邢東礦深部巷道圍巖支護技術

劉偉鋒，莊 昕，黃成麟

（1.運城職業技術學院 科技產業處，山西 運城 044000；2.河南工程學院 理學院，河南 鄭州 451191；3.福州理工學院，福建 福州 350506）

隨著我國煤礦開采深度逐年增加，大采深巷道受到高應力的作用，表現出巷道圍巖的急劇變形，尤其在極為復雜多變的巖體和應力環境下，巷道圍巖的穩定性控制將面臨更大的挑戰[1]。在深部大變形巷道圍巖控制方面，眾多學者進行了大量研究。孫利輝等[2]研究深部軟巖巷道強烈底鼓發生機理及治理方法，并進行相似模擬試驗，提出了巷道底板錨索束+底板深淺注漿的治理方案；康紅普等[3]以新汶礦區深井巷道為工程背景，基于實測與數值模擬研究，確定新汶華豐礦-1 180 m回風大巷采用全斷面高預應力、高強度錨桿與錨索及注漿聯合支護加固方式。方新秋等[4]采用錨網索噴+錨注聯合支護技術，利用新型專利注漿錨桿，對大巷周圍2 m范圍注漿，能夠有效解決深部軟巖高應力動壓巷道維護的技術難題，控制大巷變形。劉少偉等[5]以錨桿作用機理為依據，分析了滑移區域內微小單元體的受力特征，提出了滑移型底鼓阻滑控制措施。李季等[6]采空區側向圍巖應力場的主應力方向會發生顯著變化，導致深部沿空巷道圍巖形成非均勻塑性區，同時在主應力集中及支護體延伸性能弱等主要因素的共同影響下，深部沿空巷道出現非均勻大變形。針對邢東礦-980 m大巷圍巖變形嚴重的實際情況，采用現場觀測及理論分析等方式，提出合理的支護技術，起到控制圍巖變形和防治底鼓的作用。

1 工程概況

邢東礦設計生產能力為0.6 Mt/a，-980 m水平為二水平，其大巷所處位置埋深約為1 000 m，半圓拱形斷面，巷道斷面尺寸為3.5 m×4.5 m(寬×高)，巷道采用錨噴支護方式，采用φ22 mm×2 400 mm的螺紋鋼錨桿，間距和排距均為800 mm；采用φ21.8 mm×8 500 mm的鋼絞線錨索支護，間排距2 000 mm×800 mm，初噴與復噴的噴厚均為50 mm。-980 m大巷掘進過后，巷道圍巖變形問題較為明顯，圍巖破壞范圍大，巷道底鼓現象尤為嚴重，支護體破壞嚴重，局部錨桿索及槽鋼破斷現象嚴重。

運用鉆孔窺視儀結合現場鉆孔柱狀圖對巷道巖層特征及裂隙分布情況進行分析，大巷圍巖鉆孔觀測結果如圖1?？芍锏来┻^多個地質層位，巖性主要由煤、灰巖、泥巖和粉砂巖構成，以灰巖為主，其內含泥質且豐富海相動物化石，巷道圍巖整體松散軟弱，一般比較破碎，且存在縱向裂隙，易于受工程擾動。

圖1 大巷圍巖鉆孔觀測結果

2 巷道圍巖變形觀測分析

由于-980 m水平大巷具有埋深大、高應力的賦存條件，在巷道掘進過后約50 m位置開始，每隔30 m布置1個測點，共布置3個測點進行巷道表面收斂觀測，并進行分析，為支護形式、支護參數的確定提供依據。表面收斂觀測采用十字交叉法。在-980 m大巷位置設置3個觀測站，主要觀測頂底板和兩幫移近量。經過一定周期的觀測，得出-980 m巷道變形量，各測站表面位移量統計表見表1。

由表1可知，第1測點兩幫移近量達到了119 mm，上高變形量達到144 mm，下高變形量達到155 mm，即頂底變形量達到299 mm。第2測點的兩幫移近量達到了149 mm，上高變形量達到148 mm，下高變形量達到266 mm，即頂底變形量達到414 mm。第3測點中可以得兩幫移近量達到了139 mm，上高變形量達到142 mm，下高變形量達到150 mm，即頂底變形量達到292 mm。

表1 各測站表面位移量統計表

通過分析礦壓顯現觀測結果可知：頂底板變形量比兩幫變形量大，其中底板變形尤為嚴重，最大達266 mm；-980 m大巷頂底板變形速率比兩幫變形速率大，最大達到2.48 mm/d。根據大巷圍巖變形量及變形速率可知，巷道整體圍巖變形量較大，尤其巷道底鼓現象較為明顯，并且巷道圍巖較為破碎。

3 巷道圍巖變形支護技術

根據礦井實際情況[7-8]，提出環形支架支護對大巷的圍巖整體控制，采用封閉U型鋼環形支架和底板組合錨索注漿加固復合支護技術，起到整體支護結合局部補強的大巷圍巖支護設計[9-10]。

3.1 環形支架承載能力計算

通過對-980 m水平大巷圍巖地質及變形分析，可知，巷道圍巖變形量均較大，所以提出長環形鋼金屬支架支護方案，采用36號U型鋼環形支架，通過運用力學分析[11]對環形鋼可縮性支架的承載能力進行分析，根據巷道使用需要，幾何條件為AB段半徑 R=3 100 mm，BC段半徑R1=1 000 mm，弧AB角度 α1＝β1/2＝37°，弧 BC 角度 α2＝38°，弧 CD 角度 α3=β2/2=15°，均部壓力q。支架結構如圖2。

由圖2，環形支架結構載荷均對稱，因此研究AB、BC、CD 3段即可，對稱荷載作用下對稱截面上不會存在反對稱內力，則A、D截面處剪力為0。通過對AB、BC、CD上的均布荷載向水平方向投影，求出A截面軸力NA，通過均布荷載q在弧AB、BC、CD段水平方向上的投影得到軸力NA為：

式中：FAB為AB段荷載水平方向投影；FBC為BC段荷載水平方向投影；FCD為CD段荷載水平方向投影；q為均布荷載。

圖2 環形支架載荷計算類型（均布載荷）

為求得A截面彎矩MA，列出AB、BC、CD段上任意一截面處的彎矩方程及內力表達式，AB段彎矩方程為：

式中：MAB為AB段彎矩；MA為A處彎矩；NA為A處軸力。

式中：NA為A處軸力；NB為B處軸力。

式中：QB為B處剪力；R為AB弧半徑。

式中：MB為B處彎矩；MA為A處彎矩。

BC段彎矩方程為：

式中：MBC為BC段彎矩；R1為BC弧半徑。

C截面內力為：

式中：NC為C處內力；NB為B處內力。

式中：QC為C處剪力。

式中：MC為C處彎矩。

CD段彎矩方程為：

式中：MCD為CD處彎矩；R為CD弧半徑。

式中：ND為D處內力。

式中：QD為D處剪力。

式中：MD為D處彎矩。

設在A截面處作用一單位力偶MO=1時，此時各截面處在其作用下的彎矩均相等：

根據莫爾定理，欲使結構穩定，AB、BC、CD段上由于彎矩使A點所產生的轉角應為0，從而：

式中：E為彈性模量；I為慣性矩。

將式（2）、式（5）、式（6）、式（9）、式（10）代入式（14），解得：MA=2.74q。將 MA，NA值代入內力表達式中得到B、C、D截面處的內力分別為：NB=2.20q，NC=1.53q，ND=1.77q；QB=0.68q，QC=0.74q，QD=1.13q；MB=2.04q，MC=1.78q，MD=2.34q。其余對稱截面處內力均與A、B、C、D截面內力分別對應相同，彎矩絕對值最大在A點，型鋼U36的截面參數為：支架長度L=14.28 m，彈性極限 350 MPa，抗彎截面模量 Wx＝137 cm3，屈服極限520 MPa，截面積A=45.7 cm2，取均布載荷集度q＝1 N/m，那么，最大應力為20.431 kPa。

式中：Wx為抗彎截面模量；A為截面積。

載荷集度增大系數?為17 131：

式中：σx為彈性極限。

由彈性極限計算得到的支架承載能力p：

單一支架時i=1，p=?Lq，取均布載荷集度q=1 N/m，支架長度L=14.28 m，得p=244.63 kN。

根據理論計算結果得出長環形U型鋼可縮性支架承載能力能夠達到244.63 kN，具有很強的承載能力，能夠有效地控制邢東礦巷道的圍巖變形情況。

通過以上分析可知，當巷道圍壓比較均勻時，選用全封閉U型鋼可縮性支架可有效控制圍巖變形，但是如果巷道存在局部變形較大就需要在整體采用U型鋼可縮性支架的同時將局部區域進行特殊加固。

3.2 底板組合錨索注漿支護設計

通過巷道觀測及圍巖移近量可知，巷道底鼓問題較為突出，因此需要對底板進行特殊支護處理，提出底板組合錨索注漿支護設計控制巷道底鼓。

錨索規格φ17.8 mm×10 500 mm，間排距為1 000 mm×2 000 mm，每排 3根錨索，兩側錨索外擺 15°，中心錨索垂直底板布置，每排錨索配用1個工字鋼梯子梁，底板錨索組合圖如圖3，三孔托盤規格為200 mm×200 mm×12 mm，采用φ80 mm孔徑鉆頭打孔。

圖3 底板錨索組合圖

錨索推入孔底，用水泥、水玻璃雙液漿封孔，2 d后采用風動注漿泵壓力為6 MPa，按設計水泥漿比例進行深孔高壓注漿。注漿后安裝托盤索具，對錨索20 MPa張拉力張拉，切斷多余的鋼絞線。

大采深巷道受到高應力的作用[12-13]，表現出巷道圍巖的急劇變形，特別容易出現巷道圍巖變形，通過采用封閉U型鋼環形支架和底板組合錨索注漿加固復合支護技術能夠增加支護體的承載能力，尤其加強底板的局部支護強度，從而有效地控制大采深巷道圍巖變形和底鼓[14-15]。

巷道由于埋深大，巷道支護變形較為嚴重，巷道變形明顯的因素是埋深應力大，巷道收縮變形較為嚴重，因此在采用U型鋼配合底板組合錨索注漿支護的基礎上配合錨噴支護，不斷提高和改善圍巖自身強度的主動支護理念，達到改善其支護狀況，保證安全生產的目的。噴漿采用初噴與復噴相結合的方式，在巷道擴刷完成后先進行初噴，噴層厚度為30 mm，封閉巷道圍巖并作為臨時支護，初噴后依舊采用φ22 mm×2 400 mm錨桿，間排距均為800 mm，并采用φ21.8 mm×8 500 mm錨索，間排距2 000 mm×800 mm進行圍巖支護。在安設好U型鋼環形支架和打好錨桿后進行復噴，厚度為60 mm，之后再進行底板組合錨索注漿支護，作為永久支護。

4 支護效果分析

通過在-980 m水平主暗聯巷進行現場工業試驗，采用全封閉U型鋼環形支架配合底板組合錨索注漿聯合錨噴加固支護技術。在試驗段主暗聯巷中間布置1個深基點觀測站，頂板深基點變形曲線如圖4，圖中可以得出巷道圍巖發生位移主要集中在0～1 m和2.5～4 m 范圍內，到30 d左右頂板變形趨于穩定。同時布置巷道底鼓變形量觀測，試驗段大巷底板位移觀測圖如圖5，可知，巷道底板位移量在8個月后，共達到260 mm并趨于穩定。

圖4 試驗段大巷頂板深基點位移圖

圖5 試驗段大巷底板位移觀測圖

采用了全封閉U型鋼環形和底板組合錨索注漿聯合錨噴加固復合支護技術，對巷道變形起到很好的控制作用，圍巖平均變形速度大大降低。在觀測期間巷道底板未發現明顯鼓出，此巷道圍巖控制技術能夠很好控制圍巖變形，保證礦井安全生產。

5 結論

1）通過現場實測得知，巷道整體圍巖變形量較大，圍巖較為破碎，尤其巷道底鼓現象較為明顯，理論分析是由于巷道圍巖高應力、支護結構不合理等共同導致巷道圍巖破壞變形。

2）通過力學計算分析得出環形支架具有較強的承載能力，提出環形支架進行整體支護、底板組合錨索注漿加固支護技術，并結合錨噴支護技術共同形成復合支護技術，能夠有效地控制巷道的變形。