大埋深梯形巷道圍巖應力分布規律及支護優化

楊華威

（山東科技大學能源與礦業工程學院，山東 青島 266590）

近年來，由于煤炭資源的開采深度不斷增加，巷道圍巖所處的應力環境非常復雜，其中包括高地應力、強采動應力[1]。直角梯形巷道開挖后，巷道頂板圍巖的應力分布呈非對稱分布的特征[2]。多重因素疊加作用導致其礦壓顯現復雜且強烈，且由于應力的非對稱分布，容易發生應力集中，更易引發巷道失穩破壞[3]。

許多專家對梯形巷道理論、現場和數值模擬進行了大量研究，蘇學貴等[4]認為大傾角梯形巷道破壞是由于直角梯形巷道圍巖發生弱面滑移；陳新年等[5]運用數值模擬的方法，研究得出煤巖層傾角會影響兩幫應力的分布情況，梯形巷道中低幫的應力集中程度大于高幫；王旭鋒等[6]以“三軟”煤層為背景提出梯形巷道的強化支護重點在梯形巷道的頂板、高幫以及低幫的肩角部位，通過預應力錨索補強支護；馬杰陽等[7]通過研究非對稱變形的破壞特征，提出了“聯合支護+高幫補強+低幫卸壓”的巷道圍巖控制方法；王方田等[8]通過理論計算得到回采巷道圍巖應力分布特征，并進行了補強支護。

上述研究大多針對梯形巷道受力不均勻的特點，采用非對稱支護取得了一定成效[9-14]。本文針對陳蠻莊煤礦梯形巷道回采期間變形量較大的情況分析了圍巖應力分布規律、頂板支護強度驗算，并對原支護條件下的巷道圍巖破壞特征進行模擬分析，優化現有的支護方案，對容易變形破壞的區域進行補強支護，以更好地控制巷道圍巖的變形。

1 工程概況

3410工作面位于-900 m水平（開采水平），開采煤層為3煤層，工作面煤層埋深為1156.8～1169 m，平均埋深為1169 m，走向長為1564.6～1581.8 m。煤層傾角平均為8°，煤層平均厚度為2.8 m。3410工作面南臨近3408工作面采空區，北部為實體煤層，工作面位置關系如圖1所示，本文所研究的巷道為3410工作面與3408工作面采空區之間的3410工作面軌道順槽。

圖1 3410工作面位置關系圖Fig. 1 Position relation diagram of 3410 working face

目前煤巷掘進工作面采用錨網索帶作為永久支護，頂板采用高強錨桿、金屬網、W鋼帶和錨索聯合支護。每排布置7根錨桿，錨桿間排距為800 mm×800 mm，靠近兩幫的錨桿與巷道頂板成75°，錨索沿巷道中心線兩邊對稱，間排距為1600 mm×1600 mm。幫部采用等強螺紋鋼錨桿、W鋼帶、錨索配合T型鋼帶進行聯合支護，高幫和低幫分別布置7根錨桿和4根錨桿，頂板與平面之間的夾角為25°，支護情況如圖2所示。

圖2 3410工作面現行支護情況Fig. 2 Current support of 3410 working face

巷道處于高地應力環境且礦壓顯現明顯，3410工作面軌道順槽受到3408工作面采空區影響且埋深較大，巷道圍巖承受較大應力，在采動影響下，伴有巷道出現底鼓、幫部出現片幫、頂部局部出現網兜現象（圖3）。

圖3 巷道圍巖變形及破壞情況Fig. 3 Deformation and failure of surrounding rock of roadway

2 梯形巷道理論力學分析

2.1 頂板應力分布情況計算塑性區范圍

梯形巷道的頂板圍巖力學結構模型如圖4所示，其中，a、bg、bd分別為梯形巷道的寬度、高幫高度、低幫高度，θ為塑性區各個方向延伸的范圍與水平線的夾角（θ2＞θ＞θ1），根據巷道等效開挖理論以梯形巷道高邊頂點和兩底邊三點做外接圓，外接圓的半徑為R。

圖4 梯形巷道頂板圍巖力學結構模型Fig. 4 Mechanical structure model of roof surrounding rock in trapezoidal roadway

根據圍巖松動圈理論，圍巖受到應力破壞后，在一定深度取得三向應力平衡時圍巖已過渡到破碎狀態，松動區之外為塑性極限平衡區和彈性區。假設巷道圍巖為理想彈性體，且每個巖層交界處所受的應力相同，煤層與巖層之間所受應力也相同[15]。由于每種巖性的黏聚力不同，所以塑性區的延伸距離在不同巖性中不同，根據現場實測，由于巷道塑性區范圍一般小于20 m，因此對于該塑性區的計算只取上層細砂巖和粉砂巖兩層，通過幾何關系計算可得式（1）和式（2）。

式中：Hxs、Hfs為頂板細砂巖層和中砂巖層的層厚，分別為3.8 m和10.0 m；α為煤層傾角，取8°。由此可得其與水平線的夾角，見式（3）。

式中：a為巷道的寬度，取4.6 m；bg、bd為巷道高幫高度和低幫高度，分別取4.6 m和3.8 m。

頂板圍巖的塑性區內切向應力分布見式（4）。

式中，?為煤層的內摩擦角，（°）。

細砂巖的切向應力分布情況見式（5）。

此時R＜r0＜R+Lxs，同理粉砂巖的切向應力分布情況，即R+Lxs＜r0＜R+Lxs+Lfs時可得式（6）。

式中：c為各巖層的黏聚力，cxs=4.5 MPa，cfs=3.0 MPa；rp為頂板圍巖的塑性區內切向應力在粉砂巖的延伸范圍，根據塑性區的切向應力，求得頂板圍巖的彈性區內切向應力分布見式（7）。

式中：H為3410工作面最大埋深，取1170 m；γ為頂板巖層平均的容重，取25×103kN/m3；K為應力圍巖集中系數。

此時R＜r0＜R+Lxs，細砂巖的切向應力分布情況見式（8）。

同理，粉砂巖的切向應力分布情況，即R+Lxs＜r0＜R+Lxs＋Lfs時，可得式（9）。

當R+Lxs＜r0＜R+Lxs＋Lfs時，聯立式（6）和式（9）可得式（11）。

式中，Rpzs為巷道頂板塑性區中砂巖分布范圍。根據計算可得巷道豎向塑性區的最大半徑約為4070 mm。

根據計算得到的圍巖塑性區范圍可以判斷當前支護中錨索長度選取的合理性，現行支護中錨索的長度為6300 mm，經過計算，豎向的錨固長度大于4070 mm，可以判斷錨索支護已經錨固進穩定的上覆巖層，且錨索錨固進穩定巖層的部分超過錨索全長的1/3，所以錨索長度的選用較合理。

2.2 根據理論計算結果的原頂板支護強度驗算

根據頂板塑性區范圍計算整個巷道所需的支護強度，根據懸吊梁理論，錨桿錨索所需要提供的支護強度見式（12）

經過計算可以得到巷道頂板所需要提供的支護強度為152 kPa。根據懸吊梁理論，計算可得現有支護系統中頂板錨桿和錨索所提供的支護強度見式（13）。

式中：px為現有頂板支護強度；nmg、nms為錨桿與錨索的數量，分別取7根、3根；Fmg、Fms為錨桿與錨索的錨固力，分別取80 kN、120 kN；ηmg、ηms為錨桿錨索的支護效率，都取0.8；Lmg、Lms為錨桿與錨索支護的排距，分別取800 mm和1600 mm。

通過計算可得現有的頂板支護強度為140 kPa，小于錨桿錨索所需要提供的支護強度，所以巷道頂板的支護強度不符合要求，需要進行加強支護。

3 梯形巷道的變形破壞特征數值分析

3.1 數值模型的建立

以陳蠻莊煤礦3410工作面大埋深緩傾斜煤層梯形巷道為工程背景，采用FLAC3D有限元軟件建立數值模擬。本模型選用“摩爾-庫倫”模型，尺寸為長×寬×高=800 m×500 m×50 m；施加未模擬的上覆巖層的重力為24.4 MPa，在模型四周和底部分別限制水平位移和垂直位移，煤巖力學參數見表1，模型側界面圖如圖4所示。主要研究回采過程中，3410工作面臨近3408工作面采空區的軌道順槽的圍巖應力分布規律及圍巖塑性破壞和變形特征。

表1 煤巖層力學參數Table 1 Mechanical parameters of coal and rock strata

3.2 梯形圍巖應力分布與破壞規律

圖5展示了巷道圍巖應力情況。由圖5可知，由于梯形左右直角邊的長度不同，頂板應力分布也呈現非對稱分布，形成了非對稱的應力拱，應力拱的范圍一直延伸至粉砂巖的頂板，且大于下部底板的應力釋放范圍；應力集中的范圍主要分布在高幫的兩角與低幫的外側呈月牙形分布，最大應力值為70 MPa。在水平應力云圖中，應力釋放區在高幫、低幫、頂板、底板都有分布，在高幫區域分布范圍最大，在頂板呈現非對稱分布，延伸大概5 m范圍，在三個角處存在三處應力集中點，在高幫肩角存在水平應力最大值為28 MPa。

圖5 巷道圍巖應力情況Fig. 5 Stress of surrounding rock of roadway

3.3 圍巖塑性區分布

梯形巷道的圍巖塑性區分布如圖6所示。由圖6可知，頂板靠近低幫側沿頂板平行方向發生拉伸破壞，巷道高幫側與頂板和底板的兩個角有小面積的剪切破壞，其中與頂板夾角處臨近剪切破壞區域的下方緊鄰一塊拉伸破壞的區域，可以判斷該部分巷道圍巖發生了局部的滑移現象。

圖6 巷道塑性區分布Fig. 6 Distribution of plastic zone of roadway

3.4 圍巖破壞特征分析

根據數值模擬分析所得的工作面應力分布規律和巷道變形情況可知，梯形巷道圍巖變主要是因為埋深較高條件下較高的地應力和直角梯形巷道高低幫形成的非對稱應力。高幫變形的主要原因是3410工作面回采在高幫實體煤側的集中應力影響，控制重點在于抑制高幫側集中應力；低幫變形是由于3408工作面采空區造成煤柱的漸進弱化破壞，從而導致煤柱發生塑形破壞，控制重點在于煤柱的加固，使其減小或者向深部轉移；頂板變形主要受頂板巖性和高低幫支承能力的影響，巷道的細砂巖頂板容易產生蠕變，高低幫的破壞也會導致頂板的下沉，所以頂板的控制重點轉移至兩幫，底板變形主要受底板集中應力的影響，控制重點在于減小底板的應力集中程度。

4 支護優化效果的數值模擬分析

4.1 錨桿錨索優化方案

為了應對高幫滑移引起的圍巖塑性區破壞，在高幫中部偏上位置布置一根錨索，由于巷道底鼓會引起塑性區破壞，因此將原有支護的錨索向下移動1600 mm。同時在低幫增加錨索補強支護，由于小煤柱寬度有限，低幫錨桿長度設置為4000 mm，且原有的錨桿、錨索更換為高強錨桿錨索，增強錨桿錨索的支護強度，提高巷道圍巖的承載能力，優化后巷道支護布置圖如圖7所示。

圖7 支護優化后巷道支護布置圖Fig. 7 Layout of roadway support after support optimization

4.2 優化后的支護方案模擬

圖8 展示了支護優化前后圍巖變形量情況。由圖8可知，巷道底鼓量頂板沉降量、高幫移進量、低幫移進量、底鼓量較以往均大幅減小，優化后高幫移進量、底鼓量、低幫移進量較原支護減小約30%，頂板沉降量減小幅度最大，高幫移進量減少約45%。

圖8 支護優化前后圍巖變形量情況Fig. 8 Deformation of surrounding rock before and after support optimization

圖9展示了支護優化后的塑性區情況。由圖9可知，原支護情況下巷道圍巖四壁在開采后破壞程度較大，塑性區分布范圍較大，優化后的支護方案塑性區分布范圍顯著減小，高幫的滑移現象得到改善，頂板拉伸破壞的塑性區分布范圍減小，巷道底板塑性區縮小，巷道底鼓的情況得到改善。因此，經過優化后的支護方案能夠更好地控制巷道圍巖的變形與破壞。

圖9 支護優化后塑性區分布圖Fig. 9 Distribution of plastic zone after support optimization

4.3 現場實際觀測

在3410工作面軌道順槽停采線前布置100 m支護優化區域，并布置測點，回采期間支護優化后及原支護條件下的巷道表面位移變化曲線圖如圖10所示。支護優化后的巷道在距工作面100～120 m時，開始受到明顯的工作面回采影響，而原支護中巷道在距工作面100 m左右時開始受到明顯的工作面回采影響，巷道表面位移量顯著增加。當工作面與測點位置平行時，兩種支護條件下的巷道受到劇烈的工作面回采影響，巷道表面位移量呈迅速增長趨勢。支護優化后巷道頂板最大下沉量約250 mm，原支護條件下巷道頂板最大下沉量約590 mm。支護優化后整體變形量比原支護條件下整體變形量降低明顯，巷道圍巖穩定性得到改善。

圖10 支護優化前后巷道表面位移變化曲線Fig. 10 Change curve of roadway surface displacement before and after support optimization

5 結論

1）根據數值模擬結果，大埋深斜梯形原支護巷道圍巖頂底板及兩幫應力分布、巷道圍巖位移量、塑性區都存在非對稱的特征。梯形巷道受到載荷并發生變形與破壞，破壞特征為頂板發生滑移，底板出現底鼓的現象。巷道低幫塑性破壞形式為月牙狀的剪切破壞，頂板和高幫大多呈現扇形區域的拉伸破壞。

2）根據大埋深緩傾斜煤層梯形巷道圍巖破壞特征，設計“高幫應對肩角滑移和底鼓的加強支護，低幫限制煤柱強度弱化的補強支護”的支護形式，對頂板、高幫及肩角易發生破壞的應力集中區重點加強支護，同時提升錨桿錨索的支護強度。經過模擬優化后的支護布置對圍巖的控制效果顯著，能夠滿足生產需要，有效地控制了巷道圍巖的變形與破壞。