梁文勖

（1．中煤科工集團(tuán)沈陽研究院有限公司，遼寧 撫順 113122；2．煤礦安全技術(shù)國家重點實驗室，遼寧 撫順 113122）

在煤炭的采掘過程中，含有1層至多層軟弱夾層的復(fù)合頂板出現(xiàn)的頻率逐漸增加，復(fù)合頂板的強(qiáng)度低、力學(xué)性能差，各巖層間容易發(fā)生錯動、離層等有害變形；隨著近些年來我國煤炭開采機(jī)械化水平不斷提高，為適應(yīng)大型機(jī)械設(shè)備的工作，巷道斷面也在不斷加大，同時，我國淺部煤炭資源逐漸枯竭，煤礦開采向深部發(fā)展，與淺部開采相比，深部開采面臨更加復(fù)雜的地質(zhì)條件，高溫、高濕、高地應(yīng)力的情況較為突出，這些情況給復(fù)合頂板巷道支護(hù)帶來了一定的難度，導(dǎo)致復(fù)合頂板巷道的頂板下沉量進(jìn)一步加大且經(jīng)常發(fā)生冒頂事故，圍巖控制更加困難。

國內(nèi)諸多學(xué)者對復(fù)合頂板的研究已經(jīng)取得了一定的成果。李鳳珍[1]通過對軟弱復(fù)合頂板進(jìn)行巷道圍巖錨固支護(hù)優(yōu)化實踐，驗證復(fù)合頂板錨桿預(yù)應(yīng)力的“兩拉一壓”分布特征；李中偉[2]提出可以將多層厚度較薄的復(fù)合頂板加固為抗變形強(qiáng)度較大的類剛性結(jié)構(gòu)的巷道頂板支護(hù)技術(shù)；謝永存、鄒虎[3]研究了大斷面復(fù)合頂板硐室圍巖穩(wěn)定性演化特征及擾動后穩(wěn)定性劣化規(guī)律，提出了新的復(fù)合頂板硐室的聯(lián)合支護(hù)方式；李金奎、王浩[4]針對高預(yù)應(yīng)力錨索可以有效改善巷道頂板巖層的應(yīng)力狀態(tài)，提出復(fù)合頂板巷道全錨索一次支護(hù)技術(shù)；邊強(qiáng)，金煜皓[5]提出以頂板滲透注漿加固為主，煤體滲透注漿加固為輔的煤壁與復(fù)合頂板深孔注漿圍巖控制技術(shù)。

基于現(xiàn)有的研究發(fā)現(xiàn)，大多數(shù)復(fù)合頂板巷道圍巖控制方式為錨桿索支護(hù)，且較多采用經(jīng)驗計算的方法設(shè)計復(fù)合頂板的支護(hù)參數(shù)，深部大斷面復(fù)合頂板巷道圍巖控制方面的研究成果較少[6-14]。為此，以陜西省某礦1303工作面復(fù)合頂板回采巷道為研究對象，為解決該工作面復(fù)合頂板巷道易發(fā)生冒頂事故，巷道頂板支護(hù)困難等問題，提出采用長短錨索協(xié)同支護(hù)技術(shù)；應(yīng)用理論分析、數(shù)值模擬和現(xiàn)場實踐3種研究方法，對比原有支護(hù)方案和長短錨索協(xié)同支護(hù)方案的圍巖控制效果，確定合理的深部大斷面復(fù)合頂板巷道圍巖支護(hù)參數(shù)，為今后相似條件巷道圍巖控制提供一定的借鑒作用。

1 工程地質(zhì)概況

1303工作面位于該礦西南部，其南部為1301工作面，北部為1305工作面，西部為D15斷層保護(hù)煤柱，東部為1303工作面輔助運輸巷。1303工作面走向長1 420 m，傾斜長170 m，工作面主采3#煤，工作面煤層埋深在670～710 m，煤層厚度4.2～6.5 m，平均5.5 m；煤層傾角15°～19°，平均17°。工作面直接頂為厚度7.0 m的中砂巖，在直接頂內(nèi)部夾有0.2～0.5 m的3層炭質(zhì)泥巖軟弱夾層；基本頂為厚度6.3 m的細(xì)砂巖，直接底為2.2 m的泥巖，基本底為8.6 m的粉砂巖。工作面回采巷道斷面為梯形，巖煤層頂板掘進(jìn)，巷道上幫高4.8 m，下幫高3.2 m，巷道寬5.5 m。

該礦前期生產(chǎn)期間曾采用應(yīng)力解除法對一采區(qū)井下地應(yīng)力進(jìn)行測試，測點埋深550 m，鉆孔深度12 m，傾角10°，測點位置在采區(qū)車場附近。將獲取的數(shù)據(jù)經(jīng)專業(yè)的解算后結(jié)果為：最大主應(yīng)力為24.87 MPa，方向水平；中間主應(yīng)力為13.78 MPa，方向垂直；最小主應(yīng)力為7.97 MPa，方向水平。地應(yīng)力分布以水平方向為主，最大主應(yīng)力為最小主應(yīng)力的3.12倍，最大主應(yīng)力對巷道布置起到一定的控制作用。與1303工作面相鄰的1301工作面在生產(chǎn)期間曾進(jìn)行超前支承壓力監(jiān)測和側(cè)向支承壓力監(jiān)測，其監(jiān)測結(jié)果如圖1。由圖1可以看出，工作面超前支承壓力和側(cè)向支承壓力集中程度較大，尤其是側(cè)向支承壓力集中系數(shù)接近6，對工作面巷道支護(hù)將產(chǎn)生較大程度的影響。1301工作面監(jiān)測結(jié)果可為1303工作面巷道支護(hù)提供參考。

圖1 工作面支承壓力集中情況Fig.1 Abutment pressure concentration of working face

2 復(fù)合頂板變形失穩(wěn)機(jī)理研究

通常情況下復(fù)合頂板是逐層發(fā)生失穩(wěn)破壞，故可以將回采巷道復(fù)合頂板進(jìn)行簡化，逐層進(jìn)行受力分析，研究復(fù)合頂板的變形破壞機(jī)理[15-18]。復(fù)合頂板巖層力學(xué)模型如圖2，假設(shè)巷道寬度為l，巷道開挖后，復(fù)合頂板處于懸空狀態(tài)，將上覆巖層對復(fù)合頂板的壓力等效成均布載荷q，巷道兩幫對復(fù)合頂板其支撐作用等效成力FA、FB，水平應(yīng)力設(shè)為FN，巖層的彈性模量為E，界面的慣性矩為I。

圖2 復(fù)合頂板巖層力學(xué)模型Fig.2 Mechanical model of composite roof strata

結(jié)合材料力學(xué)原理，復(fù)合頂板撓度ω可表示為：

在式（1）中代入邊界條件，化簡可得：

將化簡后的A、B代入式（1）中，得：

在均布載荷作用下，最大撓度發(fā)生在頂板的中心位置，最大撓度ωmax的表達(dá)公式為：

由式（3）可知，復(fù)合頂板的撓度與l、q、k、E、I有關(guān)，對于復(fù)合頂板回采巷道而言，一旦巷道的位置和形式選定，其寬度、上覆巖層均布載荷、水平應(yīng)力均不再發(fā)生變化，而巖層的界面慣性矩與巖層的厚度成正相關(guān)關(guān)系?；夭上锏缽?fù)合頂板各巖層間的厚度不同、彈性模量不同，因此復(fù)合頂板各巖層間變形量會有所不同，進(jìn)而導(dǎo)致各巖層發(fā)生離層，當(dāng)離層量超過巖層所能承受的極限時，巖層發(fā)生垮落破壞。

3 軟弱間層對巷道頂板變形破壞的影響

復(fù)合頂板巷道的變形破壞的條件復(fù)雜，采用數(shù)值模擬手段可以較好地適應(yīng)這種復(fù)雜的工程現(xiàn)場實際[19-25]。為了探究軟弱夾層對復(fù)合頂板未定型的影響，以1303工作面運輸巷實際地質(zhì)條件作為數(shù)值模擬參數(shù)，采用FLAC數(shù)值模擬軟件研究復(fù)合頂板軟弱夾層對巷道圍巖穩(wěn)定性的影響規(guī)律。

3.1 數(shù)值模型

本次模擬巷道埋深690 m，煤層厚度5.3 m，巖層傾角為17°，模型尺寸為60 m×50 m×70 m，巷道斷面為直角梯形，地層結(jié)構(gòu)圖和數(shù)值計算模型圖如圖3和圖4。模型上部施加18.63 MPa垂直應(yīng)力，模擬上覆巖層自重應(yīng)力，模型采用摩爾-庫倫屈服準(zhǔn)則，采用的圍巖力學(xué)參數(shù)見表1。

圖3 地層結(jié)構(gòu)圖Fig.3 Stratigraphic structure map

圖4 數(shù)值計算模型圖Fig.4 Numerical calculation model diagram

表1 各巖層圍巖力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of surrounding rock

3.2 軟弱夾層對巷道圍巖穩(wěn)定性的影響

通過FLAC數(shù)值模擬軟件對含有軟弱夾層的復(fù)合頂板條件和不含軟弱夾層的常規(guī)頂板條件2種地質(zhì)條件進(jìn)行模擬試驗，并比較不同地質(zhì)條件下的圍巖應(yīng)力、位移及巷道圍巖塑性區(qū)情況，分析軟弱夾層對巷道圍巖控制的影響。有無軟弱夾層的圍巖應(yīng)力分析如圖5，有無軟弱夾層的圍巖位移分析如圖6，常規(guī)頂板巷道塑性區(qū)情況如圖7，復(fù)合頂板巷道塑性區(qū)情況如圖8。

圖5 有無軟弱夾層的圍巖應(yīng)力分析Fig.5 Stress analysis of surrounding rock with or without weak interlayer

圖6 有無軟弱夾層的圍巖位移分析Fig.6 Displacement analysis of surrounding rock with or without weak interlayer

圖7 常規(guī)頂板巷道塑性區(qū)情況Fig.7 Plastic zone of conventional roof roadway

圖8 復(fù)合頂板巷道塑性區(qū)情況Fig.8 Plastic zone of composite roof roadway

從圖5可以看出，含有軟弱夾層復(fù)合頂板和不含軟弱夾層的常規(guī)頂板條件，雖圍巖峰值應(yīng)力距工作面幫部的距離相同，但復(fù)合頂板條件下，巷道圍巖峰值應(yīng)力更高，復(fù)合頂板的圍巖應(yīng)力峰值為常規(guī)頂板圍巖應(yīng)力峰值的1.15倍；從圖6可以看出，相較于常規(guī)頂板，復(fù)合頂板更容易離層，復(fù)合頂板巷道頂板位移量是常規(guī)頂板的1.64倍；對比圖7和圖8可以發(fā)現(xiàn)，相較于常規(guī)頂板巷道，復(fù)合頂板巷道的塑性區(qū)更大，巷道圍巖的控制難度更加突出。

4 復(fù)合頂板巷道圍巖控制技術(shù)

針對1303工作面回采巷道復(fù)合頂板支護(hù)中存在的圍巖變形量大、頂板垮落等問題，提出使用高預(yù)應(yīng)力長短錨索協(xié)同支護(hù)方式對復(fù)合頂板進(jìn)行控制，并將改進(jìn)后的支護(hù)方案與原有支護(hù)方案的支護(hù)效果進(jìn)行對比，驗證長短錨索協(xié)同支護(hù)技術(shù)的適用性。

4.1 巷道圍巖支護(hù)參數(shù)

1）原有支護(hù)方式。原有支護(hù)采用錨桿+鋼筋網(wǎng)支護(hù)，錨桿規(guī)格為：φ20 mm×2 100 mm，間排距為800 mm×1 000 mm，使用2根樹脂藥卷進(jìn)行錨固，錨桿預(yù)緊力為30 kN；局部采用錨索加強(qiáng)支護(hù)，錨索規(guī)格為：17.8 mm×6 500 mm，間排距為2 000 mm×1 000 mm，使用3根樹脂藥卷進(jìn)行錨固，錨索預(yù)緊力為120 kN；金屬網(wǎng)規(guī)格為2 300 mm×1 050 mm，網(wǎng)格規(guī)格為50 mm×50 mm，材質(zhì)為14#鍍鋅鐵絲。

2）長短錨索協(xié)同支護(hù)方案。改進(jìn)方案采用高預(yù)應(yīng)力長短錨索+金屬網(wǎng)進(jìn)行支護(hù)，短錨索規(guī)格為φ17.8 mm×4 000 mm，間排距800 mm×1 000 mm，使用3根樹脂藥卷進(jìn)行錨固，施加預(yù)緊力150 kN；長錨索規(guī)格為φ21.6 mm×6 500 mm，間排距1 600 mm×1 000 mm，使用3根樹脂藥卷進(jìn)行錨固，施加預(yù)應(yīng)力300 kN；金屬網(wǎng)規(guī)格為5 000 mm×1 000 mm，網(wǎng)格規(guī)格為50 mm×50 mm，材質(zhì)為12#鐵絲金屬網(wǎng)。

4.2 數(shù)值模擬分析結(jié)果

通過FLAC數(shù)值模擬軟件對原始支護(hù)方案和改進(jìn)后的長短錨索協(xié)同支護(hù)方案進(jìn)行模擬試驗，原始支護(hù)方案圍巖應(yīng)力情況如圖9，長短錨索協(xié)同支護(hù)方案圍巖應(yīng)力情況如圖10，不同支護(hù)方案圍巖位移情況如圖11，不同支護(hù)方案圍巖塑性區(qū)情況如圖12。

圖9 原始支護(hù)方案圍巖應(yīng)力情況Fig.9 Surrounding rock stress of original support scheme

對比圖9和圖10可知，與原始方案相比，采用改進(jìn)的長短錨索協(xié)同支護(hù)方案后，對巷道圍巖控制起到了積極的作用，巷道圍巖的應(yīng)力峰值向巷幫側(cè)移動，且應(yīng)力峰值有所降低，峰值應(yīng)力的影響區(qū)域更??；從圖11可以看出，采用長短錨索協(xié)同支護(hù)方案后，可以很好地控制巷道頂板下沉，與原始支護(hù)方案相比，巷道頂板下沉量減少了44.4%；從圖12可以看出，長短錨索協(xié)同支護(hù)方案可以有效的控制復(fù)合頂板的圍巖變形破壞，相較于原始方案，采用改進(jìn)后的巷道圍巖塑性區(qū)體積明顯較少，塑性區(qū)體積減少了29.1%；綜上所述，長短錨索協(xié)同支護(hù)方案相較于原始支護(hù)方案對復(fù)合頂板巷道圍巖的控制效果更好。

圖10 長短錨索協(xié)同支護(hù)方案圍巖應(yīng)力情況Fig.10 Surrounding rock stress of long and short anchor cable cooperative support scheme

圖11 不同支護(hù)方案圍巖位移情況Fig.11 Surrounding rock stress of long and short anchor cable cooperative support scheme

圖12 不同支護(hù)方案圍巖塑性區(qū)情況Fig.12 Plastic zone of surrounding rock under different support schemes

5 工程效果檢驗

為了監(jiān)測1303工作面復(fù)合頂板運輸巷圍巖的變形情況，驗證1303工作面長短錨索網(wǎng)協(xié)同支護(hù)效果及支護(hù)參數(shù)的適用性，對1303工作面運輸巷內(nèi)布設(shè)2處測站，分別距離采煤機(jī)30 m和90 m的距離，采用“十字布點法”測量巷道表面位移，并采用頂板動態(tài)監(jiān)測系統(tǒng)和離層指示儀共同監(jiān)測巷道頂板的深部位移，深基點設(shè)置在頂板7 m處，淺基點設(shè)置在頂板3 m處；1#測站沿用原始巷道支護(hù)形式，2#測站采用改進(jìn)的高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力長短錨索協(xié)同支護(hù)，對比分析改進(jìn)后的巷道支護(hù)方案對巷道圍巖的控制效果。頂板位移量如圖13，兩幫位移量如圖14，測點1處頂板離層量如圖15，測點2處頂板離層量如圖16。

圖13 頂板位移量Fig.13 Displacement of roof

圖14 兩幫位移量Fig.14 Displacement of two sides

圖15 1#測站處頂板離層量Fig.15 Roof separation at measuring point 1

圖16 2#測站處頂板離層量Fig.16 Roof separation at measuring points 2

通過2處測點的巷道圍巖位移情況的分析得出，巷道掘進(jìn)后1周內(nèi)為巷道圍巖的劇烈運動階段，該段距離掘進(jìn)迎頭約40 m的范圍內(nèi)，隨后巷道變形逐漸緩慢，直至最終穩(wěn)定。采用原始支護(hù)方案的條件下，巷道頂?shù)装逦灰屏繛?3 mm，兩幫移近量為26.5 mm；采用改進(jìn)后的高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力長短錨索協(xié)同支護(hù)方案后巷道頂?shù)装逦灰屏繛?1 mm，兩幫移近量為16 mm，與原始支護(hù)方案相比分別下降了63.6%和60.4%。采用原始支護(hù)方案的條件下，巷道頂板相對頂板離層量為10.8 mm；采用改進(jìn)后的高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力長短錨索協(xié)同支護(hù)方案后巷道頂板相對頂板離層量為6.5 mm，與原始支護(hù)方案相比下降了60.2%。綜上所述，采用改進(jìn)后的高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力長短錨索協(xié)同支護(hù)方式對復(fù)合頂板巷道圍巖具有較好的控制作用。

6 結(jié) 語

1）通過建立力學(xué)模型，分析得出，影響復(fù)合頂板變形失穩(wěn)的主要因素是上復(fù)合頂板各巖層的厚度及其各自的彈性模量不同，造成各巖層間的下沉量有所差異，引起復(fù)合頂板各巖層間發(fā)生離層，進(jìn)而造成巷道頂板失穩(wěn)破壞。

2）通過建立1301工作面數(shù)值模型，分析原始巷道支護(hù)方式和高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力長短錨索協(xié)同支護(hù)方式對巷道圍巖的控制效果，得出相較于原始支護(hù)方式，錨桿索協(xié)同支護(hù)對巷道圍巖的控制效果更好，巷道圍巖應(yīng)力峰值向巷幫側(cè)移動，應(yīng)力峰值和應(yīng)力峰值的影響范圍均有所較??；巷道頂板下沉得到有效控制，頂板位移下降44.4%；采用改進(jìn)的長短錨索協(xié)同支護(hù)方案后，有效控制了巷道變形破壞，巷道塑性區(qū)體積減少了29.1%。

3）通過設(shè)立監(jiān)測站點，采用十字布點法，對采用原始支護(hù)方案和采用改進(jìn)后的高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力長短錨索協(xié)同支護(hù)方案的工作面巷道表面位移進(jìn)行監(jiān)測，得出采用改進(jìn)后的高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力長短錨索協(xié)同支護(hù)方式后巷道頂?shù)装逦灰屏亢蛢蓭鸵平颗c原始支護(hù)方案相比分別下降了63.6%和60.4%，巷道頂板相對頂板離層量下降了60.2%。采用改進(jìn)后的高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力長短錨索協(xié)同支護(hù)方式對復(fù)合頂板巷道圍巖具有較好的控制作用。