(qū)域位于煤壁前方6 m處, 以該位置作為主要研究對(duì)象,分析“單體+錨桿錨索支護(hù)”和“錨桿錨索基本支護(hù)”兩種情況下的圍巖穩(wěn)定性。

(1)圍巖控制效果分析

“單體+錨桿錨索支護(hù)”條件下, 單體支柱使巷道頂板淺層0.5 m以內(nèi)的壓應(yīng)力由1.5 MPa增加到2.0 MPa, 運(yùn)輸巷副幫側(cè)一排錨桿(索)受力略有減弱。單體支護(hù)對(duì)頂板0.5 m以上的頂板壓應(yīng)力區(qū)作用微弱, 如圖15所示。

圖15 有單體支護(hù)的圍巖控制效果Fig.15 Control effect of surrounding with individual support

單根錨桿對(duì)頂板的擠壓力為2.5 MPa, 支護(hù)范圍為0.16 m2, 對(duì)頂板2 m內(nèi)的巖層具有較明顯的支護(hù)作用。單根錨索對(duì)頂板的擠壓力為5.0 MPa, 支護(hù)范圍為0.25 m2, 對(duì)頂板8 m內(nèi)的巖層具有較明顯的支護(hù)作用, 無單體支護(hù)的圍巖控制模擬效果如圖16所示。

圖16 無單體支護(hù)的圍巖控制效果Fig.16 Control effect of surrounding rock without individual support

運(yùn)輸巷取消單體支護(hù)后, 巷道圍巖垂直應(yīng)力分布與有單體支護(hù)時(shí)基本一致, 頂板以上均形成了厚度較大的有效壓應(yīng)力區(qū), 錨桿(索)主動(dòng)式支護(hù)對(duì)頂板具有很好的支護(hù)效果。

(2)圍巖移動(dòng)變形及塑性區(qū)發(fā)育特征分析

單體支柱使頂板0.6 m以內(nèi)的頂板垂直位移由15 mm減小到10 mm。有、無單體支護(hù)時(shí), 頂板下沉量均在15 mm以內(nèi), 兩幫移近量均在26 mm以內(nèi)(圖17), 圍巖總體移動(dòng)變形規(guī)律基本一致; 頂板塑性區(qū)高度均在1.1 m以內(nèi), 兩幫塑性區(qū)深度均在0.6 m以內(nèi)(圖18), 并無明顯差異, 與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)基本吻合。

圖17 巷道圍巖垂直位移分布Fig.17 Vertical displacement distribution of roadway surrounding rock

圖18 巷道圍巖塑性區(qū)分布Fig.18 Plastic zone distribution in surrounding rock

綜上所述, 采動(dòng)支承壓力影響下, 單體支柱僅對(duì)頂板0.6 m以內(nèi)局部淺層頂板具有一定的支撐作用, 其支護(hù)范圍和強(qiáng)度遠(yuǎn)小于錨桿和錨索的協(xié)同支護(hù)。取消單體支護(hù)后, 運(yùn)輸巷圍巖應(yīng)力, 頂、底板和兩幫移近量, 圍巖塑性區(qū)變化不大。數(shù)值模擬結(jié)果表明, 運(yùn)輸巷超前支承壓力影響區(qū)的錨桿和錨索協(xié)同支護(hù)強(qiáng)度能夠保證巷道的安全, 副幫側(cè)單體支護(hù)對(duì)巷道的支護(hù)作用有限, 具備取消單體支護(hù)的條件。

4 運(yùn)輸巷現(xiàn)場(chǎng)支護(hù)強(qiáng)度及安全性理論校驗(yàn)

現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)和數(shù)值模擬均表明, 52305工作面運(yùn)輸巷單體超前加強(qiáng)支護(hù)段, 圍巖安全穩(wěn)定?；谝陨涎芯? 采用理論計(jì)算研究現(xiàn)場(chǎng)支護(hù)參數(shù)的支護(hù)強(qiáng)度, 評(píng)估其適應(yīng)性和安全性, 校驗(yàn)數(shù)值模擬的可靠性, 為進(jìn)一步確定運(yùn)輸巷合理的超前加強(qiáng)支護(hù)方式提供依據(jù)。

4.1 考慮兩幫破壞的巷道自穩(wěn)平衡拱理論

巷道在開挖未支護(hù)的情況下, 圍巖在一定狀況下可以達(dá)到自穩(wěn)狀態(tài), 該狀態(tài)巷道圍巖能夠抵抗正常的地應(yīng)力作用, 稱為巷道圍巖自穩(wěn)平衡現(xiàn)象[26]。合理的巷道支護(hù)應(yīng)將“底板–兩幫–頂板”視為一個(gè)系統(tǒng), 考慮底板和兩幫對(duì)頂板自穩(wěn)平衡拱的影響, 按照巷道自穩(wěn)平衡拱理論確定錨桿和錨索的支護(hù)范圍[27]。一般而言, 兩幫的極限平衡圈深度與松動(dòng)圈接近, 而頂板的極限平衡圈高于松動(dòng)圈。

鑒于52305工作面運(yùn)輸巷圍巖屬于較穩(wěn)定型,底板未見底臌現(xiàn)象, 筆者采用考慮兩幫破壞的巷道自穩(wěn)平衡拱(圖19)計(jì)算運(yùn)輸巷錨桿和錨索的支護(hù)參數(shù)。

圖19 考慮兩幫破壞的巷道自穩(wěn)平衡拱示意Fig.19 Schematic diagram of roadway self stable equilibrium arch considering two sides failure

(1)運(yùn)輸巷兩幫的極限破壞深度

無支護(hù)條件下, 巷道兩幫的破裂面近似與巷道幫部呈（90°-φ）/2夾角, 兩幫最大破壞深度計(jì)算式為

式中,c為兩幫最大破壞深度, m;φ為幫部巖層內(nèi)摩擦角, (°)。

(2)頂板的自然冒落拱高度

巷道頂板自然冒落拱高度的計(jì)算式為

式中,α為煤層傾角, (°);k為頂板巖層穩(wěn)定性系數(shù);f為頂板普氏系數(shù)。

(3)自穩(wěn)平衡拱高度

考慮兩幫的破壞深度時(shí), 巷道的等效寬度為a+2c, 頂板自穩(wěn)平衡拱高度的計(jì)算式為

式中,h為頂板自穩(wěn)平衡拱高度, m;γ覆巖平均容重, kN/m3;H為巷道埋深, m;t0σ為頂板巖層抗拉強(qiáng)度, MPa。

4.2 運(yùn)輸巷支護(hù)參數(shù)理論計(jì)算

(1)錨桿和錨索的長(zhǎng)度

錨桿(索)長(zhǎng)度的計(jì)算式為

式中,L為錨桿(索)長(zhǎng)度, m;L1為錨桿(索)外露長(zhǎng)度,m;L2為錨桿(索)有效長(zhǎng)度, m;L3為錨桿(索)錨固長(zhǎng)度, m。

根據(jù)上述分析, 錨桿有效長(zhǎng)度應(yīng)大于自然冒落拱高度, 錨索有效長(zhǎng)度應(yīng)大于自穩(wěn)平衡拱高度。

(2)錨桿和錨索的錨固力

錨桿(索)的錨固力應(yīng)不小于被支護(hù)巖層的質(zhì)量,不穩(wěn)定巖層壓力的計(jì)算式為

式中,q為不穩(wěn)定巖層壓力, kPa。

考慮到錨固效果, 設(shè)計(jì)錨固力Q=KqS, 其中,K為安全系數(shù), 一般取1.5~2.0;S為單根錨桿錨固面積, 取1.0 m2。

(3)錨桿和錨索的直徑

根據(jù)桿體承載力與錨固力等強(qiáng)度原則, 錨桿(索)直徑計(jì)算公式為

式中,d為錨桿(索)直徑, mm;tσ為桿體抗拉強(qiáng)度,MPa。

(4)錨桿和錨索的間排距

根據(jù)每根錨桿錨固力大小和不穩(wěn)定巖層壓力確定錨桿間距l(xiāng)1與排距l(xiāng)2, 則錨桿間排距應(yīng)滿足:

根據(jù)實(shí)踐經(jīng)驗(yàn), 錨索支護(hù)密度不宜過大, 否則會(huì)增加支護(hù)成本和降低成巷速度, 對(duì)于一般巷道,通常每2~3排錨桿布置1~2根錨索, 取錨桿排距的整數(shù)倍。

(5)理論計(jì)算參數(shù)

52305 工作面運(yùn)輸巷寬5.5 m, 高3.2 m。頂板巖層穩(wěn)定性系數(shù)為0.7, 抗拉強(qiáng)度為2.9 MPa, 普氏系數(shù)為4.64; 煤層內(nèi)摩擦角為38.7°, 傾角為1°; 覆巖平均容重為25 kN/m3, 埋深為140 m; 安全系數(shù)為1.7。錨桿外露長(zhǎng)度0.05 m, 錨固長(zhǎng)度0.6 m, 桿體抗拉強(qiáng)度為500 MPa。錨索外露長(zhǎng)度0.24 m, 錨固長(zhǎng)度1.2 m, 抗拉強(qiáng)度為1 100 MPa。

將以上參數(shù)代入式(3)~(9), 得到, 自然冒落拱高度為1.1 m, 錨桿長(zhǎng)度不小于1.75 m; 自穩(wěn)平衡拱高度為3.3 m, 錨索長(zhǎng)度不小于4.74 m。錨桿錨固力不小于47 kN, 錨索錨固力不小于140 kN。錨桿直徑不小于11 mm, 錨索直徑不小于13 mm。錨桿間排距滿足l1l2≤1.7, 當(dāng)錨桿間排距相等時(shí), 間排距不超過1.3 m。

4.3 運(yùn)輸巷現(xiàn)場(chǎng)支護(hù)強(qiáng)度適應(yīng)性及安全評(píng)價(jià)

(1)運(yùn)輸巷現(xiàn)場(chǎng)錨網(wǎng)的基本支護(hù)參數(shù)

運(yùn)輸巷寬度5.5 m, 高度3.2 m。頂板錨桿型號(hào)為φ18 mm×2 100 mm螺紋鋼錨桿, 每排5根, 間距0.80~1.25 m, 排距1.0 m。錨索型號(hào)為φ21.6 mm×8 000 mm鋼絞線錨索, 每排3根, 排距4 m, 間距1.5 m。副幫每排布置3根φ27 mm×2 100 mm玻璃鋼錨桿, 間距1.2 m, 排距1.0 m, 呈矩形布置, 正幫不支護(hù)。錨桿錨固力85 kN, 錨索錨固力225 kN。

根據(jù)理論計(jì)算, 52305工作面運(yùn)輸巷的基本支護(hù)參數(shù)為: 錨桿長(zhǎng)度1.8 m, 錨索長(zhǎng)度5 m。現(xiàn)場(chǎng)支護(hù)參數(shù)均高于理論計(jì)算結(jié)果, 詳情見表3。

表3 運(yùn)輸巷頂板支護(hù)參數(shù)與理論計(jì)算結(jié)果對(duì)比Table 3 Comparison of real roof support parameters and theoretical calculation of the transportation entry

(2)運(yùn)輸巷超前加強(qiáng)支護(hù)方式

在運(yùn)輸巷基本支護(hù)參數(shù)的基礎(chǔ)上, 采用單體靠副幫0.8 m單排布置進(jìn)行超前加強(qiáng)支護(hù), 間距2 m,共12根。超前加強(qiáng)支護(hù)距離22 m。單體液壓支柱型號(hào)DW32–400/110, 工作阻力400 kN, 油缸直徑110 mm。超前加強(qiáng)支護(hù)段支護(hù)斷面如圖20所示。

圖20 運(yùn)輸巷超前加強(qiáng)支護(hù)段斷面支護(hù)布置Fig.20 Cross section diagram of advanced reinforced support section for transportation roadway

(3)運(yùn)輸巷頂板超前支護(hù)強(qiáng)度校核

運(yùn)輸巷頂板單位面積超前加強(qiáng)支護(hù)強(qiáng)度為

式中,P為單位面積超前加強(qiáng)支護(hù)強(qiáng)度, kN/m2;n1,n2和n3分別為長(zhǎng)度l范圍頂板錨桿、錨索和單體數(shù)量;Qmg,Qms和Qdt分別為錨桿錨固力、錨索錨固力和單體支撐力, kN;l為相鄰兩排錨索排距, m。

運(yùn)輸巷超前加強(qiáng)支護(hù)段頂板額定支護(hù)強(qiáng)度為

式中,P0為超前支護(hù)段額定支護(hù)強(qiáng)度, kN/m2;K0為采動(dòng)應(yīng)力系數(shù);L0為錨桿錨入頂板深度, m。

根據(jù)52305工作面運(yùn)輸巷地質(zhì)條件及現(xiàn)場(chǎng)支護(hù)參數(shù)可知, 錨桿和錨索的錨固力分別為85 kN和225 kN, 單體支柱的支撐力為400 kN。相鄰兩排錨索距離為4 m。每4 m范圍內(nèi)共有20根錨桿、3根錨索和2根單體支柱, 采動(dòng)應(yīng)力系數(shù)取1.8, 錨桿錨入頂板深度取2.0 m。將相關(guān)參數(shù)代入式(10)和式(11),得到超前加強(qiáng)支護(hù)段頂板的額定支護(hù)強(qiáng)度為90 kN/m2?，F(xiàn)場(chǎng)支護(hù)強(qiáng)度為144 kN/m2, 其中單體支柱提供的支護(hù)強(qiáng)度為36 kN/m2, 錨桿和錨索提供的支護(hù)強(qiáng)度為108 kN/m2。

理論計(jì)算結(jié)果表明, 運(yùn)輸巷超前加強(qiáng)支護(hù)強(qiáng)度是頂板額定支護(hù)強(qiáng)度的1.6倍, 明顯富余, 巷道圍巖安全穩(wěn)定。取消單體支護(hù)后, 運(yùn)輸巷支護(hù)強(qiáng)度是頂板額定支護(hù)強(qiáng)度的1.2倍, 仍有20%的富余量。驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性, 52305工作面運(yùn)輸巷具備取消單體被動(dòng)支護(hù)的條件。

5 工程試驗(yàn)

根據(jù)上述研究結(jié)果可知, 52305工作面運(yùn)輸巷具備取消單體被動(dòng)支護(hù)的條件, 榆家梁煤礦據(jù)此在52305工作面運(yùn)輸巷超前加強(qiáng)支護(hù)段進(jìn)行了取消單體支護(hù)工程試驗(yàn)。試驗(yàn)期間, 對(duì)工作面超前6 m范圍內(nèi)的錨桿(索)進(jìn)行了承載特性監(jiān)測(cè), 靠近副幫側(cè)的錨桿平均工作載荷較有單體支護(hù)時(shí)增加了7.5%,其他錨桿工作載荷變化不大(圖21), 錨索工作載荷與有單體支護(hù)時(shí)基本一致。

圖21 煤壁前方6 m以內(nèi)巷道剖面頂板錨桿載荷分布Fig.21 Load distribution of roof bolts on the profile of transportation roadway within 6 m in front of the coal wall

總體上, 錨桿(索)工作載荷均在額定范圍以內(nèi)。工作面煤壁前方20 m內(nèi)頂、底板和兩幫移近量很小, 兩幫無片幫現(xiàn)象, 圍巖安全穩(wěn)定。取消單體支護(hù)后煤壁前方運(yùn)輸巷圍巖狀況如圖22所示。

圖22 取消單體支護(hù)后運(yùn)輸巷圍巖現(xiàn)場(chǎng)狀況Fig.22 On site condition of surrounding rock along the transportation roadway after the cancellation of single hydraulic prop

實(shí)踐表明, 52305工作面運(yùn)輸巷超前加強(qiáng)支護(hù)段取消單體支護(hù)后, 減少了端頭作業(yè)人員數(shù)量, 工作面推進(jìn)速度和生產(chǎn)效率明顯提高。

6 結(jié) 論

(1)基于巷道圍巖松動(dòng)圈理論, 建立了大跨度矩形巷道等效圓法圍巖松動(dòng)圈修正模型, 得出52305工作面運(yùn)輸巷圍巖屬于較穩(wěn)定型。

(2)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)掌握了采動(dòng)超前支承壓力規(guī)律、圍巖變形和松動(dòng)圈及錨桿錨索工作阻力。運(yùn)輸巷超前加強(qiáng)支護(hù)段錨桿(索)承載富余, 圍巖變形和松動(dòng)破壞范圍較小, 圍巖安全穩(wěn)定。

(3)基于實(shí)測(cè)進(jìn)行了數(shù)值模擬, 結(jié)果表明運(yùn)輸巷超前單體支柱僅對(duì)頂板淺層局部巖層具有支撐作用, 其支護(hù)影響范圍和強(qiáng)度遠(yuǎn)小于錨桿和錨索協(xié)同支護(hù)作用。取消單體支護(hù)后, 運(yùn)輸巷圍巖移近量和塑性區(qū)變化不大。

(4)采用巷道自穩(wěn)平衡拱理論, 考慮兩幫破壞的等效影響, 計(jì)算了運(yùn)輸巷合理支護(hù)參數(shù), 并對(duì)超前支護(hù)強(qiáng)度進(jìn)行了校驗(yàn)。運(yùn)輸巷現(xiàn)行頂板支護(hù)是額定支護(hù)強(qiáng)度的1.6倍, 取消單體支護(hù)后支護(hù)強(qiáng)度仍有20%的富余, 具備取消單體支護(hù)的條件。

(5)實(shí)踐表明, 榆家梁煤礦52305工作面運(yùn)輸巷取消單體超前加強(qiáng)支護(hù)后, 圍巖安全穩(wěn)定, 減少了端頭作業(yè)人數(shù), 工作面推進(jìn)速度明顯提高。