安山煤矿三盘区工作面回采巷道支护参数研究

谢党虎

(陕西涌鑫矿业有限责任公司，陕西 榆林 719407)

回采巷道受到掘进与采动期间的双重影响，其巷道变形往往较大，如巷道支护不当，将对安全生产带来无法估量的损失[1-3]。井工开采的煤矿大多数掘进的巷道均为回采巷道[4]，由于回采巷道位于煤层之中，围岩力学强度较低，巷道变形破坏更为严重[5-7]。巷道若未能在掘进期间进行合理支护，则不利于后期的维护工作，增大巷道维护工程量，严重影响矿井的正常生产[8，9]。孙志勇[10]对大采高工作面回采巷道进行了研究，认为锚杆锚固区内外均发生离层，提出在地质异常区加强支护的防治措施以控制冒顶事故；黄庆享[11]根据巷道围岩垮落过程中出现的自稳平衡现象，提出了巷道围岩极限自稳平衡拱的概念，认为巷道支护体主要支护自稳平衡拱内的岩体即可；李学彬[12]针对软岩巷道支护难问题，提出锚杆与钢管混凝土联合支护技术，取得了良好的支护效果。回采巷道的支护研究一直是学者们研究的热门话题，这类巷道的支护质量对于工作面的安全回采具有重要意义[13-15]。安山煤矿132203工作面回风巷在掘进过程中出现顶板局部破碎、吊包等现象，存在安全隐患，因此，本文对132203工作面回风巷支护参数进行设计，为其他工作面的安全开采提供借鉴。

1 工程概况

安山煤矿三盘区132203回风巷范围内2-2煤层平均厚度4.5m，埋深50.3～160.02m，平均100m。巷道沿2-2煤层底板掘进，顶板留有约1～2m厚煤层，直接顶为中粒砂岩，厚度4.3m。老顶为泥岩，厚度约23.2m。直接底为砂质泥岩，厚度6.84m。回风巷尺寸为5m(宽)×2.6m(高)。采用锚网索支护顶板，锚杆选用∅18mm×2000mm左旋无纵筋螺纹钢锚杆，锚杆间排距1100mm×1000mm，5根/m，矩形布置；巷道顶部网片使用∅4mm钢筋网片加工，网片规格：4800mm×1100mm，网目规格100mm×100mm；钢托梁为∅14mm钢筋焊接而成，钢托梁长度4700mm，宽度80mm，锚杆处焊接间距80mm的双道∅14mm钢筋横梁；顶部采用锚索加强支护，使用∅15.24mm×6000mm，锚索间排距2000mm×3000mm，呈三花布置。

原支护方案下，顶板破碎并伴随有离层现象，存在安全隐患。采用钻孔窥视仪对已掘出的132203回风巷布置三个观测点进行探测，分别为1号测点、2号测点、3号测点，钻孔深度为5m。各钻孔窥视结果见表1。由表1可知，132203回风巷顶板岩层松动范围为0～1.7m，三个观测点5m深度内顶板离层位置分别为1.7m、1.3m和1.5m，顶板松动圈范围较大，浅部裂隙较为发育，且裂隙集中分布于顶煤之中，顶煤之上的硬岩层未出现裂隙，因此，认为132203回风巷顶板破碎的原因为：顶煤力学指标低，在矿压的作用下极易发生破坏，进而产生离层和裂隙。为保证巷道的安全使用和减少巷道维护工程量，需对支护参数重新研究。

表1 顶板钻孔窥视结果

2 围岩破坏理论分析

2.1 围岩松动范围计算

圆形巷道顶板上方塑性区范围为[16]：

式中，r0为圆形巷道半径，m；σ为地应力，Pa；c为岩石内聚力，Pa；φ为岩石内摩擦角，(°)；p为支护力，N。

对于矩形巷道，按照等效圆法进行计算，等效圆半径为：

式中，r为等效圆半径m；2a为巷道宽度，m；2b为巷道高度，m。

将式(2)代入式(1)，则得到矩形巷道顶板上方塑性区半径为：

采用Comsol软件对该地质条件下的煤层矩形巷道和与之对应的等效圆形巷道开挖塑性区分布进行模拟。煤层及岩体主要力学参数见表2。矩形巷道宽5m、高2.6m，等效圆半径2.82m。巷道围岩受力状况沿巷道轴向方向变化不变化，且轴向位移基本为零。因此采用平面应变模型。设计模型尺为20 m(x轴)×14 m(y轴)，模型上边界施加垂直方向边界载荷2.42MPa，采用自由剖分三角形网格对模型进行网格划分。模型上部边界自由，其它三个边界为位移约束。模型本构关系遵循莫尔-库仑准则，矩形巷道和圆形巷道塑性区分布如图1所示。

表2 模型岩石物理力学参数

图1 矩形巷道和圆形巷道塑性区分布

由图1可知，矩形巷道开挖后，帮部与顶板塑性区范围较大，顶板塑性区发育高度约为1.80m，两帮塑性区范围约为0.9m，底板几乎完好。数值模拟得到的矩形巷道塑性区分布与现场围岩松动观测结果基本吻合；圆形巷道开挖后，其顶部塑性区发育明显，高度约为1.68m，但两帮和底板塑性区范围较矩形巷道明显减少，约为0.2m。模拟结果表明：相比于矩形巷道，圆形巷道更利于围岩的稳定。现场实测巷道围岩松动范围最大值为1.70m，由于帮部变形量较小，现场并未对巷道两帮采取支护措施。因此，在只考虑顶板稳定性的情况下，安山煤矿三盘区132203工作面回采巷道塑性区发育高度采用等效圆法进行计算是合理的。

2.2 锚杆参数计算

根据支护理论，锚固长度应满足：

L≥L1+L2+L3

(4)

式中，L为锚杆总长度，mm；L1为锚杆外露长度，取50mm；L2为锚杆有效长度，取顶板非弹性区深度或冒落拱高度最大值，工作面回采巷中最大值为1700mm；L3为锚杆锚固长度，取600mm。

将参数代入式(4)得L≥2335mm，锚杆可选取2400mm；由此可见，原支护方案取锚杆长度2000mm无法满足安全需求。在锚杆的布置上，倾斜锚杆能够深入到巷帮上方的顶板中，一方面倾斜锚杆可以阻止顶板整体切落；另一方面，倾斜锚杆与钢带(或梯子梁等)组成一个兜状结构，防止顶板垮落，因此，靠两帮的锚杆与顶板成80°布置，距离两帮各500mm。因此新支护方案在原支护基础上增大锚杆长度至2400mm，并将帮部锚杆角度调至80°。

3 工程应用

巷道原支护方案布置三个测点，编号1、2、3，新支护方案测点编号4、5、6，对巷道变形量及巷道顶板中部锚杆受力状况进行观测，其结果如图2—图4所示。

图2 顶底板移近量

由图2可知，巷道顶底板在30d内变形速率较大，30～45d变形趋于平缓，45d后顶底板移近量不再发生明显变化。说明巷道掘出后，围岩受力状态发生改变，围岩在矿山压力的作用下产生形变，直至达到新的平衡，在巷道掘出后的30d范围内矿山压力显现较为明显。采取原支护方案的1号、2号、3号测站的顶底板移近量分别为155mm、134mm、173mm，平均154mm；采取新支护方案的4号、5号、6号测站的顶底板移近量分别为115mm、98mm、110mm，平均108mm，两方案对比可得，采取新方案后，巷道顶底板移近量减少46mm，且巷道顶板破碎现象得到了缓解。表明新的支护方案增加了锚杆长度，有利于保持顶板岩层的稳定。

图3 两帮移近量

由图3可知，原支护方案下，巷道开挖30d内两帮移近量缓慢增加，30～40d内增加剧烈，40d后逐渐趋于平缓直至稳定，三个测点两帮移近量分别为47mm、36mm、52mm，平均45mm；新支护方案下，巷道开挖25d内两帮移近量缓慢增加，25～35d内增加剧烈，35d后逐渐趋于平缓直至稳定，三个测点两帮移近量分别为39mm、30mm、48mm，平均39mm。两帮移近量监测数据表明，虽然新旧支护方案均未对帮部进行支护，但巷道帮部变形量较小。新支护方案增大了顶板锚杆长度，在一定程度上控制了巷道顶板的变形，但对巷道两帮控制效果有限。

图4 锚杆受力曲线

由图4可知，巷道掘出后，锚杆在40d内受力显著增大，说明此阶段顶板岩层迅速变形，顶板锚杆产生的轴向拉力阻止顶板岩层的变形，45d后受力不在发生明显变化，待巷道变形稳定后，锚杆受力达到最大值。其中1号测站锚杆受力19.7MPa，较初始预紧力增大4.7MPa；2号测站锚杆受力18.5MPa，增大4.5MPa；3号测站锚杆在41d之内工作正常，当锚杆受力增大至19.5 MPa后，锚杆失效，现场观察发现该锚杆安装处的顶板不平整，托盘与顶板接触面积仅为托面的1/3，锚杆受力后，顶板表面变得破碎，最终导致支护失效。原支护方案的锚杆受力平均增幅4.6MPa。4号测站锚杆受力19.7MPa，增大4.7MPa；5号测站锚杆受力20.4MPa，增大5.4MPa，6号测站锚杆受力21.0MPa，增大5.0MPa；新支护方案的锚杆受力平均增幅5.4MPa，较原方案增大0.8MPa。

4 结 论

1)理论计算、数值模拟得到的结果与现场实测数据基本吻合，验证了理论分析的可行性，分析得到了锚杆长度应为2400mm，较原支护方案增大400mm，新的锚杆参数可使锚固端充分位于硬岩层中。支护优化后的巷道顶底板移近量减少46mm，两帮移近量减少6mm，表明仅仅增大顶锚杆长度可有效控制顶板岩层的稳定，不能起到控制巷道帮部围岩的作用，若需控制两帮变形，建议对帮部采取支护措施。

2)现场顶板锚杆受力监测结果表明：原方案的锚杆受力平均增幅4.6MPa，优化方案的锚杆受力平均增幅5.4MPa，较原方案增大0.8MPa，原因在于优化方案增大了锚杆长度，使其控制的围岩范围扩大，承受了更多的围岩变形引起的荷载。同时也反应出增大锚杆长度可更好的控制围岩变形。