随着我国东部资源储量的枯竭，西部资源开采伴生的条件也日益复杂，受到煤炭资源本身地质条件及开采带来的动压等影响，软岩巷道围岩变形问题严重[1-2]。据不完全统计，我国煤矿每年向软弱围岩、复杂区域开采新增巷道达800 km以上，有大量已掘巷道因支护失效破坏严重需进行补强加固，尤其对于“三软”煤层巷道，在各种因素叠加影响下，存在顶板冒落、两帮松散破碎、底鼓严重等问题，采用传统的单一支护方式很难保证巷道的长期稳定[3-5]。巷道围岩变形破坏问题已成为亟需解决的技术难题。

许多学者针对软岩巷道变形破坏机制及相应加固控制技术进行了理论和试验研究。何满潮等[6-8]基于软岩流变特性，创建了深部软岩煤层巷道大流变力学分析机理设计系统。张农等[9]通过铺设物理模型，研究了不同泥化巷道、不同软弱夹层巷道在回采动压影响下的顶板变形失稳特征。袁亮、袁超等[10-11]对深部高应力破碎软岩巷道的支护难点和支护机制进行分析，采取分部联合支护和三步注浆的方法，取得了较为理想的效果。杨百顺等[12]以许疃煤矿7128工作面回风巷为研究对象，掌握了沿空掘巷小煤柱留设宽度为巷道围岩变形控制的关键因素，明确了留小煤柱的合理宽度为5 m, 设计优化了锚网带索支护技术，并进行了工业性试验，效果良好。范国涛等[13]以梅花井煤矿232204辅运顺槽为研究对象，明确了巷道底板无支护与采动影响是巷道底鼓的内在机理，提出了“顶 - 底 - 帮”优化加固支护技术，巷道底鼓得到了明显控制。王旭锋等[14]根据巷道关键部位强化支护机理，提出了“强帮固顶、强顶护帮”的联合支护方案。唐建新等[15]提出了新型全长黏结锚固加强锚杆、全封闭护面、多拱有序承载协同加固技术。

本文以甜水堡煤矿1307工作面回风巷典型三软煤层回采巷道为工程背景，采用室内试验、数值模拟及工业性试验相结合的方法，分析围岩成分结构及力学特性，获得巷道两帮、底板为加固控制的关键部位，提出高预紧力锚索结合全长锚固补强锚杆的加固方案，通过数值模拟确定最终加固参数并进行现场对比试验。

1、工程背景

1.1 工程概况

甜水堡煤矿位于甘肃省庆阳市环县甜水镇，井田水文地质条件中等，工程地质条件中等，属低瓦斯矿井，煤矿二号矿井煤层围岩主要为侏罗系中统延安组软弱围岩。现主采煤层为3#煤，煤层平均厚度为2.5 m, 倾角为11°～28°。1307工作面走向长度为1 147 m, 倾向长度为238.7 m, 工作面埋深为338～375 m。该工作面的直接顶为泥岩，厚度为2.20～4.98 m; 底板为砂质泥岩，厚度为0.8～2.5 m。3#煤、顶板、底板的抗压强度分别为7.26 MPa、11.71 MPa、14.59 MPa, 抗拉强度分别为0.392 MPa、0.947 MPa、1.438 MPa, 属于典型的“三软”煤层。1307工作面岩层柱状图如图1所示。

图1 1307工作面岩层柱状图

1.2 巷道原支护方案

1307工作面回风巷断面形状为梯形，断面净宽为4 000 mm, 净高为3 200 mm(巷中),断面净面积为12.8 m2,采用锚网索+钢筋梁联合支护，回风巷原支护方案如图2所示。详细支护参数为：锚杆采用Φ20 mm×2 400 mm左旋无纵肋螺纹钢树脂锚杆，间排距为800 mm×800 mm, 顶板、两帮扭矩力分别为260 N·m、200 N·m; 锚索采用Φ21.8 mm×7 200 mm钢绞线锚索，间排距为2 000 mm×1 600 mm, 锚固力为220 kN。

图2 1307回风巷原支护方案(单位：mm)

2、围岩力学特性及变形破坏机制

2.1 矿物成分与微观结构

2.1.1 XRD试验

对1307工作面回风巷稳定岩层段顶、底板取泥岩、砂质泥岩进行XRD试验。XRD扫描结果显示，泥岩样品1、样品2的岩石组成成分大致相同，由高到低依次为石英、黏土矿物、正长石、钠长石、菱铁矿，其中黏土矿物主要由高岭石、白云母、滑石等组成。砂质泥岩样品3、样品4的岩石组成成分由高到低依次为钠长石、黏土矿物、石英、正长石、菱铁矿，其中黏土矿物主要由高岭石、白云母、斜绿泥石等组成。顶板泥岩、底板砂质泥岩黏土矿物占比分别为32.05%、34.4%。

2.1.2 SEM试验

采用电镜扫描显微镜对巷道顶、底板岩性微观结构进行观测，试验结果如图3所示。由图3可知，泥岩样品在放大至500倍时，泥岩样品表面孔隙裂隙发育明显，结构较松散；放大至1 000倍、1 500倍后，裂隙周围晶体发育更加明显，颗粒黏结度差。砂质泥岩放大500倍时普遍呈块状结构，裂隙、孔洞极其发育；放大至1 000倍和1 500倍后，发育裂缝在不同方向上形成了贯通，发育更加凸显。

图3 泥岩与砂质泥岩电镜扫描结果

2.2 围岩破坏范围探测

在1307工作面回风巷共布置5个探测断面，测站布置与围岩变形测站一致，每个断面布置5个钻孔，限于本论文篇幅，仅展示测站Ⅲ窥视结果，绘制破坏范围示意图，如图4所示。

根据围岩破坏窥视结果与破坏范围统计得到：巷道围岩破碎程度从浅至深逐渐减弱，可以划分为严重破坏区、轻微破坏区和完整区，其中严重破坏区随着工作面回采贯穿整个巷道，呈环状分布；巷道顶板破坏范围较大，平均为5.1 m, 高帮破坏范围平均为4.14 m, 低帮破坏范围平均为3.82 m。

图4 测点Ⅲ围岩破坏范围

2.3 支护结构受力分析

巷道锚杆索受力布置测站与前文相同，每个测站布置5个测点监测锚杆索受力，分别为顶板左右锚索、顶锚杆、两帮锚杆。本节选取测站Ⅱ的锚杆索受力情况进行分析，具体的受力情况如图5所示。

图5 测点Ⅱ锚杆、锚索托锚力变化曲线

由图5可知，锚索初始预应力较小，在110 kN左右时，在随后的5～25 d内，锚索托锚力呈现出线性增长趋势，增速明显；25～40 d内，锚索托锚力增速逐渐减小，在40 d左右时达到了峰值，最大值为402 kN,接近锚索破断荷载；在30～50 d内，锚索托锚力围绕一定数值上下波动；50 d后锚索受力逐渐减缓，最终进入相对稳定状态。

2.4 巷道围岩变形特征

在1307回风巷沿工作面回采方向布置4个矿压观测站，测站编号分别为测站Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ。测站Ⅰ距工作面30 m, 之后各测站间间距均为20 m, 本节选择测站Ⅲ的围岩变形情况进行分析，如图6所示。由图6可知，测点Ⅲ顶板、底板、低帮、高帮最大位移分别为330 mm、495 mm、440 mm、453 mm, 最大位移速率分别为60 mm/d、184 mm/d、98 mm/d、111 mm/d。

图6 测站Ⅲ巷道围岩变形曲线

2.5 巷道围岩变形破坏机制

由上述研究可知，1307工作面回风巷变形主要是支护方式不合理、围岩力学特性差原因造成的，具体的变形破坏机理如下。

(1) 支护方式不合理。

在工作面回采过程中，受回采动压、构造应力等多应力场叠加，围岩会不断释放应力并进行平衡，导致倾斜煤层巷道集中应力和偏应力的增加，巷道径向的浅部围岩进入应力峰后阶段，并长期处于塑性变形的状态。同时，针对巷道回采期间围岩持续流变、风化离层、泥化膨胀等现象，未对掘进时的支护方案进行加固优化，对帮部没有进行针对性补强加固。

(2) 围岩体力学特性差。

1307工作面顶、底板岩层为泥岩、砂质泥岩、粉砂岩等强度较低的软岩，3#煤、顶板、底板抗压强度分别为7.26 MPa、11.71 MPa、14.59 MPa, 为典型的“三软”煤层巷道。其次，围岩矿物成分中黏土矿物占比均超过了30%,具有很强的亲水性，泥化膨胀性较强，同时围岩孔裂隙发育，完整性差。

2.6 围岩加固对策

针对1307工作面回风巷支护方式不合理、围岩力学特性差等问题，结合巷道实际地质条件，明确巷道帮部和底板为关键加固部位，且全长锚固对巷道控制具有较好的效果。具体加固对策如下。

(1) 全长黏结锚固。

采用有机化学锚固材料对补强锚杆进行全长锚固，可以大幅提升锚固剂与螺纹钢之间的黏结强度，有效抵抗剪切作用及岩层的错动，从而改善巷道围岩应力分布状态，达到控制顶板离层和煤(岩)体裂隙扩展的目的。

(2) 帮部加固。

通过加固煤帮，可以有效抑制煤帮松动圈的变形扩展，提高煤帮的抗滑及承载能力，减小煤帮压缩区，从而降低顶板的下沉量，抑制巷道围岩松动圈半径增大。可在高帮、低帮分别补强短锚索进行加固，增强帮部围岩自稳承载能力。

(3) 底板加固。

底板受到煤壁压力作用产生剪切滑移，导致底板软弱岩层向巷道内部滑移，因此，提出选择采用全长黏结锚固锚杆来抵抗底板剪切变形，从而达到控制巷道底鼓的目的。

3、数值模型构建及加固方案确定

3.1 数值模型构建

根据1307工作面回采巷道相邻工作面概况及煤岩体物理力学参数，通过FLAC3D建立数值计算模型，如图7所示，基本力学参数见表1。为了减小边界效应对模拟真实性的影响，模型长、宽、高分别确定为300 m、150 m、140 m, 1305工作面运输巷与1307工作面回风巷煤柱宽度为20 m, 两边各预留50 m的边界。模型上部为自由边界，垂直向下赋予原岩应力(8.75 MPa),模型边界条件计算采用Mohr-Coulomb屈服准则。

图7 数值计算模型

表1 煤岩层物理力学参数

3.2 加固方案设计

基于现场调研，确定锚杆锚固长度(A)、锚索长度(B)、锚索密度(C)、锚杆索预紧力(D)为4个因素，各因素设置3水平。其中，不同锚索密度布置方案如图8所示，不同锚杆索预紧力方案见表2。

图8 不同锚索密度布置示意

表2 不同锚杆索初始预紧力方案

试验为不等水平的多因素组合试验，故选用L9(3×4)正交试验表，各因素水平参数选取见表3,正交试验设计方案见表4。

3.3 加固效果分析

3.3.1 位移分布特征

不同支护方案下巷道的垂直位移分布特征如图9所示。由图9可知，顶、底板变形范围分别为41～72 mm、57～88 mm。方案1加固效果最差，顶、底板变形量分别为72.647 mm、88.684 mm, 总变形量为161.33 mm; 方案7加固效果最佳，顶、底板变形量分别为41.306 mm、57.411 mm, 总变形量为98.72 mm。

表3 各因素的水平参数

表4 正交试验设计方案

图9 不同支护方案下巷道垂直位移分布特征(单位：m)

不同支护方案下巷道的水平位移分布特征如图10所示。由图10可知，高帮变形明显大于低帮变形，且两帮变形沿倾斜岩层分布。高帮变形范围在59～81 mm, 低帮变形范围为50～70 mm, 方案1加固效果最差，高帮位移量为81.023 mm, 低帮位移量为70.383 mm, 两帮位移量为151.41 mm; 方案7加固效果最佳，高帮位移量为59.776 mm, 低帮位移量为50.337 mm, 两帮位移量为110.11 mm。综合来看，不同参数下加固效果依次为：方案7>方案5>方案3>方案4>方案9>方案2>方案8>方案6>方案1。

图10 不同支护方案下巷道水平位移分布特征(单位：m)

位移指标分析见表5。通过表5可以得出，各因素对巷道顶、底板加固效果的影响程度大小分别为12.05, 5.36, 47.37, 3.78,对两帮加固效果的影响程度大小分别为8.22, 4.7, 31.33, 15.91。极差值越大，该因素对加固效果的影响越大，可知对巷道变形量影响程度的顺序为C-A-B-D,考虑到巷道变形越小，巷道越安全，最优加固组合分别为C3A3B1D3、C3D2A3B1。

表5 巷道位移指标分析

3.3.2 围岩塑性区分布特征

不同支护方案下围岩塑性区分布特征如图11所示。由图11可知，方案1塑性区发育程度最大，顶板、底板、高帮、低帮最深分别为2.51 m、2.67 m、2.38 m、2.4 m, 方案7塑性区发育程度最小，顶板、底板、高帮、低帮最深分别为1.48 m、1.87 m、1.9 m、1.8 m。根据围岩塑性区范围大小，不同参数下加固效果依次为：方案7>方案5>方案3>方案4>方案9>方案2>方案8>方案6>方案1。

3.4 加固方案确定

上述数值模拟结果显示，在位移分布指标分析下，巷道顶、底板和两帮最优加固组合分别为C3A3B1D3、C3D2A3B1,结合围岩塑性区分析下最优加固组合为C3A3B1D3,基于原支护巷道变形情况，最终确定1307工作面回风巷加固方案组合为C3A3B1D2。即顶板和帮部锚杆锚固长度为2 250 mm, 间排距为800 mm×800 mm, 在巷道底板两边距巷帮0.2 m处各打设锚固长度为2 250 mm的锚杆，顶板采用长度为7 200 mm、间排距为1 600 mm×1 600 mm的锚索，低帮采用长度为5 200 mm、间排距为1 200 mm×1 600 mm的锚索，高帮采用长度为5 200 mm、间排距为1 600 mm×1 600 mm的锚索，顶板、帮部锚索的预紧力分别为250 kN、210 kN,顶板、帮部锚杆的扭矩分别为290 N·m、230 N·m。

图11 不同支护方案下巷道塑性区分布特征

4、现场试验效果

4.1 巷道支护技术

由上述确定了C3A3B1D2为回风巷最终补强加固方案，对应加固布置示意如图12所示，具体加固参数如下。

(1) 两帮加固。

帮锚杆采用Φ20 mm×2 400 mm的左旋无纵肋螺纹钢树脂锚杆，帮部锚杆间排距为800 mm×800 mm, 每孔使用4支Msk2350树脂药卷和1支Msk2335树脂药卷进行全长黏结锚固(仅针对补强锚杆)。帮锚杆初次扭矩力不得低于230 N·m, 二次预紧扭矩力不得低于260 N·m。网片采用Φ6.5 mm×2 500 mm×900 mm的钢筋网片；锚索采用Φ21.8 mm×5 200 mm的钢绞线，高帮锚索间排距为1 600 mm×1 600 mm, 低帮锚索间排距为1 200 mm×1 600 mm, 每根锚索使用5支Msk2350型树脂药卷进行端头锚固，锚固力不小于210 kN。

(2) 底板加固。

底板锚杆采用Φ20 mm×2 400 mm的左旋无纵肋螺纹钢树脂锚杆，在巷道底板两边距巷帮0.2 m处，与竖直方向成25°(偏向外侧),排距为800 mm, 每孔使用4支Msk2350树脂药卷和1支Msk2335树脂药卷进行全长黏结锚固，锚杆初次顶紧扭矩力不得低于230 N·m, 二次预紧扭矩力不低于260 N·m。

(3) 局部补强锚杆索加固。

针对顶板补强加固锚杆，每孔使用4支Msk2350型树脂药卷和1支Msk2335树脂锚固剂进行全长黏结锚固，初始预紧扭矩力不低于290 N·m, 二次预紧扭矩力不低于320 N·m; 针对顶板补强加固锚索，采用Φ21.8 mm×7 200 mm的钢绞线，孔内长度为7 000 mm, 端部采用4根Msk2350型树脂药卷进行端头锚固，锚固段长2 m, 锚固力不小于250 kN。

图12 回风巷加固布置示意(单位：mm)

4.2 巷道控制效果

将上述支护技术方案应用于1307工作面回风巷，为了分析该支护技术对巷道的控制效果，在巷道加固段分别布设5个表面位移观测站，测站Ⅰ距工作面距离为30 m, 测站之间的间距均为20 m, 巷道矿压观测测站布置示意如图13所示。本文选取测站Ⅴ相关矿压数据进行分析。

图13 巷道测点布置示意

围岩变形数据与现场变形情况分别如图14所示。由图14可知，巷道围岩的变形量较小，其中测点围岩由距工作面110 m减小至距工作面10 m时，顶、底板移进量最大值为154 mm, 其中顶板下沉量为67 mm, 底鼓量为87 mm; 两帮移进量最大值为156 mm, 低帮移进量为71 mm, 高帮移进量为85 mm。与原支护方案相比，顶、底板位移量减小了84%,两帮移进量减小了87%。随着距工作面距离的减小，巷道围岩的变形速率不断增加，在距工作面23 m至10 m位置时，巷道围岩变形速率最大，此时顶板位移速率为13 mm/d, 底板位移速率为15 mm/d, 低帮位移速率为13 mm/d, 高帮位移速率为19 mm/d。

图14 巷道围岩变形特征

5、结论

(1)相关试验及现场实测表明，顶、底板岩样含白云母、高岭石、滑石、斜绿泥石等黏土矿物，平均占比分别为32.05%、34.4%。顶板、高帮、低帮最大破坏范围分别为5.1 m、4.14 m、3.82 m。巷道围岩最大变形量为495 mm, 锚索最大受力为402 kN,巷道在原支护方案下裂隙发育且变形大。

(2)明确了巷道帮部和底板的关键部位，确定了回风巷最终加固方案。低帮补强2根Φ21.8 mm×5 200 mm锚索，间排距为1 200 mm×1 600 mm。高帮补强2根Φ21.8 mm×5 200 mm锚索，间排距为1 600 mm×1 600 mm, 锚索预紧力为210 kN;底板在距巷帮0.2 m处，与竖直方向成25°(偏向外侧)补强2根Φ20 mm×2 400 mm锚杆，排距为800 mm, 且补强锚杆采用全长锚固加强黏结强度。

现场进行了工业性试验。采用加固技术方案后，顶板、底板、低帮、高帮变形量分别为67 mm、87 mm、71 mm、85 mm, 与原支护方案相比，顶、底板位移量减小了84%,两帮移进量减小了87%,巷道的控制效果较好。

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文章来源:张衡,史建茂,王俊文,等.“三软”煤层回采巷道围岩变形机制与加固技术研究[J].矿业研究与开发,2024,44(08):113-122.