强动压“三软”煤层巷道“卸-转-固”围岩控制技术

徐佑林，刘德成，吴旭坤，曹佐勇，高永雄，张仁松，周 泽，周 波，许猛堂，张 辉

（1.贵州理工学院 矿业工程学院，贵州 贵阳 550003；2.贵州大学 矿业学院，贵州 贵阳 550025；3.安徽昊成矿业技术服务有限公司，安徽 合肥 230000；4.贵州煤矿安全监察局，贵州 贵阳 550004；5.贵州紫森源集团投资有限公司，贵州 盘州 553503；6.贵州致远工程技术咨询有限公司，贵州 贵阳 550000；7.贵州湾田煤业集团有限公司 湘桥煤矿，贵州 盘州 553503）

0 引 言

随着煤矿开采深度的增加，开采扰动强度不断增大，强动压作用下“三软”煤层巷道支护更加困难［1］。 该类巷道围岩软弱破碎，一旦受到强动压影响，巷道围岩变形更加强烈，易造成冒落失稳、支架破坏等一系列事故，严重影响着煤矿的安全生产［2-4］，众多学者针对“三软”煤层巷道围岩变形破坏机制及相应控制措施进行了研究，并取得了富有成效的成果。 在“三软”煤层采动应力方面，夏洪春等［5］分析了“三软”煤层超长工作面矿压显现规律及应力分布特征，得到“三软”煤层超长工作面的顶、底板控制技术。 李春杰等［6］研究了沿空留巷围岩应力分布规律，得到了原岩应力区、应力增高区及应力降低区的准确分布。 唐建新等［7］得到“三软”煤层回采巷道围岩破坏模式和支护失效机制，锚网索联合支护结构失效，进而导致围岩-支护承载结构丧失承载力。 王琦等［8］以典型“三软”煤层——龙口矿区梁家煤矿4606 工作面为工程背景，对4606 沿空巷道围岩变形破坏机制进行分析，提出了具有针对性的围岩控制措施。 在“三软”煤层巷道围岩控制措施方面，康红普等［9］针对强采动影响下软岩巷道围岩大变形问题，分析高地应力与超长工作面强采动应力叠加作用下巷道围岩大变形机理，提出强采动巷道支护-改性-卸压协同控制理念，有效控制了千米深井、软岩、强采动巷道大变形。 徐佑林等［10］分析了软岩巷道围岩的变形机理，提出再造承载拱的巷道支护体系，对强动压影响下的巷道围岩控制取得较好效果。 孙利辉等［11］针对强动压影响下松软煤层巷道巷帮变形破坏问题，分析巷帮变形破坏特征，研究其滑移变形机理，提出巷帮锚注加固技术，并在井下试验工程中取得较好的成效。

综上所述，相关学者开展了众多关于“三软”煤层巷道围岩控制技术的研究，然而随着开采扰动强度的增加，单一支护技术手段难以控制“三软”煤层围岩稳定性。 鉴于此，笔者以典型“三软”煤层矿井仲恒煤矿115-101 北翼回风巷为工程背景，对“三软”煤层回采巷道围岩变形破坏机理以及破坏特征进行分析研究，提出“卸-转-固”围岩综合控制理论，利用爆破卸压使围岩应力向深部转移，改变围岩应力分布状态，降低围岩应力集中程度，采用加固材料进行封孔，提高加固段整体强度，保证强动压影响下巷道围岩稳定。

1 工程背景

仲恒煤矿115-101 回采工作面位于井田一采区，115-101 回风巷设计长度540 m，该巷道东邻13201 里运输巷，西邻10801-1 工作面采空区，巷道埋深350 m。 115-101 工作面开采15-1 号煤层，煤层厚度2.0 m，煤层倾角33°，煤层顶底板岩层以泥岩、泥质粉砂岩为主，工作面煤岩柱状如图1 所示。

2 巷道围岩变形破坏机理

2.1 巷道支护现状及破坏原因分析

2.1.1 支护现状

115-101 回风巷为半圆拱断面，巷道净宽4 400 mm，高3 000 mm，净断面积10.7 m2，原支护形式为29U 型钢半圆拱，棚距0.5 m，每架U 型钢增加1 根单体液压支柱增强支护强度。

据井下实际情况（图2），巷道总体变形破坏较为严重，加强支护的单体支柱出现向煤层倾向方向偏斜，巷道底鼓量普遍在800～1 000 mm（图3），巷道已满足不了通风、运输、行人需要。

图1 115-101 北翼工作面煤岩柱状Fig.1 Coal and rock column diagram of No.115-101 north wing working face

图2 巷道变形Fig.2 Roadway deformation

2.1.2 巷道变形破坏原因分析

根据现场观测和资料收集分析巷道变形破坏原因，主要有以下3 点。

1）巷道围岩稳定性差。 115-101 北翼回风巷顶底板岩性为泥质粉砂岩和粉砂岩，遇水易软化，围岩稳定性极差，在掘进时易发生顶板塌陷、底鼓、片帮等事故，煤层坚固性系数0.30 ～0.45，属于极软煤层。 围岩稳定性差是巷道受到强动压后易变形破坏的主要因素。

图3 115-101 北翼回风巷变形示意Fig.3 Schematic of roadway deformation of No.115-101 north wing tail entry

2）构造应力影响。 仲恒煤矿位于盘关向斜西翼中段，属纸厂井田南半部。 井田南翼煤层倾角为31°～33°，北翼煤层倾角为62°～65°。 空心包体应变计在深入巷道底帮8.45 m 处测量的地应力为30.8 MPa，故115-101 北翼回风巷正处于由缓变陡的构造应力范围内。

3）巷道布置不合理，受采动影响强烈（图4）。由图4 可知，115-101 北翼回风巷上方45 ～48 m 有10801-1 工作面和13201 工作面。 强动压影响明显是巷道围岩变形破坏的关键因素，现场随时可以听到岩层断裂声，巷道支护困难。

图4 巷道布置剖面Fig.4 Sectional view of roadway layout

2.2 115-101 回风巷采动应力演化及围岩变形分析

115-101 北翼回风巷周围工作面布置众多，巷道受到多次采动影响，采动应力的演化是该巷破坏的重要原因。 因此，分析115-101 回风巷邻近工作面开采对巷道围岩变形的影响，得到巷道围岩的变化特征，掌握采动应力的演化是对115-101 回风巷进行合理支护的必要条件。

根据115-101 回风巷与邻近工作面的相对位置关系，采用UDEC 数值软件建立数值模型。 为分析115-101 回风巷在工作面开采过程中的应力变化状况，在巷道围岩的左右两帮以及顶、底板各布置1 条测线，测线长10 m，测线上各分布10 个测点，如图5 所示。 数值分析岩石力学参数见表1。

2.2.1 采动应力演化分析

为分析工作面开采对115-101 回风巷围岩造成的影响，在115-101 回风巷围岩深2 m 处布置监测点，记录开采过程中各个测点的最大主应力，各监测点主应力变化如图6 所示。

表1 岩（煤）物理力学参数Table 1 Rock（coal） physical mechanics parameters

图6 各监测点主应力变化Fig.6 Variation of principal stress of each monitoring point

由图6 可知，随着工作面的不断回采，各个监测点的应力状态均发生了变化，其中，10801-1 工作面位于115-101 回风巷上方，其开采对巷道围岩影响相对较小，而13201 工作面开采则直接影响了其底板以及巷道右帮的采动应力状态，导致巷道底板和巷道右帮采动应力急剧卸载，其中巷道底板采动应力变化趋势最为明显。 由此可见，10801-1 工作面与13201 工作面对115-101 回风巷的影响程度并不一致，115-101 回风巷围岩主要受13201 工作面的影响，且以右帮与底板受影响最为严重。

2.2.2 巷道围岩破坏特征分析

巷道围岩塑性区分布以及巷道围岩最大主应力分布特征如图7、图8 所示。

图7 115-101 回风巷围岩塑性区分布状况Fig.7 Distribution of plastic zone in surrounding rock of No.115-101 tail entry

图8 115-101 回风巷围岩应力分布情况Fig.8 Stress distribution in surrounding rock of No.115-101 tail entry

由图7、图8 可知，在工作面开采完成以后，115-101 回风巷围岩塑性区主要集中分布于巷道底脚，右帮岩块发生了垮落，巷道的顶板以及左帮围岩状况较好。 由图8 可知，巷道浅部围岩在采动应力的作用以及巷道开挖的作用下发生了应力卸载现象，说明浅部围岩发生了破坏，而在距巷道壁5～6 m处，巷道应力达到最大值，在距巷道壁6 m 以外围岩应力逐渐趋于原岩应力状态。 说明115-101 回风巷围岩松动圈范围在围岩0～5 m 处，采动应力集中在围岩5～6 m 处。

综上所述，115-101 回风巷围岩破坏以巷道的两处底脚最为严重，且115-101 回风巷围岩的破坏范围为距离巷道壁0～5 m，在5～6 m 处巷道围岩承载性能较好，此处围岩应力达到峰值状态。

3 “卸-转-固”围岩控制原理及工程应用

3.1 “卸-转-固”围岩控制原理

目前，通过改变巷道围岩应力分布状态，使巷道周边高应力转移到围岩深部，从而保证巷道长期稳定，采用的巷道卸压方法主要有钻孔卸压［12-14］、爆破卸压［15-17］、无煤柱开采及切缝等［18-20］。 基于此，笔者针对115-101 回风巷现有支护形式已经达不到有效支护的情况，根据上述破坏原理及应力控制原理提出“卸-转-固”围岩控制理念，主要包括卸压、应力转移和巷道围岩加固3 个部分，其原理思想如图9 所示。

图9 “卸-转-固”原理Fig.9 “Pressure relief-stress transfer-reinforce” principle diagram

爆破卸压：通过在巷道帮脚应力集中区施工卸压孔进行爆破，使深部围岩内积聚的弹性变形能以变形破裂的形式释放，将原来的应力集中区变为卸压区。

应力转移（核心技术）：爆破后，围岩应力重新分布，重新形成破碎区、塑性区和弹性区，并使应力集中的弹性区转移到围岩更深处，降低巷帮及底板浅部围岩应力集中；会在巷道周围表层一定范围内形成低应力卸压圈，而在围岩深部形成了应力集中的自承载圈，集中应力主要由该自承载圈的岩体承担。 该自承载圈的岩体位于围岩深部，基本处于三向应力状态，稳定性得到很大提高。

加固（起关键控制作用）：爆破产生的爆轰压力对松软围岩具有挤压作用，将松散岩体压紧，进而对围岩进行加固（根据实际情况，巷道卸压孔会同时安装锚索，在爆破围岩稳定后安装托盘，进行张拉，施加高预紧力进行加固）。

3.2 “卸-转-固”围岩控制技术及工艺

根据现场巷道支护形式和变形破坏情况及巷道服务周期，结合煤岩特征和煤层顶底板岩性，并根据数值模拟结果，最终确定加固巷道浅部0 ～5 m 的围岩，在巷道深5～6 m 处采用爆破方式形成卸压区，具体施工工艺如下。

1）卸压孔施工。 采用ZDY650 钻机在巷道帮脚以倾角35°向下打ø75 mm、深6 100 mm 的钻孔，钻孔间距1 500 mm。 钻孔布置如图10 所示。

图10 钻孔布置Fig.10 Drilling layout

2）爆破卸压。 在卸压孔深部封闭空间内进行爆破（图11），卸压孔用ø32 mm×1 000 mm PVC 管装三节ø32 mm×300 mm 乳化炸药实施爆破。

3）加固封孔段。 利用自制封孔设备将加固材料通过压风填入卸压孔，加固材料为合成的混凝土，质量比为水泥∶细沙∶水＝1 ∶2 ∶1，细沙粒径小于5 mm，提高封孔加固段整体岩体强度。

4 “卸-转-固”围岩控制技术应用效果分析

4.1 巷道围岩应力变化分析

试验在原支护基础上采用“卸-转-固”技术方案，实施长度20 m，其余巷道段均采用原支护方案，在115-101 回风巷措施实施段和未实施段分别布置1 个测站，每个测站共计3 个测点，每个测点相距2 m（深度6、10、14、18 m），采用钻孔应力计监测巷道围岩应力变化情况，监测点布置如图12 所示（由于现场煤层条件限制，钻孔容易出现塌孔，实际安装深度分别为5、6、9、9.5 m）。

图11 钻孔装药、加固结构示意Fig.11 Schematic of drilling charge and reinforcement structure

图12 钻孔应力测点布置Fig.12 Layout of borehole stress measurement points

通过现场采集数据，得到巷道围岩应力的变化曲线，图13 中1、2、3 号为试验段巷道的围岩应力变化曲线，4、5、6 号为原支护段的围岩应力变化。

图13 巷道围岩应力变化规律Fig.13 Stress change laws of surrounding rock of roadway

由图13 可知，试验段巷道1 号孔深度9 m，初始应力4.08 MPa，在30 d 内，围岩应力以0.24 MPa/d的速率增长，30 d 后，围岩应力稳定在7.37 MPa，无明显变化；2 号孔深度6 m，初始应力3.15 MPa，在监测期间54 d 内，巷道围岩应力逐渐降低，在48 d 时降为0；3 号孔深度5 m，初始应力4.06 MPa，巷道围岩应力趋于稳定，在48 d 时，围岩应力在5.43 MPa左右波动。 由于未试验段巷道4 号孔的钻孔应力设备损坏，无数值不作考虑；5 号孔深度9 m，初始应力4.12 MPa，巷道围岩应力以0.37 MPa/d 速率呈线性增大，在54 d 时已达到20.14 MPa；6 号孔深度9.5 m，初始应力3.86 MPa，在0～40 d，巷道围岩应力急剧增大，速率达到0.748 MPa/d，监测40 d 后，巷道围岩应力增加有所减缓，在54 d 时已达到30.46 MPa，由此可知，采用“卸-转-固”围岩控制技术，降低了巷道两帮及底板浅部围岩应力集中程度，并将应力转移到围岩深部，有效控制了巷道围岩变形速度。

4.2 巷道围岩变形规律分析

为了监测巷道顶底板及两帮位移的变化，在115-101 北翼回风巷设置2 个观测站，1 号站（采用“卸-转-固”技术）和2 号站（原支护），巷道表面位移观测结果如图14 所示。

由图14 可知，未试验段巷道围岩变形量较大，在50 d 内，顶底板最大移近量534 mm，两帮最大移近量487 mm，顶底板累计移近量大于两帮，0 ～30 d围岩变形速率很大，顶底板移近速率达到12.97 mm/d，两帮移近速率最大达到12 mm/d，30 d 后巷道围岩变形速率有所减缓，但巷道围岩依旧没有稳定，变形仍有增大的趋势。 试验段巷道围岩初期变形较快，在30 d 后，巷道围岩趋于稳定状态，顶底板最大移近量105 mm，两帮最大移近量195 mm，顶底板移近速率2.1 mm/d，两帮移近速率为3.9 mm/d。

通过以上巷道围岩变形监测情况可知，采用“卸-转-固”和U 型钢联合支护技术时，在30 d 内，围岩顶底板移近量比未试验段巷道降低79.43%，两帮移近量比未试验段巷道移近量降低54.17%。 说明在“卸-转-固”技术下，巷道围岩变形得到了有效控制。

图14 巷道围岩变形规律Fig.14 Deformation law of surrounding rock of roadway

5 结 论

1）采用UDEC 数值软件建立数值模型，分析了115-101 回风巷受上部10801-1 和13201 工作面采动影响，结合现场实际，分析了巷道围岩变形破坏原因，得到围岩软弱是巷道受到强动压后易变形破坏的主要因素，强动压影响是加剧围岩变形破坏的关键因素。

2）根据115-101 回风巷围岩变形破坏特征，基于应力控制原理提出了“卸-转-固”围岩综合控制理念，通过对围岩应力集中区进行爆破卸压，将浅部围岩应力转移到深部，降低底板及巷帮浅部应力集中程度，通过爆破产生的爆轰压力对浅部松散围岩进行挤压，实现对围岩的加固，提高围岩整体强度并充分发挥围岩的自身承载能力抵抗围岩变形。

3）通过井下试验效果对比分析可知，实施“卸-转-固”围岩控制技术后，巷道两帮及底板浅部围岩应力集中程度有明显降低，巷道顶底板移近速率降低了79.43%，两帮移近速率下降了54.17%，巷道围岩变形得到了有效控制，表明“卸-转-固”支护技术能有效控制强动压影响下“三软”煤层巷道围岩变形。