巷道掘進(jìn)橫穿小斷層構(gòu)造帶頂板支護(hù)優(yōu)化研究

張虎

（陜西陜煤曹家灘礦業(yè)有限公司，陜西 榆林 719000）

0 引言

厚煤層賦存地質(zhì)條件開(kāi)采期間，由于工作面內(nèi)巷道掘進(jìn)高度有限，往往在巷道頂板中存在一定厚度的煤體。巷道頂板內(nèi)的煤體因自身強(qiáng)度較低，且受到掘巷擾動(dòng)影響，致使頂板內(nèi)煤體愈加破碎，導(dǎo)致巷道頂板維護(hù)困難[1-3]。尤其當(dāng)巷道跨度距離較大時(shí)，頂板內(nèi)煤巖體塑性區(qū)和破碎區(qū)的范圍較深，導(dǎo)致頂板錨固構(gòu)件難以起到有效的錨固效果，容易因?yàn)殄^固構(gòu)件難以發(fā)揮功效而發(fā)生頂板冒頂來(lái)壓事故?？紤]到煤層內(nèi)存在較多的原生小斷層地質(zhì)構(gòu)造，這些小斷層構(gòu)造的存在將會(huì)進(jìn)一步將煤體切割的更加破碎，并存在較大的弱結(jié)構(gòu)面，致使巷道掘進(jìn)橫穿小斷層構(gòu)造期間頂板內(nèi)煤巖體更加破碎和不穩(wěn)定，常規(guī)的錨桿索支護(hù)對(duì)此種特殊情況下的頂板控制較為困難，甚至?xí)?dǎo)致支護(hù)系統(tǒng)大范圍失效，誘發(fā)頂板嚴(yán)重冒頂來(lái)壓顯現(xiàn)。

1 概況

1.1 盤(pán)區(qū)概況

曹家灘煤礦地處陜北大型煤炭基地榆神礦區(qū)一期規(guī)劃區(qū)，產(chǎn)能1 500 萬(wàn)t，在井田內(nèi)東翼側(cè)的203盤(pán)區(qū)內(nèi)20322 膠帶平巷掘巷期間將會(huì)橫穿一小斷層地質(zhì)構(gòu)造帶，此F322-2 斷層構(gòu)造的垂直斷距為0.9 m，傾向角為70°，在20322 回風(fēng)平巷掘巷期間同樣會(huì)橫穿一小斷層地質(zhì)構(gòu)造帶，此F322-1 斷層構(gòu)造的垂直斷距為1.7 m，傾向角為60°。

考慮到20322 工作面內(nèi)主采2 號(hào)煤層厚度在7.0 ～7.6 m，其膠帶平巷的橫斷面尺寸為寬5.6 m和高4.3 m，可知膠帶平巷頂板上方存厚度2.0 ～2.6 m 的頂板煤層。20322 工作面為203 盤(pán)區(qū)內(nèi)的首采工作面，其平面布置情況如圖1 所示。

圖1 20322 工作面平面布置示意Fig.1 Plan layout of No.20322 Face

1.2 頂板冒頂來(lái)壓事故

20322 工作面兩側(cè)的服務(wù)平巷掘巷期間，存在較多隱伏小斷層地質(zhì)構(gòu)造，例如20322 工作面上側(cè)的膠帶平巷掘進(jìn)過(guò)J8 測(cè)站后，受到F322-2 斷層構(gòu)造帶的影響，J7～J8 測(cè)站間的頂板煤層會(huì)變得較為破碎，這直接導(dǎo)致此區(qū)間內(nèi)巷道頂板支護(hù)較困難。當(dāng)膠帶平巷掘過(guò)J8 測(cè)站一定距離后，頂板煤層受力狀態(tài)逐步趨于穩(wěn)定，此時(shí)采用常規(guī)的錨網(wǎng)索支護(hù)并不能很好的控制頂板煤體的穩(wěn)定性，出現(xiàn)了圖2（a） 的頂板煤體離層、破碎情況；當(dāng)頂板煤體進(jìn)一步發(fā)生離層和破斷后，會(huì)導(dǎo)致頂板支護(hù)體結(jié)構(gòu)的整體失效，進(jìn)而誘發(fā)頂板冒頂來(lái)壓事故，如圖2（b） 所示；頂板煤層垮冒期間會(huì)導(dǎo)致原本錨固至頂煤上方巖體內(nèi)的直徑為15.6 mm 的錨索被拉斷，如圖2（c） 所示。

圖2 頂板冒頂來(lái)壓現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研實(shí)例Fig.2 Field investigation example of roof caving pressure

1.3 頂板冒頂特征分析

當(dāng)20322 膠帶平巷內(nèi)J7～J8 測(cè)站發(fā)生頂板煤層冒頂來(lái)壓事故后，采用手持式激光測(cè)距儀對(duì)冒頂影響區(qū)域進(jìn)行冒高測(cè)定，共布置14 個(gè)測(cè)點(diǎn)，具體測(cè)點(diǎn)布置情況如圖3 所示。

圖3 冒頂影響區(qū)內(nèi)冒高測(cè)定布置方案Fig.3 The layout scheme of caving height determination in roof fall influence area

對(duì)測(cè)定得到的數(shù)據(jù)進(jìn)行匯總統(tǒng)計(jì)，可以得到如圖4 所示的，冒頂影響區(qū)內(nèi)巷道頂?shù)装宓臉?biāo)高變化曲線(xiàn)。

圖4 冒頂影響區(qū)內(nèi)頂?shù)装鍢?biāo)高變化曲線(xiàn)Fig.4 The variation curve of roof and floor elevation in roof fall influence area

基于圖4 可知，此次受到F322-2 斷層構(gòu)造帶的影響，20322 膠帶平巷內(nèi)J7～J8 測(cè)站發(fā)生頂板煤層冒頂來(lái)壓的區(qū)域長(zhǎng)達(dá)53.65 m?？紤]到巷道底板基本維持在474.0 m 水平標(biāo)高，頂板在未發(fā)生變形破壞之前基本維持在478.3 m，結(jié)合頂板最大冒頂位置處水平標(biāo)高為484.3 m，可計(jì)算得知頂板最大垮冒高度達(dá)6.0 m，遠(yuǎn)大于巷道頂板煤層的厚度值，可見(jiàn)頂板煤層在發(fā)生離層垮冒的同時(shí)會(huì)影響到其上方的巖層結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，進(jìn)而導(dǎo)致煤巖層共同垮冒，嚴(yán)重影響到巷道的正常安全作業(yè)。

結(jié)合20322 膠帶平巷內(nèi)J7～J8 測(cè)站發(fā)生頂板煤層冒頂來(lái)壓之前的礦壓觀(guān)測(cè)數(shù)據(jù)，掘進(jìn)隊(duì)內(nèi)相關(guān)技術(shù)人員在5 月21 日對(duì)臨近F322-2 斷層構(gòu)造帶影響范圍內(nèi)頂?shù)装甯叨冗M(jìn)行了測(cè)定，同時(shí)在后續(xù)6 月8 日發(fā)生了頂板煤層冒頂來(lái)壓事故，這之前最后一次測(cè)得的礦壓觀(guān)測(cè)數(shù)據(jù)是在6 月6 日，進(jìn)而對(duì)比得到從5 月21 日至6 月6 日礦壓觀(guān)測(cè)數(shù)據(jù)變化情況，如圖5 所示。

圖5 冒頂來(lái)壓前巷道頂?shù)装甯叨茸兓€(xiàn)Fig.5 The height change curve of roadway roof and floor before roof caving

基于圖5 可知，20322 膠帶平巷頂板發(fā)生冒頂事故前的半個(gè)月內(nèi)，冒頂事故區(qū)域外的頂?shù)装甯叨冉捣^小，而在冒頂事故區(qū)域內(nèi)頂?shù)装甯叨冉捣^大。5 月21 日時(shí)冒頂事故區(qū)域內(nèi)頂?shù)装甯叨茸钚≈狄呀?jīng)處于3.27 m，而在6 月6 日時(shí)頂?shù)装甯叨茸钚≈颠M(jìn)一步減小至3.03 m，縮減量高達(dá)0.24 m，較巷道原本高度值降幅高達(dá)29.5%，此時(shí)頂板處于極度離層破碎的不穩(wěn)定狀態(tài)，進(jìn)而誘發(fā)了后續(xù)的冒頂來(lái)壓事故。可見(jiàn)，冒頂來(lái)壓事故發(fā)生前，頂板運(yùn)移規(guī)律已經(jīng)預(yù)示了后續(xù)可能會(huì)發(fā)生冒頂來(lái)壓事故，此時(shí)要預(yù)先做好相關(guān)安全防范，防止冒頂來(lái)壓事故發(fā)生時(shí)對(duì)工作面的安全生產(chǎn)造成過(guò)大的影響。

2 不同頂板條件數(shù)值模擬分析

考慮到煤巖體中存在諸多裂隙、節(jié)理等微小構(gòu)造，且其分布具有不均勻和無(wú)規(guī)律性，這些微小構(gòu)造的存在導(dǎo)致了煤巖體不能被視為連續(xù)介質(zhì)來(lái)進(jìn)行分析[4-5]，因此采用巖石破裂過(guò)程分析系統(tǒng)（RFPA軟件） 對(duì)20322 膠帶平巷不同頂板條件下的破壞特征進(jìn)行數(shù)值模擬分析，將20322 膠帶平巷視為二維平面應(yīng)變模型，在此所建立的模型尺寸為寬20 m和高10 m，模型內(nèi)巷道尺寸為寬5.6 m 和高4.3 m。結(jié)合井上下對(duì)照?qǐng)D可知20322 膠帶平巷平均埋深約320 m，因此在模型上表面施加等效均布載荷約為7.88 MPa，模型的側(cè)邊界采用水平位移約束，底邊界采用固定位移約束?？紤]到煤巖體的強(qiáng)度能夠體現(xiàn)出其在地應(yīng)力作用下抵抗永久變形和破裂的能力，煤巖體的剛度能夠體現(xiàn)出其在地應(yīng)力作用下抵抗彈性變形的能力，進(jìn)而數(shù)值模擬得到20322 膠帶平巷頂板內(nèi)煤巖層在不同強(qiáng)度和剛度條件下其破壞特征，如圖6 所示。

圖6 不同頂板條件數(shù)值模擬結(jié)果Fig.6 Numerical simulation results of different roof conditions

由圖6 可知，當(dāng)頂板煤巖體強(qiáng)度取值為5 MPa時(shí)，剛度從50 MPa 增至200 MPa 后，頂板煤巖體破壞特征由最初的發(fā)生明顯離層而整體冒落，過(guò)渡至發(fā)生較大離層而整體冒落，如圖6（a） 和6（b） 所示；當(dāng)頂板煤巖體強(qiáng)度取值為15 MPa 時(shí)，剛度從50 MPa 增至200 MPa 后，頂板煤巖體破壞特征由最初的發(fā)生較小離層而大部分冒落過(guò)渡至發(fā)生離層而小部分冒落，如圖6（c） 和6（d） 所示；當(dāng)頂板煤巖體強(qiáng)度取值為30 MPa 時(shí)，剛度從50 MPa 增至200 MPa 后，頂板煤巖體破壞特征由最初的發(fā)生較小離層而部分發(fā)生冒頂，過(guò)渡至基本未產(chǎn)生離層而淺部表層發(fā)生冒落，如圖6（e） 和6（f） 所示。綜上模擬分析可知，在提高頂板內(nèi)煤巖體強(qiáng)度特性的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步提高頂板內(nèi)煤巖體剛度特性，能夠使頂板保持較好的完整性，不易因發(fā)生離層現(xiàn)象而引起冒頂事故。因此，后續(xù)可通過(guò)優(yōu)化頂板煤巖體支護(hù)系統(tǒng)的參數(shù)，來(lái)提升頂板煤巖體整體的強(qiáng)度和剛度系數(shù)，進(jìn)而保障巷道掘進(jìn)過(guò)小斷層構(gòu)造帶期間不會(huì)發(fā)生冒頂事故。

3 頂板支護(hù)系統(tǒng)優(yōu)化提升分析

3.1 頂板跨度段受力分析

關(guān)于20322 膠帶平巷頂板跨度段內(nèi)煤巖體在采取3 根錨索和鋼筋組合圈梁支護(hù)系統(tǒng)作用下的受力情況如圖7 所示。

圖7 頂板跨度段受力結(jié)構(gòu)示意Fig.7 Stress structure diagram of roof span section

基于圖7 所示頂板跨度段受力情況，基于材料力學(xué)理論可以在垂直于x 軸的豎直方向上建立力學(xué)平衡方程，以及針對(duì)左幫支撐點(diǎn)位置處的力矩減小量平衡方程，如公式（1） 所示。

式中：△R1、△R2分別表示當(dāng)對(duì)巷道頂板跨度段采取3 根錨索和鋼筋組合圈梁支護(hù)系統(tǒng)后，左幫和右?guī)偷闹С凶饔昧p小值，kN；F表示每根錨索被安裝錨固穩(wěn)定后的預(yù)應(yīng)力值，kN；b表示巷道頂板跨度段的寬度值，m；s表示兩側(cè)錨索與相應(yīng)巷幫的距離值，m。

基于公式（1） 可計(jì)算得到巷道頂板跨度段不同區(qū)間的力矩減小量表達(dá)式，如公式（2） 所示。

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)工程地質(zhì)情況，得知20322 膠帶平巷頂板跨度段內(nèi)錨索的預(yù)應(yīng)力大小為250 kN，巷道頂板跨度段的寬度大小為5.6 m，兩側(cè)錨索與相應(yīng)巷幫的距離大小為1.2 m。將上述具體參數(shù)值帶入公式（2） 中，計(jì)算得到頂板跨度段內(nèi)的彎矩減小量分布曲線(xiàn)，如圖8 所示。

圖8 頂板跨度段內(nèi)彎矩分布曲線(xiàn)Fig.8 Bending moment distribution curve in roof span section

由圖8 可知，20322 膠帶平巷頂板跨度段內(nèi)所受到的彎矩減小量呈現(xiàn)出類(lèi)似于拋物線(xiàn)的對(duì)稱(chēng)性分布規(guī)律，即在頂板跨度段中心線(xiàn)位置處彎矩減小量最大，高達(dá)650 kN·m，而在兩側(cè)錨索位置處彎矩減小量也達(dá)到了450 kN·m?？梢?jiàn)當(dāng)對(duì)頂板跨度段內(nèi)煤巖體采取3 根錨索和鋼筋組合圈梁支護(hù)系統(tǒng)后，頂板跨度段內(nèi)彎矩在中心線(xiàn)及其附近區(qū)域（1.2 m≤x≤4.4 m） 減小量十分明顯，這意味著在頂板內(nèi)煤巖體剛度和強(qiáng)度不足的情況下，通過(guò)采取3 根錨索和鋼筋組合圈梁支護(hù)系統(tǒng)能夠有效防止頂板煤巖體因撓曲變形而發(fā)生嚴(yán)重離層顯現(xiàn)的目的，進(jìn)而有效控制頂板冒頂來(lái)壓事故的發(fā)生。

3.2 頂板錨索桁架系統(tǒng)受力分析

基于頂板跨度段受力分析的基礎(chǔ)上，對(duì)于頂板內(nèi)兩側(cè)錨索角度進(jìn)行調(diào)整，并通過(guò)桁架連接器構(gòu)成錨索桁架系統(tǒng)來(lái)對(duì)頂板內(nèi)煤巖體進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)。錨索桁架系統(tǒng)能夠?qū)敯鍍?nèi)煤巖體形成縱向和橫向方向的相互壓縮效應(yīng)，使得煤巖體更加緊密的結(jié)合在一起，進(jìn)而整體提升頂板內(nèi)煤巖體的強(qiáng)度和剛度情況[6]。關(guān)于錨索桁架系統(tǒng)對(duì)頂板內(nèi)煤巖體所起到的作用如圖9 所示。

圖9 錨索桁架系統(tǒng)對(duì)于頂板內(nèi)煤巖體的作用示意Fig.9 The effect of anchor cable truss system on coal and rock mass in roof

在此假設(shè)錨索桁架系統(tǒng)中錨索鉆入煤巖體內(nèi)的長(zhǎng)度段所承載的應(yīng)力呈線(xiàn)性分布規(guī)律，并分別定義在錨索頂端和底端位置處的受力情況如公式（3）所示。

式中：l表示錨索鉆入煤巖體內(nèi)的長(zhǎng)度，m；α 表示錨索桁架系統(tǒng)中鉆入煤巖體內(nèi)錨索與水平方向的夾角，（°）；k1、k2分別表示鉆入煤巖體內(nèi)的錨索頂端和底端位置處的應(yīng)力集中系數(shù)值；γ 表示巷道上方覆巖的平均容重大小，kN/m3；h表示巷道的平均埋深大小，m。

而關(guān)于錨索桁架系統(tǒng)中平行于巷道頂板段錨索的受力情況如公式（4） 所示。

基于上述分析可以進(jìn)一步簡(jiǎn)化得到錨索桁架系統(tǒng)的受力特征，在此考慮到錨索桁架系統(tǒng)的對(duì)稱(chēng)性，因此取其一半進(jìn)行受力分析，如圖10 所示。

圖10 錨索桁架系統(tǒng)受力情況Fig.10 Force situation of anchor cable truss system

基于公式（3） 和公式（4） 關(guān)于錨索桁架系統(tǒng)中錨索的受力情況，可以建立其在水平和豎直方向的受力平衡方程，進(jìn)而推導(dǎo)出錨索桁架系統(tǒng)中錨索的軸向拉應(yīng)力F和桁架結(jié)構(gòu)預(yù)緊力F' 的大小，分別如公式（5） 和（6） 所示。

式中：λ 表示頂板內(nèi)煤巖體所受到的側(cè)壓系數(shù)值；f1表示錨索鉆入煤巖體內(nèi)部分與煤巖體之間的摩擦系數(shù)值；f2表示平行于巷道頂板段錨索與煤巖體之間的摩擦系數(shù)值。

基于上述公式（5） 和公式（6） 并代入相關(guān)參數(shù)值，可計(jì)算確定錨索桁架系統(tǒng)自身的抗拉強(qiáng)度和錨固粘結(jié)強(qiáng)度大小，為后續(xù)現(xiàn)場(chǎng)施工提供了理論依據(jù)。

4 頂板跨度段支護(hù)優(yōu)化及礦壓觀(guān)測(cè)

4.1 頂板跨度段支護(hù)優(yōu)化參數(shù)

基于20322 膠帶平巷現(xiàn)場(chǎng)工程地質(zhì)背景，對(duì)頂板內(nèi)錨索的直徑和長(zhǎng)度進(jìn)行優(yōu)化變更，采用直徑和長(zhǎng)度更大的錨索代替原有錨索，并依據(jù)上述理論計(jì)算得到的支護(hù)參數(shù)值作為依據(jù)，最終確定頂板跨度段支護(hù)方案為：錨索桁架系統(tǒng)中錨索選用型號(hào)為φ17.8 mm×8 500 mm 的單體錨索，其錨固段相應(yīng)的配套樹(shù)脂錨固劑型號(hào)為CK2335（1 卷） 和Z2360（2 卷），間排距為1 600 mm×1 800 mm，其鉆入煤巖體內(nèi)錨索段與水平方向的夾角為75°；中心線(xiàn)位置處的錨索選用型號(hào)為φ21.6 mm×7 800 mm 的單體錨索，同樣配套樹(shù)脂錨固劑型號(hào)為CK2335（1 卷） 和Z2360（2 卷）。

最終確定兩側(cè)平巷優(yōu)化后的后續(xù)支護(hù)方案如圖11 所示。

圖11 兩側(cè)平巷優(yōu)化后的后續(xù)支護(hù)方案Fig.11 The subsequent support scheme after optimization of both roadway sides

4.2 現(xiàn)場(chǎng)礦壓觀(guān)測(cè)

隨著20322 回風(fēng)平巷的掘進(jìn)，將會(huì)橫穿一小斷層地質(zhì)構(gòu)造帶，此F322-1 斷層構(gòu)造的垂直斷距為1.7 m，傾向角為60°，較F322-2 斷層構(gòu)造的垂直間距更大。

由于后續(xù)兩側(cè)平巷掘巷期間對(duì)頂板跨度段采取了優(yōu)化后的支護(hù)方案，當(dāng)掘進(jìn)工作面橫穿過(guò)F322-1 斷層構(gòu)造帶一定距離后，在F322-2 斷層構(gòu)造帶影響范圍內(nèi)每間隔5 m 布置1 個(gè)測(cè)站，一共布置6 個(gè)測(cè)站，分別來(lái)對(duì)頂?shù)装遄冃瘟窟M(jìn)行礦壓觀(guān)測(cè)，結(jié)果如圖12 所示。

圖12 頂?shù)装逡平勘O(jiān)測(cè)曲線(xiàn)Fig.12 Monitoring curve of roof and floor convergence

當(dāng)對(duì)巷道采取優(yōu)化支護(hù)方案后，不同測(cè)站所監(jiān)測(cè)到的頂?shù)装逡平繑?shù)據(jù)均呈緩慢遞增的趨勢(shì)，最終在監(jiān)測(cè)時(shí)間為60 d 時(shí)，得到頂?shù)装遄畲笠平繛?58 mm，最小移近量為70 mm，平均移近量為133 mm，相較巷道高度4.3 m 基本可以忽略不計(jì)?？梢?jiàn)，當(dāng)對(duì)巷道采取優(yōu)化支護(hù)方案后，能夠有效控制頂板內(nèi)煤巖體的變形和離層，使得巷道掘進(jìn)期間過(guò)小斷層構(gòu)造帶將會(huì)更加安全可靠，同時(shí)為后續(xù)20322 工作面安全高效回采奠定基礎(chǔ)。

5 結(jié)論

（1） 掘巷期間小斷層構(gòu)造帶將會(huì)引起頂板跨度段內(nèi)煤巖體破碎，常規(guī)支護(hù)方式下頂板極易發(fā)生冒頂來(lái)壓事故。數(shù)值模擬結(jié)果表明適當(dāng)提升頂板內(nèi)煤巖體的強(qiáng)度值和剛度值能夠有效地提升頂板內(nèi)煤巖體的完整性，使其不易因發(fā)生離層現(xiàn)象而引起冒頂事故。

（2） 針對(duì)頂板跨度段采用3 根錨索和鋼筋組合圈梁支護(hù)系統(tǒng)后，理論計(jì)算得知頂板跨度段內(nèi)彎矩在中心線(xiàn)及其附近區(qū)域（1.2 m≤x≤4.4 m） 減小量十分明顯，表明該支護(hù)系統(tǒng)能夠有效抑制頂板內(nèi)煤巖體因撓曲變形而發(fā)生嚴(yán)重離層顯現(xiàn)的情況。

（3） 在3 根錨索和鋼筋組合圈梁支護(hù)系統(tǒng)的基礎(chǔ)上，對(duì)于頂板內(nèi)兩側(cè)錨索角度進(jìn)行調(diào)整，并通過(guò)桁架連接器構(gòu)成錨索桁架系統(tǒng)，能夠更直觀(guān)的使頂板內(nèi)煤巖體緊密結(jié)合在一起，進(jìn)而整體提升頂板內(nèi)煤巖體的強(qiáng)度值和剛度值，實(shí)現(xiàn)有效控制頂板冒頂來(lái)壓事故的發(fā)生。

（4） 理論計(jì)算推導(dǎo)出錨索桁架系統(tǒng)中錨索的受力情況，并最終確定頂板跨度段內(nèi)支護(hù)方案?，F(xiàn)場(chǎng)礦壓觀(guān)測(cè)結(jié)果表明當(dāng)對(duì)巷道采取優(yōu)化支護(hù)方案后，能夠有效控制頂板內(nèi)煤巖體的變形和離層，使巷道掘進(jìn)期間過(guò)小斷層構(gòu)造帶更加安全可靠，為后續(xù)工作面安全高效回采奠定基礎(chǔ)。