馬保平，張俊兵，李耀暉，劉少偉，廖微亮，李 軍

(1.山西三元福達煤業(yè)有限公司，山西 長治 046300；2.晉能控股煤業(yè)集團 七一煤礦，山西 晉城 048400；3.河南理工大學 能源科學與工程學院，河南 焦作 454000；4.山西焦煤西山煤電集團公司 斜溝礦，山西 呂梁 033600)

巷道掘進后，圍巖應力受多種因素共同作用呈現出新的分布特點，不同影響因素條件下巷道圍巖受力、變形及破壞特征存在差異，這就要求巷道圍巖控制對策具有針對性，“一礦一策”“一面一策”的巷道圍巖治理理念被廣泛認知。

關于多種因素共同作用影響煤巷圍巖穩(wěn)定性的研究較多。文獻[1]針對急傾斜軟硬互層巷道圍巖大變形控制難題，研究了巷道變形破壞機制，得出了產生非對稱變形破壞的關鍵部位，提出了有效的控制方案；文獻[2]以具體巷道為背景，分析了深部緩傾斜軟巖巷道非對稱變形的機理，指出了部分關鍵因素對巷道非對稱變形的影響，并提出了非對稱耦合支護對策；文獻[3]通過推導上幫煤體穩(wěn)定安全系數計算公式，分析了傾角作用下沿頂掘進回采巷道的上幫煤體穩(wěn)定性，預測了上幫煤體失穩(wěn)滑移區(qū)，提出了解決大傾角巷道煤幫滑移問題的方法；文獻[4]針對急傾斜特厚煤層回采巷道的非對稱變形破壞揭示了巷道非對稱變形破壞機理，分析了巷道應力場及塑性區(qū)分布特征，提出了針對性的巷道支護加固方案；文獻[5]通過掌握大傾角煤層巷道圍巖破壞特征，建立不同煤層傾角巷道圍巖變形破壞的數值模型，研究大傾角煤層巷道圍巖非對稱變形破壞機理，最終指出了圍巖變形破壞的關鍵部位；文獻[6]基于具體急傾斜煤層硬頂軟煤巷道，揭示了煤巖巷掘進過程中圍巖變化破壞特征，通過支護優(yōu)化試驗，得出了控制此類巷道圍巖變形破壞的方法；文獻[7]得出了深部傾斜巖層巷道圍巖變形破壞的主要表現，在此基礎上提出了針對性的控制對策；文獻[8]建立了大傾角煤層軟巖回采巷道圍巖失穩(wěn)狀態(tài)方程，提出了大傾角煤層軟巖回采巷道耦合支護方案，得出回采巷道頂板失穩(wěn)呈弧形非對稱破斷；文獻[9，10]研究了急傾斜煤層巷道圍巖應力和位移分布特征，基于此特征指出了支護的關鍵部位，提出了針對此類巷道圍巖的綜合控制技術；文獻[11]分析了傾斜巷道在自重應力場下的位移和應力情況，并對U 型鋼支架支護機理與支護特性進行了詳細分析，得出U 型鋼支架與混凝土聯合支護相結合的控制技術；文獻[12]針對具體工程問題，對影響堅硬頂板巷道穩(wěn)定性的主要因素及支護技術進行了研究。

目前，鮮有作者對厚硬頂板緩傾斜軟煤層巷道圍巖變形機制進行研究，若對此類巷道圍巖穩(wěn)定性估計不足，不僅易在巷道掘進時產生安全隱患，而且直接影響巷道圍巖支護參數的設計。本文以石壕煤礦厚硬頂板緩傾斜軟煤層巷道為對象進行研究，以掌握巷道圍巖變形機制，并提出針對性治理方案，為類似條件的巷道圍巖治理提供一定參考。

1 工程概況

1.1 地質條件

石壕煤礦主采二1煤層，煤層傾角11°～16°，平均約14°，煤層平均厚度為4.95m，煤的f值為0.2，屬軟弱煤層。二1煤層直接頂為大占砂巖，單軸抗壓強度113.09MPa，抗拉強度10.97MPa，十分堅硬，直接頂厚度10.57～25.37m，平均厚度17.97m，厚度變化很大。直接底主要為炭質泥巖，平均厚度為6.03m，抗壓、抗拉強度均不高，水平層理發(fā)育。在二1煤層布置的12162工作面埋深約360m，12162工作面進風巷道沿頂掘進，屬典型的厚硬頂板緩傾斜軟煤層巷道，其斷面為直墻拱形，寬×高=4.8m×3.4m，采用U型棚+鋼筋網+背木進行支護，12162工作面下鄰12182工作面，巷道空間關系及頂底板巖性分布如圖1所示。

12162進風巷道頂板穩(wěn)定性強、節(jié)理裂隙發(fā)育程度低，巷道圍巖的變形破壞主要由兩幫及底板造成，以型鋼支架為基礎的被動支護作用效果差，主要表現為型鋼支架多處發(fā)生扭曲破斷及型鋼支架非對稱變形。

1.2 巷道圍巖變形破壞特征

在12162進風巷道布置觀測區(qū)域，通過鉆孔窺視試驗、巷道圍巖表面位移監(jiān)測及巷道斷面形狀觀測的方法探測巷道圍巖的變形破壞特征，現場調研結果表明：

1)巷道幫部破壞范圍較頂部明顯大，且頂板右側破壞范圍大于頂板左側，巷道右?guī)推茐姆秶笥谙锏雷髱汀?/p>

2)巷道圍巖兩幫移近量>頂底板移近量，圍巖位移量由大到小依次為底板>右?guī)?左幫>頂板；巷道圍巖歷經快速變形—緩慢變形—流變變形3個階段，如圖2所示。

3)巷道頂板右側較左側、右?guī)拖虏枯^上部、左幫上部較下部及底板右側較左側變形更為明顯。巷道圍巖變形后輪廓如圖3所示。

2 厚硬頂板緩傾斜軟煤層巷道圍巖變形機制

基于12162進風巷道地質條件，建立厚硬頂板緩傾斜軟煤層巷道圍巖力學模型，分析巷道圍巖變形機制。

2.1 厚硬頂板緩傾斜軟煤層巷道頂部變形機制

12162進風巷道頂部變形主要與頂板厚硬巖層的變形程度以及厚硬巖層下部軟弱煤體的變形程度有關。一般情況下巷道埋深及巷道長度遠大于巷道斷面跨度，因此可以把巷道圍巖變形當作均勻載荷應力場的平面問題來處理[13]，基于力學知識所建立的厚硬頂板巖梁力學模型如圖4所示。

厚硬頂板巖梁的彎矩方程為：

則有：

將qc與Fc看作常數，由式(6)可知，隨著傾角增大，巷道厚硬頂板的最大下沉量逐漸減小，最大下沉量減小的速率隨煤層傾角增大逐漸增大。

由上述分析可知，由于厚硬頂板巖層的彈性模量E及厚度h均比較大，且受煤層傾角的影響，致使最大彎矩值較小，即巷道頂板厚硬巖層的下沉量較小。當頂板厚硬巖層彈性模量E及厚度h值均增大到某一值時，頂板厚硬巖層下部軟弱煤巖體的變形程度對此類巷道頂部變形起主導作用，此時巷道頂部右側變形量大于左側；當頂板厚硬巖層彈性模量E及厚度h值相對較小時，頂板厚硬巖層的變形程度對頂部變形起主導作用時，此時頂部左側變形量大于右側。

2.2 厚硬頂板緩傾斜軟煤層巷道幫部變形機制

巷道掘出后圍巖應力重新分布，兩幫形成沿其表面的水平應力τ和垂直應力σ，將厚硬頂板緩傾斜軟煤層巷道兩幫所受的垂直應力和水平應力依據煤層傾角分解為平行于煤層傾斜方向和垂直于煤層傾斜方向的力，巷道兩幫受力如圖5所示。

根據圖5的力學模型，力的方向以指向巷道內部為正，指向巷道外部為負，巷道右?guī)痛怪泵簩觾A斜方向的應力分量f1為：

f1=τz-σz=τsinθ-σcosθ

(7)

右?guī)推叫忻簩觾A斜方向的應力分量f2為：

f2=τx+σx=τcosθ+σsinθ

(8)

巷道左幫垂直煤層傾斜方向的應力分量f3為：

f3=σz+τz=σcosθ+τsinθ

(9)

左幫平行煤層傾斜方向的應力分量f4為：

f4=τx-σx=τcosθ-σsinθ

(10)

式中，θ為煤層傾角，(°)；τx、σx、τz、σz分別為巷道左右兩幫平行于煤層傾斜方向的應力分量與垂直于煤層傾斜方向的應力分量，MPa。

上述結果表明，巷道左右兩幫的受力形式有明顯差異，右?guī)褪艿酱怪庇诿簩觾A斜方向指向巷道外部的力和平行于煤層傾斜方向指向巷道內部的力，與巷道左幫受力情況相比，巷道右?guī)惋@然更容易破壞，同時平行煤層方向的應力易造成滑移擠壓，相比于垂直煤層方向的應力更容易使幫部煤體變形破壞，圖5中平行于煤層傾斜方向的應力分量指向表明右?guī)拖虏考白髱蜕喜孔冃胃黠@。

此外由式(8)與式(10)可知，隨著煤層傾角的增大，巷道右?guī)推叫杏趲r層傾斜方向的應力分量值逐漸增大，巷道左幫平行于巖層傾斜方向的應力分量值逐漸減小，因此煤層傾角越大，巷道右?guī)妥冃瘟颗c左幫變形量的差值越大。

2.3 厚硬頂板緩傾斜軟煤層巷道底板變形機制

不考慮底板遇水軟化、膨脹等自身因素引起的底板變形，可以認為巷道底板是易發(fā)生變形破壞的松散體，運用朗肯土壓力理論，假定巷道底板左側受均布載荷p、右側受均布載荷qm，巷道底板左右兩側受力如圖6所示[14]。

以巷道底板右側作為研究對象，把BC作為擋土墻，BC左側區(qū)域在均布載荷qm的作用下處于主動塑性壓力狀態(tài)，右側處于被動塑性壓力狀態(tài)，右側達到被動塑性壓力狀態(tài)時，底板將受到向上的力，底板巖體達到極限強度時，底板被破壞，產生底鼓。底板受力破壞計算如圖7所示。

式中，σa為主動壓力強度，MPa；σp為被動壓力強度，MPa；γ為上覆巖層的平均容重，kN/m3；φ為底板煤巖體的內摩擦角，(°)；σc為巖石的單軸抗壓強度，MPa；qm為底板右側所受均布載荷，MPa；y為底板右側的破壞深度，m。

在BC范圍內，σa>σp時，這段區(qū)域的底板煤巖體處于破壞狀態(tài)，在C點以下的底板巖層處于彈性狀態(tài)。在C點處，σa=σp，底板圍巖處于極限平衡狀態(tài)。則底板右側的極限破壞深度：

同理，可得到底板左側的極限破壞深度，由于煤層傾角的影響，巷道底板左右兩側受力不同，即均布載荷p和qm大小不相等，直接導致巷道內底鼓呈不對稱分布，可根據巷道底板左右兩側實際底鼓量判斷底板左右兩側的受力大小，受力大的一側底鼓量也比較大，當p大于qm時，左側底鼓嚴重，當q大于qm時，右側底鼓嚴重。

式(14)可表明底板極限破壞深度跟底板所受均布載荷p(qm)、上覆巖層的平均容重γ及底板煤巖體的內摩擦角φ有關，p(qm)及γ不變時，底板極限破壞深度隨著內摩擦角的增大而減小。

3 厚硬頂板緩傾斜軟煤層巷道圍巖變形影響因素研究

依托12162進風巷道地質力學條件，對厚硬頂板緩傾斜軟煤層巷道圍巖變形影響因素展開數值模擬分析。

3.1 數值模型建立與模擬方案制定

建立數值計算模型，模型x×y×z=72m×10m×78m，對模型進行邊界約束，模型上表面施加σz=γH=9MPa的垂直方向應力，水平方向施加σx=σy=10.8MPa的應力(側壓系數取1.2)。頂底板層位分布及數值計算模型建立如圖8所示。

模擬采用Mohr-Coulomb模型，根據室內巖石力學測定及相關折減計算，綜合確定了本次數值模擬所用的煤巖體物理力學參數，各巖層的物理力學參數見表1。

表1 煤巖體物理力學參數

依據12162進風巷道生產地質條件，對影響厚硬頂板緩傾斜軟煤層巷道變形的主要因素進行數值模擬。具體模擬方案：

1)堅硬頂板厚度對此類巷道圍巖變形破壞的影響。模擬中堅硬頂板厚度取3m、6m、12m、25m。

2)在堅硬頂板厚度L為25m時，巷幫煤體粘聚力(C)、內摩擦角(φ)對此類巷道圍巖變形破壞的影響。模擬中C、φ取值見表2。

表2 不同C、φ取值

3.2 模擬結果分析

3.2.1 堅硬頂板厚度對圍巖變形破壞的影響

巷道開挖后無支護時，不同堅硬頂板厚度時，各模型巷道圍巖塑性區(qū)分布如圖9所示。

對于厚硬頂板傾斜軟煤層巷道，在煤層傾角不變的情況下，僅改變巷道直接頂的厚度，由圖9可知，隨著直接頂厚度的增加，巷道圍巖最大破壞深度明顯減小，在直接頂厚度為3m時，巷道圍巖最大破壞深度為4m，在直接頂厚度為6m時，巷道圍巖破壞范圍無明顯變化，在直接頂厚度為12m、25m時，塑性最大破壞深度逐漸減小。此外，隨著直接頂厚度的增加，頂板破壞范圍無明顯變化，底板破壞深度逐漸減小，兩幫破壞深度逐漸增大。就整體破壞范圍來講，隨著直接頂厚度的增加，巷道圍巖塑性區(qū)范圍逐漸減小，在直接頂厚度較小時，兩幫破壞深度之和小于頂底板破壞深度之和，隨著直接頂厚度繼續(xù)增大，兩幫破壞深度之和大于頂底板破壞深度之和。

3.2.2 煤體C、φ值對圍巖變形破壞的影響

巷道開挖后無支護時，不同煤體C、φ值時，各模型巷道圍巖塑性區(qū)分布如圖10所示。

在煤層傾角14°、直接頂厚度25m條件下，由圖10可知，隨著煤幫C、φ值增大，巷道圍巖的破壞區(qū)域明顯減小，巷道塑性最大破壞深度由方案1計算所得的3m逐漸減小為方案2計算所得的2.5m，直到方案3中，塑性破壞深度為1.5m，且方案3中塑性破壞范圍基本趨于0.5～1m?？梢娫龃竺簬虲、φ值，可有效控制兩幫及頂底板塑性區(qū)的分布范圍，從而達到控制巷道圍巖變形的目的。

綜合上述多因素影響下此類巷道圍巖變形破壞數值模擬結果可知，增大堅硬頂板厚度、增大煤幫C(φ)值可有效減小巷道圍巖不對稱變形破壞范圍。

4 厚硬頂板緩傾斜軟煤層巷道圍巖控制對策

4.1 控制思路

研究結果表明，此類巷道圍巖變形量由大到小依次為底板>右?guī)?左幫>頂板，且頂底板及兩幫各側均存在不對稱變形現象?；谏鲜鼋Y果，首先明確此類巷道圍巖重點治理區(qū)域，并依據治幫先治底及不對稱支護的基本方略，結合增大堅硬頂板厚度與增大煤體C、φ值可有效減小此類巷道圍巖變形破壞范圍的規(guī)律，參考U型鋼為主的被動支護被動支撐上覆巖層施加的載荷，而主動支護可有效增強頂板巖層的自承載能力且主動支護須有較好的力學承載環(huán)境的實際情況，最終提出“底板錨桿孔擴孔灌漿+幫部注漿+非對稱錨網索支護”的聯合支護方案?！暗装邋^桿孔擴孔灌漿”就是根據底板變形破壞實際情況，在巷道底板布置不對稱正楔形孔，之后往所布置的孔里灌漿；“幫部注漿”即在巷幫布置不對稱注漿孔，對其進行注漿加固。可根據現場探測情況調整聯合支護強度，如頂板堅硬巖層厚度及地質應力異常區(qū)域。12162進風巷道圍巖治理區(qū)域結構規(guī)劃如圖11所示。

漿液擴散加固煤巖體的實質就是通過提高煤巖體的C、φ值來實現巷道圍巖改性。底板正楔形孔灌漿不但能提高煤巖體的C、φ值，而且孔中漿體凝結后形成的正楔形柱體可有效阻止底板滑移破壞。不對稱支護參數設計可改善支護與圍巖之間變形協(xié)調性。

4.2 裝置設計

底板正楔形孔布置采用課題組自行研發(fā)的錨桿孔鉆擴機具[15]，煤體注漿加固采用課題組自行研發(fā)的可重復使用的新型封孔注漿裝置[16，17]。錨桿孔鉆擴機具及可重復使用的新型封孔注漿裝置如圖12所示。

錨桿孔鉆擴機具主要由推刀桿、彈簧和刀具等部分組成，該機具可成正楔形鉆孔，如圖12(a)所示。

錨桿孔鉆擴機具使用方法：鉆打錨桿孔到設計深度，退出鉆頭；將安裝有單翼擴孔裝置的鉆桿推入孔底，連接鉆機進行擴孔，在鉆進旋轉推進過程中，擴孔裝置內的推桿將刀具逐漸推開，刀具將切削孔底煤巖，直至推桿完全被推入；停止推進，推桿在內部彈簧作用下被彈出，刀具進入刀具槽內退出孔外，完成孔底擴孔。

新型封注裝置主要由快速注漿部位(中空注漿管)、推力傳動部位(由扭矩增效扳手、鋼套管、螺母組成)、膨脹封孔部位(由橡膠套與鋼墊片組成)及防止倒流部位(鴨嘴閥)組成，如圖12(b)所示。新型封注裝置使用方法：將裝置塞進已打好的注漿鉆孔中；通過扭矩增效扳手轉動螺母推動套管向注漿管尾端方向旋進，此時橡膠套受到擠壓向外凸起并與孔壁緊密接觸，實現封孔；連接注漿泵開始注漿，待注漿結束后尾端鴨嘴閥會在內部壓力的作用下自動關閉，防止?jié){液上返；一定時長后，打開閥門，卸下預緊螺母，解除封孔狀態(tài)，取下注漿裝置。

4.3 支護參數設計

根據上述控制思路，以12162進風巷道為例進行支護參數設計。

4.3.1 鉆孔布置

底板灌漿孔用?42mm鉆頭打孔，再用擴孔機具鉆擴正楔形孔，鉆孔深度2.5m，垂直于底板布置，底板鉆孔布置如圖13(b)所示，最右側鉆孔距離巷道右?guī)?.8m，最左側鉆孔距離巷道左幫1.5m；右?guī)妥{孔用?42mm鉆頭打孔，鉆孔深度3m，垂直于幫部，間距為1m，鉆孔距離巷道底板0.8m，右?guī)豌@孔布置如圖13(c)所示；左幫注漿孔用?42mm鉆頭打孔，鉆孔深度2.5m，垂直于幫部，間距為1.2m，鉆孔距離巷道底板1.2m，左幫鉆孔布置如圖13(d)所示。

4.3.2 漿液配制

因12162進風巷道底幫煤巖體強度均較低，淺部破壞嚴重，裂隙高度發(fā)育，因此須用粘度大、凝結時間短的水灰比。綜合底板錨桿孔擴孔灌漿漿液既有較大的擴散范圍，且能形成正楔形結石體，選用水灰比為0.3∶1；兩幫注漿漿液選用水灰比為0.7∶1，配合注漿壓力1MPa。

4.3.3 錨網索支護參數設計

根據12162進風巷道圍巖變形破壞特征，進行錨桿(索)不對稱支護設計，如圖14所示。

錨網索支護參數為：錨桿采用左旋螺紋鋼錨桿，尺寸?22mm×2400mm，巷道右?guī)湾^桿間距600mm，左幫錨桿間距800mm，右側頂板錨桿間距700mm，左側頂板錨桿間距800mm。錨索鋼絞線?17.8mm×6300mm，間距1200mm。在地質異常區(qū)域，可輔以型鋼支護。

4.4 新掘巷道應用效果分析

12182工作面回風巷道與12162工作面進風巷道地質條件及設計巷道斷面大致相同，在12182回風巷道掘進時采用上述針對12162進風巷道設計的“底板錨桿孔擴孔灌漿+幫部注漿+非對稱錨網索支護”的聯合支護參數，待試驗段巷道支護完成后，在該試驗段布置2個監(jiān)測斷面，監(jiān)測巷道圍巖的表面位移，監(jiān)測周期為120d，巷道圍巖表面位移隨時間變化曲線如圖15所示。

由圖15可知，1#監(jiān)測斷面與2#監(jiān)測斷面監(jiān)測結果大致相同，在觀測的120d內，兩幫位移量的最大值為164mm，頂底板位移量的最大值為133mm，巷道圍巖變形仍以兩幫變形為主，但與12162進風巷道原支護圍巖變形量相比，巷道表面位移量大幅減小?？梢姡撀摵现ёo方案有效控制了厚硬頂板緩傾斜軟煤層巷道的變形，具有現實工程意義。

5 結 論

1)通過現場實測掌握了厚硬頂板緩傾斜軟煤層巷道圍巖特征，結果表明，此類巷道圍巖變形破壞明顯不對稱，并得出了此類巷道圍巖易發(fā)生變形破壞的大致位置。

2)通過建立厚硬頂板緩傾斜軟煤層巷道圍巖力學計算模型，揭示了此類巷道圍巖變形破壞機制。

3)通過數值模擬的方法，分析了多因素影響下此類巷道圍巖的位移及塑性區(qū)變化規(guī)律，結果表明，增大厚硬直接頂厚度與增大煤幫C(φ)值可有效減小巷道圍巖不對稱變形破壞范圍。

4)基于上述研究成果，提出了針對此類巷道圍巖治理的方案，即“底板錨桿孔擴孔灌漿+幫部注漿+非對稱錨桿(索)支護”的聯合治理方案，現場應用結果表明，該方案可有效控制此類巷道圍巖變形。