采动影响下超前巷道围岩应力及变形控制技术研究

赵 伟，杨 蒙 ，周桂杰

(1.河南龙宇能源股份有限公司，河南 永城 476600； 2.河南理工大学 土木工程学院，河南 焦作 454003)

煤矿巷道一般是在工程性质相对较差的沉积岩系中构筑相对稳定的地下通道，往往在采动应力作用下出现大变形，严重制约了煤矿安全生产[1-2]。回采巷道作为采区的重要组成成分，担负着运输、回风及通行的重要作用[3-4]。然而，开采中回采巷道受到“三高一扰动”等影响易产生冲击地压、大变形等非线性动力学灾害[5]。高强开采中巷道断面随着采煤机、掘锚机、液压支架等机械尺寸的不断增大[6]，特别是大断面开切眼二次掘进过程中先掘部分变形剧烈、回采过程中端头支护处易产生底鼓、炸帮等[7-14]。加剧了巷道的矿压显现，回采巷道的围岩控制问题一直是阻碍我国煤炭工业可持续发展的因素之一[15-18]。

对于回采巷道主动支护，国内外学者进行了大量研究，王伟等[19]通过分析山西鑫鼎煤矿在破碎围岩条件下巷道围岩破坏原因和耦合支护参数，采用FLAC分析在锚网索加U型钢棚联合支护下，可以抑制围岩过量变形，充分发挥围岩自承能力，实践表明采用该支护后巷道围岩变形量减少30%～60%。朱江波[20]通过山西正善矿2201工作面煤层赋存、顶底板情况进行分析，结合工作面的回采工艺，设计了交错式超前支护装置进行超前支护，并对支护强度、移架力进行了验算。郭瑞河[21]通过对开滦钱家营矿1376W工作面巷道周边位移进行分析，设计了超前主动支护技术方案。陈全秋[22]分别就传统超前支护技术、新型超前支护技术进行了分析，并结合实例进行了讨论。

结合前人研究成果，本文通过现场实测、室内试验及数值模拟的方案，对21015工作面回风巷回采前后位移场、应力场进行分析，并通过松动圈支护理论计算支护参数，采用FLAC3D分析不同回采阶段、不同工作面长度下超前巷道垂直应力及位移变化规律，不同回采阶段影响范围，确定采动影响下重点支护部位，模拟不同支护方案效果，确定最佳围岩变形控制技术方案，并通过现场实测证明有较好的支护效果，从而为类似矿区提供参考。

1 工程背景

陈四楼煤矿21015工作面二2煤层赋存于二叠系山西组地层中部，山西组主要由泥岩、铝质泥岩、砂质泥岩和砂岩及煤层组成。该工作面对应地面标高为+35.86～+36.03 m，工作面标高为-321.5～-465.2 m，工作面走向长722 m，倾斜长53～260 m，斜面积123 235 m2。该工作面北向和东向为二2煤层露头及其防隔水煤柱；南为十采区胶带上山、十采区轨道上山及十采区回风上山；西为21011采空区。该组地层与下伏石炭系上统太原组呈整合接触，与上覆下石盒子组呈整合接触，岩性总体表现为下粗上细的特征。

2 超前巷道主动式支护参数设计

根据现场实测，松动圈半径大约在0.8 m，此时根据松动圈支护理论，采用锚杆+锚索+金属网进行超前巷道支护设计即可，并根据悬吊理论对各支护参数进行计算。

2.1 锚杆长度设计

顶锚杆通悬吊作用，帮锚杆通过加固作用，达到支护效果的条件满足：

L≥L1+L2+Lp

(1)

式中，L为锚杆长度；L1为锚杆外露长度，取0.1 m；Lp为有效长度，一般大于或等于松动圈大小，根据现场实测，此时取1.0 m；L2为锚入岩(煤)体内深度，取0.8 m。

依据式(1)可得，锚杆长度L≥1 900 mm。

2.2 锚杆直径选择

锚杆锚固力应不小于被悬吊的不稳定岩层所受的重力，计算公式为：

Q=KL2a1a2γ

(2)

式中，Q为锚杆设计锚固力；K为安全系数，一般取1.5～2.0；a1、a2分别为锚杆间、排距；γ为不稳定岩层平均密度。

2.3 锚杆间排距设计

由式(2)，当锚杆间排距相等时，即a=a1=a2，则间排距为：

(3)

将数据代入式(3)计算得，a=1.1 m，故锚杆间排距应小于1.1 m。

2.4 锚索间排距设计

由于锚索的作用是稳定顶板上部不稳定岩层，可按悬吊理论对其进行设计。锚索间距用式(4)进行计算：

(4)

式中，b为锚索间距；B为按巷道有可能发生的最大冒落高度，取4.5 m；H为按巷道有可能发生的最大冒落高度，取3.5 m；γ为岩体容重，取25.1 kN/m3；a1为锚杆排距，取1 m；F1为锚杆锚固力，70 kN；F2为锚索极限承载能力，500 kN；θ为角部锚杆与顶板所成夹角，75°；n为锚索排数，取2。

将数据代入式(4)计算得，锚索间距为3.84 m。

2.5 支护方案设计参数

根据上述计算结果，可以初步得到以下参数范围：顶、帮板锚杆长度≥1.9 m，锚杆间排距≤1.0 m，锚杆直径≥18 mm。

根据现场地质资料及松动圈测试，21015回风巷的松动圈大小为0.8 m，并且巷道伪顶及直接顶平均值相加为3.3 m，为使锚索固定于较为稳定的岩层，采用长6.3 m锚索，间排距3.83 m。

根据上述锚杆参数计算结果，同时结合矿区的实际情况，考虑巷道稳定性、经济型、开掘速度等众多因素，此时钻孔直径取28 mm即可满足要求，而锚固剂直径则取常用的23 mm，通过改变锚杆间排距及锚杆长度等参数，拟定4种方案(表1)。

表1 预设计支护方案Tab.1 Pre-designed supporting plan

3 超前巷道主动支护数值模拟研究

3.1 模拟对象及模型建立

(1)模拟对象。根据陈四楼煤矿21015工作面实际情况，采用后退式综合机械化放顶煤回采，并且研究对象回风巷随21015工作面回采垮落，其中回风巷为矩形截面(4.6 m×2.8 m)，工作面长100 m，回风巷沿煤层底板掘进。

(2)基础模型构建。本文选用FLAC3D进行模拟研究，模型长130 m、宽80 m、高50 m，共有41 652个网格，37 160个节点，其中坐标原点位于巷道中心，左右、前后边界及下边界约束该方向上的位移，上边界施加应力约束，即上层覆盖岩体自重(γ=27 kN/m3)，并视为均布荷载作用于上边界。具体如图1、图2所示。

图1 建模模型Fig.1 Modeling model diagram

图2 建模示意Fig.2 Modeling diagram

掘进时实际测量，煤层平均厚2.63 m，21015工作面煤层厚度变化小。工作面直接顶为灰黑色砂质泥岩，平均厚3.3 m；基本顶为中细砂岩，单层厚1.95～8.20 m，平均厚4.83 m。工作面直接底为灰黑色砂质泥岩，单层厚0.89～10.37 m，平均厚2.76 m；基本底为浅灰色中细砂岩，单层厚16.41～27.48 m，平均厚20.04 m。基于此，对模型进行分层，其中具体分层关系见表2。

表2 模型分层情况Tab.2 Model layering situation

通过对现场围岩取样加工，进行室内试验物理、力学参数测定，所得数据见表3。通过最小二乘法进行不同围压条件下各强度准则拟合度，发现在21015工作面应力环境下，采用Mohr-Coulomb强度准则为本构关系。

表3 模型参数选取Tab.3 Model parameter selection

(3)回采模型构建。为研究回采影响下巷道变形特征，采用null命令，由于采用沿走向开采，并且为自由冒顶的开采方式，根据一般工程经验，沿走向方向(y轴)每步开采10 m，共开采4次。回采模拟如图3所示。

图3 回采模拟Fig.3 Mining simulation

(4)支护模型构建。采用FLAC内置命令结构单元，依据上述参数计算，对巷道进行支护模拟研究。支护模拟模型具体如图4所示。

图4 支护模拟模型Fig.4 Supporting simulation model

3.2 未支护围岩应力场、位移场分析

回采前后超前巷道应力场变化特征如图5所示。图5(a)、图5(b)为沿y轴切片，回采前后，发现在巷道左侧煤柱形成侧向支承压力由原本的13 MPa增加至29 MPa，并且顶板处垂直应力基本在1～16 MPa分布。图5(c)、图5(d)为沿巷道轴向垂直应力分布，在未回采时巷道垂直应力呈对称分布，且离巷道越近，垂直应力越大，当回采进行时，造成垂直应力不再沿轴向对称分布，靠近工作面应力大于远离工作面的应力。

图5 回采前后超前巷道应力场变化特征Fig.5 Variation characteristics of stress field in advanced roadway before and after mining

端头前方1 m处超前巷道垂直应力分布如图6所示。从图6可以看出，伴随着回采的不断推进，距端头1 m处的超前巷道在顶板和底板上的垂直应力变化不大，基本在5 ～10 MPa浮动，而超前巷道两帮出现了较大应力，右帮在回采40 m时垂直应力由20 MPa增至30 MPa左右。对左帮应力进行监测，左帮垂直应力变化如图7所示。

图6 端头前方1 m处超前巷道垂直应力分布Fig.6 Vertical stress distribution diagram of the leading roadway 1 m in front of the end

图7 端头前方1 m处超前巷道两帮垂直应力分布Fig.7 Vertical stress distribution diagram of the two sides of the leading roadway 1 m in front of the end

根据图7可以看出，随着回采程度的增加，最大应力值整体是增大的，回采30 m比回采10 m时增大了9.7 MPa左右，与未回采时13 MPa相比增大了92.3%。由此可见，回采对超前巷道两帮造成的影响较大，在支护时应重点关注，使其满足安全要求，在回采30、40 m时，其应力恢复位置距帮面大约有12 m，而应力最大范围相差不大，最大与最小之间仅相差1.6 m左右，并且应力恢复范围基本伴随着回采距离呈正比。

随着采煤工作面的推进，沿工作面推进方向垂直应力分布关系如图8所示。从图8中可以发现，在工作面前方形成较高的支承压力，之后将逐步减小，直至到达地应力大小。并且伴随着回采的不断进行，工作面最大垂直应力从22 MPa增大至40 MPa。为进一步分析，绘制掘进面位置与超前支承压力范围关系曲线，如图9所示。

图8 沿走向切片垂直应力变化规律Fig.8 Vertical stress variation of slices along the strike

图9 掘进面位置与垂直应力关系、应力恢复点距离Fig.9 Relationship between the front position and the vertical stress，and the distance between the stress recovery point

从图9可以看出，伴随着回采过程，工作面前方应力增大区范围在27～32 m内，并且其增长区范围不是一成不变的，随着回采的进行，其超前支撑压力区是随推进而逐渐增大的，两者基本呈线性增长关系。工作面最大应力与推进距离呈正比增长关系，从初始的21.8 MPa增大至40.6 MPa。

沿工作面方向位移分布特征如图10所示。在未回采时，位移分布沿轴向成对称分布，并且在巷道两帮移近量最大，可达700 mm左右，顶板下沉量和底鼓量分别在500 mm及400 mm左右，伴随着回采的进行，顶板位移量急剧增大至1～2 m，此时为采空区，并且已发生较大变形。

沿走向总位移分布如图11所示。从图11可以发现，伴随着回采的不断推进，工作面顶板中部垂直位移也随之改变，采空区由于采用自由冒顶的开采方式，其垂直位移较大，进行第4次回采时，工作面端部后方顶板发生8 m的位移，且工作面处有1～2 m的位移变化，自工作面端部向前，其位移是逐渐减小的，并且在较远处的地方不受采动影响。

图10 沿工作面方向位移切片Fig.10 Slice along the working surface

图11 沿走向总位移分布Fig.11 Displacement distribution along strike

工作面长度分别为50、60及70 m时，推进10 m情况下，超前巷道距工作面1 m处垂直应力变化规律如图12所示。

图12 推进10 m时超前巷道1 m处的垂直应力变化规律Fig.12 Law of vertical stress change at 1 m ahead of the roadway when advancing 10 m

从图12中可以看出，随着工作面的增大，超前巷道顶底板处垂直应力增量不大，但在两帮处垂直应力增加较大，并且右帮垂直应力分布增量明显大于左帮，其变化范围由21 MPa变化到24 MPa，而左帮基本维持在16～17 MPa。

推进20 m时超前巷道1 m处垂直应力变化规律如图13所示。从图13可以看出，无论工作面长度如何改变，顶底板垂直应力均在较小范围内变化，但随着推进程度的增大，其右帮最大垂直应力由24 MPa增至32 MPa，左帮由17 MPa增至20 MPa。可见不同的工作面长度对顶底板垂直应力影响较小，对巷道左帮煤柱应力峰值影响也较小，但对巷道右侧超前工作面的垂直应力峰值影响较大。

图13 推进20 m时超前巷道1 m处垂直应力变化规律Fig.13 Law of vertical stress change at 1 m ahead of the roadway when advancing 20 m

3.3 支护后应力场变化

回采前后不同方案超前巷道距工作面1 m处垂直应力分布如图14所示。从图14中发现，在回采前后，顶板支护前后垂直应力场有所提高，并且应力应力较大区域增大，表明支护后提高了围岩的强度，使之能够承受更大应力。

图14 回采前后各支护方案垂直应力分布Fig.14 Vertical stress distribution of each supporting plan before and after the stoping

由于云图表示范围较大，导致顶板垂直应力数值较为模糊，为了进一步明确分析，对超前巷道顶板垂直应力进行监测，绘制回采中距掘进面5 m处超前巷道顶板中点垂直应力进行分析，如图15所示。从图15可以发现，支护后顶板垂直应力由4.86 MPa增大至6 MPa左右，围岩强度提高了1.4～2.05 MPa，并且不同支护方案同样造成不同的支护效果。对比方案1、方案2可以发现，锚杆长度增大200 mm，导致围岩强度分别提高了0.47、0.07 MPa；对比从方案1、方案4发现，排距减小200 mm，导致围岩强度分别提高了0.65、0.14 MPa；对比方案1、方案3发现，间距减小100 mm，导致围岩强度提高了0.5 MPa。由此，针对本次工况及取值幅度，锚杆间距对支护效果起到较大作用，排距次之，锚杆长度影响最小。

图15 各支护方式超前巷道顶板垂直应力检测Fig.15 Vertical stress detection diagram of the advanced roadway roof of each supporting method

从支护方案对比发现，方案1对围岩强度提高的作用明显高于其他方案。

3.4 支护后位移场变化

分别对距端部10m及20m处巷道顶板垂直位移进行监测，数据如图16所示。从图16可以发现，无论回采进行至何种程度，各支护方案均限制了巷道围岩的变形情况。同时，由于各支护方案均符合松动圈支护理论，因此对位移控制效果较为接近，为了选取最优支护方案参数，对巷道顶板最终垂直位移值进行分析。

从图16可以看出，不同回采阶段对超前巷道20 m处顶板垂直位移影响较小。因此，选取10 m处进行分析，如图17所示。从图17(a)中可以明显看出，在进行回采期间，巷道顶板位移为60.9～87.3 cm，而支护后的顶板位移为91.5～172.0 mm，支护后位移明显降低。同时，从图17(b)可以看出，针对同一回采程度，方案1效果最好，回采10～40 m时顶板垂直位移控制在9.15～17.19 cm，对于回采10 m阶段，方案1对顶板沉降控制在9.15 cm左右，与未支护时相比减小了51 cm，剩下3个回采阶段则分别减小了73.5、69.7、67.0 cm，与支护效果较好的方案3相比，各回采阶段顶板沉降则减小了0.12、0.05、0.14、0.13 cm。因此，方案1对围岩变形控制效果最佳。

图16 各支护方案顶板位移曲线Fig.16 Roof displacement curve of each support scheme

图17 距掘进面10 m处各支护方案顶板垂直位移Fig.17 Vertical displacement of the roof of each supporting scheme at 10 m from the driving face

3.5 支护方案锚杆内力研究

经过对支护前后围岩应力场及位移场变化研究，得出方案1为最佳支护方案，此时对方案1中锚杆内力进行分析。

回采前后锚杆(索)应力如图18所示。从图18可以明显发现，回采前，图18(a)顶板锚索的应力在巷道表面处较大，并向远端逐渐减小，且越靠近顶板中部，其内力增大；回采后，采空区锚杆(索)受力增大，由于采空区采用自由冒顶方式，此时锚杆(索)可以已经发生破坏，故对采空区锚杆不再进行分析，如图18(b)前部锚杆(索)应力分布。而在工作面前方巷道锚杆(索)与未回采时锚杆(索)应变相比增大了25 MPa左右。

图18 开挖后锚杆(索)应力Fig.18 Stress diagram of anchor rod(cable) after excavation

不考虑采空区前提下，顶板锚杆(索)所受最大应力为363 MPa，帮部锚杆所受最大应力为100 MPa左右，均小于顶板与两帮所选用的锚杆(索)屈服强度500 MPa及335 MPa。因此，认为所选用支护方案是较为合理及稳定的。

4 现场应用

研究结果表明，方案1支护效果最佳，其具体布置如图19所示。其中根据《煤矿巷道锚杆支护技术规范》的一般选型要求，因陈四楼21015回风巷稳定性较好，故选用顶板锚网尺寸为1.0 m×2.5 m，网格70 mm×70 mm，瓦型托盘规格150 mm×90 mm×10 mm；M托盘规格150 mm×150 mm×8 mm，M钢带为4.6 m钢带，锚杆类型选用500 MPa高强锚杆，材质为左旋螺纹钢；对于两帮，金属网规格选用1.0 m×2.0 m，网格70 mm×70 mm，300 mm×200 mm×50 mm的木托盘、150 mm×150 mm×8 mm的碟形托盘，锚杆类型选用335 MPa高强锚杆，材质为左旋螺纹钢。每根锚索配1块250 mm×250 mm×16 mm锚索托盘、1块90 mm×90 mm×16 mm锚索托盘及1只锁具。

图19 锚杆(索)分布示意Fig.19 Schematic diagram of anchor rod (cable) distribution

采用“十字观测法”进行观测，每天收集观测点处上、下帮移近量、顶板下沉量、底鼓量。本次在回风巷共计选取3个点，分别为13号、14号、15号，点间距离为22～30 m。观测点位置与巷道及构造的位置关系：①13号观测点位于1015S6点向里40 m，12号顶板离层仪位置；②14号观测点位于1015S6点向里10 m，11号顶板离层仪位置；③15号观测点位于1015S5点向里46 m，此处受断层影响巷道两帮全岩，底板下0.5 m为煤层。现场检测数据如图20所示。

图20 现场检测数据Fig.20 Field test data

由图20(a)—图20(c)可以看出，3个点平均顶板日下沉量为6 mm，两帮日移近量分别为4、5 mm，底鼓量8 mm，最终变形量分别为31、96、26及35 mm，并且距离工作面最近处顶板、两帮及底鼓量分别为60、70、61及50 mm。同时，从图20(d)—图20(f)可以看出，在靠近工作面位置，顶底板移近量分别为60、50 mm左右，两帮移近量为70 mm左右。综上所述，方案1对围岩变形得到有效控制，满足巷道掘进及回采阶段的安全要求。

5 结论

本文通过数值模拟、现场实测及室内试验方法，对陈四楼矿21015工作面超前巷道进行分析，得出以下结论。

(1)回采的进行导致超前巷道位移及应力发生增大，回采时工作面前方形成超前支承压力，回采次数的增加导致超前支承压力变化由21.8 MPa增大至40.6 MPa，工作面前方应力增大区范围在27～32 m。其中顶板位移量增大300 mm左右，两帮增大了175 mm左右，在进行支护设计时，应加强顶板支护以满足回采各阶段要求。

(2)对于垂直应力，超前巷道两帮与未回采时增大了92.3%，并且最大影响范围达到13 m左右，而对顶板垂直应力造成影响较小，并且伴随回采程度的增大，两帮垂直应力及其范围呈增大趋势，伴随回采进行，超前巷道水平位移变化不明显，但顶板垂直位移有较大的变化，随着回采推进，端部处巷道顶板位移呈现增大变化，距端部前方10 m处，4次回采顶板位移分别为699、874、869、827 mm，并且在端部前方15 m左右处，顶板位移基本恢复至未回采阶段。

(3)通过对工作面为50、60及70 m时超前巷道围岩变化规律进行模拟研究发现，对于垂直应力，两帮处随着工作面长度的增大而增大；对于水平应力，则在顶底板处发生明显变化，随着工作面的增大而增大；工作面长度对水平位移影响较大。

(4)现场实测表明，支护方案对巷道周边位移日变化量、最终变化量及端部不同部位处超前巷道围岩变形均起到有效控制，为类似矿区超前巷道采用主动支护提供参考。