元甲煤礦軟巖巷道底鼓機理及控制技術研究

關常軍

（山西鄉寧焦煤集團元甲煤業有限公司，山西 鄉寧 042100）

1 工程概況

山西鄉寧焦煤集團元甲煤業有限公司位于山西省鄉寧縣縣城33°方向直距約19 km 鄂河上游地帶，目前主采2 號煤層，埋深213 m，煤層平均厚度3.17 m，平均傾角為9°,煤層含夾矸1～2 層，夾矸厚度0.30～0.65 m，巖性為炭質泥巖，結構較簡單。

20101 運輸順槽沿煤層頂板掘進，巷道凈寬4.9 m，凈高2.6 m，其頂板巖層以粉砂巖、中粒砂巖為主，底板巖層以泥巖、砂礫巖為主。底板圍巖的膠結程度較低，多為泥質膠結，抗壓強度較低，屬于典型的軟巖巷道，且頂板中有含水層，在裂隙水的影響下，頂板砂巖遇水容易崩解，而底板泥巖遇水易軟化膨脹，導致巷道穩定性較差。順槽在掘進過程中底鼓嚴重，需要進行多次的落底修復，嚴重制約了工作面的正常生產。因此，需對巷道底鼓的機理展開研究，并采取針對性的措施進行控制。

2 巷道底鼓機理

2.1 圍巖礦物成分分析

為研究20101 運輸順槽底板圍巖的變形機理，需對其所含的礦物成分進行分析，進而為底鼓防治措施提供依據。通過現場打鉆收集底板巖樣，帶回實驗室進行巖石礦物成分分析、分析結果見表1、表2。

表1 底板圍巖礦物成分分析

表2 底板圍巖黏土成分相對含量分析

由分析結果可知，元甲煤礦2 號煤層底板圍巖中，石英的含量最高，約占一半以上，其次為黏土礦物，含量約占三分之一。黏土礦物里含有高嶺石（K）、伊利石與蒙脫石混和層（I/S）、伊利石（I）、綠泥石（C）、綠泥屎與蒙脫石混和層（C/S）。其中，高嶺石礦物的含量最高，相對含量占比在60 %以上，這就導致巷道底板遇水后會明顯軟化，另外，圍巖中伊利石與蒙脫石混層含量也較高，會使得巷道底板遇水后發成膨脹變形。根據上述分析，元甲煤礦20101 回采巷道底板的穩定性對水較為敏感，在掘進巷道以及后期維護時，應做好堵水、疏水、排水的工作。

2.2 圍巖強度實測

巷道圍巖強度是能影響巷道穩定性的直接因素，其強度評定指標為巖石的單軸抗壓強度，通過現場取樣帶回實驗室進行測試，得到了20101 回采巷道頂底板巖石的強度，結果如下：

2 號煤層頂板的單軸抗壓強度為1～4 MPa，平均強度2.34 MPa；2 號煤單軸抗壓強度在5～12 MPa之間，平均強度10.03 MPa；2 號煤層底板的單軸抗壓強度為2～4 MPa，平均強度3.11 MPa。

由此可見，元甲煤礦2 號煤層頂底板及煤體強度較低，根據國家巖石力學強度分級標準，2 號煤層屬于典型的三軟煤層。在巷道開挖后，圍巖應力重新分布，底板為自由面，由于圍巖強度較低，應力在底板集中從而造成嚴重的底鼓。

2.3 巷道底鼓機理分析

巷道底板受力狀態如圖1 所示，其所受壓力來自于頂板上覆巖層的載荷，巷道兩幫內壁在垂直載荷q的作用下，將應力轉移到底板，在底板圍巖中生成主動應力P2及被動應力P1，其中主動應力區位于巷幫內壁，被動應力區位于巷道底板內。若被動應力P1小于主動應力P2，則主動應力的殘余應力（P2－P1）將分解為剪切應力T和垂直應力N，滑移體CJM在剪應力T的作用下壓著滑移面MJ 向底板中間滑動，而垂直應力N會在滑移面產生摩擦力，以阻止滑移體的滑動。由于2 號煤層底板多為軟巖，且黏土礦物成分較多，底板遇水后，圍巖粘聚力及內摩擦角受影響，無法產生足夠的摩擦力，進而導致滑移體逐漸向內滑動，產生底鼓。

圖1 巷道底板受力狀態分析

對底板右側單獨進行受力分析，底板的極限破壞深度y1可由郎肯壓力理論得出：

式中：L為巷高，m，取2.6 m；h為頂板冒落壓力拱高度，m，取1.2 m；φ為巖石內摩擦角，取22°。

將圍巖參數代入上式得20101 運輸順槽的底板極限破壞深度（即底鼓深度）約為2.0 m。

3 卸壓槽防治底鼓數值模擬分析

3.1 模型的建立

利用FLAC3D數值模擬軟件模擬分析不同卸壓槽深度對底鼓的防治效果。模型尺寸長×高×寬為：30 m×20 m×30 m，模擬的巷道高度2.6 m，寬度4.9 m，模擬中各巖層的參數按照巖石力學實驗結果進行賦參。模型底部固支，四周采用位移邊界條件約束，上表面為自由面，在模型上表面施加3.10 MPa的載荷模擬覆巖載荷，采用庫倫摩爾本構模型進行計算，用cable 單元來生成錨桿、錨索。

根據以往經驗得知，卸壓槽設在底板中部有利于壓力的釋放，故在模擬中將卸壓槽布置在底板中部，卸壓槽寬度0.5 m，在第2 節中得出2 號煤層底板的極限破壞深度為2.0 m，因此模擬中分別建立1.0、2.0 及3.0 m 的3 組模型，對比分析不同卸壓槽深度下巷道圍巖應力分布及位移情況，進而確定出合理的卸壓槽參數。

3.2 模擬結果分析

圖2 為不同切槽深度及未切槽條件下，巷道圍巖的垂直應力分布云圖。

由圖2 可知，巷道底板未打卸壓槽時，在兩幫應力集中較為明顯，且范圍較大，巷道底板中存在有大范圍方向向上的垂直應力，最大應力達到了2.0 MPa，表明此時巷道底板承受較大的擠壓力，穩定性差。對底板打卸壓槽后，兩幫的應力集中程度和范圍都明顯縮小，底板中方向垂直向上的應力區域也逐漸減小，1、2、3 m 切槽深度下底板最大垂直向上應力分別為1.4、1.1、0.8 MPa，表明卸壓槽的存在可以較好的釋放積壓在底板中的應力，且隨著切槽深度的增加，底板應力釋放程度增大。

圖2 巷道垂直應力分布云圖

圖3 為不同切槽深度及未切槽條件下，巷道圍巖的位移分布云圖。

由圖3 可知，未進行切槽時，底板整體向上位移較大，中部最為明顯，最大位移量達到了400 mm，底鼓嚴重。進行底板切槽后，底板位移情況好轉，1、2、3 m 切槽深度下底板的最大向上位移量分別為200、130、110 mm，可見，隨著切槽深度的增加，底板位移量逐漸減小，但切槽深度超過2.0 m 后，底板位移量減小的幅度不顯著。另外，底板切槽后，對頂板的穩定也產生了影響，與未切槽時頂板的下沉情況相比，1、2、3 m 切槽深度下頂板的位移量分別增加了7.4、13.4、27.5 mm，可見，頂板的下沉量會隨著切槽深度的增加而增大。綜上所述，切槽深度越深，底鼓控制效果越好，但同時頂板的下沉量也會增加，考慮到巷道整體圍巖穩定性，決定將底板卸壓槽深度定位2.0 m。

圖3 巷道位移分布云圖

4 應用效果分析

根據研究成果，在20101 運輸順槽選取易底鼓的地段200 m，在該范圍內進行切槽試驗，卸壓槽寬度0.5 m，深度2.0 m。底板卸壓槽采用分段依次爆破的方式進行開挖，并保證深度不低于2.0 m，在切槽完成后，用混凝土對底板進行硬化處理，防止淋水進入切槽，使其泥化堵塞。

在試驗段內布置3 個底板位移監測站，另選取未切槽的區域布置3 個底板位移監測站，采用是十字布點法進行監測，對比分析未切槽和切槽下底板底鼓量的變化情況，監測結果如圖4 所示。

圖4 巷道底鼓變化量監測曲線

由監測結果可知，巷道底板未切槽的情況下，底板初期產生劇烈底鼓，在100 d 后不再發生變化并趨于穩定，其底鼓量平均為411 mm。而切槽段整體底板變形較小，平均底鼓量為135 mm，較未切槽時下降了67.2 %，且趨于穩定的時間較短，為70 d，較未切槽時縮短了30 d，說明該卸壓槽方案可以有效控制巷道底板的變形，保證了巷道穩定性。

5 結 論

1）通過對20101 運輸順槽頂底板的礦物成分分析和圍巖強度測試，發現造成巷道底鼓的主要原因是底板圍巖中黏土礦物成分居多，遇水易膨脹變形，加之圍巖強度較低，更容易產生劇烈底鼓。

2）通過計算得出底板的極限破壞深度為2.0 m，并利用數值模擬分析了不同切槽深度下的巷道圍巖應力及位移分布情況，確定出合理的切槽深度應為2.0 m。現場應用效果表明，該方案可以有效控制巷道底鼓。