深部大傾角煤巷底鼓控制技術研究

柏亞輝，常 雁，楊緒東，孟德健，高貫林

(1.山東科技大學 能源與礦業工程學院，山東 青島 266590； 2.山東科技大學 安全學院，山東 青島 266590； 3.泰安泰爍巖層控制科技有限公司，山東 泰安 271000)

隨著煤炭資源的持續開發，煤礦開采深度逐年增加，深部巷道受高應力影響其底鼓問題愈發突出。針對巷道受高應力及水理作用而產生的大變形問題，有關研究人員提出了以“協調圍巖非均稱變形、控制擠壓流動底鼓、強化圍巖承載結構”為核心的支護理論[1-6]；針對在大傾角煤巷中由多種因素導致巷道圍巖復雜變形且底鼓嚴重的問題，學者們以協調圍巖非均稱變形理論為基礎提出了采用底板開挖卸壓槽的方式來控制巷道底鼓[7-11]；針對大傾角引起巷道應力非均稱性分布，導致巷道底板塑性區的惡性擴展問題，研究指出其主要原因是由于巷道底板中倒棱錐塊體的賦存情況造成的[12-15]；通過松動圈厚度值測算、分類情況測試，以及對側向支承壓力分布規律的研究，為控制巷道底鼓治理提供了依據[16-20]。

王家山煤礦401工作面回風平巷因圍巖軟弱且處于非均勻對稱(以下簡稱“非均稱”)應力環境狀態，致使巷道底板塑性區惡性擴展，其底板成為整個巷道的薄弱點，而嚴重的巷道底鼓會給巷道穩定支護帶來不利影響。因此，解決該巷道底鼓問題對于王家山煤礦的正常生產接續具有重要意義。

1 工程概況

401綜放工作面回風平巷位于侏羅系窯街組底部4號煤層中，其沿煤層底板按3‰的坡度掘進，巷道斷面為直墻半圓拱形，埋深660 m左右。4號煤層平均厚度8.3 m，傾角32°，煤層整體松軟破碎，多為末狀，堅固性系數低，且內含多層夾矸，夾矸最大累計厚度達6 m左右且分布無規律。4號煤層頂底板巖層均以低強度的巖層為主，其中：煤層偽頂為強度低的泥巖，易與直接頂之間形成離層而垮落；直接頂和基本頂分別為泥質粉砂巖和細砂巖，滑面接觸，強度低，整體性較差；煤層直接底和基本底分別為粉砂巖和中粗砂巖，含有膨脹性礦物，遇水后易出現膨脹現象，極易發生底鼓。

2 巷道底鼓原因分析

由于4號煤層整體較為軟弱且受采空區積水軟化影響明顯，進一步會加大殘余側向支承應力影響范圍。為明確47407綜放工作面采空區對周圍煤巖體產生的殘余側向支承應力峰值位置，采用式(1)和式(2)進行估算[21]。

煤體的極限強度σt計算公式如下：

σt=2.792(ηK1σc)0.792

(1)

式中：η為煤巖軟化系數，取0.5；K1為煤巖力學修正系數，取0.45；σc為煤巖試樣的單軸抗壓強度，取 12 MPa。

側向支承應力峰值與煤壁邊緣距離x0計算公式如下：

(2)

式中：M為煤層開采厚度，m；λ為煤體極限強度所在面的側壓系數；γ為上覆巖層平均重度，MN/m3；C為煤體黏聚力，MPa；φ為煤層與頂底板接觸面的摩擦角，(°)；α為煤層傾角，(°)；Px為煤壁的側向約束力，MPa。

對公式(2)中各量分別進行賦值，其中M取 8.3 m，λ取0.5，γ取2.230 7 MN/m3，Px取0.3 MPa，C取4.5 MPa，φ取30°，α取32°。經計算，側向支承應力峰值與煤壁邊緣距離約為17 m，而留設煤柱寬度為15 m左右，導致401回風平巷開掘位置正好處于47407綜放工作面采空區殘余側向支承應力的峰值區域附近。采空區側向支承應力分布與巷道位置關系如圖1所示。

圖1 采空區側向支承應力分布與巷道位置關系圖

3 應力分布規律

為研究4號煤層側上方采空區應力作用對煤巷的影響，同時對401回風平巷底鼓原因進行科學分析，以401回風平巷為建模對象，采用FLAC3D數值模擬軟件建立長×寬×高為300 m×100 m×200 m的數值分析模型，并且將模型上部邊界設定為自由邊界，四周及底部邊界采用位移約束。根據4號煤層埋深大小對模型頂部施加15 MPa的垂直載荷，模型設定為莫爾-庫侖彈塑性本構模型。煤巖體物理力學參數見表1。

表1 煤巖體力學參數

巷道底板加固前的應力、位移和塑性區分布云圖如圖2所示。

(a)垂直應力分布

(b)水平應力分布

(c)垂直位移分布

(d)塑性區分布

由圖2可知，401回風平巷開掘后其原巖應力重新分布，應力增高區域呈現出明顯的非均稱性，其中：垂直應力最大值(25 MPa)在距離左幫角約3 m處且影響范圍達到了19 m左右，時刻影響著巷道左幫角的穩定；水平應力最大值(10 MPa)在距離巷道左幫約4 m處，時刻影響著底板的穩定；底板最大垂直位移約500 mm，其整體塑性區范圍較大，巷道兩底角處存在剪切區，拉伸區延伸至巷道底板1 000 mm深度以內。

通過上述分析可知，處于大傾角煤層內的401回風平巷圍巖較松軟，整體性差，蠕變現象較明顯，從而導致巷道出現較嚴重的底鼓現象，且巷道圍巖在應力的作用下不斷地向自由面擴張。

4 回風平巷底板松動圈探測

401回風平巷底板在高應力影響下破壞嚴重，為了探查巷道底板的具體破壞深度，為底板加固方案提供依據，采用CXK-7.4型礦用鉆孔成像儀對該巷道底板進行松動圈探測，其結果如表2和圖3 所示。

表2 巷道底板破壞深度探測結果

(a)裂隙 (b)離層

從探測結果得知，401回風平巷底板在應力影響下出現了不同程度的破碎區和塑性區，破碎區主要集中在巷道底板表面距圍巖內部1.0 m范圍內，且部分地方巖石遇水崩解泥化較嚴重。1.0 m位置到鉆孔孔底為塑性區，存在大量的裂隙。

5 底板加固方案

根據401回風平巷圍巖應力分布規律及圍巖松動圈測試結果，決定對巷道底板實施反底拱處理并配合錨注措施對底板進行綜合加固，加固方案如圖4 所示。

(a)底板錨桿布置斷面圖

(b)頂板、兩幫斷面展開圖

首先對巷道底板進行反底拱處理，然后鋪設金屬網安裝錨桿，之后進行底板注漿。

1)錨桿參數。采用MSGLW-500/22×2 800型礦用高強抗剪切讓壓錨桿配合150 mm×150 mm×10 mm 高強弧形托盤，錨桿間排距900 mm×900 mm。

2)注漿加固。注漿加固采用一次注漿加固和二次復注加固方式進行。一次注漿與二次復注均采用適用于高泥質巖的親泥性注漿材料，通過注漿管進行注漿。

6 加固效果分析

6.1 模擬對比

建立長×寬×高為300 m×100 m×200 m的加固數值模型，并在開挖巷道周邊建立注漿加固區，如圖5所示，采用全錨支護方法配合注漿加固區材料參數替換法，錨注加固厚度2 m。參照礦山提供的實測資料和親泥性注漿材料試驗資料，通過理論計算[22]，得出注漿加固區的體積模量為4.5 GPa，切變模量為3.7 GPa，內摩擦角為30°，黏聚力為8 MPa，抗拉強度為5.15 MPa。

圖5 錨固注漿巷道模型

對回風平巷加固前后的底板圍巖應力、位移及塑性區進行模擬對比分析。巷道底板加固后的圍巖應力、位移和塑性區分布云圖如圖6所示。

(a)垂直應力分布

(b)水平應力分布

(c)垂直位移分布

(d)塑性區分布

由圖2分析可知，加固前的垂直應力最大值約為25 MPa，主要集中在距離巷道左幫底角3～19 m的范圍內；水平應力峰值約為10 MPa。底板最大垂直位移約為500 mm，其影響范圍約占巷寬的60%；底板垂直位移為0～500 mm，約占巷寬的40%。底板整體塑性區范圍較大。

對比圖2和圖6可知，加固后的巷道周邊圍巖內部垂直應力最大值約為45 MPa，比加固前增大了約80%；水平應力峰值約為12 MPa，比加固前增大了約20%。底板最大垂直位移約為25 mm，比加固前降低了約95%。加固后的底板整體塑性區范圍比加固前降低了約33%。

通過上述對比分析得出，底板反底拱處理配合親泥性注漿材料錨注加固的控制方法，對巷道底鼓治理效果較好。

6.2 現場監測

在加固巷道50 m處布置觀測斷面,對巷道底板位移進行監測，結果如圖7所示。

圖7 巷道底板位移變化曲線

由圖7可以看出，前10 d巷道圍巖應力變化較大且底板位移變化量較大；20～50 d底板位移變化量呈明顯的下降趨勢；50 d以后底板位移變化量較小，巷道圍巖趨于穩定狀態；80 d以后底板位移變化量基本不變，巷道底鼓得到了較好的控制，巷道支護狀態穩定。

7 結論

1)王家山煤礦中二401回風平巷為深部大傾角高泥質軟巖巷道，巷道處于高應力狀態且非均稱性較明顯，巷道底鼓較嚴重，現場采用頻繁挖底的方法來維持巷道的基本使用。但頻繁挖底易造成巷道底板整體性越來越差，導致兩幫與頂板支護系統失效，降低了巷道圍巖的穩定性，有嚴重的安全隱患。

2)通過理論計算、數值模擬分析及現場實測得出，該巷道底鼓以應力型底鼓為主，膨脹型底鼓為輔。針對巷道底鼓嚴重的問題，提出對巷道底板采用反底拱處理配合錨注加固方法來解決。

3)數值模擬結果表明，采用反底拱處理措施并且配合注漿加固方案，對巷道底鼓治理效果最為明顯。結合現場試驗巷道底板位移實測數據分析，反底拱處理配合親泥性注漿材料錨注加固的控制方法，能夠有效降低巷道底鼓量，保持巷道的基本穩定。