井工开采期间，当待采煤层透气性较差且煤体内赋存瓦斯含量较高时，工作面采掘期间往往会面临瓦斯涌出量较大、易于在上隅角和风流量较小的区域积聚的问题，同时采空区内也容易因瓦斯积聚而导致浓度增加，进而诱发瓦斯爆炸等安全事故[1,2]。关于工作面采掘期间所面临的因瓦斯体积分数过高而引发的安全隐患，通常采取对预采煤层进行提前预裂来增加煤层的透气性能，同时施加顶板或者底板穿层钻孔来对预采煤层进行负压抽放瓦斯，降低预采煤层内游离状态瓦斯的含量，最后在预采煤层开采期间通过布置于顶板或者底板稳定岩层内的抽采岩巷实现降低风阻的同时增加新风流量，从而实现将采掘空间内隅角等易于形成高浓度瓦斯积聚区域内的瓦斯携带出去而降低瓦斯的体积分数值，进而确保了工作面采掘期间的安全性和高效性[3,4]。通过在工作面顶板或底板内较为稳定的岩层内掘进抽采巷来实现对于待采煤层瓦斯的预抽采处理，同时抽采巷也能兼作回风通道使用，进而在减小工作面风阻的同时增大新鲜风流的供给。

抽采巷围岩的稳定性是后续实施煤层瓦斯治理的关键所在，本文以3201工作面为工程背景，通过分析其高位抽采巷布置层位、水平间距合理性，并在此基础上进一步分析了合理的围岩支护控制方法，通过现场工业性试验验证了高抽巷围岩控制效果显著，能够很好地服务于3201工作面的瓦斯治理作业，同时为具有类似条件的高抽巷围岩控制提供了指导依据。

1、工作面工程地质概况

地处于陕北榆林市境内的榆神矿区，其一期工程所规划的井田内北风井北翼采区内南盘区中3201首采工作面目前正处于回采阶段，此盘区内现阶段所开采的赋存煤层为2号煤层，根据钻孔勘探结果可知，南盘区内2号煤层厚度在4.7～6.3 m范围内变化，其厚度平均值为5.5 m.南盘区内2号煤层倾角呈现出较小的变化幅度，基本在2°～8°之间波动，其倾角平均值为4°.根据南盘区内2号煤层厚度和倾角变化规律可知，其属于近水平厚煤层开采地质条件。3201工作面主采2号煤层井下标高范围为-472～-456 m, 相对应的地表标高为18～35 m, 平均埋深约为500 m.考虑到3201工作面掘巷期间施工超前探钻时频发夹钻、喷孔等瓦斯动力现象，同时测得掘巷期间煤层瓦斯涌出量为5.92～6.35 m3/t, 因此矿方决定在3201工作面顶板岩层内掘进高位抽采巷道对工作面开采期间瓦斯进行治理。3201工作面与其高位抽采巷道之间平、剖面位置关系如图1所示。

图1 3201工作面平、剖面位置关系图   

由图1可知，3201工作面回采期间，在工作面后方顶板未发生垮落之前，及时在3201轨道平巷靠近采空区侧留设2.0 m宽度的充填墙体，进而将工作面后方的3201轨道平巷保留下来，有利于3201运输平巷和3201轨道平巷同时供给新鲜风流，途径工作面的乏风则通过联络上坡巷从3201运输平巷高抽巷和轨道平巷高抽巷中排放出去。这一改变大大提升了3201工作面回采期间的供风和回风能力，对于缓解隅角瓦斯积聚等问题有很好的解决效果。

3201轨道平巷靠近采空区侧所留设的2.0 m宽充填墙体采用高水充填材料对其进行充填，而充填材料主要由36%的中砂、35%的碎石和14%的普通硅酸盐水泥构成，同时掺和进去8%的洁净水、6%的粉煤灰和1%的外加剂，最终拌和而成质量浓度不低于90%的高水充填材料体。充填后所形成的充填墙体养护时间可由实验室试验确定。采用Φ50 mm×100 mm的标准圆柱体模具制作一组充填材料试件，依托于实验室内的压力测试仪器对不同养护龄期条件下的标准圆柱体试件进行单轴抗压强度测试，从而可以获取得到标准圆柱体试件在不同养护龄期条件下的单轴抗压强度值，其相对应的关系曲线如图2所示。

图2 单轴抗压强度随试件养护龄期变化曲线   

由图2可知，养护龄期由1 d增加至16 d的过程中，充填试件的单轴抗压强度呈现出先快速增加然后转变为缓慢增加的过程，其拐点位置处对应的养护龄期为10 d.可见，当标准圆柱体试件的养护龄期延长至10 d时，其相对应的单轴抗压强度值为12.9 MPa, 而当标准圆柱体试件的养护龄期长达16 d时，其相对应的单轴抗压强度值达到峰值，约为14.3 MPa.计算得知，标准圆柱体试件在养护龄期为10 d时，单轴抗压强度已经达到峰值强度的0.9倍，这意味着现场充填墙体在养护龄期为10 d时已经基本能够满足沿空留巷的承载需求，进一步增长养护龄期并不能高效率地提升充填墙体的承载性能，反而会因为过长的养护龄期而导致沿空留巷工艺施工速度过慢，进而影响到工作面的高效率开采。

3201工作面上方的高位抽采巷道布置于距离2号煤层垂直间距为15～35 m位置处的稳定砂质泥岩层中(均厚为3.5 m),根据3201工作面开采期间垮落带高度计算公式(1)来判定高位抽采巷是否受到采动影响[5]。

式中：Hm为工作面开采期间覆岩垮落带高度值，m; M为工作面主采2号煤层平均厚度值，m; W为工作面覆岩未垮落前顶板的临界下沉挠度值，基于现场实测结果取0.25 m; k为采空区内矸石碎胀系数，取1.4;α为工作面主采2号煤层平均倾角，°.

根据3201工作面工程地质背景，将相关地质参数带入公式(1)中，计算得到工作面开采期间覆岩垮落带高度值为13.2 m, 比2号煤层与其覆岩中稳定砂质泥岩层之间的垂距小，这表明高位抽采巷道布置相对合理，不会受到下方工作面开采覆岩垮冒的影响。

2、高位抽采巷平面位置模拟分析

2.1 二维平面数值模型的建立

基于UDEC7.0离散元模拟软件建立二维平面数值模型，根据图1所示3201工作面平、剖面位置关系建立尺寸为120 m×76 m(宽×高)的平面数值模型。在此主要针对3201轨道平巷高位抽采巷进行模拟研究，其距离2号煤层的平均垂直间距为25 m.3201轨道平巷高位抽采巷的断面尺寸为4.2 m×3.5 m(宽×高),3201轨道平巷高位抽采巷与3201轨道平巷的水平间距则可以通过数值模拟的方法确定。UDEC2D离散元数值模型构建情况如图3所示。

图3 UDEC2D离散元数值模型构建示意  

基于图3对应的构建UDEC2D离散元数值模型，对所建立的二维平面数值模型中煤岩层均采用Mohr-Coulomb强度准则，关于煤岩层内节理、裂隙等则采用完全弹塑性本构模型，3201轨道平巷留巷所使用的充填墙体采用应变软化本构模型。煤层岩物理力学参数赋值情况如表1所示。

表1 UDEC2D离散元数值模型赋值参数

充填墙体的物理力学参数根据实验室内测试结果确定，其体积模量和弹性模量分别取值为1.5 GPa和0.95 GPa, 黏聚力、内摩擦角和密度分别取值为1.4 MPa、37°和1 500 kg/m3.

2.2 高位抽采巷水平位置模拟结果分析

2.2.1 围岩内塑性破坏区模拟结果分析

针对3201轨道平巷高位抽采巷与3201轨道平巷的水平间距a分别取值为0 m、5 m、10 m、15 m、20 m、25 m、30 m和35 m时，高位抽采巷的变形破坏规律进行对比分析，首先可以数值模拟得到其围岩内塑性区的演变规律，如图4所示。

由图4可知，由于3201轨道平巷高位抽采巷两帮部及顶板围岩处采取了锚杆索支护，能够很好地控制围岩的变形破坏，所以其相对应的围岩内塑性变形影响范围基本差异性不大，因而在此主要分析高抽巷底板围岩内的变形破坏情况。高位抽采巷水平布置位置与3201轨道平巷之间的水平间距a取值由0 m逐步增大至35 m时(每次增加5 m),高位抽采巷围岩内塑性破坏区演变规律如图5所示。

图4 不同水平间距a时围岩内塑性区演化规律  

图5 高位抽采巷底板内塑性区最大深度变化曲线   

由图5可知，水平间距a取值由0 m增大至20 m的过程中，高抽巷底板内塑性区最大深度由7.4 m减小至4.1 m, 减幅为44.6%;a由20 m继续增大至35 m的过程中，高抽巷底板内塑性区最大深度由4.1 m减小至3.4 m, 减幅为17.1%.可见，当3201轨道平巷高位抽采巷与3201轨道平巷的水平间距a大于20 m时，底板内塑性区最大深度减小程度趋于缓平，即此时进一步增大水平间距a并不能更加有效地缩减底板围岩内的塑性区范围，反而过大的水平间距还会增加工作面联络上坡巷的掘进工作量和风阻值，因而最终确定最优的水平间距a取值为20 m.

2.2.2 围岩表面位移量模拟结果分析

当3201轨道平巷高位抽采巷与3201轨道平巷的水平间距a分别取值为0 m、5 m、10 m、15 m、20 m、25 m、30 m和35 m时，高位抽采巷围岩表面变形量如图6所示。

图6 高位抽采巷围岩表面位移量变化曲线   

由图6(a)可知，3201工作面掘巷期间采动扰动对于3201轨道平巷高位抽采巷的影响甚微，在不同水平间距a条件下，高位抽采巷的顶底板和两帮移近量基本保持不变，分别为120 mm和40 mm; 由图6(b)可知，3201工作面回采期间采动扰动对于3201轨道平巷高位抽采巷的影响较大，水平间距a取值由0 m增大至20 m的过程中，顶底板移近量由445 mm减小至163 mm, 两帮移近量由179 mm减小至60 mm; 水平间距a取值由20 m增大至35 m的过程中，顶底板移近量由163 mm减小至125 mm, 两帮移近量由60 mm减小至41 mm.对比分析可知，当3201轨道平巷高位抽采巷与3201轨道平巷的水平间距a大于20 m时，巷道围岩表面收敛量趋于缓平，即此时进一步增大水平间距并不能更加有效地缩减围岩表面收敛量，进一步验证了水平间距a取值为20 m时最合理。

2.3 支护方案数值模拟结果分析

关于3201轨道平巷高位抽采巷的支护方案，主要针对U型棚联合锚索支护的方案进行模拟分析，区别在于高抽巷掘出后直接采取U型棚联合锚索支护(方法一)或先U型棚支护后锚索补强支护(方法二)。在水平间距a取值为20 m的情况下，模拟得到的U型棚支护结构和锚索构件受力情况如图7和图8所示。

图7 U型棚支护结构受力情况  

图8 锚索构件受力情况  

由图7中两种支护方法下的U型棚弯矩力分布特征可知，采用方法一时U型棚上的弯矩力整体分布更加均匀，且局部位置所受到的弯矩力值也较小，这说明采用方法一能够更好地让U型棚与围岩之间充分受力。同时当围岩与U型棚之间充分受力后，对于底板所承载的弯矩力也有一定的益处，此时底板处最大弯矩力值为1.7×105 N·m, 而采用方法二后底板处最大弯矩力值为2.3×105 N·m, 可见方法一的支护方法不仅能够起到对巷道围岩表面的充分支护作用，还能改善底板的受力环境，防止底鼓；由图8中两种支护方法下的锚索构件受力分布特征可知，采用方法一时锚索构件端部锚固段受力相对更加合理，除了顶板锚索受力为79.6 t相对较大外，其余3根锚索的受力范围基本保持在40～50 t.采用方法二时锚索构件端部锚固段受力相对比较极端，此时顶板锚索受力为118 t, 特别大，其余3根锚索中两帮处的锚索受力在10 t左右，而肩窝位置处的锚索受力在20 t左右，锚索之间无法协同作用，从而不能充分地发挥其支护功效。

综上分析可知，方法一能够更加充分地发挥系统的支护作用，使其更好地与巷道围岩协同作用，从而实现控制巷道围岩变形和改善围岩应力环境的目的。

3、现场工业性试验

3.1 现场围岩支护施工方法

根据上述数值模拟确定了3201轨道平巷高位抽采巷与3201轨道平巷的水平间距以及其围岩支护方法，当高抽巷掘出后，采用U型棚支护的过程中要预先在U型棚架与围岩孔隙位置处埋设壁后充填管，并对围岩两帮、肩窝和顶板分别施打锚索构件支护，然后对围岩表面进行喷浆覆盖处理，最后通过预留的壁后充填管注入定量的浆液将U型棚与巷道围岩之间的孔隙充填实，进而让U型棚架与巷道围岩更好地协同接触而最大地发挥U型棚架的主动支护功效。注入的充填浆液以水灰质量比在0.6～0.8之间的硫铝酸盐快硬水泥混合浆液为主要材料，现场注浆压力宜控制在0.2～0.3 MPa.现场喷浆前壁后充填管埋设和喷浆后的实物照片如图9所示。

图9 3201轨道平巷高位抽采巷现场喷浆前后实照图  

针对3201轨道平巷高位抽采巷两帮侧、肩窝处和顶板处锚索采用了“2-2-2-2”的非对称支护布置形式，其相邻2排锚索的排距为700 mm, 间隔排距为2 100 mm, 锚索选用尺寸大小为Φ21.8 mm×6 300 mm的钢绞线，并以端头锚固的形式充分发挥锚索的张拉作用力，通过采用3支型号为Z2360的快速树脂锚固剂进行锚固实现。U型棚支架排距同样取值为700 mm, 且在其上方沿巷道走向方向采用11号工字钢对顶板进行补强支护。3201轨道平巷高位抽采巷的具体支护参数如图10所示。

图10 3201轨道平巷高位抽采巷具体支护参数(单位：mm)   

3.2 矿压监测结果分析

随着3201轨道平巷高位抽采巷下方3201工作面的回采推进，在工作面前方约80 m位置处的高抽巷内布置十字测站对其围岩变形情况进行监测[6],结果如图11所示。

图11 3201轨道平巷高位抽采围岩矿压监测曲线  

由图11(a)可知，随着3201工作面的回采推进，当工作面从超前高抽巷内十字测站约80 m位置处回采推进至滞后十字测站约160 m位置处，高抽巷围岩中顶板下沉量约为12 mm, 底板鼓起量约为47 mm, 顶底板移近量约为60 mm; 由图11(b)可知，随着3201工作面的回采推进，当工作面从超前高抽巷内十字测站约80 m位置处回采推进至滞后十字测站约160 m位置处，高抽巷围岩中左帮侧移近量约为13 mm, 右帮侧移近量约为8 mm, 两帮移近量约为21 mm.综上监测结果可知，高抽巷受下方3201工作面采动扰动影响后，其顶底板和两帮移近量分别为60 mm和21 mm, 相较于原有巷道断面尺寸(宽×高=4.2 m×3.5 m)收敛率均小于2%.可见高抽巷围岩整体变形控制效果显著，受3201工作面采动扰动影响后围岩变形量基本可以忽略不计，即高抽巷能够很好地服务于3201工作面的瓦斯治理作业，进而保障3201工作面的安全高效生产。

4、结语

1) N3201工作面主采2号煤层因瓦斯赋存量较大而采用高抽巷来解决瓦斯治理难题，且根据覆岩内岩层分布特征及垮落带计算，最终确定将高抽巷布置于覆岩中均厚为3.5 m的稳定砂质泥岩层中。

2) 基于UDEC7.0离散元模拟软件建立二维平面数值模型，模拟研究了高位抽采巷水平布置位置与3201轨道平巷之间的水平间距取值由0 m逐步增大至35 m时(每次增加5 m),其围岩内塑性区和表面位移量演化规律，最终确定最优的水平间距取值为20 m.

3) 数值模拟分析了高抽巷掘出后直接采取U型棚联合锚索支护和先U型棚支护后锚索补强支护两种支护方法下的U型棚支护结构和锚索构件受力情况，最终确定采用U型棚联合锚索直接支护。

4) 现场工业性试验期间，针对高抽巷实施具体的支护方案并通过预留的壁后充填管注入定量的浆液将U型棚与巷道围岩之间的孔隙填实，高抽巷内布置的十字测站监测到，随着3201工作面回采推进，其围岩收敛率均小于2%,表明高抽巷围岩变形和应力环境得到了显著改善，此方案能够更好地服务于3201工作面的瓦斯治理作业。

参考文献:

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[2]连强.瓦斯抽采动态评价系统在余吾煤业的应用[J].煤,2023,32(6):48-49.

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[4]王胜国.综采工作面上隅角瓦斯综合治理技术应用[J].煤炭科技,2023,44(2):172-174.

[5]杨增强.复杂地质构造区诱发冲击矿压机理及防控研究[D].北京:中国矿业大学,2018.

[6]温千峰.大巷注浆加固技术应用[J].山西焦煤科技,2022,46(8):19-21.

基金资助:国家自然科学基金项目(52104091);国家重点研发计划项目(2020YFB1314002);

文章来源:张虎.高位抽采巷空间布置及其围岩控制技术分析与研究[J].煤,2024,33(01):12-17+86.