水峪煤礦總回風煤巷支護設計

杜恕宏

（山西焦煤汾西礦業(yè)集團水峪公司， 山西 呂梁 032300）

引言

工作面的回采會形成干擾效應，影響采煤工作面的正常接續(xù)，在遠離回采工作面的區(qū)域布置獨立的工作面，形成孤島工作面，可以避免回采的影響[1-2]。但孤島工作面在回采過程中會出現(xiàn)較大的集中應力，對采場圍巖造成嚴重破壞，影響工作面的安全開采[3-4]。水峪煤礦在煤層中布置了孤島綜放面，受采動影響，總回風巷礦山壓力顯現(xiàn)明顯，巷道幫部及頂板變形嚴重，致使巷道局部斷面尺寸不足，對正常的通風、行人造成了影響。

1 煤巷地質(zhì)條件

水峪煤礦總回風煤巷位于3號煤層中，煤層平均埋深200 m左右，煤層厚3.78～6.10 m，平均厚5.31 m。全井田可采，結構簡單，含夾矸0～3層，屬穩(wěn)定可采煤層。頂板巖性為厚層灰黑色的粉砂巖，單向抗壓強度為29.10～34.40MPa，抗拉強度1.70～2.12MPa，抗剪強度3.75～4.25 MPa，屬軟弱-半堅硬巖石，穩(wěn)固性差-中等；底板為黑灰色砂質(zhì)泥巖，單向抗壓強度為 26.00～34.60 MPa，抗拉強度 1.47～1.91 MPa，抗剪強度 4.12～6.09 MPa。

2 極限平衡區(qū)深入圍巖深度

在忽略采動對巷道造成的影響時，巷道圍巖極限平衡區(qū)半徑R′如式（1）所示：

式中：γ為上覆巖層容重，25 kN/m3；H為巷道埋深，280 m；Pi為支護阻力，0.24 MPa；a為巷道理論半徑，3.31 m；C 為黏結力，10.61 MPa；φ 為內(nèi)摩擦角，30.96°；K1為采動影響系數(shù)，取0.1；K2為煤巖體力學參數(shù)修正系數(shù)，取1/10；λ為側壓系數(shù)。

聯(lián)立式（1）（2）算得極限平衡區(qū)的影響深度為：

式中：Δ為極限平衡區(qū)的影響深度。

根據(jù)式（1）計算可得 R′=4.40 m；

根據(jù)式（3）計算可得Δ=1.09 m。

工作面采動會使極限平衡區(qū)的影響深度進一步發(fā)育，且采動對頂板的影響強于兩幫，致使頂板極限平衡區(qū)的影響深度增加量大于兩幫，頂板與兩幫極限平衡區(qū)深入圍巖的深度Δd與Δb的安全系數(shù)分別取 1.35和 1.0，因此，Δd=1.47 m；Δb=1.09 m。

3 支護參數(shù)設計

3.1 錨桿支護參數(shù)

3.1.1 錨固劑長度

在極限平衡理論中，確定錨桿錨固段長度需要綜合考慮黏結段的黏錨力和錨桿承受的最大載荷[5-6]。

在錨固段內(nèi)，錨桿黏結力與載荷之間滿足式（4）。

式中：dj為錨桿直徑，20 mm；τj為黏結劑同金屬錨桿之間的黏結強度，8 MPa；P 為錨桿屈服力，200 kN；L1′為金屬錨桿要求的錨固段長度，mm；

錨桿載荷與黏結力與之間存在如式（5）：

式中：dy為鉆孔直徑，28 mm；τy為黏結劑同鉆孔巖壁之間的黏結強度，5 MPa；P為錨桿屈服力，200 kN；L1′為鉆孔巖壁要求的錨固段長度，mm；

則根據(jù)式（4）計算得 L1′=398 mm。

則根據(jù)式（5）計算得 L1′=455 mm。

實際錨固段長度應選擇L1′和L1′之中的較大者，考慮一定的攪拌不均勻系數(shù)Kj（此處取1.2），即錨固段長度為：

根據(jù)式（6）計算得L1=546 mm。

3.1.2 錨桿長度

錨桿長度由下式算得：

式中：L 為錨桿長度，m；L1為錨固段長度，0.546 m；Δ為極限平衡區(qū)影響深度；L3為錨桿外露長度，0.1m。

將頂板與兩幫極限平衡區(qū)深入圍巖的深度Δd與 Δb帶入式（7）：

1）頂錨桿長度：

計算得Ld=2.12 m。

2）幫錨桿長度：

計算得Lb=1.736 m。

因此，總回風煤巷頂板錨桿長度確定為2.2 m，兩幫錨桿長度為1.8 m。

3.1.3 錨桿間排距

錨桿的錨固力由每根錨桿需要承受的巖石重量確定，由此可確定錨桿間排距，錨桿按等距排列，錨桿間排距設為a。則有：

式中：D為錨桿直徑，20 mm；[σ]為錨桿許用強度，400 MPa；qd為極限平衡區(qū)載荷，0.128 MPa。

算得a=0.99 m，即滿足頂板支護要求的錨桿最大間排距為0.99 m。

3.2 錨索支護參數(shù)

3.2.1 錨索長度

基于錨索懸吊下錨網(wǎng)支護體理論，采動影響下巷道周邊極限平衡區(qū)半徑計算公式與式（1）相同，只是其中K1取值為3，算得R′=7.31 m。

計算得Δ=4.00 m。

錨索長度由式（10）計算：

式中：L′為錨索長度，m；L1為錨固段長度，2.0 m；Δmax為極限平衡區(qū)影響深度與垮落危險高度中的較大值；L3為錨索外露長度，0.3 m。

錨索錨固段長度按式（11）計算：

式中：dj為錨索直徑，17.8 mm；τj為黏結劑同金屬錨桿之間的黏結強度，8MPa；P 為錨索載荷，353 kN；L1′為按破壞面發(fā)生在金屬錨索表面處要求的錨固段長度，mm。

則根據(jù)式（11）得 L1′=789.5 mm。

同理，錨固段內(nèi)黏結力與錨索載荷之間滿足式（5），計算得 L1′=803.0 mm。

實際錨固段長度應選擇 L1′和 L1′之中的較大者，攪拌不均勻系數(shù)Kj取1.5，算得錨索錨固段長度L1=1 204 mm。

根據(jù)式（10）計算得 L′=1.204+4.00+0.3=5.54 m。

總回風巷現(xiàn)為全斷面放炮掘進施工，直接頂與老頂松散巖層厚度為4.0 m，取錨索錨固長度與外露長度之和為1.6 m，則錨索長度L′≥5.6 m。

實際選用的錨固段長度取較大者，因此錨索長度應取6.0m，端頭錨固方式為錨固錨索。

3.2.2 錨索排距

在極限平衡理論中，錨索的排距如式（12）：

式中：n為每排錨索數(shù)，3；Y1為錨索的屈服荷載，260 kN/m3；γ 為上覆巖層體積力，25 kN/m3；B 為巷道跨度，6 m；n1為安全系數(shù)，1.2。

計算得b=2.36，即錨索排距不可超過2.36 m。

綜上所述，總回風巷理論設計支護參數(shù)如表1所示。

表1 理論計算主要參數(shù)

4 支護效果數(shù)值模擬分析

采用FLAC3D模擬分析總回風巷支護技術方案的支護效果，選用位移與應力約束邊界條件：模型四周固定水平位移；底面固定垂直位移；頂面采用應力約束，采用摩爾庫侖屈服準則。建模型的尺寸為60 m×60 m×60 m，所建立的數(shù)值計算模型圖如下頁圖1示。

采用FLAC3D分別模擬了總回風巷在工況一（開挖無支護）、工況二（錨網(wǎng)索聯(lián)合支護）兩種情況，為了便于分析將不同支護方式下總回風巷圍巖位移及塑性區(qū)最大數(shù)值置于下頁表2、表3中。

圖1 數(shù)值計算模型圖

表2 總回風巷圍巖位移數(shù)值

表3 總回風巷圍巖塑性區(qū)最大深度數(shù)值

由表2、表3分析可知，總回風巷采用錨網(wǎng)索聯(lián)合支護方案后，頂板塑性區(qū)范圍從4.0 m降為1.5 m，幫部塑性區(qū)范圍從4.0 m降為1.5 m，底部塑性區(qū)范圍從5.0 m降低為3.0 m。巷道圍巖位移明顯降低，頂板最大下沉量從222.07 mm降低為39.16 mm，底板最大底鼓量從313.81 mm降低為168.21 mm，兩幫最大移近量從146.56 mm降低為190.45 mm。

5 結論

1）通過理論計算可得，在現(xiàn)有的巷道條件下，頂錨桿長度不小于2.12 m，幫錨桿長度不小于1.732 m，間排距不小于0.99 m；錨索長度不小于5.6 m，間排距不小于2.36 m。

2）通過數(shù)值模擬分析可知，總回風巷開挖支護完成后，巷道兩幫變形量最大為190.45 mm，頂?shù)装逡平孔畲鬄?07.37 mm，圍巖破壞深度頂板1.5 m、底板3 m、幫部1.5 m。

3）通過數(shù)值模擬可以看出：設計的總回風巷支護方案將巷道圍巖的變形控制在了合理范圍內(nèi)，滿足了巷道現(xiàn)有的支護需求。