马 强，王 涛，李 明

(1.山西天地王坡煤业有限公司,山西 晋城 048000； 2.天地科技股份有限公司 开采设计事业部，北京 100013； 3.中煤科工开采研究院有限公司，北京 100013)

随着我国煤炭资源开采强度的不断增大，尤其是东部矿区，煤炭开采已逐步走向矿井深部。不少矿井由于初始开采设计与工作面布置时，为了避免采掘接替紧张，同时预防煤的自燃与瓦斯突出等灾害，都采用了跳采的方式，这样就在采区留下了不少两侧甚至三侧采空的孤岛工作面。作为高应力地质背景的集中代表，孤岛工作面在进行回采时会受到相邻采空区应力叠加的影响，覆岩应力分布复杂、顶板变形量大，极易诱发冲击矿压、煤尘爆炸等灾害。而巷道两侧均为采空区，围岩性质软弱，若遇到松软煤层，极易发生支护失效问题，严重制约着煤矿的安全高效生产。

目前，国内外众多学者针对孤岛工作面的复杂条件进行了大量研究，内容涉及覆岩结构、开采应力演化、危险性评价及支护技术研究等方面。文献[1-6]利用数值模拟结合现场实测揭示了不同类型孤岛工作面的矿压显现规律，文献[7-11]利用综合指数法对孤岛工作面的冲击地压危险性进行了预测和评价，并提出了综合防治技术。在巷道支护方面，郭相平等[12]在孤岛工作面沿空掘巷的高应力区域采用了高预应力强力锚杆锚索支护系统，有效地控制巷道围岩的大变形，陈可夯等[13]针对特厚煤层孤岛工作面全煤巷道，改进了锚索支护技术取得了很好的效果，刘春刚[14]分析了孤岛工作面动压巷道的应力规律，通过加强巷道两帮的支护、同时降低起锚高度，有效减少由于应力而引起的巷道底鼓问题，此外，文献[15-18]等也都针对孤岛工作面回采巷道的支护技术进行了研究与设计，有效改善了巷道围岩的稳定性。

经过多年研究与实践，孤岛工作面回采期间巷道维护技术的改进和实践技术基本成熟，能满足此类条件下工作面安全、快速回采。山西晋城某矿3210工作面为典型的孤岛工作面，开采过程中回采巷道动压明显，多种因素影响下导致大量锚杆锚索发生破断，使得支护失效，围岩变形严重，有必要针对现场的支护失效现象进行调研统计与分析研究，进一步提出针对性的支护对策与方案，有效维护巷道围岩的稳定性。

1 工程背景

1.1 工程地质条件

山西晋城某矿的3210工作面为典型的孤岛工作面，工作面平均埋深为680 m，走向长为2 150 m，倾向长为154 m，平均煤高5.2 m。其两侧的3208工作面和3212工作面均已开采完毕。3210回风巷为沿空掘巷，煤柱宽度为15 m，巷道宽度为5.0 m、高度为3.4 m，沿顶掘进，3210工作面巷道布置如图1所示、顶底板情况见表1。

图1 3210工作面及巷道布置情况Fig.1 3210 working face and roadway layout

表1 3210工作面顶底板情况Tab.1 Top and bottom plates of 3210 working face

1.2 锚杆索断裂失效现象分析

(1)断裂数量分布分析。由于3210工作面为孤岛工作面，从而造成3210回采巷道在掘进过程中围岩压力大，巷道变形严重，从而造成大量锚杆和锚索破断。为了更好地分析锚杆索发生断裂的原因，现场对断锚杆和锚索位置和数量进行了统计分析，如图2所示。根据统计结果进一步分析可以得到。①回风巷帮部锚杆破断数量较多，共60根，占锚杆破断总数的32.15%。其中，东帮断锚杆10根，西帮断锚杆50根。说明回风巷帮部围岩失稳严重，进一步影响了顶板稳定性。②从锚杆破断位置来看，西部帮顶角和西部顶板顶角断锚杆数量比较多，共占到总破断锚杆数量的22%和58%；从锚索破断位置来看，顶板中部断锚索数量较多，破断数量占到总断锚索数量的58%。③回风巷锚杆和锚索破断严重区域位于300～1 300、1 600～1 900 m处，尤其是400～500 m处锚杆和锚索破断数量最多。300～1 300 m共破断锚杆126根，占到总破断锚杆数量的65%，平均每100 m破断12.6根；破断锚索13根，占到总破断锚索数量的43%，平均每100 m破断1.3根；1 600～1 900 m共破断锚杆40根，占到总破断锚杆数量的21%，平均每100 m破断13.3根；共破断锚索17根，占到共破断锚索数量的56%，平均每100 m破断2.3根。④运输巷破断锚杆共计415根。其中，东帮断锚杆22根，西帮断锚杆9根，顶板断锚杆384根；顶板断锚索84根。西部顶板顶角、顶板中部和东部顶板顶角断锚杆数量比较多，共占到总破断锚杆数量的53%、19%和17%。顶板中部断锚索数量较多，破断数量占到总断锚索数量的67%。⑤3210运输巷整个巷道内断锚杆数量都比较多，锚杆和锚索破断严重区域位于200～1 400、1 500～1 600和1 700～2 100 m处。200～1 400 m共破断锚杆295根，占到总破断锚杆数量的71%，平均每100 m破断24.5根；破断锚索62根，占到共破断锚索数量的74%，平均每100 m破断5根；1 500～1 600 m共破断锚杆32根，占到总破断锚杆数量的7.7%，平均每100 m破断32根；共破断锚索12根，占到共破断锚索数量的14%，平均每100 m破断12根。1 700～2 100 m共破断锚杆75根，占到总破断锚杆数量的18%，平均每100 m破断18.7根；共破断锚索8根，占到共破断锚索数量的9.5%，平均每100 m破断2根。

图2 3210工作面回采锚杆锚索破断统计Fig.2 Breakage statistics of anchor rods and anchor cables in roadway of 3210 working face

(2)锚杆和锚索破断位置与形态。从现场锚杆和锚索破断位置来看，大部分锚杆和锚索破断位置均在西帮，尤其是西帮第1根和第2根锚杆破断的较多，锚杆破断处通常在帮部产生局部挤压变形，且局部顶板有网丢。大部分锚杆破断的位置都在杆尾螺纹处，只有少部分锚杆在杆体中部破断或距离螺纹300 mm处；大部分锚索破断位置均为杆体中部，锚索难以拔出，说明破断的锚索已经受到岩层的错动挤压，只有少部分锚索在孔口锁具附近破断。破断锚杆与锚索形态如图3所示。

图3 现场破断锚杆锚索示意Fig.3 Schematic view of breaking anchor rods and anchor cables on site

2 巷道围岩变形破坏原因及加固理论

2.1 动压巷道围岩变形破坏原因分析

结合3010工作面的地质条件与开采现状，分析回采巷道围岩发生严重变形破坏及支护失效的原因主要有以下几个方面。

(1)应力集中程度高。由于3210工作面为孤岛工作面，两巷道在掘进过程中会受到相邻采空区侧向残余应力影响，加之该工作面开采的超前支承应力，这会导致顶板压力较一般工作面大，顶板破坏范围和两帮破坏范围增大。经实测顶板岩层破坏主要位于4 m范围内，当锚杆和锚索锚固范围内的岩层变形破坏超过锚杆和锚索变形临界值时，锚杆和锚索就出现了大量破断。

(2)煤岩体强度低。王坡煤矿顶板岩性主要为煤、泥岩和砂质泥岩，顶板10 m范围内部分区域含大量离层、裂隙和夹层。由于裂隙多向发育，导致顶板普遍较为松散、破碎，强度较低。加之两帮为煤体强度低，在发生较大变形时，帮部锚杆与煤体会发生整体内移的现象，支护构件无法有效控制帮部围岩变形；两帮内移进一步挤压顶板，使顶板也产生弯曲、隆起，导致钢带弯折剪切锚杆，使很多锚杆在螺纹处被剪切破断。

(3)采动引起动压明显。3210运输巷锚杆和锚索破断数量均大于3210回风巷，主要原因是由于3210运输巷临近3208工作面，3208工作面回采时间为2011—2012年，回采时间较晚，采空区上部覆岩还未稳定即开始掘进3210运输巷，所以动压显现强烈，导致锚杆和锚索破断严重；相比之下，与回风巷相邻的3212工作面回采时间为2009—2010年，回采时间较早，采空区上部覆岩相对较稳定，动压显现程度较低，因此锚杆和锚索破断数量相对运输巷较少。

(4)特殊构造影响。回风巷400～500 m内锚杆和锚索破断数量最多、围岩变形破坏最为严重，主要因为该区域临近构造影响区，受特殊构造影响使得其位于松软破碎带区域。相比之下，运输巷锚杆破断分布区域相对均匀但数量较多，主要是由于相对于回风巷，运输巷整体临近断层影响区和构造影响区，在断层和构造影响下，围岩松软破碎，锚杆和锚索破断数量较多。

(5)临近巷道掘进的影响。3210回风巷临近高抽巷，高抽巷掘进对巷道稳定性有较大影响。随着高抽巷的放炮掘进，3210回风巷临近高抽巷掘进头区域底鼓明显，局部底鼓达1 m以上，且顶板锚杆和锚索破断也与高抽巷掘进有一定的相关性。

(6)初始支护设计不合理。3210工作面巷道初始支护设计时，帮部支护强度偏低，帮部支护系统未能有效控制两帮内移变形。巷道掘进初期，两帮锚固力还能达到设计要求，但随着帮部煤体变形破坏，两帮煤体的锚固力急剧降低，从后期扩帮可以看出，巷道帮部煤体破坏范围较深，今后孤岛工作面帮部支护设计时，必须加强帮部支护强度。

2.2 强帮护顶加固原理

对于受动压明显的软岩巷道而言，及时控制巷道帮部煤体塑性区的扩张是控制巷道整体变形的关键。3210回采巷道支护失效主要由于巷道帮部比顶板岩体强度低，开挖后帮部较早出现极限平衡区，产生较大范围塑性区与变形，在帮部煤体破坏后，进一步引起顶板塑性区的扩张。针对这种情况采用强帮加固措施，通过强帮形成强帮护顶良性作用机制[19-20]。

(1)提高对顶板的竖向承载力。加强煤巷帮部，能提高其对顶板的竖向承载力，煤巷开挖后，帮部出现极限平衡区，煤巷帮部力学模型如图4所示。

图4 煤巷极限平衡区及帮部受力分析Fig.4 Stress limit equilibrium zone and sketch of sidewall mechanical model

在强帮支护理论中两帮煤体各阶段受力状态的变化如图5所示。

图5 强帮护顶理论下帮部各阶段的莫尔圆Fig.5 Mohr circles of sidewall in each stage of strong supporting theory

该理论假设：巷道帮部破坏由开挖卸载、二次应力分布和帮部煤体塑性屈服引起。由于顶底板岩体强度较高，两帮煤体强度低，将帮部煤体所受垂直应力近似最大主应力，水平应力近似最小主应力。根据摩尔—库仑准则，在第1阶段，在煤巷开挖前，煤体处于初始状态，在巷道开挖后，进入第2阶段，巷道径向应力释放，最小主应力σ3减小，此时巷道切向应力集中，最大主应力σ1增大，导致莫尔圆半径增大，由圆1发展到圆2；当莫尔圆与抗剪强度包络线相切时，即达到极限平衡状态，出现压剪破坏；在第3阶段，加强帮部支护力度，使得帮部煤体所受第3主应力逐渐增大，围岩承载能力大幅提高，莫尔圆圆心横坐标增大、半径减小，由圆2发展到圆3，能够加强对于顶板的竖向承载力，最终使帮部煤体由极限平衡状态进入弹性安全状态。

(2)减小塑性区的宽度。有效控制巷帮变形，还可减小极限平衡区宽度，提高顶板岩层稳定性，形成帮部与顶板良性作用机制。

根据巷帮极限平衡区宽度的计算公式[21]：

(1)

式中,X0为极限平衡区宽度；M为煤层开采厚度；A为侧压系数；K为应力集中系数；γ为巷道顶板容重；H为巷道采深；Px为帮部支护力；Cs为帮部残余黏聚力；φs为帮部残余内摩擦角。

以3210工作面回风巷作为算例对于巷帮的平衡区宽度进行敏感度分析，主要以帮部残余黏聚力Cs(以下均换算为支护强度)、残余内摩擦角φs、和帮部支护力Px(以下均换算为支护强度)为影响因素进行探究。经地质分析，工作面所在的3号煤层稳定煤层并处于一般稳定的围岩环境，除实测各因素的参数外，结合巷道的工程背景，分别选定帮部残余黏聚力100～1 100 kPa、残余内摩擦角14°～34°、帮部支护力0～1 MPa。采用控制变量法,定量分析这3种因素对巷帮极限平衡区的影响，结果如图6所示。

图6 各因素对3210工作面回采巷道帮部极限平衡区的影响Fig.6 Influence of factors on limit equilibrium zone of sidewall of 3210 working face

从式(1)中可以看出，巷道两帮的极限平衡区宽度和两帮围岩的性质和帮部的支护力有很大关系。从图6中可以看出，巷帮极限平衡区的宽度随着巷帮支护力、残余黏聚力以及残余内摩擦角的增大而减小。由此可见，通过加强帮部支护力Px，同时利用注浆等手段进行围岩改性，改善帮部煤体强度增加φs和Cs，能够有效减小巷帮极限平衡区宽度X0，从而增强巷道围岩的稳定性。

3 支护对策与方案

经过上述分析，可知在接下来的孤岛工作面进行支护设计时，必须加强两帮支护强度，保证两帮的稳定，避免两帮内移，才能有效减少两帮内移对顶板的挤压破坏。设计了“普通锚杆索加强支护+帮部注浆补强加固”相结合的方法。由于锚杆容易在螺纹处破断，螺纹处是薄弱环节，通过改进锚杆预紧方式和部分支护构件，改用张拉式预紧能大大提高巷道顶板和帮部的支护强度；增加帮部锚杆加固的范围，能避免帮部煤体深部受到破坏；增加钢护板厚度，提高钢护板强度和刚度，防止钢护板弯折。帮部菱形金属网改为双层经纬网，经纬网刚度高，帮部不易形成鼓包，可以使整个帮部平整。另外，由于孤岛工作面两帮煤体破碎，锚索易发生锚固失效，专门研发注浆锚杆解决这一问题。注浆锚杆配合普通锚杆在帮部进行支护，掘进时先不打帮部锚索，滞后100 m进行两帮注浆(注浆锚杆)，注浆后打设帮部锚索，这样可以提高两帮煤体的强度和锚索锚固力。具体的支护方案如图7所示。

(1)顶板支护。具体在巷道掘进时，顶板锚杆采用BHRB500左旋无纵筋螺纹钢筋，直径22 mm,长度2 400 mm,间排距为1 100 mm×1 000 mm，树脂加长预应力锚固，采用锚杆专用张拉机具，预紧力达到180 kN，配合W钢带和金属网护顶；锚索采用φ22 mm强度矿用钢绞线，配合300 mm×300 mm×14 mm高强度可调心托板，沿巷道轴线3-3布置，每排3根，距两帮各1 000 mm，间距1 500 mm，预紧力不小于250 kN。

图7 加强支护后巷道支护方案Fig.7 Roadway supporting scheme after strengthening supporting

(2)巷帮支护。两帮支护除了采用与顶板同规格材料的锚杆互帮外，另铺设双层机织经纬网，网孔规格40 mm×40 mm，网片规格3 300 mm×1 200 mm，两网片之间搭接100 mm。

(3)帮部注浆补强加固。为了防止两帮煤体破坏，在滞后掘进工作面不超过100 m，进行喷浆并立即进行帮部注浆锚杆滞后注浆。注浆方式采用注浆管直接连接锚杆端头进行全长一次注浆；注浆材料为超细水泥浆或化学浆超细水泥浆或化学浆材料，钻孔直径32 mm，锚固长度为1 220 mm，锚固力不小于150 kN。孔口注浆压力1～3 MPa。杆体为BHRB500钢材，沿巷帮轴线2-1-2布置，采用黄泥及树脂加长锚固，采用3支锚固剂，1支规格为2330的黄泥锚固剂，另2支规格为MSCKb2335和MSZ2360。在注浆完成后，滞后7 d补打帮部锚索。

4 支护效果评价

在应用所提出的支护对策和方案的前后，分别布置测点，采用十字布线法进行了巷道变形量的监测，结果如图8所示；同时配合钻孔窥视的手段，对巷道塑性区内的围岩状况进行监测，结果如图9所示。

图8 改进支护前后随采巷道围岩变形量观测Fig.8 Deformation monitoring curves of roadways with mining before and after improved supporting

根据结果分析，新的支护对策和方案的使用对于回采巷道围岩稳定主要体现在以下几个方面。

(1)减小巷道围岩收敛率。由图8中可知，工作面回采240 m范围内，原支护段顶底板累计移近680 mm，底鼓严重；两帮移近量640 mm，直接导致巷道起底、返修，极大影响工作面推进。改进支护后，工作面推进的半年内，顶底板总计移近量640 mm，两帮共移近215 mm，新的支护对策极大减小了巷道围岩的收敛率，对于帮部的支护效果尤其明显。

(2)提高围岩完整度。由图9可知，改进支护前后巷道顶底板围岩的完整性得到了极大改善。主要表现为顶板加强支护后，顶板中裂隙发育明显减少，帮部采取的注浆补强加固效果明显，原有支护裂隙发育较多，注浆后浆液充满裂隙，提高了帮部围岩的完整性与强度，同时可以推断，对于巷帮的加固进一步起到了“强帮护顶”的作用，减少了顶板塑性区跨度，增加了竖向承载力。

图9 改进支护前后巷道围岩窥视示意Fig.9 Borehole observation in surrounding rock of roadway before and after improved support

(3)改善锚杆索锚固环境。在3210回风巷改进支护前后分别进行锚杆锚固力拉拔测试，测试对象为巷帮锚杆。锚杆杆体为500号钢材，直径为22 mm，长度为2.4 m，利用2种锚固剂加长锚固，锚固长度为1.2 m，测试曲线如图10所示。

图10 锚杆拉拔试验锚固力—位移曲线Fig.10 Anchoring force displacement curve of bolt pull-out test

从图10中可以看出，帮部注浆补强加固极大改善了煤体及锚杆的锚固性能，采用复合注浆后煤体锚固力峰值达230 kN，超过了500号锚杆的屈服载荷；未注浆区域煤体锚固力最大值仅为94.4 kN，为注浆补强区域的41%。采用新的支护方案能够通过加强巷帮煤体强度改善锚杆锚索的作用环境，锚固力上升阶段斜率明显大于原支护段，说明注浆加固在提高围岩抗变形能力的同时锚杆体锚固结构的弹性模量也大大增强，能够有效解决锚杆索破断导致的锚固失效问题。

(4)提高生产效率。经统计，采用新的支护方案后，工作面生产效率大大提高。在原有支护下，工作面每班推进2刀，每月进尺在80 m左右，花费大量时间用于解决工作面机头三角区顶板和运输巷转载机、破碎机等设备处的安全出口不足的问题。采用新的支护方案后，每班基本上能保持3.5刀的进度，月进尺可达135 m，生产效率提高68%。

5 结论

(1)统计分析了3210孤岛工作面回采巷道锚杆锚索大量破断的现象，揭示了支护失效的重点区域，对于动压巷道的围岩变形破坏原因进行了系统分析。

(2)基于巷道变形原因对于强帮护顶加固原理进行探讨，并以3210回采巷道的具体条件为例进行分析，揭示提高帮部支护力、改善帮部围岩性质能够有效提高支护效果。

(3)确定了重点加强帮部支护的策略，提出了“普通锚杆索加强支护+帮部注浆补强加固”相结合的支护对策与方案，经过现场实测与钻孔窥视，改进支护能够有效减小巷道围岩收敛率、提高围岩的完整度，在进行拉拔试验结果表明对提高帮部围岩抗变形能力效果明显，新的支护方案能增强锚杆体锚固结构的弹性模量，能够有效解决锚杆索破断导致的锚固失效问题并极大提高了生产效率。