巷道過采空區(qū)支護(hù)技術(shù)研究

周 波，許猛堂，尹 磊，李 鑫，張 旺

（1.貴州灣田煤業(yè)集團(tuán)有限公司 湘橋煤礦，貴州 盤州 553503；2.貴州理工學(xué)院 礦業(yè)工程學(xué)院，貴州 貴陽 550007；3.盤州市能源局，貴州 盤州 553503）

破碎圍巖巷道支護(hù)問題一直是礦山工程中的難題之一，巷道受破碎圍巖影響整體穩(wěn)定性差，巷道支護(hù)困難、變形量大以及返修率明顯增高，傳統(tǒng)的錨桿、錨索支護(hù)已難以發(fā)揮整體支護(hù)作用[1-2]。僅從加強(qiáng)巷道支護(hù)措施方面已難以遏制巷道圍巖的繼續(xù)變形，改善巷道圍巖結(jié)構(gòu)及其力學(xué)性能是巷道圍巖變形控制的根本途徑，通過注漿提高巷道圍巖承載能力能夠有效控制破碎圍巖巷道變形[3-5]。

國內(nèi)眾多學(xué)者對破碎圍巖巷道的支護(hù)問題做了大量的理論和實(shí)踐研究，取得了較為豐碩的研究成果。徐佑林[6-7]針對動壓影響下巷道大變形、強(qiáng)破壞的技術(shù)難題，提出再造承載拱的巷道支護(hù)技術(shù)；王宏偉[8-9]通過理論分析，構(gòu)建了非靜水壓力下巷道圍巖破碎區(qū)應(yīng)力分布的力學(xué)模型，并提出軟弱破碎圍巖高強(qiáng)高預(yù)緊力支護(hù)技術(shù)；李樹剛[10]通過數(shù)值模擬分析，揭示破碎圍巖動壓巷道的變形破壞機(jī)制，并提出了錨索與注漿聯(lián)合支護(hù)加固方案；張傳恕[11]對大斷面松軟破碎圍巖巷道穩(wěn)定性進(jìn)行了分析，并使用高強(qiáng)讓壓錨桿、提高錨桿長度和預(yù)緊力等措施，有效控制了破碎圍巖巷道變形；單仁亮[12]分析了松軟破碎圍巖煤巷的破壞機(jī)理，并提出強(qiáng)幫強(qiáng)角支護(hù)控制技術(shù)；潘銳[13]對破碎圍巖錨注加固承載特性進(jìn)行了研究，對巖體粒徑、巖性、錨桿數(shù)量等影響因素進(jìn)行了對比分析；王茂盛[14]提出1種新型無機(jī)注漿材料加固破碎圍巖技術(shù)，并實(shí)驗(yàn)分析了水灰比對圍巖變形量及圍巖破碎的影響；王猛[15]總結(jié)了動壓作用破碎圍巖巷道大變形的主要影響因素，并提出了該類巷道分區(qū)域差異性修復(fù)技術(shù)；陳曉祥[16]對斷層破碎帶中巷道圍巖大變形機(jī)理進(jìn)行了研究，并提出了“超前預(yù)注漿+錨網(wǎng)索”聯(lián)合支護(hù)方式；袁超[17]巷道圍巖塑性區(qū)分布形態(tài)，提出“錨網(wǎng)噴+全斷面中空注漿錨索”的軟弱破碎巷道圍巖控制技術(shù)；王琦[18]針對于深部開采巷道圍巖松散破碎現(xiàn)象逐漸增加的現(xiàn)象，提出巷道圍巖錨注擴(kuò)散加固技術(shù)；丁自偉[19]針對于破碎圍巖巷道錨固效果差的特點(diǎn)，提出分層次的注漿工藝對破碎圍巖進(jìn)行加固，并進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究；趙光明[20]對構(gòu)建了軟弱破碎巷道圍巖深淺承載結(jié)構(gòu)力學(xué)模型，得出了圍巖殘余強(qiáng)度和支護(hù)作用對圍巖變形的影響；王平[21]研究軟弱再生頂板圍巖失穩(wěn)機(jī)理，構(gòu)建了再生頂板“拋物線－半雙曲線”擴(kuò)展力學(xué)模型。

上述研究成果主要集中于動壓巷道、軟巖巷道以及深部巷道的圍巖控制，但采空區(qū)圍巖主要為覆巖垮落帶破碎巖體，其破碎程度和破碎范圍急劇增加，關(guān)于此類巷道的支護(hù)技術(shù)研究鮮有報道。基于上述研究成果，構(gòu)建巷道過采空區(qū)圍巖控制總體思路，建立了注漿條件下破碎圍巖巷道半圓拱承載力學(xué)模型，分析了半圓拱強(qiáng)度對圍巖破壞的影響，得到了承載拱破壞的極限厚度，研究成果應(yīng)用于湘橋煤礦過采空區(qū)破碎圍巖巷道，為該類巷道圍巖控制提供了科學(xué)依據(jù)。

1 研究背景

湘橋煤礦11702回風(fēng)巷長度360 m，沿17#煤層頂板掘進(jìn)。17#煤層厚度2.8～10 m，平均厚度為6.4 m，直接頂為粉砂質(zhì)泥巖，厚度在2～3 m范圍內(nèi)，基本頂厚度為6 m左右。由于歷史原因，11702工作面部分煤炭資源已被小煤窯開采破壞，欲回采11702工作面則其回風(fēng)巷必須經(jīng)過小煤窯采空區(qū)，小煤窯采空區(qū)圍巖完整性差、破壞深度大，破壞程度高，頂板覆巖破壞深度已經(jīng)達(dá)到21.2 m，鉆頂板覆巖破壞深度示意如圖1。過采空區(qū)的巷道支護(hù)問題已成為11702回風(fēng)巷圍巖控制的重點(diǎn)和難點(diǎn)，僅從加強(qiáng)巷道支護(hù)措施方面已難以遏制巷道圍巖變形，需要從改善巷道圍巖結(jié)構(gòu)及其力學(xué)性能方面著手進(jìn)行。

圖1 頂板覆巖破壞深度示意Fig.1 Schematic diagram of the failure depth of the roof overlying rock

2 巷道過采空區(qū)圍巖控制總體思路

目前提出的煤礦巷道圍巖控制技術(shù)主要有以下5類[1]：巷道圍巖表面支護(hù)技術(shù)、巷道圍巖錨固技術(shù)、巷道圍巖改性技術(shù)、巷道圍巖卸壓技術(shù)以及巷道圍巖聯(lián)合控制技術(shù)。

采空區(qū)破碎巖體本身圍巖整體抗變形能力差，巖石破碎造成穩(wěn)定性差，針對此種條件，采用單一圍巖控制技術(shù)已難以遏制巷道圍巖變形，必須采取巷道圍巖聯(lián)合控制技術(shù)。首先考慮提高巷道圍巖的整體性能，注漿的目的是充填圍巖裂隙，使破碎圍巖形成完整巖體結(jié)構(gòu)，提高圍巖的整體力學(xué)性能，使巷道圍巖形成有承載能力的半圓拱體；其次通過U型棚支護(hù)進(jìn)一步提高圍巖的整體抗變形能力，輔之以金屬網(wǎng)加固破碎巖體，使巷道上覆圍巖整體形成“半圓供體-上覆破碎巖體-上覆完整巖體”的“強(qiáng)-弱-強(qiáng)”結(jié)構(gòu)，從而達(dá)到巷道過采空區(qū)圍巖控制的目的，最終形成“U型棚+注漿”支護(hù)技術(shù)。因此，此支護(hù)技術(shù)中注漿形成的圍巖半圓拱體的力學(xué)性能及拱體厚度是圍巖控制的關(guān)鍵，提高半圓拱體的力學(xué)性能與拱體厚度能夠有效抑制巷道變形，但不能無限制注漿，不僅造成材料浪費(fèi)，同時也增加了巷道支護(hù)成本。

3 半圓拱體承載能力分析

3.1 力學(xué)模型構(gòu)建

注漿形成的半圓拱體上覆巖層為破碎巖體，這種散體條件下拱體所受圍巖壓力符合普氏理論的基本假設(shè)[22]。根據(jù)半圓拱體與上覆巖層的作用關(guān)系，建立的受力模型如圖2，令上覆巖層作用于半圓拱體的載荷為均布載荷q，拱厚為H，巷道高度為h，拱體兩端受簡支梁約束，作用點(diǎn)位于兩端拱底的中間位置A、B 2點(diǎn)。

圖2 半圓筒受力模型Fig.2 Semi-cylinder force model

圖2力學(xué)模型為對稱模型，可得拱底兩端約束的垂直支撐力FA、FB為：

沿半圓拱體左端與水平方向呈θ角將拱體截開分析拱體各截面所受彎矩Mθ和剪力Fθ的變化情況，半圓拱體彎矩和剪力分析如圖3。

圖3 半圓拱體彎矩和剪力分析Fig.3 Analysis of bending moment and shear force of semicircular arch

由于受力模型為對稱模型，則θ角在（0，π/2）和（π/2，π）范圍內(nèi)彎矩、剪力也對稱，則只需要計算（0，π/2）即可，經(jīng)計算可得彎矩Mθ和剪力Fθ的表達(dá)式為：

式中：R為半圓拱半徑。

以θ角為變量對彎矩Mθ進(jìn)行求導(dǎo)可得：

當(dāng)θ角在（0，π/2）范圍內(nèi)，Mθ′為正數(shù)，則彎矩Mθ在（0，π/2）范圍內(nèi)遞增，在θ=π/2時取得最大值，彎矩最大值Mθmax為：

由式（4）可知半圓拱所受的最大彎矩隨著上覆巖層載荷q和半圓拱半徑的R的增加而增加。

可計算出半圓拱梁所受的最大拉應(yīng)力σmax為:

由此可知，半圓拱梁所受的最大拉應(yīng)力和上覆巖層載荷、拱的厚度及半圓拱的半徑有關(guān)，最大拉應(yīng)力隨著上覆巖層載荷的增加而增加，并且呈線性關(guān)系，隨著拱的厚度的增加而急劇減小，呈非線性關(guān)系。由此可見，要保證半圓拱梁不發(fā)生拉破斷，須增加半圓拱的厚度。

3.2 半圓拱體抗壓強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度

半圓拱體為高水注漿材料與破碎圍巖的膠結(jié)體，為了計算半圓拱體不發(fā)生拉破斷，須獲得半圓拱膠結(jié)體的抗壓、抗拉強(qiáng)度，半圓拱體為高水注漿材料與破碎圍巖的膠結(jié)體，在高水材料凝固過程中加入圍巖矸石，矸石取自11702工作面現(xiàn)場矸石。通過試驗(yàn)獲取高水材料膠結(jié)體實(shí)際抗壓強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度分別為12.6、1.46 MPa，半圓拱體力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)如圖4。

圖4 半圓拱體力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)Fig.4 Mechanical performance experiment of semicircular arch

3.3 半圓拱體圍巖應(yīng)力的確定

巷道位置處于11702工作面采空區(qū)內(nèi)，采用普式理論計算半圓拱體所受壓力，半圓拱體圍巖壓力計算模型如圖5。

圖5 半圓拱體圍巖壓力計算模型Fig.5 Calculation model of surrounding rock pressure of semi-circular arch

可得自然平衡拱的最大跨度a為：

上覆自然平衡拱高度隨著半圓拱體半徑的增加而增加，自然平衡拱內(nèi)最大圍巖壓應(yīng)力值qmax為：

式中：ρ為巖體的平均密度；f為巖體堅固系數(shù)。

令自然平衡拱內(nèi)最大圍巖壓應(yīng)力為半圓拱體所受圍巖壓力。

3.4 半圓拱體厚度的確定

湘橋煤礦11702工作面過采空區(qū)實(shí)際注漿半圓拱厚度為10 m，巷道寬度為4.2 m，可得半徑R=12.1 m，高水材料膠結(jié)體穩(wěn)定抗拉強(qiáng)度為1.46 MPa。ρ=2.2 t/m3，f=1.26，內(nèi)摩擦角φ取45°，代入式（7），可得上覆巖層載荷最大值為0.3 MPa。

根據(jù)式（5）可得半圓拱厚度必須滿足h≥9.5 m。

式中：σt為半圓拱體的抗拉強(qiáng)度。

湘橋煤礦11702工作面過采空區(qū)巷道實(shí)際半圓拱的拱厚為10 m，滿足抗拉強(qiáng)度要求。

4 工程實(shí)踐

湘橋煤礦11702工作面過采空區(qū)巷道再造半圓拱實(shí)際厚度為10 m，經(jīng)過現(xiàn)場注漿工業(yè)性試驗(yàn)表明高水材料與巷道圍巖膠結(jié)體實(shí)際抗壓、抗拉強(qiáng)度通過計算可以滿足工程需要。過采空區(qū)半圓拱體巷道變形情況如圖6。

圖6 過采空區(qū)半圓拱體巷道變形情況Fig.11 Deformation of roadway after grouting

截止2021年4月，11702回風(fēng)巷頂板下沉量最大值為335 mm，底鼓量最大值為146 mm，兩幫移近量最大值為301 mm，半圓拱體能夠有效控制圍巖變形。11702工作面過采空區(qū)巷道鉆孔窺視10 m處圍巖情況如圖6（a），支護(hù)效果如圖6（b）。

5 結(jié)語

1）針對采空區(qū)巷道圍巖破碎程度高的支護(hù)難題，提出“U型棚+注漿”支護(hù)技術(shù)，使巷道上覆圍巖整體形成“半圓供體-上覆破碎巖體-上覆完整巖體”的“強(qiáng)-弱-強(qiáng)”結(jié)構(gòu)。

2）構(gòu)建了半圓拱巷道承載能力力學(xué)模型，推導(dǎo)了半圓拱最小拱厚表達(dá)式，并應(yīng)用普式理論獲得了拱體的圍巖壓力，對半圓拱體進(jìn)行了強(qiáng)度校核。

3）半圓拱體的承載性能與上覆巖層載荷、拱體的厚度密切相關(guān)，與上覆巖層載荷、拱體抗拉強(qiáng)度呈線性關(guān)系，與拱體的厚度呈非線性關(guān)系，隨著拱的厚度的增加而半圓拱體的承載能力也急劇增加。

4）研究成果應(yīng)用于湘橋煤礦11702工作面過采空區(qū)巷道，有效地控制了巷道圍巖變形。