綜采工作面回風(fēng)巷支護(hù)參數(shù)優(yōu)化試驗(yàn)研究

張學(xué)鋒

（潞安化工集團(tuán)李村煤礦，山西 長治 046204）

煤炭是我國重要的支柱性能源，隨著煤炭采掘技術(shù)發(fā)展，大部分老礦井淺部煤炭資源逐漸枯竭，煤炭深部開采已成為趨勢。深部開采條件下，高地應(yīng)力、高瓦斯、高溫等現(xiàn)象顯著，在開采應(yīng)力擾動下，巷道變形劇烈。周治元[1]等人針對三軟巷道設(shè)計錨網(wǎng)索托頂掘進(jìn)超前支護(hù)方案，解決巷道頂板離層、幫鼓和冒頂問題；馬新根[2]等人基于“110”工法，通過無煤柱方式改善掘巷礦壓環(huán)境，降低支護(hù)成本；張愛卿[3]等人針對掘進(jìn)巷道變形較大，提出分級支護(hù)方案。

以李村煤礦2301工作面為工程背景，在原支護(hù)無法有效控制巷道變形的條件下，通過優(yōu)化支護(hù)方案實(shí)現(xiàn)回采巷道圍巖控制。

1 工程背景

1.1 工程概況

李村煤礦2301工作面采用大采高綜合機(jī)械化采煤工藝，工作面地面標(biāo)高+957～+1 009.8 m，工作面標(biāo)高+310～+367.8 m，開采3#煤層。3#煤層厚度1.3～4.8 m，平均4.2 m，傾角3°～8°。3#煤層節(jié)理裂隙發(fā)育，頂板為粉砂巖，結(jié)構(gòu)松散，強(qiáng)度較低，底板為砂質(zhì)泥巖，具體分布如圖1所示。3#煤層頂板砂巖裂隙水富水性較弱，補(bǔ)給來源少，以靜儲量為主，不會對工作面巷道掘進(jìn)造成很大的影響，巷道正常涌水以頂板砂巖裂隙水為主，預(yù)計涌水量為2～6 m3/h；突水系數(shù)約為0.014～0.035 MPa/m，小于《煤礦防治水細(xì)則》中的突水系數(shù)臨界值0.06 MPa/m。

圖1 2301工作面3#煤層柱狀圖

1.2 回風(fēng)巷原支護(hù)方式

2301工作面回風(fēng)巷道斷面4 200 mm×6 000 mm（高×寬），支護(hù)采用錨網(wǎng)索梁+W鋼護(hù)板支護(hù)方式，錨桿型號為φ22 mm×2 400 mm左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，頂板錨桿間距850 mm，排距1 000 mm，幫部錨桿間距950 mm，排距1 000 mm；錨索型號為φ22 mm×7 300 mm，頂板錨索間距1 600 mm，排距2 000 mm，隔排布置4根。

1.3 回風(fēng)巷圍巖變形影響因素

2301工作面回風(fēng)巷掘進(jìn)受多重因素影響，導(dǎo)致巷道圍巖變形較大，具體原因分析如下：

（1）地應(yīng)力。2301工作面埋深較大，巷道圍巖變形已具備深部開采特征，礦山應(yīng)力直接作用于巷道圍巖，同時受到巷道掘進(jìn)擾動疊加影響，巷道圍巖發(fā)生破壞。

（2）巷道圍巖強(qiáng)度不足。2301工作面頂板為粉砂巖，結(jié)構(gòu)松散，強(qiáng)度較低，含云母片或植物化石，部分區(qū)域巷道頂板存在不同巷道的泥巖偽頂，直接底為泥巖，含植物化石，具滑面，在掘進(jìn)過程中受DF21斷層影響，相關(guān)區(qū)域圍巖較為破碎，在原巖應(yīng)力和掘進(jìn)擾動雙重作用下巷道圍巖極易發(fā)生變形。

（3）巷道支護(hù)強(qiáng)度不足。在礦壓作用下，巷道原支護(hù)方案未能有效控制圍巖變形，甚至部分區(qū)域支護(hù)構(gòu)件發(fā)生破壞，出現(xiàn)托盤嚴(yán)重變形，錨索斷裂等情況。

2 錨網(wǎng)索支護(hù)參數(shù)計算

2.1 錨桿支護(hù)參數(shù)確定

2301工作面回風(fēng)巷掘進(jìn)階段，圍巖原始受力平衡狀態(tài)被打破，圍巖發(fā)生變形破壞，且巷道周邊應(yīng)力進(jìn)行重新分布，圍巖形成一個極限平衡狀態(tài)的橢圓拱，即圍巖松動圈，如圖2所示。錨桿的作用就是將極限平衡圈內(nèi)的巖體錨固于外部穩(wěn)定巖體，并提高極限平衡圈內(nèi)的圍巖體強(qiáng)度，進(jìn)而提升巷道圍巖的自承載能力[4-5]。

圖2 巷道圍巖破壞范圍計算

頂板圍巖破壞高度為：

又

式中：a為巷道半寬，m；hw為巷道有效跨高，m；λ為側(cè)壓系數(shù)；f為巖體堅固性系數(shù)，L1為極限平衡圈冒落寬度。

取a=3.0 m，hw=4.2 m，λ=0.6，f=2.5，代入式（1）和（2）計算可得bz1=1.83 m，L1=1.68 m。

（1）錨桿長度的確定

基于圍巖松動圈支護(hù)理論，在中松動圈條件下將松動巖石的重量用錨桿懸吊在松動圈以外的圍巖可進(jìn)行有效支護(hù)，因此錨桿長度參數(shù)可按下式確定：

式中：L0為錨桿外露長度，m；Lp為圍巖松動圈的厚度值，此處取bz1厚度值；L2為錨桿錨入彈塑性區(qū)的深度，m。

取L0=0.15 m，Lp=1.83 m，L2=0.4 m，代入式（3）可得L=2.38 m。

（2）錨桿間排距的確定

對錨桿采用等距布置，則每根錨桿所負(fù)擔(dān)的巖體重量為其所承受的荷載，可按下式計算：

式中：Q為錨固力，kN；K為錨桿安全系數(shù)；γ為巖體的容重，kg/m3。

取Q=120 kN，K=3，γ1=24 kg/m3，Lp=1.83 m，代入式（4）可得a1≤0.95 m。

（3）錨桿直徑的確定

錨桿直徑按桿體承載力與錨固力強(qiáng)度等原則選取，則有：

式中:σt為錨桿桿體材料抗拉強(qiáng)度，MPa。

取Q=120 kN，σt=300 MPa，可得d=22.77 mm。

2.2 錨索支護(hù)參數(shù)的確定

基于錨索圍巖控制機(jī)理，確定利用懸吊理論計算錨索長度：

（1）錨索長度的確定

式中：X1為錨索外露長度，m；X2為錨索有效長度，m；X3為錨桿錨固長度，即式（9）的計算結(jié)果，m。

依據(jù)礦井實(shí)際情況取X1=0.15 m，X3=5.76 m，通過將破碎煤巖體錨固在穩(wěn)定巖層上，可以有效發(fā)揮錨索懸吊作用，且錨索有效長度應(yīng)不小于巷道頂板圍巖松動圈bz1的厚度，故取X2=1.83 m，將上述數(shù)據(jù)代入式（6）可得：X=5.58 m。

（2）錨索支護(hù)密度的確定

式中：K為安全系數(shù)；Y為頂板巖石體積力，kN/m3；B為巷道跨度，m；H為頂板破碎區(qū)高度，m；Q0為最低破斷力，kN。

取K=3，Y=20 kN/m3，B=6 m，H=1.83 m，Q0=400 kN，代入式（7）可得N=1.65，支護(hù)密度N為無單位值，該值反映在最低破斷力條件下進(jìn)行頂板圍巖支護(hù)所需錨索支護(hù)程度，為度量值。

（3）錨索排距的確定

式中：n為每排錨索根數(shù)；Q0為每根錨索最小破斷載荷，kN。

取K=3，Y=20 kN/m3，B=6 m，H=1.83 m，Q0=400 kN，n=4，代入式（8）可得M=2.43 m。

（4）錨索錨固長度的確定

式中：K為安全系數(shù)；d為錨索直徑，mm；fs為鋼絞線抗拉強(qiáng)度，MPa；fc為鋼絞線與樹脂藥卷的粘結(jié)強(qiáng)度，MPa。

取K=3，d=24 mm，fs=1000 MPa，fc=20 MPa，代入式（9）可得X3=3.60 m。

（5）錨索間距的確定

式中：B為巷道跨度，m；n為每排錨索根數(shù)。

取B=6 m，n=4，代入式（10）可得M′=1.28 m。

2301工作面回風(fēng)巷支護(hù)參數(shù)理論計算結(jié)果如表1所示。

表1 2301工作面回風(fēng)巷支護(hù)參數(shù)理論計算結(jié)果匯總

名稱 參數(shù)全長 X≥5.58 m錨固段長度 X3≥3.60 m錨索間距 M'≤1.28 m錨索排距 M≤2.43 m錨索密度 N≥1.65錨索

基于2301工作面回風(fēng)巷支護(hù)參數(shù)理論計算結(jié)果及礦井實(shí)際條件，確定2301工作面回風(fēng)巷采取如下支護(hù)參數(shù)：

錨桿采用MSGLW500號φ24 mm×2 400 mm左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，頂板錨桿間距900 mm，排距900 mm，幫部錨桿間距850 mm，排距900 mm；錨索型號φ24 mm×6 300 mm，頂板錨索間距1 200 mm，排距2 400 mm，每排4根，具體支護(hù)方式如圖3所示。

圖3 2301回風(fēng)巷優(yōu)化支護(hù)

3 數(shù)值模擬

為進(jìn)一步確定優(yōu)化支護(hù)方案的有效性，通過建立數(shù)值模型，對比不同支護(hù)方案下巷道支護(hù)應(yīng)力作用效果。因巷道支護(hù)應(yīng)力數(shù)量級遠(yuǎn)小于巷道原巖應(yīng)力大小，故模型在零原巖應(yīng)力作用下進(jìn)行支護(hù)應(yīng)力效果對比，不采用塑性區(qū)和位移對比。

數(shù)值模擬采用FLAC3D模擬，建立網(wǎng)格模型尺寸100 m×50 m×80 m（X×Y×Z），采用摩爾—庫倫本構(gòu)模型，模型底部邊界固定，左右及前后邊界限制位移，頂部自由。煤巖物理力學(xué)參數(shù)如表2所示。支護(hù)采用軟件內(nèi)置Cable單元模擬，通過對模擬結(jié)果進(jìn)行回風(fēng)巷中部位置切片，獲得不同支護(hù)方案零原巖應(yīng)力支護(hù)應(yīng)力如圖4所示。

圖4 不同支護(hù)方案零原巖應(yīng)力

表2 煤巖物理力學(xué)參數(shù)

分析圖4可知，兩種不同支護(hù)方案巷道支護(hù)應(yīng)力分布相似，在頂幫區(qū)域均形成較為明顯的支護(hù)壓應(yīng)力，但在優(yōu)化支護(hù)方案中，巷道頂板支護(hù)壓應(yīng)力平均值為0.56 MPa，兩幫支護(hù)應(yīng)力平均值為0.75 MPa，原支護(hù)方案中相應(yīng)區(qū)域0.22 MPa，兩幫支護(hù)應(yīng)力平均值為0.62 MPa，優(yōu)化支護(hù)方案較原支護(hù)方案頂板支護(hù)應(yīng)力提高225%，兩幫支護(hù)應(yīng)力提高21%。

4 現(xiàn)場試驗(yàn)

為確定優(yōu)化支護(hù)方案的實(shí)際應(yīng)用效果，在2301工作面回風(fēng)巷50～100 m及運(yùn)輸巷50～100 m范圍內(nèi)各設(shè)置2臺圍巖變形監(jiān)測儀，其中回風(fēng)巷布置優(yōu)化支護(hù)方案，運(yùn)輸巷布置原支護(hù)方案，變形監(jiān)測周期52天，通過收集監(jiān)測數(shù)據(jù)，獲得巷道圍巖變形監(jiān)測如圖5所示。

分析圖5可知，在2301工作面巷道掘進(jìn)階段，巷道圍巖變形逐漸增大，頂?shù)装遄冃瘟坑绕涿黠@。在原始支護(hù)方案中，在前9天，巷道頂?shù)装逡平考眲≡龃螅诘?0天至第46天圍巖變形處于緩慢增長階段，在第33天后逐漸區(qū)域穩(wěn)定；兩幫變形量在前4天急劇增加，在第4天至第19天處于第二次變形階段，在第19天后逐漸趨于穩(wěn)定變形。在優(yōu)化支護(hù)方案中，巷道圍巖整體變形量較小，其中巷道頂?shù)装逡平吭谇?天處于急劇變形階段，20天后趨于穩(wěn)定；兩幫在前17天處于變形階段，20天后趨于穩(wěn)定?；趫D5所示數(shù)據(jù)，優(yōu)化支護(hù)方案較原支護(hù)方案在巷道頂?shù)装逡平考皟蓭妥冃瘟糠謩e減少約88.30%和43.78%，且分別提前13天和4天達(dá)到穩(wěn)定，說明優(yōu)化支護(hù)方案能更好實(shí)現(xiàn)巷道圍巖變形控制。

圖5 巷道圍巖變形監(jiān)測數(shù)據(jù)變化

5 結(jié)語

通過2301工作面回風(fēng)巷支護(hù)優(yōu)化，基于松動圈理論及懸吊理論確定錨桿（索）支護(hù)參數(shù)，并利用數(shù)值模擬確定優(yōu)化方案支護(hù)應(yīng)力平均值較原支護(hù)方案在頂板提高225%，兩幫提高21%?，F(xiàn)場工業(yè)性試驗(yàn)表明優(yōu)化支護(hù)方案較原支護(hù)方案圍巖變形減少約88.30%和43.78%，控制在合理范圍內(nèi)。