基于能量计算的冲击地压巷道支护参数确定方法研究

付玉凯

(1.中煤科工开采研究院有限公司，北京 100013；2.天地科技股份有限公司 开采设计事业部，北京 100013；3.煤炭科学研究总院 开采研究分院，北京 100013)

随着煤矿采深的增加，煤矿冲击地压灾害日益严重，冲击地压造成巷道大范围坍塌、冒顶破坏[1-3]。鉴于工程条件的复杂性，目前仍不能准确地预测、预报冲击地压发生的时间和地点，单纯依靠预警和卸压无法彻底杜绝冲击地压的发生。支护作为一种防控巷道冲击地压的手段，合理的支护方式和参数能有效降低巷道的冲击破坏程度[4-6]。

在冲击地压巷道支护方面，国内主要采用锚杆(索)、钢棚及支架等支护方式，其中大部分煤矿仍以锚杆支护为主。高明仕[7]针对冲击地压巷道，提出了“强—弱—强”结构模型，通过设置弱结构、提高支护强度等手段来控制冲击地压巷道围岩变形破坏；鞠文君[8，9]分析了冲击地压巷道锚杆支护的适用性和作用原理，提出了冲击地压巷道锚杆支护能量校核设计法；康红普[10]针对义马矿区巷道变形破坏特点，提出了锚杆支护优先、及时主动支护、全断面支护、锚-支相结合、支-卸相结合、支护构件相互匹配的冲击地压巷道支护原则；潘一山[11，12]提出了冲击地压巷道三级支护理念，一级支护采用锚杆或吸能锚杆，二级支护采用“锚杆+O型棚”，三级支护采用“锚杆+O型棚+液压支架”联合支护；吴拥政等[13]针对巷道防冲手段和支护系统不协调的问题，提出了深部冲击地压巷道“卸压-支护-防护”协同防控原理与技术；焦建康等[14]提出了巷道锚固承载结构的概念，建立了动静载荷作用下巷道锚固承载结构稳定模型，得出了动载扰动冲击地压巷道锚固承载结构破坏的力学判据和能量判据；付玉凯[15，16]在义马常村煤矿典型冲击地压巷道开展了高冲击韧性锚杆(索)防冲试验研究，结果表明高冲击韧性锚杆(索)强度高、吸能能力强，对冲击能量缓冲效果好，防止了脆性断裂失效，有效控制了冲击地压巷道的失稳破坏。现有的研究成果对冲击地压巷道围岩控制提供了重要的技术手段，研究成果主要集中在支护理论、支护方式及支护材料选择等方面，要想科学确定冲击巷道锚杆支护参数，需从冲击地压巷道支护参数与冲击能量间的关系开展研究。笔者针对义马矿区耿村矿的冲击地压巷道地质条件，测试了支护材料的动态力学性能，基于能量计算方法确定巷道支护参数，并选择典型巷道开展现场试验，验证能量计算方法的可行性。

1 工程概况

1.1 地质条件

义马矿区耿村矿为冲击地压矿井，埋深620 m左右，13230工作面位于矿井的东三采区，北侧为13210工作面采空区，南侧为实体煤。13230上巷沿13210工作面采空区边缘掘进，煤柱尺寸6 m，巷道掘进时留底煤厚度2 m，巷道断面为三心拱，巷宽7500 mm，巷高4600 mm，巷道长度1088 m，工作面布置如图1所示。

图1 13230工作面巷道布置

工作面开采2-3煤，煤层厚度10.2 m，倾角12°，内生裂隙发育，煤层结构复杂，含夹矸3～5层，岩性为泥岩及粉砂质泥岩；直接顶为灰黑色、黑色泥岩，平均厚31.5 m；基本顶为粉砂岩，局部为中粒砂岩或泥岩。直接底为泥岩，厚度1.5 m；基本底为细砂岩或粉砂岩，厚度12.5 m。2-3煤上方存在巨厚砾岩，砾岩厚380 m，距煤层240 m，属于强冲击危险区域。

1.2 地质力学测试结果

在13230工作面开展了地质力学测试，最大水平主应力14.84 MPa，最小水平主应力7.69 MPa，垂直主应力14.98 MPa，最大水平主应力方向N11°E，属于中等偏高应力区。2-3煤平均强度14.83 MPa，直接顶泥岩平均强度23.04 MPa，强度较低。煤体破碎严重，顶板泥岩裂隙发育，浅部存在明显裂隙、离层及破碎带，完整性较差。

1.3 巷道变形破坏情况

13210工作面上巷在巷道掘进期间采用复合支护，为锚杆(索)和钢棚联合支护，回采期间在超前采动应力段架设防冲支架。巷道支护参数如下：

1)采用335 MPa级钢材，右旋全螺纹钢锚杆，直径20 mm，长度2500 mm，锚固长度1.2 m，间排距700 mm×700 mm，扭矩100 N·m；锚索强度1860 MPa，结构为1×7股，直径17.8 mm，顶板锚索长度8.0 m，锚固长度4 m，预紧力100 kN，间排距为1400 mm×1400 mm；金属网采用菱形网，10号铁丝，铁丝直径为3.80 mm，网孔尺寸为100 mm×100 mm。

2)U型钢棚支护参数。锚网索支护完成后，在滞后巷道掘进迎头及时架设29U型钢棚，钢棚排距0.6 m。支架支护参数。工作面回采时，超前工作面300 m范围内架设防冲支架，支架工作阻力4000 kN，吸能让位位移200 mm，每8 m布置1架。

在13210工作面回采过程中，巷道变形严重，两帮移近量最大达到3 m，底鼓达2 m，U型钢棚多处出现弯曲变形，巷道进行了多次返修。巷道掘进期间，冲击能量相对较小，基本在105J以下，巷道变形主要以底鼓为主。工作面回采时，由于采动应力和顶板上覆坚硬岩层断裂的影响，冲击能量明显增加，巷道超前段多次出现105J的能量，围岩变形量也急剧增加。个别冲击能量达到106J，巷道呈现瞬间强烈变形，如顶板下沉、帮鼓或底鼓，锚杆(索)整体滑脱、断裂，钢棚出现弯折，支架也出现爆缸、安全阀瞬间开启等现象。巷道震动明显，煤尘扬起，巷道内能见度低，顶板岩块大量掉落，距离冲击事件较近处岩体出现鼓包、金属网撕裂，变形突增。

2 冲击地压巷道支护参数确定方法

2.1 冲击地压巷道能量计算原理

冲击地压的发生主要是由于煤岩体集聚的弹性能突然释放导致的，释放的弹性能将以应力波的形式四周传播，应力波在围岩中以指数形式衰减[17]。假设震源处初始能量为E0，冲击发生后剩余能量为E1，衰减指数为η，震源距巷道距离为R，则应力波传播至巷道围岩的动能为：

Eh=EsR-η=(E0-E1)R-η

(1)

由于冲击能量向四周传播，同时不同岩层的衰减指数也不同，导致想确定出巷道周围的冲击能量难度较大。笔者基于现场实践发现，围岩破坏的严重程度主要和震源释放的能量、距离及支护强度有关，冲击能量越大、震源距巷道越近，其巷道围岩的震动速度越大，震源在巷道临空面处的震动破坏最为严重，冲击地压发生后的变形如图2所示。同时，冲击发生后，震动速度会在巷道围岩破碎岩体处有一定的放大效应，震动速度明显大于震源处的震动速度，巷道围岩浅部破碎的岩体更易出现弹射破坏。根据现场经验，巷道围岩的震动冲击速度可达3～10 m/s，煤岩体在3～10 m/s冲击速率下，围岩浅部破碎岩体会脱离母岩出现弹射，其弹射动能会造成支护系统破坏。若破碎岩体的弹射动能大于支护系统可抵御的能量，则支护系统失稳破坏，反之亦然。如果能通过现场实测、理论计算或数值模拟等手段确定出冲击震源在巷道临空面处的单位面积动能和支护系统的吸能量，将两者进行对比校核，即可实现对巷道支护参数的确定或反演。

图2 冲击地压巷道能量计算模型

2.2 巷道支护参数能量计算流程

基于上述提出的能量计算原理，可得出基于能量计算的冲击地压巷道支护参数方法流程如下：

1)根据试验巷道的地质条件和生产条件，综合采用工程类比、综合指数法等方法确定试验巷道的最大冲击危险等级和震级，考虑到安全性，不同方法确定的震级不一致时，取最大值。

2)确定出巷道的最大震级后，可依据式(2)计算得出震源峰值振动速度的幅值，根据震源峰值震动速度与震源强度的线性关系，可确定出对应的动载强度，震源处波动函数如式(3)所示：

A0=10(lgEs-1.8)/1.9

(2)

式中，A0为动荷载峰值，MPa；ω为震动频率，Hz；t为动荷载作用时间，s。

3)将震源处波动函数或震源动载强度输入数值模型中，通过与现场实际冲击地压案例进行反演，确定得出围岩力学参数，通过数值计算最终确定得出震源冲击波传至巷道最近处(临空面)的冲击震动速度(PPV)和破坏范围，通过获得巷道表面的震动速度、破坏范围和煤岩体密度，可确定得出巷道临空面的单位面积冲击动能，该动能也是冲击发生后巷道表面最大的动能。

式中，m为巷道表面单位面积上破坏围岩的质量；v为巷道表面围岩震动速度；h为围岩破坏范围；ρ为围岩密度。

4)锚杆支护结构单元的吸能量可根据实验室测试结果进行确定，通过实验室测试确定得出单位面积锚杆支护系统的吸能量Ec。然后根据理论计算或实验室测试确定出U型钢棚、防冲支架等被动支护结构的单位支护面积的吸能量Ez。通过将支护结构和巷道围岩的能量进行对比，可校核支护结构能力是否满足要求。

(Ec+Ez)>Eh

(5)

3 冲击地压巷道支护参数确定

3.1 试验巷道冲击危险指数评估

综合指数法[18，19]是在综合分析试验巷道地质条件和开采条件的基础上，确定各种因素的权重，然后综合考量得出试验巷道的冲击危险指数，综合指数法冲击危险分级表见表1。

表1 冲击地压危险状态的分级

根据综合指数法可知，13230工作面上巷地质条件综合指数为0.85，开采因素综合指数0.55，根据冲击危险性分级表，综合判断试验巷道属于强冲击危险区域，冲击地压危险等级为D，震级ML2.4～2.8。

3.2 试验巷道临空面单位面积冲击动能确定

冲击地压发生后，弹性能将以冲击波的形式向四周传播，由于巷道围岩浅部因开挖会形成大量节理、裂隙及弱结构面，在冲击过程中围岩浅部节理、裂隙及弱结构面通常会放大冲击波的震动效应，震动速度通常可达3～10 m/s，巷道浅部围岩震动速度大小主要与应力波强度和围岩破碎程度相关[20]。

笔者基于13230工作面上巷的地质条件，模拟得出了冲击载荷下巷道顶板不同深度的震动速度如图3所示[21]。从图中可以看出，巷道顶板不同围岩在冲击载荷下的震动速度不同，围岩完整性越差其震动速度越大，巷道破碎煤岩体的最大震动速度达到6.0 m/s。

图3 不同围岩在冲击地压发生后的震动速度

利用钻孔窥视仪对13230工作面上巷的围岩破坏范围进行了探测，泥岩破坏深度达到1.3 m，为了考虑一定的安全系数，破坏深度可取1.5 m，泥岩密度取2500 g/m3。则冲击地压发生后巷道顶板单位面积上释放的冲击动能为：

当冲击地压震源位于巷道顶板时，除要考虑巷道围岩的冲击动能，还要考虑破坏泥岩产生的重力势能。假设在冲击载荷下泥岩最大位移300 mm，则泥岩单位面积释放的势能为：

Eh2=mgh=11.03 kJ/m2

巷道顶板单位面积释放的冲击动能和位移势能之和为：

Eh=Eh1+Eh2=78.53 kJ/m2

3.3 冲击地压巷道支护系统吸能量确定

以往确定锚杆、锚索等支护材料的吸能量主要是基于其静态位移与力曲线计算得出，确定的支护材料吸能量与其实际吸能量有一定差异。为了能确定出准确的支护材料动载下的吸能量，利用自主开发的落锤冲击试验机，分别测试了锚杆、锚索及金属网等主要支护构件的吸能量，落锤冲击试验机如图4所示。

图4 锚杆和锚索落锤冲击实物

测试用的锚杆为直径22 mm杆体左旋无纵筋500号螺纹钢筋，长度2.4 m；锚索材料为直径∅21.8 mm，抗拉强度1860 MPa，1×19股高强度低松弛预应力钢绞线，长度2.2 m；金属网为菱形网，8号铁丝，铁丝直径为4.06 mm，网孔尺寸为50 mm×50 mm，菱形网尺寸为1000 mm×1000 mm。为保证一定的冲击速度，锚杆和锚索冲击所用的落锤重量为1000 kg，金属网所用的落锤为437.6 kg，落锤下部安装有动态力传感器，用于监测冲击过程中锚杆和锚索的受力，试验机框架立柱上安装有激光位移计，用于采集冲击过程中锚杆和锚索的变形量。

1)锚杆试样吸能量。由于一次冲击无法将锚杆试样冲击破断，锚杆试样采用多次冲击的方式，单次冲击能量20000 J，冲击速度6.32 m/s，锚杆试样在80000 J冲击能量下出现破断，冲击下锚杆试样的冲击力与位移曲线如图5所示。通过对锚杆试样的冲击力-位移曲线进行积分可得到其破断吸能量，锚杆在80000 J能量的冲击下其吸能量为76000 J，则锚杆单位长度吸能量为31666 J/m。

图5 锚杆冲击力-位移曲线

2)锚索试样吸能量。锚索在冲击能量为15000 J时出现了破断，冲击速度为5.48 m/s，冲击下锚索试样的冲击力与位移曲线如图6所示。锚索试样的冲击力与位移曲线进行积分可得到其破断吸能量，锚索在15000 J能量的冲击下其吸能量为14300 J，则锚索单位长度吸能量为6500 J/m。

图6 锚索位冲击力-位移曲线

3)菱形网吸能量。菱形网在冲击能量为5600 J时出现了破坏，冲击速度为5.06 m/s，冲击下菱形网的冲击力与位移曲线如图7所示。菱形网的冲击力与位移曲线进行积分可得到其破断吸能量，菱形网在5600 J能量的冲击下其吸能量为4820 J，则菱形网单位面积吸能量为4820 J/m2。

图7 菱形网冲击力-位移曲线

4)其它支护材料吸能量。锚杆支护中除锚杆、锚索及金属网外，托板、钢带等支护构件也具有一定的吸能能力，鉴于其吸能量在整个支护系统中的占比较低，在此不予考虑。当冲击地压巷道冲击危险性较高时，单独采用锚杆支护难以控制巷道冲击破坏，巷道通常要采用复合支护，比如锚杆、U型钢棚及防冲支架等。研究[13，22]发现，36U型钢棚的吸能量约60 kJ，工作阻力为6000 kN的防冲支架吸能量达到1000 kJ。

3.4 冲击地压巷道支护方案

根据矿方现在使用的支护材料和13210工作面上巷支护方案进行计算来看，原支护方案中锚杆单位支护面积吸能量为38 kJ/m2，锚索单位支护面积吸能量3.3 kJ/m2，菱形网单位支护面积吸能量为2.52 kJ/m2，29U型钢棚单位支护面积吸能量为7.96 kJ/m2，防冲支架单位支护面积吸能量为10.74 kJ/m2。则原锚杆(索)、U型钢棚及防冲支架的总吸能量为54.56 kJ/m2，小于巷道顶板释放的冲击动能78.53 kJ/m2，原三级支护方式无法满足13210工作面上巷的支护要求。所以，13210工作面上巷巷道在冲击载荷下变形极其严重。

为了能使支护参数满足巷道使用要求，同时还能降低支护密度，13230工作面上巷新支护方案采用高强、高延伸率锚杆(索)支护材料，根据上述高强、高延伸率支护材料的吸能量，可分别计算得出锚杆支护、U型钢棚及防冲支架的吸能量，然后将三者吸能量之和与巷道顶板释放的冲击动能进行对比，可反演得出各支护方式的参数。

假设顶板锚杆长度2.4 m，锚固长度1.2 m，锚杆间排距1 m×1 m，锚杆单位支护面积吸能量为38 kJ/m2；锚索长度6.3 m，自由端长度4 m，锚索间排距2 m×2 m，锚索单位支护面积吸能量为6.5 kJ/m2；菱形网单位支护面积吸能量为4.82 kJ/m2；36U型钢棚排距1.2 m，巷宽7.5 m，单位支护面积吸能量为6.67 kJ/m2；防冲支架排距5 m，巷宽7.5 m，单位支护面积吸能量为26.67 kJ/m2。则锚杆(索)、U型钢棚及防冲支架的总吸能量为82.66 kJ/m2，大于巷道顶板释放的冲击动能78.53 kJ/m2，三级支护方式基本可以满足13230工作面上巷的支护要求。根据上述能量计算，13230工作面上巷的支护方案如下：

1)锚杆支护参数。采用500 MPa级钢材，直径22 mm，长度2400 mm，配套W钢护板、托板等支护构件，锚固长度1.2 m，间排距950 mm×900 mm，扭矩300 N·m；锚索强度1860 MPa，结构为1×19股，直径21.8 mm，巷帮锚索长度4.3 m，顶板锚索长度6.3 m，锚固长度2 m，预紧力320 kN，配套托板、球垫等支护构件，间排距为1900 mm×1800 mm；金属网采用菱形网，8号铁丝，铁丝直径为4.06 mm，网孔尺寸为50 mm×50 mm。

2)U型钢棚支护参数。锚网索支护完成后，在滞后巷道掘进迎头及时架设36U型钢棚，钢棚排距1.2 m，钢棚与巷道围岩间预留0.5 m的空间，中间填充枕木。

3)防冲支架支护参数。工作面回采时，超前工作面300 m范围内架设防冲支架，支架工作阻力6000 kN，吸能让位位移200 mm，每5 m布置1架。

4 矿压监测

在13230工作面上巷试验段安装了锚杆(索)测力计、巷道围岩位移和微震探头，用于监测巷道变形破坏情况，在巷道试验过程中，微震探头监测到多次冲击能量事件，其中发生106J以上的冲击事件1次，105J冲击事件3次，104J冲击事件26次。矿压监测结果如图8所示。从图8可以看出，巷道帮部锚杆初始预紧力位于38～60 kN之间，随着围岩的变形锚杆受力逐步增加，锚杆最大受力达到240 kN，不同锚杆受力差异较大，并且1号锚杆受力出现了明显的波动；顶板锚杆初始预紧力与帮部基本相同，顶板锚杆受力增加更快，锚杆的最终受力也相对较大，且受力也相对稳定，未出现明显的波动。顶板锚索初始预紧力位于10～160 kN之间，锚索初始预紧力差异较大，并且锚索最终受力也差别较大，最大受力达到380 kN，最小受力仅20 kN。巷道变形量主要以底鼓为主，底鼓量达到650 mm；顶板变形量相对较小，仅60 mm，两帮变形量中等，达到300 mm。

图8 13230工作面上巷矿压监测结果

整体来看，冲击地压巷道矿压显现与传统巷道差异较大，冲击地压巷道在试验过程中，多次出现大能量冲击事件，在大能量冲击事件作用下，锚杆支护结构受力出现了明显的波动，但巷道变形量得到了有效控制。锚杆(索)、钢棚及防冲支架三级支护系统有效控制了巷道在高冲击事件下的变形破坏，巷道经受多次高能量冲击也未出现坍塌破坏，三级支护结构有效耗散了冲击动能。

鉴于冲击地压发生后巷道变形破坏的复杂性，笔者初步尝试采用能量计算的方法来确定冲击地压巷道支护参数，该方法仍处于探索阶段，还未形成成熟的定量设计方法，还有以下几个方面有待完善。

1)现场支护材料的动态力学性能与实验室测试的结果仍存在一定的差异，完全按照现场的锚杆受力状态进行测试仍有较大的难度。

2)通过理论计算或模拟的方法来确定应力波在巷道围岩的形成震动速度和破坏范围的准确性有待商榷，需结合现场实测进行校核、验证。

3)确定锚杆支护材料吸能量时，需要综合考虑锚固力的大小和围岩破坏深度。尤其是破碎围岩，当其锚固力低于破断载荷时，要以锚固力和变形量来确定吸能量。围岩破坏深度大于锚杆长度时，在冲击载荷作用下锚杆支护结构会整体推出，锚杆将失去支护作用。

5 结 论

1)冲击地压巷道支护参数流程主要包括巷道冲击危险性评估、震源参数、巷道围岩最大冲击动能和支护结构吸能量确定。

2)分别确定出了13230工作面上巷的单位面积释放的冲击动能、位移势能及支护吸能吸能量，巷道单位面积释放的冲击动能为78.53 kJ/m2，支护系统吸能量为82.66 kJ/m2，三级支护方案可满足巷道支护要求。

3)基于能量计算方法确定了13230工作面上巷的支护参数，并在现场开展了工业性试验。在大能量冲击事件作用下，虽然锚杆支护结构受力出现了明显的波动，但巷道变形量得到了有效控制。三级支护系统有效控制了巷道在高能量事件下的变形破坏，有效耗散了冲击动能。