肖 鵬，于海洋，王 東，趙顯江，李長(zhǎng)青，趙寶相，文志杰

(1.山東科技大學(xué) 能源與礦業(yè)工程學(xué)院，山東 青島 266590；2.山東科技大學(xué) 礦山災(zāi)害預(yù)防控制省部共建國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室培育基地，山東 青島 266590；3.山東能源集團(tuán)魯西礦業(yè)有限公司，山東 鄆城 274700；4.棗莊市自然資源和規(guī)劃局，山東 棗莊 277600；5.棗莊礦業(yè)集團(tuán)有限公司岱莊煤礦，山東 棗莊 277600；6.內(nèi)蒙古上海廟礦業(yè)有限責(zé)任公司，內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 016299)

在煤炭開采領(lǐng)域，充填開采正逐步被踐行采用[1]。目前在錨桿索主動(dòng)支護(hù)研究方面取得了不少成果。姜福興等[2]借助蠕變塑化模型，解析了三維蠕變的推導(dǎo)式，為災(zāi)變巷道主動(dòng)支護(hù)提供了新的理論依據(jù)；康紅普等[3]先后開發(fā)出高韌性鋼絞線等多種抗沖構(gòu)件，提出“三主動(dòng)”圍巖控制方式；何滿潮等[4-5]在留巷支護(hù)方面積累了豐富的現(xiàn)場(chǎng)經(jīng)驗(yàn)，恒阻鋼絞線的研發(fā)為采動(dòng)留巷提供了可能。主動(dòng)支護(hù)的應(yīng)用提高了采動(dòng)巷道的穩(wěn)定性。針對(duì)充填體覆巖運(yùn)動(dòng)與圍巖控制，左建平等[6]通過(guò)研究充填區(qū)覆巖移動(dòng)變形曲率，提出基于評(píng)價(jià)體系的覆巖曲率特征，得出覆巖曲率K的驗(yàn)證方程式；Li等[7]基于薄板理論，研究了覆巖破斷的臨界點(diǎn)，得出充填區(qū)覆巖運(yùn)動(dòng)規(guī)律。

在回采巷道超前支護(hù)方面也有不少學(xué)者開展了相關(guān)研究。綜采面巷道系統(tǒng)受采動(dòng)及多種支承壓力影響，需要對(duì)回采巷道超前段進(jìn)行主動(dòng)支護(hù)[8-9]。龍景奎等[10]通過(guò)研究回采巷道超前主動(dòng)控制的影響因素，提出采用錨索梁協(xié)同超前支護(hù)技術(shù)，有效提高了圍巖的穩(wěn)定性；姚強(qiáng)嶺等[11]通過(guò)構(gòu)建圍巖控制力學(xué)模型，計(jì)算超前段圍巖強(qiáng)度，提出“注漿+錨索”主動(dòng)控制技術(shù)，為回采巷道超前段智能化開采提供參考；高明仕等[12]通過(guò)分析吸能準(zhǔn)則理論，提出掏裂式卸能技術(shù)，結(jié)合主動(dòng)加固技術(shù)有效控制了巷道弱結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

《煤礦安全規(guī)程(2016)》要求回采巷道超前段須加強(qiáng)支護(hù)，傳統(tǒng)被動(dòng)超前支護(hù)存在反復(fù)挪移支撐巷道頂板的過(guò)程，使覆巖裂隙的擴(kuò)展加劇，不利于原構(gòu)建支護(hù)系統(tǒng)的穩(wěn)定。采用超前錨索主動(dòng)支護(hù)可發(fā)揮錨桿索自身主動(dòng)支護(hù)的優(yōu)勢(shì)，而針對(duì)充填開采情況下超前支護(hù)的方式與合理的參數(shù)控制鮮有研究。因此本研究基于岱莊煤礦31322充填工作面，借助礦壓觀測(cè)確定超前段圍巖運(yùn)移和應(yīng)力演化特征，基于工作面應(yīng)力場(chǎng)的分布規(guī)律，提出“主動(dòng)支護(hù)替代被動(dòng)支護(hù)”思路，通過(guò)研究不同跨度充填對(duì)超前段的影響，確定超前錨桿索主動(dòng)支護(hù)方案在完全充填開采條件下的可行性。

圖1 巷道布置示意圖Fig. 1 Schematic diagram of routing arrangement

1 工程實(shí)例

1.1 工程概況

山東岱莊煤礦31322充填工作面開采山西組3上煤層，埋深-230 m，該采區(qū)“三下”壓煤量大，采用充填法替代垮落法處理采空區(qū)，且運(yùn)用留巷技術(shù)將31322工作面運(yùn)輸巷道保留作為下一個(gè)工作面的回采巷道。3上煤層賦存穩(wěn)定，煤層厚度為3.4 m，煤層傾角4°。頂板多為炭質(zhì)泥巖和中粒砂巖，地質(zhì)構(gòu)造簡(jiǎn)單。采用KOS25100HP型膏體充填泵進(jìn)行泵送充填，充填循環(huán)步距3.0 m。31322工作面巷道及切眼呈不規(guī)則形狀布置，利用原31305西運(yùn)輸巷道作為工作面運(yùn)輸巷道，全長(zhǎng)平距516 m，材外巷與上一個(gè)采空區(qū)間隔40 m，布置如圖1。

1.2 原巷道支護(hù)狀況

采用DW28-250/100單體支柱配合一字梁鉸接頂梁超前20 m進(jìn)行支護(hù)。采用單體支柱護(hù)頂時(shí)，支護(hù)面積較小，在推采過(guò)程中需要反復(fù)挪移，勞動(dòng)量大，而且存在反復(fù)支撐巷道頂板的過(guò)程，加劇了覆巖裂隙的擴(kuò)展，不利于原支護(hù)系統(tǒng)構(gòu)建的穩(wěn)定錨固層，也降低了充填開采效率[13]，被動(dòng)支護(hù)布置見圖2。針對(duì)上述問(wèn)題，開展充填工作面超前段錨桿索支護(hù)替代單體支柱支護(hù)技術(shù)研究，對(duì)充填開采超前段進(jìn)行主動(dòng)支護(hù)優(yōu)化，有利于充填生產(chǎn)效能的提升。

圖2 31322充填工作面超前被動(dòng)支護(hù)布置示意圖Fig. 2 Schematic diagram of advance passive support layout in 31322 filling working face

2 現(xiàn)場(chǎng)礦壓觀測(cè)及其數(shù)據(jù)分析

2.1 礦壓觀測(cè)內(nèi)容及方案

為了掌握充填開采超前支承壓力分布規(guī)律，在主動(dòng)支護(hù)替代被動(dòng)支護(hù)設(shè)計(jì)前先對(duì)31322充填工作面回采巷道進(jìn)行礦壓觀測(cè)，為實(shí)施超前主動(dòng)支護(hù)提供數(shù)據(jù)支持。通過(guò)GYM400錨桿索應(yīng)力傳感器進(jìn)行受力監(jiān)測(cè)，沿31322運(yùn)輸巷道推進(jìn)方向布置3個(gè)間距5 m的觀測(cè)站；通過(guò)GYW300圍巖移動(dòng)傳感器進(jìn)行離層監(jiān)測(cè)，沿推進(jìn)方向頂板中心線布置4個(gè)間距5 m的觀測(cè)站，深基點(diǎn)固定在頂板5 m處，淺基點(diǎn)布設(shè)在頂板孔深1.0、1.5、2.0和2.5 m處；通過(guò)DWJ-5多點(diǎn)位移計(jì)監(jiān)測(cè)圍壓不同深度變形情況，在頂板離層指示儀同一斷面非工作面?zhèn)炔贾每咨? m的多點(diǎn)位移計(jì)。

通過(guò)手動(dòng)激光測(cè)距儀監(jiān)測(cè)回采巷道頂?shù)装逡平?、兩幫移近量，從超?1322工作面35 m開始監(jiān)測(cè)，依次沿走向布置3 組間距10 m的十字測(cè)點(diǎn)站；通過(guò)GYW25圍巖應(yīng)力傳感器監(jiān)測(cè)31322工作面采動(dòng)應(yīng)力變化情況，依次間隔2 m布置5臺(tái)鉆孔應(yīng)力計(jì)，孔深分別為1、3、5、7和9 m。

2.2 礦壓實(shí)測(cè)分析

運(yùn)用CMPSES分析軟件對(duì)井下礦壓監(jiān)測(cè)設(shè)備進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，同時(shí)結(jié)合井下人工采集數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。

1) 錨桿索受力分析

超前工作面前方35、40和45 m依次布置錨桿索測(cè)站，綜合31322運(yùn)輸巷道錨桿索應(yīng)力曲線(圖3)來(lái)看：頂板錨索和幫部錨桿受力情況有所不同，錨索直接錨固到基本頂巖層中，相比于煤幫錨桿應(yīng)力計(jì)受力變化更加敏感；1#錨索應(yīng)力最大增長(zhǎng)為5 MPa，工作面推采到距離1#測(cè)站0 m附近受到充填支架支撐影響，驟減到30 MPa，2#測(cè)站在2021年1月3日前維持在初始錨索預(yù)緊力范圍，壓力無(wú)顯著變化；3#測(cè)站超前工作面約3、15和26 m時(shí)，錨索壓力數(shù)值變化在2 MPa內(nèi)，超前采動(dòng)影響細(xì)微。采用大于90%的充填率的充填工序與設(shè)備，使頂板下移空間盡可能縮小，有效限制了頂板的進(jìn)一步破壞。

圖3 錨桿索受力監(jiān)測(cè)曲線圖Fig. 3 Stress monitoring curve of anchor cable

2) 幫部鉆孔應(yīng)力計(jì)

綜合31322運(yùn)輸巷道鉆孔應(yīng)力計(jì)曲線(圖4)分析：鉆孔應(yīng)力計(jì)1#～10#布置于31322運(yùn)輸巷道非工作面?zhèn)取?#測(cè)點(diǎn)為淺部布置，超前10 m處增加了0.62 MPa，工作面推采至4#和5#測(cè)點(diǎn)時(shí)，數(shù)據(jù)穩(wěn)定，僅發(fā)生1 MPa應(yīng)力變化；2#、3#、6#和7#等應(yīng)力值維持在2021年1月17日初始打壓階段，無(wú)顯著數(shù)值變化。1#～10#應(yīng)力變化均小于10 MPa，側(cè)向支承壓力影響非常小，超前影響范圍有限。11#和12#布置在充填體中，鉆孔應(yīng)力計(jì)安裝在高溫充填體中，外加管路密封性受環(huán)境溫度影響較大，11#和12#的監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)存在較大誤差，不參與充填體圍巖應(yīng)力環(huán)境的數(shù)據(jù)分析。

圖4 幫部鉆孔應(yīng)力計(jì)監(jiān)測(cè)曲線圖Fig. 4 Monitoring curve of borehole stress meter on the side

圖5 頂板離層儀監(jiān)測(cè)曲線圖Fig. 5 Monitoring curve of roof separator

3) 離層與表面圍巖監(jiān)測(cè)

淺、深基點(diǎn)在超前0～18 m發(fā)生多次細(xì)微變化，深基點(diǎn)位移較淺基點(diǎn)明顯，但整體位移量極小。2#測(cè)點(diǎn)頂板1.5～5 m內(nèi)巖層共有1.8 mm位移，可以忽略不計(jì)。3#測(cè)點(diǎn)超前于工作面10 m處頂板深基點(diǎn)出現(xiàn)0.3 mm的位移，淺基點(diǎn)穩(wěn)定，截止工作面推采到測(cè)點(diǎn)位置時(shí)，頂板2～5 m巖層內(nèi)保持0.3 mm位移量，頂板非常完整。4#測(cè)點(diǎn)頂板深淺基點(diǎn)共發(fā)生2.9 mm位移，位移量較小，后續(xù)數(shù)值趨于穩(wěn)定。手動(dòng)激光測(cè)距儀數(shù)據(jù)顯示巷道表面受工作面采動(dòng)影響有限，巷道未發(fā)生變形破壞。

表1 31322工作面煤頂?shù)装鍘r樣力學(xué)參數(shù)Tab. 1 Mechanical parameters of rock samples of coal roof and floor at 31322 working face

3 數(shù)值計(jì)算模型

3.1 模型構(gòu)建

為分析膏體充填控制覆巖運(yùn)移效果，從覆巖位移情況和工作面前方應(yīng)力演化兩方面模擬工作面推采過(guò)程。以岱莊煤礦31322膏體充填工作面為地質(zhì)背景，運(yùn)用內(nèi)置Extrusion構(gòu)建Group分組模塊，邊界尺寸100 m，模型尺寸(長(zhǎng)×寬×高)為540 m×500 m×320 m，31322工作面尺寸(工作面傾向長(zhǎng)度×走向長(zhǎng)度)為110 m×330 m。模型煤層頂板施加等效于上覆巖層278 m自重的均布載荷σZ為8.8 MPa，四周約束水平方向自由度，底邊固定垂直位移。其中：X軸為工作面推進(jìn)方向，Y軸為工作面軸向方向，Z軸為鉛垂方向，參數(shù)見表1。

圖6 FLAC3D數(shù)值模型示意Fig. 6 FLAC3D numerical model

31322工作面FLAC3D模型采用六面體單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格，為突出研究重點(diǎn)，3上煤層處網(wǎng)格加密，其余部分網(wǎng)格逐漸加大，共建立計(jì)算單元724 436 個(gè)，計(jì)算節(jié)點(diǎn)886 471 個(gè)。通過(guò)Fish語(yǔ)言的Loop循環(huán)，按3.0 m充填步距構(gòu)建Strainsoftening與Fillzone充填環(huán)境。第一步構(gòu)建3上煤層和頂?shù)装鍘r層模型，并進(jìn)行應(yīng)力平衡計(jì)算；第二步以岱莊煤礦實(shí)際巷道布置參數(shù)，開掘31322工作面巷道；第三步充填法開采31322工作面，研究膏體充填工作面推采過(guò)程覆巖應(yīng)力變化情況。其中充填步距為3.0 m，膏體材料強(qiáng)度大于40 MPa，并且維持充填體的長(zhǎng)期穩(wěn)定[14-15]，模型圖見圖6。

3.2 模擬分析

31322工作面巷道系統(tǒng)貫通后進(jìn)行平衡計(jì)算，未推采時(shí)運(yùn)輸巷道與軌道巷道間隔30 m，材外兩切眼寬度分別為58和32 m。最大應(yīng)力主要集中在工作面前方與端頭煤體上，豎直應(yīng)力分布峰值為9.4 MPa，與實(shí)際埋深278 m的應(yīng)力載荷相差7.95%，模擬的應(yīng)力環(huán)境較為接近；最大剪應(yīng)力云圖以巷道軸方向呈半圓拱布置，巷道開挖表面剪應(yīng)力最小為0.63 MPa，在3上煤層與頂?shù)装孱惸鄮r集中分布。

如圖7所示，充填工作面推采到32 m時(shí)，工作面前方及兩端頭出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，超前應(yīng)力峰值達(dá)3.5 MPa，最大剪應(yīng)力受開采影響呈弱化趨勢(shì)，并在充填體區(qū)域弱化為0.25 MPa；充填體前方位移峰值為70 mm，巷道X軸最大位移27 mm，Y軸最大位移為15 mm，這與現(xiàn)場(chǎng)礦壓監(jiān)測(cè)較為吻合。當(dāng)充填工作面推采到64 m時(shí)，工作面傾向長(zhǎng)度增加到88 m，最大主應(yīng)力集中在充采工作面巷道兩端的煤體上，超前工作面5 m范圍內(nèi)剪應(yīng)力出現(xiàn)峰值4.5 MPa；Z軸最大位移主要集中在充填體前方8 m范圍內(nèi)，31322運(yùn)輸巷道豎直方向最大位移量為55 mm，傾向和走向水平位移量均小于25 mm。

推采到96和128 m時(shí)，最大剪應(yīng)力主要集中于工作面前方和工作面兩端頭，應(yīng)力峰值較推采至32 m處云圖僅存在5.6%的差值。工作面長(zhǎng)度從88 m增加到128 m，較大的頂板位移量集中于充填體前段10 m范圍。通過(guò)模擬不同的充填跨度研究了完全充填開采對(duì)超前段圍巖力學(xué)環(huán)境的影響，確定超前錨桿索主動(dòng)支護(hù)方案在完全充填開采條件下的可行性。最大剪應(yīng)力集中于工作面前方和工作面端頭煤體中，峰值應(yīng)力間僅存在5.6%的差值；頂板運(yùn)移明顯集中于充填體前段10 m范圍，隨工作面推采跨度增加，運(yùn)移量增加了154%。

圖7 工作面不同充填跨度模擬云圖Fig. 7 Simulated cloud images of different filling spans of working face

4 理論計(jì)算

1) 巷道支護(hù)力學(xué)模型

岱莊煤礦31322工作面采用超前錨桿索作為主體支護(hù)，高強(qiáng)錨索對(duì)巷道頂板施加軸向約束力，通過(guò)簡(jiǎn)化為一層頂板，形成穩(wěn)定承載結(jié)構(gòu)層，31322工作面布置4 條巷道，兩相鄰巷道最小間距為30 m。充填面頂板所受載荷均來(lái)自頂板覆巖自重?？梢院?jiǎn)化為：

(1)

式中：q為頂板所受均布載荷；K為安全開采系數(shù)，取4；H為開采高度；ρ1為直接頂巖層密度；H1為直接頂巖層厚度；ρ2為基本頂巖層密度；H2為基本頂巖層厚度；g為重力加速度。取最大值得qmax=0.382 MPa?？紤]安全系數(shù)取1.3倍計(jì)算，則超前支護(hù)的合理支護(hù)強(qiáng)度為0.497 MPa。

2) 圍巖支承力計(jì)算

構(gòu)建充填工作面超前段人工支護(hù)體與圍巖結(jié)構(gòu)的力學(xué)模型，假定巷道一側(cè)為實(shí)體煤，另一側(cè)為煤柱，充填體強(qiáng)度遠(yuǎn)大于煤體強(qiáng)度?；趶椥岳碚?，視巷道左右兩幫均為實(shí)體煤，以岱莊煤礦運(yùn)輸巷道支護(hù)模型為例，如圖8。

圖8 充填工作面超前巷道支護(hù)模型Fig. 8 Advance grooving support model of filling working face

31322運(yùn)輸巷道以及31322軌道巷道相距最小為30 m，基于受力平衡關(guān)系，煤層頂板在錨桿索支護(hù)約束下，可簡(jiǎn)化為板梁結(jié)構(gòu)，如圖8所示。a為巷道寬度，s為巷道實(shí)體幫寬度，b為巷道高度，b1為力學(xué)模型頂板厚度，R1和R3為實(shí)體煤側(cè)的支承力，R2為人工支承力；ω為巖梁撓度，q為3上煤所受豎向覆巖荷載；λ為3上煤頂板側(cè)力系數(shù)。

根據(jù)力矩平衡關(guān)系：

q=R1+R2+R3。

(2)

基本頂和直接頂?shù)膭偠却笥?上煤體的剛度，巷道實(shí)體煤幫上邊界施加給定變形，下邊界為固定邊界，巷道實(shí)體煤幫內(nèi)邊界和下邊界為固定邊界，實(shí)體幫外邊界支護(hù)阻力為P3。煤體沿巷道走向Z的跨度遠(yuǎn)大于沿X、Y方向上的尺寸，因此對(duì)于煤體采用平面應(yīng)變問(wèn)題計(jì)算方法[11]。

實(shí)體煤上垂直應(yīng)力分布為：

(3)

則實(shí)體側(cè)的支承力R1：

(4)

表2 人工強(qiáng)度計(jì)算表Tab. 2 Manual strength calculation

3) 支護(hù)強(qiáng)度校驗(yàn)

31322運(yùn)輸巷道頂板每排布置5根Ф20 mm×2 400 mm錨桿，間排距為1 000 mm×1 100 mm。頂板每排布置2 根SKL18-1/1780型長(zhǎng)度為7 300 mm的錨索，間排距為2 000 mm×2 200 mm。錨桿拉斷載荷F錨桿為170 kN，錨索拉斷載荷F錨索為500 kN。則錨桿索支護(hù)密度

(5)

式中：p為錨桿(索)支護(hù)密度；n為每排布置錨桿索根數(shù)；L排為錨桿索布置排距。人工支護(hù)強(qiáng)度為錨桿和錨索支護(hù)強(qiáng)度之和，將31322充填工作面四條巷道巷道尺寸和支護(hù)參數(shù)匯總得到各巷道人工支護(hù)強(qiáng)度表2。

4) 巷道補(bǔ)強(qiáng)方案

為保證岱莊煤礦31322充填工作面巷道在多次采動(dòng)后仍能保持安全穩(wěn)定，簡(jiǎn)化超前支護(hù)工序和勞動(dòng)量，決定采用超前主動(dòng)支護(hù)替代單體支柱被動(dòng)支護(hù)方案。運(yùn)輸巷道與軌道巷道采用排距2 200 mm，每排補(bǔ)打3根Φ20 mm×2 800 mm錨桿，兩肩窩錨桿與頂板夾角為75°，高強(qiáng)鋼方托盤配合W鋼帶補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)，詳見圖9。對(duì)于過(guò)斷層段和節(jié)理段需縮小循環(huán)進(jìn)度，加強(qiáng)支護(hù)段需延伸到正常頂板不小于5 m。每排補(bǔ)打3根Φ17.8 mm×7 300 mm錨索，配合3孔W型鋼帶補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)。

5 經(jīng)濟(jì)效益

“單體支柱+鉸接頂梁”與“高強(qiáng)錨桿索+W鋼帶”成本分析見表3。通過(guò)支護(hù)成本分析，超前錨桿索支護(hù)費(fèi)用比單體支柱支護(hù)少60.6%。

圖9 巷道補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)示意圖Fig. 9 Schematicdiagram of gateway reinforcement support

表3 優(yōu)化前后支護(hù)成本計(jì)算表Tab. 3 Support cost calculation 元/m

6 結(jié)論

1) 基于礦壓觀測(cè)確定超前段圍巖運(yùn)移和應(yīng)力演化特征，完全充填工作面超前段來(lái)壓極小，工作面頂板中部有微小下移，超前段圍巖窺視環(huán)境良好，應(yīng)力場(chǎng)顯示微弱，并提出了“主動(dòng)支護(hù)替代被動(dòng)支護(hù)”思路。

2) 利用Fillzone模塊模擬不同的充填跨度，研究了完全充填開采對(duì)超前段圍巖力學(xué)環(huán)境的影響，分析超前錨桿索主動(dòng)支護(hù)方案在完全充填開采條件下的可行性。最大剪應(yīng)力集中于工作面前方和工作面端頭煤體中，峰值應(yīng)力間僅存在5.6%的差值；頂板運(yùn)移明顯集中于充填體前段10 m范圍，隨工作面推采跨度增加，運(yùn)移量增加了154%。

3) 根據(jù)構(gòu)建的充填工作面超前段人工支護(hù)體與圍巖結(jié)構(gòu)力學(xué)模型，校驗(yàn)了回采巷道原支護(hù)強(qiáng)度，并針對(duì)不同回采巷道進(jìn)行差異性優(yōu)化，設(shè)計(jì)了充填開采超前段主動(dòng)支護(hù)替代被動(dòng)支護(hù)方案及關(guān)鍵參數(shù)。

4) 在31322工作面回采巷道開展超前主動(dòng)支護(hù)替代被動(dòng)支護(hù)試驗(yàn)，結(jié)果表明在滿足安全充填回采的情況下，超前主動(dòng)支護(hù)技術(shù)較被動(dòng)支護(hù)可節(jié)約成本60.6%，為類似充填開采工作面超前段主動(dòng)支護(hù)優(yōu)化提供借鑒。