大傾角特厚煤層半煤巖巷道失穩(wěn)地質(zhì)動力條件及支護優(yōu)化

趙象卓，王春剛，周坤友，郭 磊，張 佼，李云鵬，張 偉，孫郡慶

（1.陜西延長石油巴拉素煤業(yè)有限公司，陜西 榆林 719000；2.安徽理工大學 礦業(yè)工程學院，安徽 淮南 232001；3.煤炭科學技術(shù)研究院有限公司 安全分院，北京 100013；4.國家能源集團新疆能源有限責任公司，新疆 烏魯木齊 830027）

0 引 言

由于煤層厚度變化、煤層含夾矸和開采布局要求（沿走向工作面保持等長）等因素，采煤工作面準備過程中出現(xiàn)了具有特殊圍巖結(jié)構(gòu)的半煤巖巷道，其圍巖結(jié)構(gòu)的非連續(xù)性、強度的差異性、變形的非協(xié)調(diào)性對巷道支護技術(shù)提出了更高的要求[1]。近年來，國內(nèi)外學者和專家對半煤巖巷道失穩(wěn)機理及支護技術(shù)研究已經(jīng)取得了顯著進展[2-3]，王猛等[4]總結(jié)了半煤巖巷道變形特征，指出煤幫為巷道變形破壞的薄弱環(huán)節(jié)，煤巖層間剪切變形隨結(jié)構(gòu)面參數(shù)的增加呈負指數(shù)關(guān)系減小，巷道維護的關(guān)鍵在于控制煤巖結(jié)構(gòu)面的層間剪切滑移變形。羅生虎等[5]通過研究底板非對稱破壞，發(fā)現(xiàn)采動應(yīng)力和支架載荷作用下底板的力學性狀發(fā)生改變，底板沿工作面傾向的破壞形態(tài)呈現(xiàn)為下大上小的非對稱反拱，其最大破壞深度位于工作面傾向下部區(qū)域，且其破壞深度和范圍隨著煤層傾角的增大而減小。金淦等[6]采用ABAQUS建立了半煤巖巷道數(shù)值計算模型，研究了不同煤巖界面位置、不同煤巖界面傾角等主控因素下巷道的圍巖應(yīng)力與變形破壞規(guī)律，提出了關(guān)鍵部位非對稱耦合支護對策。但由于半煤巖巷道煤巖體性質(zhì)及煤巖體內(nèi)應(yīng)力分布的復雜性，目前，半煤巖巷道圍巖失穩(wěn)及控制問題尚未得到有效解決，對大傾角煤層，尤其是大傾角特厚煤層分層開采條件下巷道穩(wěn)定控制存在較多問題，且在巷道圍巖應(yīng)力環(huán)境分析中，已有的研究主要基于巷道近場地質(zhì)構(gòu)造條件，較少從地質(zhì)動力區(qū)劃角度將采場與礦區(qū)大尺度斷裂等構(gòu)造聯(lián)系起來。

研究基于地質(zhì)動力區(qū)劃方法，從礦區(qū)大尺度斷裂入手，建立其與大傾角特厚煤層采場間相對時空關(guān)系，以烏東煤礦大傾角特厚煤層半煤巖巷道為例，通過地質(zhì)動力區(qū)劃、統(tǒng)計分析和數(shù)值模擬等方法，對烏東煤礦特厚煤層半煤巖巷道地質(zhì)動力環(huán)境及其對巷道穩(wěn)定性的影響進行了研究，并針對巷道當前支護現(xiàn)狀和不足，在大量統(tǒng)計調(diào)研的基礎(chǔ)上，提出了行之有效的改進優(yōu)化措施，對于特殊開采條件下采場應(yīng)力環(huán)境及其對巷道穩(wěn)定性、采掘活動的影響具有重要意義，以期為類似條件巷道的穩(wěn)定性控制提供有益借鑒。

1 工程背景

1.1 地質(zhì)條件

烏東煤礦北采區(qū)主采43號和45號煤層，煤厚分別為32、25 m，兩煤層傾角平均為45°，屬大傾角特厚煤層，兩煤層間為堅硬厚層砂巖，平均為100 m。兩煤層采用水平分段綜放開采方法，分段高度25 m，采煤高度3 m，放煤高度22 m。井田地面標高平均為+800 m，目前北采區(qū)開采至+575 m水平，其中45號煤層正回采，43號煤層掘進回采巷道，43號煤層回采巷道掘進時揭露厚度不等的夾矸（泥巖），利用鉆孔觀測巷道兩幫煤巖成分，確定巷道與煤巖相對位置，其中43號煤層北巷800 m處（巷道垮冒）巷道斷面3/4為巖，屬半煤巖巷道，烏東煤礦北采區(qū)采掘關(guān)系如圖1所示。

圖1 烏東煤礦北采區(qū)采掘關(guān)系Fig.1 Mining and development relationship of north mining area in Wudong Coal Mine

1.2 巷道支護現(xiàn)狀

烏東煤礦+575 m水平43號煤北巷掘進巷道斷面為直墻拱形，寬4 800 mm，高3 600 mm，支護方式為錨網(wǎng)索聯(lián)合支護，使用右旋錨桿?20 mm×2 500 mm，間排距800 mm×800 mm，端部錨固長度600 mm，錨桿托盤120 mm×120 mm×8 mm；錨索?18.9 mm×10 000 mm，間排距2 000 mm×3 000 mm；鋼筋托梁配合冷拔絲經(jīng)緯網(wǎng)進行護表。+575 m水平43號煤北巷斷面及現(xiàn)支護方案如圖2所示。

圖2 43號煤北巷現(xiàn)有支護方案Fig.2 Existing supporting scheme of north roadway

+575 m水平43號煤北巷掘進過程中，巷道圍巖出現(xiàn)不同程度的變形，其中在770～850 m段更為顯著，頂板較為破碎，北幫側(cè)鼓幫，在冷拔絲經(jīng)緯網(wǎng)作用下形成大“墜包”，底板北幫側(cè)底鼓較為嚴重，底鼓量達到250 mm，巷道有效斷面大幅減小；2017年4月17日5點30分左右，在該巷距切眼801～807 m處巷道頂部及南幫側(cè)發(fā)生冒頂，其垮冒形態(tài)如圖3所示，垮冒煤巖渣將巷道填充，垮冒高度約3 m，寬度約為5 m，長度為6 m，垮冒區(qū)域大部分錨桿整體拔出，錨桿、錨索有拉斷現(xiàn)象，錨桿拉斷位置為1.8 m左右，錨索拉斷長度為3 m左右，嚴重影響了礦井安全生產(chǎn)，亟需明確該巷失穩(wěn)地質(zhì)力學機制并提出行之有效的圍巖控制優(yōu)化方案。

圖3 巷道垮冒區(qū)域形態(tài)Fig.3 Shape of roadway collapse area

2 烏東井田地質(zhì)動力條件分析

2.1 活動斷裂分布

1）地質(zhì)動力區(qū)劃原理，地質(zhì)動力區(qū)劃是根據(jù)地質(zhì)構(gòu)造形式?jīng)Q定地形地貌的基本形態(tài)和主要特征的原理，通過對地形地貌的分析，查明斷裂的形成與發(fā)展，確定斷裂構(gòu)造及斷塊間的相互作用方式，以此可以進一步確定活動斷裂對井田內(nèi)地應(yīng)力環(huán)境的影響[7-9]，地質(zhì)動力區(qū)劃不同級別斷裂尺度范圍見表1。

表1 不同級別斷裂尺度范圍

2）烏東井田主要活動斷裂及其影響，對烏東礦區(qū)進行了地質(zhì)動力區(qū)劃，劃分了Ⅰ～Ⅴ級活動斷裂，其中烏東井田內(nèi)Ⅳ級斷裂區(qū)劃如圖4所示。

圖4 烏東煤礦Ⅳ級斷裂分布Fig.4 Distribution of fault Ⅳ in Wudong Coal Mine

經(jīng)現(xiàn)場考察，確定了地面上的斷裂與圖4中預測的活動斷裂關(guān)系相對密切，其中Ⅰ-1斷裂與地質(zhì)界已查明的清水河子斷裂密切相關(guān)，斷裂橫穿烏東井田中部，由于其規(guī)模大，影響范圍廣，對烏東井田地質(zhì)動力條件具有重要影響；Ⅳ-1斷裂、Ⅳ-3斷裂與地質(zhì)界已查明的碗窯溝斷裂密切相關(guān)，對烏東井田影響很大；Ⅳ-2斷裂、Ⅳ-4斷裂與地質(zhì)界已查明的白楊南溝斷裂密切相關(guān)。張宏偉等[8]研究了清水河子斷裂、碗窯溝斷裂、白楊南溝斷裂的影響寬度及其活動性見表2。烏東井田走向長度10 km，傾向長度3 km，對比分析井田走向和各主要活動斷裂走向可知，兩者走向近似平行，因此整個烏東井田處于上述活動斷裂影響范圍內(nèi)。由此判斷，上述斷裂構(gòu)造特別是區(qū)劃斷裂中的Ⅰ-1斷裂、Ⅳ-1斷裂和Ⅳ-3斷裂活動性較強，對烏東井田地應(yīng)力環(huán)境影響很大，在其影響范圍內(nèi)能夠形成高應(yīng)力和高彈性能聚集區(qū)域，在開采工程擾動下，易引發(fā)沖擊地壓等強動力災(zāi)害，這是烏東煤礦動壓事故的動力和能量來源。

表2 烏東煤礦內(nèi)主要活動斷裂特征

2.2 地震活動分析

通過對烏東礦區(qū)有歷史記錄的地震活動進行統(tǒng)計分析，得出烏東礦區(qū)地震活動時序特征如圖5所示?？梢钥闯龅V區(qū)內(nèi)地震活動頻率呈逐年上升趨勢，特別是2005年至今，烏東井田天然地震共發(fā)生277次，占歷史總次數(shù)90.2%，說明烏東礦區(qū)地殼運動更加強烈，地質(zhì)動力條件活躍度逐年增強，礦區(qū)煤巖體能量逐步增加。

圖5 烏東煤礦地震時序特征Fig.5 Sequential characteristics of seismic activity in Wudong Coal Mine

烏東礦區(qū)地震震源深度分布如圖6所示，由圖6可知，2009年之前，礦區(qū)地震震源深度一直處于較高水平，2010年至今，烏東井田范圍所發(fā)生的226次地震中，有204次屬于淺源地震，淺源地震比例高達90.20%。礦區(qū)內(nèi)地震震源深度呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢，特別是2009年以后，礦區(qū)范圍內(nèi)地震的震源深度分布在距地表10 km范圍內(nèi)的比值占到了90.77%。隨著礦井開采活動的持續(xù)，人為擾動因素逐漸積累，烏東井田淺部動力條件逐步增強，對采掘工程的影響也將更為強烈。

2.3 地應(yīng)力特征分析

為進一步明確烏東井田地應(yīng)力環(huán)境，烏東煤礦和中國礦業(yè)大學等[10]利用空心包體應(yīng)力解除法對烏東井田地應(yīng)力進行了原位測定。得到烏東北采區(qū)以水平壓應(yīng)力為主，最大主應(yīng)力為7.0 MPa，方向N27.8°W，與煤層（回采巷道）走向夾角為3°，最小主應(yīng)力近水平，為3.5 MPa，垂直主應(yīng)力為4.7 MPa；南采區(qū)最大主應(yīng)力為15 MPa，方位N158.6°E，與煤層（回采巷道）走向夾角為9°，最小主應(yīng)力近水平，為10.4 MPa，垂直主應(yīng)力為8.2 MPa。南北采區(qū)地應(yīng)力特征如圖7所示，可知，受Ⅰ-1斷裂、Ⅳ-1斷裂、Ⅳ-2斷裂、Ⅳ-3斷裂、Ⅳ-4斷裂的相互作用，烏東井田最大主應(yīng)力基本沿井田傾向分布，與煤層（回采巷道）走向近似垂直，在該地應(yīng)力環(huán)境作用下，回采巷道極易出現(xiàn)底鼓、冒頂?shù)刃问降淖冃问Х€(wěn)。

圖7 烏東井田地應(yīng)力特征Fig.7 Stress characteristics in Wudong Coal Mine

3 巷道圍巖失穩(wěn)數(shù)值模擬

3.1 模擬條件

為明確受周圍小尺度范圍內(nèi)采掘工程影響巷道圍巖應(yīng)力演化規(guī)律及其對圍巖穩(wěn)定性的影響，根據(jù)烏東煤礦北采區(qū)實際采掘順序確定數(shù)值模擬步驟：模型初次平衡→同煤層上水平開采→計算平衡→同水平45號煤層開采→計算平衡→回采巷道開挖→計算平衡。

為減小模型網(wǎng)格尺寸變化對模擬效果的影響，采用MIDAS建模并導入FLAC3D中計算，利用interface單元模擬煤巖接觸面并進行強度弱化。模型尺寸300 m×200 m×130 m（長×寬×高），根據(jù)實驗室煤巖物理力學測試結(jié)果（表3）和2.3節(jié)中地應(yīng)力實測結(jié)果對模型賦值。

表3 烏東煤礦北采區(qū)煤巖物理力學性質(zhì)

3.2 巷道圍巖應(yīng)力演化

1）巷道開挖前圍巖應(yīng)力演化，43號煤層上水平和45號煤層同水平工作面開采前后43號煤北巷圍巖應(yīng)力演化如圖8所示。從云圖可以明顯看出，附近采掘活動使圍巖應(yīng)力重新分布，且應(yīng)力演化呈現(xiàn)明顯的煤巖交界突變特征，致使43號煤北巷在同煤層上水平和鄰近同水平煤層開采時處于較為復雜的區(qū)域應(yīng)力環(huán)境中。

圖8a—圖8c表示巷道圍巖水平應(yīng)力演化特征，初始平均為7.0 MPa，43號煤北巷屬半煤巖巷道，在同煤層上分層采后，水平應(yīng)力出現(xiàn)明顯的區(qū)域分布特征，在煤巖交界處發(fā)生突變。從煤層底板—頂板方向上巷道斷面巖性依次為煤—巖（泥巖）—煤，其對應(yīng)水平應(yīng)力分布特征為高—低—高，最大為8.5 MPa，最小為6.8 MPa，則同煤層上水平開采使巷道頂?shù)装迕后w水平應(yīng)力顯著增大，使巷道斷面泥巖（夾矸）水平應(yīng)力小幅度降低，如圖8b所示；同水平45號煤層開采后，巷道圍巖水平應(yīng)力分布特征與45號煤層未開采前類似，但應(yīng)力值均有所降低，最大為7.5 MPa，最小為5.5 MPa，如圖8c所示。可以看出同煤層上分層開采使43號煤北巷頂?shù)装迕后w中水平應(yīng)力升高，巷道斷面泥巖部分水平應(yīng)力基本保持不變，而隨后同水平鄰近45號煤層的開采使巷道圍巖水平應(yīng)力在之前基礎(chǔ)上均降低，起到卸壓作用。

圖8d—圖8f表示巷道圍巖垂直應(yīng)力演化特征，與水平應(yīng)力類似，43號煤層上分層和鄰近45號煤層同水平工作面開采后，巷道圍巖垂直應(yīng)力呈現(xiàn)明顯的“高—低—高”區(qū)域分布特征，相對于初始垂直應(yīng)力4.7 MPa，43號煤層上分層和鄰近45號煤層同水平工作面開采均使巷道圍巖垂直應(yīng)力降低，最大分別為3.5 MPa和3.0 MPa，均位于巷道北幫和底板煤體中，最小為1.5 MPa和1.5 MPa，位于巷道頂板泥巖中。

圖8g—圖8i表示巷道圍巖剪應(yīng)力演化特征，與水平應(yīng)力和垂直應(yīng)力相反，43號煤層上分層和鄰近45號煤層同水平工作面開采后，巷道圍巖剪應(yīng)力呈現(xiàn)明顯的“低—高—低”區(qū)域分布特征，最大值位于泥巖中，分別為3.2 MPa和2.8 MPa，最小值位于頂?shù)酌后w中，分別為2.6 MPa和2.2 MPa，相對于初始垂直應(yīng)力1.7 MPa，同煤層上分層和同水平鄰近煤層開采均使巷道圍巖剪應(yīng)力升高。

對比圖8c、圖8f和圖8i可知，巷道未開挖前，巷道北幫水平應(yīng)力和垂直應(yīng)力均大于南幫，巷道底板煤巖交界面兩側(cè)出現(xiàn)了明顯的應(yīng)力分區(qū)，北側(cè)底板應(yīng)力明顯大于南側(cè)，由于煤體強度低于巖體，在高應(yīng)力作用下，巷道北幫和北側(cè)底板將會產(chǎn)生更大的變形。

綜合以上對43號煤層上分層和鄰近45號煤層同水平工作面開采后巷道圍巖應(yīng)力演化分析，可以得出巷道附近開采活動使巷道圍巖水平應(yīng)力、垂直應(yīng)力和剪應(yīng)力具有不同的分布特征，43號煤層上分層開采使北巷圍巖水平應(yīng)力和剪應(yīng)力升高，使垂直應(yīng)力降低，而同水平鄰近45號煤層的開采使三者均降低（圖9），說明同水平鄰近煤層開采具有卸壓作用。由圖9可知，巷道圍巖應(yīng)力中水平應(yīng)力值較大，說明巷道主要受水平應(yīng)力作用，由文獻[11]可知，當水平應(yīng)力大于垂直應(yīng)力時，巷道的破壞主要發(fā)生在頂?shù)装宸较?，?yīng)加強巷道頂板和底板的支護措施。

圖8 巷道圍巖采動應(yīng)力演化Fig.8 Mining-induced stress evolution of roadway surrounding rock

圖9 巷道圍巖應(yīng)力時序變化特征Fig.9 Variation of surrounding rock stress by stage

2）巷道開挖后圍巖應(yīng)力分布特征，巷道開挖后，巷道表面煤巖體由3向受力轉(zhuǎn)向兩向受力，在不平衡力的作用下，使表面煤巖體受拉產(chǎn)生破壞并逐漸向圍巖深部轉(zhuǎn)移直至再次平衡。43號煤北巷開挖后，其圍巖應(yīng)力分布如圖10所示。巷道開挖后，在巷道兩幫、頂板和底板處產(chǎn)生不同深度的應(yīng)力降低區(qū)甚至拉應(yīng)力區(qū)，使其中積聚的彈性能得到有效釋放，其中北幫應(yīng)力降低區(qū)范圍大于南幫，底板應(yīng)力降低區(qū)偏北幫側(cè)，頂板應(yīng)力降低區(qū)偏南幫側(cè)；在巷道頂板和南側(cè)底角處出現(xiàn)了明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，使得巷道頂板和南幫底角積聚大量彈性能，這為巷道動力顯現(xiàn)提供了應(yīng)力條件。

3.3 巷道圍巖能量特征

巷道開挖后，其圍巖能量分布如圖11所示?？梢钥闯觯锏罃嗝嬷心鄮r的存在使能量分布呈現(xiàn)區(qū)域特征，由于煤體強度弱于泥巖，巷道開挖后，北幫和北側(cè)底板產(chǎn)生較大的變形破壞，使其中積聚的大量彈性能得到有效釋放，從而使得巷道北幫和北側(cè)底板處能量處于較低水平，為2×104J；而巷道頂板、南幫和南側(cè)底板為巖體，強度相對較高，其變形破壞程度較低，彈性能不易釋放，使得巷道頂板、南幫和南側(cè)底板能量處于較高水平，南幫為1×105J，由于巷道頂板側(cè)有高應(yīng)力集中，使得其能量積聚程度更大，達到2.2×105J，在附近采掘工程誘導下，高能量聚集區(qū)域易發(fā)生動力顯現(xiàn)，這為巷道動力顯現(xiàn)提供了能量條件。

3.4 巷道圍巖破壞特征

圖12表示巷道開挖后圍巖塑性區(qū)分布情況，由于上分層開采和巷道斷面內(nèi)煤巖交界軟弱層的存在，其塑性區(qū)分布明顯異于常規(guī)巷道，在巷道頂?shù)装宸较蛩苄詤^(qū)均不同程度沿煤巖交界弱層傾向發(fā)育，致使巷道兩肩角和兩底角處塑性區(qū)范圍較大，這也驗證了弱層對巷道穩(wěn)定性的弱化作用。

圖10 巷道開挖后圍巖應(yīng)力分布特征Fig.10 Surrounding rock stress distribution after excavation of roadway

圖12 巷道圍巖塑性區(qū)分布特征Fig.12 Plastic zone distribution of surrounding rock

由圖12可知，巷道圍巖破壞主要發(fā)生在頂?shù)装逦恢?，這與文獻[11]研究結(jié)果一致。巷道北幫塑性區(qū)發(fā)育深度為1.5～2.2 m，南幫為0.5～1.8 m，頂板大于2.4 m，烏東煤礦北采區(qū)回采巷道現(xiàn)使用φ20 mm×2 500 mm右旋螺紋鋼錨桿，錨固長度600 mm，對比圖3巷道現(xiàn)有支護方案可知，巷道頂板錨桿全部位于塑性區(qū)內(nèi)，北幫底部部分錨桿位于塑性區(qū)內(nèi)，頂板南側(cè)錨索處于塑性區(qū)內(nèi)，處于塑性區(qū)內(nèi)的錨桿（索）對巷道淺部破壞煤巖不能起到有效支撐，為保證支護效果，巷道錨桿（索）支護方案亟需優(yōu)化。分析底板塑性區(qū)可知，其破壞深度達到4.5 m，其中巷道底板北側(cè)底鼓嚴重，需采取行之有效的底鼓防治措施。

4 巷道支護技術(shù)優(yōu)化

4.1 現(xiàn)有支護方案優(yōu)化

1）增加錨桿長度[12]，采用端錨時，錨桿長度L為

L=L1+Lp+L2

（1）

式中：L1為錨桿錨固長度，m；Lp為塑性區(qū)寬度，m；L2為錨桿外露長度，m。

現(xiàn)場采用2根CK23 35錨固劑進行端錨，錨固長度實測為0.6 m，錨桿外露長度取0.15 m，結(jié)合3.4節(jié)中不同位置塑性區(qū)寬度，由式（1）可計算得北幫錨桿長度應(yīng)為2.95 m，取3.0 m，南幫應(yīng)為2.55 m，取2.6 m，頂板應(yīng)為3.15 m，取3.2 m?？芍?，在端錨時，現(xiàn)有錨桿長度不能充分發(fā)揮錨桿支護作用，應(yīng)按以上計算結(jié)果增加錨桿長度。

2）提高預應(yīng)力，采用端錨時，僅簡單增加錨桿長度是不合理的，錨桿長，預應(yīng)力低，不能形成有效預應(yīng)力結(jié)構(gòu)，不能充分發(fā)揮錨桿的支護作用。錨桿越長，預應(yīng)力應(yīng)越大，足夠的預應(yīng)力可以及時均勻地提供表面支護抗力，有效限制圍巖有害變形的發(fā)展，維護圍巖的整體穩(wěn)定。

我國多數(shù)礦區(qū)試驗數(shù)據(jù)表明，錨桿預應(yīng)力一般以錨桿桿體屈服強度的30%～50%為宜[13-14]。實驗室對烏東礦螺紋鋼錨桿進行了拉拔試驗（典型曲線如圖13所示），知其桿體屈服強度平均為135 kN，則錨桿預應(yīng)力應(yīng)為40.5～67.5 kN。現(xiàn)場實測錨桿安裝時預緊力矩為150～200 N·m，預緊力僅為20～25 kN，預應(yīng)力嚴重不足，為充分發(fā)揮預應(yīng)力錨桿支護效果，應(yīng)更新錨桿施工機具，提高錨桿預應(yīng)力。

圖13 螺紋鋼錨桿桿體拉拔力曲線Fig.13 Drawing force curve of threaded steel bolt rod

3）采用全長錨固，文獻[15]針對端部錨固和全長錨固2種不同的錨桿錨固形式，利用莫爾圓和抗剪強度包絡(luò)線從巖體的剪切參數(shù)及巖體所受支護反力方面對錨固的擠壓加固效果進行了比較分析。結(jié)果表明，相對于端部錨固，全長錨固不僅對圍巖提供了支護反力，還提高了錨固巖體的關(guān)鍵力學參數(shù)（黏結(jié)強度、內(nèi)摩擦角），使其整體性加強，提高錨桿支護系統(tǒng)的剛度，能有效地約束巷道圍巖的變形和位移，現(xiàn)場應(yīng)用表明全長錨固錨桿對軟巖和破碎巷道支護效果良好。文獻[16]研究了預應(yīng)力全長錨固錨桿的抗剪作用，指出全長錨固和預應(yīng)力的施加提高了錨桿支護系統(tǒng)的剛度，使得煤巖體中節(jié)理的抗剪剛度增加，從而使節(jié)理的抗剪強度提高。

根據(jù)圖11可知，巷道開挖后，頂板剪應(yīng)力集中，且現(xiàn)場頂板較為破碎，因此，頂板可使用預應(yīng)力全長錨固錨桿，以此提高頂板錨桿支護系統(tǒng)的整體強度和剛度。

4）調(diào)整錨索角度，巷道錨索主要作用是將巷道淺部破碎煤巖和錨桿組成的支護結(jié)構(gòu)固定于深部穩(wěn)定煤巖體，其錨固段應(yīng)位于深部穩(wěn)定巖體中。對比圖2和圖12可知，當前頂板兩根錨索中南側(cè)錨索全長包括錨固段全部位于塑性區(qū)中，北側(cè)錨索錨固段部分位于塑性區(qū)中，錨索支護作用未得到充分發(fā)揮。結(jié)合圖12中巷道圍巖塑性區(qū)分布特征，對頂板錨索角度進行調(diào)整，使錨索錨固段處于塑性區(qū)以外的穩(wěn)定煤巖體中，如圖14所示。錨索安裝后，應(yīng)施加足夠的預緊力，使錨索和錨桿形成的錨固結(jié)構(gòu)相互連接，形成相互疊加的壓應(yīng)力區(qū)，實踐表明，錨索預緊力以120～150 kN為宜[17]。

圖14 錨索角度調(diào)整Fig.14 Adjustment of anchor angle

4.2 改進巷道護表材料

1）托板。托板是錨桿支護系統(tǒng)中的重要構(gòu)件，其在預應(yīng)力的施加和擴散、載荷的傳遞等方面起到舉足輕重的作用，托板的變形失效往往是造成錨桿支護失效的主要因素。文獻[17]對托板與煤壁不同接觸狀態(tài)下托盤受力進行了分析，得到托板在面接觸狀態(tài)下受力狀態(tài)最好，承載能力最大，四點支撐次之，其屈服載荷可達到面接觸的85%，三點支撐受力狀態(tài)最差，其屈服載荷僅達到面接觸的23%。

井下考察發(fā)現(xiàn)，由于巷道表面平整度較差，大量托板處于四點支撐甚至三點支撐狀態(tài)，局部嚴重變形失效，導致整根錨桿錨固失效。為改善托板受力條件，可在托板與煤壁中間安裝木質(zhì)墊片，使托板處于面接觸后狀態(tài)，增大托板與煤壁的接觸面積，有利錨桿預應(yīng)力的擴散，改善圍巖應(yīng)力狀態(tài)。

2）鋼帶。文獻[18]對錨桿支護構(gòu)件中鋼帶、鋼筋托梁的力學性能和支護效果進行了研究，認為W鋼帶護表面積大，有利于錨桿支護力的擴散；抗拉強度較高，組合作用強；抗彎剛度大，控制錨桿間圍巖變形能力強，在千米深井巷道、松軟破碎圍巖巷道及大斷面巷道等復雜難支護巷道表現(xiàn)良好。而鋼筋托梁力學性能差，焊接處易開裂；鋼筋與圍巖表面為線接觸，護表面積小，可施加的預緊力小（一般不超過300 N·m），對錨桿支護力和預應(yīng)力擴散效果差；強度低、剛度小，控制圍巖變形能力有限，尤其在松軟破碎圍巖巷道。因此，在條件允許的情況下，可用W鋼帶代替鋼筋托梁。

3）金屬網(wǎng)。金屬網(wǎng)的主要作用是維護錨桿之間的煤巖體，防止巷道表面破碎煤巖塊垮落，將錨桿間的巖層載荷傳遞給錨桿，使單根錨桿的點支護轉(zhuǎn)變?yōu)殄^桿支護系統(tǒng)的面支護，其中金屬網(wǎng)的聯(lián)網(wǎng)強度是決定其護表能力的重要因素。文獻[19]對我國目前常用的菱形金屬網(wǎng)、經(jīng)緯網(wǎng)和焊接鋼筋網(wǎng)的力學性能和支護效果進行了研究，試驗表明煤礦巷道支護常用的鋼筋網(wǎng)護表能力分別為菱形網(wǎng)、經(jīng)緯網(wǎng)的4.2倍和5倍，但造價相對高，在條件允許時可選用。另外在鋪網(wǎng)過程中，對金屬網(wǎng)及時施加一定的張拉力，可使金屬網(wǎng)及時支護圍巖，減小圍巖變形。

4.3 巷道底鼓防治

巷道底鼓防治的重點是加固底板破碎煤巖，提高其峰后強度和殘余強度，限制底板破碎煤巖的水平位移，從而控制水平應(yīng)力對底鼓的影響，尤其是像烏東煤礦回采巷道這樣典型水平應(yīng)力作用為主的巷道。文獻[20]對全長錨固錨桿的橫向作用進行了研究，通過理論和現(xiàn)場實踐證實了全場錨固錨桿橫向阻抗作用防治底鼓的切實可行性。文獻[11]對巷道底鼓機理及其控制技術(shù)進行了研究，指出高水平應(yīng)力作用是巷道底鼓的主要因素；分析了全長錨固錨桿受力特點，指出全長錨固錨桿軸向力中部大、兩端小，且全長錨固提高了錨桿支護系統(tǒng)的整體剛度，能夠有效限制底板破碎煤巖的水平位移，并以水力膨脹錨桿為例在井下進行現(xiàn)場試驗，證實其對巷道破碎底板有較好的控制效果。因此，可在43號煤層北巷嚴重底鼓段采用全長錨固錨桿對巷道底板和底角進行加固，其具體底鼓控制方案有待進一步研究。

5 結(jié) 論

1）通過地質(zhì)動力區(qū)劃方法并結(jié)合地面考察，確定了烏東井田內(nèi)主要活動斷裂及其對烏東井田地應(yīng)力環(huán)境的影響；對烏東井田內(nèi)地震活動時序特征和震源深度的統(tǒng)計分析表明，烏東井田尤其是其淺部地質(zhì)動力活躍度逐年增強，使淺部煤巖體能量不斷積聚；井下地應(yīng)力實測表明，巷道走向與最大主應(yīng)力方向垂直，不利于巷道的穩(wěn)定。

2）數(shù)值分析表明，同煤層上分層開采使巷道圍巖應(yīng)力升高，同水平鄰近煤層開采使巷道圍巖應(yīng)力降低；受高水平應(yīng)力和煤巖交界弱面的影響，巷道頂?shù)装迤茐姆秶^大，且頂板錨桿和部分錨索處于塑性區(qū)內(nèi)，其錨固作用不能充分發(fā)揮，巷道頂板積聚大量彈性能，易引發(fā)頂板動力災(zāi)害。

3）針對巷道當前支護現(xiàn)狀和不足，提出了增加錨桿長度、提高錨桿預應(yīng)力、采用全長錨固、調(diào)整錨索角度、改進護表材料以及采用全長錨固錨桿對巷道底板和底角進行加固等優(yōu)化措施，以期巷道圍巖控制達到更好的效果。