李潤芝

（1.中煤科工集團(tuán)沈陽研究院有限公司，遼寧 撫順 113122；2.煤礦安全技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 撫順 113122）

近些年來，隨著煤礦開采進(jìn)程的不斷推進(jìn)，淺部煤炭資源日益枯竭，煤礦開采向深部發(fā)展。隨著開采深度不斷增加，煤礦生產(chǎn)面臨高溫、高濕、高地應(yīng)力、強(qiáng)開采擾動等一系列問題，強(qiáng)礦壓顯現(xiàn)現(xiàn)象更加頻繁，深部圍巖穩(wěn)定性問題非常突出。在日常生產(chǎn)過程中，企業(yè)為避免相鄰工作面開采擾動，實(shí)現(xiàn)生產(chǎn)平穩(wěn)接續(xù)，通常會采取跳采方式進(jìn)行生產(chǎn)，從而形成了孤島工作面。孤島工作面相鄰兩側(cè)均為采空區(qū)，采場上覆巖層荷載傳遞至孤島工作面煤巖體后會造成孤島工作面應(yīng)力集中程度增加，巷道圍巖破壞程度變大且變形迅速，制約煤礦的高產(chǎn)高效生產(chǎn)。

對于孤島工作面安全回采技術(shù)的研究，國內(nèi)外專家學(xué)者進(jìn)行了大量的研究，并取得了較為豐碩的成果。宋彥琦等[1]構(gòu)建了孤島工作面基本頂破斷力學(xué)模型，對基本頂破斷力學(xué)特征進(jìn)行分析，得出了孤島工作面初次來壓和周期來壓步距；王慶雄[2]建立了孤島工作面無煤柱沿空掘巷覆巖結(jié)構(gòu)模型，確定了沿空掘巷圍巖穩(wěn)定性的影響因素，提出了孤島工作面沿空掘巷圍巖協(xié)同控制策略；張杰等[3]建立了采動影響孤島工作面區(qū)段煤柱上覆巖層力學(xué)模型，應(yīng)用數(shù)值模擬方法分析了不同煤柱寬度條件下巷道圍巖的應(yīng)力、位移和破環(huán)情況，確定了合理的孤島工作面區(qū)段煤柱寬度；王正義等[4]應(yīng)用數(shù)值模擬方法研究了類孤島工作面采動應(yīng)力演化規(guī)律和沖擊傾向性，確定了沖擊地壓防治的重點(diǎn)區(qū)域和解危措施；劉鑫[5]針對采空區(qū)積水弱化孤島工作面圍巖強(qiáng)度的問題，建立了浸水弱化煤柱力學(xué)模型，分析了積水影響巷道圍巖應(yīng)力的演化規(guī)律，確定了積水影響孤島工作面煤柱的合理寬度和圍巖穩(wěn)控技術(shù)措施。

基于現(xiàn)有的研究成果發(fā)現(xiàn)[6-11]，目前孤島工作面回采技術(shù)研究多為解危和支護(hù)等方面，在孤島工作面受動壓影響情況下的圍巖控制研究成果較少?；诖?，以某煤礦2308 孤島工作面為研究背景，多方面分析深部受強(qiáng)動壓影響孤島工作面沿空掘巷圍巖控制技術(shù)，探索采用“卸-支平衡”協(xié)同控制方案，有效解決孤島工作面巷道圍巖受強(qiáng)動壓擾動產(chǎn)生變形破壞這一煤礦亟待解決的重要問題，研究成果可為相似條件下孤島工作面巷道圍巖控制提供借鑒。

1 工程地質(zhì)概況

某煤礦2308 工作面北側(cè)為2306 工作面采空區(qū)，南側(cè)與2310 工作面采空區(qū)相鄰。工作面走向長840 m，傾向長113 m，主采3#煤，煤層平均厚度為5.37 m，平均傾角7°，埋深超過800 m，局部發(fā)育0.2～0.4 m 的泥巖夾矸。直接頂為砂質(zhì)泥巖，厚度為2.63 m，深灰色；基本頂為粉砂巖，平均厚度為10.35 m，灰色，薄層狀；直接底為泥巖。工作面生產(chǎn)前期曾按照相關(guān)規(guī)程對采場圍巖進(jìn)行取樣并進(jìn)行力學(xué)試驗(yàn)，巷道圍巖性質(zhì)見表1。

表1 巷道圍巖性質(zhì)Table 1 Properties of surrounding rock in tunnels

2308 工作面巷道斷面為矩形，采用小煤柱沿空掘巷方式，巷道寬×高為5.4 m×3.8 m，凈斷面積為20.52 m2，采用錨網(wǎng)索聯(lián)合支護(hù)方式。2308工作面回采巷道原始支護(hù)方案如圖1。

圖1 2308 工作面回采巷道原始支護(hù)方案Fig.1 Original support plan for mining roadway in 2308 working face

頂板采用左旋無縱筋等強(qiáng)螺紋鋼錨桿，規(guī)格為?20 mm×2 200 mm，間排距為1 000 mm×900 mm，靠近兩幫的2 根錨桿向外斜向上15°安設(shè)；錨索采用?18.9 mm×4 500 mm，間 排 距 為2 000 mm×1 800 mm。巷道煤柱幫錨桿采用左旋無縱筋等強(qiáng)螺紋鋼錨桿，規(guī)格為?20 mm×2 200 mm，間排距為1 000 mm×900 mm；實(shí)體煤幫采用玻璃鋼錨桿，規(guī)格為?20 mm×1 800 mm，間排距為1 000 mm×900 mm。

2308 工作面巷道掘進(jìn)期間，受到兩側(cè)工作面上覆巖層運(yùn)動影響，巷道礦壓顯現(xiàn)劇烈，主要表現(xiàn)為：巷道掘出1 周內(nèi)，圍巖破壞嚴(yán)重、變形量大，頂板下沉量超過400 mm，局部出現(xiàn)垮頂情況，頂板錨索發(fā)生斷裂，鋼筋梯彎曲變形嚴(yán)重；兩幫變形量超過700 mm，實(shí)體煤幫有多處玻璃鋼錨桿出現(xiàn)斷裂；巷道圍巖非對稱變形特征明顯，煤柱側(cè)較實(shí)體煤側(cè)圍巖破壞更加明顯。

2 2308 工作面巷道圍巖結(jié)構(gòu)模型

由于2308 工作面2 條巷道均沿采空區(qū)掘進(jìn)，此處僅以運(yùn)輸巷進(jìn)行說明，2308 工作面巷道圍巖結(jié)構(gòu)模型如圖2。

圖2 2308 工作面巷道圍巖結(jié)構(gòu)模型Fig.2 Structural model of surrounding rock in roadway of 2308 working face

隨著2310 工作面不斷推進(jìn)，基本頂懸露長度不斷增加，當(dāng)懸露長度達(dá)到極限跨度時，基本頂發(fā)生O-X 破斷；并隨著2310 工作面推進(jìn)，基本頂出現(xiàn)周期的O-X 破斷過程。在2310 工作面端頭處，基本頂斷裂后由于剩余長度較短而形成懸臂梁結(jié)構(gòu)，當(dāng)懸臂梁發(fā)生旋轉(zhuǎn)時，會在側(cè)向煤體深部斷裂而形成關(guān)鍵塊體B，關(guān)鍵塊體B 前端與關(guān)鍵塊體A 連接，后端與關(guān)鍵塊體C 連接，形成服從“SR”穩(wěn)定性原理的“三角拱”結(jié)構(gòu)[12-19]。其中關(guān)鍵塊體A 為2308 工作面基本頂巖塊，關(guān)鍵塊體C 為2310 工作面基本頂垮落巖塊，關(guān)鍵塊體B 對兩側(cè)巖體具有鉸接穩(wěn)定的作用，其相對位置、長度、穩(wěn)定性等直接影響到2308 工作面巷道的穩(wěn)定性，且對工作面?zhèn)认蛑С袘?yīng)力分布起主導(dǎo)作用。

3 沿空掘巷合理煤柱寬度設(shè)計(jì)

區(qū)段煤柱是控制巷道圍巖的重要方式之一，在工作面的回采過程中，煤柱寬度設(shè)計(jì)會對巷道圍巖應(yīng)力分布及變形控制產(chǎn)生直接影響[20-22]。區(qū)段煤柱選擇合理，可以優(yōu)化巷道圍巖應(yīng)力分布狀態(tài)，提高圍巖自身承載能力，減少煤柱內(nèi)部裂隙發(fā)育，降低巷道圍巖的支護(hù)難度。為此，通過建立2308 工作面三維數(shù)值模型，分別對工作面掘巷和回采階段進(jìn)行模擬分析，通過監(jiān)測不同時期巷道圍巖的應(yīng)力及位移情況，為選擇合理煤柱尺寸提供參考。

3.1 數(shù)值模型

根據(jù)2308 工作面軌道巷綜合柱狀圖，應(yīng)用FLAC 數(shù)值模擬軟件建立數(shù)值模型。模型長、寬、高分別為420、200、60 m，自左到右分別為2306工作面、2308 工作面、2310 工作面，2306 工作面和2310 工作面傾向長分別為127 m 和121 m。

數(shù)值模型中各巖層力學(xué)參數(shù)按照力學(xué)試驗(yàn)的中獲取的參數(shù)選取，煤巖體力學(xué)參數(shù)情況見表2。

表2 煤巖試件力學(xué)參數(shù)統(tǒng)計(jì)表Table 2 Statistical table of mechanical parameters of coal and rock specimens

2308 工作面軌道巷沿煤層底板掘進(jìn)，巷道寬×高為5.4 m×3.8 m。限制模型在x、y方向的水平位移以及在z方向的垂直位移，在模型上部邊界施加20.31 MPa 垂直荷載模擬上覆巖層的荷載作用。數(shù)值模擬主要研究不同時期、不同煤柱寬度條件下巷道圍巖的應(yīng)力及變形情況，巷道支護(hù)采取原始支護(hù)方式，模擬過程選用摩爾-庫倫強(qiáng)度準(zhǔn)則。

3.2 側(cè)向應(yīng)力的支承情況

為了確定合理的煤柱尺寸，以工作面軌道巷為例，在煤柱寬度設(shè)計(jì)前，首先對2308 工作面的側(cè)向支承應(yīng)力情況進(jìn)行分析。掘巷前后2308 工作面?zhèn)认蛑С袘?yīng)力的分布情況如圖3。

圖3 掘巷前后2308 工作面支承應(yīng)力分布曲線Fig.3 Support stress distribution curves of 2308 working face before and after excavation

由圖3 可以看出：受上側(cè)2310 工作面開采擾動的影響，2308 側(cè)向支承應(yīng)力的影響范圍約為40 m 左右，靠近實(shí)體煤4 m 內(nèi)為實(shí)體煤淺部的應(yīng)力調(diào)整區(qū)域，側(cè)向應(yīng)力的峰值點(diǎn)在距離實(shí)體煤表面約6 m 處，6～40 m 區(qū)域側(cè)向支承應(yīng)力由峰值逐步降低至原巖應(yīng)力。

如果在應(yīng)力峰值范圍內(nèi)開掘巷道，由于強(qiáng)動壓作用造成實(shí)體煤淺部所受載荷超過煤體的強(qiáng)度極限，煤體裂隙發(fā)育，即便很小的開采擾動也會使巷道產(chǎn)生較大變形，因此沿空巷道煤柱寬度應(yīng)大于6 m 為宜。為了分析沿空掘巷區(qū)段煤柱的合理寬度，初步擬定煤柱寬度為6、8、10、12 m 4種方案，分別對比掘巷期間和工作面回采期間區(qū)段煤柱的應(yīng)力分布和位移變化情況，以確定合理的區(qū)段煤柱寬度。

3.3 不同煤柱寬度巷道圍巖應(yīng)力及位移特征

為了確定合理的沿空巷道護(hù)巷煤柱寬度，采用數(shù)值模擬方法，研究2308 工作面掘巷期間和回采期間的巷道圍巖應(yīng)力分布和位移變化特征，為護(hù)巷煤柱合理寬度的確定提供借鑒。

3.3.1 掘巷期不同煤柱寬度圍巖應(yīng)力及位移特征

掘巷期間不同煤柱寬度條件下巷道圍巖應(yīng)力分布和位移變化特征如圖4 和圖5。

圖4 掘巷期間不同寬度煤柱應(yīng)力分布曲線Fig.4 Stress distribution curves of coal pillars with different widths during tunnel excavation

圖5 掘巷期間不同寬度煤柱位移曲線Fig.5 Displacement curves of coal pillars with different widths during tunnel excavation

從圖4 和圖5 可以看出：煤柱寬度對區(qū)段煤柱應(yīng)力分布和位移變化的影響較為顯著；巷道掘進(jìn)期間隨著煤柱寬度的增加，煤柱垂直應(yīng)力峰值逐漸升高，水平位移逐漸降低。

受到礦山壓力的作用，煤柱邊緣破壞嚴(yán)重。不同煤柱寬度條件下，靠近采空區(qū)邊緣處煤柱應(yīng)力幾乎沒有變化，當(dāng)煤柱寬度分別為6、8、10、12 m 時，對應(yīng)的垂直應(yīng)力峰值分別為22.1、32.9、40.8、44.1 MPa；相較于煤柱寬度為6 m 時的煤柱峰值應(yīng)力，煤柱寬度分別為8、10、12 m 時，峰值應(yīng)力分別增長48.9%、84.6%、99.5%。通過對比發(fā)現(xiàn)：當(dāng)煤柱寬度由6 m 增加到8 m 的過程中，煤柱內(nèi)應(yīng)力峰值增加幅度較大，當(dāng)煤柱寬度由8 m增加到12 m 時，煤柱垂直應(yīng)力峰值的增長幅度開始變緩。

巷道掘進(jìn)期間，巷道圍巖受采動影響的程度較小，礦山壓力顯現(xiàn)較為平緩，巷道圍巖的變化程度較小。當(dāng)煤柱寬度分別為6、8、10、12 m 時，對應(yīng)的最大水平位移分別為139、105、96、89 mm；相較于煤柱寬度為6 m 時的煤柱最大水平位移值，煤柱寬度分別為8、10、12 m 時，最大水平位移分別降低24.5%、30.1%、35.9%。通過對比發(fā)現(xiàn)：當(dāng)煤柱寬度由6 m 增加到8 m 的過程中，煤柱最大水平位移降低幅度較大，當(dāng)煤柱寬度由8 m 增加到12 m 時，煤柱最大水平位移降低幅度逐漸變緩。

3.3.2 回采期不同煤柱寬度圍巖應(yīng)力及位移特征

回采期間不同煤柱寬度條件下巷道圍巖應(yīng)力分布和位移變化特征如圖6 和圖7。

圖6 回采期間不同寬度煤柱應(yīng)力分布曲線Fig.6 Stress distribution curves of coal pillars with different widths during mining

圖7 回采期間不同寬度煤柱位移曲線Fig.7 Displacement curves of coal pillars with different widths during mining

從圖6 和圖7 可以看出：相較于掘巷期間的礦壓顯現(xiàn)程度，回采期間由于受到開采擾動影響，巷道礦壓顯現(xiàn)較為強(qiáng)烈，區(qū)段煤柱的峰值和水平位移出現(xiàn)一定程度的增長，但煤柱應(yīng)力分布和位移變化規(guī)律和掘巷期間的規(guī)律相似，均為隨著煤柱寬度的增加，煤柱垂直應(yīng)力峰值逐漸升高，水平位移逐漸降低。

工作面回采期間，當(dāng)煤柱寬度分別為6、8、10、12 m 時，對應(yīng)的垂直應(yīng)力峰值分別為23.2、38.7、52.3、58.6 MPa，最大水平位移分別為470、420、397、372 mm；相較于煤柱寬度為6 m 時的煤柱峰值應(yīng)力和最大水平位移，煤柱寬度分別為8、10、12 m 時，峰值應(yīng)力分別增長66.8%、125.4%、152.6%，最大水平位移分別降低10.6%、15.5%、20.8%。

對比掘巷期間和回采期間煤柱寬度對區(qū)段煤柱應(yīng)力分布和位移變化情況的影響可知：隨著煤柱的寬度增加，對煤柱的應(yīng)力分布和位移變化情況的影響程度開始減弱；煤礦寬度為8 m 時，煤柱應(yīng)力和位移的變化幅度均較大。綜合考慮確定區(qū)段煤柱寬度為8 m 較為合適。

4 鉆孔卸壓對巷道圍巖應(yīng)力環(huán)境的影響分析

鉆孔卸壓技術(shù)具有施工簡單、經(jīng)濟(jì)性好等優(yōu)點(diǎn)，是1 種較為常用的巷內(nèi)卸壓技術(shù)。鉆孔卸壓技術(shù)通過在指定區(qū)域進(jìn)行人為破壞，使巷道圍巖淺部裂隙快速發(fā)育，為圍巖變形提供一定的釋放空間，高應(yīng)力得到釋放，圍巖應(yīng)力快速降低，集中應(yīng)力向深部轉(zhuǎn)移。變直徑鉆孔卸壓技術(shù)作為鉆孔卸壓技術(shù)的內(nèi)容之一，在卸壓的同時可以降低鉆孔對巷道淺部圍巖承載結(jié)構(gòu)的破壞程度，值得深入研究其現(xiàn)場的適用性[23-25]。

2308 工作面的應(yīng)力集中程度較高，對巷道圍巖的變形破壞影響顯著。為了探究鉆孔卸壓技術(shù)關(guān)鍵參數(shù)對巷道圍巖卸壓效果的影響，應(yīng)用數(shù)值模擬方法分析不同淺部鉆孔直徑、深部鉆孔直徑、變徑位置條件下的卸壓效果。

4.1 淺孔直徑對巷道圍巖應(yīng)力環(huán)境的影響

此處假設(shè)當(dāng)淺部鉆孔深度為4 m，深部鉆孔深度為12 m 時，應(yīng)用數(shù)值模擬軟件研究了不同淺部鉆孔直徑條件下，巷道圍巖應(yīng)力分布特征。不同淺部鉆孔直徑條件實(shí)體煤側(cè)應(yīng)力分布曲線如圖8。

圖8 不同淺部鉆孔直徑條件實(shí)體煤側(cè)應(yīng)力分布曲線Fig.8 Stress distribution curves of solid coal side under different shallow drilling diameter conditions

可以看出，當(dāng)淺部鉆孔深度為4 m 時，改變淺部鉆孔直徑對巷道實(shí)體煤側(cè)垂直應(yīng)力的分布特征影響效果不大。無鉆孔卸壓的條件下，實(shí)體側(cè)垂直應(yīng)力峰值為42 MPa，距離巷道表面5.5 m 處。當(dāng)淺部鉆孔直徑為50 mm 時，對應(yīng)的峰值應(yīng)力位置距離巷道表面14.8 m，距離巷道表面5.5 m 處應(yīng)力為25 MPa；當(dāng)淺部鉆孔直徑為100、150、200、250 mm 時，對應(yīng)的峰值應(yīng)力位置距離巷道表面15.6 m，距離巷道表面5.5 m 處應(yīng)力分別為24、23、22、21 MPa。

4.2 深孔直徑對巷道圍巖應(yīng)力環(huán)境的影響

此處假設(shè)當(dāng)淺部鉆孔深度為4 m，深部鉆孔深度為12 m 時，應(yīng)用數(shù)值模擬軟件研究了不同深部鉆孔直徑條件下，巷道圍巖應(yīng)力分布特征。不同深部鉆孔直徑條件實(shí)體煤側(cè)應(yīng)力分布曲線如圖9。

圖9 不同深部鉆孔直徑條件實(shí)體煤側(cè)應(yīng)力分布曲線Fig.9 Stress distribution curves of solid coal under different deep drilling diameter conditions

通過對比發(fā)現(xiàn)，深部鉆孔直徑較小時，對巷道圍巖應(yīng)力分布的影響不明顯，深部鉆孔直徑逐漸增大時，巷道圍巖的應(yīng)力分布特征開始出現(xiàn)顯著變化。無鉆孔卸壓的條件下，實(shí)體側(cè)垂直應(yīng)力峰值為42 MPa，距離巷道表面5.5 m 處。當(dāng)深部鉆孔直徑為100 mm 時，垂直應(yīng)力峰值位置沒有發(fā)生顯著變化，峰值應(yīng)力稍有降低，但趨勢不明顯；當(dāng)深部鉆孔直徑分別為150、200、250、300 mm 時，對應(yīng)的峰值應(yīng)力位置距離巷道表面分別為6.3、6.3、15.6、15.6 m，距離巷道表面5.5 m 處應(yīng)力分別為38、35、26、24 MPa。出現(xiàn)這種情況可能是由于隨著深部鉆孔直徑的增加，卸壓效果逐漸明顯，巷道圍巖淺部塑性區(qū)范圍逐漸增加，致使垂直應(yīng)力峰值向煤體深部轉(zhuǎn)移。

4.3 變徑位置對巷道圍巖的穩(wěn)定性分析

不同變徑位置條件下，巷道實(shí)體煤側(cè)圍巖應(yīng)力的分布情況如圖10。

圖10 不同變徑位置條件實(shí)體煤側(cè)應(yīng)力分布曲線Fig.10 Stress distribution curves on the side of solid coal under different variable diameter position conditions

通過對比發(fā)現(xiàn)，變徑位置不同，巷道圍巖的應(yīng)力分布特征會出現(xiàn)不同的變化。當(dāng)變徑位置分別為2、4、6 m 時，實(shí)體煤側(cè)的應(yīng)力曲線呈現(xiàn)單峰狀態(tài)，峰值應(yīng)力位置均為15.6 m，距離巷道表面5.5 m 處應(yīng)力分別為21、22、24 MPa；當(dāng)變徑位置分別為8、10 m 時，變徑位置處于巷道未卸壓時的峰值位置處，實(shí)體煤側(cè)的應(yīng)力曲線呈現(xiàn)雙峰狀態(tài)，峰值應(yīng)力位置均為6.3 m 和15.6 m，距離巷道表面5.5 m 處應(yīng)力分別為33、37 MPa；當(dāng)變徑位置分別為12 m 時，實(shí)體煤側(cè)的應(yīng)力曲線呈現(xiàn)單峰狀態(tài)，峰值應(yīng)力位置均為15.6 m，距離巷道表面5.5 m 處應(yīng)力為41 MPa。

基于上述研究內(nèi)容，經(jīng)過綜合對比可知，變直徑鉆孔卸壓方案中，淺孔直徑為150 mm，深孔直徑為250 mm，變徑位置為10 m 時，巷道圍巖的卸壓效果較好。

5 強(qiáng)動壓沿空巷道非對稱協(xié)同控制技術(shù)

孤島工作面回采巷道沿采空區(qū)邊界掘進(jìn)，受到相鄰采空區(qū)和回采工作面動壓作用的影響，巷道圍巖塑性區(qū)范圍較大。在巷道圍巖高應(yīng)力狀態(tài)下，應(yīng)根據(jù)巷道圍巖的應(yīng)力分布狀態(tài)和圍巖變形特征，提出有針對性的控制措施?；诖耍瑓⒄?308 工作面原始支護(hù)方案，應(yīng)用數(shù)值模擬軟件研究2308 工作面巷道頂板的變形特征和頂板錨桿的受力特征，并提出有針對性的非對稱協(xié)同控制技術(shù)參數(shù)。

5.1 巷道表面位移

基于2308 工作面原始支護(hù)方案，模擬得出的頂板下沉曲線如圖11。

圖11 巷道頂板變形曲線Fig.11 Deformation curve of roadway roof

由圖11 可以看出：巷道頂板表現(xiàn)出非對稱變形的特征；受到采空區(qū)側(cè)向應(yīng)力的作用，巷道頂板下沉量差別較大，巷道煤柱幫側(cè)頂板下沉量大于實(shí)體煤幫側(cè)的頂板下沉量。

5.2 頂板錨桿受力

由原始支護(hù)方案可知，2308 工作面巷道斷面為矩形，寬×高為5.4 m×3.8 m，頂板采用規(guī)格為?20 mm×2 200 mm 左旋無縱筋等強(qiáng)螺紋鋼錨桿支護(hù)，間排距為1 000 mm×900 mm，頂板施加6 根錨桿。將頂板錨桿從靠近煤柱的開始編號，靠近煤柱側(cè)的頂板第1 根錨桿編號為1#，靠近實(shí)體煤幫側(cè)頂板錨桿編號為6#，各錨桿受力情況如圖12。

圖12 錨桿受力情況Fig.12 Stress condition of anchor rod

從圖12 可以看出：頂板錨桿受力具有明顯的分區(qū)特征，越靠近煤柱側(cè)，錨桿的受力情況越顯著，錨桿的軸力越大。因此在后期制定錨桿錨索支護(hù)方案的過程中應(yīng)針對頂板應(yīng)力分布特征，有針對性地制定巷道圍巖控制方案。

5.3 非對稱協(xié)同控制技術(shù)參數(shù)

根據(jù)前面研究結(jié)果可知，靠近煤柱幫側(cè)巷道圍巖受到采空區(qū)側(cè)向支承應(yīng)力的作用，巷道圍巖變化較為劇烈，應(yīng)加強(qiáng)煤柱幫側(cè)巷道圍巖的支護(hù)強(qiáng)度，保障巷道圍巖穩(wěn)定。基于此，對2308 工作面的支護(hù)參數(shù)做如下改進(jìn)：

1）頂板錨桿仍采用左旋無縱筋等強(qiáng)螺紋鋼錨桿，規(guī)格為?22 mm×2 400 mm，頂板中心線靠近煤柱側(cè)，間距為800 mm，靠近實(shí)體煤側(cè)間距為900 mm，排距均為900 mm。錨索規(guī)格為?18.9 mm×6 500 mm，距煤柱幫1 400 mm 施工第1 根錨索，錨索間排距為1 600 mm×1 800 mm。

2）實(shí)體煤幫錨桿規(guī)格為?22 mm×2 400 mm，間排距為800 mm×900 mm，在煤柱幫中部施工1排預(yù)應(yīng)力錨索，規(guī)格為?18.9 mm×4 500 mm，排距為1 800 mm。

3）煤柱幫錨桿規(guī)格為?22 mm×2 400 mm，間排距為800 mm×900 mm，并施工2 根錨索，第1根錨索距頂板700 mm，錨索間排距為1 600 mm×1 800 mm。

6 現(xiàn)場實(shí)踐

為了驗(yàn)證巷道圍巖控制方案的適用性，在2308 工作面回采期間對巷道圍巖位移量進(jìn)行監(jiān)測分析，及時掌握巷道圍巖的變形情況，驗(yàn)證巷道圍巖控制方案的合理性。

綜合研究結(jié)果，僅采用1 種支護(hù)方式對控制巷道圍巖變形的效果不佳，因此考慮在采取合理寬度煤柱條件下施加變直徑鉆孔卸壓技術(shù)，并配合合理的支護(hù)參數(shù)，實(shí)現(xiàn)“卸-支平衡”的協(xié)同支護(hù)方式。2308 工作面回采巷道最終非對稱支護(hù)形式如圖13。

圖13 巷道最終支護(hù)方案Fig.13 Final support plan for the roadway

2308 工作面回采時，在運(yùn)輸巷內(nèi)布設(shè)表面位移測站，采用十字布點(diǎn)法布設(shè)測點(diǎn)，每組測站布置4 個測點(diǎn)，分別位于頂板、底板、煤柱幫和實(shí)體煤幫的中心。巷道圍巖變形曲線如圖14。

圖14 巷道圍巖變形情況Fig.14 Deformation of surrounding rock in the tunnel

從圖14 可以得出：選取合理的巷道煤柱寬度方案后，采取鉆孔卸壓與非對稱錨桿錨索協(xié)同支護(hù)方案后，巷道圍巖變形得到有效控制；回采期間軌道巷內(nèi)頂板、底板、煤柱幫、實(shí)體煤幫的最大變形量分別為168、92、253、218 mm；巷道圍巖變形滿足煤礦作業(yè)規(guī)程的相關(guān)規(guī)定，巷道圍巖控制方案可行有效。

7 結(jié) 語

1）回采巷道上覆巖層關(guān)鍵塊體B 對兩側(cè)巖體具有鉸接穩(wěn)定的作用，其相對位置、長度、穩(wěn)定性等直接影響到2308 工作面巷道的穩(wěn)定性，且對工作面?zhèn)认蛑С袘?yīng)力分布起主導(dǎo)作用。

2）煤柱寬度的設(shè)計(jì)會對巷道圍巖應(yīng)力分布及變形控制產(chǎn)生直接影響。對比掘巷期間和回采期間煤柱寬度對區(qū)段煤柱的應(yīng)力分布和位移變化情況，綜合考慮確定區(qū)段煤柱的寬度為8 m 最為合適。

3）變直徑鉆孔卸壓技術(shù)可以降低鉆孔對巷道淺部圍巖承載結(jié)構(gòu)的破壞，降低對巷道支護(hù)結(jié)構(gòu)的影響。淺孔直徑為150 mm，深孔直徑為250 mm，變徑位置為10 m 時，巷道圍巖的卸壓效果較好。

4）采取合理寬度煤柱配合“卸-支平衡”的協(xié)同支護(hù)方式后，2308 工作面巷道頂?shù)装逡平繛?60 mm，兩幫移近量為471 mm，巷道圍巖的整體性得到增強(qiáng)，變形得到有效控制。