深部高應(yīng)力雙巷掘進(jìn)巷道圍巖穩(wěn)定性及控制

張守寶，皇甫龍，王 超，李曉斌，李 強(qiáng)

(中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京)能源與礦業(yè)學(xué)院，北京 100083)

隨著我國(guó)煤炭事業(yè)不斷蓬勃發(fā)展[1]，煤礦開(kāi)采深度也在不斷增加，為了更好、更有效地控制圍巖，更安全、更高效地獲取煤炭資源，眾多科研工作者提出了支護(hù)理論與巷道支護(hù)技術(shù)。錢鳴高[2]提出了由上覆巖層形成的“砌體梁”結(jié)構(gòu)力學(xué)模型再到“關(guān)鍵層理論”；宋振騏等[3]提出了傳遞巖梁理論；靖洪文等[4]提出了深部巷道圍巖松動(dòng)圈穩(wěn)定控制理論；黃炳香等[5]提出深井采動(dòng)巷道圍巖流變和結(jié)構(gòu)失穩(wěn)大變形理論；張紅軍等[6]以巨野礦區(qū)彭莊煤礦西翼軌道大巷為研究對(duì)象，提出深部軟巖巷道圍巖變形機(jī)制及支護(hù)技術(shù)；潘銳等[7]研發(fā)了一種組合式高強(qiáng)注漿錨桿并進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試及現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用，為深部巷道錨注支護(hù)提供了一種新途徑；譚云亮等[8]揭示了深部煤巷幫部“卸-固”協(xié)同控制機(jī)理，研發(fā)了深部煤巷幫部失穩(wěn)“卸-固”協(xié)同控制技術(shù)；江軍生等[9]針對(duì)深部高應(yīng)力巷道嚴(yán)重底鼓問(wèn)題，提出增設(shè)底角錨桿、底板錨桿及加筋混凝土底板控制底鼓方案；何富連等[10]提出深部高水平構(gòu)造應(yīng)力巷道失穩(wěn)機(jī)制，并提出“高強(qiáng)度高預(yù)緊力長(zhǎng)錨桿+大直徑高強(qiáng)錨索+U型鋼可縮性支架+壁后注漿”的綜合控制方案。

煤層開(kāi)采中，在工作面兩旁采用留煤柱雙巷掘進(jìn)且在煤柱中打聯(lián)絡(luò)巷，會(huì)使通風(fēng)形成回流，為掘進(jìn)工作面提供充足的氧氣，不僅可以加快準(zhǔn)備巷道的掘進(jìn)速度，而且留設(shè)的煤柱會(huì)使工作面的回采更加安全。劉貴等[11]通過(guò)對(duì)三向應(yīng)力狀態(tài)下的煤柱極限強(qiáng)度計(jì)算公式分析得出，煤柱塑性區(qū)寬度不僅與采深、采厚有關(guān),而且也同采出率有關(guān)；付玉凱等[12]建立煤柱留巷力學(xué)模型，分析支護(hù)力、采動(dòng)應(yīng)力、煤巖體力學(xué)屬性與莫爾圓間的相互關(guān)系，提出深部煤柱留巷“卸-支-注”協(xié)同控制原理及技術(shù)；陳紹杰等[13]對(duì)岱莊煤礦3上煤層進(jìn)行了蠕變?cè)囼?yàn)，以試驗(yàn)結(jié)果為基礎(chǔ)，采用LS-DYNA數(shù)值方法分析了深部煤柱的蠕變支撐效應(yīng)。

對(duì)于深部雙巷掘進(jìn)過(guò)程中巷間煤柱合理寬度，科研工作者很少做出分析。一般雙巷掘進(jìn)中的一條巷道會(huì)作為輔助運(yùn)輸巷道服務(wù)于上區(qū)段，并且還要作為回風(fēng)平巷服務(wù)于下區(qū)段。對(duì)于深部輔助運(yùn)輸巷在雙巷掘進(jìn)完成和一次采動(dòng)之后圍巖的應(yīng)力應(yīng)變規(guī)律，科研工作者很少做出詳細(xì)分析。因此，本文以葫蘆素煤礦為研究背景，針對(duì)深部雙巷水平開(kāi)挖保留巷道過(guò)程中巷間煤柱合理留設(shè)寬度做出分析確定，對(duì)巷道圍巖受力后發(fā)生的力學(xué)特征以及圍巖變形規(guī)律進(jìn)行了分析探究，提出一種支護(hù)方式以保證煤礦正常、安全、高效生產(chǎn)。

1 工程概況

中天合創(chuàng)能源有限責(zé)任公司葫蘆素煤礦位于內(nèi)蒙古自治區(qū)鄂爾多斯市烏審旗圖克鎮(zhèn)境內(nèi)，井田內(nèi)主要可采煤層為8號(hào)煤層和13號(hào)煤層，10號(hào)煤層和11號(hào)煤層為次要局部可采煤層，其余煤層均不可采。13號(hào)煤層位于中下部，煤層平均厚度為4 m，單層最大厚度達(dá)7.85 m，單層最小厚度達(dá)2.55 m，巖性以泥巖為主，頂?shù)装鍖佥^軟弱底板。煤層厚度變化規(guī)律明顯，東南厚，屬較穩(wěn)定煤層。煤層傾角平緩，一般為1°左右，煤層厚度較穩(wěn)定。13號(hào)煤層回采工作面長(zhǎng)度為181 m，走向長(zhǎng)度為1 425 m，采煤方法為走向長(zhǎng)壁采煤法；煤層埋深為820 m，處于復(fù)雜的高應(yīng)力環(huán)境中，區(qū)段準(zhǔn)備巷道采用雙巷掘進(jìn)的方式，巷道斷面形狀為矩形，其巷間煤柱寬度為15 m。輔助運(yùn)輸巷道受到掘進(jìn)階段與上區(qū)段采場(chǎng)回采階段的影響，巷道圍巖難以控制，圍巖變形量較大，巷道二次利用難度增加，巷道的維護(hù)費(fèi)用較高，嚴(yán)重威脅煤礦工人的生命安全，影響煤炭的開(kāi)采效率。圖1為13號(hào)煤層采掘巷道布置圖。

圖1 13號(hào)煤層采掘巷道布置圖Fig.1 Mining and tunneling roadway layout of the 13th coal seam

2 煤柱留設(shè)寬度研究

2.1 雙巷掘進(jìn)煤柱留設(shè)寬度

在煤層中雙巷掘進(jìn)之后，會(huì)在煤柱上產(chǎn)生支承壓力，可得出雙巷掘進(jìn)后煤柱力學(xué)模型圖，如圖2所示。為了確定巷間煤柱寬度，可將煤柱劃分為三部分，依次為：塑性破壞區(qū)X1、彈性區(qū)X3、塑形破壞區(qū)X2。假設(shè)塑性破壞區(qū)與彈性區(qū)的分界面為煤柱承載應(yīng)力峰值KγH所對(duì)應(yīng)的分界線X1與X2，則X1與X2的值可通過(guò)應(yīng)力極限平衡區(qū)寬度計(jì)算公式進(jìn)行確定，見(jiàn)式(1)[14]。

圖2 雙巷掘進(jìn)后煤柱力學(xué)模型圖Fig.2 Coal pillar mechanics model diagram after double lane tunneling

(1)

式中：X為應(yīng)力極限平衡區(qū)寬度，m；m為煤層開(kāi)采高度(巷道高度)，m；λ為側(cè)壓系數(shù)；φ為組合煤巖體的內(nèi)摩擦角，(°)；P為煤柱幫部的支護(hù)阻力，MPa；K為應(yīng)力集中系數(shù)；γ為巖層平均容重，kN/m3；H為煤層采深，m；C為煤層與頂板巖層的黏聚力，MPa。

由式(1)可知，隨著煤層采深增加，側(cè)壓系數(shù)也在不斷變大[15]，煤柱上應(yīng)力集中變大，巷道兩幫分別形成的高應(yīng)力峰值與巷幫的距離也在增大。為了加強(qiáng)煤柱的抗壓強(qiáng)度，降低煤柱的破壞與變形，保護(hù)巷道的整體結(jié)構(gòu)，更好地發(fā)揮圍巖的自承載能力[16-17]，可在巷道一側(cè)的煤柱上打密集型錨桿和增加廢舊鋼帶。

葫蘆素煤礦13號(hào)煤層雙巷掘進(jìn)之后，將其地質(zhì)參數(shù)：C=1.5 MPa；φ=26°；P=0.7 MPa；m=4 m；λ=1；K=2；γ=25 kN/m3；H=820 m，代入式(1)計(jì)算可得X1=X2=10.1 m。

雙巷掘進(jìn)階段煤柱留設(shè)所需彈性區(qū)寬度X3可通過(guò)式(2)進(jìn)行計(jì)算。

X3=β(X1+X2)

(2)

式中，β為穩(wěn)定性系數(shù)，取0.5[18]。代入式(2)計(jì)算可得式(3)。

X3=10.1 m

(3)

雙巷掘進(jìn)階段煤柱整體留設(shè)寬度L可通過(guò)式(4)進(jìn)行確定。

L=X1+X2+X3

(4)

式中，L為雙巷掘進(jìn)階段煤柱整體留設(shè)寬度，m。代入式(4)計(jì)算可得式(5)。

L=30.3 m

(5)

因此，在雙巷掘進(jìn)階段時(shí)煤柱整體寬度至少要留設(shè)30.3 m。

2.2 上區(qū)段工作面回采煤柱留設(shè)寬度

在上區(qū)段工作面回采結(jié)束以后，采空區(qū)上方基本頂破斷的斷裂線位置共有四種情況。第一種情況：斷裂線位置在回采運(yùn)輸巷道之上，采空區(qū)上覆巖層整體為切頂下沉；第二種情況：斷裂線位置在煤柱之上；第三種情況：斷裂線位置在輔助運(yùn)輸巷道之上；第四種情況：斷裂線位置在煤體之上。X1=10.1 m，由于其巷間煤柱寬度為15 m，故采空區(qū)上方基本頂破斷的斷裂線位置在其煤柱之上，可得出上區(qū)段工作面回采后煤柱力學(xué)模型圖，如圖3所示。由圖3可知，由于采空區(qū)側(cè)向支承壓力和采空區(qū)上方基本頂?shù)钠茢嘞鲁烈约盎卷敂嗔丫€位置的影響，導(dǎo)致煤柱上方承受的支承壓力由原來(lái)的等大對(duì)稱變?yōu)榱丝拷煽諈^(qū)方向煤柱的支承壓力快速變大到K1γH，且支承壓力曲線斜率逐漸增加，靠近輔助運(yùn)輸巷道方向煤柱的支承壓力也快速升高到K2γH，其支承壓力曲線斜率也是逐漸增加，但K2γH沒(méi)有K1γH大且曲線斜率增加趨勢(shì)相對(duì)較小，支承壓力總體呈現(xiàn)加速升高，緩慢回落，快速回落的現(xiàn)象。

圖3 上區(qū)段工作面回采后煤柱力學(xué)模型圖Fig.3 Coal pillar mechanics model diagram after mining in upper section working face

葫蘆素煤礦13號(hào)煤層上區(qū)段工作面回采之后，將其地質(zhì)參數(shù)：C=1.5 MPa；φ=26°；P=0.7 MPa；m=4 m；λ=1；K1=4；K2=2.5；γ=25 kN/m3；H=820 m，代入式(1)計(jì)算得X1=12.78 m，X2=10.93 m。

上區(qū)段工作面回采階段煤柱留設(shè)所需彈性區(qū)寬度X3可通過(guò)式(2)進(jìn)行計(jì)算。式中，β仍取0.5，代入式(2)計(jì)算可得式(6)。

X3=11.86 m

(6)

上區(qū)段工作面回采階段煤柱整體留設(shè)寬度L可通過(guò)式(3)進(jìn)行確定。代入式(3)計(jì)算可得式(7)。

L=35.57 m

(7)

綜上所述，為了保障葫蘆素煤礦13號(hào)煤層的安全回采，雙巷掘進(jìn)巷間煤柱留設(shè)寬度應(yīng)不小于35.57 m。

3 數(shù)值模擬計(jì)算分析

3.1 模型參數(shù)設(shè)計(jì)

現(xiàn)針對(duì)煤層埋深為820 m，煤巖容重為25 kN/m3建立FLAC3D模型。根據(jù)巖體初始應(yīng)力狀態(tài)的靜水壓力理論認(rèn)為，在煤層埋藏較深的條件下，鉛直壓力相當(dāng)大，巖石呈現(xiàn)明顯的塑性，泊松比μ近似等于0.5，側(cè)壓系數(shù)λ近似等于1。由此可大致得出模型上方承受的均勻鉛直應(yīng)力為20.50 MPa，水平應(yīng)力為20.50 MPa。

3.2 建立模型與雙巷掘進(jìn)測(cè)點(diǎn)布置

3.2.1 建立模型

表1為覆巖物理力學(xué)參數(shù)表，由表1的覆巖物理力學(xué)參數(shù)建立FLAC3D數(shù)值模型，模型長(zhǎng)為306 m，寬為150 m，高為90 m，模擬雙巷掘進(jìn)的斷面形狀均為矩形，巷寬4.5 m，巷高4 m，雙巷間的煤柱寬度為15 m，模擬所采用的本構(gòu)模型為莫爾庫(kù)倫模型，煤巖層共建17層，可得出FLAC3D數(shù)值模型圖，如圖4所示。

表1 覆巖物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of overlying rock

圖4 FLAC3D數(shù)值模型Fig.4 FLAC3D numerical model

3.2.2 測(cè)點(diǎn)布置

模擬計(jì)劃在雙巷掘進(jìn)110 m后，上區(qū)段工作面回采向前推進(jìn)110 m。豎直方向?yàn)閦方向，水平方向?yàn)閤方向，垂直紙面向里方向?yàn)閥方向，圖5為雙巷位于y=55 m處截面的測(cè)點(diǎn)位置布置圖。其中某些測(cè)點(diǎn)位置不僅布置有監(jiān)測(cè)圍巖在此處的應(yīng)力變化，也有用來(lái)監(jiān)測(cè)圍巖在此處的位移變化。眾多的測(cè)點(diǎn)用來(lái)監(jiān)測(cè)雙巷掘進(jìn)過(guò)程中輔助運(yùn)輸巷道圍巖的應(yīng)力變化關(guān)系與位移變化關(guān)系。巷道左側(cè)(不加圍巖幫部測(cè)點(diǎn))28個(gè)測(cè)點(diǎn)來(lái)監(jiān)測(cè)巷道左側(cè)圍巖在不同位置時(shí)的應(yīng)力變化；巷道右側(cè)(不加圍巖幫部測(cè)點(diǎn))40個(gè)測(cè)點(diǎn)來(lái)監(jiān)測(cè)巷道右側(cè)圍巖在不同位置時(shí)的應(yīng)力變化；巷道正上方(不加圍巖幫部測(cè)點(diǎn))4個(gè)測(cè)點(diǎn)來(lái)監(jiān)測(cè)巷道上部圍巖在不同位置時(shí)的應(yīng)力變化；巷道正下方(不加圍巖幫部測(cè)點(diǎn))4個(gè)測(cè)點(diǎn)來(lái)監(jiān)測(cè)巷道下部圍巖在不同位置時(shí)的應(yīng)力變化；巷道正上方(加圍巖幫部測(cè)點(diǎn))5個(gè)測(cè)點(diǎn)來(lái)監(jiān)測(cè)巷道上部圍巖在不同位置時(shí)的頂板下沉量；巷道正下方(加幫部圍巖測(cè)點(diǎn))5個(gè)測(cè)點(diǎn)來(lái)監(jiān)測(cè)巷道下部圍巖在不同位置時(shí)的底鼓量；巷道左邊(加幫部圍巖測(cè)點(diǎn))5個(gè)測(cè)點(diǎn)來(lái)監(jiān)測(cè)巷道左側(cè)圍巖在不同位置時(shí)的圍巖移近量；巷道右邊(加幫部圍巖測(cè)點(diǎn))6個(gè)測(cè)點(diǎn)來(lái)監(jiān)測(cè)巷道右側(cè)圍巖在不同位置時(shí)的圍巖移近量。相鄰測(cè)點(diǎn)之間的水平距離為1 m，豎直距離為2 m。

圖5 雙巷掘進(jìn)測(cè)點(diǎn)位置布置圖Fig.5 Layout drawing of measuring points for double-lane tunneling

3.3 雙巷掘進(jìn)和上區(qū)段回采對(duì)輔助運(yùn)輸巷道及煤柱的影響

數(shù)值模擬雙巷掘進(jìn)后上區(qū)段工作面回采向前推進(jìn)110 m，覆巖及巷道圍巖應(yīng)力平衡狀態(tài)在經(jīng)歷“平衡-破壞-再平衡”過(guò)程后，觀察和分析采場(chǎng)覆巖破壞狀況、煤柱中的應(yīng)力變化規(guī)律、巷道圍巖的應(yīng)力變化規(guī)律及位移變化規(guī)律。

圖6為工作面回采向前推進(jìn)110 m上區(qū)段工作面回采塑性破壞區(qū)圖。由圖6可知，工作面回采結(jié)束后，采場(chǎng)覆巖塑性區(qū)破壞較為合理，采場(chǎng)頂板破壞范圍較底板破壞范圍大，覆巖破壞形態(tài)為“梯形”，覆巖破壞由梯形兩邊向內(nèi)部逐漸破壞。圖7為雙巷掘進(jìn)110 m結(jié)束后圍巖縱向應(yīng)力云圖。由圖7可知，在雙巷掘進(jìn)后，巷道圍巖應(yīng)力重新達(dá)到平衡狀態(tài)后[19]，雙巷圍巖鉛直應(yīng)力分布形態(tài)基本呈對(duì)稱分布，且在煤柱中形成最大應(yīng)力集中，應(yīng)力集中大小為27.096 MPa。圖8為上區(qū)段工作面回采向前推進(jìn)110 m結(jié)束后圍巖縱向應(yīng)力云圖。由圖8可知，在上區(qū)段工作面回采向前推進(jìn)110 m，巷道圍巖應(yīng)力重新達(dá)到平衡狀態(tài)后，煤柱中依舊形成最大應(yīng)力集中，應(yīng)力集中大小為45.068 MPa，較雙巷階段應(yīng)力集中增加17.972 MPa。

圖6 上區(qū)段工作面回采塑性破壞區(qū)圖Fig.6 Plastic failure zone in upper section working face

圖7 雙巷掘進(jìn)結(jié)束后圍巖縱向應(yīng)力云圖Fig.7 Longitudinal stress cloud picture of surrounding rock after double tunnel excavation

圖8 上區(qū)段工作面回采結(jié)束后圍巖縱向的應(yīng)力云圖Fig.8 Longitudinal stress cloud diagram of surrounding rock after mining in upper section working face

將FLAC3D數(shù)值模擬結(jié)果在Tecplot中進(jìn)行切片，可得出采場(chǎng)水平應(yīng)力等值線圖，如圖9所示。由圖9可知，當(dāng)上區(qū)段工作面回采結(jié)束后，煤柱中的水平壓應(yīng)力大小呈對(duì)稱分布。在水平方向上，煤柱邊幫內(nèi)部大小為10 MPa左右的壓應(yīng)力向煤柱中心逐漸增加至20 MPa，輔助運(yùn)輸巷道右側(cè)煤體中的水平壓應(yīng)力由煤體邊幫內(nèi)部大小為10 MPa左右的壓應(yīng)力逐漸向煤體內(nèi)部增加至30 MPa。由此可以看出，煤柱中的最大水平壓應(yīng)力σx<巷道右側(cè)煤體中的最大水平壓應(yīng)力σx。

圖9 采場(chǎng)水平應(yīng)力等值線圖Fig.9 Horizontal stress contour map of stope

圖10為煤柱內(nèi)應(yīng)力集中與巷道外邊側(cè)應(yīng)力集中大小圖。由圖10可知，煤柱中的最大應(yīng)力集中由原來(lái)的27.8 MPa增大到46.6 MPa(id=4)，巷道右?guī)蛡?cè)的最大應(yīng)力集中由原來(lái)的26 MPa增加到38.8 MPa(id=38)。巷道頂?shù)装宓膽?yīng)力集中程度也明顯變大。圖11為輔助運(yùn)輸巷道上中測(cè)點(diǎn)圍巖Z軸方向所受應(yīng)力圖。由圖11可知，巷道頂板圍巖應(yīng)力由原來(lái)的7.2 MPa增加至9.4 MPa(id=29)。圖12為輔助運(yùn)輸巷道下中測(cè)點(diǎn)圍巖Z軸方向所受應(yīng)力圖。由圖12可知，巷道底板圍巖應(yīng)力由原來(lái)的7 MPa增加至8.6 MPa(id=100)。由此可得出：在豎直方向上，巷道底板中的鉛直應(yīng)力σy<巷道頂板中的鉛直應(yīng)力σy<巷道右?guī)蛡?cè)的鉛直應(yīng)力σy<煤柱中的鉛直應(yīng)力σy。

圖10 煤柱內(nèi)應(yīng)力集中與巷道外邊側(cè)應(yīng)力集中大小圖Fig.10 Diagram of stress concentration inside coal pillar and stress concentration outside the roadway

圖11 輔助運(yùn)輸巷道上中測(cè)點(diǎn)圍巖Z軸方向所受應(yīng)力圖Fig.11 The stress map of the surrounding rock in the Z-axis direction of the upper middle measuring point of the auxiliary transportation roadway

圖12 輔助運(yùn)輸巷道下中測(cè)點(diǎn)圍巖Z軸方向所受應(yīng)力圖Fig.12 The stress map of the surrounding rock in the Z-axis direction of the middle measuring point under the auxiliary transportation roadway

圖13為回采平衡后巷道頂板不同觀測(cè)點(diǎn)的下沉量。由圖13可知，巷道頂板圍巖下沉量由原來(lái)的178.0 mm增加至560.0 mm(id=90)，下沉變化量為382.0 mm。圖14為回采平衡后巷道左右?guī)偷膰鷰r變形量。由圖14可知，巷道左幫(煤柱側(cè))的最大移近量由原來(lái)的1 080.0 mm增加至1 260.0 mm(id=75)，變化量為180.0 mm。巷道右?guī)偷淖畲笠平坑稍瓉?lái)的1 120.0 mm增加至1 200.0 mm(id=84)，變化量為80.0 mm。由此可知當(dāng)雙巷掘進(jìn)結(jié)束之后，巷道兩幫移近量之和為2 200.0 mm，圍巖變形以兩幫移近量為主，當(dāng)上區(qū)段工作面回采結(jié)束之后，巷道兩幫移近量之和為2 460.0 mm，圍巖變形仍以兩幫移近量為主。同時(shí)，巷道兩幫出現(xiàn)了微小的非對(duì)稱破壞[20]，是由于雙巷中間煤柱寬度有限且應(yīng)力集中，并且在上區(qū)段工作面回采結(jié)束之后由于采空區(qū)基本頂“O-X”破斷下沉，斷裂線位于煤柱之上，導(dǎo)致煤柱中的應(yīng)力更為集中，煤柱邊幫的煤體發(fā)生向外稍大的變形。

圖13 回采平衡后巷道頂板不同觀測(cè)點(diǎn)的下沉量圖Fig.13 The subsidence diagram of the roadway roof at different observation points after the mining balance

圖14 回采平衡后巷道左右?guī)偷膰鷰r變形量圖Fig.14 Deformation diagram of surrounding rock on the left and right sides of the roadway after mining balance

4 支護(hù)方式及防范控制

針對(duì)葫蘆素煤礦13號(hào)煤層采深較大，主應(yīng)力較大，圍巖條件復(fù)雜，巷道二次利用之前受到掘進(jìn)與上區(qū)段工作面回采的影響，巷道變形量較大的這種現(xiàn)象。提出以下支護(hù)方案，巷道斷面為直墻半圓拱，巷道凈寬4 500.0 mm，直墻高2 500.0 mm，拱高1 500.0 mm，巷幫噴射100.0 mm混凝土，采用頂板配合弧形鋼帶+高預(yù)緊力錨桿(索、網(wǎng))+反底拱充填配合混凝土的聯(lián)合支護(hù)方式。巷道斷面共選用7根可變形的高強(qiáng)度錨索，18根高預(yù)緊力的剛性螺紋錨桿，該錨桿螺紋部分剛性大，不變形，延伸率大，可用于煤幫大變形支護(hù)，有效控制兩幫圍巖的變形量。每根錨索長(zhǎng)度為6 000.0 mm，傾斜錨索與水平面成角30°，正上方與正下方，正左方與正右方各1根錨索。每根錨桿長(zhǎng)度為3 500.0 mm，巷道左幫錨桿間距為312.5 mm，巷道右?guī)湾^桿間距上部分與下部分為625.0 mm，中間部分為312.5 mm。巷道頂板每根傾斜錨桿均勻排列且頂板中靠下2根錨桿與水平面成角45°，頂板中靠上兩根錨桿與水平面成角60°，排距800.0 mm，巷道支護(hù)方式如圖15所示。

圖15 巷道斷面支護(hù)圖Fig.15 Roadway section support drawing

在雙巷掘進(jìn)之后進(jìn)行巷道支護(hù)，在輔助運(yùn)輸巷道某一斷面頂板中心1測(cè)點(diǎn)位置、底板中心2測(cè)點(diǎn)位置以及兩幫中心3測(cè)點(diǎn)以及4測(cè)點(diǎn)位置分別安設(shè)4個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，用來(lái)監(jiān)測(cè)從雙巷掘進(jìn)到上區(qū)段采場(chǎng)回采平衡后巷道頂板最大下沉量，巷道底板最大鼓起量以及巷道兩幫最大移近量。經(jīng)過(guò)3個(gè)月現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)，得出巷道圍巖最大變形量(圖16)。由圖16可知，頂板最大下沉量達(dá)到90.0 mm后保持不變，底板最大鼓起量達(dá)到55.0 mm后保持不變，兩幫最大內(nèi)移量達(dá)到138.0 mm后保持不變，表明采用該支護(hù)方式后的巷道圍巖得到明顯改善，能夠有效控制巷道圍巖變形，保護(hù)巷道的整體結(jié)構(gòu)，更好地發(fā)揮圍巖的自承載能力。

圖16 巷道圍巖最大變形量圖Fig.16 Maximum deformation of surrounding rock of roadway

5 結(jié) 論

1) 在雙巷掘進(jìn)之前，煤柱的寬度選取變得尤為重要，選取合適的煤柱寬度，保證煤柱整體的抗壓支撐能力要大于煤柱上方所承受的支承壓力。通過(guò)對(duì)巷間煤柱分別在不同階段建立力學(xué)模型以及結(jié)合葫蘆素煤礦的地質(zhì)條件，進(jìn)行理論分析，最終得出葫蘆素煤礦13號(hào)煤層雙巷掘進(jìn)巷間煤柱留設(shè)寬度應(yīng)不小于35.57 m。

2) 葫蘆素煤礦在雙巷掘進(jìn)過(guò)程中，巷道變形量主要以兩幫移近量為主。當(dāng)上區(qū)段采場(chǎng)回采經(jīng)過(guò)，圍巖應(yīng)力重新分配達(dá)到平衡狀態(tài)后，巷道會(huì)發(fā)生速度較快且較為劇烈的變形，變形量還是主要以兩幫移近量為主，巷道外邊側(cè)以及雙巷中間煤柱上形成更大的應(yīng)力集中，巷道兩幫出現(xiàn)微小的非對(duì)稱破壞。在豎直方向上：巷道底板中的應(yīng)力σy<巷道頂板中的應(yīng)力σy<巷道右?guī)蛡?cè)的應(yīng)力σy<煤柱中的應(yīng)力σy。在水平方向上：煤柱中的最大水平壓應(yīng)力σx<巷道右側(cè)煤體中的最大水平壓應(yīng)力σx。

3) 提出了針對(duì)葫蘆素煤礦深部高應(yīng)力巷道斷面整體形狀為直墻半圓拱，支護(hù)方式為，頂板配合弧形鋼帶+高預(yù)緊力錨桿(索、網(wǎng))+反底拱充填配合混凝土的聯(lián)合支護(hù)方式，并且在上區(qū)段工作面回采結(jié)束后，要繼續(xù)增加巷道圍巖抗壓強(qiáng)度，可把廢舊鋼帶、錨桿索增打在巷道圍巖之上。