錯(cuò)層位外錯(cuò)式相鄰巷道聯(lián)合支護(hù)技術(shù)研究

錯(cuò)層位外錯(cuò)式相鄰巷道聯(lián)合支護(hù)技術(shù)研究

回采道路保護(hù)是采礦工程的重要環(huán)節(jié)。近年來(lái)，許多科學(xué)家對(duì)回采道路保護(hù)問(wèn)題進(jìn)行了大量研究，取得了良好的成果。綜上所述，我國(guó)學(xué)者在巷道圍巖變形破壞機(jī)理、支護(hù)形式選擇及巷道支護(hù)方案優(yōu)化等方面已經(jīng)取得一系列研究成果，并在各類復(fù)雜地質(zhì)條件下開展了試驗(yàn)研究。而現(xiàn)有研究成果的共性是煤柱兩側(cè)相鄰巷道均布置在煤層中同一層位，且巷道支護(hù)基本以單條巷道為主。錯(cuò)層位巷道布置區(qū)段間相鄰兩巷體現(xiàn)出立體化的空間結(jié)構(gòu)，可通過(guò)上一工作面沿頂布置巷道對(duì)巷幫進(jìn)行主動(dòng)支護(hù)，提高煤體或頂板的強(qiáng)度，從而實(shí)現(xiàn)區(qū)段間相鄰兩巷支護(hù)方案與參數(shù)的設(shè)計(jì)。本文基于錯(cuò)層位相鄰巷道聯(lián)合支護(hù)技術(shù)1錯(cuò)誤層外錯(cuò)誤層之間的公共道路保護(hù)技術(shù)1.1巷道布置特點(diǎn)錯(cuò)層位巷道布置采全厚采煤法相比于傳統(tǒng)巷道布置與內(nèi)錯(cuò)式完全無(wú)煤柱巷道布置，外錯(cuò)式巷道布置相鄰兩巷呈現(xiàn)出空間上立體化特點(diǎn)，如圖2所示。其主要包括：(1)兩巷之間水平錯(cuò)距L1.2進(jìn)行注漿注漿綜合利用錯(cuò)層位外錯(cuò)式區(qū)段間相鄰巷道所具有的“一高、一低、水平錯(cuò)距”的立體化空間關(guān)系，在進(jìn)行支護(hù)設(shè)計(jì)時(shí)，除考慮兩巷之間煤柱尺寸外，可進(jìn)一步考慮相鄰兩巷的支護(hù)結(jié)構(gòu)。將工作面回風(fēng)巷沿煤層頂板布置，在其掘進(jìn)之后向?qū)嶓w煤側(cè)巷幫打入錨桿、索，甚至進(jìn)行注漿。在接續(xù)面進(jìn)風(fēng)巷沿煤層底板掘進(jìn)之后，向巷道頂部打設(shè)錨桿、索，利用煤層厚度形成的過(guò)渡區(qū)或者深入煤層頂部穩(wěn)定巖層內(nèi)進(jìn)行錨固，從而與上一工作面回風(fēng)巷道實(shí)體煤側(cè)巷幫支護(hù)體之間形成聯(lián)合錨固區(qū)，實(shí)現(xiàn)錯(cuò)層位外錯(cuò)式相鄰巷道聯(lián)合支護(hù)技術(shù)分析圖3所示相鄰巷道聯(lián)合支護(hù)技術(shù)的特點(diǎn)，如下：(1)巷道1沿煤層頂板布置，頂板錨桿、索直接打入煤層直接頂與基本頂內(nèi)，可充分發(fā)揮錨桿、索的懸吊作用；(2)工作面間相鄰兩巷形成聯(lián)合錨固區(qū)域，該區(qū)域煤體的內(nèi)聚力c、內(nèi)摩擦角υ、抗壓強(qiáng)度σ和抗剪強(qiáng)度τ增強(qiáng)；(3)聯(lián)合錨固區(qū)可為沿底巷道2頂板提供較強(qiáng)的錨固力，實(shí)現(xiàn)厚煤層沿底巷道頂板的懸吊作用。綜合來(lái)看，利用錯(cuò)層位外錯(cuò)式相鄰巷道立體化空間關(guān)系與主動(dòng)支護(hù)技術(shù)，發(fā)揮各種地質(zhì)與回采技術(shù)條件下巷道主動(dòng)支護(hù)的懸吊作用，可以拓展懸吊理論的適用范圍。2回采工作面支護(hù)新巨龍礦二采區(qū)平均開采深度800m，回采煤層厚3.8～8.5m，平均厚度7.7m，普氏系數(shù)f=1.59，密度1.36g/cm2301S工作面采用走向長(zhǎng)壁后退式綜采放頂煤采煤法回采工作面；推進(jìn)長(zhǎng)度2319m，工作面長(zhǎng)271m；留設(shè)6m區(qū)段煤柱布置2302S工作面。2301S工作面兩回采巷道斷面均為矩形，沿煤層底板布置，巷道尺寸4.5m×3.5m，支護(hù)參數(shù)為：頂板采用Φ22mm×L2500mm左旋螺紋鋼高強(qiáng)錨桿6根，間排距為850mm×800mm，錨索采用Φ18.9mm×L6300mm左旋鋼絞線2根，間排距為2400mm×800mm；幫部安設(shè)錨桿5根，間排距為750mm×800mm；巷幫打設(shè)Φ18.9mm×L4300mm高預(yù)應(yīng)力錨索2根，間排距為2400mm×800mm。3錨桿參數(shù)設(shè)計(jì)本節(jié)主要研究側(cè)幫錨桿參數(shù)對(duì)錨固體力學(xué)性質(zhì)的影響，因此需要采用控制變量法。錨桿相關(guān)參數(shù)主要有：間排距、預(yù)緊力、長(zhǎng)度、直徑。實(shí)驗(yàn)參數(shù)如表1所列。在數(shù)值計(jì)算建模中，錨桿采用FLAC3.1模擬結(jié)果與分析本實(shí)驗(yàn)以新巨龍煤礦二采區(qū)3確定模型尺寸為3.5m×3.0m×3.5m(長(zhǎng)×寬×高)，計(jì)算模型的所有網(wǎng)格共劃分36750個(gè)單元體、40176個(gè)節(jié)點(diǎn)。在計(jì)算機(jī)數(shù)值模擬過(guò)程中，對(duì)試件分別進(jìn)行單軸壓縮、1MPa圍壓與2MPa圍壓3種力學(xué)實(shí)驗(yàn)，如圖4(a)所示，得到相應(yīng)的摩爾-庫(kù)侖應(yīng)力包絡(luò)線，如圖4(b)所示。計(jì)算得到：錨固區(qū)原始彈性模量為26.2GPa，單軸抗壓強(qiáng)度為10.35MPa，內(nèi)摩擦角為28.46°，內(nèi)聚力為3.08MPa。3.2產(chǎn)皮性能對(duì)聯(lián)合錨固區(qū)力學(xué)特性的影響錨桿對(duì)聯(lián)合錨固區(qū)力學(xué)性質(zhì)影響的數(shù)值模擬模型如圖5所示。3.2.1錨桿間距對(duì)錨固體單軸抗壓強(qiáng)度的影響依據(jù)表1所設(shè)計(jì)的錨桿間距參數(shù)，其余變量均控制為：預(yù)緊力40kN，錨桿直徑16mm，錨桿長(zhǎng)度2.2m。對(duì)各模型進(jìn)行重復(fù)實(shí)驗(yàn)：先進(jìn)行單軸抗壓強(qiáng)度的測(cè)試；之后在1,2MPa圍壓的條件下進(jìn)行偽三軸抗壓強(qiáng)度的實(shí)驗(yàn)，進(jìn)而測(cè)算出內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角；通過(guò)以上數(shù)據(jù)計(jì)算出錨固體抗剪強(qiáng)度；將實(shí)驗(yàn)結(jié)果匯總，得出錨桿間排距對(duì)錨固體單軸抗壓強(qiáng)度、內(nèi)聚力、內(nèi)摩擦角及抗剪強(qiáng)度的影響曲線。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖6所示。如圖6(a)所示，當(dāng)錨固體內(nèi)安設(shè)的錨桿間距為0.6～1.4m時(shí)，隨著錨桿密度增加，單軸抗壓強(qiáng)度呈遞增趨勢(shì)，其中0.6m間距較1.4m間距時(shí)單軸抗壓強(qiáng)度增加0.43MPa，較無(wú)支護(hù)時(shí)增加0.54MPa。另外，從曲線中發(fā)現(xiàn)，錨桿間距由0.8m到1.2m時(shí)曲率最大，隨著錨桿間距減小，錨固體單軸抗壓強(qiáng)度增長(zhǎng)速度逐漸減緩。如圖6(b)所示，錨桿間距對(duì)錨固體內(nèi)摩擦角的影響呈遞增趨勢(shì)，其中0.6m間距較1.4m間距時(shí)內(nèi)摩擦角增加1.4°，較無(wú)支護(hù)時(shí)增加1.83°。間距由0.8m到1.2m時(shí)曲率較大，隨著錨桿間距減小，錨固體內(nèi)摩擦角增長(zhǎng)速度逐漸減緩。如圖6(c)所示，隨著錨桿密度增加，錨固體內(nèi)聚力呈遞增趨勢(shì)，但增幅不明顯，間距從0.8m到1.2m之間變化較大。如圖6(d)所示，隨著錨桿密度增加，錨固體抗剪強(qiáng)度呈遞增趨勢(shì)，其中0.6m間距較1.4m間距時(shí)抗剪強(qiáng)度增加0.65MPa，較無(wú)支護(hù)時(shí)增加0.82MPa。另外，從曲線中發(fā)現(xiàn)，錨桿間距由0.8m到1.2m時(shí)曲率最大，隨著錨桿間距減小，錨固體抗剪強(qiáng)度增長(zhǎng)速度減緩。綜合分析圖6，錨桿間排距對(duì)單軸抗壓強(qiáng)度σ、內(nèi)摩擦角υ、內(nèi)聚力c和抗剪強(qiáng)度τ的影響均隨支護(hù)密度增加而增大，但0.8m之后增幅減小，各力學(xué)參數(shù)在0.8～1.2m之間增幅最大。后續(xù)研究控制錨桿間排距為0.8m。3.2.2錨桿預(yù)緊力對(duì)錨固裝置的影響依據(jù)表1所設(shè)計(jì)的實(shí)驗(yàn)方案，錨桿預(yù)緊力設(shè)計(jì)為40,60,80,100,120kN，錨桿間排距取0.8m,其余變量均控制為：錨桿直徑16mm，錨桿長(zhǎng)度2.2m。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖7所示。如圖7(a)所示，當(dāng)錨固體內(nèi)安設(shè)的錨桿預(yù)緊力從40kN增加至120kN時(shí)，單軸抗壓強(qiáng)度呈遞增趨勢(shì)，120kN預(yù)緊力較40kN預(yù)緊力時(shí)單軸抗壓強(qiáng)度增加0.49MPa，較無(wú)支護(hù)時(shí)增加0.98MPa，但錨桿預(yù)緊力達(dá)到80kN后單軸抗壓強(qiáng)度增速減緩。如圖7(b)所示，錨桿預(yù)緊力對(duì)錨固體內(nèi)摩擦角的影響較顯著，120kN預(yù)緊力較40kN預(yù)緊力時(shí)內(nèi)摩擦角增加0.82°，較無(wú)支護(hù)時(shí)增加2.47°，但錨桿預(yù)緊力達(dá)到80kN后內(nèi)摩擦角增速減緩。如圖7(c)所示，錨桿預(yù)緊力對(duì)錨固體內(nèi)聚力的影響并不明顯，當(dāng)錨桿預(yù)緊力為120kN時(shí)，錨固體試件內(nèi)聚力增量最大，較40kN預(yù)緊力時(shí)增加0.09MPa，較無(wú)支護(hù)時(shí)增加0.131MPa，但錨桿預(yù)緊力達(dá)到80kN后內(nèi)聚力增速減緩。如圖7(d)所示，隨著錨桿密度增加，錨固體抗剪強(qiáng)度呈遞增趨勢(shì)，其中120kN預(yù)緊力較40kN預(yù)緊力時(shí)抗剪強(qiáng)度增加0.6MPa，較無(wú)支護(hù)時(shí)增加1.36MPa，但錨桿預(yù)緊力達(dá)到80kN后抗剪強(qiáng)度增速減緩。綜合分析圖7，錨桿預(yù)緊力對(duì)單軸抗壓強(qiáng)度σ、內(nèi)摩擦角φ、內(nèi)聚力c和抗剪強(qiáng)度τ的影響呈遞增趨勢(shì)，考慮增幅變化情況，錨桿預(yù)緊力取80kN。3.2.3錨桿直徑對(duì)摩擦角及內(nèi)聚力的影響依據(jù)表1所設(shè)計(jì)的實(shí)驗(yàn)方案，錨桿直徑選擇為16,18,20,22,24mm，錨桿間排距為0.8m，錨桿預(yù)緊力為80kN，錨桿長(zhǎng)度取值2.2m。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖8所示。如圖8(a)所示，當(dāng)錨固體內(nèi)安設(shè)的錨桿直徑從16mm增至22mm時(shí)，單軸抗壓強(qiáng)度呈現(xiàn)出遞增的趨勢(shì)；錨桿直徑為24mm時(shí)，錨固體單軸抗壓強(qiáng)度較無(wú)支護(hù)時(shí)提高量最大，為1.1MPa；在其他變量控制不變的情況下，錨桿直徑對(duì)單軸抗壓強(qiáng)度影響的最大差值為0.27MPa，錨桿直徑增加到22mm后，增幅趨于平緩。如圖8(b)所示，錨桿直徑對(duì)錨固體內(nèi)摩擦角的影響較為顯著：當(dāng)錨桿直徑為24mm時(shí)，錨固體試件內(nèi)摩擦角比同實(shí)驗(yàn)組內(nèi)錨桿直徑為16mm時(shí)大0.78°；錨桿直徑從18mm增加到22mm時(shí)，內(nèi)摩擦角變化最大，錨桿直徑增加到22mm后，增幅趨于平緩。如圖8(c)所示，錨桿直徑對(duì)錨固體內(nèi)聚力的影響并不明顯：當(dāng)錨桿直徑為24mm時(shí)，錨固體試件的內(nèi)聚力比同實(shí)驗(yàn)組內(nèi)錨桿直徑為16mm時(shí)大0.026MPa，比無(wú)支護(hù)時(shí)大0.13MPa；錨桿直徑從18mm增加到22mm時(shí)，內(nèi)聚力增量最大，錨桿直徑增加到22mm后，增幅趨于平緩。如圖8(d)所示，隨著錨桿直徑增加，錨固體抗剪強(qiáng)度呈遞增趨勢(shì)：24mm直徑較16mm直徑時(shí)抗剪強(qiáng)度增加0.4MPa，較無(wú)支護(hù)時(shí)增加1.54MPa；錨桿直徑從18mm增加到22mm時(shí)，抗剪強(qiáng)度增量最大，錨桿直徑增加到22mm后，增幅趨于平緩。綜合分析圖8認(rèn)為，錨桿直徑增加到22mm時(shí)，力學(xué)參數(shù)值增量最大，但超過(guò)22mm后增幅變緩，因此，錨桿直徑取值22mm。3.2.4錨桿長(zhǎng)度對(duì)摩擦角及聚力的影響依據(jù)表1，設(shè)計(jì)錨桿長(zhǎng)度分別為2.2,2.4,2.6,2.8,3.0m。錨桿間排距為0.8m，錨桿預(yù)緊力為80kN，錨桿直徑為22mm。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖9所示。如圖9(a)所示，當(dāng)錨固體內(nèi)安設(shè)的錨桿長(zhǎng)度為2.2～3.0m時(shí)，單軸壓縮峰值強(qiáng)度呈現(xiàn)出遞增趨勢(shì)，錨桿長(zhǎng)度3m比錨桿長(zhǎng)度2.2m時(shí)增加0.34MPa，比無(wú)支護(hù)時(shí)增加1.42MPa。錨桿長(zhǎng)度從2.2m增加至2.6m時(shí)，2.4m為拐點(diǎn)；超過(guò)2.6m后，斜率增加，長(zhǎng)度達(dá)到3m時(shí)最大。如圖9(b)所示，錨桿長(zhǎng)度對(duì)錨固體內(nèi)摩擦角的影響呈遞增趨勢(shì)：從2.2m增加至2.6m時(shí)，2.4m為拐點(diǎn)；當(dāng)錨桿長(zhǎng)度為3.0m時(shí)，錨固體試件比同實(shí)驗(yàn)組內(nèi)錨桿長(zhǎng)度為2.2m時(shí)內(nèi)摩擦角大0.86°，比無(wú)支護(hù)時(shí)大3.77°；當(dāng)錨桿長(zhǎng)度大于2.6m后，內(nèi)摩擦角增速增加。如圖9(c)所示，錨桿長(zhǎng)度對(duì)錨固體內(nèi)聚力的影響呈遞增趨勢(shì)：從2.2m增加至2.6m時(shí)，2.4m為拐點(diǎn)；超過(guò)2.6m遞增趨勢(shì)增大，當(dāng)錨桿長(zhǎng)度為3.0m時(shí)，錨固體試件內(nèi)聚力比同實(shí)驗(yàn)組內(nèi)錨桿長(zhǎng)度為2.2m時(shí)大0.048MPa，比無(wú)支護(hù)時(shí)大0.168MPa。如圖9(d)所示，隨著錨桿長(zhǎng)度增加，錨固體抗剪強(qiáng)度呈遞增趨勢(shì)：從2.2m增加至2.6m時(shí)，2.4m為拐點(diǎn)；錨桿長(zhǎng)度3.0m較錨桿長(zhǎng)度2.2m時(shí)抗剪強(qiáng)度增加0.49MPa，較無(wú)支護(hù)時(shí)增加1.98MPa。另外從曲線中發(fā)現(xiàn)，錨桿長(zhǎng)度大于2.6m以后，錨固體抗剪強(qiáng)度增速逐漸增加。綜合分析圖9認(rèn)為，錨桿長(zhǎng)度與各參數(shù)均保持正相關(guān)：錨桿長(zhǎng)度在2.2～2.6m時(shí)，長(zhǎng)度2.4m為拐點(diǎn)，力學(xué)參數(shù)值增速放緩；從2.6m到3m，各參數(shù)增長(zhǎng)趨勢(shì)明顯加快。為了得到較為理想的效果，在此錨桿長(zhǎng)度取值3m。3.3錨固體力學(xué)性質(zhì)分析上一節(jié)分別研究了錨桿間排距、預(yù)緊力、直徑和長(zhǎng)度對(duì)錨固體力學(xué)參數(shù)的影響，確定了沿頂巷道實(shí)體煤側(cè)錨桿支護(hù)參數(shù)的合理取值：間排距0.8m，預(yù)緊力80kN，直徑22mm，長(zhǎng)度3m。該支護(hù)方案下錨固體力學(xué)性質(zhì)為：?jiǎn)屋S抗壓強(qiáng)度11.78MPa，較無(wú)支護(hù)時(shí)增加1.42MPa；抗剪強(qiáng)度10.67MPa，較無(wú)支護(hù)時(shí)增加1.98MPa；內(nèi)摩擦角32.2°，較無(wú)支護(hù)時(shí)提高3.77°；內(nèi)聚力3.24MPa，較無(wú)支護(hù)時(shí)提升0.168MPa。對(duì)比錨桿各參數(shù)變化引起錨固體力學(xué)性質(zhì)的變化區(qū)間，結(jié)合工程實(shí)際情況，綜合分析各錨桿支護(hù)參數(shù)對(duì)錨固體力學(xué)性質(zhì)的影響：錨桿預(yù)緊力、錨桿間排距影響較大；錨桿長(zhǎng)度、錨桿直徑對(duì)錨固體各項(xiàng)力學(xué)性質(zhì)的影響較小。由此認(rèn)為，在生產(chǎn)實(shí)際中，設(shè)計(jì)錨桿支護(hù)方案時(shí)，應(yīng)重點(diǎn)考慮的是錨桿間排距和預(yù)緊力。4聯(lián)合襯砌區(qū)支架的分布及懸吊機(jī)的聯(lián)合4.1沿頂巷道側(cè)幫錨桿2錨桿的作用機(jī)理分為2個(gè)方面：(1)對(duì)錨固體力學(xué)參數(shù)的影響；(2)對(duì)圍巖受力狀態(tài)的改變，使圍巖受力狀態(tài)朝著利于穩(wěn)定的方向發(fā)展。因此，本小節(jié)主要研究前述錨桿支護(hù)參數(shù)對(duì)沿頂巷道實(shí)體煤側(cè)圍巖受力狀態(tài)的影響。文獻(xiàn)采用FLAC按前述錨桿支護(hù)參數(shù)取值對(duì)沿頂巷道側(cè)幫進(jìn)行支護(hù)，計(jì)算結(jié)果如圖11,12所示。由圖11,12可看出：由于沿頂巷道側(cè)幫錨桿的支護(hù)作用，沿頂巷道實(shí)體煤側(cè)附近圍巖受到明顯控制，從巷道側(cè)幫由近及遠(yuǎn)分別形成支護(hù)壓應(yīng)力區(qū)和支護(hù)拉應(yīng)力區(qū)；支護(hù)壓應(yīng)力區(qū)內(nèi)一般壓應(yīng)力為0.096MPa，最大壓應(yīng)力可達(dá)0.19MPa。錨桿端部同樣會(huì)出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中，最大拉應(yīng)力達(dá)到0.067MPa左右。將沿頂巷道實(shí)體煤側(cè)錨桿控制范圍內(nèi)的圍巖“抽離”，受側(cè)幫錨桿形成的支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)的影響，錨固體形成受力均勻的似“梁”結(jié)構(gòu)體，為實(shí)現(xiàn)厚煤層沿底巷道頂板錨桿錨索的懸吊作用提供了基礎(chǔ)。4.2支護(hù)參數(shù)模擬分析由于錯(cuò)層位巷道布置情況下工作面回風(fēng)巷道沿煤層頂板布置，相當(dāng)于降低了厚煤層采高，加之起坡段下方的三角煤體會(huì)對(duì)接續(xù)工作面進(jìn)風(fēng)巷起到一定的保護(hù)作用，其外錯(cuò)距離相對(duì)于一般沿空掘巷的煤柱尺寸較小。以“沿空掘巷上下區(qū)段間不留煤柱或只留3～5m寬的擋矸、阻水或阻隔采空區(qū)有害氣體的隔離煤柱”考慮到接續(xù)工作面回采過(guò)程的采動(dòng)影響，對(duì)錯(cuò)層位和原巷道布置條件下的支護(hù)效果進(jìn)行數(shù)值模擬驗(yàn)證。模型中煤巖體參數(shù)同表3，錨桿錨索采用cable單元體進(jìn)行模擬，與前文所述相同。其中錯(cuò)層位巷道布