底鼓綜合治理方案設計及應用淺析

李 偉

（山西霍寶干河煤礦有限公司，山西 臨汾 041602）

1 工程概況

干河煤礦右翼輔運巷承擔該礦井田內+80水平一采區煤炭的運輸任務。右翼輔運巷所處2#煤層均厚3.75m，凈寬4.8m、凈高3.6m。煤層無偽頂，直接頂為平均厚度2.45m的細粒砂巖，老頂為平均厚度4.8m的K8中粒砂巖，直接底為平均厚度2.9m的炭質泥巖，老底為平均厚度3.1m的K7中粒砂巖。右翼輔運巷支護采用錨網（桿）、錨索+錨梁聯合支護，頂部每排為7根Φ22×2500mm高強螺紋鋼錨桿間排距為800×800mm，配合7孔4.8m錨梁支護；頂錨索為“三·三”布置，采用Φ21.6×8200mm鋼絞線制作，間排距為1600×2400mm，兩幫每排4根Φ22×2500mm高強螺紋鋼錨桿，間排距為800mm；網選用菱形網，頂網規格為5600×1000mm，幫網規格為3200×1000mm。目前右翼輔運軌10點前約28m處底鼓嚴重，如圖1所示，該處地面硬化層開裂，底鼓最嚴重處巷凈高由3.6m縮小至2.6m，起底工程量較大。

2 底鼓原因及破壞類型分析

圖1 右翼輔運巷底鼓區域示意圖

2.1 底鼓原因分析

經現場調查，目前右翼輔運巷軌10點前約28m處約10m范圍內平均底鼓量約0.8m，底板整體向上運動致使硬化層開裂，但頂板及兩幫的變形程度較小，認為其成因主要為以下幾點：

1）地應力較大，該礦一采區右翼埋深超過300m，在軌10處進行地應力實測，結果顯示該處的垂直主應力為11.30MPa、最大水平主應力為15.21MPa、最小主應力為8.4MPa，其中水平應力為北偏東80°幾乎與右翼輔運巷垂直，因此對巷道圍巖應力分布會造成較大影響，底鼓區西北側約100m存在落差0～20m的DF38斷層，對其有一定影響；

2）右翼輔運巷設計支護參數僅對巷幫和頂板進行支護，底板未進行支護，底板會由于應力集中出現鼓起、變形；

3）采動影響大，右翼輔運巷軌10東側正在進行2-126綜采工作面回采作業，采動產生的超前支承壓力可能會傳到至右翼輔運巷軌10附近，造成該處底鼓。

2.2 底鼓破壞類型

巷道開挖后為兩向應力狀態，破壞了未開挖時原巖應力下平衡的三軸應力狀態，使得底板巖層在應力持續作用下向巷道內的無應力區變形，底板淺部應力得到釋放后進入塑性狀態，應力向圍巖深部轉移尋找新的承載結構；但是底板圍巖淺部的應力釋放后，該部分巖層僅能在自身黏結力的作用下保持穩定，二次擾動會加劇底板淺部圍巖的破壞程度，使底板巖層裂隙在擾動及應力作用下向深部進一步拓展，擴大底板破壞深度及范圍[1]。

通過上文底鼓原因分析可知，該處右翼輔運巷由于高應力、底板無支護的狀態，在受到2-126工作面采動影響及水平應力作用高于底板淺部巖層的極限承載能力時，底板淺部巖層骨架破碎、進一步膨脹變形。由于巷道未對底板進行支護，則一部分垂直應力會傳遞至底板與底板巖層存在的水平應力相交，而傳遞至底板的部分垂直應力小于水平應力，則底板巖層會在巷道底板中部產生擠壓流動性底鼓，如圖2所示。

圖2 擠壓流動性底鼓示意圖

2.3 底板破壞深度計算

巷道底板破壞深度與巷道埋深、圍巖巖性、支護形式、斷面形狀及圍巖塑性區寬度有關。通過式1可以計算出圍巖塑性區寬度x，式2可以計算得到塑性滑移線場理論下底板破壞深度h[2]，為底鼓治理提供依據。

其中：k為應力集中系數，取2；Px為巷道所受支護阻力，取0.15MPa；γ為覆巖平均容重，取24kN/m3；A為右翼輔運巷側壓系數，取0.35；C為右翼輔運巷煤層界面粘聚力，取0.6MPa；m為該巷道高度，取3.6m；H為右翼輔運巷埋深，取350m；φ為右翼輔運巷煤層界面摩擦角，取28°。計算得到右翼輔運巷圍巖塑性區寬度為1.13m。

其中：x為塑性區寬度，取1.13m，經計算該巷道底板破化深度h為2.35m。

3 底鼓綜合治理措施及應用效果

3.1 底板卸壓槽參數設計

巷道底板卸壓槽卸壓原理如圖3所示，巷道底板無卸壓槽卸壓時，巷道兩幫及底板距表面一定深度處存在較高的垂直應力及水平應力，而底板切槽使圍巖淺部的應力得到釋放，并提供了底板變形的空間，圍巖內部應力峰值區域向圍巖深部轉移，降低了巷道所受應力，減小圍巖的變形破壞[3]。

圖3 卸壓槽轉移圍巖應力示意圖

底板開槽卸壓時底板受力情況如圖4所示，完整的底板巖層被卸壓槽切斷后，成為左右對稱的短懸臂梁結構，并且開槽范圍內的底板巖層會在下部巖層向上的作用力下向上產生撓曲變形?，F對圖4中底板左側的短懸臂梁進行分析得到開槽的合適參數，忽略開槽范圍內短懸臂梁的自重，圖中L為底板短懸臂梁的長度；q為底板短懸臂梁所受深部巖層產生的均布力；t為切槽深度。

圖4 底板開槽卸壓時底板受力情況示意圖

根據懸臂梁理論及其破壞準則，均布力q作用下底板短懸臂梁破斷時滿足式（3）：

式中：L為底板短懸臂梁的最大長度，m；q為底板短懸臂梁所受深部巖層產生的均布力，取1.1MPa；t為切槽深度，m；T0為被切割底板巖層的單軸抗拉強度，取2.3MPa。巷道底板切槽寬度增大可為底板變形提供充裕的變形空間，從而減小巷道底板的鼓起量，但是當切槽過大時，會破壞圍巖的穩定性，使頂板下沉量及兩幫移近量逐漸增大，借鑒其他礦井類似工況下的底板開槽卸壓作業情況，確定開槽寬度為500mm，而右翼輔運巷凈寬4.8m，則當底板切槽深度t=2m時，底板短懸臂梁會發生破斷的長度L=2.3m，而底板短懸臂梁的實際長度僅為2.15m，故切槽寬度500mm，深度2m可保證底板短懸臂梁不發生整體破斷的現象。

3.2 底角錨桿參數設計

在底鼓范圍內補打底角錨桿來控制底鼓變形，底角錨桿穿過煤巖接觸面，通過式4[4]可以計算出底角錨桿處于屈服狀態時合理的安裝角度：

式中：φ為底板巖層的內摩擦角，取20°，通過計算得到所需補打的控制底板鼓起的穿煤巖接觸面錨桿的合理安裝角度為50°。即巷道兩幫各需補打一根距底板200mm、與水平方向夾角為50°的Φ22×2500mm高強螺紋鋼錨桿，加固后的斷面圖如圖5所示。

3.3 現場應用及效果分析

現場應用上述底板開槽參數進行開槽作業，待開槽作業完成并逐漸穩定后，進行底板穿煤巖接觸面錨桿的補打作業，底鼓綜合治理方案如圖5所示。

在底鼓治理段布置圍巖變形監測測站，記錄底鼓控制情況，圖6為底鼓綜合治理措施應用后60天內的圍巖變形統計結果。

圖5 底鼓綜合治理措施示意圖

圖6 底鼓綜合治理措施應用后圍巖變形監測結果

觀察圖6發現：在底鼓較嚴重的區域應用上述的底板開槽和補打底角錨桿的綜合治理措施后，該區域在措施應用后15天內圍巖變形比較快，第15天時兩幫移進量約17cm、頂底板移近量僅為13.5cm，之后的變形量在第40天后逐漸穩定，頂底板移近量僅為19.5cm，較未應用底鼓治理措施時1m的頂底板移近量下降80.5%，且未發生二次底鼓，說明底鼓綜合治理措施效果顯著。

4 結論

本文通過現場調研及理論計算的方法確定出干河煤礦右翼輔運巷軌10點前約28m處所產生的底鼓為擠壓流動性底鼓，并計算得到底板破壞深度為2.35m。結合現場情況及支護參數設計并應用切槽寬度500mm，深度2m的底板開槽措施和補打排距800mm、距底板200mm、與水平方向夾角為50°的底角穿煤巖接觸面錨桿的底鼓綜合治理措施，措施應用后較未應用底鼓治理措施時1m的頂底板移近量下降80.5%，且未發生二次底鼓，底鼓綜合治理效果較好。