厚煤層軟底沿空留巷圍巖變形特征分析及頂幫強(qiáng)化支護(hù)技術(shù)

康志鵬，段昌瑞，余國(guó)鋒，趙靖

（1. 淮南礦業(yè)（集團(tuán)）有限責(zé)任公司，安徽 淮南 232001；2. 煤炭開(kāi)采國(guó)家工程技術(shù)研究院，安徽 淮南 232001）

0 引言

煤炭作為我國(guó)重要的一次能源，保證煤炭產(chǎn)量的穩(wěn)定、提高采出率、減少煤礦安全事故是煤炭工業(yè)可持續(xù)發(fā)展的必要基礎(chǔ)[1]。沿空留巷可以實(shí)現(xiàn)Y 型通風(fēng)，徹底解決上隅角瓦斯超限問(wèn)題，并且能夠?qū)崿F(xiàn)無(wú)煤柱回采，可給礦井帶來(lái)巨大的經(jīng)濟(jì)效益[2]。沿空留巷服務(wù)周期長(zhǎng)，受多次采動(dòng)影響而長(zhǎng)期處于高疊加應(yīng)力狀態(tài)，對(duì)于硬頂軟底巷道，軟底為非線(xiàn)性受力變形，而頂板硬巖仍為線(xiàn)彈性工作狀態(tài)，導(dǎo)致沿空巷道的變形呈現(xiàn)出非穩(wěn)態(tài)、非線(xiàn)性、大變形的特征，巷道維護(hù)困難[3]。厚煤層軟底沿空留巷由于頂硬底軟，頂板不易隨采隨落，易形成大面積控頂，切頂阻力增大，巷旁加強(qiáng)支護(hù)的充填體加劇了留巷底鼓[4]。由于充填體強(qiáng)度大，可縮性差，在來(lái)壓過(guò)程中還會(huì)發(fā)生傾斜或者鉆底，造成巷道變形。因此，對(duì)厚煤層軟底條件下的沿空留巷支護(hù)技術(shù)進(jìn)行進(jìn)一步研究很有必要[5]。

特殊的圍巖環(huán)境，復(fù)雜的地質(zhì)構(gòu)造，支護(hù)形式與圍巖受力不匹配，非對(duì)稱(chēng)變形等都給厚煤層軟底沿空留巷的形成和維護(hù)帶來(lái)一系列問(wèn)題，專(zhuān)家學(xué)者們對(duì)此進(jìn)行了大量的研究。沙旋等[6]采用數(shù)值模擬方式對(duì)厚煤層沿空留巷圍巖綜合控制技術(shù)進(jìn)行了研究。馮國(guó)瑞等[7]研究了厚煤層綜放沿空留巷巷旁充填體應(yīng)力分布和變形特征，得出其與工作面來(lái)壓的數(shù)學(xué)關(guān)系。張智強(qiáng)等[8]針對(duì)特厚煤層分層開(kāi)采瓦斯超限問(wèn)題，給出了雙柔模墻沿空留巷設(shè)計(jì)方案，實(shí)測(cè)驗(yàn)證效果良好。陳上元等[9]對(duì)切頂沿空成巷關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行了系統(tǒng)研究，提出了無(wú)煤柱切頂沿空成巷技術(shù)。鄭赟等[10]通過(guò)相似模擬實(shí)驗(yàn)研究了強(qiáng)幫強(qiáng)角支護(hù)技術(shù)對(duì)于沿空留巷的應(yīng)用有效性，通過(guò)增強(qiáng)幫部與角部支護(hù)強(qiáng)度，充分提高圍巖承載能力。王方田等[11]通過(guò)構(gòu)建未切頂卸壓與切頂卸壓沿空留巷頂板力學(xué)結(jié)構(gòu)模型，采用錨索強(qiáng)化技術(shù)實(shí)現(xiàn)了切頂卸壓。鄧雪杰等[12]研究了深部沿空留巷圍巖應(yīng)力演化與移動(dòng)破壞特征。謝生榮等[13]針對(duì)強(qiáng)采動(dòng)條件沿空留巷頂板非對(duì)稱(chēng)變形與控制難題，研究了非對(duì)稱(chēng)錨固深梁承載結(jié)構(gòu)的形成機(jī)制與承載特性。崔景昆等[14]研究了可以適應(yīng)頂板變形的可縮充填體，通過(guò)實(shí)驗(yàn)室實(shí)驗(yàn)研究了不同配比的可縮充填體壓縮過(guò)程，得出了效果最好的級(jí)配系數(shù)。于光遠(yuǎn)等[15]研究了砌塊充填沿空留巷底鼓大變形機(jī)理及綜合控制技術(shù)。

現(xiàn)有研究主要是針對(duì)堅(jiān)硬巖底沿空巷道頂幫變形、充填體本身強(qiáng)度及材料配比的研究，對(duì)厚煤層軟底沿空留巷研究較少，對(duì)沿空留巷的力學(xué)分析不全面，支護(hù)方案單一。針對(duì)上述問(wèn)題，本文以山西潞安化工集團(tuán)有限公司古城煤礦N1303 工作面為工程背景，建立了頂板、煤幫、底板破壞力學(xué)模型，分析了巷道圍巖變形破壞特征，針對(duì)性地提出了控制頂板、限制煤幫、讓壓底板的“三位一體”沿空留巷整體圍巖變形控制方案，優(yōu)化了沿空留巷支護(hù)方案，并進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)工程實(shí)踐及效果觀測(cè)。

1 工程背景

1.1 工程概況

N1303 工作面長(zhǎng)為2 350 m，寬為357 m，埋深為503.8～581.4 m。開(kāi)采對(duì)象為山西組中下部3 號(hào)煤層，煤層賦存穩(wěn)定，平均厚度為6.32 m，采高為3.2 m，煤層傾角為6°，屬于近水平煤層。煤層頂板為砂質(zhì)泥巖，平均厚度為4.03 m，結(jié)構(gòu)松散，強(qiáng)度較低；基本頂為中-細(xì)粒砂巖互層，平均厚度為5.86 m，存在小型交錯(cuò)層理。直接底為砂質(zhì)泥巖、泥巖互層，強(qiáng)度低，平均厚度為0.70 m；基本底為細(xì)粒砂巖，平均厚度為5.36 m，為半堅(jiān)硬-堅(jiān)硬巖石，無(wú)較大地質(zhì)異常及陷落柱。礦井為高瓦斯礦井，無(wú)煤與瓦斯突出危險(xiǎn)性。N1303 工作面巷道布置如圖1 所示。

圖 1 N1303 工作面巷道布置Fig. 1 Roadway layout of N1303 working face

1.2 巷道原留巷支護(hù)方案

N1303 沿空留巷全長(zhǎng)2 305 m，沿煤層頂板布置，在距切眼180 m 處落至底板掘進(jìn)，巷道寬為5.3 m，高為3.6 m。通過(guò)沿空留巷可以實(shí)現(xiàn)Y 型通風(fēng)，并且可以回收50 m 保護(hù)煤柱。

頂板每排布置6 根錨桿，肩角錨桿外斜20°布置，錨桿間排距為900 mm×900 mm，其余錨桿全部垂直頂板布置。錨索每排布置3 根，肩角錨索外斜20°布置，間排距為1 600 mm×900 mm。煤幫水平布置4 根錨桿，肩角錨桿外斜10°布置，間排距為900 mm×900 mm。充填體寬為1.5 m，采用柔?；炷林ёo(hù)。頂、幫搭配菱形網(wǎng)與鋼筋托梁進(jìn)行整體支護(hù)。具體支護(hù)情況如圖2 所示。

圖 2 N1303 工作面沿空留巷原始支護(hù)Fig. 2 Original support of gob-side entry retaining in N1303 working face

1.3 巷道圍巖變形破壞分析

N1303 工作面沿空留巷共布置3 個(gè)測(cè)站，分別布置在距離切眼163，169，295 m 處，工作面回采后，沿空留巷圍巖變形情況如圖3 所示。

圖 3 沿空留巷圍巖變形情況Fig. 3 Surrounding rock deformation of gob-side entry retaining

從圖3 可看出，隨著工作面的推進(jìn)，巷道變形量呈現(xiàn)逐漸增大趨勢(shì)，主要表現(xiàn)為底板變形突出，最大位移為675 mm；煤幫偶有片幫及鼓出，最大位移為305 mm；頂板變形破壞相對(duì)不顯著，最大位移為337 mm，巷道最大收斂率為34.1%。目前N1303 沿空留巷收斂位移較大，為保證通風(fēng)，需進(jìn)行擴(kuò)幫拉底作業(yè)，嚴(yán)重制約了安全高效回采，因此原留巷支護(hù)方案亟待優(yōu)化。

2 厚煤層軟底沿空留巷圍巖變形力學(xué)分析

沿空留巷的圍巖控制主要包括巷道圍巖控制和巷旁充填體穩(wěn)定性控制。對(duì)于綜放工作面厚煤層軟底沿空留巷，其巷道圍巖變形破壞應(yīng)當(dāng)分別考慮頂板、煤幫、充填體與底板各自受力變形情況。

2.1 沿空留巷頂板破斷特征

工作面回采時(shí)，基本頂由于初次來(lái)壓，會(huì)形成“X”型破斷（圖4），頂板產(chǎn)生剪切變形，由于頂板巖石具有不耐剪的特性，會(huì)形成更小的塊體a、b0，因?yàn)橹芷趤?lái)壓作用，繼續(xù)傳遞破壞應(yīng)力，形成連續(xù)的弧形三角塊破壞，沿空留巷頂板即為連續(xù)的弧形三角塊組，塊體b 的變形和運(yùn)移規(guī)律直接影響沿空留巷頂板的穩(wěn)定性，因此，充填體應(yīng)當(dāng)提供足夠的支護(hù)阻力。其中頂板破斷按照時(shí)間順序分別為直接頂破斷及基本頂破斷，錨網(wǎng)索支護(hù)和已經(jīng)跨落巖層殘留邊界構(gòu)成直接頂及上覆巖層的支護(hù)阻力。直接頂與基本頂破斷力學(xué)模型如圖5 所示，留巷后頂板可簡(jiǎn)化為簡(jiǎn)支梁與懸臂梁組合結(jié)構(gòu)。

圖 4 “X”型破斷Fig. 4 "X" type breaking

圖 5 沿空留巷頂板破斷力學(xué)模型Fig. 5 Roof breaking mechanical model of gob-side entry retaining

根據(jù)圖5，對(duì)于DE段，依據(jù)力學(xué)平衡法，有

式中：Fy為y方向的合力，N；F2，F(xiàn)4為D點(diǎn)在頂板不同破斷時(shí)期的支護(hù)阻力，N；σ2為直接頂懸臂均布載荷，N/m；L4為塊體b 在充填體側(cè)切頂后的長(zhǎng)度，m；σ4為基本頂懸臂均布載荷，N/m。

對(duì)于AD段，根據(jù)力學(xué)平衡法，總彎矩M為0，，即

式中：M1為單位長(zhǎng)度直接頂抗彎彎矩，N·m；σ3為煤幫支承應(yīng)力，Pa；h為直接頂?shù)膸r層厚度，m；M2為單位長(zhǎng)度直接頂破斷極限彎矩，N·m；γ為直接頂巖體的容重，N/m3；L1為基本頂斷裂長(zhǎng)度，m；L2為巷道寬度，m；L3為充填體寬度，m；F1為直接頂切頂破斷時(shí)巷旁充填體支護(hù)阻力，N；x為積分常量，m；x0為積分變量，m；F2為D點(diǎn)直接頂發(fā)生剪切破斷的剪力，N。

其中直接頂破斷所需的單位巷旁充填體支護(hù)阻力為

同理，基本頂破斷所需的單位巷旁充填體支護(hù)阻力為

式中：γ1為基本頂巖體的容重，N/m3；h1為基本頂?shù)膸r層厚度，m。

結(jié)合古城煤礦N1303 工作面實(shí)際條件，取L1=5 m，L2=4 m，L3=1.5 m，L4=3.2m，σ2=2.4 MPa， γ=2.6×10-2kN/m3，h=3.43 m，σ4=4.6 MPa， γ1=2.7×10-2kN/m3，h1=6.1 m。分別代入式（6）、式（7）進(jìn)行計(jì)算。由式（6）得當(dāng)充填體支護(hù)阻力達(dá)到1.26 kN/m2時(shí)，直接頂發(fā)生主動(dòng)破斷；由式（7）得當(dāng)充填體支護(hù)阻力達(dá)到9.485 kN/m2時(shí)，基本頂發(fā)生被動(dòng)破斷?？梢?jiàn)直接頂較基本頂更易破斷且所需支護(hù)阻力小。

2.2 沿空留巷幫底變形特征

沿空留巷頂板壓力主要由煤壁支承應(yīng)力和留巷充填體最大支護(hù)阻力共同承擔(dān)，由于煤體強(qiáng)度低，實(shí)體煤幫在高應(yīng)力作用下易發(fā)生壓剪式破壞，幫部錨桿容易破壞失效，因此，通過(guò)補(bǔ)償實(shí)體煤幫強(qiáng)度，降低側(cè)向約束力，將淺部破碎煤體與深部穩(wěn)定煤體相結(jié)合，能有效控制煤壁變形。充填體強(qiáng)度高于煤層，因此會(huì)侵入煤底，形成底煤高應(yīng)力環(huán)境，造成巷角應(yīng)力集中；另外充填體在采空區(qū)側(cè)起到切頂作用，在留巷內(nèi)部會(huì)造成頂板處于壓剪混合應(yīng)力環(huán)境，不利于頂板維護(hù)。

沿空留巷幫底變形及破壞分區(qū)如圖6 所示。對(duì)于煤底沿空留巷，底鼓變形尤為突出，并且表現(xiàn)出明顯的時(shí)空特性。底鼓初現(xiàn)于掘巷時(shí)期，在工作面回采時(shí)表現(xiàn)明顯，其原因是巷道開(kāi)挖后原巖應(yīng)力釋放導(dǎo)致軟弱底煤應(yīng)力集中破壞，由于煤幫和充填體受壓侵入底板，形成底煤的高應(yīng)力環(huán)境，煤體碎脹，發(fā)生底鼓。隨著時(shí)間推移，進(jìn)一步發(fā)生直接底壓曲破壞和基本底撓曲失穩(wěn)。沿空留巷變形可按照破壞原因分為頂板剪切錯(cuò)動(dòng)離層區(qū)、頂煤拉破壞區(qū)、煤壁高應(yīng)力壓剪區(qū)及充填體-底板撓曲失穩(wěn)破壞區(qū)。

圖 6 沿空留巷幫底變形及破壞分區(qū)Fig. 6 Deformation and failure zone of floor and roadway sides of gob-side entry retaining

3 厚煤層軟底沿空留巷圍巖控制原理及方案

3.1 厚煤層軟底沿空留巷圍巖控制原理

巷道在動(dòng)壓影響下發(fā)生應(yīng)力釋放和變形回彈，造成非對(duì)稱(chēng)破壞。針對(duì)沿空留巷幫底變形特征，提出了“三位一體”的圍巖控制原則，即控制頂板、限制幫部、讓壓底板，其控制流程如圖7 所示。

圖 7 “三位一體”沿空留巷圍巖控制流程Fig. 7 Trinity gob-side entry retaining surrounding rock control flow

3.2 厚煤層軟底沿空留巷圍巖控制方案

3.2.1 頂板控制方案

沿空留巷通過(guò)在采空區(qū)側(cè)超前構(gòu)筑充填體，與煤壁共同承載上覆頂板。由于煤幫與充填體強(qiáng)度不同，采空區(qū)側(cè)頂板會(huì)發(fā)生回轉(zhuǎn)下沉，充填體一側(cè)所受的頂板壓力遠(yuǎn)大于煤幫一側(cè)。由于受力不平衡，會(huì)導(dǎo)致應(yīng)力水平分量增大并作用于充填體上，導(dǎo)致充填體發(fā)生傾斜，頂板進(jìn)一步破碎。為保證頂板在沿空留巷上方能夠平衡應(yīng)力分布，采取錨索+充填體切頂方式，使頂板在巷道上方不形成懸臂梁結(jié)構(gòu)，只發(fā)生下沉，而沒(méi)有回轉(zhuǎn)變形?？紤]到留巷后頂板的穩(wěn)定性，采取注漿錨索方式對(duì)巷道破碎頂板進(jìn)行注漿，形成一個(gè)整體，更好地控制頂板，且在工作面超前支承壓力影響范圍內(nèi)布置“一梁三柱”的超前支護(hù)，確保工作面順利回采。頂板控制方案如圖8所示。

圖 8 頂板控制方案Fig. 8 Roof control scheme

3.2.2 幫部聯(lián)合控制方案

巷道初次支護(hù)后，由于受到多次采動(dòng)影響，煤幫應(yīng)力集中明顯，巷道變形劇烈。一次支護(hù)不能夠適應(yīng)煤巷大變形的特點(diǎn)，難以達(dá)到長(zhǎng)久穩(wěn)定的支護(hù)效果。另外，巷道頂板壓力是由煤幫和充填體共同構(gòu)成的，充填體材料為混凝土，強(qiáng)度遠(yuǎn)高于煤幫，在頂板壓力過(guò)大的情況下，可能會(huì)發(fā)生頂板提前在實(shí)體煤幫上方破斷、巷道失穩(wěn)的情況。因此提高實(shí)體煤幫支護(hù)強(qiáng)度，補(bǔ)打短錨索，將極限平衡區(qū)煤層與深部彈性承載層連接，此時(shí)實(shí)體煤幫中應(yīng)力升高，所需要的巷旁充填體支護(hù)阻力降低。

充填體內(nèi)部預(yù)置錨栓，外部用鋼帶連接可以從內(nèi)部加強(qiáng)充填體的承載能力，從外部串聯(lián)形成整體，實(shí)現(xiàn)點(diǎn)（錨栓）-線(xiàn)（鋼帶）-面（充填體）的充填體加強(qiáng)支護(hù)，提高了充填體的穩(wěn)定性。因此，在充填體內(nèi)部預(yù)置錨栓，外部用水平和垂直方向的鋼帶預(yù)緊，對(duì)相鄰兩充填體鋼帶進(jìn)行連接，保證充填體的平整性?？紤]到頂板壓力易造成充填體與頂板接觸位置出現(xiàn)柔模破損，將上部和中部的錨栓托盤(pán)換成錨索托盤(pán)，增加錨栓的強(qiáng)度，防止錨桿托盤(pán)被撕裂失效，確保充填體的完整性。沿空留巷頂幫圍巖控制如圖9 所示。

圖 9 沿空留巷頂幫圍巖控制Fig. 9 Surrounding rock control of roof and roadway sides of gob-side entry retaining

3.2.3 底鼓原因及解決辦法

厚煤層軟底沿空留巷在加強(qiáng)頂板及兩幫支護(hù)后，由于沿頂掘進(jìn)，底板為軟弱松散的煤層，巷道應(yīng)力釋放大部分從底板進(jìn)行，因此底鼓破壞明顯，底鼓量大。另外，由于強(qiáng)度不均，充填體會(huì)壓入底板，底板煤體產(chǎn)生塑性流變并向巷道移動(dòng)。如果將底板進(jìn)行加固補(bǔ)強(qiáng)，會(huì)形成鋼性支護(hù)，整個(gè)巷道將處于高應(yīng)力區(qū)域，支護(hù)成本高且支護(hù)效果較差。進(jìn)行適當(dāng)?shù)淖寜河欣谙锏勒w實(shí)現(xiàn)柔性支護(hù)?？紤]到留巷效果及后期拉底時(shí)充填體底部為虛軟底煤而造成的墻體傾斜，在充填體墻體下通過(guò)挖槽、澆筑條形基礎(chǔ)進(jìn)行底板加固。厚煤層軟底巷道底鼓原理及措施如圖10所示。

圖 10 厚煤層軟底巷道底鼓原理及措施Fig. 10 Floor heave principle of soft bottom roadway in thick coal seam and its countermeasures

4 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

4.1 “三位一體”留巷支護(hù)方案

針對(duì)厚煤層軟底沿空留巷存在的問(wèn)題，通過(guò)力學(xué)分析，針對(duì)性地提出了控制頂板、限制煤幫、讓壓底板的圍巖控制原理，給出了優(yōu)化后的巷道支護(hù)布置，如圖11 所示。

圖 11 優(yōu)化后沿空留巷支護(hù)布置Fig. 11 Optimized support layout of gob-side entry retaining

4.2 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果及分析

優(yōu)化支護(hù)后效果監(jiān)測(cè)如圖12 所示?？煽闯鰞?yōu)化留巷支護(hù)方案后，巷道圍巖變形總體上呈先增大后逐漸穩(wěn)定的趨勢(shì)，頂板最大位移為140 mm，底板最大位移為162 mm，充填體位移不超過(guò)50 mm，煤幫最大位移為70 mm，巷道收斂率為10.73%，留巷變形較原支護(hù)方案大大減小。煤幫上部錨桿工作阻力隨著工作面回采逐漸增加到15 MPa，之后受動(dòng)壓影響逐漸減小，穩(wěn)定在10 MPa；中部錨桿最大工作阻力為35 MPa，遠(yuǎn)大于上部錨桿，即實(shí)體煤幫中部屬于高疊加應(yīng)力區(qū)，易發(fā)生幫鼓；充填體上部、中部錨栓工作阻力分別穩(wěn)定在20 MPa 和25 MPa，無(wú)大幅變化。充填體側(cè)錨索工作阻力在工作面回采前較穩(wěn)定；回采時(shí)波動(dòng)明顯，有增大趨勢(shì)，最大值為28 MPa；回采后逐漸穩(wěn)定至23 MPa；巷道整體礦壓顯現(xiàn)不明顯。充填體應(yīng)力受頂板周期來(lái)壓影響呈現(xiàn)波動(dòng)趨勢(shì)，距工作面100 m 內(nèi)，壓力穩(wěn)定上升，200 m 時(shí)基本穩(wěn)定，充填體無(wú)破損。

圖 12 優(yōu)化支護(hù)后效果監(jiān)測(cè)Fig. 12 Effect monitoring after optimized support

5 結(jié)論

（1） 厚煤層沿頂留巷垂向變形明顯，主要變形為底鼓，分析其原因?yàn)榈装迕簩榆浫跻姿?，巷道支護(hù)形式與圍巖受力不匹配，巷道長(zhǎng)時(shí)處于疊加高應(yīng)力狀態(tài)，從而形成巷道非穩(wěn)態(tài)、非線(xiàn)性變形。

（2） 建立了頂板、煤幫、底板力學(xué)模型，對(duì)沿空留巷的圍巖進(jìn)行了力學(xué)分析，提出了長(zhǎng)錨索切頂、注漿錨索護(hù)頂、短錨索強(qiáng)幫、充填體連接鋼帶與預(yù)置錨栓、超前澆筑充填體底座的控制頂板、限制煤幫、讓壓底板的“三位一體”厚煤層軟底沿空留巷圍巖支護(hù)控制方案。

（3） 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果表明：優(yōu)化支護(hù)方案后，頂板位移由337 mm 減小至142 mm，煤幫位移由305 mm減小至70 mm，底板位移由675 mm 減小至162 mm，巷道收斂率由34.1%減小至10.73%，錨桿（索）工作阻力穩(wěn)定，充填體無(wú)破損傾斜，支護(hù)效果較好。