深井松軟圍巖煤巷采動增跨效應及防控技術

王方田, 劉 超, 翟景輝, 張 洋, 牛滕沖

(1.中國礦業大學 礦業工程學院, 江蘇 徐州 221116; 2.中國礦業大學 煤炭精細勘探與智能開發全國重點實驗室, 江蘇 徐州 221116; 3.河南省正龍煤業有限公司 城郊煤礦, 河南 永城 476600; 4.河南永錦能源有限公司 云蓋山煤礦二礦, 河南 禹州 452570; 5.中赟國際工程有限公司, 河南 鄭州 450001)

隨煤炭資源開發向深部轉移, 煤層開采條件日益復雜惡劣, 在高應力、強采掘擾動及強時效屬性作用下深部巷道支護問題突出, 圍巖強度劣化、結構失穩大變形、錨桿失效、動力沖擊等災害已嚴重制約了深部煤炭資源安全高效開采[1–5]。

國內外學者圍繞深部松軟圍巖巷道圍巖變形破壞機制、應力分布及控制技術開展了大量探索與實踐。在圍巖變形機制方面, 王方田[6–7]等分析了松軟破碎圍巖巷道變形特征及關鍵影響因素, 構建了巷道圍巖結構力學模型, 揭示了巷道應力與塑性區演化規律, 提出了全斷面注漿加固技術, 闡明了動壓區巷道圍巖結構特征并提出錨索強化支護技術; 王學斌[8]等研究了內摩擦角對拱形巷道圍巖破裂化的影響, 指出圍巖破壞隨內摩擦角減小而加劇; 吳擁政[9]等針對軟巖巷道圍巖大變形難題, 提出了“一隔三強”穩定性控制原理與方法; 王炯[10]等分析了復合堅硬頂板切頂留巷圍巖變形機理, 確定了沿空切頂巷道頂板結構特征。

在圍巖應力分布方面, 范子儀[11]等闡明了不同煤柱尺寸采動巷道圍巖應力分布特征, 提出了“提升支護層次、優化大變形區域支護”的差異化支護方案; 王衛軍[12]等推導了非等壓圓形巷道圍巖塑性區邊界方程的近似解, 指出深部巷道圍巖控制應由“變形控制”向“結構穩定控制”理念轉變; 王宇[13]等建立了煤巖體側向采動力學模型, 得到了側向采動應力方程與破壞深度方程; 左建平[14–15]等明確了矩形巷道頂板受力特點, 提出了深部巷道等強梁支護理念, 建立了巷道圍巖梯度破壞理論模型;孫廣京[16]等構建了軟弱破碎頂板巷道圍巖“拋物線–半雙曲線”破碎邊界擴張模型, 闡明了軟弱破碎頂板載荷增長規律及影響因素。

在圍巖變形控制方面, 侯朝炯[1]等闡明了圍巖損傷、裂隙演化宏觀響應機理, 提出了深部巷道破裂圍巖深、淺孔加固注漿技術; 王方田[17–18]等揭示了深井松軟煤巷圍巖剪切滑塊運動機理, 并提出了“防裂–減隙–止滑”的協同控制策略, 實現了深井煤巷圍巖變形有效控制; 柏建彪[19]等針對深部軟巖巷道四周來壓、整體收斂、變形強烈等特點, 提出了通過主動有效卸壓方法釋放圍巖膨脹變形能, 將高應力向四周圍巖深部轉移; 吳擁政[20]等研究了深部巷道動、靜疊加載荷、支護應力、圍巖力學屬性與莫爾圓間的相互作用關系, 并提出了“卸壓–支護–防護”協同控制技術; 董合祥[21]針對綜放開采沿空掘巷條件, 提出了頂板以高強高預應力錨桿支護系統、組合錨索支護系統和多錨索–鋼帶桁架系統的強力聯合支護技術; 王東攀[22]等分析了綜放工作面沿空留巷圍巖結構特征, 提出了改善留巷應力環境的“支–卸”協同控制對策。

上述研究為煤巷圍巖變形控制提供了有效指導, 但是多聚焦于巷道破碎化、大變形、底臌、冒頂問題, 對深部高應力作用下松軟圍巖變形破壞機制仍缺乏研究。因此, 筆者以城郊煤礦LW21106工作面運輸巷道為工程背景, 通過理論分析、數值模擬和現場實測的方法, 對工作面開采過程中運輸巷道支護困難、幫部錨索剪斷失效、頂板內擠等問題進行分析, 針對性提出巷道支護技術, 旨在為類似巷道穩定性控制提供有益參考。

1 工程背景

1.1 巷道地質生產條件概述

城郊煤礦LW21106工作面運輸巷道位于11采區, 主采二2煤層, 煤層平均傾角為2°, 平均埋深816.6 m, 平均煤厚2.7 m, 煤層層理、節理發育, 堅固性系數f為0.9~1.0, 屬于松軟煤層。巷道斷面為矩形, 寬4.6 m、高3.0 m, 沿頂掘進, 煤層厚度不足3.0 m處破頂或破底掘進。煤層直接頂為軟弱泥巖,平均厚度3.5 m; 基本頂為中、細粒砂巖, 平均厚度5.4 m。煤層綜合柱狀圖如圖1所示, 圍巖力學參數見表1。

表1 煤巖力學參數Table 1 mechanical parameters of coal and rock

圖1 工作面綜合柱狀圖Fig.1 Comprehensive strata diagram of working face

1.2 巷道支護方式

LW21106工作面運輸巷道采用沿空掘巷方式,留煤柱寬5.5 m。頂板采用錨網索聯合支護, 錨桿間排距為800 mm×700 mm, 錨固力為120 kN。沿巷道走向距巷道中心線兩側各800 mm布置2排錨索;幫部支護同樣采用錨網索聯合支護, 錨桿布置同頂板。煤柱側、開采側布置2排?18.9 mm×4 800 mm單錨索, 幫部沿巷道走向布置2排錨索, 橫向雙排布置, 距離頂板分別為1 000, 2 000 mm。巷道支護如圖2所示。

圖2 巷道支護斷面Fig.2 Roadway support section

1.3 巷道圍巖變形破壞形式

在開采過程中, LW21106工作面超前段運輸巷道圍巖變形嚴重, 主要表現為圍巖破碎、剪切滑移、幫部鼓起、頂板下沉嚴重等特征, 如圖3所示。

圖3 巷道圍巖變形Fig.3 Roadway surrounding rock deformation

對工作面前方50 m位置處設置頂板離層及巷道圍巖變形監測站, 根據頂板離層監測儀以及巷道圍巖變形監測臺賬可知, 巷道頂板及兩幫變形量相對明顯, 頂板離層并呈周期性發育, 如圖4所示。

圖4 巷道變形及離層監測Fig.4 Roadway deformation and separation monitoring

2 深部巷道圍巖力學特征

2.1 深井巷道圍巖破壞特征

城郊煤礦煤層平均厚度2.73 m, 巷道高度已經超過了平均煤厚, 巷道處于兩端為煤層, 頂底板為巖層的圍巖條件, 圍巖結構力學模型如圖5所示。

圖5 巷道圍巖結構力學模型Fig.5 Structure of roadway surrounding rock

巷道開挖后圍巖應力重新分布, 從內向外依次形成破裂區、裂隙發育區和塑性區, 其極限平衡區范圍內支承應力分布[18]為

塑性區寬度為

式中,φ0為煤層內摩擦角;r1為巷道外接圓半徑, m;r為距離巷道外接圓圓心的距離, m;C0為煤層黏聚力, MPa;H為巷道埋深, m;γ為容重, kN/m3;u為巷道寬度, m。

根據現場地質條件取φ0=28°;r1=2.75 m;C0=1.2 MPa;H=816 m;γ=26 kN/m3;u=4.6 m, 代入式(1), (2)計算, 得到巷道煤層等效塑性區半徑r=4.78 m。

2.2 巷道采動增跨效應

深部巖體受水平應力影響明顯, 巷道圍巖支護完成后, 受工作面采動影響, 肩角、底角裂隙萌生,原有圍巖裂隙進一步發育并貫通, 形成一系列剪切滑移面, 發生剪切滑塊運動[1,17], 圍巖完整性遭到破壞, 此時幫部圍巖承載能力降低, 巷道等效跨度增加。

深井松軟圍巖煤巷采動增跨效應演化歷程如圖6所示。

圖6 巷道采動增跨效應演化歷程Fig.6 Mining-induced roadway span increase effect evolution process

采動增跨效應是指采動巷道圍巖發生變形破壞, 兩幫破壞深度逐步增大, 承載能力降低導致巷道頂板等效跨度增加的現象。巷道頂板不僅受到豎向載荷的作用, 對于深部巷道頂板, 其兩端還受到橫向壓應力作用。因此, 將巷道頂板簡化為橫縱彎曲梁模型, 考慮到巷道兩端破碎區內煤體已經進入殘余應力狀態, 基本喪失承載作用, 認為巷道頂板等效跨度為兩幫破碎區之間的距離, 建立頂板力學等效模型如圖7所示。

圖7 巷道頂板力學等效模型Fig.7 Roadway roof mechanical equivalent model

式中,l為巷道等效跨度, m;l1為巷道初始跨度, m;x1為巷道幫部剪切破壞區寬度, m。

代入前述現場地質條件相關數據求得x1為3.4 m,l為11.4 m。

橫向壓力情況下, 頂板撓曲線方程為

式中,E為彈性模量, 4.2 Gpa;I為單位寬度直接頂橫截面對中性軸慣性矩, 3.67;W為撓度, m;M(x)為梁內任一豎向截面彎矩。

式(5)為關于W的二階常系數非齊次線性微分方程, 其通解為

式中,A,B為待定系數;k2=F1/(EI)。

代入邊界條件,x=0,x=l時,W=0, 得出:

聯立式(5)~(7)可得, 梁內任一豎向截面彎矩為

根據三角函數可得, 在梁中心取得最大彎矩為

橫截面最大正應力為

式中,y為梁底端距中性軸距離, m;S為梁橫截面面積, m2。

由式(6)可得, 頂板最大正應力與軸向受力F1、縱向載荷q以及頂板跨度l有關。且都為正相關關系, 當直接頂截面正應力大于頂板的抗拉強度σ1時,頂板會發生拉伸破壞, 判據為

超前支承壓力影響下巷道頂板均布載荷q為

式中,K為應力集中系數, 2.6;C1為頂板黏聚力,1.9MPa;φ為頂板巖層內摩擦角, 30°;r1為矩形巷道外接圓半徑, 2.75 m;v為巷道高度, 3 m。計算得q為0.256 MPa。

巷道頂板正應力分布如圖8所示。

圖8 頂板正應力分布Fig.8 Roof normal stress distribution diagram

巷道頂板最大正應力與應力集中系數、頂板跨度、巷道斷面大小以及埋深成正相關關系。城郊煤礦泥巖頂板在無支護條件下, 最大拉應力達到了1.92 MPa, 超出頂板抗拉強度, 巷道頂板從中間向兩端出現拉斷破壞區, 加大了頂板治理難度。對于發生破壞的頂板巖體, 在水平應力的作用下發生“鼓包”。頂板最大正應力隨頂板等效跨度的增大呈二次冪函數形式增長, 對頂板拉伸破壞的防控主要從減小頂板等效跨度方面考慮。另外, 支護首先應保持巷道頂板的完整性, 最大限度發揮頂板的自承能力, 并降低頂板拉應力, 提升圍巖強度。

2.3 頂板錨索支護效果力學分析

城郊煤礦巷道頂板泥巖厚度為3.53 m, 錨桿長度為2.5 m, 錨索長度為8 m。其中, 錨桿長度低于巖層厚度, 主要起強化頂板結構的作用, 不存在支護反力, 而錨索支護錨固區域位于頂板堅硬巖層,因此, 錨索支護對頂板有懸吊作用, 存在支護反力F2。為研究錨索支護對頂板變形破壞特征的影響,建立錨索支護下巷道頂板力學模型, 如圖9所示。

圖9 錨索支護力學模型Fig.9 Anchor cable support mechanical model

對于矩形巷道斷面頂板對稱錨索支護, 其支護反力大小相等, 作用點對稱巷道中心線, 可以將其等效為疊加在巷道中點的作用反力nF2,n為錨索數量。

錨索支護下頂板撓曲線微分方程為

求解得頂板撓度方程為

式中,C,D,E,F為待定系數。

代入邊界條件:x=0和l時,W(x)=0;x=l/2時, 式(14)上下兩式撓度及轉角相等, 得:

最大彎矩仍然在x=l/2處, 表達式為

式(16)為兩項多項式組合的形式, 其中第1項多項式為無支護反力條件下最大彎矩; 第2項為支護反力對最大彎矩的影響, 其值恒大于0。第2項遠小于第1項, 表明錨索的主要作用是: ①將頂板泥巖與堅硬砂巖錨固, 形成組合梁; ②加強頂板泥巖結構,增大其抗拉抗剪強度; ③對頂板破碎區域的煤巖體進行懸吊, 防治頂板離層及冒頂事故。

在工作面開采過程中, 巷道頂板應力場是隨時空變化的。巷道掘進時期頂板相對完整, 受橫向、縱向應力共同影響。隨著側向采空區形成以及本工作面的開采, 工作面超前段巷道圍巖應力集中系數驟增, 在高應力環境下頂板發生拉剪破壞, 從完整向松散演變, 甚至出現離層, 容易發生冒頂事故。

3 巷道圍巖變形協同防控技術

3.1 巷道圍巖變形控制方案設計

綜上, 影響巷道圍巖穩定性的主要原因: ①兩側采空區側向/超前應力疊加造成超前段巷道應力集中; ②巷道圍巖強度較低, 容易變形破壞; ③兩幫圍巖剪切滑移運動導致巷道等效跨度增大; ④頂板出現離層, 錨索支護強度不足。結合圍巖穩定性因素理論分析, 采取協同防控思路“圍巖加固–卸壓–強化支護”, 主要防控策略為:

(1)高預應力錨桿全長錨固替代局部錨固。深部松軟泥巖頂板巷道, 其頂板強度低、承載高, 錨桿的支護作用是以圍巖–錨固體粘合面穩定為前提,在頂板受高集中應力時, 頂板損傷破裂, 錨固體–圍巖粘合面穩定性被打破, 錨桿支護效果減弱。全長錨固既能提高圍巖整體的強度, 亦加大了圍巖–錨固體粘結面面積。

(2)采空區頂板卸壓。沿空巷道受側向采空區堅硬頂板懸頂集中應力影響, 為降低巷道圍巖應力集中系數, 可采用預裂爆破等方法處理側向煤柱側頂板10.6 m粉砂巖。

設計參數為: 鉆孔直徑為42~100 mm, 預裂步距小于周期來壓步距(20 m); 卸壓范圍為超前工作面200 m, 巷道兩側施工鉆孔, 臨空側鉆孔角度為75°, 長度為32 m, 頂板細砂巖部分正向不耦合裝藥, 裝藥密度為2 kg/m, 裝藥長度為11 m, 封孔長度不低于孔深的1/3。頂板深孔預裂爆破如圖10所示。

圖10 頂板深孔爆破示意Fig.10 Schematic diagram of deep hole pre-blasting in roof

(3)巷道圍巖補強支護。LW21106工作面圍巖變形嚴重區域補加錨索支護, 超前段100 m范圍進行圍巖注漿加固, 巷道兩幫施工注漿鉆孔, 鉆孔間距6 m, 注漿壓力為4 MPa。

對后續工作面巷道頂板外側補加2排錨索強化支護, 錨索角度為20°。支護斷面如圖11所示。

圖11 補強支護斷面Fig.11 Cross-sectional view of reinforcement support

為解決煤柱幫臌問題, 對后續工作面沿空掘巷提出以下防治方案: 方案1, 在原支護方案基礎上錨桿全長錨固, 頂板補加2排錨索, 煤柱幫部補加1排錨索; 方案2, 在方案1的基礎上對上區段采空區進行切頂卸壓。通過對比不同方案下圍巖變形控制效果, 選擇最優支護方案。

3.2 防控方案效果對比

為驗證不同方案巷道支護效果, 監測點位于巷道腰線及頂板中線, 在工作面前方5, 10, 20, 50,80 m處布置測線, 測線沿走向布置, 距巷道左幫20 m, 右幫6 m(煤柱寬度), 監測巷道兩幫應力。巷道圍巖兩幫及頂底板變形量如圖12所示。

圖12 巷道圍巖變形量Fig.12 Deformation of roadway surrounding rock

由圖12可知, ①工作面實體煤幫位移量隨距工作面距離的增加逐漸減小, 其中0~20 m為陡降區,20~50 m為緩降區, 50 m后為穩定區。不同支護方式下巷道圍巖變形大小不同, 原支護、方案1、方案2下, 巷道實體煤幫最大位移量分別為45.68,39.42, 28.58 cm, 與原支護方案相比方案1、方案2最大位移量分別降低了13.70%, 37.43%。20 m位置處原支護、方案1及方案2實體煤幫變形量分別為15.86, 14.35, 12.80 cm; 50 m處分別為11.03, 10.7,9.79 cm; 100 m處分別為10.47, 10.30, 9.66 cm。

②巷道頂板下沉量隨與工作面相對距離的增大一直保持降低, 其中在0~30 m范圍內為陡降區,30~60 m為緩降區, 60~100 m為穩定區。頂板最大下沉量分別為34.04, 30.19, 21.64 cm, 與原支護方案相比方案1和方案2最大下沉量分別降低了11.31%, 36.43%。30 m處3種不同方案下巷道頂板下沉量分別為12.63, 11.99, 8.96 cm; 60 m處分別為9.22, 8.99, 7.70 cm; 100 m處分別為8.53, 8.30,7.46 cm。

③巷道煤柱幫部位移量隨與工作面相對距離的增加而減小, 工作面前方40 m范圍內為陡降區,40~70 m為緩降區, 70 m外為穩定區。不同方案下煤柱側最大幫臌量分別為49.62, 42.44, 30.79 cm,與原支護方案相比方案1、方案2最大幫臌量分別降低了14.47%, 37.95%。40 m處原支護方案、方案1和方案2的煤柱幫臌量分別為25.86, 24.22,18.13 cm; 70 m處分別為21.91, 21.22, 16.03 cm;100 m處分別為21.26, 20.74, 15.68 cm。

對比不同方案下巷道圍巖變形量可知, 深部巷道圍巖僅僅優化錨固方式對巷道圍巖整體變形控制效果相對較小, 應力集中對巷道超前段圍巖變形仍未得到有效控制, 經過側向采空區頂板預裂爆破卸壓后, 巷道圍巖變形明顯減小, 表明側向采空區堅硬頂板長懸臂梁結構對巷道圍巖附加應力是巷道圍巖變形的關鍵因素之一。巷道圍巖卸壓后, 對巷道圍巖變形量的影響從大到小依次為煤柱幫部、巷道頂板、實體煤幫, 其中煤柱側、巷道頂板以及實體煤幫部圍巖變形量相比原支護分別減小了26.2%, 12.5%, 7.74%。

不同方案工作面前方10, 20, 50, 80 m處巷道圍巖應力分布如圖13所示。

圖13 工作面前方不同距離圍巖應力分布Fig.13 Stress distribution of surrounding rock in roadway with different distances in front of working face

不同方案下巷道超前段圍巖應力分布具有一定差異, 其中方案1實體煤幫應力相比原支護方式具有一定提升, 超前10, 20, 50, 80 m處2個方案的峰值應力差分別為1.49, 1.24, 0.65, 0.43 MPa, 支承壓力峰值相比原支護方案向深部轉移, 表明方案1相比原支護方案對圍巖強度有相應提升。方案2相比原支護方案和方案1的圍巖支承壓力峰值有所降低,在工作面前方10, 20, 50, 80 m處, 相比方案1分別降低了4.08, 2.91, 1.91, 1.85 MPa; 比原支護方案分別降低了2.59, 1.67, 1.26, 1.12 MPa, 表明隨著與工作面距離的增加, 受超前采動應力降低, 實體煤側受采空區側向支承應力的影響逐漸降低, 方案2在塑性范圍內應力有明顯提高, 也驗證了支護優化對圍巖強度強化的作用。區段煤柱側豎向應力相對較低, 方案2對煤柱豎向應力有明顯卸壓作用, 工作面前方10, 20, 50, 80 m處相比方案1分別卸壓6.77,5.71, 4.73, 3.91 MPa; 相比原支護方案分別卸壓5.88, 4.63, 3.50, 3.06 MPa, 方案1相比原支護方案應力有小幅提高(1 MPa左右), 且相比原支護方案, 優化方案煤柱側幫應力提升。綜上可知, 圍巖錨索補強支護配合頂板預裂爆破卸壓有利于巷道圍巖變形控制。

3.3 巷道圍巖協同防控技術應用效果

為了驗證LW21106工作面回采巷道圍巖控制效果, 監測工作面超前100 m巷道的變形量, 如圖14所示。

圖14 巷道位移監測Fig.14 Roadway displacement monitoring

巷道圍巖變形監測結果表明, 在優化支護方案下, 煤柱幫最大移近量為18.89 cm, 頂板下沉量為25.86 cm, 兩幫移近量為29.65 cm, 實現了對深井松軟圍巖煤巷變形的有效控制。

4 結 論

(1)指出深井松軟圍巖沿空巷道變形破壞主要呈現圍巖破碎、剪切滑移、幫部鼓起、頂板下沉嚴重等特征。構建了煤巷圍巖結構力學模型, 計算巷道圍巖等效塑性區半徑為4.78 m, 圍巖破壞主要方式為剪切破壞、錨固體–圍巖界面承載力降低。

(2)結合采動巷道圍巖變形破壞歷程提出了采動增跨效應的概念, 建立了采動增跨效應及頂板橫縱彎曲梁模型, 明確指出橫向應力、等效跨度以及頂板強度是巷道頂板變形破壞的主控因素, 建立了錨索支護下巷道頂板力學模型。

(3)闡明了巷道圍巖變形破壞主控因素, 提出“圍巖加固–卸壓–補強支護”協同防控策略, 采用煤柱側向切頂+注漿加固并對破碎區域補充錨索支護的防控技術。

(4)對比不同防控方案巷道圍巖變形控制效果,指出圍巖錨索補強支護配合頂板預裂爆破卸壓有利于巷道圍巖變形控制, 實現了對深井松軟圍巖煤巷變形的有效控制。