近距離下伏煤層回采巷道穩定性控制技術研究

白邦旭

(山西省柳林縣能源局，山西 呂梁 033300)

煤炭資源對我國經濟發展具有重要的作用[1-2]。近年來產能需求不斷加大，使部分礦山開始了近距離煤層的回采，帶來了一些問題。在對這類煤層開采的過程中，下伏煤層回采巷道的穩定問題表現尤為突出，為礦山高產高效開采增加了困難[3-5]。這就需要根據實際的煤層及巖層條件，研究近距離下伏煤層回采巷道穩定性控制問題[6-7]，消除因巷道變形破壞所帶來的不利影響。

在這方面的研究中，王艷斌為解決晉邦德礦近距離煤層巷道變形大的問題，通過理論計算對近距離煤層的支護進行了研究，給出了相應的支護優化方案[8]；趙洪寶等分析了工作面回采與煤柱應力集中情況下產生非對稱性破壞的機理與演化規律[9]；平明亮針對山西某礦極近距離煤層下層煤5305巷道圍巖變形嚴重、穩定性差的問題，通過對巷道頂板穩定性的分析，提出了巷道在不同頂板厚度下的支護方案[10]；賈波通過理論計算和數值模擬相結合的方式對上覆巖層的破壞形式進行了研究，得到垮落帶和裂隙帶高度，并研究了巷道開采對巷道圍巖的應力分布特征[11]。這些成果重點分析了煤柱及巷道的破壞與應力分布特征，以及巷道常規支護方法，但是在下伏煤層回采巷道注漿錨索加固穩定性控制方面有待進一步研究。

本文以柳林某煤礦近距離煤層為工程背景，深入研究了近距離下伏煤層回采巷道穩定性控制技術，保障了巷道的穩定性，實現了礦山高產高效的開采目標。

1 工程概況

某礦主采8號與9號煤層，其中8號煤層厚度2.00～3.10 m，平均厚2.65 m，9號煤層厚度1.55～3.00 m，平均厚2.17 m，煤層傾角2～8°，兩煤層間距11.45～19.6 m，平均13.05 m，煤巖體綜合柱狀圖見圖1。

圖1 煤巖體綜合柱狀圖

該礦8107工作面主采8號煤層，其下方為9107工作面，主采9號煤層，工作面位置關系見圖2。下伏煤層回采巷道斷面尺寸為寬×高=4.0 m×2.5 m，回采巷道長450 m。對于近距離煤層回采，當兩煤層間距較小時，上煤層回采產生的采動應力易對下伏煤層回采巷道穩定性造成影響，導致巷道圍巖發生變形甚至破壞。為此，需要根據近距離煤層實際工程條件，研究巷道頂板間隔層類型，并提出有效的支護手段，以保證下煤層回采巷道的穩定。

圖2 工作面位置關系圖

2 下伏煤層巷道頂板破斷類型分析

對于巷道頂板巖層破斷類型，根據頂板破壞深度，可分為損傷破斷、裂隙破斷與塊裂破斷3種。其中損傷破斷表明上煤層開采形成的應力擾動導致底板破裂深度未達到下伏煤層位置，其間存在一定厚度的穩定層，僅受損傷擾動；裂隙破斷表明上煤層底板破壞深度即將到達下煤層位置，整個裂隙發展將對下煤層回采巷道造成一定程度影響；塊裂破斷表明上煤層底板破壞深度已經超過下煤層位置，對整個煤層穩定性造成了嚴重影響。

為了分析該礦兩煤層間巖層的破斷類型，需要通過理論分析底板巖層的破壞深度，根據塑性力學理論，構建底板破壞力學模型，如圖3所示。

圖3 底板破壞深度分析模型

根據幾何關系，上煤層底板破壞深度表達式如下：

(1)

式中：h為底板巖層破壞高度，m；φ為底板巖層內摩擦角，°；a為煤柱破壞寬度，m；β為破壞深度垂線與煤柱邊界夾角，°。

令dh/dβ=0，可得：

(2)

結合公式(1)與(2)得到底板巖層破壞深度：

(3)

根據極限平衡理論，煤柱破壞寬度表達式如下：

(4)

式中：m為采高，m；η為三軸應力系數；f為摩擦系數；k為應力集中系數；H為煤層埋藏深度，m；γ為頂板巖層容重，N/m3；φ1為底板巖層內摩擦角，°；C為煤層內聚力，MPa。

其中：

(5)

聯合公式(3)、(4)、(5)，得到底板巖層破壞深度最大值，表達式如下：

(6)

該礦8號煤層采高2.65 m，煤層內聚力為1.4 MPa，煤層及頂板巖層內摩擦角分別為30°與32°，摩擦系數為0.65，覆巖容重為24 500 N/m3；應力集中系數為4.65，8號煤層平均埋深300 m，將相關參數帶入公式(6)，可得底板巖層最大破壞深度為12.15 m，基本達到了兩煤層間距，由此判斷煤層間巖層破斷類型為裂隙破斷，破斷結構如圖4所示。

圖4 巖層裂隙破斷結構

通過圖4可以看出，對于該礦近距離煤層開采，煤層間巖層的破斷類型主要為裂隙破斷，在下煤層頂板裂隙發育，完整性被一定程度破壞，但是并沒有完全破斷，存在一定的可錨性，為此對于下煤層回采巷道的穩定性控制，可以采用對頂板巖層進行錨注的方法，即采用錨桿+注漿錨索聯合支護方法。

3 支護參數優化數值模擬分析

3.1 數值模擬方案

為了確定下煤層回采巷道合理的支護參數，需對其支護參數進行優選，為此研究采用Flac3D數值軟件進行分析，研究不同支護方案下巷道位移變化情況。所構建的數值模型長×寬×高=360 m×70 m×90 m，在模型兩側設置50 m邊界寬度來避免邊界效應的影響，劃分為37 890個單元，在模型頂部施加約12.5 MPa的載荷等效上覆巖層容重，數值模擬用巖體力學參數見表1。研究針對現場巷道情況，共設置4種支護方案，見表2。

表1 巖體力學參數

表2 模擬支護方案

3.2 數值結果分析

方案1巷道位移變化情況見圖5。巷道頂板最大垂直位移約為75 mm，底板最大垂直位移約為46 mm，頂板位移變化高于底板，整體位移相對較小；巷道兩幫水平位移：左幫水平位移約為79 mm，右幫水平位移約為84 mm。

方案2巷道位移變化情況見圖6。巷道頂板最大垂直位移約為78 mm，底板最大垂直位移約為49 mm，頂板位移變化依然高于底板，整體位移相對較小；對于巷道兩幫水平位移：左幫水平位移約為82 mm，右幫水平位移約為87 mm。

方案3巷道位移變化情況見圖7。巷道頂板最大垂直位移約為98 mm，底板最大垂直位移約為67 mm，頂板位移變化依然高于底板，整體位移相對較大；對于巷道兩幫水平位移：左幫水平位移約為105 mm，右幫水平位移約為99 mm。

方案4巷道位移變化情況見圖8。巷道頂板最大垂直位移約為128 mm，底板最大垂直位移約為88 mm，頂板位移變化依然高于底板，整體位移繼續加大；對于巷道兩幫水平位移：左幫水平位移約為124 mm，右幫水平位移約為122 mm。整體水平位移較大。

圖5 方案1巷道位移變化情況

圖6 方案2巷道位移變化情況

圖7 方案3巷道位移變化情況

圖8 方案4巷道位移變化情況

不同方案巷道位移變化對比情況見圖9。對于方案1與方案2，巷道位移整體變化不大；通過對比方案2與方案3，巷道頂板位移分別增加20.4%與26.8%，巷道兩幫位移分別增加21.9%與12.1%；通過方案2與方案4對比，巷道頂板位移分別增加39.1%與44.3%，巷道兩幫位移分別增加33.9%與28.7%.綜合巷道支護成本與巷道控制效果兩方面考慮，確定方案2為最優，即錨桿間排距為750 mm×750 mm。

4 下煤層巷道穩定性控制方法

通過前述研究，對于下煤層回采巷道的穩定性控制主要采取錨桿+注漿錨索聯合支護方法。對于巷道頂板位置，采取錨桿與注漿錨索間隔布置方式，其中錨桿間排距為750 mm×750 mm，長度2.5 m，直徑20 mm，采取與巷道頂板垂直布置方式，注漿錨索間排距850 mm×850 mm，錨索長5 800 mm，直徑22 mm，同樣采取與巷道頂板垂直布置方式，在頂板每排共布置4根錨桿與3根錨索。對于巷道兩幫位置，每次打4根錨桿，間排距750 mm×750 mm，長度2.5 m，直徑20 mm，采取與巷道壁面垂直布置方式，錨桿間采用W型鋼帶連接，頂板注漿錨索采用工字鋼連接，漿體水灰比為0.7∶1，注漿壓力3.7 MPa，巷道斷面支護形式見圖10。

圖9 不同方案巷道位移變化對比圖

圖10 巷道斷面支護圖(mm)

5 巷道變形控制效果分析

為驗證提出的下煤層回采巷道穩定性控制效果，研究在9號煤層9105運巷進行了試驗，通過選擇巷道變形較大地段進行錨桿+注漿錨索聯合支護，并在巷道頂底板及兩幫布置監測點(圖11)，隨著回采工作面推進，對巷道變形情況進行監測。

巷道位移監測結果見圖12。隨著工作面推進，監測巷道頂底板及兩幫位移整體表現為“S”形增長趨勢。當工作面距離監測點約30 m時，巷道整體變形趨于穩定，此時，頂板最大下沉量約為74 mm，底板最大底鼓量約為77 mm，兩幫最大移近量約為50 mm，巷道整體位移變化較小，變形量與數值分析中方案2巷道變形量較為接近。通過現場監測，采用錨桿+注漿錨索聯合支護方法，可有效控制下煤層回采巷道的穩定性，保障了工作面安全回采。

圖11 監測點布置圖

圖12 巷道位移監測曲線圖

6 結 語

1) 通過計算分析底板巖層破壞深度，得到破壞深度值為12.15 m，確定下煤層回采巷道頂板破壞類型為裂隙破斷，對裂隙破斷區需要加強支護，以保障巷道的穩定性。

2) 通過對巷道支護參數進行模擬分析，綜合考慮巷道支護成本與控制效果，確定錨桿排間距為750 mm×750 mm時支護效果最佳，此時，巷道頂底板及兩幫最大位移量分別為78 mm、49 mm、82 mm與87 mm，整體變形量較小，可有效保障巷道的穩定性。

3) 通過現場試驗與監測，巷道變形表現為“S”形增長趨勢，隨工作面推進，巷道變形趨于穩定后，頂板最大下沉量約為74 mm，底板最大底鼓量約為77 mm，兩幫最大移近量約為50 mm，巷道變形得到了良好的控制。