急傾斜煤巖互層巷道非對稱變形特征及跨界錨注差異化支護(hù)技術(shù)

董太華，謝正正，張 農(nóng)，4，劉華君，王 金，康 虹

（1.四川川煤華榮能源有限責(zé)任公司 廣元分部，四川 廣元 628017；2.中國礦業(yè)大學(xué) 深部煤炭資源開采教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 徐州 221116；3.中國礦業(yè)大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院，江蘇 徐州 221116；4.江蘇師范大學(xué)開放實(shí)驗(yàn)室，江蘇 徐州 221116；5.四川川煤華榮能源有限責(zé)任公司 趙家壩煤礦，四川 廣元 611330）

據(jù)統(tǒng)計(jì)[1-3]，急傾斜煤層儲量約占我國總儲量的17%，但開采量占比不足4%，隨著優(yōu)質(zhì)煤炭資源的逐漸枯竭，急傾斜煤層開采勢在必行。由于當(dāng)前急傾斜煤層巷道缺少相應(yīng)的圍巖控制理論及合理的支護(hù)技術(shù)，一直面臨著難以有效維控的技術(shù)問題，阻礙了急傾斜煤層的開采利用[4-6]。

煤巖體大傾角的賦存結(jié)構(gòu)在自重影響下易引起滑移錯(cuò)動，造成急傾斜煤層巷道出現(xiàn)“頂板下挫、底板隆起”的非對稱變形特征[7-10]。屠洪盛、楊帆、鄭朋強(qiáng)等[11-13]提出對破壞嚴(yán)重的關(guān)鍵區(qū)域進(jìn)行加密支護(hù)強(qiáng)化控制；王云河[14]等提出提高預(yù)緊力和利用注漿等技術(shù)進(jìn)行預(yù)應(yīng)力全錨支護(hù)，提高圍巖完整性；馬振乾[15]等提出充分調(diào)動圍巖自承能力的錨帶網(wǎng)索梁支護(hù)形式，使支護(hù)體系與圍巖形成承載整體。以上研究對揭示急傾斜煤層變形破壞具有極大促進(jìn)作用，而采取的控制措施多為局部加強(qiáng)或密集錨桿索聯(lián)合支護(hù)，對急傾斜煤巖互層巷道的高效控制缺乏針對性。急傾斜煤層占可采儲量過半的四川省，為保障省內(nèi)煤炭資源需求，長期開采急傾斜煤層，而急傾斜煤層巷道大變形問題并沒有得到根本解決，阻礙了煤炭資源高效利用[16]。川煤集團(tuán)趙家壩礦是一直開采急傾斜煤層的代表礦井之一，在煤層中布置巷道時(shí)，往往出現(xiàn)非對稱大變形問題，嚴(yán)重影響煤礦安全生產(chǎn)。為此，通過采用現(xiàn)場觀測、理論分析和數(shù)值模擬等方法，對急傾斜煤層巷道圍巖破壞特征和非對稱變形機(jī)制進(jìn)行分析，根據(jù)跨界支護(hù)原理[17-19]提出非對稱跨界錨注支護(hù)技術(shù)，為實(shí)現(xiàn)急傾斜煤巖互層巷道穩(wěn)定性控制創(chuàng)造條件。

1 急傾斜煤巖互層巷道工程

1.1 項(xiàng)目背景

試驗(yàn)巷選為趙家壩礦106 采區(qū)1961 工作面回風(fēng)巷，該巷平均埋深為450 m，開掘遇2 層急傾斜煤層，分別為9#煤層和10#煤層，兩煤層平均傾角為53°，9#煤層厚度為1.1 m，10#煤層厚度為1.0 m，均屬于薄煤層，兩煤層之間巖層為炭質(zhì)泥巖，厚度為2.5 m。該巷始終穿3 個(gè)煤巖層，屬于典型的急傾斜煤巖互層巷道。1961 回風(fēng)巷巖層賦存柱狀如圖1。

圖1 1961 回風(fēng)巷巖層賦存柱狀圖Fig.1 1961 rock occurrence histogram of return air roadway

根據(jù)礦方工程經(jīng)驗(yàn)，1961 工作面回風(fēng)巷選用直墻異形頂斷面，巷道寬度為4 000 mm，最大高度為3 550 mm。平行于9#煤層頂板截割，不破壞頂板結(jié)構(gòu)，該側(cè)頂板為直斜頂；垂直于9#煤層截割煤巖體，該側(cè)頂板形成弧形頂。1961 回風(fēng)巷原有支護(hù)為錨桿錨索聯(lián)合支護(hù)形式如圖2，錨桿每排施工11 根，間排距均為800 mm，錨桿規(guī)格為?20 mm×2 200 mm；錨索每排施工5 根，采用“5-0”布置，排距為1 600 mm；經(jīng)實(shí)測原支護(hù)錨桿預(yù)緊力平均僅為30 kN，錨索預(yù)緊力平均僅為80 kN。

圖2 原有支護(hù)方案示意圖Fig.2 Schematic diagram of original supporting scheme

1.2 急傾斜煤巖互層巷道圍巖破壞特征分析

1961 回風(fēng)巷圍巖非對稱變形破壞特征如圖3，1961 工作面回風(fēng)巷作為急傾斜煤巖互層巷道主要表現(xiàn)以下3 個(gè)特征：①右側(cè)直斜頂發(fā)生“鼓包”變形，表層松散，局部層狀片落；②左側(cè)弧形頂淺部破碎嚴(yán)重，鋼筋梯子梁普遍彎曲，滑移錯(cuò)動變形明顯；③左側(cè)巷幫底角區(qū)域被整體“擠出”，底鼓范圍廣，為滿足軌道行車要求需至少鏟底3 次。綜上分析，以巷道右側(cè)A 點(diǎn)至左側(cè)B 點(diǎn)斜拉對角呈現(xiàn)兩側(cè)非對稱變形，在AB 斜線右側(cè)僅發(fā)生小范圍脫落變形；而在左側(cè)區(qū)域，弧形頂、巷幫及底板均發(fā)生較大范圍變形破壞，極大影響了煤炭安全開采。

圖3 1961 回風(fēng)巷圍巖非對稱變形破壞特征Fig.3 Asymmetric deformation and failure characteristics of surrounding rock of 1961 return air roadway

為表征急傾斜煤巖互層巷道剛開挖后初始圍巖松動范圍及原有支護(hù)下裂隙分布特征，采用鉆孔窺視儀對直斜頂及弧形頂進(jìn)行2 次窺視觀測。巷道開挖初期巷道圍巖松動窺視情況如圖4。原有支護(hù)下巷道裂隙分布窺視情況如圖5。

圖4 巷道開挖初期巷道圍巖松動窺視情況Fig.4 Loosening and peeping of surrounding rock of roadway at the initial stage of excavation

圖5 原有支護(hù)下巷道裂隙分布窺視情況Fig.5 Peeping situation of roadway crack distribution under original support

在距掘進(jìn)工作面4 m 處窺視發(fā)現(xiàn)，直斜頂側(cè)圍巖裂隙最大發(fā)育深度為0.56 m，該范圍發(fā)現(xiàn)5 處裂隙和3 處破碎區(qū)；而弧形頂側(cè)圍巖裂隙最大發(fā)育深度為1.76 m，該范圍發(fā)現(xiàn)5 處裂隙和3 處破碎區(qū)，在1.10 m 以淺巖體破碎嚴(yán)重。在巷道開挖初期，圍巖已表現(xiàn)非對稱變形特點(diǎn)。

在距掘進(jìn)工作面100 m 的位置窺視發(fā)現(xiàn)，直斜頂側(cè)圍巖裂隙最大發(fā)育深度為2.10 m，在該范圍存在8 處離層破碎區(qū)，并有進(jìn)一步惡化的趨勢；而弧形頂側(cè)圍巖裂隙最大發(fā)育深度為3.88 m，該范圍存在5 處破碎、5 處環(huán)形裂隙和7 處豎向裂隙。由此得出，原支護(hù)并未控制急傾斜煤層巷道裂隙的擴(kuò)展，圍巖呈嚴(yán)重的非對稱破壞。

巷道初始裂隙圈分布如圖6。通過對巷道表面觀測與內(nèi)部圍巖窺視綜合分析，1961 工作面回風(fēng)巷兩側(cè)圍巖變形呈明顯的非對稱性，弧形頂側(cè)圍巖變形明顯大于直斜頂側(cè)，直斜頂初始裂隙圈深度約為0.5 m，而弧形頂初始裂隙圈深度約為1.5 m（圖中藍(lán)色虛線范圍）。隨著時(shí)間演化，在原有支護(hù)下巷道圍巖并未得到有效控制，兩側(cè)的裂隙圈深度又發(fā)生擴(kuò)展，直斜頂裂隙達(dá)到2.10 m，而弧形頂裂隙更是達(dá)到3.88 m，兩側(cè)仍呈嚴(yán)重的非對稱變形。據(jù)統(tǒng)計(jì)，巷道掘出2 月內(nèi)，進(jìn)行頂幫復(fù)修1 次，鏟底2 次。由此可知，巷道變形未得到根本控制，后續(xù)投入大量人工和支護(hù)成本進(jìn)行高頻次、高強(qiáng)度復(fù)修，亟需探索急傾斜煤層巷道新型支護(hù)方式。

圖6 巷道初始裂隙圈分布Fig.6 Distribution of initial fracture circle in roadway

2 急傾斜煤層巷道非對稱變形及差異化支護(hù)技術(shù)

2.1 急傾斜煤巖互層巷道非對稱變形機(jī)制

煤層傾角超過45°即稱為急傾斜煤層[20-21]，由于煤巖層賦存傾角大，導(dǎo)致各巖層重力作用方向與層理面夾角相對較大，使得重力沿層理方向的切向力相應(yīng)增加，進(jìn)而引起圍巖應(yīng)力的非對稱分布，造成巷道相交于煤巖層一側(cè)會沿著層理弱面發(fā)生剪切滑移變形，而平行于層理面一側(cè)剪切破壞小，即形成了急傾斜煤層巷道特有的非對稱變形破壞。

對于1961 工作面回風(fēng)巷來講，主要表現(xiàn)為弧形頂側(cè)相互復(fù)合的煤巖層滑移錯(cuò)動明顯，變形較為劇烈，淺表松動破壞具有向煤巖體深處演變的趨勢。直斜頂兩端受其下位巖層約束，受法向應(yīng)力外推和切向應(yīng)力擠壓共同作用下，易向巷道自由空間發(fā)生鼓出。同時(shí)在弧形頂側(cè)巷幫底角揭露出10#煤層，軟弱煤層在法向應(yīng)力外推和切向應(yīng)力擠壓作用下整體擠出，造成巷道底鼓難以有效治理。

2.2 急傾斜煤層巷道跨界錨注差異化支護(hù)技術(shù)

隨著煤層埋深與巷道斷面不斷增大，傳統(tǒng)2.0～2.5 m 長度的錨桿已不能滿足巷道安全，錨桿加固范圍小、內(nèi)錨固點(diǎn)位于裂隙圈邊界附近，易發(fā)生錨固區(qū)的整體位移；而錨索太長，在預(yù)拉力一定的情況下，錨索桿體敏感性較差，并不能及時(shí)抑制圍巖的變形破壞，錨桿錨索協(xié)同強(qiáng)化效果差[17]。

根據(jù)文獻(xiàn)［18－19］所知，為了實(shí)現(xiàn)對巷道的長期維控，基礎(chǔ)錨固長度應(yīng)滿足跨界的要求，即錨桿在支護(hù)過程中應(yīng)跨過裂隙圈和塑性圈，錨入到深部彈性圈內(nèi)，形成1 個(gè)緊密聯(lián)系深部穩(wěn)定巖體的大加固圈層。通過增加錨固層厚度，提高承載圈的強(qiáng)度和剛度，限制淺部圍巖變形，達(dá)到大小位移聯(lián)動，以抵抗采動應(yīng)力擾動和軟巖長期蠕變。

根據(jù)1.2 節(jié)可知，趙家壩礦1961 工作面回風(fēng)巷的應(yīng)力分布與變形特征具有明顯的非對稱性，在其兩側(cè)采取相同長度的錨桿錨索組合支護(hù)對實(shí)現(xiàn)巷道穩(wěn)定性控制適應(yīng)性差。結(jié)合跨界支護(hù)原理，對于弧形頂側(cè)圍巖巖性較差和破壞范圍大的特點(diǎn)，應(yīng)采用長錨固+圍巖改性，即跨界錨注聯(lián)合支護(hù)；對于直斜頂側(cè)圍巖相對完整和破壞范圍小的特點(diǎn)，采取的錨固長度應(yīng)低于弧形頂側(cè)，但也應(yīng)跨界支護(hù)，實(shí)現(xiàn)急傾斜煤層巷道兩側(cè)圍巖的等效錨固，來對巷道整體結(jié)構(gòu)化控制。

由此，根據(jù)急傾斜煤層巷道非對稱變形的特點(diǎn)，通過對圍巖合理化分區(qū)來判定各區(qū)域巖性特征與合理錨固長度，精準(zhǔn)選擇不同錨注支護(hù)方式，以此構(gòu)建圍巖等效厚層錨固承載結(jié)構(gòu)，實(shí)現(xiàn)急傾斜煤層巷道的長期控制，該技術(shù)被稱為跨界錨注差異化支護(hù)技術(shù)?？缃绮町惢ёo(hù)概念圖如圖7。

圖7 跨界差異化支護(hù)概念圖Fig.7 Concept diagram of cross-boundary differentiated support

從圖7 可以看出，基于急傾斜煤層巷道松動圈分布可將巷道分為2 個(gè)區(qū)域，分界線左側(cè)區(qū)域?yàn)閯×易冃螀^(qū)，錨固長度應(yīng)該加大，同時(shí)該區(qū)域巖體巖性較差，需對該范圍巖體實(shí)施注漿改性；分界線右側(cè)區(qū)域?yàn)樾∽冃螀^(qū)，該區(qū)域錨固長度可適當(dāng)減小，同時(shí)剛開挖時(shí)巖體完整性較好，也不需改性。

3 跨界錨注差異化支護(hù)模擬分析與工程應(yīng)用

3.1 跨界錨注差異化支護(hù)方案

根據(jù)現(xiàn)場調(diào)研與理論分析，為實(shí)現(xiàn)急傾斜煤層巷道圍巖穩(wěn)定性控制，需要構(gòu)建巷道圍巖等效厚層錨固承載結(jié)構(gòu)，因此提出跨界錨注差異化支護(hù)方案，該方案應(yīng)滿足以下基本原則。

1）構(gòu)建巷道圍巖厚層承載結(jié)構(gòu)，選用短錨索作為基礎(chǔ)支護(hù)形式。

2）加強(qiáng)淺部圍巖護(hù)表，選用編織網(wǎng)和大托盤。

3）提高支護(hù)系統(tǒng)的初錨力，采用大張拉機(jī)具。

4）實(shí)施圍巖改性與差異化支護(hù)，采用跨界錨注差異支護(hù)形式。

基于以上4 項(xiàng)原則，最終形成短錨索+注漿短錨索+金屬編織網(wǎng)+鋼筋梯子梁+拱形大托盤聯(lián)合支護(hù)形式。急傾斜煤層巷道跨界錨注差異化支護(hù)方案如圖8。

圖8 急傾斜煤層巷道跨界錨注差異化支護(hù)方案Fig.8 Differential support scheme of cross-border bolting and grouting in steep seam roadway

3.1.1 頂板支護(hù)

直斜頂采用2 根?22 mm×3 500 mm 短錨索，錨索間排距800 mm×800 mm；每根短錨索搭配1 節(jié)CK2370 型和1 節(jié)Z2370 型樹脂藥卷，配合300 mm×300 mm×14 mm 拱形鋼托盤；采用鋼筋梯子梁和編織網(wǎng)強(qiáng)化護(hù)表；短錨索預(yù)緊力不少于150 kN。

弧形頂采用4 根?22 mm×4 300 mm 短錨索+1根?22 mm×4 300 mm 注漿錨索支護(hù)，注漿錨索布置在弧形頂中部，錨索間排距800 mm×800 mm；每根短錨索/注漿錨索搭配1 節(jié)CK2370 型和1 節(jié)Z2370型樹脂藥卷，配合300 mm×300 mm×14 mm 拱形鋼托盤；采用鋼筋梯子梁和編織網(wǎng)護(hù)表；短錨索/注漿錨索預(yù)緊力不少于150 kN。

為保證頂板安全可靠，可在弧形頂中部布置1根?22 mm×6 500 mm 錨索，排距為1.6 m。根據(jù)巷道維護(hù)效果，該錨索后期可以取消。

3.1.2 幫部支護(hù)

直斜頂側(cè)巷幫采用2 根?22 mm×3 500 mm 的短錨索支護(hù)，間排距800 mm×800 mm；每根短錨索搭配1 節(jié)CK2370 型和1 節(jié)Z2370 型樹脂藥卷，配合300 mm×300 mm×14 mm 拱形鋼托盤；弧形頂側(cè)巷幫采用2 根?22 mm×4 300 mm 注漿錨索支護(hù)，每根注漿錨索搭配1 節(jié)CK2370 型和1 節(jié)Z2370 型樹脂藥卷，配合300 mm×300 mm×14 mm 拱形鋼托盤；注漿錨索預(yù)緊力不少于150 kN。

針對弧形頂側(cè)底鼓嚴(yán)重問題，該側(cè)底角注漿錨索傾斜向下45°施工，通過注漿方式封閉底角煤巖體裂隙并提升圍巖強(qiáng)度，以期降低底鼓變形。

3.2 跨界錨注差異化支護(hù)模擬分析

根據(jù)1961 工作面回風(fēng)巷煤系地層賦存設(shè)計(jì)煤層與頂?shù)装鍘r層，采用RHINO-Griddle-FLAC3D聯(lián)合建立三維數(shù)值計(jì)算模型如圖9，模型尺寸為長100 m、寬60 m、高60 m，模型包括368 500 個(gè)單元體。巷道高度3.55 m，寬度4.0 m。

圖9 三維數(shù)值計(jì)算模型Fig.9 Three-dimensional numerical calculation model

選用摩爾-庫倫（Mohr-Coulomb）本構(gòu)模型，各巖層傾角均為53°，模型包含煤、粉砂巖、泥質(zhì)粉砂巖和炭質(zhì)泥巖4 種巖性，巖層分布與力學(xué)參數(shù)見表1。新原支護(hù)下巷道圍巖垂直位移云圖如圖10 和圖11。

圖11 新原支護(hù)下巷道圍巖水平位移云圖Fig.11 Horizontal displacement diagrams of roadway surrounding rock under new and original support

表1 巖層分布與力學(xué)參數(shù)Table 1 Stratum distribution and mechanical parameters

從圖10 可以看出，新支護(hù)與原支護(hù)相比，弧形頂最大下沉量由420 mm 降為256 mm，降幅39.0%，頂板仍是弧形頂下沉量大于直斜頂；底板最大鼓起量由605 mm 降低至308 mm，降幅49.1%，最大底鼓位置不變。新支護(hù)增大錨固層厚度能有效控制巷道變形，支護(hù)效果得到明顯提升。

圖10 新原支護(hù)下巷道圍巖垂直位移云圖Fig.10 Cloud diagrams of vertical displacement of surrounding rock of roadway under new and original support

從圖11 可以看出，新支護(hù)下巷道水平位移也得到較好控制，弧形頂與幫部過渡位置和直斜頂巷幫底角位置最大水平位移分別由575 mm 和269 mm降至336 mm 和217 mm，降幅分別為41.6%和19.3%。

3.3 跨界錨注差異化支護(hù)工程應(yīng)用

經(jīng)過系統(tǒng)培訓(xùn)和工藝優(yōu)化，采用“大-小”雙循環(huán)的施工工藝進(jìn)行掘進(jìn)施工，小循環(huán)是指1 個(gè)小班完成多次割煤、運(yùn)煤、鋪網(wǎng)與頂幫錨桿支護(hù)，大循環(huán)是指滯后開展補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)、注漿加固與延膠帶等工序。通過合理安排工序，避免了各工序的相互干擾，節(jié)省了施工作業(yè)時(shí)間，一定程度上提高了掘進(jìn)效率。巷道變形量與滯后迎頭距離關(guān)系曲線如圖12。新支護(hù)直斜頂及弧形頂鉆孔窺視圖如圖13 和圖14。

圖12 巷道變形量與滯后迎頭距離關(guān)系曲線Fig.12 Relationship curves between roadway deformation and lag head-on distance

圖13 新支護(hù)直斜頂鉆孔窺視圖Fig.13 Peeping views of borehole of inclined roof of new support

圖14 新支護(hù)弧形頂鉆孔窺視圖Fig.14 Peeping views of borehole of arch roof of new support

新支護(hù)下巷道圍巖變形量與滯后迎頭距離呈類拋物線關(guān)系，頂板下沉量和幫部移近量在滯后迎頭120 m 達(dá)到峰值，分別為81 mm、130 mm，其中，前45 m 為巷道的劇烈變形區(qū)，變形量達(dá)到峰值的70%左右。新支護(hù)下巷道變形得到有效緩解。

對新支護(hù)下巷道窺視可以發(fā)現(xiàn)，由于該位置距迎頭95 m，直斜頂最大裂隙深度為1.10 m，較原支護(hù)降低47.6%，僅在淺部0.53～0.76 m 范圍內(nèi)較為破碎；弧形頂最大裂隙深度為1.50 m，較原支護(hù)降低61.3%，1.50 m 以深圍巖完整性好，裂隙不發(fā)育。

窺視結(jié)果表明，圍巖裂隙圈深度由原支護(hù)下的3.88 m 普遍降至新支護(hù)1.5 m 以內(nèi)，同時(shí)新支護(hù)圍巖裂隙破碎范圍、裂隙發(fā)育高度及裂隙開度大小均明顯優(yōu)于原支護(hù)，新支護(hù)中短錨索的使用明顯抑制了傾斜煤巖層的層間滑移錯(cuò)動，使得圍巖在掘后仍能保持其相對穩(wěn)定，較好的抑制了巖體的層間張拉及剪切破壞，新支護(hù)巷道圍巖整體性大幅提高。

經(jīng)觀察統(tǒng)計(jì)，巷道底角單根錨索注漿材料用量約250 kg，底角圍巖裂隙得到有效封堵，提高了底板煤巖體的力學(xué)性能，減輕了巷道底鼓變形，降低了鏟底工作耗時(shí)和施工費(fèi)用，削弱了底鼓對后續(xù)掘進(jìn)工作的影響。

跨界錨注差異化支護(hù)構(gòu)建巷道等效高質(zhì)量厚層錨固巖梁，對弧形頂軟弱巖體進(jìn)行注漿改性，大幅提高了圍巖強(qiáng)度，再通過跨界支護(hù)利用深部巖體的小位移約束淺部巖體的大變形，實(shí)現(xiàn)大小位移的聯(lián)動，有效限制了淺部圍巖的變形，抗變形能力顯著提升，巷道穩(wěn)定性和安全性均得到大幅提高。

4 結(jié) 語

1）急傾斜煤巖互層巷道直斜頂側(cè)與弧形頂側(cè)表現(xiàn)出非對稱變形特征，斜頂側(cè)僅局部出現(xiàn)片落，普遍發(fā)生小范圍變形，而弧形頂圍巖發(fā)生較大范圍變形破壞；鉆孔窺視顯示，弧形頂側(cè)圍巖破碎區(qū)范圍與裂隙發(fā)育深度明顯大于直斜頂側(cè)，并隨時(shí)間演化逐漸惡化，原有錨桿索聯(lián)合支護(hù)難以有效控制。

2）結(jié)合跨界支護(hù)原理，提出急傾斜煤層巷道跨界錨注差異化支護(hù)技術(shù)；對巖性較差、破壞范圍大的弧形頂側(cè)，采用長錨固+圍巖改性的錨注聯(lián)合支護(hù)方式，對圍巖相對完整、破壞范圍小的直斜頂側(cè)，采用跨界端錨支護(hù)，實(shí)現(xiàn)巷道兩側(cè)等效跨界錨固。

3）新支護(hù)下巷道弧形頂最大裂隙深度由3.88 m 普遍降至1.50 m 以內(nèi)，直斜頂最大裂隙深度由2.10 m 降至1.10 m；新支護(hù)構(gòu)建了巷道等效高質(zhì)量厚層錨固巖梁，實(shí)現(xiàn)深淺位移的雙向聯(lián)動，提升了圍巖抗變形能力，有利于巷道的長期穩(wěn)定。