强动压煤体性质劣化下巷道位置与围岩控制技术研究

何 杰

(1.煤炭科学研究总院开采研究分院，北京 100013；2.中煤科工开采研究院有限公司，北京 100013；3.天地科技股份有限公司开采设计事业部，北京 100013；4.煤炭资源高效开采与洁净利用国家重点实验室，北京 100013)

综放工作面沿空掘巷在厚煤层开采中广泛应用，但巷道矿压显现强烈、围岩变形大、维护难度高。国内学者进行了长期的探索和研究，侯朝炯等[1-3]、柏建彪等[4]基于锚杆支护强度强化理论，提出了强烈动压沿空掘巷顶板稳定性原理、关键技术、途径和方法，建立深部围岩控制技术体系；康红普等[5-8]从理论、材料、设备和工艺等方面进行系统性研究，建立了高预应力强力支护、注浆加固、卸压三位一体控制技术体系；王襄禹[9]揭示了弱面影响下深部倾斜岩层巷道非均称失稳机制，提出了以强力支护、弱面围岩加强支护、控制底鼓和二次支护为核心的分阶段动态控制技术；何富连等[10]、张广超等[11]提出了集高强锚梁网、非对称锚梁桁架结构、预应力锚索桁架的非对称控制体系。随着资源需求量的日益增加，浅部煤炭资源开采殆尽，多数矿山开采深度不断增加，煤矿地应力及地质构造复杂性也随之增加。此外，煤矿开采设备的大型化和其他工程需求使得巷道断面逐渐增大，大断面巷道支护难度高，巷道围岩变形量大，易引发冒顶、片帮等问题[1-2]，因此，大断面支护研究是深部煤矿开采中面临的重要问题。

强动压下巷道变形控制普遍以高预应力强力支护为主要手段，巷道维护难度越高，要求应力、预应力水平也越高，由于强动压下巷道两帮煤岩体相对破碎，锚杆与锚索施加高预应力也较困难。笔者基于高预应力强力支护理论，结合井下巷道围岩工程环境，研究了煤体性质劣化下巷道变形失稳机制，提出采用合理护巷煤柱尺寸与钢棒锚索高预应力控制体系，探讨解决强动载煤体性质劣化下围岩变形控制难题。

1 工程概况

8103工作面北部为520水平运输副巷、岩石回风巷、皮带巷，东西部分别为8102工作面和8105采空区，埋深500 m。8103回风巷沿着8105采空区边缘掘进，掘进过程中巷道顶板频繁发生“煤炮”，采空区顶板运动不断释放能量。8103回风巷服务过程中受未稳定8105采空区、8103回风巷本身掘进时的扰动，以及8103工作面回采多重动压影响，产生应力集中，为原岩应力的2～3倍。8103回风巷属于沿着15#煤层顶板布置的强动压巷道，15#煤层厚7.0 m，结构简单，半亮型～光亮型，倾角0°～12°，平均8°，直接顶为厚度4.3 m泥岩，在其之上为1.77 m砂质泥岩和4.13 m粉砂岩，直接底为1.5 m黑色泥岩和4.5 m砂质泥岩。8103回风巷掘进断面宽5.2 m，高3.55 m，附近地应力测试结果显示，最大水平主应力14.64 MPa，最小水平主应力7.42 MPa，垂直应力12.51 MPa，最大水平主应力方向为N27.2°E，8103工作面巷道布置如图1所示。

图1 8103工作面巷道布置Fig.1 Roadway layout of 8103 working face

2 沿空侧煤体性质劣化分析

受8105工作面回采和采空区不稳定动压影响，沿空侧煤体承受高复合应力，强动压下煤体结构、强度受到损伤，锚固性能下降，煤体性质劣化，抗变形能力降低，沿空侧成为弱帮。

2.1 煤帮内部结构破坏

采用煤炭科学研究总院开采研究分院自主开发的CXK12(A)型钻孔全景窥视仪器对动压区和非动压区(停采线外)沿空侧煤体内部进行实测，测试结果如图2所示。 由图2可知，受相邻采工作面采动影响，动压区煤柱帮内部破坏严重，钻孔深度3.5 m时塌孔，在0～0.2 m、0.5～1.1 m、1.8～2.4 m和2.9～3.1 m分布多组破碎带；非动压区沿空侧煤体未出现破碎带，仅在0.5 m、0.7 m、1.0 m和1.4 m处出现横向裂隙，3.2～3.3 m、3.5～3.6 m和3.9～4.0 m区域煤体破损，但未破碎。

图2 采空侧煤体内部结构Fig.2 Internal structure of coal body at goaf side

2.2 煤体强度下降

采用原位围岩强度测试装置[12-13]对8103回风巷动压段和非动压段(停采线外)采空侧10 m范围煤体进行单轴抗压强度原位测试，测试结果如图3所示。由图3可知，煤体单轴抗压强度随钻孔深度增加而增大，浅部煤体强度偏低，这与8103回风巷掘进扰动影响有关。 另外，动压影响区沿空侧煤体单轴抗压强度明显下降，钻孔10 m深和2.5 m深范围内平均单轴抗压强度为8.48 MPa和5.24 MPa，与非动压影响区的10.24 MPa和8.44 MPa相比，煤体单轴抗压强度下降了17.3%和31.2%，平均降低24.2%，这主要由相邻8105工作面回采强烈动压造成。

2.3 煤帮锚固性能损伤

针对沿空侧煤体破坏深度大和锚杆加固范围制约的情况，原支护方案中采用锚索补强，锚索采用直径17.8 mm和21.6 mm、1×7股低松弛钢绞线。据此，在动压影响区和非动压区进行锚索锚固性能测试试验，选择锚索长度为3.2 m、4.2 m、5.2 m和6.2 m，采用一支K2360树脂锚固剂和一支Z2360树脂锚固剂锚固，钻孔直径28 mm和30 mm，每种类型3根锚索，共计36根，当锚固端松动或锚索拉出时则停止试验，试验结果见表1。由表1可知，受动压影响，煤体锚固性能受损伤，锚固力下降27.22%～42.67%，大幅减弱了锚索控制围岩变形的能力。但随着锚索长度增加，锚固性能有所改善，这与两帮煤体浅部破坏程度大于深部破坏程度有关；另外，随着锚固深度增加，锚固力趋于定值。

图3 煤体单轴抗压强度曲线Fig.3 Uniaxial compressive strength curve of coal

表1 锚索锚固性能对比分析Table 1 Comparative analysis of anchorageperformance of anchor cable

3 弱帮诱发巷道失稳分析

同类型矿方沿空掘巷主要采用20 m护巷煤柱，巷道维护采用锚杆锚索配套W钢带。由图4可知，原支护下煤柱变形明显，锚杆之间区域两帮煤体鼓出成S形，煤柱帮移近量0.5～0.9 m，大于实体煤侧，煤柱高度平均压缩0.6 m，受煤柱横移影响，煤柱侧顶板呈W状弯曲下沉，沿巷道走向线形分布，顶板整体下沉量小，底鼓量相对较大，平均为1.5 m。

图4 井下巷道变形情况Fig.4 Deformation status of underground roadway

受相邻工作面强烈采动影响，沿空侧煤柱帮破坏范围和深度加大，煤柱性质劣化，承载力大幅下降，加上受本工作面掘进和回采复合应力的影响，沿空侧煤柱帮被压缩横移，引发巷道长期处于蠕变状态，弱帮压缩进而诱发顶板下沉，造成顶板两侧下沉量不一致，使顶板受张拉与错动作用，必然造成顶板的破碎， 加之巷道维护不及时， 则易发生漏顶、冒顶和片帮。因此，弱帮横移和压缩成为巷道变形破坏的关键驱动因素，具有诱发强烈动压巷道变形失稳的作用。

4 煤柱尺寸确定

8103回风巷煤柱沿8105采空区掘进，煤柱变形过程复杂，现有理论计算难以准确描述，FLAC3D软件进行数值模拟分析。数值计算模型按照巷道实际工程地质状况，初始应力按照地质力学原位测试实测数据进行施加，采用摩尔库伦破坏准则。模型尺寸长×宽×高为220.4 m×100 m×40 m，模型共划分43 750个单元，47 996个节点，分别模拟净煤柱宽度为6 m、8 m、10 m、12 m的情况，分析本工作面回采阶段8103回风巷保护煤柱巷道围岩及煤柱变形破坏特征。8105工作面回采后围岩垂直应力和塑性区分布如图5所示。

图5 8105工作面回采后围岩应力与塑性区分布Fig.5 Distribution of stress and plastic zone of surrounding rock in 8105 working face

8105工作面回采结束后，在8103回风巷位置上方形成应力集中，集中系数达到2.9，同时煤柱塑性区范围可扩展至5 m位置，由此得出，8103回风巷在掘进开口时，应该至少距离8105回风巷5 m以外， 煤柱宽度应从6 m开始分析。 因此，设计煤柱尺寸为6～12 m，分析8103回风巷掘进期间、8103工作面回采期间围岩应力、塑性区及变形，8103工作面回采期间不同煤柱宽度下围岩应力与位移如图6和图7所示。

由图6和图7可知，8103回风巷巷道掘进后，在煤柱宽度为6 m和8 m的条件下，煤柱全部进入塑性区，承载能力大幅降低，煤柱超过10 m时，煤柱中心位置存在未破坏区域，变形量降低；应力集中系数由2.10降至1.82。 此外，8103工作面回采50 m后，超前2 m范围内煤体基本进入塑性区，煤柱全部进入塑性区，易发生失稳破坏，煤柱及巷道均出现显著变形。煤柱由6 m增大至8 m，顶底板移近量与两帮移近量不降反增，从8 m增大至10 m顶底板移近量与两帮移近量减小，煤柱增大至12 m时改善最为明显，8103工作面前方形成明显应力集中，应力集中系数由6 m煤柱时的2.23逐渐减小至1.90，同时煤柱中应力集中系数由6 m煤柱时的1.20升高至12 m煤柱的2.53。

图7 8103工作面回采期间不同尺寸煤柱围岩位移变化Fig.7 Displacement changes of surrounding rock under different size coal pillars during mining in 8103 working face

由以上分析可知，煤柱宽度由6 m增大至8 m时，围岩塑性区分布及变形均较大，且垂直应力集中系数大。在煤柱宽度增大至10 m和12 m时，上述现象均得到显著改善，10 m存在拐点，考虑到生产经济效益，煤柱宽度设计10 m为最佳方案。

5 钢棒锚索联合控制技术体系

由以上分析可知，保证深部沿空掘巷稳定的关键是控制弱帮变形，研究表明，高预应力锚杆支护能够强化围岩破坏后的强度，大幅提高弱帮抗变形能力。在护巷煤柱10 m基础上，基于高预应力强力支护理论，提出沿空掘巷弱帮控制对策和技术体系。

5.1 弱帮控制对策

1) 弱帮强支。钢棒属中碳合金、调质热处理、低松弛预应力产品[14]，左旋勒，勒高2 mm，类似锚杆外形，兼具锚杆和锚索优势，采用钢棒可解决两个弱帮支护难题。 一是解决锚固性能差问题，井下试验测试结果显示，煤柱帮钢棒锚固力平均达到221 kN，工作面侧锚固力达到254 kN，相较于锚索，锚固性能提高38%～58%；二是大幅提高支护强度，钢棒采用张拉方式，可大幅度提高预应力水平，且锚棒承载力大，为419.1～436.5 kN，断后伸长率为11%，高于锚索，大幅降低钢棒的破断率。

2) 系统性能匹配。原支护方案中，两帮采用锚杆支护，配套托板规格为150 mm×150 mm、120 mm×120 mm、100 mm×100 mm，根据钢棒破断载荷和预应力施加水平，为充分发挥钢棒、锚索优势，依据支护系统力学性能匹配原则，锚棒和锚索均选择大面积的护表构件，采用300 mm×300 mm拱形可调心高强托板，使锚棒、锚索和托板三者力学性能匹配，承载力测试结果如图8所示。

3) 高预应力水平均衡。围岩变形的关键是突破初期的支护强度，现场实测显示，沿空掘巷两帮和顶底板变形量基本相当，这就要求两帮和顶板施加同样水平的预应力，对于强烈动压巷道，预应力水平要求高。两帮采用钢棒、顶板采用锚索可实现预应力水平的均衡，避免因初期强度不足造成弱帮更弱。

4) 相互补充。 试验巷道高3.55 m，顶板围岩相对完整，岩体锚固性能高，顶板设计采用Φ21.8 mm，1×19股高强度低松弛预应力钢绞线，弥补顶板采用钢棒时长度过长不能施工的缺陷。

5.2 钢棒锚索联合控制设计

依据巷道失稳机制和控制分析结果，结合试验

巷道工程背景，设计采用钢棒锚索联合支护系统。具体方案：顶板采用全锚索支护，锚索采用Φ21.8 mm，1×19股高强度低松弛预应力钢绞线，长度为5.2 m和7.2 m，采用一支23120双速锚固剂，配套W锚索托板和W钢带护顶，长5.2 m，锚索间距1.1 m，长7.2 m，锚索间距1.4 m，排距1.1 m，垂直顶板布置。钢棒直径20 mm，长3.3 m，采用一支MSCKb2380树脂锚固剂锚固，配套300 mm×300 mm×12 mm高强度可调心托板及专用锁具，承载力不低于400 kN。两帮补强锚索为Φ17.8 mm，1×7股高强度低松弛预应力钢绞线鸟笼式锚索，锚棒排距1.1 m，间距0.95 m，补强锚索间距2.0 m，排距2.2 m。 设计顶板锚索初始张拉不低于300 kN，锚棒和锚索初始张拉不低于200 kN。钢棒锚索联合布置如图9所示。

图8 锚棒、锚索、托板承载力曲线Fig.8 Bearing capacity curve of anchor rod,anchor cable and supporting plate

图9 钢棒锚索支护布置Fig.9 Layout of steel bar anchor cable support

6 现场应用及效果分析

结合8103回风巷地质条件，将钢棒锚索联合支护方案进行井下应用，为了有效评价控制效果，采用新支护方案后掘进100 m时在巷道同一断面布置表面位移和锚杆锚索受力综合测站，进行支护系统受力和巷道变形监测与分析。

6.1 支护系统受力特征

回采期间钢棒锚索受力曲线如图10所示。钢棒锚索联合控制体系受力呈现以下特征：钢棒和顶板锚索受力增幅较大，距离回采50 m左右受力开始增加，超前工作面35 m范围内剧烈增加，钢棒和顶板锚索最终受力平均为189.1 kN和379.2 kN，受力增幅分别为74.6%和78.0%。两帮钢棒和锚索受力结果显示：帮锚索长，锚固点深，控制范围大，帮锚索受力和增幅最大，煤柱帮钢棒最终受力和增幅均高于工作侧帮，由于煤柱帮完整性差、承载力弱造成。

图10 回采期间钢棒锚索受力Fig.10 Stress curve of steel bar anchorcable during mining

6.2 围岩收敛变形规律

采用双十字位移布点法监测巷道围岩变形，围岩收敛曲线如图11所示。8103回风巷变形规律如下：巷道服务期间顶板最大下沉量110 mm，煤柱帮最大移近量215 mm，实体煤侧移近量180 mm，底鼓量270 mm，由此可见，以底鼓和两帮移近为主，且煤柱帮变形显著，断面收缩率为17.44%；而原支护下巷道顶底板移近量平均1.5 m，两帮移近量0.8 m，据此计算，原方案下断面收缩率为51.14%，新方案下巷道断面收缩率降低33.7%。工作面超前50 m围岩开始明显收缩，剧烈收缩段集中在超前段35 m范围内，顶底板移近量和两帮移近量基本一致，底板变形超前，周期长；采用钢棒锚索联合控制技术体系，未出现锚索、钢棒破断现象，两帮未出现明显鼓包，属于整体移动，顶板未出现大面积破碎带和漏顶现象，巷道整体稳定，满足工作面正常回采需求。

图11 围岩收敛变形曲线Fig.11 Convergence deformation curve ofsurrounding rock

7 结 论

1) 受回采和不稳定采空区动压影响，沿空掘巷煤柱帮性质劣化，呈现弱帮特性：煤帮钻孔10 m深和2.5 m深范围内煤体单轴抗压强度下降17.3%和31.2%，煤柱帮破坏严重，出现成片破碎带，锚固性能受损，煤柱帮锚固力下降27.2%～42.7%，整体承载力显著减弱。

2) 分析了强烈动载影响下巷道煤柱帮成S形、顶板呈W形变形特征，揭示了煤柱帮横移和压缩诱发巷道变形机制；数值模拟研究了煤柱尺寸6～12 m下巷道变形、应力分布和塑性分布规律，最终确定护巷煤柱合理尺寸为10 m。

3) 基于深部沿空掘巷失稳机制进行分析，提出了弱帮沿空掘巷控制原则，包括弱帮强支、性能匹配、高预应力水平均衡和相互补充四个原则，并提出采用钢棒锚索高预应力联合控制技术体系。

4) 采用钢棒锚索联合控制技术体系后，大幅提高巷道初期支护强度，有效控制围岩变形，降低巷道断面收缩率33.7%，锚索、钢棒未出现破断，两帮未出现明显鼓包，两帮整体移动，顶板未出现大面积破碎带和漏顶，巷道整体稳定，满足工作面正常回采需求。