采動影響下超前巷道圍巖應力及變形控制技術研究

趙 偉，楊 蒙 ，周桂杰

(1.河南龍宇能源股份有限公司，河南 永城 476600； 2.河南理工大學 土木工程學院，河南 焦作 454003)

煤礦巷道一般是在工程性質相對較差的沉積巖系中構筑相對穩(wěn)定的地下通道，往往在采動應力作用下出現(xiàn)大變形，嚴重制約了煤礦安全生產[1-2]?；夭上锏雷鳛椴蓞^(qū)的重要組成成分，擔負著運輸、回風及通行的重要作用[3-4]。然而，開采中回采巷道受到“三高一擾動”等影響易產生沖擊地壓、大變形等非線性動力學災害[5]。高強開采中巷道斷面隨著采煤機、掘錨機、液壓支架等機械尺寸的不斷增大[6]，特別是大斷面開切眼二次掘進過程中先掘部分變形劇烈、回采過程中端頭支護處易產生底鼓、炸幫等[7-14]。加劇了巷道的礦壓顯現(xiàn)，回采巷道的圍巖控制問題一直是阻礙我國煤炭工業(yè)可持續(xù)發(fā)展的因素之一[15-18]。

對于回采巷道主動支護，國內外學者進行了大量研究，王偉等[19]通過分析山西鑫鼎煤礦在破碎圍巖條件下巷道圍巖破壞原因和耦合支護參數(shù)，采用FLAC分析在錨網索加U型鋼棚聯(lián)合支護下，可以抑制圍巖過量變形，充分發(fā)揮圍巖自承能力，實踐表明采用該支護后巷道圍巖變形量減少30%～60%。朱江波[20]通過山西正善礦2201工作面煤層賦存、頂?shù)装迩闆r進行分析，結合工作面的回采工藝，設計了交錯式超前支護裝置進行超前支護，并對支護強度、移架力進行了驗算。郭瑞河[21]通過對開灤錢家營礦1376W工作面巷道周邊位移進行分析，設計了超前主動支護技術方案。陳全秋[22]分別就傳統(tǒng)超前支護技術、新型超前支護技術進行了分析，并結合實例進行了討論。

結合前人研究成果，本文通過現(xiàn)場實測、室內試驗及數(shù)值模擬的方案，對21015工作面回風巷回采前后位移場、應力場進行分析，并通過松動圈支護理論計算支護參數(shù)，采用FLAC3D分析不同回采階段、不同工作面長度下超前巷道垂直應力及位移變化規(guī)律，不同回采階段影響范圍，確定采動影響下重點支護部位，模擬不同支護方案效果，確定最佳圍巖變形控制技術方案，并通過現(xiàn)場實測證明有較好的支護效果，從而為類似礦區(qū)提供參考。

1 工程背景

陳四樓煤礦21015工作面二2煤層賦存于二疊系山西組地層中部，山西組主要由泥巖、鋁質泥巖、砂質泥巖和砂巖及煤層組成。該工作面對應地面標高為+35.86～+36.03 m，工作面標高為-321.5～-465.2 m，工作面走向長722 m，傾斜長53～260 m，斜面積123 235 m2。該工作面北向和東向為二2煤層露頭及其防隔水煤柱；南為十采區(qū)膠帶上山、十采區(qū)軌道上山及十采區(qū)回風上山；西為21011采空區(qū)。該組地層與下伏石炭系上統(tǒng)太原組呈整合接觸，與上覆下石盒子組呈整合接觸，巖性總體表現(xiàn)為下粗上細的特征。

2 超前巷道主動式支護參數(shù)設計

根據(jù)現(xiàn)場實測，松動圈半徑大約在0.8 m，此時根據(jù)松動圈支護理論，采用錨桿+錨索+金屬網進行超前巷道支護設計即可，并根據(jù)懸吊理論對各支護參數(shù)進行計算。

2.1 錨桿長度設計

頂錨桿通懸吊作用，幫錨桿通過加固作用，達到支護效果的條件滿足：

L≥L1+L2+Lp

(1)

式中，L為錨桿長度；L1為錨桿外露長度，取0.1 m；Lp為有效長度，一般大于或等于松動圈大小，根據(jù)現(xiàn)場實測，此時取1.0 m；L2為錨入巖(煤)體內深度，取0.8 m。

依據(jù)式(1)可得，錨桿長度L≥1 900 mm。

2.2 錨桿直徑選擇

錨桿錨固力應不小于被懸吊的不穩(wěn)定巖層所受的重力，計算公式為：

Q=KL2a1a2γ

(2)

式中，Q為錨桿設計錨固力；K為安全系數(shù)，一般取1.5～2.0；a1、a2分別為錨桿間、排距；γ為不穩(wěn)定巖層平均密度。

2.3 錨桿間排距設計

由式(2)，當錨桿間排距相等時，即a=a1=a2，則間排距為：

(3)

將數(shù)據(jù)代入式(3)計算得，a=1.1 m，故錨桿間排距應小于1.1 m。

2.4 錨索間排距設計

由于錨索的作用是穩(wěn)定頂板上部不穩(wěn)定巖層，可按懸吊理論對其進行設計。錨索間距用式(4)進行計算：

(4)

式中，b為錨索間距；B為按巷道有可能發(fā)生的最大冒落高度，取4.5 m；H為按巷道有可能發(fā)生的最大冒落高度，取3.5 m；γ為巖體容重，取25.1 kN/m3；a1為錨桿排距，取1 m；F1為錨桿錨固力，70 kN；F2為錨索極限承載能力，500 kN；θ為角部錨桿與頂板所成夾角，75°；n為錨索排數(shù)，取2。

將數(shù)據(jù)代入式(4)計算得，錨索間距為3.84 m。

2.5 支護方案設計參數(shù)

根據(jù)上述計算結果，可以初步得到以下參數(shù)范圍：頂、幫板錨桿長度≥1.9 m，錨桿間排距≤1.0 m，錨桿直徑≥18 mm。

根據(jù)現(xiàn)場地質資料及松動圈測試，21015回風巷的松動圈大小為0.8 m，并且巷道偽頂及直接頂平均值相加為3.3 m，為使錨索固定于較為穩(wěn)定的巖層，采用長6.3 m錨索，間排距3.83 m。

根據(jù)上述錨桿參數(shù)計算結果，同時結合礦區(qū)的實際情況，考慮巷道穩(wěn)定性、經濟型、開掘速度等眾多因素，此時鉆孔直徑取28 mm即可滿足要求，而錨固劑直徑則取常用的23 mm，通過改變錨桿間排距及錨桿長度等參數(shù)，擬定4種方案(表1)。

表1 預設計支護方案Tab.1 Pre-designed supporting plan

3 超前巷道主動支護數(shù)值模擬研究

3.1 模擬對象及模型建立

(1)模擬對象。根據(jù)陳四樓煤礦21015工作面實際情況，采用后退式綜合機械化放頂煤回采，并且研究對象回風巷隨21015工作面回采垮落，其中回風巷為矩形截面(4.6 m×2.8 m)，工作面長100 m，回風巷沿煤層底板掘進。

(2)基礎模型構建。本文選用FLAC3D進行模擬研究，模型長130 m、寬80 m、高50 m，共有41 652個網格，37 160個節(jié)點，其中坐標原點位于巷道中心，左右、前后邊界及下邊界約束該方向上的位移，上邊界施加應力約束，即上層覆蓋巖體自重(γ=27 kN/m3)，并視為均布荷載作用于上邊界。具體如圖1、圖2所示。

圖1 建模模型Fig.1 Modeling model diagram

圖2 建模示意Fig.2 Modeling diagram

掘進時實際測量，煤層平均厚2.63 m，21015工作面煤層厚度變化小。工作面直接頂為灰黑色砂質泥巖，平均厚3.3 m；基本頂為中細砂巖，單層厚1.95～8.20 m，平均厚4.83 m。工作面直接底為灰黑色砂質泥巖，單層厚0.89～10.37 m，平均厚2.76 m；基本底為淺灰色中細砂巖，單層厚16.41～27.48 m，平均厚20.04 m。基于此，對模型進行分層，其中具體分層關系見表2。

表2 模型分層情況Tab.2 Model layering situation

通過對現(xiàn)場圍巖取樣加工，進行室內試驗物理、力學參數(shù)測定，所得數(shù)據(jù)見表3。通過最小二乘法進行不同圍壓條件下各強度準則擬合度，發(fā)現(xiàn)在21015工作面應力環(huán)境下，采用Mohr-Coulomb強度準則為本構關系。

表3 模型參數(shù)選取Tab.3 Model parameter selection

(3)回采模型構建。為研究回采影響下巷道變形特征，采用null命令，由于采用沿走向開采，并且為自由冒頂?shù)拈_采方式，根據(jù)一般工程經驗，沿走向方向(y軸)每步開采10 m，共開采4次?；夭赡M如圖3所示。

圖3 回采模擬Fig.3 Mining simulation

(4)支護模型構建。采用FLAC內置命令結構單元，依據(jù)上述參數(shù)計算，對巷道進行支護模擬研究。支護模擬模型具體如圖4所示。

圖4 支護模擬模型Fig.4 Supporting simulation model

3.2 未支護圍巖應力場、位移場分析

回采前后超前巷道應力場變化特征如圖5所示。圖5(a)、圖5(b)為沿y軸切片，回采前后，發(fā)現(xiàn)在巷道左側煤柱形成側向支承壓力由原本的13 MPa增加至29 MPa，并且頂板處垂直應力基本在1～16 MPa分布。圖5(c)、圖5(d)為沿巷道軸向垂直應力分布，在未回采時巷道垂直應力呈對稱分布，且離巷道越近，垂直應力越大，當回采進行時，造成垂直應力不再沿軸向對稱分布，靠近工作面應力大于遠離工作面的應力。

圖5 回采前后超前巷道應力場變化特征Fig.5 Variation characteristics of stress field in advanced roadway before and after mining

端頭前方1 m處超前巷道垂直應力分布如圖6所示。從圖6可以看出，伴隨著回采的不斷推進，距端頭1 m處的超前巷道在頂板和底板上的垂直應力變化不大，基本在5 ～10 MPa浮動，而超前巷道兩幫出現(xiàn)了較大應力，右?guī)驮诨夭?0 m時垂直應力由20 MPa增至30 MPa左右。對左幫應力進行監(jiān)測，左幫垂直應力變化如圖7所示。

圖6 端頭前方1 m處超前巷道垂直應力分布Fig.6 Vertical stress distribution diagram of the leading roadway 1 m in front of the end

圖7 端頭前方1 m處超前巷道兩幫垂直應力分布Fig.7 Vertical stress distribution diagram of the two sides of the leading roadway 1 m in front of the end

根據(jù)圖7可以看出，隨著回采程度的增加，最大應力值整體是增大的，回采30 m比回采10 m時增大了9.7 MPa左右，與未回采時13 MPa相比增大了92.3%。由此可見，回采對超前巷道兩幫造成的影響較大，在支護時應重點關注，使其滿足安全要求，在回采30、40 m時，其應力恢復位置距幫面大約有12 m，而應力最大范圍相差不大，最大與最小之間僅相差1.6 m左右，并且應力恢復范圍基本伴隨著回采距離呈正比。

隨著采煤工作面的推進，沿工作面推進方向垂直應力分布關系如圖8所示。從圖8中可以發(fā)現(xiàn)，在工作面前方形成較高的支承壓力，之后將逐步減小，直至到達地應力大小。并且伴隨著回采的不斷進行，工作面最大垂直應力從22 MPa增大至40 MPa。為進一步分析，繪制掘進面位置與超前支承壓力范圍關系曲線，如圖9所示。

圖8 沿走向切片垂直應力變化規(guī)律Fig.8 Vertical stress variation of slices along the strike

圖9 掘進面位置與垂直應力關系、應力恢復點距離Fig.9 Relationship between the front position and the vertical stress，and the distance between the stress recovery point

從圖9可以看出，伴隨著回采過程，工作面前方應力增大區(qū)范圍在27～32 m內，并且其增長區(qū)范圍不是一成不變的，隨著回采的進行，其超前支撐壓力區(qū)是隨推進而逐漸增大的，兩者基本呈線性增長關系。工作面最大應力與推進距離呈正比增長關系，從初始的21.8 MPa增大至40.6 MPa。

沿工作面方向位移分布特征如圖10所示。在未回采時，位移分布沿軸向成對稱分布，并且在巷道兩幫移近量最大，可達700 mm左右，頂板下沉量和底鼓量分別在500 mm及400 mm左右，伴隨著回采的進行，頂板位移量急劇增大至1～2 m，此時為采空區(qū)，并且已發(fā)生較大變形。

沿走向總位移分布如圖11所示。從圖11可以發(fā)現(xiàn)，伴隨著回采的不斷推進，工作面頂板中部垂直位移也隨之改變，采空區(qū)由于采用自由冒頂?shù)拈_采方式，其垂直位移較大，進行第4次回采時，工作面端部后方頂板發(fā)生8 m的位移，且工作面處有1～2 m的位移變化，自工作面端部向前，其位移是逐漸減小的，并且在較遠處的地方不受采動影響。

圖10 沿工作面方向位移切片F(xiàn)ig.10 Slice along the working surface

圖11 沿走向總位移分布Fig.11 Displacement distribution along strike

工作面長度分別為50、60及70 m時，推進10 m情況下，超前巷道距工作面1 m處垂直應力變化規(guī)律如圖12所示。

圖12 推進10 m時超前巷道1 m處的垂直應力變化規(guī)律Fig.12 Law of vertical stress change at 1 m ahead of the roadway when advancing 10 m

從圖12中可以看出，隨著工作面的增大，超前巷道頂?shù)装逄幋怪睉υ隽坎淮?，但在兩幫處垂直應力增加較大，并且右?guī)痛怪睉Ψ植荚隽棵黠@大于左幫，其變化范圍由21 MPa變化到24 MPa，而左幫基本維持在16～17 MPa。

推進20 m時超前巷道1 m處垂直應力變化規(guī)律如圖13所示。從圖13可以看出，無論工作面長度如何改變，頂?shù)装宕怪睉谳^小范圍內變化，但隨著推進程度的增大，其右?guī)妥畲蟠怪睉τ?4 MPa增至32 MPa，左幫由17 MPa增至20 MPa?？梢姴煌墓ぷ髅骈L度對頂?shù)装宕怪睉τ绊戄^小，對巷道左幫煤柱應力峰值影響也較小，但對巷道右側超前工作面的垂直應力峰值影響較大。

圖13 推進20 m時超前巷道1 m處垂直應力變化規(guī)律Fig.13 Law of vertical stress change at 1 m ahead of the roadway when advancing 20 m

3.3 支護后應力場變化

回采前后不同方案超前巷道距工作面1 m處垂直應力分布如圖14所示。從圖14中發(fā)現(xiàn)，在回采前后，頂板支護前后垂直應力場有所提高，并且應力應力較大區(qū)域增大，表明支護后提高了圍巖的強度，使之能夠承受更大應力。

圖14 回采前后各支護方案垂直應力分布Fig.14 Vertical stress distribution of each supporting plan before and after the stoping

由于云圖表示范圍較大，導致頂板垂直應力數(shù)值較為模糊，為了進一步明確分析，對超前巷道頂板垂直應力進行監(jiān)測，繪制回采中距掘進面5 m處超前巷道頂板中點垂直應力進行分析，如圖15所示。從圖15可以發(fā)現(xiàn)，支護后頂板垂直應力由4.86 MPa增大至6 MPa左右，圍巖強度提高了1.4～2.05 MPa，并且不同支護方案同樣造成不同的支護效果。對比方案1、方案2可以發(fā)現(xiàn)，錨桿長度增大200 mm，導致圍巖強度分別提高了0.47、0.07 MPa；對比從方案1、方案4發(fā)現(xiàn)，排距減小200 mm，導致圍巖強度分別提高了0.65、0.14 MPa；對比方案1、方案3發(fā)現(xiàn)，間距減小100 mm，導致圍巖強度提高了0.5 MPa。由此，針對本次工況及取值幅度，錨桿間距對支護效果起到較大作用，排距次之，錨桿長度影響最小。

圖15 各支護方式超前巷道頂板垂直應力檢測Fig.15 Vertical stress detection diagram of the advanced roadway roof of each supporting method

從支護方案對比發(fā)現(xiàn)，方案1對圍巖強度提高的作用明顯高于其他方案。

3.4 支護后位移場變化

分別對距端部10m及20m處巷道頂板垂直位移進行監(jiān)測，數(shù)據(jù)如圖16所示。從圖16可以發(fā)現(xiàn)，無論回采進行至何種程度，各支護方案均限制了巷道圍巖的變形情況。同時，由于各支護方案均符合松動圈支護理論，因此對位移控制效果較為接近，為了選取最優(yōu)支護方案參數(shù)，對巷道頂板最終垂直位移值進行分析。

從圖16可以看出，不同回采階段對超前巷道20 m處頂板垂直位移影響較小。因此，選取10 m處進行分析，如圖17所示。從圖17(a)中可以明顯看出，在進行回采期間，巷道頂板位移為60.9～87.3 cm，而支護后的頂板位移為91.5～172.0 mm，支護后位移明顯降低。同時，從圖17(b)可以看出，針對同一回采程度，方案1效果最好，回采10～40 m時頂板垂直位移控制在9.15～17.19 cm，對于回采10 m階段，方案1對頂板沉降控制在9.15 cm左右，與未支護時相比減小了51 cm，剩下3個回采階段則分別減小了73.5、69.7、67.0 cm，與支護效果較好的方案3相比，各回采階段頂板沉降則減小了0.12、0.05、0.14、0.13 cm。因此，方案1對圍巖變形控制效果最佳。

圖16 各支護方案頂板位移曲線Fig.16 Roof displacement curve of each support scheme

圖17 距掘進面10 m處各支護方案頂板垂直位移Fig.17 Vertical displacement of the roof of each supporting scheme at 10 m from the driving face

3.5 支護方案錨桿內力研究

經過對支護前后圍巖應力場及位移場變化研究，得出方案1為最佳支護方案，此時對方案1中錨桿內力進行分析。

回采前后錨桿(索)應力如圖18所示。從圖18可以明顯發(fā)現(xiàn)，回采前，圖18(a)頂板錨索的應力在巷道表面處較大，并向遠端逐漸減小，且越靠近頂板中部，其內力增大；回采后，采空區(qū)錨桿(索)受力增大，由于采空區(qū)采用自由冒頂方式，此時錨桿(索)可以已經發(fā)生破壞，故對采空區(qū)錨桿不再進行分析，如圖18(b)前部錨桿(索)應力分布。而在工作面前方巷道錨桿(索)與未回采時錨桿(索)應變相比增大了25 MPa左右。

圖18 開挖后錨桿(索)應力Fig.18 Stress diagram of anchor rod(cable) after excavation

不考慮采空區(qū)前提下，頂板錨桿(索)所受最大應力為363 MPa，幫部錨桿所受最大應力為100 MPa左右，均小于頂板與兩幫所選用的錨桿(索)屈服強度500 MPa及335 MPa。因此，認為所選用支護方案是較為合理及穩(wěn)定的。

4 現(xiàn)場應用

研究結果表明，方案1支護效果最佳，其具體布置如圖19所示。其中根據(jù)《煤礦巷道錨桿支護技術規(guī)范》的一般選型要求，因陳四樓21015回風巷穩(wěn)定性較好，故選用頂板錨網尺寸為1.0 m×2.5 m，網格70 mm×70 mm，瓦型托盤規(guī)格150 mm×90 mm×10 mm；M托盤規(guī)格150 mm×150 mm×8 mm，M鋼帶為4.6 m鋼帶，錨桿類型選用500 MPa高強錨桿，材質為左旋螺紋鋼；對于兩幫，金屬網規(guī)格選用1.0 m×2.0 m，網格70 mm×70 mm，300 mm×200 mm×50 mm的木托盤、150 mm×150 mm×8 mm的碟形托盤，錨桿類型選用335 MPa高強錨桿，材質為左旋螺紋鋼。每根錨索配1塊250 mm×250 mm×16 mm錨索托盤、1塊90 mm×90 mm×16 mm錨索托盤及1只鎖具。

圖19 錨桿(索)分布示意Fig.19 Schematic diagram of anchor rod (cable) distribution

采用“十字觀測法”進行觀測，每天收集觀測點處上、下幫移近量、頂板下沉量、底鼓量。本次在回風巷共計選取3個點，分別為13號、14號、15號，點間距離為22～30 m。觀測點位置與巷道及構造的位置關系：①13號觀測點位于1015S6點向里40 m，12號頂板離層儀位置；②14號觀測點位于1015S6點向里10 m，11號頂板離層儀位置；③15號觀測點位于1015S5點向里46 m，此處受斷層影響巷道兩幫全巖，底板下0.5 m為煤層。現(xiàn)場檢測數(shù)據(jù)如圖20所示。

圖20 現(xiàn)場檢測數(shù)據(jù)Fig.20 Field test data

由圖20(a)—圖20(c)可以看出，3個點平均頂板日下沉量為6 mm，兩幫日移近量分別為4、5 mm，底鼓量8 mm，最終變形量分別為31、96、26及35 mm，并且距離工作面最近處頂板、兩幫及底鼓量分別為60、70、61及50 mm。同時，從圖20(d)—圖20(f)可以看出，在靠近工作面位置，頂?shù)装逡平糠謩e為60、50 mm左右，兩幫移近量為70 mm左右。綜上所述，方案1對圍巖變形得到有效控制，滿足巷道掘進及回采階段的安全要求。

5 結論

本文通過數(shù)值模擬、現(xiàn)場實測及室內試驗方法，對陳四樓礦21015工作面超前巷道進行分析，得出以下結論。

(1)回采的進行導致超前巷道位移及應力發(fā)生增大，回采時工作面前方形成超前支承壓力，回采次數(shù)的增加導致超前支承壓力變化由21.8 MPa增大至40.6 MPa，工作面前方應力增大區(qū)范圍在27～32 m。其中頂板位移量增大300 mm左右，兩幫增大了175 mm左右，在進行支護設計時，應加強頂板支護以滿足回采各階段要求。

(2)對于垂直應力，超前巷道兩幫與未回采時增大了92.3%，并且最大影響范圍達到13 m左右，而對頂板垂直應力造成影響較小，并且伴隨回采程度的增大，兩幫垂直應力及其范圍呈增大趨勢，伴隨回采進行，超前巷道水平位移變化不明顯，但頂板垂直位移有較大的變化，隨著回采推進，端部處巷道頂板位移呈現(xiàn)增大變化，距端部前方10 m處，4次回采頂板位移分別為699、874、869、827 mm，并且在端部前方15 m左右處，頂板位移基本恢復至未回采階段。

(3)通過對工作面為50、60及70 m時超前巷道圍巖變化規(guī)律進行模擬研究發(fā)現(xiàn)，對于垂直應力，兩幫處隨著工作面長度的增大而增大；對于水平應力，則在頂?shù)装逄幇l(fā)生明顯變化，隨著工作面的增大而增大；工作面長度對水平位移影響較大。

(4)現(xiàn)場實測表明，支護方案對巷道周邊位移日變化量、最終變化量及端部不同部位處超前巷道圍巖變形均起到有效控制，為類似礦區(qū)超前巷道采用主動支護提供參考。