王炯，劉鵬，劉帥，馬磊，劉義鵬，陳旭

深部巖土力學(xué)與地下工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083；中國礦業(yè)大學(xué)(北京)力學(xué)與建筑工程學(xué)院，北京 100083

動壓巷道圍巖的穩(wěn)定性對礦井安全生產(chǎn)至關(guān)重要。工作面未開采之前，巷道開挖引起周圍應(yīng)力場重新分布，且隨工作面的不斷開采巷道受到持續(xù)的動壓影響，嚴(yán)重時可能引發(fā)巷道失穩(wěn)破壞[1]。國內(nèi)外學(xué)者對此類問題的發(fā)生機(jī)理、控制對策開展了大量的研究[2-6]。王衛(wèi)軍等[7]通過研究工作面回采過程中圍巖應(yīng)力場分布規(guī)律，提出巷道頂?shù)装灏l(fā)生變形破壞是由于巷道圍巖水平增量與豎直增量的不同步，造成圍巖兩幫環(huán)向應(yīng)力的陡增所引起的?？导t普等[8]認(rèn)為動壓高應(yīng)力巷道要重視高預(yù)應(yīng)力錨索支護(hù)對策的運(yùn)用，并對漳村煤礦動壓巷道進(jìn)行全斷面高預(yù)應(yīng)力強(qiáng)力錨索支護(hù)，圍巖變形得到有效的控制。陳上元等[9]認(rèn)為巷道產(chǎn)生非對稱變形的主要原因在于圍巖應(yīng)力場的大小和方向發(fā)生改變，通過將復(fù)合型變形力學(xué)機(jī)制轉(zhuǎn)化為單一型，提出“錨網(wǎng)索噴+底角錨桿+全斷面注漿+反底拱”非對稱耦合控制對策。李家卓等[10]提出煤層回采順序顯著影響巷道穩(wěn)定性，采用下行開采有助于減小巷道變形。張志康等[11]針對深部動壓巷道支護(hù)問題，提出高強(qiáng)讓壓錨桿和帶肋錨索聯(lián)合支護(hù)體系，較好地控制圍巖變形。馬振乾等[12]通過理論分析明確了動壓巷道圍巖穩(wěn)定性的影響因素，并采用錨注聯(lián)合加固法配合U型鋼棚加固對軟巖巷道的變形進(jìn)行控制。神文龍等[13]針對動壓巷道底鼓，綜合借助數(shù)值模擬、理論研究以及工程實(shí)踐等，通過加固動壓巷道底板，改善了動壓巷道底鼓現(xiàn)象。郭建平[14]深入分析堅(jiān)硬頂板下強(qiáng)動壓巷道在巷道掘進(jìn)和工作面回采期間的變形破壞特征，提出頂板卸壓+加強(qiáng)深部支護(hù)的方法，有效控制了巷道圍巖的穩(wěn)定。秦天太[15]通過改善支護(hù)剛度和強(qiáng)度較好地控制了寺河礦強(qiáng)烈開采動壓對巷道的影響。李永亮等[16]針對兩側(cè)采空巷道擠壓大變形控制難題，采用強(qiáng)化關(guān)鍵部位、注漿改性圍巖的方法，有效控制了采動壓力影響下的巷道變形。何滿潮等基于切斷煤層上覆頂板壓力傳遞的思想，提出切頂卸壓無煤柱自成巷技術(shù)，可有效阻斷留巷頂板與采空區(qū)之間的壓力傳遞，得到廣泛應(yīng)用[17-20]。

眾多學(xué)者對動壓巷道穩(wěn)定性控制做了大量的工作，但仍存在以下問題：

(1) 動壓巷道失穩(wěn)機(jī)理的研究有較清楚的認(rèn)識，但采取的主要控制方式為支護(hù)，雖然有一定的控制效果，但周期性開采引起的動壓并未有效切斷。

(2) 傳統(tǒng)支護(hù)材料容易破斷失效，且其與圍巖存在剛度和強(qiáng)度的不耦合，即支護(hù)材料沒有充分的柔度適應(yīng)圍巖的變形，沒有足夠的剛度防止圍巖發(fā)生較大變形[21-22]。

基于此，本文以德通煤礦2201工作面動壓巷道為工程背景，通過數(shù)值模擬分析動壓巷道圍巖應(yīng)力演化規(guī)律，并據(jù)此提出協(xié)同卸壓控制技術(shù)(雙向聚能預(yù)裂爆破切頂卸壓與恒阻讓壓支護(hù))維護(hù)巷道圍巖的穩(wěn)定性，為礦山安全生產(chǎn)提供保障。

1 工程背景

德通煤礦2201工作面埋深約460.5 m，切眼長195 m，煤層平均厚度6.8 m，采煤機(jī)割煤高度2.8 m，放頂煤高度4 m，采放比1∶1.45。煤層頂板以泥巖、粉砂巖為主，局部為砂質(zhì)泥巖，底板以泥巖或砂巖為主，硬度系數(shù)f為2～4，穩(wěn)定性較好。其2201工作面帶式運(yùn)輸巷與軌道、膠帶大巷平行布置，帶式運(yùn)輸巷和軌道大巷之間的煤柱寬度為35 m，軌道大巷和膠帶大巷之間的煤柱寬度為35 m，2201工作面布置及切眼、帶式運(yùn)輸巷位置如圖1所示。

圖1 2201工作面布置圖

受2201工作面回采動壓影響，在既有巷道布局以及支護(hù)模式下，2201工作面臨近巷道(軌道大巷)有較明顯的變形，整體變形以兩幫為主，水平變形較頂部變形嚴(yán)重，幫部的鼓出量400～ 1 000 mm，壓力大的區(qū)域出現(xiàn)片幫、潰幫現(xiàn)象，斷面的收縮率達(dá)到60%，嚴(yán)重影響設(shè)備運(yùn)輸和人員通行。巷道原支護(hù)方式采用錨桿/錨索支護(hù)，頂部錨桿間排距900 mm×1 000 mm，直徑22 mm，長度2 500 mm，頂部錨索間排距1 600 mm×3 000 mm，直徑17.8 mm，長度8 200 mm。左右?guī)湾^桿間排距1 000 mm×1 000 mm，長度8 200 mm。在對現(xiàn)場支護(hù)參數(shù)加密后(巷道頂部、左右?guī)湾^桿間距800 mm×800 mm，頂部錨索間排距1 200 mm× 1 500 mm，其他參數(shù)不變)，仍無法控制圍巖變形。

2 巷道圍巖采動應(yīng)力演化規(guī)律

2.1 計(jì)算模型建立

根據(jù)德通煤礦2201工作面開采情況，建立三維數(shù)值計(jì)算模型(圖2)，使用FLAC3D軟件計(jì)算，模型尺寸長×寬×高為384 m×90 m×80 m，模擬巷道開挖尺寸為4.5 m×30 m×2.8 m，工作面開挖尺寸為 195 m×30 m×2.8 m，巷道埋深為460 m。模型包括14個分組，共5種巖性。根據(jù)表1對不同組賦予不同的材料參數(shù)，本構(gòu)模型選用Mohr-Coulomb模型，計(jì)算模型施加以下邊界條件：①左、右邊界約束X方向位移；②前后邊界約束Y方向的位移；③底部約束X、Y、Z三個方向的位移；④上部施加Z方向8.24 MPa的均布荷載。本次模擬共對2201工作面開挖10次，開采進(jìn)尺按照礦山實(shí)際生產(chǎn)速率確定，每次開挖3 m。巷道開挖順序：軌道大巷、膠帶大巷、軌道運(yùn)輸巷、帶式運(yùn)輸巷，工作面開挖順序1、2、3…10，如圖3所示。

圖2 數(shù)值計(jì)算模型

表1 巖體物理力學(xué)參數(shù)

圖3 垂直應(yīng)力監(jiān)測線示意圖

2.2 圍巖應(yīng)力場演化規(guī)律

煤層未開采時，軌道大巷等開挖后巷道圍巖處于穩(wěn)定狀態(tài)，垂直應(yīng)力9.7 MPa，因此，其變形失穩(wěn)的主要原因在于鄰近開采工作面帶來的周期擾動壓力的影響。為詳細(xì)分析煤層開采對巷道失穩(wěn)變形的影響，在帶式運(yùn)輸巷與軌道大巷中間布置監(jiān)測線AB、CD，如圖3所示。分析圖4、圖5可知：

圖4 動壓擾動下巷道周邊應(yīng)力變化規(guī)律

(1) 帶式運(yùn)輸巷與軌道大巷之間煤柱的垂直應(yīng)力隨著開采動壓的疊加呈逐步增長趨勢，帶式運(yùn)輸巷右側(cè)應(yīng)力集中系數(shù)隨開挖次數(shù)的增加由1.16增至1.43，煤柱中的擾動應(yīng)力沿著煤柱寬度方向呈雙峰拱形非對稱分布，即煤柱中存在2個應(yīng)力集中點(diǎn)，應(yīng)力峰值分別為13.8 MPa和12.3 MPa。持續(xù)的開采動壓對軌道大巷的應(yīng)力擾動影響顯著。

(2) 周期開采動壓的擾動并未終止于軌道大巷，而是繼續(xù)向膠帶大巷傳遞，兩者之間的煤柱中應(yīng)力仍呈雙峰拱形非對稱分布，應(yīng)力峰值與變化幅度均減小，膠帶大巷左側(cè)應(yīng)力集中系數(shù)隨著開挖次數(shù)的增加基本保持在1.18左右，可見膠帶大巷左幫位置處基本不受周期采動壓力影響。

(3) 軌道大巷兩側(cè)在開采中持續(xù)受到動壓較強(qiáng)擾動。隨著開挖次數(shù)的增加，軌道大巷左、右兩側(cè)應(yīng)力集中系數(shù)分別由1.18增至1.26和1.17增至1.23。動壓來自左側(cè)煤層開采引起的擾動應(yīng)力傳遞，主要受采動超前壓力和采空區(qū)頂板回轉(zhuǎn)變形等的影響，且軌道大巷兩側(cè)受動壓擾動幅值大小不同(軌道大巷左側(cè)應(yīng)力峰值12.3 MPa，右側(cè)應(yīng)力峰值11.98 MPa)，應(yīng)力峰值均較高且集中在軌道大巷左右兩幫3 m處，嚴(yán)重影響軌道大巷的穩(wěn)定性。

圖5 應(yīng)力集中系數(shù)

綜上分析，軌道大巷受動壓擾動影響最為顯著，膠帶大巷基本不受影響。因此，為了解軌道大巷受動壓擾動影響下峰值應(yīng)力演化規(guī)律，在軌道大巷左幫側(cè)3 m處，沿大巷長度方向布置監(jiān)測線，監(jiān)測結(jié)果如圖6所示。結(jié)果表明：①軌道大巷開挖后，左幫側(cè)3 m范圍內(nèi)的應(yīng)力分布呈拋物線形，左幫側(cè)中間位置處于應(yīng)力集中區(qū)，左幫的穩(wěn)定性存在隱患。②左幫側(cè)應(yīng)力集中峰值及變化幅度均隨開采動壓的影響而增大，若長期受到開采擾動的影響，左幫側(cè)巖體將受到不斷疊加的動荷載，巖體產(chǎn)生疲勞損傷失穩(wěn)，嚴(yán)重影響巷道穩(wěn)定性。

圖6 軌道大巷左幫峰值應(yīng)力演化規(guī)律

左幫及頂板受動壓擾動的位移變化規(guī)律如圖7所示(位移與坐標(biāo)軸正方向相同為正、反之為負(fù))。分析可知：①軌道大巷左幫變形對動壓擾動的敏感性比頂板顯著，其增幅隨開采動壓擾動影響呈正比關(guān)系，主要原因是軌道大巷左幫3 m位置處于峰值應(yīng)力區(qū)。②軌道大巷左幫位移與頂板位移均呈拋物線形變化，動壓的周期擾動主要集中在巷道左幫及頂板中間部位。

圖7 動壓影響下軌道大巷位移變化規(guī)律

3 動壓巷道圍巖協(xié)同卸壓控制技術(shù)

3.1 控制思路

根據(jù)前述分析，巷道圍巖失穩(wěn)變形的根本原因是開采動壓不斷地向開采工作面兩側(cè)巷道傳遞。因此，若能有效切斷動壓的傳遞路徑或使動壓傳遞終止于某一區(qū)域附近，并對巷道進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)，提高圍巖自承力以及抗動壓能力，則動壓影響下巷道圍巖的失穩(wěn)變形將得到控制?；诖?，本文提出以雙向聚能預(yù)裂爆破切頂卸壓與恒阻讓壓支護(hù)為基礎(chǔ)的協(xié)同卸壓控制技術(shù)。技術(shù)流程如圖8所示。

(1) 雙向聚能預(yù)裂爆破。在帶式運(yùn)輸巷右?guī)臀恢?，超前工作面一定距離進(jìn)行雙向聚能拉伸爆破，使帶式運(yùn)輸巷巷道右側(cè)頂板內(nèi)形成一定深度的預(yù)裂切縫面。

(2) 恒阻錨索讓壓支護(hù)。在軌道大巷內(nèi)采用恒阻大變形錨索進(jìn)行支護(hù)，提高圍巖抗變形能力。

(3) 對回采過程中礦壓進(jìn)行實(shí)時監(jiān)測分析，及時調(diào)整該技術(shù)相關(guān)參數(shù)。

圖8 動壓巷道協(xié)同卸壓控制技術(shù)流程

3.2 控制技術(shù)

3.2.1 雙向聚能預(yù)裂爆破

雙向聚能預(yù)裂爆破主要通過聚能管和二級煤礦許用乳化炸藥來實(shí)現(xiàn)。該裝置兩側(cè)設(shè)計(jì)有兩排聚能孔，兩端有連接卡槽，聚能管之間通過連接套串聯(lián)固定(圖9)，單根聚能管長1.5 m、外徑42 mm、內(nèi)徑36.5 mm?，F(xiàn)場安裝時，聚能孔方向與切頂方向保持一致。爆破時，爆炸沖擊波率先從聚能孔釋放出，沿孔壁形成初始裂隙，在張拉沖擊作用下裂隙進(jìn)一步發(fā)育，達(dá)到頂板定向預(yù)裂的效果。

圖9 雙向聚能預(yù)裂爆破裝置簡圖

雙向聚能預(yù)裂爆破的主要技術(shù)參數(shù)包括切縫深度、切縫角度、雙向聚能拉伸爆破孔間距等。常規(guī)地質(zhì)條件下切縫高度理論[23]計(jì)算如下：

(1)

式中，HF為切縫高度，m；H為采高，m；ΔH1為頂板移近量，m；ΔH2為底鼓量，m；K為碎脹系數(shù)。

根據(jù)現(xiàn)場實(shí)測，德通煤礦2201工作面頂板碎漲系數(shù)K為1.46，頂?shù)装逡平?.8 m，H取6.8 m，計(jì)算得切縫高度HF為13.04 m，取13 m，垂直切縫，切縫處為帶式運(yùn)輸巷實(shí)體煤幫側(cè)。為進(jìn)一步了解切縫后的應(yīng)力降低程度，在2.1節(jié)所示的數(shù)值模型中建立寬0.05 m、長13 m的切縫并進(jìn)行相關(guān)計(jì)算。切頂前后垂直應(yīng)力對比如圖10所示。分析圖10可知：①未切縫之前，軌道大巷和膠帶大巷均不等程度地受到工作面回采動壓的影響，隨著工作面的推進(jìn)，回采動壓先增大后不變。②切縫之后，軌道大巷和膠帶大巷受開采動壓影響下降明顯，二者垂直應(yīng)力峰值差降低約19.6%。

圖10 切頂前后垂直應(yīng)力對比

切頂前后應(yīng)力變化如圖11所示。分析圖11可知，切縫后，軌道大巷與帶式運(yùn)輸巷之間煤柱中應(yīng)力集中降低，且應(yīng)力峰值范圍減小，動壓的疊加擾動對其影響亦降低，軌道大巷的穩(wěn)定性提高。

圖11 切頂前后應(yīng)力變化情況(第十次開挖)

對現(xiàn)場頂板實(shí)施爆破切縫，炮孔間距500 mm，每個炮孔裝7節(jié)聚能管，正向裝藥，第1節(jié)聚能管內(nèi)裝5卷藥(1 kg/節(jié))；第2～4節(jié)聚能管內(nèi)裝4卷藥(0.8 kg/節(jié))；第5～7節(jié)聚能管內(nèi)不裝藥，封泥長度2.5 m。預(yù)裂爆破切縫后，使用CXK6礦用本安型鉆孔成像儀對中間孔進(jìn)行窺視，縫隙率超過75%，切縫效果良好，窺視結(jié)果如圖12所示。

圖12 切縫窺視結(jié)果(單位：m)

3.2.2 恒阻錨索讓壓支護(hù)

雖然雙向聚能預(yù)裂爆破切頂卸壓能有效地切斷動壓來源，但并不能完全阻止開采動壓對軌道大巷的擾動影響，因此，仍需將剩余動壓通過恒阻錨索讓壓支護(hù)來卸壓，以提高其整體強(qiáng)度和抵抗動壓擾動的能力。恒阻大變形錨索可與圍巖形成耦合支護(hù)，且有充分的柔度適應(yīng)圍巖的變形和有足夠的剛度防止圍巖發(fā)生大變形。恒阻大變形錨索支護(hù)圍巖時，其錨固端通過樹脂或水泥砂漿固定在原巖穩(wěn)定區(qū)內(nèi)部，初始階段，恒阻大變形錨索桿柄和套管相對靜止，只發(fā)生彈性變形[圖13(a)]；經(jīng)過雙向聚能預(yù)裂爆破切頂卸壓后，剩余外部荷載超過恒阻錨索最大恒阻力后，錐頭和套管內(nèi)壁則產(chǎn)生相對滑動，輸出結(jié)構(gòu)變形[圖13(b)]，隨著外荷載的持續(xù)作用，錨桿周期性重復(fù)滑動-黏合過程。由于滑動階段的存在，恒阻錨索產(chǎn)生讓壓行為，削弱外荷載作用，當(dāng)外荷載下降到一定程度后，恒阻錨索不再滑移，保持穩(wěn)定，恒阻錨索支護(hù)減緩了支護(hù)巖體變形量的增長速率，吸收了圍巖體釋放的能量，進(jìn)一步減弱了動壓影響。

圖13 恒阻大變形錨索(NPR)支護(hù)巖體工作示意圖

4 現(xiàn)場應(yīng)用效果

根據(jù)前述研究，對德通煤礦2201綜放開采工作面帶式運(yùn)輸巷實(shí)施雙向聚能預(yù)裂爆破和恒阻大變形錨索協(xié)同卸壓圍巖穩(wěn)定性控制技術(shù)。恒阻錨索支護(hù)布置如下：頂板恒阻大變形錨索間排距為1 200 mm× 1 600 mm，直徑21.8 mm，長度9 200 mm，每排5根，其中，頂板左右兩側(cè)處的1根恒阻大變形錨索按15°夾角、距幫部300 mm施工；兩幫分別布置2根恒阻大變形錨索，直徑21.8 mm，長度6 200 mm，如圖14所示。軌道大巷恒阻錨索應(yīng)力值、巷道表面位移監(jiān)測結(jié)果如圖15、圖16所示。

圖14 軌道大巷恒阻錨索補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)示意圖

(1) 軌道大巷頂板錨索受力。軌道大巷頂板錨索受力如圖15所示(工作面位置處為0 m，滯后工作面距離小于0 m，即表示超前工作面)，超前工作面70～100 m范圍，頂板錨索受力基本不變，此階段錨索還未受到工作面回采動壓影響；超前工作面20～70 m范圍錨索受力開始變化，并迅速增加，該階段錨索發(fā)生線性彈性變形，頂板巖層在動壓作用下開始出現(xiàn)裂紋；在超前工作面0～20 m、滯后工作面0～30 m范圍，錨索發(fā)生非線性彈性變形，頂板巖層裂紋進(jìn)一步擴(kuò)展，該階段錨索受力繼續(xù)增加，但增速降低，判斷此階段基本頂破斷，壓力瞬間釋放，導(dǎo)致煤柱應(yīng)力下降，錨索受力增速降低；在滯后工作面30～70 m范圍，恒阻錨索受外荷載作用力逐漸增大，在滯后工作面70 m時錨索受力達(dá)到恒阻值，此后恒阻體在恒阻器中發(fā)生滑移，在滑移過程中逐步消耗外荷載作用力，阻止巖體變形，并重新達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)；滯后工作面70 m，軌道大巷變形不再增加。

圖15 軌道大巷頂板錨索應(yīng)力監(jiān)測

(2) 軌道大巷變形。為分析切頂卸壓后軌道大巷變形情況，在巷道中布置十字監(jiān)測點(diǎn)，監(jiān)測點(diǎn)測量結(jié)果如圖16所示。軌道大巷受回采動壓影響，頂?shù)装寮皫筒孔冃嗡俣瘸霈F(xiàn)明顯差異：超前工作面50～100 m范圍內(nèi)，頂?shù)装寮皫筒孔冃问軇訅簲_動影響很??；超前工作面0 ～50 m、滯后工作面0～70 m范圍內(nèi)，頂?shù)装寮皫筒渴艿綇?qiáng)烈的動壓擾動變形加速，但變形量較小，巷道整體穩(wěn)定性良好；滯后工作面70 m后，頂?shù)装寮皫筒孔冃乌呌诜€(wěn)定，基本不受動壓擾動影響。協(xié)同卸壓圍巖穩(wěn)定性控制技術(shù)實(shí)施后，軌道大巷頂板下沉量峰值為138 mm，底鼓量峰值142 mm；巷道左幫移進(jìn)量峰值為101 mm，右?guī)鸵七M(jìn)量峰值為55 mm，巷道斷面收縮率減小至13%，巷道穩(wěn)定性良好。

圖16 軌道大巷變形監(jiān)測

綜上所述，雙向聚能預(yù)裂爆破切頂對切斷動壓傳遞路徑是有良好效果的，切頂前后巷道峰值應(yīng)力差降低19.6%，巷道周邊應(yīng)力集中程度和范圍均較大幅度地減小。為進(jìn)一步消除動壓影響，對動壓巷道實(shí)施具有恒阻讓壓、大變形特性的恒阻大變形錨索讓壓支護(hù)，通過輸出結(jié)構(gòu)變形，吸收剩余動壓源產(chǎn)生的能量，繼續(xù)卸壓。前者是后者卸壓的基礎(chǔ)，兩種方式相輔相成，協(xié)同卸壓?，F(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果表明，巷道斷面收縮率由60%降低至13%，該技術(shù)應(yīng)用效果良好。

5 結(jié) 論

本文通過分析煤礦動壓巷道圍巖失穩(wěn)現(xiàn)象及應(yīng)力場演化規(guī)律，提出協(xié)同卸壓巷道圍巖穩(wěn)定性控制技術(shù)，并進(jìn)行現(xiàn)場試驗(yàn)，得出以下結(jié)論：

(1) 相比膠帶大巷，軌道大巷受回采動壓的影響更高，其與周圍煤柱之間的垂直應(yīng)力呈雙峰拱形非對稱分布。隨著工作面持續(xù)回采，軌道大巷受到的垂直應(yīng)力峰值逐漸增加，軌道變形嚴(yán)重，穩(wěn)定性降低。

(2) 對軌道大巷通過雙向聚能預(yù)裂爆破切斷動壓傳播路徑，有效地減小左幫峰值應(yīng)力增幅，降低動壓擾動疊加效應(yīng)，同時進(jìn)行恒阻錨索讓壓支護(hù)，二者協(xié)同卸壓，有效控制了軌道大巷周圍巖體的變形。

(3) 隨著工作面回采動壓的影響，軌道大巷頂板錨索變形經(jīng)歷緩慢增長→加速增長→穩(wěn)定變形3個階段，與頂?shù)装?、左右?guī)妥冃蔚?個區(qū)(緩慢變形區(qū)、加速變形區(qū)、穩(wěn)定變形區(qū))一一對應(yīng)。實(shí)施雙向聚能預(yù)裂爆破和恒阻大變形錨索讓壓支護(hù)技術(shù)后，軌道大巷只在一定范圍內(nèi)受到輕微的擾動，恒阻錨索可提供有效的變形控制，動壓巷道穩(wěn)定性得到顯著提高。