密集錨注支護技術在孤島區(qū)石門套修中的應用

劉金廣，劉建莊

(1.開灤(集團)有限責任公司，河北 唐山 063800；2.華北理工大學 河北省礦業(yè)開發(fā)與安全技術重點實驗室，河北 唐山 063210)

我國中東部礦區(qū)歷經(jīng)多年開采，越來越多的煤礦轉入深部，“三高一擾”引發(fā)的支護失效和安全問題愈發(fā)突出[1，2]，為破解深井高壓力下軟巖巷道的支護難題，相關單位和學者在應力實測、支護理論和技術優(yōu)化等方面，開展了積極的探索和實踐[3-7]，豐富了支護理論和控制技術[8-10]。然而，深井孤島煤柱區(qū)石門受原巖應力和多邊采動應力的疊加影響，巷道應力環(huán)境極其復雜，呈現(xiàn)典型的非線性大變形趨勢，圍巖破碎范圍大，常規(guī)支護較難保障空間安全，借鑒案例不多。以開灤呂家坨礦-950二采運輸石門揭7煤段為背景，通過理論分析綜合評定了孤島區(qū)域的應力規(guī)模，結合FLAC3D模擬分析，實踐優(yōu)化了“多層次錨桿+錨索+注漿”的密集錨注技術，實現(xiàn)了破碎圍巖的改性強化，確保了套修安全和支護穩(wěn)定。

1 工程概況

開灤集團呂家坨礦位于河北省唐山市古冶區(qū)境內，礦區(qū)地表為第四紀沖積平原。-950二采運輸石門設計坡度8°13′20″～2°4′57″，巷道全長220m，研究地段地面標高介于+22～+31m，揭露層厚3.64m的7-2煤40m左右，直接頂板為層厚4.38m的粉砂巖，上覆0.42m的7-1煤和14.75m厚的粉砂巖，直接底為層厚4.45m的泥巖～粉砂巖互層，下伏1.59m的8煤與9.90m的細砂巖，地層傾角6.0°，標高-798.4～-800.3m。-950二采運輸石門正斜交于-950二采運輸山上方，與之最小距離在上部溜煤小井處12m，西北側與-950二采軌道巷水平間距29m，與-950二采軌道巷水平間距55m，與-950二采回風石門水平間距71m，延展方向與5480Y運輸巷在標高-797.6點貫通，兩側上山煤柱各留設50m，外圍分別為6270、6271、6273工作面采空區(qū)，巷道關系如圖1所示。

圖1 -950二采運輸石門孤島區(qū)域巷道布置

石門巷道初掘為架棚支護，支架規(guī)格4.8m×3.5m的29U(14m2)支架，棚距750mm，巷道初掘后25日內收斂變形達960mm，單日變形收斂速度最高近42mm/d，變形最嚴重處巷道斷面縮小為不足7.0m2，大部分地段不足9.0m2，不能滿足過風、設備安裝和運輸?shù)囊?，亟待完成支護方案的改進升級。

2 孤島區(qū)應力分析

2.1 類型機理

石門巷道變形嚴重地段主要集中在揭煤區(qū)和小構造發(fā)育區(qū)，巷道先后揭露12煤至8煤間5個煤層，需穿過落差低于25m的小斷層6個，加之深井高應力下采掘應力的疊加作用，巷道周邊較大范圍煤巖體破碎，自穩(wěn)能力低下，其周期失穩(wěn)進程為構造揭露點和上幫角煤巖界面的巖體首先擠入，造成U型鋼棚扭曲失效，可見，造成初掘支護失效的主要原因在于高應力作用下巖體破碎，架棚被動支護強度不足。根據(jù)金尼克地應力假說，取巖體容重24.5kN/m3和泊松比0.25，計算所得孤島區(qū)-800m標高垂直應力σv=20.75MPa，水平應力σh=7.25MPa。2014年采用KX-81型空心包體法測得的呂家坨礦-800m八采區(qū)5831運輸石門原巖最大主應力近水平方向26.64MPa，中間主應力接近自重應力21.95MPa，最小主應力15.49MPa，屬于構造應力場類型[11-15]，與現(xiàn)場實測結果基本一致。

2.2 理論計算

為進一步查明孤島區(qū)域在巷道側向方向受6270、6271、6273等工作面的采動應力影響情況，依據(jù)傳統(tǒng)的礦山壓力理論，工作面回采后，根據(jù)極限平衡理論，計算采動超前應力影響區(qū)，煤壁前方支承壓力計算時，分別計算塑性區(qū)和彈性區(qū)的支承壓力[16]?；谑T所在的7-2煤，塑性區(qū)應力由式(1)計算，彈性區(qū)應力由式(2)計算。

式中，C為界面粘聚力，取0.02MPa；φ為層間內摩擦角，取25°；x為待求應力點距離終采線距離，m；m為煤層厚度，取3.64m；P1為終采線煤壁約束力，取0MPa；β為測壓系數(shù)，取0.4；k為垂直應力集中系數(shù)，取2；x0為塑性區(qū)寬度，m；x1為彈性應力升高區(qū)寬度，m。

垂直應力取21.95MPa進行計算，由式(3)和式(4)可得塑性區(qū)寬度為11.26m，彈性應力升高區(qū)寬度為45.80m，則整個采動應力影響區(qū)寬度為34.4m，其中-950二采運輸石門東南側采動應力分布如圖2所示，可見孤島區(qū)域留設的50m護巷煤柱可避開兩側采動應力的顯著疊加，但局部破碎地段和構造殘余地段高應力下會引起石門周邊塑性區(qū)和破碎區(qū)的加大，鉆孔窺視儀實測的圍巖松動圈范圍為1.8～2.6m，常規(guī)架棚和錨桿均不能確保巷道安全和運營。

圖2 -950二采運輸石門采動應力分布曲線

3 密集錨注聯(lián)合支護方案設計與優(yōu)化

3.1 密集錨注聯(lián)合支護方案

針對-950二采運輸石門孤島區(qū)域過煤破碎地段圍巖應力高、破碎范圍大等支護難點，將原被動架棚支護方案，調整為“兩層次錨桿+錨索+注漿”的密集錨注聯(lián)合支護方案，如圖3所示。

圖3 -950二采運輸石門聯(lián)合支護方案(mm)

1)頂板選用直徑?20mm的長度2.4m的HRB400-20MnSi無縱肋右旋螺紋鋼錨桿，煤幫為同類型長度2.6m的螺紋鋼錨桿，一層次錨桿間排距750mm×750mm，二層次在間排空擋間補打同種規(guī)格錨桿，形成間排距530mm×530mm的密集錨桿布置方式，托盤為120mm×120mm、厚度6mm的蝶型托盤。

2)錨索為長度6.0m直徑?18.9mm的1×7股1860級高強度低松弛鋼絞線，排距為1.5m，配合400mm×400mm、厚度14mm的大托盤強力護表。

3)注漿錨桿選用內部設置逆止閥的自閉注漿錨桿，基體桿外徑?20mm，長度為2.2m，間排距1.1m×1.5m，注漿用P.O42.5水泥，水灰比0.8～1.1，注漿壓力為1.5～2.5MPa，注漿壓力不大于3MPa。

4)混凝土噴層強度C20，采用三次噴層兩次掛網(wǎng)布置，開挖后初噴凈漿厚度60～80mm，第二噴層厚度80～100mm、第三噴層厚度40～60mm，掛網(wǎng)為礦用廢棄鋼絲繩經(jīng)緯編網(wǎng)，主繩?6mm×4股，輔繩?6mm×2，網(wǎng)孔規(guī)格為120mm×120mm。

施工工藝為：打預注漿錨桿、預注漿→掘進→進行一層次噴漿→打錨桿孔安裝錨桿→掛鋼絲繩→打錨索孔安裝錨索→打注漿錨桿孔安裝注漿錨桿→進行二層次噴漿→打二層次錨桿→進行三層次噴漿→注幫底注漿錨桿→注頂板注漿錨桿。

3.2 聯(lián)合支護方案FLAC3D數(shù)值模擬分析

為綜合評定密集錨注方案的可靠性，以ANSYS12.0有限元軟件建立模型并導入FLAC3D軟件開展比對模擬研究[17]，F(xiàn)LAC3D塊體模型如圖4所示。模型包括煤、細砂巖、粉砂巖等各類巖層9層，模型四周和底部滾軸支撐，Z向上邊界加載應力21.95MPa，采用應變軟化本構關系，注漿區(qū)塑性參數(shù)強化為原值的3倍，支架以BEAM單元模擬，錨桿和錨索以CABLE單元模擬，BEAM單元參數(shù)按照29U型鋼選取，CABLE單元參數(shù)分別按照?20mm螺紋鋼、?18.9mm鋼絞線和?20mm注漿管選取。

圖4 FLAC3D塊體模型

塑性區(qū)和位移云圖如圖5所示，模擬結果顯示，兩方案塑性區(qū)均較大，剪切破壞為主，架棚支護方案塑性區(qū)深達9.2～12.4m，密集錨注方案塑性區(qū)為5.1～7.6m。但明顯可以看出，前者兩幫、底部變形劇烈、屈服過程明顯，后者對頂幫區(qū)域塑性發(fā)展控制明顯，最大位移僅為69.4mm。

圖5 塑性區(qū)和位移云圖

最大主應力SZZ云圖如圖6所示，應力云圖顯示，應力下降調整范圍比后者更小(前者最大21.62MPa，后者20.83MPa)。云圖整體顯示后者錨桿受拉分布較為均勻、后期位移隨計算時步趨穩(wěn)，應判定支護穩(wěn)定，密集錨注方案在塑性區(qū)發(fā)育、應力調整和收斂位移控制方面，效果更佳，具備確保輪廓收斂值低于10cm的可靠性。

圖6 最大主應力SZZ云圖

3.3 現(xiàn)場應用效果

通過石門密集錨注修復治理，巷道施工198d兩幫最大移近量降低為128mm，頂?shù)鬃畲笠平?35mm，實測結果見表1。由實測結果可知，巷道沒有發(fā)生底鼓擠軌和噴層爆漿現(xiàn)象，滿足了設備運輸和安裝要求，與原支護的多次架棚套修相比，米巷節(jié)約直接費用6030.6元，取得了良好的技術經(jīng)濟效果。

表1 呂家坨礦深部區(qū)域原巖應力實測結果

4 結 語

呂家坨礦孤島區(qū)留設50m的停采煤柱可避開石門遭受兩側采動應力疊加影響，但深井高原巖應力下被動架棚支護難以在支護強度上確保石門長期支護穩(wěn)定。因此，采用“兩層次錨桿+錨索+注漿”的密集錨注聯(lián)合支護方案，實現(xiàn)了對破碎圍巖的改性強化，錨桿和錨索能夠生根錨固，提供支護強度高，有效控制了巷道圍巖塑性區(qū)發(fā)育和收斂位移。