淺埋綜采工作面運輸巷主動式超前支護研究

羅 文, 黃慶享, 范東林, 陳蘇社, 杜君武, 王生彪, 王慶雄, 王 巍, 郭 強

(1.國能神東煤炭集團有限責任公司, 陜西 神木 719315; 2.西安科技大學 能源學院, 陜西 西安 710054)

長壁綜采工作面開采后, 在采場四周形成支承壓力, 工作面前方超前支承壓力隨工作面的推進而向前移動。鑒于回采巷道安全穩(wěn)定性受采動超前支承壓力影響較大, 《煤礦安全規(guī)程》規(guī)定: 采煤工作面所有安全出口與巷道連接處超前壓力影響范圍內必須加強支護, 加強支護長度不得小于20 m, 但未對超前加強支護方式和參數(shù)作明確規(guī)定。

我國煤礦回采巷道超前加強支護方式由早期的木支護、金屬摩擦支柱支護逐步發(fā)展為目前廣泛使用的單體液壓支柱支護、超前液壓支架支護和單元式支護裝置支護[1–3], 以上超前加強支護方式均為被動支護方式。隨著智能化綜采技術的發(fā)展, 工作面巷道斷面日漸增大, 對減人提效的要求也日益提高, 超前單體被動式加強支護問題日益凸顯[4]: ①巷道斷面大, 支護裝置安裝勞動強度大,支護效率低, 安全性差, 容易引發(fā)傷人事故; ②增加了工作面端頭作業(yè)人數(shù), 支護成本增高, 不利于工作面減人提效; ③工作面超前加強支護工序多,巷道空間利用率低, 影響設備放置和人員通行; ④受巷道使用限制, 單體支護只能位于巷道側邊, 支護效果較差。

近年來, 我國煤礦巷道支護理念與技術不斷創(chuàng)新和發(fā)展, 支護效果得到明顯改善[5–7]。特別是巷道圍巖條件比較穩(wěn)定時, 許多巷道支護過度, 導致頂板在采空區(qū)出現(xiàn)懸頂, 針對此種情況部分礦井采取了提前退錨的方法來減少懸頂, 采取的被動超前支護和退錨措施增加了巷道作業(yè)人數(shù)和安全風險,與礦井智能化和少人化的發(fā)展趨勢相悖[8–9]。尤其是對于僅受一次采動影響的運輸巷, 超前加強支護方式亟待改進, 探索新的綜采工作面主動式超前支護方式, 對實現(xiàn)工作面智能化和少人化具有重要意義。

目前, 關于綜采工作面超前加強支護的問題,國內許多學者開展了相關研究。在綜采工作面超前加強支護裝備方面, 徐亞軍等[10]研制了行走式單元超前液壓支架, 提出了超前液壓支架自適應理論; 閆殿華等[11]研究開發(fā)了邁步分體式超前液壓支架組, 有效控制了平朔礦區(qū)綜采工作面回風巷圍巖變形, 完全取代了傳統(tǒng)單體支柱支護; 王國法等[12]提出了“低初撐力+高工作阻力”的超前支護裝備設計思路, 李明忠等[13]基于以上思路, 研發(fā)了具有避錨護頂、行走調控和斜坡式連接梁功能的超前液壓支架組, 并在金雞灘煤礦大采高工作面大斷面回采巷道成功應用。

在綜采工作面主動式超前支護技術方面, 有關學者提出了采用注漿錨索替代超前單體及超前支架。注漿錨索是主動支護方式, 其結合了注漿和錨索的雙重優(yōu)點, 既能錨固巖體, 漿液又能填充裂隙、固結破碎巖體以增強圍巖強度, 可有效減小巷道的變形, 在加強支護動壓巷道、深部軟巖巷道、大斷面硐室等方面已經取得顯著效果[14–15]。謝龍等[16]采用理論分析和數(shù)值模擬方法, 得到注漿錨索漿液擴散半徑與注漿壓力、注漿時間成正相關關系, 并在寸草塔二礦31204工作面成功應用, 取消了超前單體和超前支架; 馬振乾等[17]采用新型中空注漿錨索解決了動壓大變形巷道錨桿錨固力容易衰減和喪失等問題, 并在蘆嶺煤礦破碎圍巖巷道成功應用; 張文康等[18]提出了針對巖巷采用的高預緊力、高強度、高剛度和高錨固點即“四高”錨桿支護、注漿錨索加固支護結合底板卸壓的聯(lián)合支護技術。

在綜采工作面主動式超前支護與圍巖控制機理及適用性方面, 姚強嶺等[19]建立了回采工作面主動式超前支護圍巖穩(wěn)定性控制力學模型, 確定了錨桿(索)及圍巖支護強度, 實現(xiàn)了回采巷道服務全周期一次性主動支護, 并在新汶礦業(yè)集團、山西焦煤集團等多個礦區(qū)成功應用; 王宜清等[20]根據(jù)巷道圍巖力學模型計算了超前支承壓力, 并提出了分區(qū)域主動式超前支護方案; 姚強嶺等[21]結合巷道地質條件設計錨桿(索)主動式超前支護技術參數(shù), 對試驗巷道的礦壓顯現(xiàn)規(guī)律進行動態(tài)監(jiān)測, 對圍巖松動圈發(fā)育程度進行了量化分析, 驗證了支護思路的技術可行性; 李建忠等[22]通過研究得出, 錨桿預應力僅占錨桿主動式支護應力的一小部分, 但其對錨桿主動支護應力場分布有很大的影響; 段繼全[23]通過對回采巷道主動式超前支護強度校驗及可行性評價, 在長平煤礦采用錨索工字鋼提前補強替代了單體架棚支護, 降低了工人勞動強度。綜上分析, 在圍巖條件較好的情況下, 綜采工作面主動式超前加強支護相對傳統(tǒng)單體支柱被動式支護方式具有明顯優(yōu)勢和可行性, 值得發(fā)展和推廣。

筆者以榆家梁煤礦52305工作面運輸巷為背景,基于礦壓實測和數(shù)值模擬, 對比分析了單體加強支護和錨桿(索)主動加強支護兩種情況下的巷道圍巖安全穩(wěn)定性; 理論分析了支護強度并校驗了現(xiàn)場支護方案的適應性及安全性; 綜合論證了運輸巷取消單體被動支護的可行性, 并進行了工程實踐驗證。

1 巷道圍巖力學性質及其穩(wěn)定性分析

1.1 工作面概況

榆家梁煤礦52305工作面開采5–2煤層, 煤層埋深平均140 m, 傾角1°~3°。工作面地質條件簡單,采用走向長壁綜合機械化采煤方法, 采高3.1 m。工作面寬度為322.0 m, 推進長度為2 076.7 m, 巷道布置情況如圖1所示。

圖1 52305工作面平面布置Fig.1 Layout plan of 52305 working face

運輸巷為矩形, 寬5.5 m、高3.2 m; 直接頂為細粒砂巖或中粒砂巖, 平均厚度13.8 m, 穩(wěn)定性一般; 基本頂為粉砂巖, 硬度中等, 平均厚度24.2 m,屬較穩(wěn)定型(Ⅱ); 直接底為粉砂巖, 平均厚度11.2 m,大部分為穩(wěn)定型, 工作面頂、底板巖性及柱狀如圖2所示。

圖2 52305工作面頂、底板巖性及柱狀圖Fig.2 Lithology and columnar section of the roof and floor plates of 52305 working face

對運輸巷頂板和煤幫取樣, 測得直接頂砂巖抗壓強度為46.43 MPa, 抗拉強度為2.90 MPa, 黏聚力為3.02 MPa, 內摩擦角為45.10°; 煤層抗壓強度為27.86 MPa, 抗拉強度為0.68 MPa, 黏聚力為1.38 MPa, 內摩擦角為38.70°, 煤巖物理力學參數(shù)見表1。

表1 工作面煤層及頂、底板物理力學參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of coal and rock in the 52305 working face

1.2 運輸巷圍巖穩(wěn)定性

基于巷道圍巖松動圈理論[24–25], 在考慮52305工作面運輸巷寬高比(寬高比為1.72)對松動圈影響的基礎上, 建立了大跨度矩形巷道等效圓法圍巖松動圈修正模型, 如圖3所示。

圖3 大跨度矩形巷道圍巖松動圈修正模型Fig.3 Modified model for loose zone of surrounding rock in large-span rectangular tunnels

頂板松動圈范圍hct及兩幫松動范圍hcs分別為

式中,p0為原巖應力, MPa;C為圍巖黏聚力, MPa;φ為圍巖內摩擦角, (°);a為巷道寬度, m;b為巷道高度, m。

將相關參數(shù)代入式(1)和式(2), 計算得到運輸巷頂板松動圈高度為1.29 m, 兩幫松動圈深度為0.75 m, 均為中松動圈, 屬于較穩(wěn)定型。

2 運輸巷礦壓顯現(xiàn)規(guī)律實測分析

現(xiàn)場實測了運輸巷無采動階段和采動超前支承壓力影響階段的錨桿(索)承載特性、兩幫應力分布規(guī)律、圍巖移動變形規(guī)律和內部裂隙發(fā)育特征,掌握了52305工作面運輸巷單體被動式超前加強支護條件下運輸巷礦壓顯現(xiàn)規(guī)律和圍巖穩(wěn)定性。

2.1 頂板錨桿和錨索承載特性監(jiān)測

(1)錨桿錨索承載特性監(jiān)測方案

提前在52305工作面運輸巷標記9組測站, 測站1距離工作面開切眼1 355 m。測站1、測站2、測站3間距10 m, 測站3、測站4、測站5、測站6和測站7間距25 m, 測站7、測站8和測站9間距50 m。每個測站錨桿(索)編號如圖4所示, 錨桿錨索測站位置布置如圖5所示。52305工作面自開切眼推進至1 350 m時, 與測站1距離5 m時開始監(jiān)測。

圖4 測站錨桿和錨索編號Fig.4 Number of anchor bolts and cables for measuring stations

圖5 測站位置布置平面圖Fig.5 Layout plan of measuring station

(2)不同階段頂板錨桿(索)工作承載規(guī)律

無采動影響階段, 頂板錨桿工作載荷為20~23 kN, 平均22 kN, 最大工作載荷為其預緊力(20 kN)的115%, 額定工作載荷(50 kN)的46%。頂板錨索工作載荷為147.9~156.9 kN, 平均152.1 kN,最大工作載荷為額定工作載荷(225 kN)的69.7%,預緊力(180 kN)的87.2%。因此在無采動影響階段,頂板錨桿(索)均處于預緊力工作狀態(tài), 錨索處于預緊力衰減工作狀態(tài)。

采動影響階段, 各測站頂板錨桿載荷為21.4~41.2 kN, 最大工作載荷為額定工作載荷的82.4%,是無采動影響階段的1.8倍。頂板錨索工作載荷為157.6~190.3 kN, 最大工作載荷為額定工作載荷的84.6%, 是無采動影響區(qū)的1.2倍。不同階段頂板錨桿、錨索工作載荷分布規(guī)律如圖6和圖7所示。

圖6 頂板錨桿工作載荷變化規(guī)律Fig.6 Variation law of working load of roof bolts

圖7 頂板錨索工作載荷變化規(guī)律Fig.7 Variation law of working load of roof cables

(3)巷道剖面頂板錨桿(索)工作承載規(guī)律

無采動影響時, 運輸巷沿傾向錨桿載荷分布基本對稱, 錨索靠副幫稍大。處于采動影響峰值時,巷道每排內的頂板錨桿工作載荷分布副幫側略小,錨索工作載荷靠副幫稍大, 如圖8所示。

圖8 巷道剖面頂板錨桿錨索工作載荷分布Fig.8 Distribution of working load of roof bolts and cables along the roadway section

總體上, 錨桿和錨索工作載荷自工作面煤壁前方50 m開始上升, 煤壁前方25 m明顯上升, 煤壁前方5~15 m內達到峰值。頂板錨桿、錨索未發(fā)生屈服和斷裂, 錨桿(索)工作載荷在額定工作載荷的85%以內, 尚有一定余量, 巷道圍巖安全穩(wěn)定。采動影響區(qū)域, 靠近副幫側頂板錨桿工作載荷受單體支護影響, 工作載荷略低于正幫側, 錨索工作載荷分布不受單體支護影響。

2.2 兩幫超前支承壓力分布規(guī)律

(1)兩幫應力監(jiān)測方案

在運輸巷提前布置6組測站, 每個測站布置2個鉆孔應力計, 分別位于巷道的正幫和副幫。第1和2組測站間距5 m, 第2~6組測站間距10 m, 兩幫應力監(jiān)測方案如圖9所示。采用GZY60(A)型礦用本安型鉆孔應力監(jiān)測設備在工作面推進至距離測站5 m左右時開始記錄監(jiān)測數(shù)據(jù), 連續(xù)監(jiān)測5 d直至工作面推進至測站6。

圖9 兩幫應力監(jiān)測方案Fig.9 Two side stress monitoring plan

(2)兩幫應力分布規(guī)律

實測工作面煤壁前方不同距離兩幫支承應力變化規(guī)律如圖10所示, 自工作面煤壁前方20 m兩幫應力開始上升, 工作面煤壁前方15 m以內上升明顯, 在工作面煤壁前方5 m左右達到峰值。正幫應力峰值系數(shù)1.5; 副幫應力峰值系數(shù)1.4, 應力分布基本對稱。

圖10 煤壁前方兩幫支承壓力分布規(guī)律Fig.10 Distribution law of support pressure on the two sides in front of the coal wall

2.3 運輸巷圍巖變形及松動圈發(fā)育特征

工作面煤壁前方運輸巷兩幫和頂、底板變形和圍巖松動圈發(fā)育規(guī)律如圖11所示。

圖11 運輸巷圍巖移動變形規(guī)律及圍巖裂隙發(fā)育特征Fig.11 Movement law and cracks characteristics of surrounding rock in transportation roadway

由圖11可知, 至工作面煤壁前方25 m開始兩幫和頂、底板變形平緩增加; 至工作面煤壁前方15 m兩幫和頂、底板變形量開始明顯增加; 至工作面煤壁前方2 m左右兩幫最大移近量為24 mm, 頂、底板最大移近量為13 mm。

鉆孔窺視表明, 工作面煤壁前方5 m以外未見明顯松動破壞, 工作面煤壁前方5 m以內的頂板松動圈發(fā)育高度為0.5~0.8 m, 正幫(回采幫)松動圈深度為0.45 m, 副幫(煤柱幫)松動圈深度為0.38 m, 采動影響區(qū)圍巖松動圈發(fā)育特征如圖12所示。

圖12 采動影響區(qū)運輸巷最大松動圈發(fā)育特征Fig.12 Development characteristics of the maximum loosening zone in the transportation roadway of the mining affected area

實測表明, 采用單體超前加強支護時, 運輸巷超前加強支護段錨桿(索)承載富余, 圍巖變形和松動破壞范圍較小, 圍巖安全穩(wěn)定。

3 不同超前加強支護方式的數(shù)值模擬分析

3.1 模型構建

為驗證運輸巷取消單體被動超前加強支護的可行性, 采用FLAC3D對比分析了“單體+錨桿錨索支護”和“錨桿錨索基本支護”兩種情況下, 采動超前支承壓力范圍內運輸巷的安全穩(wěn)定性。

模型尺寸為426 m×300 m×100 m(長×寬×高),頂部施加1.75 MPa的等效均布覆巖壓力, 四周邊界采用水平位移約束, 底面采用固定位移約束, 5–2煤層原巖應力為3.5 MPa。構建的三維模型及模擬步驟如圖13所示。

圖13 FLAC3D數(shù)值模型Fig.13 FLAC3D numerical calculation model

根據(jù)52305工作面運輸巷現(xiàn)場支護參數(shù), 采用Cable建模對錨桿、錨索支護進行數(shù)值模擬, 頂板錨桿間距0.80~1.25 m, 排距1.00 m, 長度2.10 m。錨索間距1.50 m, 排距4.00 m, 長度8.00 m。

3.2 模型可靠性驗證

為驗證數(shù)值計算模型的可靠性, 將單體支護條件下超前支承壓力影響段運輸巷圍巖移動變形模擬結果與現(xiàn)場實測進行了對比, 如圖14所示。數(shù)值模擬得出的運輸巷頂、底板移近量最大值為14 mm, 兩幫移近量最大值為26 mm, 與現(xiàn)場實測結果基本吻合, 數(shù)值計算模型力學參數(shù)見表2。

表2 數(shù)值計算模型力學參數(shù)Table 2 Numerical simulation mechanical parameters

圖14 圍巖移動變形結果對比Fig.14 Comparison results of surrounding rock movement and deformation

3.3 不同加強支護方式圍巖穩(wěn)定性分析

根據(jù)數(shù)值模擬結果可知, 工作面充分采動后,運輸巷正幫3 m深處的應力峰值為5.5 MPa, 峰值系數(shù)為1.60, 位于煤壁前方6 m處, 支承壓力影響范圍為24 m。運輸巷副幫3 m深處應力峰值為5.0 MPa,峰值系數(shù)為1.43, 位于煤壁前方6.5 m處, 支承壓力影響范圍為24 m, 與實測結果基本吻合。根據(jù)上述分析, 運輸巷兩幫受超前支承壓力影響顯著區(qū)域位于煤壁前方6 m處, 以該位置作為主要研究對象,分析“單體+錨桿錨索支護”和“錨桿錨索基本支護”兩種情況下的圍巖穩(wěn)定性。

(1)圍巖控制效果分析

“單體+錨桿錨索支護”條件下, 單體支柱使巷道頂板淺層0.5 m以內的壓應力由1.5 MPa增加到2.0 MPa, 運輸巷副幫側一排錨桿(索)受力略有減弱。單體支護對頂板0.5 m以上的頂板壓應力區(qū)作用微弱, 如圖15所示。

圖15 有單體支護的圍巖控制效果Fig.15 Control effect of surrounding with individual support

單根錨桿對頂板的擠壓力為2.5 MPa, 支護范圍為0.16 m2, 對頂板2 m內的巖層具有較明顯的支護作用。單根錨索對頂板的擠壓力為5.0 MPa, 支護范圍為0.25 m2, 對頂板8 m內的巖層具有較明顯的支護作用, 無單體支護的圍巖控制模擬效果如圖16所示。

圖16 無單體支護的圍巖控制效果Fig.16 Control effect of surrounding rock without individual support

運輸巷取消單體支護后, 巷道圍巖垂直應力分布與有單體支護時基本一致, 頂板以上均形成了厚度較大的有效壓應力區(qū), 錨桿(索)主動式支護對頂板具有很好的支護效果。

(2)圍巖移動變形及塑性區(qū)發(fā)育特征分析

單體支柱使頂板0.6 m以內的頂板垂直位移由15 mm減小到10 mm。有、無單體支護時, 頂板下沉量均在15 mm以內, 兩幫移近量均在26 mm以內(圖17), 圍巖總體移動變形規(guī)律基本一致; 頂板塑性區(qū)高度均在1.1 m以內, 兩幫塑性區(qū)深度均在0.6 m以內(圖18), 并無明顯差異, 與現(xiàn)場實測基本吻合。

圖17 巷道圍巖垂直位移分布Fig.17 Vertical displacement distribution of roadway surrounding rock

圖18 巷道圍巖塑性區(qū)分布Fig.18 Plastic zone distribution in surrounding rock

綜上所述, 采動支承壓力影響下, 單體支柱僅對頂板0.6 m以內局部淺層頂板具有一定的支撐作用, 其支護范圍和強度遠小于錨桿和錨索的協(xié)同支護。取消單體支護后, 運輸巷圍巖應力, 頂、底板和兩幫移近量, 圍巖塑性區(qū)變化不大。數(shù)值模擬結果表明, 運輸巷超前支承壓力影響區(qū)的錨桿和錨索協(xié)同支護強度能夠保證巷道的安全, 副幫側單體支護對巷道的支護作用有限, 具備取消單體支護的條件。

4 運輸巷現(xiàn)場支護強度及安全性理論校驗

現(xiàn)場實測和數(shù)值模擬均表明, 52305工作面運輸巷單體超前加強支護段, 圍巖安全穩(wěn)定?；谝陨涎芯? 采用理論計算研究現(xiàn)場支護參數(shù)的支護強度, 評估其適應性和安全性, 校驗數(shù)值模擬的可靠性, 為進一步確定運輸巷合理的超前加強支護方式提供依據(jù)。

4.1 考慮兩幫破壞的巷道自穩(wěn)平衡拱理論

巷道在開挖未支護的情況下, 圍巖在一定狀況下可以達到自穩(wěn)狀態(tài), 該狀態(tài)巷道圍巖能夠抵抗正常的地應力作用, 稱為巷道圍巖自穩(wěn)平衡現(xiàn)象[26]。合理的巷道支護應將“底板–兩幫–頂板”視為一個系統(tǒng), 考慮底板和兩幫對頂板自穩(wěn)平衡拱的影響, 按照巷道自穩(wěn)平衡拱理論確定錨桿和錨索的支護范圍[27]。一般而言, 兩幫的極限平衡圈深度與松動圈接近, 而頂板的極限平衡圈高于松動圈。

鑒于52305工作面運輸巷圍巖屬于較穩(wěn)定型,底板未見底臌現(xiàn)象, 筆者采用考慮兩幫破壞的巷道自穩(wěn)平衡拱(圖19)計算運輸巷錨桿和錨索的支護參數(shù)。

圖19 考慮兩幫破壞的巷道自穩(wěn)平衡拱示意Fig.19 Schematic diagram of roadway self stable equilibrium arch considering two sides failure

(1)運輸巷兩幫的極限破壞深度

無支護條件下, 巷道兩幫的破裂面近似與巷道幫部呈（90°-φ）/2夾角, 兩幫最大破壞深度計算式為

式中,c為兩幫最大破壞深度, m;φ為幫部巖層內摩擦角, (°)。

(2)頂板的自然冒落拱高度

巷道頂板自然冒落拱高度的計算式為

式中,α為煤層傾角, (°);k為頂板巖層穩(wěn)定性系數(shù);f為頂板普氏系數(shù)。

(3)自穩(wěn)平衡拱高度

考慮兩幫的破壞深度時, 巷道的等效寬度為a+2c, 頂板自穩(wěn)平衡拱高度的計算式為

式中,h為頂板自穩(wěn)平衡拱高度, m;γ覆巖平均容重, kN/m3;H為巷道埋深, m;t0σ為頂板巖層抗拉強度, MPa。

4.2 運輸巷支護參數(shù)理論計算

(1)錨桿和錨索的長度

錨桿(索)長度的計算式為

式中,L為錨桿(索)長度, m;L1為錨桿(索)外露長度,m;L2為錨桿(索)有效長度, m;L3為錨桿(索)錨固長度, m。

根據(jù)上述分析, 錨桿有效長度應大于自然冒落拱高度, 錨索有效長度應大于自穩(wěn)平衡拱高度。

(2)錨桿和錨索的錨固力

錨桿(索)的錨固力應不小于被支護巖層的質量,不穩(wěn)定巖層壓力的計算式為

式中,q為不穩(wěn)定巖層壓力, kPa。

考慮到錨固效果, 設計錨固力Q=KqS, 其中,K為安全系數(shù), 一般取1.5~2.0;S為單根錨桿錨固面積, 取1.0 m2。

(3)錨桿和錨索的直徑

根據(jù)桿體承載力與錨固力等強度原則, 錨桿(索)直徑計算公式為

式中,d為錨桿(索)直徑, mm;tσ為桿體抗拉強度,MPa。

(4)錨桿和錨索的間排距

根據(jù)每根錨桿錨固力大小和不穩(wěn)定巖層壓力確定錨桿間距l(xiāng)1與排距l(xiāng)2, 則錨桿間排距應滿足:

根據(jù)實踐經驗, 錨索支護密度不宜過大, 否則會增加支護成本和降低成巷速度, 對于一般巷道,通常每2~3排錨桿布置1~2根錨索, 取錨桿排距的整數(shù)倍。

(5)理論計算參數(shù)

52305 工作面運輸巷寬5.5 m, 高3.2 m。頂板巖層穩(wěn)定性系數(shù)為0.7, 抗拉強度為2.9 MPa, 普氏系數(shù)為4.64; 煤層內摩擦角為38.7°, 傾角為1°; 覆巖平均容重為25 kN/m3, 埋深為140 m; 安全系數(shù)為1.7。錨桿外露長度0.05 m, 錨固長度0.6 m, 桿體抗拉強度為500 MPa。錨索外露長度0.24 m, 錨固長度1.2 m, 抗拉強度為1 100 MPa。

將以上參數(shù)代入式(3)~(9), 得到, 自然冒落拱高度為1.1 m, 錨桿長度不小于1.75 m; 自穩(wěn)平衡拱高度為3.3 m, 錨索長度不小于4.74 m。錨桿錨固力不小于47 kN, 錨索錨固力不小于140 kN。錨桿直徑不小于11 mm, 錨索直徑不小于13 mm。錨桿間排距滿足l1l2≤1.7, 當錨桿間排距相等時, 間排距不超過1.3 m。

4.3 運輸巷現(xiàn)場支護強度適應性及安全評價

(1)運輸巷現(xiàn)場錨網(wǎng)的基本支護參數(shù)

運輸巷寬度5.5 m, 高度3.2 m。頂板錨桿型號為φ18 mm×2 100 mm螺紋鋼錨桿, 每排5根, 間距0.80~1.25 m, 排距1.0 m。錨索型號為φ21.6 mm×8 000 mm鋼絞線錨索, 每排3根, 排距4 m, 間距1.5 m。副幫每排布置3根φ27 mm×2 100 mm玻璃鋼錨桿, 間距1.2 m, 排距1.0 m, 呈矩形布置, 正幫不支護。錨桿錨固力85 kN, 錨索錨固力225 kN。

根據(jù)理論計算, 52305工作面運輸巷的基本支護參數(shù)為: 錨桿長度1.8 m, 錨索長度5 m?，F(xiàn)場支護參數(shù)均高于理論計算結果, 詳情見表3。

表3 運輸巷頂板支護參數(shù)與理論計算結果對比Table 3 Comparison of real roof support parameters and theoretical calculation of the transportation entry

(2)運輸巷超前加強支護方式

在運輸巷基本支護參數(shù)的基礎上, 采用單體靠副幫0.8 m單排布置進行超前加強支護, 間距2 m,共12根。超前加強支護距離22 m。單體液壓支柱型號DW32–400/110, 工作阻力400 kN, 油缸直徑110 mm。超前加強支護段支護斷面如圖20所示。

圖20 運輸巷超前加強支護段斷面支護布置Fig.20 Cross section diagram of advanced reinforced support section for transportation roadway

(3)運輸巷頂板超前支護強度校核

運輸巷頂板單位面積超前加強支護強度為

式中,P為單位面積超前加強支護強度, kN/m2;n1,n2和n3分別為長度l范圍頂板錨桿、錨索和單體數(shù)量;Qmg,Qms和Qdt分別為錨桿錨固力、錨索錨固力和單體支撐力, kN;l為相鄰兩排錨索排距, m。

運輸巷超前加強支護段頂板額定支護強度為

式中,P0為超前支護段額定支護強度, kN/m2;K0為采動應力系數(shù);L0為錨桿錨入頂板深度, m。

根據(jù)52305工作面運輸巷地質條件及現(xiàn)場支護參數(shù)可知, 錨桿和錨索的錨固力分別為85 kN和225 kN, 單體支柱的支撐力為400 kN。相鄰兩排錨索距離為4 m。每4 m范圍內共有20根錨桿、3根錨索和2根單體支柱, 采動應力系數(shù)取1.8, 錨桿錨入頂板深度取2.0 m。將相關參數(shù)代入式(10)和式(11),得到超前加強支護段頂板的額定支護強度為90 kN/m2?，F(xiàn)場支護強度為144 kN/m2, 其中單體支柱提供的支護強度為36 kN/m2, 錨桿和錨索提供的支護強度為108 kN/m2。

理論計算結果表明, 運輸巷超前加強支護強度是頂板額定支護強度的1.6倍, 明顯富余, 巷道圍巖安全穩(wěn)定。取消單體支護后, 運輸巷支護強度是頂板額定支護強度的1.2倍, 仍有20%的富余量。驗證了數(shù)值模擬結果的可靠性, 52305工作面運輸巷具備取消單體被動支護的條件。

5 工程試驗

根據(jù)上述研究結果可知, 52305工作面運輸巷具備取消單體被動支護的條件, 榆家梁煤礦據(jù)此在52305工作面運輸巷超前加強支護段進行了取消單體支護工程試驗。試驗期間, 對工作面超前6 m范圍內的錨桿(索)進行了承載特性監(jiān)測, 靠近副幫側的錨桿平均工作載荷較有單體支護時增加了7.5%,其他錨桿工作載荷變化不大(圖21), 錨索工作載荷與有單體支護時基本一致。

圖21 煤壁前方6 m以內巷道剖面頂板錨桿載荷分布Fig.21 Load distribution of roof bolts on the profile of transportation roadway within 6 m in front of the coal wall

總體上, 錨桿(索)工作載荷均在額定范圍以內。工作面煤壁前方20 m內頂、底板和兩幫移近量很小, 兩幫無片幫現(xiàn)象, 圍巖安全穩(wěn)定。取消單體支護后煤壁前方運輸巷圍巖狀況如圖22所示。

圖22 取消單體支護后運輸巷圍巖現(xiàn)場狀況Fig.22 On site condition of surrounding rock along the transportation roadway after the cancellation of single hydraulic prop

實踐表明, 52305工作面運輸巷超前加強支護段取消單體支護后, 減少了端頭作業(yè)人員數(shù)量, 工作面推進速度和生產效率明顯提高。

6 結 論

(1)基于巷道圍巖松動圈理論, 建立了大跨度矩形巷道等效圓法圍巖松動圈修正模型, 得出52305工作面運輸巷圍巖屬于較穩(wěn)定型。

(2)現(xiàn)場實測掌握了采動超前支承壓力規(guī)律、圍巖變形和松動圈及錨桿錨索工作阻力。運輸巷超前加強支護段錨桿(索)承載富余, 圍巖變形和松動破壞范圍較小, 圍巖安全穩(wěn)定。

(3)基于實測進行了數(shù)值模擬, 結果表明運輸巷超前單體支柱僅對頂板淺層局部巖層具有支撐作用, 其支護影響范圍和強度遠小于錨桿和錨索協(xié)同支護作用。取消單體支護后, 運輸巷圍巖移近量和塑性區(qū)變化不大。

(4)采用巷道自穩(wěn)平衡拱理論, 考慮兩幫破壞的等效影響, 計算了運輸巷合理支護參數(shù), 并對超前支護強度進行了校驗。運輸巷現(xiàn)行頂板支護是額定支護強度的1.6倍, 取消單體支護后支護強度仍有20%的富余, 具備取消單體支護的條件。

(5)實踐表明, 榆家梁煤礦52305工作面運輸巷取消單體超前加強支護后, 圍巖安全穩(wěn)定, 減少了端頭作業(yè)人數(shù), 工作面推進速度明顯提高。