閆小軍

(山西潞安環(huán)保能源開(kāi)發(fā)股份有限公司 王莊煤礦,山西 長(zhǎng)治 046031)

巷道支護(hù)是煤炭開(kāi)采技術(shù)的一項(xiàng)重要內(nèi)容,也是一項(xiàng)復(fù)雜的系統(tǒng)工程[1-2]。在煤礦地質(zhì)條件多變的情況下,巷道的支護(hù)形式和支護(hù)參數(shù)也應(yīng)隨之發(fā)生變化,以適應(yīng)礦井井下生產(chǎn)的需要,保障生產(chǎn)安全。如何采用較低的支護(hù)成本達(dá)到較好的支護(hù)效果,保證礦井安全生產(chǎn),是井下巷道支護(hù)的終極目標(biāo)[3-6]。本文以王莊煤礦9107工作面大斷面全煤風(fēng)巷為工程背景,利用數(shù)值模擬仿真方法對(duì)巷道合理支護(hù)參數(shù)進(jìn)行討論及確定,保證王莊煤礦9107工作面能夠安全高效的回采。

1 工程背景

山西潞安環(huán)保能源開(kāi)發(fā)股份有限公司王莊煤礦9107工作面所采煤層屬3#煤層,煤層平均厚度為6.02 m,為全區(qū)穩(wěn)定可開(kāi)采煤層；煤層下部含有夾矸,最厚一層夾矸可達(dá)0.2 m,煤層賦存于二疊系山西組地層中下部,為陸相湖泊型沉積。9107風(fēng)巷正巷設(shè)計(jì)長(zhǎng)度3 124 m,車(chē)場(chǎng)設(shè)計(jì)長(zhǎng)度108 m(短幫),回風(fēng)通道設(shè)計(jì)長(zhǎng)度58 m(短幫),巷道斷面均為5.5 m×3.6 m矩形斷面,且巷道沿煤層底板掘進(jìn)。

2 大斷面全煤巷道圍巖控制機(jī)理

根據(jù)工程類(lèi)比經(jīng)驗(yàn),大斷面煤層巷道支護(hù)方式一般為頂板錨桿-錨索、巷道錨桿協(xié)同支護(hù),頂板以整體載荷的方式作用在巷幫上,巷旁巖體在錨桿強(qiáng)力錨固作用下,也以整體的支撐體方式存在。巷道上覆巖層在低位錨桿和高位錨索預(yù)應(yīng)力作用下,在中間區(qū)域形成壓實(shí)區(qū)。由于支護(hù)密度的不同,在這個(gè)區(qū)域內(nèi)會(huì)形成不同程度的預(yù)應(yīng)力重疊區(qū),重疊區(qū)應(yīng)力的整體均勻性以及強(qiáng)度大小是決定圍巖穩(wěn)定性的關(guān)鍵,也是頂板載荷的主要承載和自穩(wěn)結(jié)構(gòu)。圖1為大斷面煤巷支護(hù)承載理論分析圖。

圖1 大斷面全煤巷道支護(hù)分析圖Fig.1 Support analysis on large cross-section full-coal roadway

由圖1可以得出,組合壓縮拱內(nèi)的巖體在錨固作用下處于三向受力狀態(tài),所以巖體整體強(qiáng)度得到了很大提高,巷道整體穩(wěn)定性也得到了極大改善。

在組合壓縮拱內(nèi),沿巷道軸向單位長(zhǎng)度上組合拱承載合力N可以表示為:

(1)

式中:Kr為支護(hù)放大系數(shù)；α破裂巖體中的控制角,(°);l為錨桿長(zhǎng)度,m;d為錨桿間距m;b0為組合拱厚度,m;FS為錨桿約束力,kN;φθ為破裂巖石內(nèi)摩擦角,(°)。

由圖1可知,組合拱在外力qc和錨桿約束力的作用下,根據(jù)平衡條件所產(chǎn)生的環(huán)向軸力N0有:

(2)

(3)

式中:R0為組合拱壓縮帶內(nèi)徑,m;ds為組合拱外弧形單元;dα為組合拱沿巷道中心的角度微分單元。

由式(2)和式(3)可以得到:

(4)

組合拱在覆巖載荷的作用下,要保持穩(wěn)定,則其承載合力N與環(huán)向軸力N0應(yīng)滿(mǎn)足N≥N0,因此將式(2)-(4)代入式(1)得錨桿組合拱的所受外力載荷qc為:

(5)

由式(5)可以看出,組合拱形成以后錨桿錨索只需提供較小的約束力即可獲得較大的支護(hù)承載能力,且影響組合拱承載能力的主要因素有錨桿錨索長(zhǎng)度、間排距、錨桿在破裂巖體中的控制角和錨桿約束力等。基于此分析,對(duì)比同采區(qū)其他工作面支護(hù)參數(shù)的基礎(chǔ)上,提出兩種支護(hù)方案進(jìn)行分析討論。

3 支護(hù)方案

本次研究共探討兩種支護(hù)方案對(duì)全煤風(fēng)巷圍巖控制的作用效果,并通過(guò)數(shù)值模擬得出最優(yōu)方案作為9107風(fēng)巷的最終支護(hù)方案。兩種支護(hù)方案具體支護(hù)參數(shù)如下(括號(hào)內(nèi)為方案2參數(shù),其余參數(shù)兩種方案相同)。

3.1 頂板支護(hù)

每排打設(shè)MSGLW335Φ22L2400高強(qiáng)度螺紋鋼錨桿6(7)根,錨桿排距為1 000 mm(900 mm),間距為1 000 mm(850 mm)。頂角錨桿距幫250 mm(200 mm),頂角錨桿向兩幫傾斜15°角打設(shè)。樹(shù)脂藥卷加長(zhǎng)錨固,錨桿采用(CK+Z)2360、Z2360型藥卷各一支,錨固長(zhǎng)度1.5 m。鋪設(shè)金屬網(wǎng)和Φ14 mm×5 300 mm×80 mm圓鋼焊制的雙筋雙梁鋼筋梯子梁,采用150 mm×150 mm×10 mm的錨桿托板,拱高不小于36 mm。

頂板采用鋼帶連鎖錨索加強(qiáng)支護(hù),每排打設(shè)3根錨索,使用Φ14 mm×4 500 mm×80 mm圓鋼焊制的雙筋雙梁鋼筋梯子梁垂直于巷幫進(jìn)行連鎖;每排打設(shè)2根錨索,使用Φ14 mm×4 500(4 100) mm×80 mm圓鋼焊制的雙筋雙梁鋼筋梯子梁平行于巷幫每3根為一組進(jìn)行連鎖,滯后5架棚進(jìn)行聯(lián)鎖。錨索均采用SKL22-1×7/1860～9300的大孔徑預(yù)應(yīng)力錨索,每根錨索采用的樹(shù)脂藥卷型號(hào)為(CK+Z)2360一支,Z2360二支,錨固長(zhǎng)度2.2 m,每根錨索配套使用一塊規(guī)格為300 mm×300 mm×16 mm、拱高不得低于60 mm的錨索托板一塊,鎖具一套。

3.2 兩幫支護(hù)

每幫打設(shè)4根MSGLW335Φ22L2000高強(qiáng)螺紋鋼錨桿,錨桿排距1 000 mm(900 mm),間距為1 000 mm。幫頂錨桿距頂250 mm,幫頂錨桿與兩幫煤壁成15°向上打設(shè)。樹(shù)脂藥卷加長(zhǎng)錨固,每根錨桿采用Z2360型藥卷2支,錨固長(zhǎng)度為1.2 m。鋪設(shè)金屬網(wǎng)和Φ14 mm×3 400 mm×80 mm圓鋼焊制的雙筋雙梁鋼筋梯子梁,采用150 mm×150 mm×10 mm的錨桿托板,拱高不小于36 mm。具體布置方式如圖2所示。

2-a 方案1布置方式

2-b 方案2布置方式

圖2 不同方案錨桿錨索支護(hù)示意圖
Fig.2 Bolt and cable support of two supporting plans

4 數(shù)值模擬分析

4.1 模型建立及巖層巖石力學(xué)參數(shù)

采用FLAC3D數(shù)值模擬軟件[4]對(duì)王莊煤礦風(fēng)巷支護(hù)參數(shù)選擇進(jìn)行數(shù)值分析。根據(jù)煤層埋深確定模型上邊施加壓力,本次模擬煤層埋深為510 m;水平應(yīng)力根據(jù)最大及最小主應(yīng)力的大小及方向進(jìn)行施加。對(duì)王莊煤礦9107工作面地應(yīng)力測(cè)試分析后,模型水平應(yīng)力根據(jù)垂直應(yīng)力的1.1倍數(shù)進(jìn)行施加;模型尺寸為496.00 m×200.00 m×117.99 m(高),共劃分427 140個(gè)單元,450 368個(gè)結(jié)點(diǎn)。表1為煤層頂?shù)装鍘r石物理力學(xué)參數(shù),其余巖層按照巖性對(duì)應(yīng)進(jìn)行賦值,并進(jìn)行初始平衡,初始平衡后煤層處原巖垂直應(yīng)力為13.0 MPa。

表1 巖層物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of strata

4.2 掘進(jìn)時(shí)巷道穩(wěn)定性分析

圖3、圖4為風(fēng)巷掘進(jìn)期間兩種支護(hù)方案的塑性破壞分布圖及垂直應(yīng)力分布圖。比較兩張塑性破壞分布圖可以看出,兩種支護(hù)方案巷道圍巖破壞范圍幾乎相同,其中兩幫破壞深度均為0.5 m,頂板破壞深度為1.4 m,底板破壞深度為2.2 m。對(duì)比兩種支護(hù)方案巷道圍巖垂直應(yīng)力分布圖,可以看出兩種方案垂直應(yīng)力均成對(duì)稱(chēng)分布,其中頂板上方2 m及底板一定深度為應(yīng)力降低區(qū),且從巷道表面呈波紋狀往遠(yuǎn)處擴(kuò)散;兩幫錨桿尖端處均為應(yīng)力集中區(qū)。其中，方案1應(yīng)力集中處應(yīng)力值為16.5 MPa,應(yīng)力集中系數(shù)為1.27；方案2應(yīng)力集中處應(yīng)力值為17.8 MPa,應(yīng)力集中系數(shù)為1.40。從兩種方案錨索錨固范圍可以看出,在頂板錨桿端部到錨索端部這個(gè)范圍內(nèi),兩種支護(hù)方案均為應(yīng)力增高區(qū),說(shuō)明錨索錨固作用明顯。唯一不同的是,方案1應(yīng)力值最大處為20.4 MPa,應(yīng)力集中系數(shù)為1.57；方案2應(yīng)力值最大處為24.2 MPa,應(yīng)力集中系數(shù)為1.86。從應(yīng)力集中系數(shù)上可以得出方案2比方案1應(yīng)力集中系數(shù)要大,證明方案2比方案1錨固作用更強(qiáng),支護(hù)效果更好。

圖3 支護(hù)方案1模擬效果圖Fig.3 Simulation effect of supporting plan 1

圖4 支護(hù)方案2模擬效果圖Fig.4 Simulation effect of supporting plan 2

4.3 工作面回采時(shí)巷道穩(wěn)定性分析

圖5所示為方案1在工作面前方支護(hù)巷道塑性區(qū)分布圖。在工作面前方70 m處時(shí)(5-a),相對(duì)掘進(jìn)采動(dòng)時(shí)巷道兩幫發(fā)生了進(jìn)一步破壞,證明巷道已進(jìn)入采動(dòng)影響范圍內(nèi);在距工作面前方30 m處時(shí)(5-b),巷道圍巖破壞進(jìn)一步加重,其中巷道右?guī)推茐纳疃纫殉鲥^桿錨固范圍,且工作面上方部分巖層已發(fā)生破壞;在距工作面0 m處(5-c),可以看出巷道上方頂板已完全發(fā)生破壞,已超出錨索錨固范圍,支護(hù)效果較差。

圖5 距工作面不同距離處方案1支護(hù)塑性區(qū)分布圖Fig.5 Plastic zone distribution of supporting plan 1 at different distances from the working face

圖6所示為方案2在工作面前方支護(hù)巷道塑性區(qū)分布圖,在工作面前方50 m處時(shí)(6-a),相對(duì)掘進(jìn)采動(dòng)時(shí)巷道兩幫發(fā)生了進(jìn)一步破壞,證明巷道已進(jìn)入采動(dòng)影響范圍內(nèi);在距工作面前方20 m處時(shí)(6-b),巷道圍巖破壞進(jìn)一步加劇,巷道右?guī)推茐妮^左幫更為嚴(yán)重,且工作面上方部分巖層已發(fā)生破壞,但圍巖破壞深度仍在錨固范圍之內(nèi);在距工作面0 m處(6-c),巷道上方頂板發(fā)生不同程度的破壞,左幫破壞深度進(jìn)一步加深,但是圍巖整體較為穩(wěn)定,支護(hù)效果良好。

圖6 距工作面不同距離處方案2支護(hù)塑性區(qū)分布圖Fig.6 Plastic zone distribution of supporting plan 2 at different distances from the working face

圖7為兩種支護(hù)方案下巷道圍巖位移量隨工作面推進(jìn)變化情況?？梢钥闯?隨著工作面不斷推進(jìn),兩種支護(hù)條件下巷道圍巖位移量不斷增加,且頂?shù)装逡平恳葍蓭鸵平扛?。從圖7-a中可以看出,方案1支護(hù)條件下,在工作面前方70 m處時(shí),巷道圍巖位移量增幅變大,證明已進(jìn)入采動(dòng)影響范圍內(nèi);從圖7-b中可以看出,方案2支護(hù)條件下,在工作面前方50 m處時(shí),巷道圍巖位移量增幅變大,同樣證明巷道圍巖已進(jìn)入采動(dòng)影響范圍內(nèi),這與前文得出的結(jié)論一致。方案1支護(hù)條件下,頂?shù)装遄畲笪灰屏繛?67.4 mm,兩幫最大位移量為203.6 mm;方案2支護(hù)條件下,頂?shù)装遄畲笪灰屏繛?52.8 mm,兩幫最大位移量為192.6 mm,方案1圍巖位移量整體要比方案2大。

7-a 支護(hù)方案1

7-b 支護(hù)方案2圖7 不同支護(hù)方案巷道圍巖移近量Fig.7 Surrounding rock convergence with different support plans

5 現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用

根據(jù)前文理論及模擬分析,確定支護(hù)方案2為9107風(fēng)巷的最終支護(hù),并進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用。在工作面前方巷道內(nèi)安裝圍巖位移監(jiān)測(cè)設(shè)備,對(duì)巷道圍巖隨工作面推進(jìn)的變形情況進(jìn)行監(jiān)測(cè),監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖8所示。

圖8 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)圍巖位移量Fig.8 Surrounding rock convergence monitored on-site

由圖8可以看出，隨工作面距離的推進(jìn),圍巖位移量增大。與模擬結(jié)果不同的是,實(shí)際監(jiān)測(cè)中推進(jìn)至工作面前方80 m左右時(shí)開(kāi)始進(jìn)入采動(dòng)影響范圍,但是圍巖變形量增幅較緩,最終頂?shù)装遄畲笠平繛?39.5 mm,兩幫移近量為210.8 mm,這與模擬結(jié)果較為一致,圍巖變形量控制較好。

需要說(shuō)明的是,方案1圍巖變形量雖然與方案2在數(shù)值模擬結(jié)果上相差不大,但是在前期方案1的現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用時(shí),經(jīng)觀察發(fā)現(xiàn)方案1的超前采動(dòng)影響范圍大,且圍巖變形量遠(yuǎn)比實(shí)際模擬結(jié)果要大得多,導(dǎo)致巷道破碎圍巖體厚度增加,不能滿(mǎn)足安全生產(chǎn)要求,而模擬中對(duì)于破碎圍巖的擴(kuò)散量不能夠很好的表征；但方案2支護(hù)強(qiáng)度能夠很好地控制圍巖變形的破碎閾值,圍巖完整性較好,所以模擬結(jié)果與實(shí)際效果較為一致。

6 結(jié)論

1)巷道在掘進(jìn)采動(dòng)影響時(shí),兩種支護(hù)方案條件下巷道圍巖破壞范圍相差不大,垂直應(yīng)力相差較為明顯,證明錨固強(qiáng)度越強(qiáng),巷道周?chē)怪睉?yīng)力分布越大。

2)在工作面回采過(guò)程中,方案1支護(hù)條件下,巷道超前采動(dòng)影響范圍為70 m；方案2支護(hù)條件下,巷道超前采動(dòng)影響范圍為50 m；且方案1巷道圍巖最大位移量要比方案2位移量大。

3)采用支護(hù)方案2進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用,對(duì)巷道圍巖變形量監(jiān)測(cè)結(jié)果表明,支護(hù)方案2圍巖控制效果較好,能夠滿(mǎn)足安全生產(chǎn)要求。