底鼓综合治理方案设计及应用浅析_李伟.pdf

底鼓综合治理方案设计及应用浅析 李伟 （山西霍宝干河煤矿有限公司 ， 山西 临汾 041602 ） 摘要 为了解决干河煤矿右翼辅运巷轨 10 点前约 28m 处底鼓达 1m 的严重问题， 通过现场调研与 理论分析的方法确定该段底鼓为挤压流动性底鼓， 并计算得到底板破坏深度为 2.35m。 并设计补打排 距 800mm、 距底板 200mm、 与水平方向夹角为 50的底角穿煤岩接触面锚杆和切槽宽度 500mm， 深 度 2m 的底板开槽方案的底鼓综合治理措施， 措施应用后较未应用底鼓治理措施时 1m 的顶底板移近 量下降 80.5， 且未发生二次底鼓， 底鼓综合治理效果显著。 关键词 底板鼓起 ； 破坏类型 ； 底板开槽 ； 底鼓治理 中图分类号 TD327.3文献标志码 A文章编号 1009-0797 （2020 ） 06-0080-04 Design and Application of Integrated Drum Drum Control Scheme LI Wei （Shanxi Hobao Ganhe Coal Mine Co., Ltd. ， Linfen 041602 ， China ） Abstract In order to solve the serious problem that the bottom drum reaches 1m at about 28 meters before the 10th point of the right-wing auxiliary transportation lane rail of Ganhe Coal Mine, the bottom drum of this section is determined to be a squeezing fluid bottom drum through field investigation and theoretical analysis, and the floor is calculated. The destruction depth is 2.35m. And design the comprehensive treatment measures of the bottom drum with a row distance of 800mm, a distance of 200mm from the bottom plate, a bottom angle penetrating through the coal rock contact surface with a horizontal angle of 50 , and a slot width of 500mm and a depth of 2m. After the application of the measures, the approach distance of the 1m top and bottom plates decreased by 80.5 compared with when the bottom drum control measures were not applied, and no secondary bottom drum occurred, and the comprehensive treatment effect of the bottom drum was significant. Keywords Floor swell ； Destruction type ； Slotted floor ； Kick drum governance 1工程概况 干河煤矿右翼辅运巷承担该矿井田内 80 水 平一采区煤炭的运输任务。右翼辅运巷所处 2 煤 层均厚 3.75m， 净宽 4.8m、 净高 3.6m。煤层无伪顶， 直接顶为平均厚度 2.45m 的细粒砂岩， 老顶为平均 厚度 4.8m 的 K8 中粒砂岩， 直接底为平均厚度 2.9m 的炭质泥岩，老底为平均厚度 3.1m 的 K7 中粒砂 岩。右翼辅运巷支护采用锚网 （杆） 、 锚索 锚梁联 合支护，顶部每排为 7 根 Φ222500mm 高强螺纹 钢锚杆间排距为 800800mm， 配合 7 孔 4.8m 锚梁 支护； 顶锚索为 “三 三” 布置， 采用 Φ21.68200mm 钢绞线制作， 间排距为 16002400mm， 两帮每排 4 根 Φ222500mm 高强螺纹钢锚杆，间排距为 800mm； 网 选 用 菱 形 网 ， 顶 网 规 格 为 5600 1000mm， 帮网规格为 32001000mm。目前右翼辅 运轨 10 点前约 28m 处底鼓严重， 如图 1 所示， 该处 地面硬化层开裂，底鼓最严重处巷净高由 3.6m 缩 小至 2.6m， 起底工程量较大。 2底鼓原因及破坏类型分析 图 1右翼辅运巷底鼓区域示意图 2.1底鼓原因分析 经现场调查， 目前右翼辅运巷轨 10 点前约 28m 处约 10m 范围内平均底鼓量约 0.8m， 底板整体向上 运动致使硬化层开裂， 但顶板及两帮的变形程度较 小， 认为其成因主要为以下几点 1） 地应力较大，该矿一采区右翼埋深超过 煤矿现代化2020 年第 6 期总第 159 期 80 ChaoXing 300m， 在轨 10 处进行地应力实测， 结果显示该处的 垂 直 主 应 力 为 11.30MPa、 最 大 水 平 主 应 力 为 15.21MPa、 最小主应力为 8.4MPa， 其中水平应力为 北偏东 80几乎与右翼辅运巷垂直， 因此对巷道围 岩应力分布会造成较大影响， 底鼓区西北侧约 100m 存在落差 020m 的 DF38 断层，对其有一定影 响； 2） 右翼辅运巷设计支护参数仅对巷帮和顶板进 行支护， 底板未进行支护， 底板会由于应力集中出 现鼓起、 变形； 3） 采动影响大， 右翼辅运巷轨 10 东侧正在进行 2- 126 综采工作面回采作业，采动产生的超前支承 压力可能会传到至右翼辅运巷轨 10 附近，造成该 处底鼓。 2.2底鼓破坏类型 巷道开挖后为两向应力状态， 破坏了未开挖时 原岩应力下平衡的三轴应力状态， 使得底板岩层在 应力持续作用下向巷道内的无应力区变形， 底板浅 部应力得到释放后进入塑性状态， 应力向围岩深部 转移寻找新的承载结构； 但是底板围岩浅部的应力 释放后， 该部分岩层仅能在自身黏结力的作用下保 持稳定，二次扰动会加剧底板浅部围岩的破坏程 度， 使底板岩层裂隙在扰动及应力作用下向深部进 一步拓展， 扩大底板破坏深度及范围[1]。 通过上文底鼓原因分析可知， 该处右翼辅运巷 由于高应力、 底板无支护的状态， 在受到 2- 126 工 作面采动影响及水平应力作用高于底板浅部岩层 的极限承载能力时， 底板浅部岩层骨架破碎、 进一 步膨胀变形。由于巷道未对底板进行支护， 则一部 分垂直应力会传递至底板与底板岩层存在的水平 应力相交， 而传递至底板的部分垂直应力小于水平 应力， 则底板岩层会在巷道底板中部产生挤压流动 性底鼓， 如图 2 所示。 图 2挤压流动性底鼓示意图 2.3底板破坏深度计算 巷道底板破坏深度与巷道埋深、围岩岩性、 支 护形式、 断面形状及围岩塑性区宽度有关。 通过式 1 可以计算出围岩塑性区宽度 x，式 2 可以计算得到 塑性滑移线场理论下底板破坏深度 h[2]， 为底鼓治 理提供依据。 x mA 2tanφ ln HkγCcotφ Ccotφ Px A （1） 其中 k 为应力集中系数，取 2； Px为巷道所受 支护阻力，取 0.15MPa； γ 为覆岩平均容重， 取 24kN/m3； A 为右翼辅运巷侧压系数， 取 0.35； C 为右 翼辅运巷煤层界面粘聚力，取 0.6MPa； m 为该巷道 高度， 取 3.6m； H 为右翼辅运巷埋深， 取 350m； φ 为 右翼辅运巷煤层界面摩擦角， 取 28。计算得到右 翼辅运巷围岩塑性区宽度为 1.13m。 h xcosφ 2cos π 4 φ 2 “ exp π 4 φ 2 “tg φ（2） 其中 x 为塑性区宽度， 取 1.13m， 经计算该巷道 底板破化深度 h 为 2.35m。 3底鼓综合治理措施及应用效果 3.1底板卸压槽参数设计 巷道底板卸压槽卸压原理如图 3 所示， 巷道底 板无卸压槽卸压时， 巷道两帮及底板距表面一定深 度处存在较高的垂直应力及水平应力， 而底板切槽 使围岩浅部的应力得到释放， 并提供了底板变形的 空间，围岩内部应力峰值区域向围岩深部转移， 降 低了巷道所受应力， 减小围岩的变形破坏[3]。 （a） 无卸压槽（b） 有卸压槽 图 3卸压槽转移围岩应力示意图 底板开槽卸压时底板受力情况如图 4 所示， 完 整的底板岩层被卸压槽切断后， 成为左右对称的短 悬臂梁结构， 并且开槽范围内的底板岩层会在下部 岩层向上的作用力下向上产生挠曲变形。现对图 4 中底板左侧的短悬臂梁进行分析得到开槽的合适 参数， 忽略开槽范围内短悬臂梁的自重， 图中 L 为 煤矿现代化2020 年第 6 期总第 159 期 81 ChaoXing 底板短悬臂梁的长度； q 为底板短悬臂梁所受深部 岩层产生的均布力； t 为切槽深度。 图 4底板开槽卸压时底板受力情况示意图 根据悬臂梁理论及其破坏准则， 均布力 q 作用 下底板短悬臂梁破断时满足式 （3） Lt T0 3q姨 （3） 式中 L 为底板短悬臂梁的最大长度， m； q 为底 板 短 悬 臂 梁 所 受 深 部 岩 层 产 生 的 均 布 力 ， 取 1.1MPa； t 为切槽深度， m； T0为被切割底板岩层的单 轴抗拉强度， 取 2.3MPa。巷道底板切槽宽度增大可 为底板变形提供充裕的变形空间， 从而减小巷道底 板的鼓起量， 但是当切槽过大时， 会破坏围岩的稳 定性， 使顶板下沉量及两帮移近量逐渐增大， 借鉴 其他矿井类似工况下的底板开槽卸压作业情况， 确 定开槽宽度为 500mm，而右翼辅运巷净宽 4.8m， 则 当底板切槽深度 t2m 时，底板短悬臂梁会发生破 断的长度 L2.3m， 而底板短悬臂梁的实际长度仅为 2.15m， 故切槽宽度 500mm， 深度 2m 可保证底板短 悬臂梁不发生整体破断的现象。 3.2底角锚杆参数设计 在底鼓范围内补打底角锚杆来控制底鼓变形， 底角锚杆穿过煤岩接触面， 通过式 4[4]可以计算出 底角锚杆处于屈服状态时合理的安装角度 θtan-1 13 姨 tanφ 3 姨 - tanφ （4） 式中 φ 为底板岩层的内摩擦角，取 20， 通 过计算得到所需补打的控制底板鼓起的穿煤岩接 触面锚杆的合理安装角度为 50。 即巷道两帮各需 补打一根距底板 200mm、 与水平方向夹角为 50的 Φ222500mm 高强螺纹钢锚杆，加固后的断面图 如图 5 所示。 3.3现场应用及效果分析 现场应用上述底板开槽参数进行开槽作业， 待 开槽作业完成并逐渐稳定后，进行底板穿煤岩接触 面锚杆的补打作业， 底鼓综合治理方案如图 5 所示。 在底鼓治理段布置围岩变形监测测站， 记录底 鼓控制情况，图 6 为底鼓综合治理措施应用后 60 天内的围岩变形统计结果。 图 5底鼓综合治理措施示意图 （a） 顶板下沉量（b） 两帮移进量 图 6底鼓综合治理措施应用后围岩变形监测结果 观察图 6 发现 在底鼓较严重的区域应用上述 的底板开槽和补打底角锚杆的综合治理措施后， 该 区域在措施应用后 15 天内围岩变形比较快，第 15 天时两帮移进量约 17cm、顶底板移近量仅为 13.5cm， 之后的变形量在第 40 天后逐渐稳定， 顶底 板移近量仅为 19.5cm，较未应用底鼓治理措施时 1m 的顶底板移近量下降 80.5，且未发生二次底 鼓， 说明底鼓综合治理措施效果显著。 4结论 本文通过现场调研及理论计算的方法确定出 干河煤矿右翼辅运巷轨 10 点前约 28m 处所产生的 底鼓为挤压流动性底鼓， 并计算得到底板破坏深度 为 2.35m。结合现场情况及支护参数设计并应用切 槽宽度 500mm，深度 2m 的底板开槽措施和补打排 距 800mm、 距底板 200mm、 与水平方向夹角为 50 的底角穿煤岩接触面锚杆的底鼓综合治理措施， 措 施应用后较未应用底鼓治理措施时 1m 的顶底板移 近量下降 80.5， 且未发生二次底鼓， 底鼓综合治理 效果较好。 参考文献（下转第 85 页） 煤矿现代化2020 年第 6 期总第 159 期 82 ChaoXing （上接第 82 页） [1] 杨朋,华心祝,李迎富,陈登红,王凯,李坤.挤压流动性底鼓 机理及防治措施[J].煤矿安全,2015,46 （06） 142- 145. 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