淺埋大斷面運(yùn)輸順槽錨索替代單體超前加強(qiáng)支護(hù)研究

摘 要：淺埋煤層綜采工作面大斷面運(yùn)輸順槽采用單體支柱超前加強(qiáng)支護(hù)，存在人員勞動(dòng)強(qiáng)度大、效率低且不安全等問題，亟需革新超前加強(qiáng)支護(hù)技術(shù)，以適應(yīng)礦井智能化建設(shè)的需求。為此，以哈拉溝煤礦淺埋煤層22523綜采工作面的大斷面運(yùn)輸順槽為背景，采用理論分析、數(shù)值模擬和工程實(shí)踐相結(jié)合的方法，首先建立了單體支護(hù)效果評(píng)價(jià)力學(xué)模型，評(píng)估了不同巷道寬度及單體支護(hù)位置下的支護(hù)效果；然后設(shè)計(jì)了錨索替代單體超前加強(qiáng)支護(hù)方案及參數(shù)，并對(duì)比分析了錨索加強(qiáng)支護(hù)方式下使用單體支護(hù)的效果，最終驗(yàn)證了單體支護(hù)效果評(píng)價(jià)力學(xué)模型的可靠性。結(jié)果表明：當(dāng)單體支護(hù)于巷幫0.8 m位置時(shí)，隨著巷道寬度增大，其支護(hù)效果明顯減弱；當(dāng)巷寬小于2.7 m時(shí)，單體支護(hù)頂板撓度才減小10%以上；當(dāng)巷寬大于4.0 m時(shí)，單體支護(hù)頂板撓度降低小于4%，效果微弱；超前加強(qiáng)支護(hù)段頂板額定支護(hù)強(qiáng)度為56.7 kN/m²，錨索超前加強(qiáng)支護(hù)強(qiáng)度為86.8 kN/m²，加強(qiáng)支護(hù)系數(shù)為1.53；對(duì)于淺埋煤層大斷面運(yùn)輸順槽較穩(wěn)定圍巖條件，錨桿錨索一次支護(hù)到位完全可滿足超前加強(qiáng)支護(hù)要求；在22523工作面超前支承壓力影響區(qū)，運(yùn)輸順槽圍巖安全穩(wěn)定，工作面推進(jìn)速度和生產(chǎn)效率明顯提高。受一次采動(dòng)影響的淺埋綜采工作面大斷面運(yùn)輸順槽，采用錨索加強(qiáng)支護(hù)，替代傳統(tǒng)單體支柱加強(qiáng)支護(hù)，具有明顯優(yōu)勢(shì)，值得推廣。

關(guān)鍵詞：淺埋煤層；回采巷道；超前加強(qiáng)支護(hù)；錨索支護(hù)；取消單體支柱

中圖分類號(hào)：TD 353""" 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1672-9315（2025）01-0012-14

DOI：10.13800/j.cnki.xakjdxxb.2025.0102

Advanced reinforcing support of cable-replaced single prop

in shallow buried large-section transportation roadway

HUANG Qingxiang¹，WANG Yufan¹，DU Junwu¹，GUO Qiang¹，

FAN Donglin²，WANG Shengbiao²，GAO Jinlong¹

（1.College of Energy Engineering，Xi’an University of Science and Technology，Xi’an 710054，China；

2.China Energy Shendong Coal Group Co.，Ltd.，Shenmu 719315，China）

Abstract：There are some problems such as high labor intensity，low efficiency and insecurity in the advanced reinforcing support of single prop in the large-section transportation roadway of fully mechanized mining face in shallow coal seam.It is urgent to transform the advanced reinforcing support technology to meet the needs of mine intelligent construction.Taking the large section transportation roadway of 22523 fully mechanized mining face in shallow coal seam of Halagou Coal Mine as the background，a mechanical model for evaluating the effect of single prop support is established by combining theoretical analysis，numerical simulation and engineering practice，and the support effect under different widths of roadway and single prop positions is evaluated.The scheme and parameters of cable-replaced single prop advanced reinforcing support are designed.The effect of single prop support under the cable reinforcing support mode is compared and analyzed，and the reliability of the mechanical model for evaluating the effect of single prop support is verified.The results show that：When the single prop support is at the position of 0.8 m in the roadway side，the effect of single prop support is obviously weakened with the increase of roadway width.When the roadway width is less than 2.7 m，the roof deflection under the action of single prop support is reduced by more than 10%.When the roadway width is greater than 4.0 m，the roof deflection under the action of single prop support is reduced by less than 4%，and the effect is weak.The rated support strength of the roof in the advanced reinforcing support section is

56.7 kN/m2，the advanced reinforcing support strength of the cable is 86.8 kN/m2，and the coefficient of cable reinforcing support is 1.53.For the relatively stable surrounding rock conditions of the large-section transportation roadway in the shallow coal seam，the once support of the bolt and cable can fully meet the requirements of the advanced reinforcing support.In the influential zone of advanced abutment pressure of 22523 working face，the surrounding rock of transportation roadway is safe and stable，and the advancing speed and production efficiency of working face are obviously improved.In the large-section transportation roadway of shallow-buried fully-mechanized mining face affected by primary mining，the adoption of cable to reinforce support and replace the traditional single prop to reinforce support has obvious advantages and is worth promoting.

Key words：shallow coal seam;mining roadway;advanced reinforcing support;cable support;single prop cancelling

0 引 言

工作面超前支承壓力影響區(qū)是回采巷道支護(hù)的重點(diǎn)區(qū)域^[1]，通常需要對(duì)該區(qū)域回采巷道實(shí)施超前加強(qiáng)支護(hù)。隨著巷道支護(hù)技術(shù)和理念的發(fā)展，超前加強(qiáng)支護(hù)形式也在實(shí)踐中不斷完善。超前支護(hù)形式主要經(jīng)歷了木支護(hù)、金屬摩擦支柱支護(hù)、單體液壓支柱和超前液壓支架支護(hù)四個(gè)階段^[2-3]。目前，中國神東等大部分礦區(qū)煤礦對(duì)受一次采動(dòng)影響的運(yùn)輸順槽一般采用單體加強(qiáng)支護(hù)，而回風(fēng)順槽則多采用超前液壓支架支護(hù)。由于大型礦井回采巷道斷面較大，所采用的單體支柱較高，導(dǎo)致支護(hù)人員增多、勞動(dòng)強(qiáng)度大、效率低且存在安全隱患等問題。例如，神東礦區(qū)哈拉溝煤礦、上灣煤礦等多個(gè)礦井曾發(fā)生單體支柱傾倒砸人事故，嚴(yán)重影響了工作面推進(jìn)速度和安全生產(chǎn)^[4-5]。近年來，對(duì)井下減人增效的需求日益迫切，因此亟需革新工作面回采巷道的超前加強(qiáng)支護(hù)技術(shù)。

錨網(wǎng)支護(hù)能夠保證回采巷道超前支護(hù)段的有效使用斷面^[6-9]，從而保障智能化設(shè)備布置及安全高效開采。國內(nèi)學(xué)者對(duì)此開展了大量研究，姚強(qiáng)嶺等建立主動(dòng)式超前支護(hù)圍巖穩(wěn)定性控制力學(xué)模型，給出了錨桿（索）支護(hù)強(qiáng)度計(jì)算方法，實(shí)現(xiàn)了回采巷道服務(wù)全周期一次性主動(dòng)支護(hù)^[10]；王方田等基于懸吊理論，建立了回采巷道動(dòng)壓區(qū)錨索支護(hù)力學(xué)模型^[11]；王國法等通過對(duì)采動(dòng)巷道進(jìn)行分區(qū)，采用主動(dòng)加強(qiáng)支護(hù)對(duì)超前段圍巖進(jìn)行了加固^[12-13]；左建平等提出煤礦巷道等強(qiáng)支護(hù)力學(xué)理論，為超前加強(qiáng)支護(hù)段的合理支護(hù)設(shè)計(jì)提供了理論基礎(chǔ)^[14]；黃慶享等基于巷道“頂板-兩幫-底板”相互影響共同形成極限平衡圈的理念，提出巷道圍巖極限平衡圈支護(hù)理論，確定了整環(huán)支護(hù)原則，為確定巷道圍巖加固范圍和計(jì)算錨桿（索）長度提供了理論依據(jù)^[15-18]。此外，波蘭、英國、捷克、德國等國家，也對(duì)回采巷道超前支護(hù)進(jìn)行了相關(guān)研究^[19]。為提高單體液壓支柱的性能，降低液壓支柱的故障率，將錐閥或柱塞式大流量安全閥用在單體液壓支柱上，不僅增加了其自身的強(qiáng)度與工作阻力，并且還能具有一定的抵抗沖擊地壓的能力^[20-21]。

國內(nèi)外學(xué)者對(duì)綜采工作面回采巷道超前支護(hù)理論與技術(shù)方面進(jìn)行了積極探索與實(shí)踐，為工作面超前加強(qiáng)支護(hù)改革奠定了良好基礎(chǔ)。對(duì)于地應(yīng)力小且僅受一次采動(dòng)影響的淺埋煤層工作面運(yùn)輸順槽而言，采用錨桿（索）一次支護(hù)到位，替代單體加強(qiáng)支護(hù)更具有可行性。關(guān)鍵在于論證清楚在大斷面條件下單體加強(qiáng)支護(hù)的微弱效果，為取消單體加強(qiáng)支護(hù)、提高超前支護(hù)的安全性和高效性提供理論依據(jù)。

綜上，以神東礦區(qū)哈拉溝煤礦22523工作面運(yùn)輸順槽超前加強(qiáng)支護(hù)為工程背景，通過建立單體支護(hù)效果評(píng)價(jià)力學(xué)模型，闡明取消單體加強(qiáng)支護(hù)對(duì)頂板的機(jī)理和科學(xué)依據(jù)；采用FLAC^3D數(shù)值模擬對(duì)比不同超前加強(qiáng)支護(hù)方式的效果，設(shè)計(jì)錨索超前加強(qiáng)支護(hù)方案，實(shí)現(xiàn)取消單體加強(qiáng)支護(hù)。通過工程驗(yàn)證，為工作面減人提效提供借鑒。

1 工程概況

哈拉溝煤礦22523工作面開采2^-2煤層，煤層傾角1°～3°，埋深66～152 m，采高5.1 m。工作面寬度300 m，推進(jìn)距離3 624 m，巷道布置如圖1所示。

工作面運(yùn)輸順槽的尺寸為5.6 m×3.8 m（寬×高），屬于大斷面矩形巷道。直接頂厚度為3.44～25.84 m，平均9.51 m，巖性為粉砂巖、泥巖、細(xì)粒砂巖?；卷敽穸葹?.6～27.84 m，平均13.69 m，巖性為粉砂巖、細(xì)粒砂巖和砂質(zhì)泥巖。直接底厚度平均12.3 m，巖性為粉砂巖和砂質(zhì)泥巖。圖2為工作面頂?shù)装鍘r性及柱狀圖。

通過現(xiàn)場取樣和力學(xué)測定得到工作面煤層及頂板物理力學(xué)參數(shù)見表1。根據(jù)巷道寬高比和圍巖松動(dòng)圈理論^[22-24]，判定巷道圍巖屬于較穩(wěn)定型。

2 單體超前支護(hù)力學(xué)模型及支護(hù)效果

2.1 單體超前支護(hù)力學(xué)模型

在神東礦區(qū)綜采工作面運(yùn)輸順槽采用單體超前加強(qiáng)支護(hù)，由于受設(shè)備布置等因素的影響，單體支護(hù)不能布置在巷道中部，只能在靠副幫約0.8～1.0 m支護(hù)成一排。為了分析這種支護(hù)方法的效果，結(jié)合哈拉溝煤礦22523工作面開采條件，構(gòu)建單體超前支護(hù)力學(xué)模型。巷道掘進(jìn)過程中圍巖應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生變化，頂板向下部自由面方向發(fā)生撓曲變形^[25]。對(duì)于僅受一次采動(dòng)影響的運(yùn)輸順槽（寬度2l），可將頂板載荷簡化為均布荷載q，將單體支柱視為集中載荷P^[26-27]。巷道頂板兩側(cè)受煤幫支撐和覆巖夾持作用，視為矩形超靜定固支梁，建立單體超前加強(qiáng)支護(hù)固支梁力學(xué)模型，如圖3所示。

根據(jù)彈性理論疊加原理^[28]，將力學(xué)模型分解為均布載荷和集中載荷作用下的頂板巖梁模型，分別求出撓度方程，疊加得到模型的撓度方程。

2.1.1 均布載荷巖梁撓度方程

當(dāng)頂板巖梁僅受均布載荷作用時(shí)，考慮到均布載荷對(duì)稱分布，將頂板巖梁中部視為原點(diǎn)，如圖4所示。

此時(shí)，σy不隨x變化，只是y的函數(shù)，即σy=f（y），由σy=（²）/（x²）可得應(yīng)力函數(shù)為

=12x2f（y）+xf1（y）+f2（y）

（1）

將應(yīng)力函數(shù)代入相容方程Δ⁴=0，即可求得待定函數(shù)，故應(yīng)力函數(shù)為

=12x2（Ay3+By2+Cy+D）+x（Ey3+Fy2+Gy）－A10y5－B6y4+Hy3+Ky2

（2）

由于均布載荷形成的應(yīng)力對(duì)稱分布，σx與σy是x的偶函數(shù)，τxy是x的奇函數(shù)，則E=F=G=0。代入邊界條件（σy）

y=-h/2=-q、（σy）y=h/2=0和（τxy）y=±h/2=0，則可以求出A=-2q/h³，B=0，C=3q/2h，D=-q/2。

將固定端位移邊界條件簡化為中點(diǎn)固定不動(dòng)，即（u）x=l，y=0=0，（v）x=l，y=0=0，（v/x）x=l，y=0=0。通過聯(lián)立物理方程和幾何方程，可以求得H=ql²/3h³-（2+μ）/4h，K=-μq/4，則可得垂直位移分量為

v=

qEh3×

－μ－3x2y2+y4+l2－6+3μ4h2y2－μ2h3y

－12y4+34h2y2－12h3y+12x4－l2x2+12l4

（3）

均布載荷作用下頂板巖梁軸線的撓度方程為

（v）y=0=q2Eh3（x2－l2）2

（4）

式中 q為頂板均布載荷，MPa；E為頂板彈性模量，MPa；h為頂板厚度，m；l為巷道半寬，m。

2.1.2 單體集中載荷巖梁撓度方程

如圖5所示，當(dāng)頂板巖梁僅在x=a處受集中載荷P作用時(shí)，上下邊界的剪應(yīng)力（τxy）y=±h/2=0。在x=0～a段，假設(shè)τxy不隨x變化而只是y的函數(shù)，即τxy=f（y），且τxy=-（²）/（xy），應(yīng)力函數(shù)為=xf1（y）+f2（y）。

將應(yīng)力函數(shù)代入相容方程Δ⁴=0即可求得

=x（A1y3+B1y2+C1y）+H1y3+K1y2

（5）

由上下邊界剪應(yīng)力條件，可求出待定常數(shù)B1=0，C1=-（3h²A1）/4，則可得應(yīng)力分量為

σx=6A1xy+6H1y+2K1

σy=2x2

τxy=34h2－3y2A1

（6）

同理，可得x=a～2l段的應(yīng)力分量為

σx=6A2xy+6H2y+2K2

σy=2x2

τxy=34h2－3y2A2

（7）

由x=a處平衡條件如下

σX|左側(cè)=σX|右側(cè)

∫^h2－h(huán)2τxy|左側(cè)dy－∫^h2－h(huán)2τxy|右側(cè)dy=P

（8）

可得

A2=A1－2Ph3

H2=H1+2aPh3

K2=K1

（9）

待定常數(shù)A1、H1、和K1，這3個(gè)常數(shù)可由位移邊界條件確定。左端位移邊界條件為

（u）x=0，y=0=0

（v）x=0，y=0=0

vxx=0，y=0=0

（10）

x=a處位移協(xié)調(diào)條件為

（u）x=a左，y=0=（u）x=a右，y=0

（v）x=a左，y=0=（v）x=a右，y=0

vxx=a左，y=0=vxx=a右，y=0

（11）

右端位移邊界條件為

（u）x=2l，y=0=0

（v）x=2l，y=0=0

vxx=2l，y=0=0

（12）

將以上位移邊界條件代入式（6）、（7）和（9）可得

v=Pb22Eh3l2－μ31+alxy2－3ay2－

1+alx3+3ax2，0≤x≤a（13）

v=Pa22Eh3l2μ31+blxy2－3（2l+b）y2－

1+blx3－3（2l+b）x2+12l2x－4al2，

a≤x≤2l（14）

則集中載荷作用下頂板巖梁軸線撓度方程為

（v）y=0=Pb22Eh3l2－1+alx3+3ax2，0≤x≤a

（15）

（v）y=0=

2Pa2Eh31+blx34l2－31+b2lx22l+3x－a，

a≤x≤2l（16）

式中 P為單體支護(hù)力，kN/m；a為單體與副幫距離，m。

2.1.3 單體支護(hù)巖梁撓度方程

由于疊加需在同一坐標(biāo)系下進(jìn)行，將均布荷載作用下梁的撓曲方程進(jìn)行坐標(biāo)變換，使其與集中荷載單獨(dú)作用時(shí)的坐標(biāo)系一致。此時(shí)式（4）變換為

（v）y=0=q2Eh3（x2－2xl）2

（17）

聯(lián)立式（15）、式（16）、式（17），得到頂板受到單體支護(hù)作用下的撓度方程為

（v）y=0=

1Eh3

q2（x2－2xl）2+

Pb22 000l21+alx3－3ax2

，

0≤x≤a

（18）

（v）y=0

=

1Eh3q2

（x2－2xl）2－1500a2P×

1+blx34l2－31+b2lx22l+3x－a，

a≤x≤2l

（19）

2.2 運(yùn)輸順槽單體超前支護(hù)效果

在過去炮采或高檔普采時(shí)期，由于工作面巷道斷面較小，使用工字鋼支架支護(hù)效果較差，尤其在超前支承壓力區(qū)，巷道變形較大。采用單體液壓支柱進(jìn)行超前加強(qiáng)支護(hù)，取得了較好的應(yīng)用效果。然而，隨著綜采能力的增大，巷道斷面日益加大，巷道主要采用錨桿（索）主動(dòng)支護(hù)，支護(hù)能力更強(qiáng)。而高產(chǎn)工作面大斷面巷道單體支柱加強(qiáng)支護(hù)存在勞動(dòng)強(qiáng)度大、支護(hù)頻繁、用人增多等弊端，嚴(yán)重制約了安全高效開采。此外，實(shí)踐證明，隨著巷道寬度增大，單體加強(qiáng)支護(hù)效果不佳，亟待揭示單體加強(qiáng)支護(hù)效果和存在的必要性。

2.2.1 不同巷道寬度時(shí)的單體支護(hù)效果分析

22523工作面運(yùn)輸順槽尺寸為5.6 m×3.8 m（寬×高），巷道半寬l=2.8 m。數(shù)值模擬得出22523工作面巷道受采動(dòng)影響后增載，支承壓力峰值區(qū)的巷道頂板巖梁載荷q=1.25 MPa。巷道頂部為1.3 m厚煤層，煤樣彈性模量為405 MPa，考慮到巖體的尺寸效應(yīng)，結(jié)合神東礦區(qū)煤體節(jié)理裂隙較發(fā)育，取E=203 MPa；頂板厚度h=1.3 m，單體與副幫的距離a=0.8 m。取巷道寬度分別為2.0，3.0，4.0，5.6 m時(shí)，進(jìn)行單體支護(hù)效果分析。

將以上參數(shù)代入式（18）和式（19）中得到，無錨桿（索）支護(hù)時(shí)，不同寬度巷道的單體支護(hù)效果對(duì)比見表2。當(dāng)單體位于距副幫0.8 m時(shí)，隨著巷道寬度的增大，單體支柱對(duì)頂板下沉的控制能力逐漸降低，巷道寬度大于4 m后，單體支柱的支護(hù)效果明顯弱化至

5.1%以內(nèi)。

2.2.2 不同支護(hù)位置的單體支護(hù)效果分析

在巷道寬度5.6 m條件下，分別取單體與副幫距離a=0.8，1.2，1.6，2.0，2.8 m，即a=0.29l、0.43l，0.57l，0.71l，1.00l，進(jìn)行單體支護(hù)效果分析。將以上參數(shù)代入式（18）和式（19）中，得到不同單體位置時(shí)的頂板支護(hù)效果見表3，不同支護(hù)位置對(duì)頂板的撓度曲線如圖6所示，不同單體位置的支護(hù)效果曲線圖7所示。

由表3和圖6可知，當(dāng)巷道無支護(hù)時(shí)，巷道頂板中部撓度最大，控制頂板中部下沉是超前加強(qiáng)支護(hù)的重要指標(biāo)；從圖7可以看出，隨著a/l的減小，頂板最大撓度減小率越弱，即巷道斷面越大（越寬），支護(hù)效果越差；當(dāng)a=0.8 m時(shí)，a/l＞0.6，即巷寬2l＜2.7 m時(shí)，單體支護(hù)頂板撓度才減小10%以上。a/l＜0.4，即巷寬2l＞4.0 m時(shí)，單體支護(hù)頂板最大撓度減小4%以內(nèi)，效果都甚微。

2.2.3 錨桿（索）支護(hù)時(shí)的單體支護(hù)效果分析

采用錨索加強(qiáng)支護(hù)后，巷道淺部頂板易發(fā)生離層的區(qū)域得到約束，此時(shí)可將錨桿支護(hù)區(qū)域的錨桿與圍巖視為一個(gè)整體性的復(fù)合巖體^[29]，復(fù)合巖體厚度為錨桿長度。22523工作面現(xiàn)場錨桿長度為1 800 mm，取頂板厚度h為1.8 m，單體與副幫的距離a取0.8 m。將相關(guān)參數(shù)代入式（17）、式（18）和式（19）中可得錨桿（索）支護(hù)時(shí)的頂板撓曲規(guī)律，如圖8所示。

按照礦區(qū)常規(guī)采用的錨桿（索）支護(hù)，頂板最大撓度為32.45 mm，比無支護(hù)降低62.3%，支護(hù)效果十分顯著。在此基礎(chǔ)上，進(jìn)一步采用單體加強(qiáng)支護(hù)，頂板最大撓度為31.53 mm，比錨桿（索）支護(hù)僅降低1.1%。研究表明，對(duì)于淺埋綜采大斷面運(yùn)輸順槽巷旁單體加強(qiáng)支護(hù)效果微弱，可以將其取消，采動(dòng)影響區(qū)采用錨桿（索）支護(hù)完全可行。

3 錨索超前加強(qiáng)支護(hù)設(shè)計(jì)數(shù)值模擬

目前，關(guān)于錨索超前加強(qiáng)支護(hù)存在錨索一次到位和二次加強(qiáng)支護(hù)兩種觀點(diǎn)。根據(jù)長期巷道支護(hù)研究與實(shí)踐，二次支護(hù)主要用于一次支護(hù)難以控制的大變形軟巖巷道。對(duì)于穩(wěn)定圍巖，采用一次支護(hù)方式，施工簡單，更加合理^[30]。為此，按照滿足超前加強(qiáng)支護(hù)要求，確定運(yùn)輸順槽錨桿（索）一次到位的合理支護(hù)參數(shù)，并檢驗(yàn)取消單體的支護(hù)效果。

3.1 模型構(gòu)建

根據(jù)22523工作面開采條件，構(gòu)建FLAC^3D數(shù)值計(jì)算模型如圖9所示，并通過Fish語言及Cable命令實(shí)現(xiàn)錨桿（索）支護(hù)功能。由于表1所得力學(xué)參數(shù)是由相對(duì)完整、尺寸較小的巖石樣本所測得，考慮到數(shù)值模擬是對(duì)整層巖體進(jìn)行賦參，且?guī)r石到巖體的力學(xué)參數(shù)具有尺寸效應(yīng)，結(jié)合神東礦區(qū)煤巖層節(jié)理裂隙較發(fā)育狀況，通過數(shù)值計(jì)算反演，確定數(shù)值計(jì)算模型的煤層和巖層力學(xué)參數(shù)，見表4。表土層及風(fēng)化層施加2.23 MPa的均布等效載荷。四周邊界采用水平位移約束，底面采用固定位移約束，模型運(yùn)算初始平衡后2^-2煤層原巖應(yīng)力3.65 MPa，在此基礎(chǔ)上進(jìn)行巷道開挖和工作面開采，自動(dòng)生成巷道掘進(jìn)后和工作面超前支承壓力區(qū)圍巖應(yīng)力場。

3.2 錨索超前加強(qiáng)支護(hù)參數(shù)確定

22523工作面運(yùn)輸順槽掘進(jìn)期間的錨桿支護(hù)參數(shù)合理，在此基礎(chǔ)上通過數(shù)值模擬，研究錨索超前加強(qiáng)支護(hù)參數(shù)。基于超前支承壓力條件，對(duì)不同錨索支護(hù)參數(shù)條件下的運(yùn)輸順槽頂板應(yīng)力場分布規(guī)律、錨索支護(hù)承載特性進(jìn)行深入分析，確定合理的錨索超前加強(qiáng)支護(hù)參數(shù)^[31]。

3.2.1 錨索預(yù)緊力

根據(jù)神東集團(tuán)《巷道錨桿（索）支護(hù)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》，錨索預(yù)緊力一般大于150 kN，錨索直徑為15.24，17.8和21.6 mm，錨索超前加強(qiáng)支護(hù)選擇直徑為21.6 mm較為可靠。預(yù)緊力對(duì)比方案見表5，不同預(yù)緊力時(shí)運(yùn)輸順槽頂板應(yīng)力場演化規(guī)律如圖10所示。

當(dāng)錨索預(yù)緊力為150 kN時(shí)，錨索端部拉應(yīng)力值為0.06 MPa，錨索加固范圍有限，預(yù)緊力擴(kuò)散形成的有效承載層高度僅2.4 m，未覆蓋整個(gè)錨索支護(hù)范圍，基本與錨桿支護(hù)范圍相等；當(dāng)錨索預(yù)緊力為200 kN時(shí)，高應(yīng)力承載層完全覆蓋錨索支護(hù)范圍，巷道頂板深部能形成有效的擠壓承載結(jié)構(gòu)，有效承載層寬度為2.6 m；當(dāng)錨索預(yù)緊力大于等于250 kN時(shí)，有效承載層寬度進(jìn)一步拓寬至3.4 m，適合大變形巷道支護(hù)。

當(dāng)錨索預(yù)緊力大于等于200 kN時(shí)，錨固有效承載層貫通頂板控制層，可顯著發(fā)揮錨索支護(hù)效果。

3.2.2 錨索間排距

錨索支護(hù)間距對(duì)比方案見表6，不同錨索間距時(shí)運(yùn)輸順槽頂板應(yīng)力場演化規(guī)律如圖11所示。從圖11可以看出，每根錨索在徑向一定范圍內(nèi)形成明顯的壓應(yīng)力區(qū)，最大壓應(yīng)力為0.3 MPa。

當(dāng)錨索間距為3 000 mm時(shí)，錨索有效壓應(yīng)力區(qū)不相互疊加，對(duì)圍巖不能形成整體錨固；當(dāng)錨索間距為2 000 mm時(shí)，頂板中下部錨索壓應(yīng)力形成了寬度5.7 m的疊合加固區(qū)，臨界覆蓋巷道頂板寬度，僅可滿足無采動(dòng)影響期間的支護(hù)；當(dāng)錨索間距為1 500 mm時(shí)，在頂板形成7.2 m寬的有效高應(yīng)力疊加區(qū)，完全覆蓋巷道寬度，在頂板形成穩(wěn)定加固體，可滿足采動(dòng)超前加強(qiáng)支護(hù)。

錨索支護(hù)排距按照錨桿排距的整倍數(shù)取值，對(duì)比方案見表7，不同排距條件下運(yùn)輸順槽頂板應(yīng)力場演化規(guī)律，如圖12所示。

隨著錨索排距的減小，錨索間有效壓應(yīng)力區(qū)逐漸靠近疊加。當(dāng)錨索排距為3 000 mm時(shí)，每排錨索壓應(yīng)力區(qū)不能形成有效疊加；當(dāng)錨索排距小于等于2 000 mm時(shí)，錨索壓應(yīng)力區(qū)形成了合理疊加區(qū)，可滿足超前加強(qiáng)支護(hù)。

3.2.3 錨索長度

根據(jù)神東礦區(qū)長期實(shí)踐，實(shí)際采用的錨索長度一般為6 150～8 150 mm。為此，考慮一定的富余，在6 000～10 000 mm之間設(shè)計(jì)3種錨索長度方案進(jìn)行對(duì)比，見表8。不同錨索長度條件下運(yùn)輸順槽頂板應(yīng)力場演化規(guī)律如圖13所示。

當(dāng)錨索長度為6 000 mm時(shí)，壓應(yīng)力最大值為0.3 MPa，在錨索兩端之間形成連續(xù)壓應(yīng)力區(qū)，頂板錨固區(qū)厚度2.2 m，僅可滿足無采動(dòng)影響支護(hù)要求，隨著錨索長度的增加，錨固區(qū)厚度逐漸增加；當(dāng)錨索長度為8 000 mm時(shí)，錨固區(qū)厚度2.9 m；當(dāng)錨索長度為10 000 mm時(shí)，錨固區(qū)厚度為3.2 m；當(dāng)錨索長度大于8 000 mm時(shí)，隨著錨索長度的增加，中部應(yīng)力疊加區(qū)寬度逐漸變窄。為保障錨索錨固范圍的有效承載層支護(hù)效果，超前加強(qiáng)支護(hù)合理的錨索長度應(yīng)為8 000 mm。

3.3 錨索與單體超前加強(qiáng)支護(hù)圍巖穩(wěn)定性對(duì)比

基于上述模擬，確定哈拉溝煤礦22523工作面運(yùn)輸順槽支護(hù)方案如圖14所示，實(shí)現(xiàn)自巷道開掘后一次加強(qiáng)支護(hù)到位，滿足運(yùn)輸順槽全周期支護(hù)要求。在錨桿（索）一次到位加強(qiáng)支護(hù)方案基礎(chǔ)上，進(jìn)行“單體+錨桿（索）支護(hù)”和“錨桿（索）支護(hù)”兩種方案支護(hù)效果對(duì)比，通過對(duì)比研究，不僅可以驗(yàn)證單體加強(qiáng)支護(hù)力學(xué)模型的可靠性，還能進(jìn)一步論證取消單體支護(hù)的科學(xué)性。

當(dāng)工作面推進(jìn)至160 m時(shí)，達(dá)到充分采動(dòng)，運(yùn)輸順槽頂板載荷為1.25 MPa，正幫應(yīng)力峰值為5.7 MPa，位于3.8 m深處，峰值系數(shù)為1.56；副幫應(yīng)力峰值為5.4 MPa，位于3.2 m深處，峰值系數(shù)為1.49。兩幫應(yīng)力峰值位于工作面煤壁前方6 m，其垂直應(yīng)力分布如圖15所示。為此，以煤壁前方6 m支承壓力峰值區(qū)為重點(diǎn)，分析2種支護(hù)方式的加強(qiáng)支護(hù)效果。

3.3.1 圍巖移動(dòng)變形對(duì)比

工作面超前支承壓力峰值區(qū)運(yùn)輸順槽垂直位移分布如圖16所示。無單體支護(hù)時(shí)，超前支承壓力峰值區(qū)運(yùn)輸順槽頂板最大下沉量30 mm；采用單體支護(hù)后，頂板最大下沉量29.1 mm，降低了0.9 mm，與力學(xué)模型計(jì)算結(jié)果基本一致。有無單體支護(hù)時(shí)超前支承壓力區(qū)運(yùn)輸順槽整體變形率都在0.9%以內(nèi)，變形很小，圍巖穩(wěn)定，錨桿（索）支護(hù)效果良好。

3.3.2 圍巖塑性區(qū)發(fā)育特征對(duì)比

工作面超前支承壓力峰值區(qū)運(yùn)輸順槽頂板塑性區(qū)分布如圖17所示。錨桿（索）支護(hù)時(shí)頂板塑性區(qū)最大發(fā)育高度1.0 m，正幫塑性區(qū)發(fā)育深度1.5 m，副幫塑性區(qū)發(fā)育深度1.0 m，均在錨桿（索）錨固范圍之內(nèi)。采用單體加強(qiáng)支護(hù)后，運(yùn)輸順槽頂板和兩幫塑性區(qū)并未縮小，圍巖均穩(wěn)定。

3.3.3 運(yùn)輸順槽錨桿（索）受力對(duì)比

工作面超前支承壓力峰值區(qū)，運(yùn)輸順槽副幫錨桿軸力平均值為33.4 kN；頂板錨桿軸力中部大、兩端小，中部2^#～5^#錨桿軸力平均值為57.11 kN，兩側(cè)1^#和6^#錨桿軸力平均值為23.69 kN，總體錨桿軸力平均值為46.1 kN。頂板

錨索軸力平均值為208.3 kN。如圖18和圖19所示。

采用單體加強(qiáng)支護(hù)后，單體附近頂板錨桿工作載荷微降（5.2%～7.1%），對(duì)錨索工作載荷無影響?？傮w上，超前支承壓力峰值區(qū)運(yùn)輸順槽錨桿（索）工作阻力均在額定載荷以內(nèi)，單體支柱支護(hù)效果甚微，錨桿（索）加強(qiáng)支護(hù)可滿足采動(dòng)巷道支護(hù)安全。

4 錨索超前加強(qiáng)支護(hù)可靠性理論分析

4.1 巷道頂板控制層厚度確定

巷道在開挖未支護(hù)的情況下，圍巖在一定狀況下可以達(dá)到自穩(wěn)狀態(tài)，該狀態(tài)巷道圍巖能夠抵抗正常的地應(yīng)力作用，稱為巷道圍巖自穩(wěn)平衡現(xiàn)象?？紤]兩幫破壞失穩(wěn)情況下，巷道頂板可以劃分為易冒落區(qū)和自穩(wěn)平衡區(qū)^[16-17]，如圖20所示。鑒于神東礦區(qū)煤巖層節(jié)理裂隙較發(fā)育，巷道變形量較小，將巷道頂板易冒落區(qū)厚度作為巷道頂板控制層厚度。

兩幫極限破壞深度如下

c=b2tan90°－φ2

（20）

式中 b為巷道高度，m；φ為幫部巖層內(nèi)摩擦角，（°）。

巷道頂板控制層厚度如下

h0=l+ccosαkf

（21）

式中 l為矩形巷道半寬，m；α為煤層傾角，（°）；k為頂板巖層穩(wěn)定性系數(shù)；f為頂板普氏系數(shù)。

根據(jù)22523工作面運(yùn)輸順槽圍巖條件，巷道頂板控制層厚度h0=1.62 m。

4.2 巷道頂板支護(hù)強(qiáng)度檢驗(yàn)

支護(hù)工程實(shí)踐中，需要確定超前加強(qiáng)支護(hù)的合理支護(hù)強(qiáng)度，下面通過對(duì)比采動(dòng)影響條件下的合理支護(hù)強(qiáng)度和滿足超前加強(qiáng)支護(hù)的合理支護(hù)強(qiáng)度，定量判斷和檢驗(yàn)加強(qiáng)支護(hù)的可靠性。

巷道頂板額定加強(qiáng)支護(hù)強(qiáng)度為

P0=Kγh0=γ（Kh0）

（22）

式中 P0為額定加強(qiáng)支護(hù)強(qiáng)度，kN/m²；K采動(dòng)影響系數(shù)；h0為無采動(dòng)影響頂板控制層厚度，m；γ為覆巖平均容重，kN/m³。

當(dāng)錨桿錨入頂板長度大于Kh0時(shí)，雖然錨桿與錨索共同承載松散巖體，但已經(jīng)發(fā)生破壞的巖體并未超出錨桿控制范圍，錨索與錨桿的作用基本相同；當(dāng)錨桿錨入頂板長度小于Kh0時(shí)，此時(shí)錨桿錨固失效，錨索發(fā)揮主要的承載作用。因此，巷道頂板錨桿、錨索支護(hù)強(qiáng)度計(jì)算公式為

Pm=（n1+n2）Qmg2lB，Lmgt;Kh0

（23）

Pm=n2Qms2lB，Lm≤Kh0

（24）

式中 Pm為錨桿（索）支護(hù)強(qiáng)度，kN/m²；n1，n2分別為單位面積頂板錨桿和錨索數(shù)量;Qmg，Qms分別為錨桿、錨索的額定錨固力，kN；B為錨索的排距，m；l為運(yùn)輸順槽半寬，m；Lm為錨桿錨入頂板長度，m。

基于神東礦區(qū)生產(chǎn)地質(zhì)條件和工程經(jīng)驗(yàn)，給出淺埋煤層綜采面僅受一次采動(dòng)影響時(shí)的回采巷道錨桿（索）超前加強(qiáng)支護(hù)系數(shù)，見表9。

根據(jù)22523工作面運(yùn)輸順槽圍巖條件及支護(hù)設(shè)計(jì)參數(shù)，錨桿和錨索的額定錨固力分別為69 kN和243 kN，錨索排距為2 m。每2 m范圍頂板共有12根錨桿和4根錨索，采動(dòng)影響系數(shù)取1.4，錨桿錨入頂板深度取1.75 m。將相關(guān)參數(shù)代入式（22）和式（24）中可得，超前加強(qiáng)支護(hù)段頂板額定支護(hù)強(qiáng)度為56.7 kN/m²，設(shè)計(jì)支護(hù)強(qiáng)度為86.8 kN/m²。加強(qiáng)支護(hù)系數(shù)為1.53，滿足較穩(wěn)定圍巖巷道的支護(hù)，這說明所設(shè)計(jì)的錨索超前加強(qiáng)支護(hù)方案合理。

5 錨索超前加強(qiáng)支護(hù)工程實(shí)踐

采用運(yùn)輸順槽錨桿（索）一次到位超前加強(qiáng)支護(hù)方案，在22523工作面運(yùn)輸順槽進(jìn)行了工程實(shí)踐。工程實(shí)踐期間，實(shí)測了運(yùn)輸順槽采動(dòng)超前支承壓力影響區(qū)的頂板錨桿（索）載荷分布規(guī)律、圍巖移動(dòng)變形規(guī)律和圍巖內(nèi)部裂隙發(fā)育特征，檢驗(yàn)了運(yùn)輸順槽錨索一次到位加強(qiáng)支護(hù)的效果。

5.1 頂板錨桿（索）載荷分布規(guī)律

不同階段頂板錨桿（索）工作載荷分布規(guī)律如圖21和圖22所示。

超前支承壓力影響范圍以外，頂板錨桿工作載荷為22.5～26.8 kN，平均值為24.0 kN，為預(yù)緊力的109%，為額定工作載荷（50.0 kN）的48%。頂板錨索工作載荷為173.3～184.2 kN，平均值為179.9 kN，為額定工作載荷（224.0 kN）的80%，為預(yù)緊力（200.0 kN）的90%。超前支承壓力影響范圍以外，頂板錨桿基本處于預(yù)緊力工作狀態(tài)，錨索處于預(yù)緊力衰減工作狀態(tài)。

在超前支承壓力影響區(qū)內(nèi)，頂板錨桿工作載荷為30.2～47.3 kN，平均值為38.75 kN，為額定工作載荷的77.5%（最大94.6%），是無采動(dòng)影響的1.6倍。頂板錨索工作載荷為188.3～204.9 kN，平均值為196.6 kN，為額定工作載荷的87.7%（最大91.5%），是無采動(dòng)影響的1.1倍。在超前工作面煤壁6 m位置，錨桿平均工作載荷47.3 kN，錨索平均工作載荷204.9 kN，與數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果基本一致。

在工作面超前支承壓力影響范圍內(nèi)，頂板錨桿工作載荷上升明顯，而頂板錨索工作載荷增加幅度較小，錨桿（索）均在額定工作載荷內(nèi)的合理范圍運(yùn)行，并有一定余量。這表明采動(dòng)影響下僅淺層頂板發(fā)生變形，深層頂板得到了錨索的有效加強(qiáng)支護(hù)。

5.2 超前支承壓力影響區(qū)圍巖變形規(guī)律

實(shí)測工作面煤壁前方運(yùn)輸順槽變形規(guī)律，如圖23所示。自工作面煤壁超前35 m，巷道變形開始增加，在煤壁前方2 m達(dá)到最大，但巷道變形很小，圍巖內(nèi)部裂隙較少。兩幫最大移近量為16.7 mm，頂板最大下沉量為29.2 mm，與力學(xué)模型計(jì)算結(jié)果基本一致。

5.3 超前支承壓力影響區(qū)圍巖最大松動(dòng)圈

根據(jù)圍巖鉆孔窺視，圍巖松動(dòng)圈很小，如圖24所示。工作面煤壁前方5 m以外，無明顯松動(dòng)破壞；煤壁前方5 m以內(nèi)，頂板松動(dòng)圈最大高度1.0 m，正幫松動(dòng)圈最大深度0.4 m，副幫松動(dòng)圈最大深度0.3 m。

22523工作面運(yùn)輸順槽采用錨索加強(qiáng)支護(hù)時(shí)，圍巖變形和松動(dòng)破壞范圍較小，如圖25所示。采用錨桿（索）一次到位加強(qiáng)支護(hù)，運(yùn)輸順槽圍巖安全穩(wěn)定，工作面推進(jìn)速度和生產(chǎn)效率得到明顯提高。

6 結(jié) 論

1）當(dāng)單體支柱位于巷旁時(shí)，隨著巷道寬度的增大，對(duì)頂板加強(qiáng)支護(hù)效果逐漸降低。巷道寬度大于4 m時(shí)，單體支護(hù)頂板撓度降低小于4%；而巷寬為5.6 m時(shí)，頂板最大撓度僅減小2.8%，巷旁單體對(duì)大斷面巷道頂板控制作用微弱。

2）超前加強(qiáng)支護(hù)段頂板額定支護(hù)強(qiáng)度為56.7 kN/m²，錨索超前加強(qiáng)支護(hù)強(qiáng)度為86.8 kN/m²。加強(qiáng)支護(hù)系數(shù)1.53，錨索超前加強(qiáng)支護(hù)可保障較穩(wěn)定圍巖巷道的安全。

3）工程實(shí)踐驗(yàn)證了受一次采動(dòng)影響的淺埋綜采工作面大斷面運(yùn)輸順槽，采用錨索加強(qiáng)支護(hù)，取消傳統(tǒng)單體支柱加強(qiáng)支護(hù)，具有明顯優(yōu)勢(shì)，值得推廣。

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（責(zé)任編輯：高佳）