深部煤层大巷围岩破坏特征及强力锚固控制技术

2021-06-18于春生韦四江张省王猛神文龙

河南理工大学学报(自然科学版) 2021年4期

于春生，韦四江，张省，王猛，神文龙

(1.河南焦煤能源有限公司古汉山矿，河南焦作 454000；2.河南理工大学能源科学与工程学院，河南焦作 454000；3.煤炭安全生产河南省协同创新中心，河南焦作 454000)

0 引言

深部煤层大巷裂隙发育、变形量大，在采动应力作用下，单一支护结构难以控制其变形，巷道返修工程量大。针对深部松软围岩巷道，众多专家提出了控制机理和技术，如康红普等[1-2]提出煤巷锚杆支护的强力支护理论，认为“三高一低”即高强度、高刚度、高预紧力和低支护密度，是控制巷道围岩变形的有效手段；付玉凯等[3]开发了高韧性吸能锚杆；吴拥政等[4-5]提出了“强支强卸”和“多层控制”的冲击地压巷道围岩控制方法；赵志强等[6]、王卫军等[7-8]提出了蝶形理论，认为随着应力环境改变，巷道围岩塑性区存在圆形、椭圆形和蝶形3种形状，蝶形塑性区具有方向性、突变性、缺失和跃透以及支护微效性等，并解释了大变形回采巷道的蝶叶型冒顶机理；何满潮等[9-12]、高玉兵等[13]提出了巷道围岩控制的关键部位和耦合支护机理，将围岩首先破坏的部位作为关键部位，引起破坏的原因是强度、正向刚度、负向刚度和结构变形不耦合，高应力腐蚀可作为关键部位的判断标志，开发了恒阻大变形锚索(杆)，在复合型软岩大变形巷道[10]、冲击地压巷道[14]、切顶自动成巷巷道[15]等复杂条件下获得了成功应用；康继春[16]提出了巷道围岩控制的再造承载层理论，认为承载层厚度、内聚力和长度对巷道位移影响最大；张农等[17]根据煤巷顶板变形失稳和支护时效特征，揭示了应力双向连续传递的稳定机理，建立了低损伤连续梁控顶理论，开发了柔性锚杆支护技术。针对大断面硐室，韦四江等[18-19]提出了锚网索+喷混凝土+U型钢封闭支架多次支护技术，在避难硐室、大断面泵房硐室等软弱围岩条件下获得了成功应用。

上述研究成果为复杂困难条件下的巷道围岩控制提供了重要参考依据。河南焦煤能源有限公司赵固一矿北翼深部煤层回风大巷初始采用普通的锚网索+喷混凝土支护，变形严重，巷道多次返修。基于北翼深部煤层回风大巷变形破坏特征和强力支护原理，提出该巷道的加固方法和技术，以期取得好的支护效果。

1 围岩破坏特征和破坏机理

赵固一矿北翼深部煤层回风大巷主要为后期整个北翼采区回采服务，担负北翼盘区通风及人员通行。北翼回风大巷采掘形势图见图1，该巷道布置于煤层中，埋深626.8 m，煤层平均厚度5.8 m，坚固性系数f为1～2。巷道顶底板岩层层位及物理力学参数如表1所示。北翼回风大巷西段距16011停采线约190 m，距北翼轨道运输巷、北翼胶带运输巷分别为50，100 m，受采掘影响较为明显。

图1 北翼回风大巷采掘形势图

表1 巷道顶底板岩层层位及物理力学参数

1.1 巷道围岩破坏特征

2015年北翼回风大巷掘出后，仅服务8个月就发生了严重变形，正对16011工作面的巷道顶底板基本闭合，两帮变形量达2 m以上。根据北翼回风大巷掘进期间揭露的岩性特征，大巷顶板破碎，围岩节理发育，整体性较差。成巷后短时间内顶板大面积离层下沉，离层速度快、下沉量大。两帮收缩变形严重，整体外移，出现大面积钢网破坏和锚杆失效。大巷底板为厚2～3 m的煤体，且处于无支护状态，巷道底鼓剧烈，掘进工作面后方30 m以外底鼓频繁且速度快，施工中需频繁掘底。受临近16011工作面采动影响，工作面临近后，巷道变形破坏进一步加剧。两帮持续移近，顶板下沉量和底鼓量继续增加，最终顶板和底板连接在一起。

开挖过程和前期巷道变形最快，变形剧烈段为掘进工作面后方30～50 m。后期受构造应力和采动应力等影响，出现持续的蠕变变形，表现为整体位移持续增大、顶板离层继续增加、表面碎胀逐渐发展等。

1.2 巷道围岩破坏原因分析

北翼回风大巷所处位置属于构造应力和采动应力交叉影响区域，煤岩软弱破碎，节理化严重，开挖扰动下极易发生煤岩体内部的破坏。

造成巷道变形破坏的原因：(1)地质构造影响。破坏严重段距F16断层尾部较近，伴生众多小断层组，围岩破碎，构造应力较大。(2)采掘影响。16011工作面停采线距离北翼回风大巷约200 m，与临近的北翼轨道运输大巷和北翼胶带运输大巷距离较近，回采超前支承压力和邻近巷道的固定支承压力叠加在一起，对该巷道的影响较大。(3)围岩岩性软弱。巷道沿煤层顶板掘进，受断层影响，围岩整体性差，松软破碎。(4)支护强度不足。巷道锚网支护设计强度不足，支护参数不合理，另外针对破碎易风化围岩没有及时封闭和补强，造成围岩风化泥化，加剧了巷道变形破坏。(5)底板未加固。开拓掘进大巷时底板未采取支护措施，煤岩复合底板在水压和高应力共同作用下，失去了承载能力。

2 “三场”相互作用机制及围岩控制机理

巷道围岩稳定性受到“三场”即原岩应力场、采动应力场(次生应力场或综合应力场)和支护应力场的共同作用，在工程地质条件一定时，支护应力场虽然与前两者差别较大，但是对巷道围岩稳定性影响却很明显，会对巷道围岩中的次生应力产生正作用，对巷道围岩稳定性产生积极作用。

基于上述分析，根据赵固一矿北翼回风大巷的工程地质条件和功能，拟采用强力锚固控制技术，以“一次支护”、“高预应力和预应力扩散”、“三高一低”、“临界支护强度与刚度”、“相互匹配”、“可操作性”、“经济合理性”等为支护原则。

2.1 三场相互作用机制数值模拟分析

2.1.1 数值模拟

结合北翼回风大巷所处的采掘工程条件，建立数值模型，研究支护应力场、原岩应力场和次生应力场之间的相互作用机制。模型尺寸：水平方向60 m，竖直方向40 m，轴向方向0.5 m；巷道宽5 m，高4 m，共划分为14 080个单元，21 339个节点。岩体物理力学参数采用表1中的参数，模型为平面应变模型，3个模拟方案具体如下。

原岩应力场模型：原岩应力条件下，竖直应力15 MPa，水平应力18 MPa，弹塑性模型，CM强度准则。

支护应力场模型：模型周边和巷道轴向完全约束条件下，研究预应力锚杆作用下(锚杆预紧力40，65，95，150 kN)巷道围岩支护应力场分布，弹性模型[20]。

综合应力场模型：综合前两者方案，研究原岩应力场和强力锚杆共同作用下巷道围岩应力场分布，弹塑性模型，CM强度准则。

2.1.2 结果分析

由图2～3可以看出，锚杆在压预紧力作用下，锚杆托盘下方形成压应力锥形，预紧力越大，压应力锥体积也就越大，增加锚杆预紧力，能够增加锚杆的间排距，减小锚杆的使用量。相同间距锚杆作用下，随着锚杆预紧力的增大，锚杆作用范围内的最大主应力(压为负)数值依次增大，即-0.159 MPa(40 kN)→-0.243 MPa(65 kN)→-0.341 MPa(95 kN)→-0.577 MPa(150 kN)；压应力呈波浪形分布，相邻锚杆之间出现了拉伸应力，拉伸应力亦随着锚杆预紧力的增大而增大，其中最大拉伸应力为0.177 MPa(150 kN)。因此，增大预紧力可以增加锚固岩体的围压，提高其强度。金属网、钢带梁等护表构件能将锚杆预紧力分散到非锚固范围内，从而减小这些区域的拉伸应力，提高其强度。

图2 预紧力锚杆作用下巷道围岩支护应力场

图3 巷道顶板水平方向最大主应力分布曲线

在原岩应力作用下，无支护巷道和不同预紧力锚杆作用下的巷道围岩综合应力场如图4～5所示。由图4～5可以看出，随着预紧力增加，巷道周边最大主应力逐渐增加，最小主应力(拉伸应力)逐渐减小，应力差亦逐渐减小，具体结果为：-28.1 MPa[最大主应力]，3.14×10-2MPa[最小主应力](无支护巷道)→31.36 MPa，3.97×10-3MPa(40 kN)→-33.59 MPa，8.4×10-4MPa(65 kN)→-35.85 MPa，2.17×10-4MPa(95 kN)→-37.81 MPa，-4.97×10-5MPa(150 kN)；无支护时，顶板最大位移为287 mm，巷道围岩塑性区体积为1 259 m3，随着锚杆预紧力增加，塑性区体积和巷道最大位移都逐渐减小，如图4所示。

图4 原岩应力作用下不同预紧力锚杆作用的巷道围岩综合应力场

图5 原岩应力作用下锚杆支护巷道围岩响应曲线

综上，锚杆支护改善了围岩自身的承载能力，围岩传递应力的能力增大，起到了减小围岩位移的效果；同时增加锚杆预紧力，能够减小巷道围岩塑性区体积和巷道表面位移，为后续的北翼回风大巷支护设计提供了理论依据。

2.2 北翼回风大巷围岩控制机理

赵固一矿北翼回风大巷围岩软弱，尤其是煤层裂隙发育，顶底板为遇水泥化的软弱岩层，造成巷道围岩变形量大，松动破坏范围深。巷道顶帮底的自承载能力较低，因此，必须对围岩进行注浆改性，形成再造承载层，提高围岩的自承载能力。再造承载层具有以下特点。

几何特征：再造承载层在锚杆-锚索及注浆控制的范围内，具有一定厚度，锚索压应力作用范围为6 m，即再造承载层的厚度。

强度特征：再造承载层中如果出现拉伸应力，即意味着其变形过大，围岩将会发生失稳。

承载特征：再造承载层形成后，承载层成为巷道围岩承载的主体。

可改造特征：采用不同预紧力的锚固技术、围岩注浆加固和被动支架可以对再造承载层进行改造，以满足不同功能巷道的需求。

因此，根据再造承载层原理，提出巷道围岩控制原理：

(1)“三场”应力分布特征。基于新奥法，巷道掘出后，首先用基本锚网索支护，释放围岩能量，降低围岩应力；其次运用围岩注浆改性和强力锚索补强支护，提高围岩强度和其自承载能力。

(2)再造承载层机理。运用围岩注浆改性和强力锚索支护，在巷道顶底板和巷帮一定范围内形成承载主体。

3 巷道围岩强力锚固控制技术

北翼回风大巷东煤层新掘段采用锚网索+喷浆+注浆+底板鸟笼锚索+补强锚索支护方式永久支护，工艺流程为：综掘机割煤→锚网索支护→底板以上全断面喷浆→两帮及顶板注浆→顶帮打补强锚索→底板预埋鸟笼锚索→鸟笼锚索注浆→上梁并预紧鸟笼锚索→回填成巷。

3.1 锚网索支护参数

巷道支护断面如图6所示，支护参数如下。

顶板锚杆为φ20 mm×2 400 mm，间排距为800 mm×900 mm，锚固长度≥1 000 mm(2350型锚固剂2卷)；高强度拱形托板尺寸为150 mm×150 mm×10 mm，拱高36 mm。W钢带宽280 mm，长4 500 mm。钢筋网片采用φ6.0 mm冷拔丝焊接，网孔大小为70 mm×70 mm，规格为2 100 mm×1 190 mm。

顶板锚索为φ21.6 mm×8 300 mm，采用4支Z2350锚固剂，锚固长度2 000 mm，每间隔一排锚杆打一排锚索，点锚索与槽钢梁锚索交叉布置，槽钢梁锚索每排4根，点锚索每排3根，呈“4-3”布置方式，间排距均为1 500 mm×1 600 mm。锚索托板采用300 mm×300 mm×16 mm高强度可调心托板及配套锁具，拱高60 mm，间排距与锚杆设计间排距相同。帮锚索为φ17.8 mm×4 200 mm，用3支Z2350型树脂锚固剂锚固，锚固长度为1 500 mm。

3.2 底板锚注支护

底板采用φ21.6 mm×6 300 mm鸟笼锚索加固，并用4 900 mm槽钢梁(14号槽钢)连接，如图6(b)所示。施工工艺：用ZQS-60/2.0S气动手持式帮锚杆钻机配合麻花钻杆及φ74 mm钻头钻孔，打至岩层2.5～3 m，用相应长度φ70 mm PVC套管，再用ZLJ250地质钻机配φ42 mm钻杆和φ56 mm钻头钻孔，孔深6 500 mm；成孔后进行预埋鸟笼锚索，制作有一定流动性的混凝土浆，灌入锚索底端，用塑料管捣实；埋孔口注浆管，孔内放入射浆管，射浆管长2.5 m；混凝土锚固7 d后，孔内注浆，注浆完成1 d后开始张拉。

图6 巷道支护断面图

锚网施工后即对巷道顶帮进行喷浆，厚度100 mm，强度C25。材料为325号普通硅酸盐水泥，配比为：水泥∶ 砂子∶ 石子=1∶ 2∶ 2，用粒径为0.35～0.5 mm的中粗沙，及粒径为5～15 mm的石子，速凝剂添加量为水泥用量的3%～5%。

顶板注浆孔深8 000 mm，两帮注浆孔深6 000 mm，间排距1 600 mm，隔排打孔注浆，先奇数排或偶数排注浆；埋注浆管，孔内安装射浆管(φ20 mm塑料管，顶板内长7 500 mm，两帮内长5 500 mm)，全长一次注浆，水泥水玻璃双液浆。注浆压力2～2.5 MPa，先下后上注浆，围岩破碎条件下，可根据现场条件对注浆顺序调整。注浆孔布置如图6(b)所示。

顶帮补强锚索参数。注浆完成后打设补强锚索，规格为φ21.6 mm×8 300 mm，锚固长度为2 000 mm；帮锚索规格为φ21.6×6 300 mm，锚固长度1 500 mm，矩形布置，锚索间排距1 600 mm；锚索初始张拉力不低于300 kN，预紧力损失后不低于250 kN。

3.3 数值模拟分析

结合北翼回风大巷的工程地质条件和上述支护参数，建立数值模型，以验证设计结果。模型尺寸为长80 m×宽0.5 m×高60 m，共划分80 631个单元，22 475个节点。边界条件：根据原岩应力测试结果，施加载荷为13.97 MPa，构造应力系数为1.2，故左右边界施加水平应力16.75 MPa，底面为固定约束，如图7所示。岩体参数及强度准则见2.1节。锚杆、锚索和注浆锚杆采用cable单元，注浆参数和锚固参数可参考文献[16,18]。随着工作面的回采，大巷两侧的保护煤柱宽度逐渐减小，作用在巷道围岩中的支承压力逐渐增大。为模拟上述支护参数作用下不同煤柱宽度(L)的巷道围岩变形，支承压力集中系数K取1.0(L>100 m)，1.5(L≈70 m)，2.0(L≈40 m)，2.5(L≈20 m)，3.0(L≈15 m)，3.5(L≈4～8 m，巷道跨采时)。

图7 煤岩巷道数值模型

3.3.1 巷道围岩变形

图8为不同支承压力下巷道变形量和塑性区体积。由图8可知，随着支承压力集中系数K增大，巷道表面位移和断面收缩率逐渐增加，尤其是K>1.5时，呈现非线性增加趋势；巷道围岩塑性区总体积和剪应力体积随着支承压力集中系数的增加而逐渐增大，K>2.0时，呈现非线性增长趋势，尤其是K>3.0时，增长率更为明显，而拉伸破坏塑性区体积略微降低，但拉伸破坏体积占比很高。具体为：K=1.0时，顶板下沉39 mm，底鼓50 mm，单帮移近46 mm，断面收缩率1.4%，拉伸破坏体积2 400 m3，剪切破坏体积42 m3；K=1.5时，顶板下沉59 mm，底鼓63 mm，单帮移近81 mm，断面收缩率4.9%，剪切破坏体积49 m3；K=2.0时，顶板下沉94 mm，底鼓101 mm，单帮移近155 mm，断面收缩率9.6%，剪切破坏体积59 m3；K=2.5时，顶板下沉147 mm，底鼓192 mm，单帮移近271 mm，断面收缩率15.9%，剪切破坏体积328 m3；K=3.0时，顶板下沉226 mm，底鼓292 mm，单帮移近418 mm，断面收缩率24.2%，剪切破坏体积601 m3；K=3.5时，顶板下沉320 mm，底鼓426 mm，单帮移近585 mm，断面收缩率33.5%，剪切破坏体积1 607 m3。

图8 不同支承压力下巷道变形量和塑性区体积

巷道围岩塑性区如图9所示。由图9可以看出，随着支承压力增加，巷道围岩塑性区逐渐增加。当K=1.0，巷道顶帮底部塑性区呈现“拱形”，

图9 巷道围岩塑性区

巷道直角部位塑性范围较小；当K=1.5时，底脚处的塑性区已经交汇贯通；当K=2.0时，巷道两帮塑性区超过帮锚索长度，顶角塑性区开始交汇贯通；当K=2.5时，巷道两帮煤层已经全部进入塑性破坏，塑性区呈现蝶形[21]，承载能力进一步降低；当K=3.0时，顶板锚索全部位于塑性区，塑性范围进一步扩展，塑性区呈现蟹形；当K=3.0时，塑性区向深部软弱岩层进一步扩展，呈现龟形。

从上述矿压显现结果可以看出，当K>2.0时(巷道一侧煤柱宽度约40 m)，巷道的变形量即开始进入快速变形阶段。

3.3.2 支护受力

与前述巷道变形对应，随着支承压力集中系数增大，锚索锚固段受力逐渐增大，直至达到所施加的预紧力200 kN。当K=2.0时，帮锚索轴力降低到195 kN左右；当K>2.5时，帮锚索轴力降低到180 kN左右；帮锚索发生脱黏破坏，锚索作用效果劣化。由于顶板岩层强度较高，变形量小，虽然锚固段轴力逐渐增加，但是非锚固段轴力没有降低；底板锚索与顶板锚索受力情况类似，但K>1.0时，锚索就迅速发生脱黏，非锚固段轴力没有下降，如图10所示。φ21.6 mm低松弛锚索的延伸率为7%，施加的预紧力为200 kN，破断力约607 kN，锚固长度2 m，顶板和底板锚索非锚固段长度6.0 m，有效延伸量281 mm；帮锚索非锚固段长度4.0 m，有效延伸量187 mm。超过上述变形量，锚索断裂。因此，从锚索延伸量方面考虑，顶板锚索不会发生超过延伸量断裂的情形，底板锚索将在K=3.0时发生断裂，帮锚索在K=2.5时发生断裂。

图10 锚索受力及非锚固段位移

3.3.3 围岩应力分布

随着支承压力集中系数增加，巷道围岩中的主应力差(σ1-σ3)逐渐增大，与围岩中的剪切塑性区逐渐增加一致；注浆范围内出现应力峰值，顶底板内应力峰值距巷道表面的距离没有明显改变；注浆范围外，随着岩层强度改变，出现多个峰值，但从整体看，应力差值呈现增加趋势。巷道两帮煤体内，K>1.5时，出现两个应力峰值；注浆范围内的应力峰值差在K=1.0时较小；K>1.0时，由于注浆煤层已发生破坏，因此，峰值应力差相差不大；注浆区域外，随着支承压力集中系数提高，主应力差峰值距巷道表面的距离逐渐增大，说明巷帮破坏深度加大，承载能力减弱，如图11所示。因此，当支承压力增加时，应提高巷帮破坏煤体的承载能力，形成承载层。

图11 巷道围岩主应力差分布

4 工程实践

现场工业实践表明，经过260 d观测，北翼深部煤层回风大巷两帮最大变形量129 mm，顶板最大下沉值57 mm，底鼓量较大，达到182 mm；变形速率开始时较大，底鼓速率最大达到17 mm/d，顶帮较小；巷道掘出15 d后，变形速率逐渐减小至0.5 mm/d左右，3个月后，位移速率接近0，如图12(a)所示。锚索工作载荷由初始的200 kN左右，降低到160 kN左右，锚杆载荷稳定在100 kN左右，在正常范围之内，支护效果如图12(b)所示。其他测站观测结果与此类似，不再赘述。