分層開采采空區下大斷面切眼支護

呂情緒， 董俊亮， 柴 敬

(1.國家能源投資集團有限責任公司，神東煤炭集團有限責任公司， 神木 719315； 2.西安科技大學能源學院， 西安 710054；3.西安科技大學，教育部西部礦井開采與災害防治重點實驗室， 西安 710054)

開切眼是工作面前期安裝設備的必要場所，同時也是整個采煤面的一部分，由于生產設備的日益大型化和智能化的出現，使得開切眼的跨度越來越大，出現了大斷面開切眼難以維護的現象。而分層開采下分層掘進大斷面切眼工程在中外更是鮮見報道。大柳塔礦活雞兔井現對遺留下分層煤層資源進行回收，不可避免地面臨上覆采空區下開掘切眼問題。

有學者針對支護材料進行研究，劉文娟為進一步研究注漿錨桿的支護作用機理，對圍巖塑性變形區域、圍巖潛在破裂面等進行了分析計算；同時對錨桿陣列布置、錨桿有效長度等進行了優化設計，推導出了對應的計算公式[1]。鄧亮等[2]研究了錨桿形態參數對桿體-砂漿界面剪切性能的影響，開展了桿體-砂漿界面二維等效側限剪切試驗，探究了不同法向應力下各錨桿形態參數對界面峰值剪切強度τmax、剪切耗能值E的影響。

學者們針對復雜地質條件開展了大量研究。辛光明等[3]針對深部巖巷非對稱變形破壞的現象,采用力學理論分析結合數值模擬的方法進行研究分析，提出了“關鍵變形部位補償加強支護”的控制對策，采用非對稱加強支護形式，可以有效控制巷道非對稱變形，巷道圍巖穩定性大大提高；谷拴成等[4]利用Hoek擬合的位移釋放系數方程來描述空間效應下的巷道圍巖縱向變形規律，采用FLAC3D模擬分析進行對比，在開挖面處圍巖位移釋放約為31%，利用開挖面的空間效應及時地對巷道進行支護,能夠有效控制巷道前期變形，減緩巷道圍巖塑性區的發展；趙明洲等[5]通過研究大厚度薄層復合頂板煤巷變形劇烈問題，分析巷道變形破壞的主要原因，基于懸吊理論和組合梁理論,提出了“高強聯合支護技術”,并對支護參數進行了優化，針對復雜地質條件，大多數研究手段就是利用理論分析、數值模擬進行優化分析，提出優化建議，然后通過現場進行驗證圍巖控制效果。

針對活雞兔井，高登云等[6]對大柳塔礦活雞兔井12306工作面過溝谷下坡段礦壓規律進行分析，認為在過溝谷下坡段時應嚴格保證支架初撐力到位，且留一定厚度頂煤防止來壓時頂煤過度破碎；姚海[7]以活雞兔井1-2下202工作面采煤工程為案例，對綜采一次采全高和綜采放頂煤采煤法進行了對比研究，采用理論分析、數值模擬、相似模型試驗等研究方法驗證了選用綜放開采法的合理性，研究指出頂煤在上分層開采底板破壞及本工作面支架反復支撐下冒放性較好。

活雞兔井1-2煤復合區煤層厚度為10 m，由于10年前上分層各綜采面回采時均未鋪網，導致下分層回采頂板控制難度大、安全性較差。在1-2煤下分層1-2下202工作面綜放開采技術中，回采巷道采用外錯式布置，回采時工作面無明顯強礦壓顯現，周期來壓平緩，煤炭回收率較高。回采過程中對局部頂煤缺失段采取降低采高、臥底回采、留設300 mm厚頂煤、加快推進等措施取得較好效果[8]。

在采空區下巷道支護研究方面，趙興華[9]針對石圪臺礦近距離煤層1-2上煤采空區下1-2煤大斷面切眼支護困難，通過鉆探得出層間距僅為0.74～2.98 m，切眼斷面尺寸為7.9 m×3 m，綜合切眼實際生產條件，采用“錨桿+鋼筋網片+錨索+鋼梁棚+單體支柱”聯合支護方案；郝登云等[10]針對孫家溝煤礦特厚綜放工作面回風巷冒頂、兩幫內擠及底鼓變形嚴重問題，采用現場實測、數值模擬、理論分析等方法研究回采巷道失穩機理及主要影響因素；吳昕[11]分析了開切眼頂板穩定性，從多方面探討了開切眼一次支護可行性，根據工程類比法確定了開切眼一次成巷支護方案，并對圍巖變形進行了監測。

已有研究對采空區下巷道掘進及支護方面做出一系列有益探索[12-14]，主要集中巷道掘進工藝、支護方案、圍巖變形監測及穩定性控制等方面。針對研究工程條件下的分層開采下分層采空區下、大斷面切眼支護方案及優化研究較少。基于此，采用數值模擬對設計支護方案進行支護效果分析，并通過工程應用及現場實測驗證支護方案的合理性。針對該問題進行科學研究與工程應用，不僅為后續工作面開采提供參考依據，也為中外類似條件煤炭資源的回收利用提供良好借鑒。

1 工程背景

大柳塔礦活雞兔井1-2煤層復合區北翼平均煤厚為10 m，埋深為63～87 m，平均埋深為80 m。1-2煤層分上下兩層進行開采，上分層共布置5個綜采工作面，2001—2006年，神東公司對該盤區進行回采，由于綜采裝備制造水平的限制，設計采高為4.5～5 m，剩余6 m厚的煤層保留在上分層采空區下，剩余煤炭資源超過3 000萬t未被回收。由于當時沒有成熟的下分層開采經驗，上分層回采完畢未對下分層進行開采。現今計劃將1-2煤下分層工作面布置在1-2上203面采空區下，但上分層綜采回采時底板局部下凹或頂煤局部留設過厚，且回采時未采取鋪網等人工制造假頂措施，可能對下分層開采造成較大影響，回采期間將可能面臨頂板冒落、煤層自燃發火、水災、有害氣體外泄等一系列復雜的技術難題。

2 支護方案設計

1-2下203工作面掘進巷道包括1-2下203切眼、調車硐室、端頭架窩及采煤機機窩。1-2下203切眼在掘進期間主要承擔運煤、回風和輔助運輸等工作，調車硐室主要承擔調車任務，端頭架窩、采煤機機窩主要承擔綜采工作面的安裝工作。

為了保證切眼與上覆采空區之間的層間距(保證切眼上方頂煤厚度不小于4 m)，當頂煤厚度不足時，可破底板巖層掘進，掘進過程中可割巖石底板。1-2下203切眼開門位置在1-2下203運輸順槽1 728 m處。切眼、端頭架窩、煤機機窩斷面形狀均選擇矩形，所有巷道及硐室高度均為3.9 m，可滿足工作面設備運輸及安裝。具體切眼及相關硐室尺寸如表1所示。

切眼支護結構斷面如圖1所示，切眼寬度為9 m，高度為3.9 m。副幫支護方式為圓鋼錨桿+冷拔絲網，錨桿矩形布置，每排支護2根，錨桿間、排距為1 500 mm×1 000 mm，上錨桿距頂板1 500 mm，下錨桿距底板900 mm。正幫為了避免工作面正常回采后采煤機截割時金屬錨桿傷及滾筒截齒，支護方式選用玻璃鋼錨桿+塑料網片，錨桿按照矩形布置，每排支護2根錨桿，間排距為1 500 mm×1 500 mm，上錨桿距頂板1 500 mm，下錨桿距底板900 mm。玻璃鋼錨桿尺寸為直徑22 mm，長度為2 000 mm，錨固劑選用CK23 mm×500 mm樹脂錨固劑，每孔安裝1支錨固劑，塑料網幾何尺寸為3 300 mm×20 000 mm。切眼頂板支護方式為鋼筋網+錨索+有腿棚+內注式單體支柱。

圖1 切眼支護結構斷面

錨索：矩形布置，每排支護10根，錨索間距為900 mm-900 mm-1 200 mm-600 mm-900 mm-900 mm-1 200 mm-900 mm-900 mm，邊錨索距巷幫為300 mm，排距為1 000 mm。有腿棚：棚梁和腿均采用礦用11#工字鋼加工，每組有腿棚由1根棚梁和2根棚腿組成。棚梁為1根9 m長礦用11#

工字鋼，兩端焊接190 mm×150 mm×20 mm厚鋼板并施工螺絲孔；棚腿的一端焊接20 mm厚鋼板并施工螺絲孔。棚梁和棚腿之間配套使用M24 mm×60 mm螺絲連接。內注式單體：上方9 m長鋼梁，采用礦用11#工字鋼加工，正幫、副幫、距正幫3.6 m各施工一排內注式單體，排距500 mm。切眼中部通過單體支柱被分割成寬度分別為5.4 m與3.6 m兩個區域，為便于安裝液壓支架與采煤機。現場施工中為提高切眼整體支護強度，在巷道中間距左側煤壁4 m位置補打一排單體支柱作為臨時支護，待切眼掘成后拆除為工作面設備安裝提供足夠空間。

3 支護效果數值模擬分析

為了研究采空區下切眼掘進過程巷道及相關硐室圍巖變形情況及現有支護方案的可靠性等問題，選用FLAC3D數值模擬軟件對上分層開采后采空區切眼掘進過程巷道圍巖變形及應變分布進行模擬計算，并對支護方案進行模擬，對比有支護情況下巷道圍巖變形破壞及應力集中狀態與無支護情況下的差異，分析支護方案的可靠性。

共模擬地層數19層，其中模擬底板3層，累積厚度為13.64 m；模擬煤層厚度9.96 m，取近似值10 m；模擬基巖厚度為81.06 m，模擬松散層厚度7.16 m。根據工作面附近鉆孔鉆探結果，1-2煤層最大厚度為10.60 m，最小厚度為9.96 m，平均厚度為10.088 m，模擬煤層厚度取10 m。1-2上煤模擬開采厚度為4 m，1-2下煤模擬開采厚度6 m，采用放頂煤開采工藝，采4 m放2 m。切眼掘進高度為3.9 m，間隔層厚度為4 m。

3.1 無支護條件下圍巖變形分析

3.1.1 位移場分析

如圖2(a)所示，切眼開掘后模型垂直位移主要分布在頂底板，頂板區域位移為負值，表明頂板移動為下沉運動；底板位移值為正，移動方向向上。可以看出，圍巖以切眼中心為移動目標，向開挖區域聚攏。在切眼頂板中部形成數個圓形下沉區，達整個模型最大位移值11.2 cm。切眼上方2 m范圍內頂板為劇烈下沉區，位移量8～10 cm，上下工作面間隔層為4.0 m厚的煤層。根據實際巖體變形規律，當頂板巖體位移量達到十幾厘米時巖體結構完整性早已破壞，即此時頂板已經產生較大破壞，若無有效合理支護，則會出現頂板冒落。核心底鼓區域位于切眼中部，約為2.08 m，底鼓量為8 cm，向兩側底鼓程度逐漸減弱，受切眼開掘底板影響區最大深度為2.87 m。水平位移方向指向巷道中心，頂、底板及兩幫均為收斂變形。

圖2 無支護條件切眼位移場、應力場及塑性區分布

3.1.2 圍巖塑性區及應力場分析

模擬中通過塑性區分布分析圍巖破壞區域。圖2(c)為切眼在無支護條件下的塑性區分布，圖中綠色區域為沒有破壞的彈性區域。可以看出整體破壞區域以切眼中線為對稱軸呈現“蝶形”分布，切眼中心正上方“頭部”位置塑性范圍達到9.27 m，整個間隔層全部處于破壞區域范圍。兩側“蝶翼”塑性區高度增加至距離切眼10.8 m。切眼兩側煤壁塑性區形成“蝶身”部分，破壞范圍較小，左側煤壁破壞深度2.93 m，右側煤壁破壞深度2.56 m。兩側煤壁均以剪切破壞方式為主，煤壁內側形成拉-剪混合破壞，切眼上方第一層頂板巖層破壞方式為拉破壞。以切眼為中心，形成菱形剪切破壞區域[圖2(c)中紅色區域]，該區域極不穩定，為支護工程重點解決的對象。

圖2(d)為無支護條件切眼圍巖垂直應力分布。切眼開掘導致頂板與底板一定范圍內為應力釋放區，且應力值由負值轉變為正值，表明頂、底板由受壓狀態轉變為受拉狀態，最大拉應力值達到0.159 MPa。一共形成了4個應力集中區域，分別位于兩側煤壁中與兩底腳區域。兩側煤壁應力集中區呈現“水滴”狀，左右對稱分布，核心區距離煤壁垂直距離2.06 m，此即為煤壁中形成的支承壓力，最大壓力值達到12.6 MPa，相比于初始地應力場，應力集中系數為1.6。該應力集中區域為兩側煤壁片幫的動力來源，應力集中區域內側煤體正好為上節分析中煤壁塑性區形成的“蝶身”部分，正是由于應力集中區煤體的高度擠壓迫使其內側煤體向開挖區移動引起煤壁片幫。另外兩個應力集中區位于兩側巷幫底腳位置，沿切眼走向呈條狀分布，最大應力值達到14.14 MPa。

3.2 支護條件下圍巖變形分析

3.2.1 支護方式及測線布置

數值模型切眼支護方式如圖3所示，頂板錨桿采用FLAC自帶支護單元結構“cable”進行模擬，錨索長度為2 m，直徑為18 mm，錨索間距完全按照設計支護方案進行。有腿棚采用FLAC自帶“beam”梁單元結構，梁長度為9 m，橫截面為0.006 m2，彈性模量為200 GPa，泊松比為0.3。棚腿同樣采用beam單元模擬，一梁三柱。頂梁與兩側棚腿緊貼切眼頂板及兩幫邊界建立，并通過“link”命令建立支護單元與模型單元體間連接，使彼此間充分接觸，充分發揮支護效用。頂梁與托梁錨索之間建立連接，保證其穩定性。由于錨桿及頂梁模擬支護命令煩瑣，切眼全長模擬太過費時費力，且為了對比分析，錨桿+金屬梁模擬長度為10 m(y方向為0～9 m)，此后20 m僅為頂梁+單體支柱模擬。

圖3 切眼支護方式及測線布置

切眼上方3 m位置布置高度布置4條橫向位移測線，測點間距1 m，每排共18測點，第一個測點距離左側邊界為6 m，排距為10 m。在同一高度位置布置兩條縱向位移測線，測點間距為5 m，每排10測點，第一條測線距離左側邊界13 m，兩條測線間距為3 m。切眼下方底板0.5 m處布置1條縱向測線，測點間距為5 m；在同一深度位置布置2條橫向測線，間距為1 m，每排18測點，第一條測線距離模型前表面20 m，第二條距離前表面30 m。

3.2.2 支護條件下位移場分析

支護后模型位移云圖如圖4所示，相比支護前位移云圖最大變化為下沉區由對稱分布變為非對稱分布，以中間單體支柱為界形成兩個下沉區，左側5.4 m區域下沉程度大于右側3.6 m區域，中部支柱上方頂板基本未發生下沉。底鼓分布也從支護前的對稱分布變為非對稱分布，無論頂板下沉還是底板鼓起，支護區域絕對值得到明顯降低。

圖4 支護條件下切眼圍巖變形

3.2.3 支護條件下應力場分析

支護后模型前后表面垂直應力云圖如圖5所示。相比支護前，垂直應力云圖最大變化亦為由對稱分布變為非對稱分布，以中間單體支柱為界形成兩個卸壓區，左側5.4 m卸壓區與右側3.6 m卸壓區，中部單體支柱位置頂板與底板形成一定程度應力集中。底鼓分布也從支護前的對稱分布變為非對稱分布，無論頂板下沉還是底板鼓起，支護區域絕對值得到明顯降低。經過應力重新分布，前后表面形成鮮明對比，后表面應力分布狀態與無支護條件基本一致(頂、底板半橢圓形卸壓區與兩側煤壁與底角應力集中區)，前表面頂、底板半橢圓形卸壓區分為一大一小半橢圓形卸壓區，兩側煤壁與底角應力集中區壓應力集中程度顯著降低，中部單體支柱位置頂板與底板形成新應力集中區，應力集中程度與兩側煤壁與底角應力集中區相近。支護結構有效地改善了圍巖應力集中狀況，圍巖整體應力分布更加均衡。

圖5 支護條件下切眼圍巖應力場分布特征

3.2.4 支護與無支護狀態圍巖變形程度對比分析

錨索+金屬棚+單體支柱聯合支護有效降低了頂板下沉狀況，相比之下支護后頂板位移量明顯降低。定義頂板減沉率為：支護后頂板下沉量與支護前下沉量的差值的絕對值，比上支護前頂板下沉量的絕對值，反應支護結構抵抗頂板下沉效果，降低率越高支護效果越明顯。

S=||db|-|da||/|db|×100%

(1)

式(1)中：S為頂板減沉率；db為支護前頂板下沉量；da為支護后頂板下沉量。

支護后測線1、2、3、4的頂板減沉率逐漸降低，測線1位于錨桿+金屬棚+單體支柱聯合支護的末尾處，減沉效果最好，到測線3位置僅剩金屬棚+單體支柱支護，減沉效果明顯低于加上錨桿后的效果。錨桿+金屬棚+單體支柱聯合支護段減沉率分布相對均勻，而僅剩下金屬棚+單體支柱后，減沉率曲線分布呈現規律性(圖6中紅色和藍色虛線)，中部單體支柱位于測點10～11間，單體支柱右側3.6 m范圍減沉效果好于左側5.4 m范圍效果。測點5、6第一個監測點在y方向5 m處，處于錨桿+金屬棚+單體支柱聯合支護段，圖6中可以看出減沉率達到38.73%，測點2位于金屬棚+單體支柱支護段，少了頂板錨索后減沉率僅為10%左右。

圖6 支護條件下切眼頂板減沉率

4 工程應用及現場實測分析

在1-2下203切眼內進行現場應用研究，支護應用現場如圖7所示。在切眼內布置測站，利用十字布點法監測圍巖表面位移，包括頂板下沉量與兩幫移近量，觀測結果如圖8所示。

圖7 現場支護布置圖

圖8 切眼表面位移量

觀測期內，頂板最大下沉值為12 mm，兩幫移近量最大為6 mm，整體來說，圍巖位移較小，結合現場觀察，判斷發生頂板下沉范圍，范圍不超過3 m，為局部下沉，無冒頂垮塌風險。就發生最大下沉的位置，進行原因分析，發生下沉區域為切眼機頭架窩處，掘進初期，頂煤留設層間距較小，遠小于平均厚度4 m，頂煤較為破碎，產生一定下沉。及時告知礦方，已經確認頂板下沉原因及危險性評估，并不影響安全生產。但是為了更好的控制圍巖，避免安全事故，礦方采用注射高分子材料——馬麗散，加固頂板，煤體裂隙被充填，頂板破碎體黏結為塊狀，支護材料能夠繼續產生作用，此方法效果良好。除機頭架窩外，其他區域頂板完整性較好，充分證明支護方案設計合理，參數可靠。除了外部因素的影響，圍巖變形處于安全界限之內。

5 結論

(1)針對采空區下大斷面開切眼這一具體問題，結合圍巖控制技術，設計采用“鋼筋網+錨索+有腿棚+內注式單體支柱”聯合支護，提出合理的支護參數，能很大程度提高圍巖穩定性控制質量。

(2)利用數值模擬進行定性分析，模擬結果表明，相比較無支護條件，采用設計方案進行支護，支護區域位移場絕對值得到明顯降低，減沉率最大為38.73%；支護結構有效地改善了圍巖應力集中狀況，圍巖整體應力分布更加均衡性。

(3)開展現場應用研究，頂板下沉和兩幫移近量都在可控范圍，無安全隱患。支護方案設計合理，可為相類似工況提供一定借鑒作用。