深井跨采巷道群開采擾動模擬分析與圍巖控制對策研究

席天樂，楊建飛，宗琳琳，胡志強，高廣慧，秦忠誠

(1.山東科技大學 能源與礦業(yè)工程學院，山東 青島 266590；2.濟寧礦業(yè)集團有限公司安居煤礦，山東 濟寧 272200)

我國礦井開采強度逐年增大，未來深部開采將成為我國煤炭工業(yè)發(fā)展的新常態(tài)[1-3]。隨著上覆煤層工作面的推進，底板巷道應(yīng)力環(huán)境發(fā)生顯著變化，上部煤層開采對下方底板巷道圍巖穩(wěn)定性影響劇烈。同時工作面超前支承壓力沿煤層底板傳遞，作用于巷道圍巖引起應(yīng)力擾動，圍巖變形破壞程度顯著增加[4-6]。針對跨采巷道圍巖變形及控制等問題，國內(nèi)外許多學者對此進行了深入的探討。李學華[7]、李如波[8]、郭玉[9]通過數(shù)值模擬分析了在高水平應(yīng)力影響下，跨采巷道圍巖破壞首先在巷道肩角部位出現(xiàn)，且表現(xiàn)出非對稱特征。劉懷東[10]研究了跨采底板巷道巖層破壞特征和圍巖應(yīng)力場分布，并提出壓裂卸壓控制技術(shù)方案。李廷春[11]通過數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測，總結(jié)了跨采巷道在上覆工作面回采過程中的變形破壞規(guī)律。許幫貴[12]、徐佑林[13]、傅航[14]通過理論分析回采時跨采巷道的應(yīng)力分布規(guī)律，并采取一定預(yù)加固措施，有效控制了跨采巷道圍巖變形。劉學生[15]、楊計先[16]、鄭兵亮[17]針對硐室群大范圍連鎖破壞問題，通過數(shù)值模擬的方法，揭示了動載條件下巷道群變形破壞規(guī)律，并確定合理的巷道支護方案。劉帥等[18]針對跨采巷道群非對稱變形等問題提出了相應(yīng)圍巖控制方案，工程實踐表明支護優(yōu)化效果顯著。

上述研究結(jié)果對于跨采巷道群圍巖穩(wěn)定性分析具有重要的指導作用，但不同礦井地質(zhì)條件存在一定差異。為此，本研究以安居煤礦1315綜采工作面底板巷道群為研究背景，采用數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測等方法，重點研究底板巷道群受上覆工作面開采引起的應(yīng)力擾動，并針對各巷道提出相應(yīng)的預(yù)加固圍巖控制對策，以確保工作面下覆巷道群在回采期間的安全使用，研究結(jié)果可為此類條件下圍巖控制提供參考。

1 工程概況

1.1 工作面和底板巷道布置

安居煤礦1315工作面埋深為940 m，煤層結(jié)構(gòu)簡單，平均煤厚為2.5 m，煤層傾角2°～10°，平均6°。工作面采用綜采一次采全高工藝，全部垮落法管理頂板，切眼長度96 m，可推進長度230 m，開采總面積為0.26 km2。1315工作面及底板巷道群布置如圖1所示。工作面底板巷道群布置在3上煤層下方中砂巖層中，與工作面傾向夾角為21°。該巷道群由東部集中回風巷、軌道大巷、運輸大巷、一采區(qū)中部車場和制冷硐室組成，其中回風大巷和一中車場分別具有15°和20°的起坡角。初期正常開采，末采階段將處于底板巷道群上部20～45 m范圍內(nèi)，其設(shè)計終采線位置位于軌道大巷正上方。

圖1 工作面與巷道群相對位置布置Fig.1 Layout of the working face relative to the roadwaygroup

1315工作面直接底為泥巖，厚度5.91 m，屬于穩(wěn)定性較差的巖體；直接頂為細砂巖，厚度為6 m；基本頂為中砂巖，厚度為6.5 m，巷道群頂?shù)装鍘r性為中砂巖，中砂巖以灰白色為主，斜層理，具有高角度裂隙，厚度為15.9 m，屬于中等穩(wěn)定巖體。

1.2 原跨采巷道支護參數(shù)

跨采底板巷道群采用直墻半圓拱形斷面，頂板及兩幫采用Φ22 mm×2400 mm左旋螺紋鋼高強度錨桿，錨桿間排距800 mm×800 mm；網(wǎng)片規(guī)格為1000 mm×2000 mm；錨索采用Φ17.8 mm×6500 mm和Φ17.8 mm×4200 mm兩種規(guī)格，間排距1600 mm×2700 mm；噴射混凝土厚度120 mm。各巷道原支護設(shè)計參數(shù)見表1。

表1 巷道原支護參數(shù)Table 1 Original support parameters of the roadway

2 回采期間模擬結(jié)果分析

2.1 數(shù)值模型建立

根據(jù)安居煤礦的地質(zhì)條件、巷道與工作面的位置關(guān)系，采用FLAC3D建立三維模型尺寸為400 m×300 m×136 m，包含10個頂板巖層、9個底板巖層，整合為5種巖性。

依據(jù)煤層埋深及模型頂板巖層累計厚度確定重力載荷為22.5 MPa，設(shè)置側(cè)壓系數(shù)為1.5，選用摩爾-庫倫本構(gòu)模型。通過FISH函數(shù)實現(xiàn)對煤層的分步開采，沿工作面走向20 m為一個開挖單位，分6步開挖，共開挖100 m。3上煤層及頂?shù)装鍘r體物理力學參數(shù)取值見表2。

表2 煤巖體力學參數(shù)Table 2 Mechanical parameters of the surrounding rock

2.2 模擬結(jié)果分析

2.2.1 底板巷道群圍巖垂直應(yīng)力分布特征

以圖1所示AA′剖面為例，1315工作面的底板應(yīng)力影響區(qū)間如圖2所示。工作面推進至終采線100 m時，研究區(qū)域初始垂直應(yīng)力約23.5 MPa，在工作面推采過程中，取垂直應(yīng)力達到1.3倍集中系數(shù)時的等值線作為支承壓力影響邊界，對應(yīng)的應(yīng)力值約為30 MPa。此時超前支承壓力在水平方向的影響范圍約35.8 m，在豎直方向的影響范圍約37.8 m，底板巷道位于超前支承壓力影響范圍內(nèi)，因此在跨采期間必然會受到采動影響。

圖2 工作面底板應(yīng)力影響區(qū)間Fig.2 Influence interval of working face floor stress

跨采過程中，隨著距離終采線位置的減小，巷道兩側(cè)垂直應(yīng)力峰值如圖3所示。當推進距終采線60～100 m時，各巷道兩側(cè)圍巖垂直應(yīng)力均開始逐漸增大。其中運輸大巷受到擾動影響較為明顯，垂直應(yīng)力變化速度較快，且在距離終采線50～60 m時，運輸大巷垂直應(yīng)力集中程度達到最大。在距離終采線20 m時，一中車場和軌道大巷達到垂直應(yīng)力峰值，而回風大巷和制冷硐室由于距離終采線位置較遠，此時仍然處于應(yīng)力增高區(qū)，巷道兩側(cè)垂直應(yīng)力持續(xù)增長直至工作面推進至終采線位置。

圖3 距離終采線不同位置巷道兩側(cè)垂直應(yīng)力峰值Fig.3 Vertical stress peaks on both sides of the roadway at different locations from theterminal line

工作面跨采期間底板巷道群圍巖垂直應(yīng)力分布特征如圖4所示。由圖可知，隨著推進距離的增大，支承壓力影響區(qū)先后涵蓋運輸大巷—一中車場—軌道大巷—制冷硐室。工作面跨采初期，由于距離底板巷道較遠，超前支承壓力對各大巷及硐室均無影響。工作面推進至距終采線60～80 m時，運輸大巷兩幫圍巖應(yīng)力進一步增加，平均超過35 MPa，應(yīng)力峰值達到60.2 MPa。此時底板支承壓力區(qū)延伸至一中車場，影響距離為45.7 m。工作面推進至距離終采線20～40 m時，運輸大巷處于卸壓區(qū)，應(yīng)力逐漸降低至30 MPa以下。一中車場、軌道大巷圍巖為主要受影響區(qū)，圍巖應(yīng)力達到60 MPa，同時應(yīng)力增高區(qū)延伸至制冷硐室。工作面推進至終采線位置時，軌道大巷位于工作面正下方，即將進入卸壓區(qū)。制冷硐室開始受到擾動影響，圍巖應(yīng)力達到55 MPa，而運輸大巷兩幫垂直應(yīng)力已低于原巖應(yīng)力。

圖4 工作面推進過程中應(yīng)力分布特征Fig.4 Characteristics of stress distribution during the working face advancement

2.2.2 底板巷道群圍巖塑性區(qū)分布特征

工作面回采期間底板巷道圍巖塑性區(qū)分布如圖5所示。由圖5可知，跨采初期底板巷道及硐室圍巖穩(wěn)定性不受影響。工作面推進至距離終采線80 m時，運輸大巷圍巖拱頂塑性區(qū)范圍增大，此時工作面到運輸大巷的水平距離為33.1 m。工作面推進至距離終采線60 m時，運輸大巷圍巖剪切峰后屈服范圍進一步增大。工作面推進至距離終采線40 m時，底板超前段塑性區(qū)與運輸大巷塑性區(qū)貫通，運輸大巷頂板塑性區(qū)深度約為10.1 m，右?guī)退苄詤^(qū)深度約為9.2 m。同時，一中車場圍巖塑性區(qū)范圍增加，此時工作面到一中車場的水平距離為25.8 m。工作面推進至距離終采線20 m時，一中車場頂板塑性區(qū)深度約為12.1 m，左右?guī)退苄詤^(qū)深度最大約為8.1 m。底板塑性區(qū)與一中車場、軌道大巷圍巖塑性區(qū)貫通，制冷硐室底板圍巖塑性區(qū)范圍具有增加的趨勢，此時工作面到軌道大巷的水平距離為38.4 m。工作面推進至終采線位置時，底板塑性區(qū)與制冷硐室圍巖塑性區(qū)貫通，回風大巷塑性區(qū)范圍具有增加的趨勢，此時相對水平距離為38.5 m，軌道大巷頂板及幫部塑性區(qū)深度依次約為11.7 m，9.5 m。

圖5 工作面推進過程中塑性區(qū)分布特征Fig.5 Distribution characteristics of plastic zone during the working face advancement

綜上所述，隨著巷道與工作面相對距離的減小，巷道塑性區(qū)的發(fā)育從底板開始，靠近工作面一側(cè)的巷道拱腰處最先進入塑性狀態(tài)。隨著回采距離的推進，拱腰處的塑性區(qū)顯著擴大，表明靠近工作面一側(cè)的巷道拱腰在動壓影響下最先發(fā)生破壞，是巷道圍巖控制的重點區(qū)域。

3 底板巷道圍巖控制方案

3.1 圍巖控制原則

根據(jù)巷道群垂直應(yīng)力和塑性區(qū)分布特征，巷道群在受到回采影響之前需對底板巷道采取補強加固措施。依據(jù)安居煤礦煤層賦存地質(zhì)條件，1315工作面底板巷道群加固支護總體遵循“采前加固、采中監(jiān)測、采后修復(fù)”原則。由于各個巷道之間受開采擾動的程度不同，分別采取不同支護材料、支護方式進行補強加固。其中運輸大巷、軌道大巷和一中車場由于受擾動程度較高，應(yīng)進行重點補強加固，制冷硐室和回風大巷受擾動程度較低，且初始支護和圍巖強度高，故考慮不作加固僅作掛網(wǎng)防護，回采期間根據(jù)施工條件和巷道變形進行適時調(diào)整優(yōu)化。在原有支護基礎(chǔ)上，底板巷道采前加固方案見表3。

表3 跨采巷道補強支護方案Table 3 Roadway reinforcement support scheme for over the roadway extraction

3.2 圍巖控制方案

3.2.1 軌道大巷

軌道大巷補強支護方案如圖6所示。采用“錨網(wǎng)索+T型鋼帶+金屬網(wǎng)”對軌道大巷進行加固，拱頂采用2根Φ21.8 mm×6500 mm補強錨索，沿巷道拱頂中線成對稱分布。拱部兩肩采用2根Φ21.8 mm×4200 mm補強錨索，沿拱頂中線成對稱分布，間排距1600 mm×2700 mm，每排共4根布置。每兩排錨索作為一組，下壓規(guī)格為200 mm×100 mm×20 mmT型鋼帶。每根錨索采用2支MSK2550型樹脂錨固劑，錨索預(yù)緊力不低于150 kN。金屬網(wǎng)采用Φ5.5 mm冷拔鋼筋制成，網(wǎng)格100 mm×100 mm，規(guī)格為1000 mm×2000 mm，搭配錨桿進行護頂。護網(wǎng)搭接尺寸200 mm，采用14#雙股鐵絲連接，綁扎間距不大于300 mm。

圖6 軌道大巷支護方案(mm)Fig.6 Support scheme for the main rail roadway

3.2.2 運輸大巷、一中車場

運輸大巷和一中車場巷道補強加固方案如圖7所示。采用“錨網(wǎng)索+T型鋼帶+金屬網(wǎng)”進行加固，巷道鋪設(shè)雙層金屬網(wǎng)，規(guī)格1000 mm×2000 mm，直徑5.5 mm，配合錨桿進行護頂。護網(wǎng)搭接尺寸200 mm，采用14#雙股鐵絲連接，綁扎間距不大于300 mm。由于運輸大巷和一中車場兩側(cè)圍巖巷間應(yīng)力疊加，導致變形破壞程度較大，需對左右兩側(cè)肩窩及幫部進行補強加固。

圖7 補強支護方案(mm)Fig.7 Reinforcement support scheme

運輸大巷拱頂采用3根錨索，形成“一二一”邁步布置。中間一根錨索型號為Φ21.8 mm×6500 mm，自正頂向1315工作面切眼方向偏移400 mm布置，排距2700 mm。拱部兩肩采用2根Φ21.8 mm×4200 mm錨索，一根自正頂向工作面切眼方向偏移1200 mm，一根自正頂向終采線方向偏移400 mm，間排距為1600 mm×2700 mm。每兩排錨索作為一組，下壓T形鋼帶，每根錨索采用MSK2550型樹脂錨固劑2支，預(yù)緊力不小于150 kN。采用4根Φ20 mm×1800 mm等強螺紋鋼樹脂錨桿，間排距1600 mm×1350 mm，預(yù)緊力不小于50 kN。

一中車場拱頂采用3根錨索，中間一根錨索型號為Φ21.8 mm×6500 mm，自正頂向1315工作面切眼方向偏移400 mm布置，排距2700 mm。拱部兩肩采用2根Φ21.8 mm×4200 mm錨索，一根自正頂向工作面切眼方向偏移2000 mm，另一根自正頂向終采線方向偏移2400 mm，排距為2700 mm。每兩排錨索作為一組，下壓T形鋼帶。錨索采用MSK2550型樹脂錨固劑2支，預(yù)緊力不小于150 kN。

4 工程應(yīng)用

在1315工作面回采之前，對底板巷道群進行補強支護(圖8)，同時布設(shè)測點，采用十字交叉法監(jiān)測各巷道頂、底板以及兩幫移近量。在工作面推進至距終采線80 m時開始觀測直至回采結(jié)束，3條大巷頂、底板及兩幫移近量對比曲線如圖9所示。通過分析巷道表面位移監(jiān)測曲線得出，當上覆工作面回采至距離跨采巷道55 m時，此時底板巷道開始受到擾動影響，巷道變形量逐漸增加，但變形速度相對緩慢。隨著工作面推進至距離跨采巷道0～20m時，變化速率達到最大，巷道受擾動影響劇烈。當上覆工作面跨過各巷道后，變化速度開始減緩。當工作面跨過各巷道2、12、45 m，即到達終采線位置時，運輸大巷測站頂、底板最大移近量為206 mm，軌道大巷測站頂、底板最大移近量為153 mm，一中車場測站頂、底板最大移近量為92 mm，并逐漸趨于穩(wěn)定。表明支護方案對底板巷道群圍巖變形量控制效果顯著，滿足安全生產(chǎn)要求。

圖8 補強后部分巷道支護效果Fig.8 Effect of roadway support after reinforcement

圖9 巷道圍巖表面位移監(jiān)測曲線Fig.9 Displacement monitoring curve of the roadway surrounding rock surface

5 結(jié) 論

1)數(shù)值模擬結(jié)果表明，工作面推進至終采線100 m時，超前支承壓力在水平方向的影響范圍約35.8 m，在豎直方向的影響范圍約37.8 m，即底板巷道處于超前支承壓力影響深度范圍內(nèi)。隨著工作面繼續(xù)向前推進，垂直應(yīng)力等值線先后涵蓋運輸大巷—一中車場—軌道大巷—制冷硐室，對回風大巷影響較小。

2)隨著巷道與工作面相對距離的減小，靠近工作面一側(cè)的巷道拱腰處最先進入塑性狀態(tài)。在回采完成后，靠近工作面一側(cè)的巷道拱腰在動壓影響下最先發(fā)生破壞，為巷道圍巖控制的重點區(qū)域。

3) 針對3上煤底板巷道群受開挖擾動影響，提出“錨網(wǎng)索+T型鋼帶+金屬網(wǎng)”聯(lián)合支護技術(shù)方案，上覆工作面回采至終采線時，運輸大巷頂、底板最大移近量為206 mm，軌道大巷頂、底板最大移近量為153 mm，一中車場頂、底板最大移近量為92 mm，設(shè)計的支護方案有效控制了底板巷道群圍巖變形量，確保了巷道群在回采期間的穩(wěn)定使用，為今后此類條件下的巷道預(yù)加固支護提供一定的技術(shù)借鑒。