泉店煤矿采区回风下山支护优化方案研究

蒋与飞

（河南神火兴隆矿业有限责任公司，河南 许昌 461600）

0 引 言

我国煤矿资源的开采深度以每年10 m 的平均速度向深部区域发展，煤炭资源的安全高效合理开发还仍然面临众多实际问题。大量研究结果表明巷道正常使用的关键是如何保证煤矿巷道围岩稳定，相关工程实践表明煤矿深部软岩巷道总量占年煤矿巷道总量的30%左右，但巷道返修率却高达70%以上，其灾变原因主要是由于现场采用的支护参数与支护连接方式不当。贾后省等针对新疆矿区综放面支护工作过程面临的煤柱施工巷道非对称底臌剧烈、支护维护困难、起底工程量大等实际难题，采用理论数据分析、数值实验模拟、现场原位试验等多种综合研究方法，分析了煤柱巷道不同支护工作方式下的围岩和周边介质应力场的演化规律及分布形态。王光勇等通过分析得到动载应力的振波、位移、振动响应速度、振动响应加速度对不同动载支护设计方案在不同动载应力作用下的的振动响应速度特征。王晓卿等一般认为用在巷道的两端锚锚索可有效实现全面多孔注浆的功能，同时它还兼具有较高锚固力与高强度延伸性，对我国复杂条件下的软岩巷道围岩控制效果较好。

以上研究成果为软岩巷道侵蚀变形演化规律及软岩破坏形态特征研究奠定了很好的理论基础，但目前针对云南神火矿区高地应力软岩巷道变形演化处理规律与破坏形态特征等的研究较少。本文通过综合分析调查神火泉店矿区煤矿深部软岩巷道支护状况，利用数值计算方法有针对性地综合分析不同软岩支护条件参数及不同支护处理方式不同条件下地质围岩巷道应力、位移演化规律，得到适用于泉店矿区煤矿深部复杂条件地质软岩巷道支护经济合理的软岩优化方案，为研究泉店矿区煤矿22 采区软岩下山及泉店矿区其他巷道同类支护条件下软岩巷道支护优化提供重要依据。

1 工程背景

1.1 工程地质条件

泉店兴隆煤矿是云南神火兴隆矿业的一个主力采煤矿井，生产规模为150 万t/a。22 采区主采二1 煤层，煤层倾角一般为25°左右，煤层厚1.18~10.38 m，平均5.88 m。回风下山采用一个半圆形的拱形，断面面积为17.7 m2，22 采区回风下山总体支护如图1 所示。下山断层围岩松软破碎，裂隙持续发育，断层上山围岩受岩体构造运动变化因素影响，应力较为集中。

22 采区回风下山主要担负着泉店煤矿22 采区的回风任务，其稳定性至关重要。掘进巷道围岩以细粒砂岩为主，随着埋深逐渐增加，围岩稳定性及控制难度不断加大。开掘巷道断面一般为直墙半圆拱形，净宽5 000 mm，净高4 300 mm，掘宽5 240 mm，掘高4 420 mm，墙高1 800 mm，喷厚120 mm，采用锚杆和锚网索支护，锚杆间排距为700 mm×700 mm，锚杆长2.4 m，杆径为20 mm，锚索为直径18.9 mm、长l 8000 mm 的不锈钢绞线，锚索间距×排距为1 400 mm×1 400 mm，现场支护方案如图1 所示。

图1 下山原支护Fig.1 Downhill original support

1.2 巷道变形特征

1.2.1 顶板变形破坏表现形式

连接22 采区附近的—540 m 施工大巷是高应力破碎软岩巷道，根据目巷道围岩工程地质条件及现场表面位移监测结果可知，大巷围岩应力高，顶压及侧压较大，造成巷道顶板变形大、变形速率高。顶板锚网变形主要以金属网兜的形式加以表现，锚网由于喷索的活动支护受力作用部分或完全失效，螺母出现脱落，托盘出现扭曲，锚网变形严重，金属网与塑钢托盘连接处出现撕裂。变形过程中（图2） 锚索没有被用力拉伸折断的正常现象，但也有出现锚索扭曲后的现象。巷道围岩塑性区较大，锚索没有锚固在坚硬的围岩层中，未必能起到锚索悬吊的重要作用。

图2 巷道变形破坏表现形式Fig.2 Manifestations of roadway deformation and failure

1.2.2 巷道两帮变形破坏形式

两帮收敛变形量大，特别是南北帮底均有明显的收敛，呈不对称变形，北帮变形量大于南帮变形量，巷道围岩存在不同程度的片帮，片帮多发生在两帮的中下部，墙角处最为严重，并且北帮比南帮严重。

1.2.3 底板变形破坏形式

巷道底鼓十分严重，由于巷道底板无支撑保护加固措施，成为巷道整体应力释放的薄弱部分，底板变形量大，其变形速率高，卧底工作量大。底鼓经常会导致两帮移近量的不断增大，巷道内的维护更加困难。

2 采区下山支护参数与支护方式数值模拟

2.1 数值计算模型构建

以泉店煤矿22 采区下山为工程背景，选用三维有限差分程序FLAC3D 构建数值模型，模拟巷道在不同支护参数及支护方式下的失稳情况。数值分析的主要对象是锚索长度及锚杆（索） 联合支护方式的优化，为了消除边界条件的影响，所取巷道周围尺寸必须大于巷道半径的5 倍，模型长为50 m，宽为60 m，高60 m，巷道位于模型中心，模型共划分网格11 万个，模型及网格划分如图3 所示。

图3 模型及网格划分Fig.3 Model and meshing

在模型顶部施加15.6 MPa 的垂直向下的力以模拟上覆岩层，底部边界固定约束，其他四周位移约束。

2.2 数值计算方案及结果分析

2.2.1 锚索长度优化分析方案

此次模拟锚索巷道长度分别为5、6、7、8、9、10 m 时，巷道应力变形及其围岩的应力分布情况，在充分确保锚索巷道稳定的必要前提下，考虑尽量节省材料施工成本，以优化锚索带的长度。

2.2.2 锚索长度不同时下山围岩变形规律

（1） 下山围岩垂直位移分析。

图4 为顶板垂直位移随锚索长度的变化规律，分析可知顶板和底板的移近量随锚索长度的不断变大而逐渐减小。当锚索长度为5 m 增加至6 m 时，顶底板移近量每米减小幅度为4.1×10-2m；其中当锚索长度为6 m 增加至7 m 时，顶底板移近量每米减小幅度为1.87×10-2m；当锚索长度为7 m 增至8 m 时，顶底板移近量移近量每米减小幅度为0.65×10-2m；当锚索长度为8 m 增加至9 m 时，顶底板移近量每米减小幅度为0.22×10-2m；当锚索长度为9 m 增加至10 m 时，顶底板移近量每米减小幅度为0.19×10-2m。由此可知，顶底板移近量范围在5 ～8 m 时，下山顶底板移近量中的变化幅度相对较大，锚索长度大于8 m 时，顶底板移近量的变化幅度较小，因此从安全、材料使用节约、施工难易3 个角度进行考虑建议选择锚索杆的长度在8～9 m，施工选择锚索杆的长度一般为8 m。

图4 围岩顶底板移近量随支护锚索长度变化规律Fig.4 Changing lawof the displacement of top and bottom of surrounding rock with the length of supporting anchor cable

（2） 下山围岩水平位移分析。

图5 为下山水平位移随锚索长度的变化规律。两帮移近量随着锚索长度的增大而减小。当锚索长度为5 m 增加到6 m 时，巷道两帮移近量每米减小幅度为2.9×10-2m；当锚索长度为6 m 增加到7 m时，巷道两帮移近量每米减小幅度为2.41×10-2m；当锚索长度为7 m 增加到8 m 时，巷道两帮移近量每米减小幅度为0.79×10-2m；当锚索长度为8 m增加到9 m 时，巷道两帮移近量每米减小幅度为1.1×10-2m；当锚索长度为9 m 增加到10 m 时，道两帮移近量每米减小幅度为1.15×10-2m。由此可知，下山两帮移近量在锚索长度在5～8 m 时，下山两帮移近量变化幅度较大，在锚索长度大于8 m 时，巷道顶底板移近量变化幅度较小，因此从巷道安全、材料节约、施工难易角度考虑可以选择锚索长度在8～9 m，建议选择锚索长度为8.3 m。

图5 围岩两帮位移随支护锚索长度变化规律Fig.5 Displacement of surrounding rock on two sides changing with length of supporting anchor cable

（3） 最大主应力分布规律。

图6 为锚索长度不同时下山最大主应力分布云图，图7 为最大主应力随锚索长度变化规律。如图可知，最大主应力随着锚索长度的不断增大而逐渐减小。当锚索长度为5 m 增加到6 m 时，最大主应力的减小幅度大约为6.2×106MPa/m；当锚索长度为6 m 增加到7 m 时，最大主应力的减小幅度大约为3.6×106MPa/m；当锚索长度为7 m 增加到8 m时，最大主应力的减小幅度大约为1.4×106MPa/m;当锚索长度为8 m 增加到9 m 时，最大主应力的减小幅度大约为0.4×106MPa/m；当锚索长度为9 m增加到10 m 时，最大主应力的减小幅度大约为0.2×106MPa/m。由此可知，巷道顶底板移近量在锚索长度在5～8 m 时，下山最大主应力变化幅度较大，在锚索长度大于8 m 时，巷道顶底板移近量变化幅度较小，因此从巷道安全、材料节约、施工难易角度考虑可以选择锚索长度在8～9 m，建议选择锚索长度为8.3 m。。

图6 不同锚索长度支护围岩最大主应力云图Fig.6 Cloud of maximum principal stress of surrounding rock with different anchor cable lengths

图7 围岩最大主应力随支护锚索长度变化规律Fig.7 Maximum principal stress of surrounding rock varies with length of supporting anchor cable

2.2.3 锚索长短搭配优化分析

（1） 锚索长度搭配分析方案。

为减少支护成本，实现经济高效的支护效果，下山塑形破坏较大区域采用长锚索支护，在下山塑性破坏范围较小处布置短锚索支护，在数值模拟中，采用短锚索长度为5 m，长锚索长度为8 m，分析围岩变形量及最大主应力分布规律。

（2） 锚索长短搭配时巷道围岩变形量与最大主应力分析。

图8 为整个巷道围岩垂直位移云图，图9 为整个巷道围岩水平位移云图，图10 为整个巷道围岩最大主应力云图，图11 为锚杆锚索受力图。

图8 巷道围岩垂直位移云图Fig.8 Vertical displacement cloud of roadway surrounding rock

图9 巷道围岩水平位移云图Fig.9 Cloud of horizontal displacement of roadway surrounding rock

图10 巷道围岩最大主应力云图Fig.10 Cloud of maximum principal stress of roadway surrounding rock

图11 锚杆锚索受力Fig.11 Force on bolt and cable

由下图结合等长短锚索支护时，围岩变形量与最大主应力分布可以看出，采用长短锚索搭配支护时顶底板移近量、两边移近量、最大主应力均与等长度锚索支护时差别不大，但是从经济高效的角度考虑，可以选用锚索长短搭配支护。

3 22 采区下山优化支护效果评价

3.1 表面位移监测目的与测点布置

对大巷表面位移监测采用“十”的三字母布点法安设监测断面，如图12 所示。

图12 巷道表面位移监测断面Fig.12 Monitoring section of roadway surface displacement

对于大巷布置了Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ三个字的监测断面，断面基点间距20 m，在3 个测量基点每个位置上各安装1 个测钉元件作为设置测量点的基点。每天观测1 次，监测时间为2 个月，考虑巷道断面尺寸、预测的巷道围岩位移量及要求的围岩测量精度等诸多因素，位移的监测仪器选择钢卷尺。

3.2 表面位移监测结果

图13 巷道顶底板移近量速度随时间变化曲线图，图14 为两帮移近量随时间变化曲线图，由以下图表中可知，在巷道优化支护工程完成之后，巷道变形量随着时间增加过断层段两帮移近量、顶板下沉量不断增大，变形率大。根据监测断面1 号测点的监测数据，巷道变形20 d 时，两帮移近量为111 mm，平均变形速率大约为5.55 mm/d，变形速率较大，而且巷道10 d 内的平均变形速率更大，高达8.3 mm/d；顶板下沉量为117 mm，变形速率为5.85 mm/d，变形10 d 时，变形速率为7.6 mm/d。根据监测断面2 号测站监测数据，巷道变形20 d 时，两帮移近量最大为119 mm，变形速率为5.95 mm/d，变形10 d 时，变形速率为8.8 mm/d；巷道变形20 d 时，顶板下沉量最大为140.5 mm，平均变形速率为7.05 mm/d，变形速率较大，而且巷道10 d 内的平均变形速率更大，高达10.8 mm/d。根据监测断面3 号测站监测数据，巷道变形20 d 时，两帮移近量为96 mm，平均变形速率为4.8 mm/d，变形速率较大，而且，巷道10 d 内的平均变形速率更大，高达7.5 mm/d；巷道变形20 d 时，顶板下沉量为106 mm，变形速率为5.3 mm/d。

图13 顶底板移近量随时间变化曲线Fig.13 Change curve of top and bottom plate approach with time

4 结 论

（1） 根据现场工程背景建立数值计算模型，根据围岩变形规律、应力特征及最大主应力分布得出锚索的最佳长度为8.3 m。

图14 两帮移近量随时间变化曲线Fig.14 Change curve of two sides'approach with time

（2） 采用长短锚索搭配支护时下山顶底板移近量、两边移近量、最大主应力均与等长度锚索支护时差别不大。但使用锚索长短搭配支护可以使矿山节省大笔成本，保障矿山安全经济高效开采。