Small coal pillar technology in fully-mechanized top-coal caving face of multi layer hard roof and extra thick coal seam
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摘要:
为研究小煤柱护巷巷道的稳定性及其阻隔同层位邻近采空区灾害的特征，以大同矿区石炭系坚硬顶板特厚煤层开采为工程背景，采用理论分析、实验研究、数值模拟等研究方法，从小煤柱护巷巷道的稳定性和其是否具有阻隔同层位邻近采空区有害气体能力2个角度，综合分析小煤柱的合理尺寸及其在不同采动阶段渗透率的演化特征。针对同忻煤矿石炭系煤层8210工作面沿空掘巷小煤柱开采具体的开采条件，建立了双关键层采场内外应力场叠加的力学模型，推导出双关键层条件下沿空掘巷小煤柱合理尺寸的计算关系式，理论确定8210工作面小煤柱合理尺寸为6.0 m；应用DJG–Ⅱ型煤岩渗流测试装备，研究不同采动阶段小煤柱渗透率演化特征，试验确定在第3采动阶段小煤柱渗透率较初始渗透率增大了23倍，该阶段小煤柱基本失去了阻隔邻近采空区有害气体的能力。根据理论研究结果，现场选取6 m小煤柱进行工业性试验；根据试验研究结果，开采试验过程中对小煤柱进行了改性降透措施，在小煤柱表面及顶板距煤柱帮1 500 mm范围内喷射厚层混凝土(100 mm)。实践表明：工作面回采过程中小煤柱护巷的回采巷道发生了一定的变形量，但是巷道变形在安全可控范围之内，巷道稳定，可实现安全回采；开采过程中8210工作面上隅角CH4气体浓度远低于邻近8305工作面采空区CH4气体浓度，表明小煤柱经过改性降透后具备了阻隔同层位邻近采空区有害气体的能力；开采实践也进一步验证了理论和试验研究成果的合理性和科学性。研究成果可以为类似条件下小煤柱护巷技术的推广应用提供参考。
Abstract:In order to study the stability of small coal pillar roadway protection and its characteristics of blocking disasters in adjacent goaf areas at the same layer, the mining of extra-thick coal seams with hard roofs in the Carboniferous mining area in Datong Mining Area was used as the engineering background, and theoretical analysis, experimental research, numerical simulation, etc. were used. From the two perspectives of the stability of the small coal pillar roadway protection tunnel and its ability to block harmful gases in adjacent goaf areas at the same layer, a comprehensive analysis is made of the reasonable size of the small coal pillar and the evolution characteristics of its permeability in different mining stages. Aiming at the specific mining conditions of small coal pillar mining in gob-side entry driving in 8210 working face of Carboniferous coal seam in Tongxin Coal Mine, a mechanical model of superposition of internal and external stress fields in double key strata is established, and the calculation formula of reasonable size of small coal pillar in gob-side entry driving under the condition of double key strata is deduced. The reasonable size of small coal pillar in 8210 working face is theoretically determined to be 6.0 m. The permeability evolution characteristics of small coal pillars in different mining stages were studied by using DJG–II coal rock seepage test equipment. It was determined that the permeability of small coal pillars in the third mining stage was 23 times higher than that in the initial test, and the small coal pillars in this stage basically lost the ability to block the harmful gases in the adjacent goaf. According to the theoretical research results, 6 m small coal pillars were selected for industrial test. According to the experimental results, during the mining test, the small coal pillar was modified to reduce the permeability, and the thick layer concrete (100 mm) was sprayed on the surface and roof of the small coal pillar within 1 500 mm from the coal pillar. The practice shows that a certain amount of deformation has occurred in the mining roadway of the small coal pillar roadway protection during the mining process of the working face, but the deformation of the roadway is within the safe and controllable range, the roadway is stable, and safe mining can be realized; during the mining process, the CH4 gas concentration in the upper corner of the 8210 working face is much lower than that in the goaf of the adjacent 8305 working face, indicating that the small coal pillar has the ability to block the harmful gas in the adjacent goaf of the same layer after the modification and permeability reduction. The mining practice also further verifies the rationality and scientificity of the theoretical and experimental research results. The research results can provide reference for the popularization and application of small coal pillar roadway protection technology under similar conditions.
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0. 引 言
我国每年新掘进巷道总长度约12 000 km[1]，其中软岩巷道的开掘比例占到10%以上，且广泛分布在我国20多个矿区[2-3]。软岩巷道围岩松散破碎，稳定性差，流变性强，变形量大且持续时间长，巷道通常需要多次翻修才能满足生产要求，这严重制约煤矿的安全高效生产和经济效益增长[4-5]。
长期以来，相关学者围绕软岩巷道稳定围岩控制做了大量的研究工作，并取得了丰富的研究成果。主要集中在以下3个方面：①提高支护强度。康红普等[6]提出的高预应力强力支护理论强调了预应力和锚杆刚度在软岩巷道支护中的重要性，通过强化锚杆支护系统各配件间的相互作用来提高整体强度，高预应力、强力锚杆与锚索联合支护技术可以控制软岩巷道围岩变形。余伟健等[7]针对软岩巷道的返修提出了差异性支护的控制方法，针对不同变形采用不同支护强度来进行控制。张红军等[8]针对软岩的大变形问题提升了支护强度，开发了高预应力增阻大变形锚杆。付玉凯等[9]提出的长短锚索层次控制技术有效的控制了软岩巷道围岩变形。吴拥政[10-11]针对研究了锚杆附件之间的力学匹配性并开发了全长预应力支护系统，相比一般锚杆支护，使得对软岩巷道的锚杆支护更具有针对性且强度有了明显提高。②强化围岩承载能力。何满潮等[12]针对高应力强膨胀节理化软岩巷道提出了刚柔层桁架耦合支护技术，依此强化围岩承载能力，保持巷道围岩稳定。张广超等[13]研究了应力扩容膨胀型（HJS）复合地质软岩巷道稳定，提出以高强锚网索、可缩性环形支架、注浆加固为核心的多层次耦合支护系统。孙晓明等[14]针对软岩巷道提出以恒阻大变形锚杆为核心的耦合支护技术能够有效转化变形力学机制，安全吸收岩体中积聚的变形能，有效地阻断底鼓塑性滑移作用力。黄庆享等[15]针对软岩大变形巷道围岩控制难题，优化了巷道断面形态，重点强调了全断面锚杆索支护并注浆，增强了围岩承载能力。柏建彪等[16]针对软岩巷道支护原理进行了系统研究，强调了提高软岩自身承载能力的重要性。刘高等[17]分析了软岩巷道围岩的变形破坏机理，明确了围岩承载能力弱是软岩巷道变形破坏的重要原因。靖洪文等[18]分析了注浆对提高软岩巷道围岩承载能力的作用机理。王卫军等[19]研究了软岩巷道围岩塑性区扩展，认为强化围岩承载能力可以控制围岩塑性变形破坏。③软岩遇水的控制。由于软岩遇水表现出明显的变形蠕变、流变特性，使得控制难度明显增加，许兴亮等[20]研究了泥岩遇水情况下的巷道围岩变形规律，提出该类型巷道围岩的动态过程控制技术。高明仕等[21]针对软岩巷道强流变四周均表现出大变形的破坏特征，提出了全断面，全支全让“O”型封闭控制的支护原理，强调了强力与卸压并存的支护方法。刘泉声等[22]针对软岩的破碎碎涨变形研究了锚喷与注浆协同的控制过程，提出了相应的控制思路。
上述研究成果对软岩巷道围岩稳定性控制发挥了积极的作用。然而，鉴于煤矿地质条件的复杂性，许多软岩矿区的巷道围岩控制难题尚未得到完全解决。笔者选择宁煤清水营煤矿110207运输巷含水软岩巷道为研究对象，结合现场实测，分析了巷道变形破坏的主要特征，研究了巷道围岩“一水三弱”的特征及变形破坏机理，提出了“一隔三强”的巷道围岩控制的原理，在此基础上，提出了全断面“锚索+网+注浆+喷浆”的综合支护技术，现场实践表明，巷道围岩控制效果良好。研究成果可为软岩巷道围岩控制提供一定的理论与技术参考。
1. 工程概况及变形特征
1.1 工程概况
清水营煤矿110207工作面运输巷沿2煤顶板掘进，2煤平均厚度4.77 m，内生裂隙发育，夹矸岩性为粉砂质泥岩，属简单结构煤层。2煤伪顶为平均厚度0.31 m的泥岩，灰黑色，破碎、团块状；直接顶为粗粒砂岩，平均厚度32.74 m，夹杂薄层泥岩及煤线；基本顶为平均厚度5.53 m的粉砂岩和19.61 m的粗粒砂岩，泥质胶结。2煤直接底为泥质粉砂岩，平均厚度1.22 m，泥质胶结，局部夹薄层细砂岩；基本底为平均厚度5.46 m的细粒砂岩与4.53 m的中粒砂岩，泥质胶结，较坚硬，属次软岩石。110207运输巷岩性柱状如图1所示。
对110207运输巷内顶板及帮部围岩进行了钻孔窥视，发现顶板上方4.0~5.5 m赋存有弱含水层，施工钻孔时可见线状淋水，根据Q602-2钻孔抽水试验资料，直罗组砂岩含水层(Ⅲ)单位涌水量q=0.009 9 L/(s·m)，渗透系数k=0.009 6 m/d，富水性弱。顶板与帮部裂隙较发育，部分顶板与帮部结构窥视如图2所示。
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图 2 110207运输巷顶板与帮部结构窥视Figure 2. Borehole peering images of roof and side of transportation roadway No. 110207借助X射线衍射仪对110207运输巷顶底板围岩矿物成分进行了分析，顶底板黏土矿物平均含量大于30%，在黏土矿物中平均蒙皂石类占比15%、伊利石占比11%、高岭石占比60%、绿泥石占比10%，此类围岩遇水后极易软化、泥化，严重影响巷道的稳定性。
对110207运输巷顶板与帮部围岩进行了单轴抗压强度原位测试，测试结果如图3所示，从测试结果可知，顶板8 m以内0～5.0 m岩石强度低于15 MPa，5.0～7.2 m岩石强度处于15～25 MPa，7.2～8.0 m岩石强度处于15 MPa以下，帮部为平均强度11 MPa的煤体。依据现场实测并参照GB 50218—1994《工程岩体分级标准》中对岩石强度分类的描述，顶板与帮部围岩均属于软岩范畴。
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图 3 110207运输巷顶板与帮部强度实测曲线Figure 3. Measured strength curves of roof and side of transportation roadway No. 110207110207运输巷断面为圆弧拱形，净宽×净高=5.5 m×3.75 m，净断面为17.0 m2。原支护参数如下：
锚索：拱部与帮部锚索规格分别为ø21.98 mm×5300/3300 mm，间排距分别为2000/1500 mm×2000 mm。单根5.3 m锚索采用1节MSK2370与2节MSZ2370的树脂锚固剂，单根5.3 m对比3.3 m锚索减少1节MSZ2370的树脂锚固剂；预紧力不小于150 kN，采用300 mm×300 mm×16 mm的蝶形托盘。
锚杆：采用ø22 mm×2 500 mm的左旋无纵筋螺纹钢锚杆，间排距1000 mm×1000 mm，单根锚杆配1节MSK2370和1节MSZ2370的树脂锚固剂，预紧扭矩不小于240 N·m，采用150 mm×150 mm×10 mm的蝶形托盘。
锚网：顶板为ø6.5 mm圆钢加工的网孔为100 mm×100 mm的钢筋网；帮部为网孔40 mm×40 mm的钢塑网。
喷层：喷射混凝土强度等级为C20，铺底混凝土强度等级为C25，支护断面及参数如图4所示。
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图 4 110207机巷断面及原支护设计参数Figure 4. Original support scheme of transportation roadway 1102071.2 巷道变形破坏特征
110207运输巷自掘进以来，由于顶板淋水、围岩岩性差等多种原因，巷道变形破坏严重，变形破坏照片如图5a所示，巷道围岩变形曲线如图5b所示。
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图 5 110207运输巷变形破坏现场与曲线Figure 5. Deformation failure images and curves of headentry No. 110207从图5b可知，110207运输巷变形破坏呈现以下特征：
巷道围岩变形量大，底鼓严重。110207运输巷在掘进期间矿压显现强烈，顶板下沉、两帮内挤和底板严重鼓起。在近60 d的监测中，顶底板移近量大于1 400 mm，两帮移近量大于400 mm，且围岩变形持续增加。已掘进的2 300多米巷道有30%以上属于变形破坏严重地段。
围岩变形持续时间长。110207运输巷围岩在掘进期间一直处于变形之中。从变形曲线可以看出，整个变形破坏过程分为初期初始变形、中期急速变形与后期缓慢变形3个阶段。
围岩变形速度快。巷道顶底板7 d内的初期初始变形200 mm以上，占总变形量的10%。中期14 d急速变形600 mm以上，约占总变形量的30%。即使后期40 d，每天的移近量也大于15 mm。如此快的变形速度导致巷道控制更加困难。
综上所述，清水营煤矿110207运输巷属于典型的弱含水层下软岩大变形巷道。
2. 软岩巷道围岩变形破坏机制
2.1 变形破坏原因
根据现场调研与实测，结合巷道围岩变形破坏特征，影响弱含水层下软岩巷道围岩变形破坏主要有以下4个方面：
巷道围岩强度低、承载能力弱。110207运输巷顶板岩石强度平均15 MPa，帮部煤体强度平均11 MPa，顶板围岩在5.5 m范围内结构发育。此类型围岩自身强度与整体性都比较差，不具备较强的承载能力。
围岩含高比例黏土矿物成分且顶板存在淋水，X射线衍射试验表明围岩黏土类矿物成分占比大于30%，且含有高岭石、蒙脱石等膨胀性岩石，这些高比例黏土矿物遇到顶板淋水极易发生膨胀与崩解。
锚杆（索）锚固根基薄弱，锚杆（索）难以与围岩锚固稳定。巷道围岩裂隙发育，钻孔壁完整性差，锚固剂与围岩之间容易松动，加之水与泥岩的作用，大幅降低了锚固剂与钻孔壁之间的粘结力，现场测试裂隙淋水区域30%以上的锚杆（索）拉拔力小于80 kN。
原支护方案设计不合理，不能适应软岩巷道围岩大变形。原支护方案设计不能与围岩充分耦合，护表面积小且强度低，支护系统对巷道围岩的整体控制作用有限。现场实测，锚杆（索）施加的预紧力低，部分锚杆与锚索预紧力仅为20 kN和70 kN，难以实现锚杆（索）的主动支护作用，尤其是忽略了底板的支护，极易引起底鼓。
2.2 变形破坏数值模拟
为明确110207运输巷在原方案下的变形破坏特征，揭示软岩巷道围岩的变形破坏机制，以110207运输巷原支护方案及地质资料为基础，建立计算模型。模型尺寸：75 m×75 m×10 m；模型上边界为自由边界，下边界固定；上边界施加均布垂直应力12.5 MPa，数值计算模型如图6所示。依据现场实测的地质力学参数，最大水平主应力σH=13.52 MPa，垂直主应力σv=11.3 MPa，侧压系数λ取1.2，并参考GB 50218—1994《工程岩体分级标准》，数值模拟物理力学参数见表1。
表 1 数值模拟的围岩物理力学参数Table 1. Rock mechanics parameters of numerical simulation岩性 内摩擦角φ/(°) 黏聚力C/
MPa抗压强度/
MPa弹性模量E/
MPa粉砂岩 28 3.5 24 8.5 粗粒砂岩 32 3.8 20 10.6 泥岩 18 0.6 12 3.7 2煤 20 1.1 11 4.8 泥质粉砂岩 21 0.8 16 2.6 细粒砂岩 23 3.0 22 5.2 中粒砂岩 34 1.8 20 4.6 如图6b所示，原支护方案锚杆预紧力为20 kN，在此情形下，两帮锚杆在水平方向上形成的压应力区可以相互交织彼此相连，但其最大值仅为0.17 MPa，锚杆在拱顶形成的压应力区有限且不相连。如图6c所示，锚杆在拱顶形成的垂直方向支护应力场有限，基本上呈单独状态，对围岩的挤压控制作用小，锚索的预紧力为70 kN，可在锚索范围内形成宽度约1.0 m的压应力区，应力区平均值约0.12 MPa。由此可见，原支护方案下锚杆（索）的支护应力场无论范围还是大小对控制软岩大变形都明显不足，后期围岩必然出现变形破坏。
对模型进行迭代显式求解，巷道围岩变形破坏形态如图7所示。
从图7a与图7b可以看出，原支护方案下110207运输巷变形破坏严重，整个巷道断面收缩50%以上。底板深部4.0 m范围内岩层均出现不同程度的变形破坏，两帮围岩破坏深度达3.8 m。从位移云图可知巷道底板变形最为强烈，底鼓量达到2.7 m，顶板中部最大下沉量0.63 m，左帮内挤0.83 m，右帮内挤0.73 m。
从图7c可以看出，110207运输巷围岩塑性区范围大且形态不规则，反映在围岩各个区域就是不同程度的变形破坏，底板塑性区分布最大边界达8.3 m、左帮3.5 m、右帮2.5 m、顶板3.0 m。底板与帮部的变形既有剪切破坏又有张拉破坏，顶板以剪切破坏为主。
2.3 变形破坏机制
为更直观地分析软岩巷道围岩变形破坏过程，将巷道围岩浅表变形破坏数据整理为变形曲线，如图8所示。
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图 8 数值模拟巷道围岩变形曲线Figure 8. Numerical simulation deformation curve of roadway surrounding rock从图8可以看出，巷道围岩变形呈现出与实测曲线图5b一致的变形破坏特征，变形破坏分为初始增加、急速增加与缓慢增加3个阶段。为分析巷道围岩变形破坏机理，提出如图9所示的模型。
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图 9 巷道围岩变形破坏机理示意Figure 9. Schematic of deformation and failure mechanism of roadway surrounding rock分析图9可知，弱含水层下软岩巷道a开挖后，巷道围岩应力σ平衡被打破而进行二次平衡，在此过程中若锚杆预紧力P偏低不能及时主动控制浅表围岩的变形，浅表低强度围岩就不可避免出现变形破坏。
随着巷道围岩的变形，围岩裂隙逐步增多，节理、裂隙及锚杆（索）孔等逐步交织，与弱含水层贯通形成复杂的含水结构网。水与围岩中的高比例黏土矿物相互作用，不仅发生膨胀崩解变形，而且弱化了锚固剂与围岩壁之间的抗剪强度τ，随着应力平衡往围岩深部推进，巷道围岩变形量开始急速增加。由于巷道浅部围岩的急速变形，围岩应力得到一定释放，围岩变形量得以暂时性缓慢增加，应力向深部转移，此时进入缓慢增加阶段。在此阶段内，围岩裂隙的发育、水黏土矿物反应或者其它因素导致锚固剂、锚杆（索）、钻孔壁三者之间脱锚，导致锚杆（索）支护失效，进而导致巷道围岩大变形或冒落等严重矿压显现。
3. 弱含水层下软岩巷道“一隔三强”协同控制
3.1 控制方法
根据上述分析可知，弱含水层下巷道围岩变形破坏的主要影响因素为围岩黏土矿物成分高且遇水、锚杆（索）锚固基础弱、锚杆（索）预紧力扩散效果差、围岩承载能力弱4个方面，即“一水三弱”。所以，该类巷道围岩控制可从这4个方面开展研究。
1）隔：隔是指隔断水与围岩黏土矿物成分的接触，防止围岩出现膨胀、崩解而大变形。可以从含水源、水的流通途径、水的作用地3方面开展工作。如采用注浆的方法充填裂隙网络阻断水的流通，采用喷浆涂层的方法在黏土围岩表面形成隔离层阻断与水接触，采用全长锚固方式封闭钻孔等方法。
2）强基：强基是指强化锚杆（索）的端部一次性锚固基础，防止锚固基础松动和滑动，为发挥锚杆（索）的主动支护作用提供牢固基础。可以从保持钻孔壁完整性、改变锚杆（索）锚固段形态以增加阻力、改变锚固剂性能（膨胀性、防水性等）增加锚固力、增加锚固段长度等方法开展强化锚固基础的工作。如注浆封闭裂隙保持钻孔壁完整并阻断水流入，增加锚固段长度或编制鸟笼增加锚固段阻力，在淋水钻孔内应用防水锚固剂强化锚固效果等，都能取得不错的锚固效果。
3）强表：强表是指强化围岩表层的强度、完整性与平整性，为提升锚杆（索）预应力的扩散提供可靠的表层。可以从提高围岩浅表强度、平整围岩表层凹凸面、增加护表构件面积与强度等方面开展工作。如喷射混凝土或采用垫层来平整围岩表层凹凸面，采用大尺寸W钢护板等方法均可达到强化表层的目的。
4）强承载：强承载是增强锚固范围内围岩自身的承载能力。可以从围岩自身改性、提高锚杆（索）杆体强度、提高锚杆（索）预紧力等方面开展工作。如利用注浆材料注入岩体内使围岩的性能得到强化，提高锚杆（索）的杆体直径或强度，使用大扭矩设备、张拉设备、减摩垫圈等来提高锚杆（索）预紧力，这些方法都可以有效增强锚固范围内围岩的承载能力。
3.2 控制原理
基于上述分析，弱含水层下软岩巷道围岩控制除采用传统支护方式外，提出“一隔三强”的控制方式主要体现在以下3个方面：①对于新掘巷道，在开挖前向掘进面水源进行深孔注浆，以排挤水源远离巷道，开挖后立即喷射混凝土层封闭裸露岩层并保持新开挖岩面平整。对于返修巷道可以选择流动性强、快凝材料进行深浅孔搭配注浆，封闭淋水通道的同时提高围岩的完整性；同时将支护构件淋水进行引流，统一管道排走。总之，隔即防止淋水与黏土围岩接触。②注浆后，采用高预紧力全长锚固支护，采用性能优良的特种锚固剂（防水、膨胀或其它）进行一次性端锚牢固，然后施加杆体30%~60%屈服强度的预紧力，最后进行全孔注浆以实现全长锚固，并进行围岩全断面二次高强度材料注浆强化围岩强度。③支护完成后，再次喷浆直至封闭锚杆（索）尾部及支护构件。弱含水层下软岩巷道围岩“一隔三强”协同控制如图10所示。
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图 10 “一隔三强”协同控制原理示意Figure 10. Control principle schematic of “one obstruct and three strengthen” of roadway surrounding rock弱含水层下软岩巷道隔离水与岩体接触：高比例黏土矿物岩层内含有大量的高岭石、蒙脱石、伊利石，这些都属于硅铝酸盐类，其晶体形状为层片状，在有水情形下层间会吸附和填充大量的水，导致体积增加数倍乃至数十倍，此时岩体具有明显的胶体性质，包括膨胀性、流变性、分散性和絮凝性。反映在110207运输巷中表现就是泥岩膨胀破碎、分散崩解，或变为絮凝状具有一定的流动性，强度大幅降低。为防止水与软岩的相遇，可以采用围岩内注浆与浅表喷浆涂层相结合的方式驱赶水源、封闭水流路径，降低水与高黏土矿物接触的机会，保证围岩强度稳定。
弱含水层下软岩巷道强基强表强承载控制：在注浆后的岩层内，利用特种锚固剂配合增阻锚固段锚杆（索）等来强化锚固基础，利用大面积高刚度护表构件、岩面表面喷层来强化支护阻力传导层，利用高强度杆体、二次注浆、全长锚固、高预紧力等强化锚固承载层。利用“三强”锚注支护可以有效阻止围岩的大变形。
采用“一隔三强”的目的就是为控制围岩大变形，研究表明[22]，弱含水层下软岩巷道围岩变形可以用下式表示：
$$ \sum \mu = {\mu _{\text{e}}} + {\mu _{\text{p}}} + {\mu _{\text{w}}} + {\mu _{\text{q}}} + {\mu _{\text{b}}} $$ (1) 其中：
$ {\mu }_{\text{e}}、{\mu }_{\text{p}}、{\mu }_{\text{w}}、{\mu }_{\text{q}}、{\mu }_{\text{b}} $ 分别为围岩的弹性、塑性、遇水膨胀、重力与碎胀扩容变形。弹性变形$ {\mu _{\text{e}}} $ 为巷道围岩弹性变形量，$ {\mu _{\text{w}}} $ 通过隔断水与泥岩相遇可避免或减少，$ {\mu _{\text{q}}} $ 表示巷道开挖后巷道围岩的重力变形不足以影响围岩稳定。已有研究成果[23]表明，
$ {\mu }_{\text{p}}和{\mu }_{\text{b}} $ 是在塑性区扩展过程中出现的变形，塑性区半径R0越大破碎区越大，破碎扩容变形$ {\mu _{\text{b}}} $ 就越大，这2种变形与塑性区半径R0关系密切，R0可用下式表示：$$ {R_0} = a{[({p_{\rm{z}}} + c \cot \;\phi )(1 - \sin\; \phi )/{p_{\rm{i}}} + c \cot\; \phi ]^{\frac{{1 - \sin \;\phi}}{{2\sin\; \phi }}}} $$ (2) 由式（2）可知巷道围岩塑性区半径
$ {R_0} $ 是与岩石力学参数$ c $ 和$\phi $ 、巷道围岩半径a、地应力$ {P_{\text{z}}} $ 成正比例关系，与支护阻力$ {P_{\rm{i}}} $ 及支护强度成反比例关系。注浆后可以提高裂隙围岩的黏聚力和内摩擦角，施加足够的预紧力可以提高支护阻力
$ {P_{\rm{i}}} $ ，因此注浆和支护可以有效抑制塑性区半径R0的扩展，从而降低$ {\mu }_{\text{p}}和{\mu }_{\text{b}} $ ，使巷道围岩的大变形得到控制。弱含水层下软岩巷道“一隔三强”的时空关系：总体原则为隔离水源与软岩接触应早于“三强”支护。即在巷道开挖前可以对水源采取一定的措施排挤，开挖后采用注浆方式对围岩封闭围岩裂隙或密封或排放可能的漏水点，然后依次进行强基、强表与强承载“三强”支护，最终实现弱含水层下软岩巷道“一隔三强”的协同控制。
3.3 控制方案
依据上述“一隔三强”控制原理，结合110207运输巷地质条件，提出全断面“深孔注浆+锚网索喷注”的联合控制方案。
首先借助深孔预注浆对全断面淋水通道进行封闭，隔断淋水与围岩、锚固岩层的接触通道，同时提高围岩的整体性；然后借助特种高强锚固剂与增阻锚索段强固锚固基础，选用喷浆、提高护表构件面积与强度来强化支护阻力传导表层；再次给锚索施加足够的预紧力，后借助中孔注浆锚索二次注浆来增加锚固圈层的承载能力。全断面“深孔注浆+锚网索喷注”的联合控制方案如图11所示。
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图 11 巷道支护加固控制方案Figure 11. Control scheme of support and reinforcement in test section借助工程类比、数值模拟及现场经验得出分别对锚杆（索）的排距、间距、长度及直径等参数进行模拟优化，得出的支护参数如下：
1）锚索支护。锚索规格：ø×L=21.8 mm×6 300/4 300 mm的钢绞线，顶板间排距为2 000 mm×2 000 mm，帮部间排距为1 000 mm×1 000 mm，底板间排距为1 000 mm×1 000 mm。锚固方式：先采用特种防水树脂锚固剂实现端锚（每根锚索采用1节K2335与2节Z2360树脂锚固剂），对锚固基础进行初期强化，渗水区域锚固力不低于160 kN，然后借助锚索注浆实现全长锚固，同时保护钻孔壁完整阻断孔内渗水流水而保护锚固基础长期稳固。锚索托盘为300 mm×300 mm×16 mm的拱型托盘，锚索张拉力不低于140 kN。
2）喷网：采用ø6.5 mm的钢筋网，网孔规格100 mm×100 mm。顶与帮喷射混凝土层厚不低于100 mm，底板混凝土层厚不低于500 mm。通过喷网提高巷道围岩的表层强度，强化支护阻力传导层，为锚索的预应力有效扩散奠定坚实的基础，也可阻止表层水进入巷道空间。
3）注浆方案：顶板注浆孔深7.0 m，两帮注浆孔深6.0 m，两帮的间排距均为1 500 m×2 000 m，顶板间排距为2 000 m×2 000 m。注浆一方面可以明显改善围岩的黏聚力与内摩擦角，强化锚固区域围岩的承载性能，另一方面充填裂隙网络阻断水的流通，同时是再次对锚索锚固基础的二次强化。
4. 工程实践与效果分析
将提出的“一隔三强”控制方案应用于现场实践，并在不同区段进行围岩变形量监测与注浆前后结果窥视对比分析，巷道围岩顶板窥视结果如图12所示。
由图12a可知，巷道围岩注浆前围岩裂隙发育，钻孔内可见纵横裂隙，钻孔壁完整性非常差，可见淋水沿孔壁下流，在该类围岩中做锚索拉拔试验，拉拔力小于100 kN；由图12b可知，围岩注浆后围岩裂隙被封闭，钻孔内可见灰白色浆液脉络，钻孔壁完整，未见淋水出现，现场实测拉拔力可大于180 kN。
为了对新支护方案的效果进行检验，在试验段布置了综合矿压监测点，分别对锚索受力、巷道围岩变形量进行监测。锚索受力和巷道围岩变形如图13和图14所示。
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图 14 巷道围岩变形曲线Figure 14. Deformation curve of roadway surrounding rock in test section由图13可知，巷道不同部位的锚索受力曲线表现出明显的起伏特性，前期变化较大，后期逐步趋于稳定。在前期的15 d之内锚索受力逐步增加，顶板锚索由149 kN增加到168 kN，左帮由159 kN增加到174 kN，右帮锚索受力处于缓慢增加状态，15 d之后锚索受力逐步趋于稳定，表明巷道围岩变形逐渐稳定。
由图14可知，采用新的联合控制方案后，巷道两帮最大移近量为51.9 mm，顶底板最大移近量为27.8 mm，之后变形趋于稳定，收敛速率均小于1 mm/d，巷道可满足正常使用。因此，通过“一隔三强”的全断面“深孔注浆+锚网索喷注”联合控制支护可以较好地控制弱含水层下软岩巷道围岩大变形。
5. 结 论
1）清水营煤矿110207运输巷表现出明显的“一水三弱”特征，即水与高比例黏土矿物岩层共存、弱锚固基础、弱支护阻力传导表层和弱承载性能，受此影响，原支护方式不能适应围岩大变形，该巷属于典型的弱含水层下软岩大变形巷道。
2）针对巷道 “一水三弱”特征，提出了控制弱含水层下软岩巷道的“一隔三强”控制原理，即隔水、强化锚固基础、强支护阻力传导表层、强化围岩承载能力，并提出了围岩控制方法。
3）依据“一隔三强”的控制原理，提出了全断面“锚索+网+注浆+喷”的综合控制方案，并进行了现场试验。矿压监测结果表明：巷道两帮最大移近量为51.9 mm，顶底板最大移近量为27.8 mm，围岩变形量小，保证了巷道的安全正常使用。
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图 1 同忻矿8210工作面巷道布置平面图
Figure 1. Layout plan of roadway of No.8210 working face of Tongxin Mine
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图 2 同忻矿8210工作面综合柱状图
Figure 2. Comprehensive histogram of working face of Tongxin Mine 8210
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图 3 双关键层采场内外应力场叠加力学模型示意
Figure 3. Double key strata mining field internal and external stress fields superposition mechanical model diagram
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图 5 多重采动影响下小煤柱循环加卸载应力路径
Figure 5. Cyclic loading and unloading stress path of small coal pillar under influence of multiple mining
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图 6 煤体渗透特征试验主要步骤
Figure 6. Main procedures of coal permeability characteristic experiment
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图 7 不同阶段煤样试件应力–渗透率变化曲线
Figure 7. Stress-permeability change curves of coal samples at different stages
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图 8 不同阶段试件有效应力–无因次渗透率变化曲线
Figure 8. Effective stress-dimensionless permeability change curves of specimens at different stages
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图 9 不同阶段试件有效应力–应变变化曲线
Figure 9. Effective stress-strain change curves of specimens at different stages
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图 11 回采期间顶底板移近量及两帮变形量
Figure 11. Displacement of roof and floor and deformation of two sides during mining
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图 12 8210工作面上隅角CH4实测每日峰值
Figure 12. Measured daily peak value of CH4 in upper corner of NO.8210 working face
表 1 煤样试件物理力学参数
Table 1 Physical and mechanical parameters of coal samples
密度/
(kg·m−3)体积模量/
GPa剪切模量/
GPa黏聚力/
MPa内摩擦角/
(°)抗拉强度/
MPa1 373 0.67 0.31 1.88 29.3 0.33 
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表 2 不同阶段试件有效应力–无因次渗透率拟合方程
Table 2 Effective stress-indifference permeability fitting equation of specimen at different stages
阶段 拟合方程 R2 t 第1阶段加载过程 K=3.132 48×exp[t×(11.5–σe)] 0.921 99 0.195 48 第1阶段卸载过程 K=7.779 8×exp[t×(7.5–σe)] 0.955 10 0.272 04 第2阶段加载过程 K=7.779 8×exp[t×(7.5–σe)] 0.971 49 0.137 74 第2阶段卸载过程 K=7.386 36×exp[t×(8.666 67–σe)] 0.875 26 0.171 16 第3阶段加载过程 K=26.463 51×exp[t×(8.666 67–σe)] 0.547 58 −2.655 12 第3阶段卸载过程 K=119.594 93×exp[t×(5.833 33–σe)] 0.893 39 0.183 58
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表 3 8210工作面邻侧8305采空区气体及含量情况
Table 3 Gas and differential pressure in goaf of 8305 working face adjacent to 8210 working face
取样日期 钻孔位置 φ(O2)/% 体积分数/% φ(CO2)/% N2 CH4 CO 2021−12−15 5 210巷450 m 1.46 84.24 1.77 0.00 12.51 2022−01−03 5 210巷200 m 2.33 85.96 0.52 0.00 11.19 5 210巷450 m 2.04 85.61 1.11 0.00 11.23 2022−01−10 5 210巷200 m 2.83 85.73 0.49 0.00 10.93 5 210巷450 m 2.06 85.50 0.98 0.00 11.45 2022−01−24 5 210巷200 m 2.30 85.56 0.51 0.00 11.61 5 210巷450 m 2.28 84.72 0.97 0.00 12.02
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