劉洪濤鎬 振，2吳祥業(yè)郭林峰劉 洋王建宗

（1.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)（北京）資源與安全工程學(xué)院，北京市海淀區(qū)，100083；2.河南能源化工集團(tuán)焦煤公司趙固二礦，河南省新鄉(xiāng)市，453633）

★煤炭科技·開拓與開采★

跨采影響下巷道圍巖變形力學(xué)機(jī)制及其控制技術(shù)?

劉洪濤1鎬 振1，2吳祥業(yè)1郭林峰1劉 洋1王建宗1

（1.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)（北京）資源與安全工程學(xué)院，北京市海淀區(qū)，100083；2.河南能源化工集團(tuán)焦煤公司趙固二礦，河南省新鄉(xiāng)市，453633）

以河南能源化工集團(tuán)某礦東總回風(fēng)巷為工程背景，采用理論分析和數(shù)值模擬方法研究了跨采期間巷道圍巖應(yīng)力、位移和塑性區(qū)的變化特征。結(jié)果表明，跨巷采動(dòng)導(dǎo)致巷道圍巖垂直水平應(yīng)力比值發(fā)生變化，應(yīng)力比值最大為1.34，是巷道發(fā)生變形破壞的主因；巷道最大破壞部位位于頂板與底板部位，頂板破壞深度已超過錨桿錨固范圍，底板破壞深度為3 m左右，并因缺乏支護(hù)導(dǎo)致底鼓。因此，必須在跨采工作面回采前，對(duì)頂?shù)装暹M(jìn)行加固，使塑性破壞區(qū)域位于錨固范圍以內(nèi)。

跨采工作面 巷道支護(hù) 錨注 U型鋼支架 數(shù)值模擬 圍巖變形

我國(guó)煤礦巷道多受到采動(dòng)影響，表現(xiàn)為圍巖變形量大、底鼓嚴(yán)重等特征。許多專家、學(xué)者對(duì)受采動(dòng)影響巷道圍巖變形破壞及其控制技術(shù)方面開展了大量研究，并取得了較為豐碩的研究成果。然而針對(duì)受采動(dòng)影響的半封閉U型鋼支架支護(hù)巷道的變形破壞特征還需進(jìn)一步研究，本文以鶴煤公司九礦東總回風(fēng)巷為工程背景，研究半封閉U型鋼支架與錨網(wǎng)索聯(lián)合支護(hù)巷道受上方工作面跨采影響下的圍巖變形破壞力學(xué)機(jī)制及其控制技術(shù)，為類似條件下的巷道支護(hù)提供依據(jù)。

1　工程概況

河南能源化工集團(tuán)某礦目前主采二1煤層，煤塵具有爆炸性，礦井正常涌水量為25 m3/h，煤層瓦斯絕對(duì)涌出量為11.8 m3/min。東總回風(fēng)巷位于該礦井三一采區(qū)下部，連接新風(fēng)井和-420回風(fēng)暗斜井，為直墻半圓拱形巷道，巷道斷面尺寸為5100 mm×4050 mm（寬×高），全長(zhǎng)674.14 m，埋深607～707 m，巷道內(nèi)布置有軌道，初期采用錨網(wǎng)索噴支護(hù)，后采用直腿拱形半封閉29U型鋼支架進(jìn)行二次支護(hù)，棚距600 mm。3102工作面布置在二1煤層中，與東總回風(fēng)巷的最小垂距為20 m，在3102工作面回采過程中，將對(duì)東總回風(fēng)巷圍巖穩(wěn)定產(chǎn)生影響。巖層及其力學(xué)參數(shù)見表1。

表1　巖層及其力學(xué)參數(shù)

2　巷道圍巖變形破壞的力學(xué)機(jī)制分析

2.1 圍巖變形破壞特征

在上方3102工作面采動(dòng)影響下，采用錨網(wǎng)索噴+U型鋼支架支護(hù)的東總回風(fēng)巷圍巖變形破壞特征主要表現(xiàn)為：

（1）巷道拱肩及直墻噴層部分出現(xiàn)裂縫、噴層脫落、U型鋼支架變形等現(xiàn)象，且裂縫角度呈現(xiàn)不規(guī)則特征；

（2）巷道底鼓強(qiáng)烈，底板中部出現(xiàn)縱向的張拉裂縫，底板鋪設(shè)的軌道翹起，無法正常使用；

（3）松動(dòng)圈測(cè)試和聲波測(cè)試時(shí)向鉆孔中注入了很多水，但流出的水較少，表明水流通過巖體中的裂隙進(jìn)入底板，預(yù)計(jì)底板巖層比較破碎。

2.2 巷道圍巖變形破壞影響因素

（1）水影響。巷道開挖后，圍巖體會(huì)產(chǎn)生裂隙，水通過微裂隙進(jìn)入圍巖內(nèi)部，水的浸入降低了巖塊間的摩擦力和巖層間的粘結(jié)力，促進(jìn)了圍巖裂隙的進(jìn)一步發(fā)育，使得圍巖體的完整性不斷降低、圍巖的力學(xué)特性不斷惡化，松動(dòng)圈范圍擴(kuò)大，原有的錨網(wǎng)索噴+U型鋼支護(hù)能在一定程度上減緩巷道變形，并不能從根本上解決該巷道持續(xù)變形的問題。

（2）圍巖性質(zhì)。通過對(duì)東總回風(fēng)巷圍巖性質(zhì)的分析，發(fā)現(xiàn)巷道周圍巖層多為泥砂巖、中粗砂巖、黑色泥巖、L8石灰?guī)r，尤其是黑色泥巖遇水軟化、膨脹，易造成巷道底鼓。

（3）地質(zhì)構(gòu)造。東總回風(fēng)巷穿越DF3斷層，部分地段圍巖破碎，整體承載能力較低，并且附近布置有-420回風(fēng)暗斜井、-420軌道暗斜井、-420帶式輸送機(jī)巷等輔助巷道，巷道間的圍巖應(yīng)力峰值區(qū)會(huì)相互疊加，同時(shí)上方3102工作面回采時(shí)產(chǎn)生的超前支承壓力和側(cè)向支承壓力也會(huì)對(duì)東總回風(fēng)巷造成影響。另外，巷道周圍存在落差在0～40 m不等的斷層，會(huì)使巷道受到較大的構(gòu)造應(yīng)力作用，這是造成巷道出現(xiàn)大變形的力源。

（4）支護(hù)結(jié)構(gòu)。采用半封閉U型鋼支架支護(hù)巷道的底板為無支護(hù)狀態(tài)，尤其是當(dāng)受采動(dòng)影響垂直應(yīng)力增大時(shí)，容易導(dǎo)致U型鋼支架出現(xiàn)局部屈曲、大范圍扭曲等現(xiàn)象，從而失去承載能力，圍巖產(chǎn)生塑性變形并出現(xiàn)底鼓，進(jìn)而影響巷道頂幫的穩(wěn)定性。

（5）采動(dòng)影響。處在復(fù)雜圍巖應(yīng)力環(huán)境中的巷道，其變形具有明顯的時(shí)間性，并且這主要決定于被影響巷道與動(dòng)壓源的空間位置關(guān)系。當(dāng)動(dòng)壓源（巷道上方的3102工作面）距離較遠(yuǎn)時(shí)，巷道基本穩(wěn)定，變形量很?。浑S著動(dòng)壓源向巷道的移近，巷道圍巖的變形速率會(huì)逐漸增大，頂?shù)装瀹a(chǎn)生大量的裂隙，并且中粗砂巖的膠結(jié)程度較差，導(dǎo)致圍巖的整體性大幅降低。

已有研究成果表明，巷道圍巖變形破壞實(shí)質(zhì)是圍巖塑性區(qū)的形成和發(fā)展，塑性區(qū)的幾何形態(tài)和范圍決定了圍巖的破壞程度。

2.3 圍巖變形破壞力學(xué)機(jī)制

由于巷道所處應(yīng)力環(huán)境較為復(fù)雜，其圍巖雙向載荷比值一般不等于1，并且與埋深、構(gòu)造應(yīng)力等影響因素的相關(guān)性很大，尤其是在采動(dòng)影響下，巷道圍巖雙向載荷的比值會(huì)發(fā)生改變。數(shù)值計(jì)算和實(shí)踐都已證明，在非等壓應(yīng)力場(chǎng)條件下的巷道圍巖塑性區(qū)不是圓形，而是呈現(xiàn)“星形”、“十字形”等不規(guī)則形狀。根據(jù)彈性力學(xué)理論，非均勻應(yīng)力場(chǎng)條件下圓形巷道圍巖塑性區(qū)的邊界方程，即：

式中：R0——圓形巷道半徑；

θ——任一點(diǎn)的極角；

r——角度為θ處的塑性區(qū)深度；

H——巷道埋深；

γ——巷道圍巖容重；

C——圍巖粘聚力；

φ——圍巖內(nèi)摩擦角；

λ——側(cè)壓系數(shù)。

在巷道埋深、半徑、巷道圍巖容重、粘聚力、內(nèi)摩擦角和側(cè)壓系數(shù)等煤巖層賦存條件給定的情況下，可以計(jì)算出圍巖不同方位角的塑性區(qū)半徑理論解，進(jìn)而計(jì)算出巷道圍巖塑性區(qū)邊界位置。對(duì)于東總回風(fēng)巷而言，其埋深、半徑、巷道圍巖容重、粘聚力和內(nèi)摩擦角均已知，則該巷道圍巖塑性區(qū)的尺寸與雙向載荷的比值（側(cè)壓系數(shù)的倒數(shù)）有直接關(guān)系。

3　工作面回采對(duì)巷道圍巖動(dòng)態(tài)變形的破壞數(shù)值分析

3.1 模型建立

采用ANSYS軟件建立模型、分配材料屬性、劃分網(wǎng)格，然后利用由Visual C++語(yǔ)言編寫的ANSYS_TO_FLAC3D接口程序把復(fù)雜模型導(dǎo)入FLAC3D，采用FLAC3D進(jìn)行巷道開挖及支護(hù)等運(yùn)算。上覆煤層中3102工作面的回采對(duì)東總回風(fēng)巷圍巖穩(wěn)定性的影響是一個(gè)動(dòng)態(tài)的過程，為了明確巷道圍巖應(yīng)力、變形隨工作面推進(jìn)的動(dòng)態(tài)變化特征，建立了東總回風(fēng)巷的數(shù)值計(jì)算平面應(yīng)變模型。模型尺寸300 m×120 m（寬×高），巷道埋深取700 m，側(cè)壓系數(shù)取1.2。模型左、右邊界限制水平方向位移，下邊界為固定約束，上邊界和左右邊界根據(jù)垂直應(yīng)力和水平應(yīng)力的實(shí)際大小進(jìn)行加載，工作面的推進(jìn)方向?yàn)樽杂蚁蜃蟆?/p>

在3102工作面回采過程中，工作面前方形成的超前支承壓力會(huì)隨著工作面的推進(jìn)而不斷推移，位于工作面下方的巷道圍巖應(yīng)力狀態(tài)也會(huì)發(fā)生改變，并且超前支承壓力的影響范圍可達(dá)工作面前方90～100 m，其峰值可達(dá)原巖壓力的2～4倍，超前支承壓力峰值位置到工作面的距離為2～10 m，所以本文主要對(duì)工作面推進(jìn)至距巷道中線10 m和5 m時(shí)的巷道圍巖變形破壞特征進(jìn)行分析。

為了準(zhǔn)確分析巷道頂?shù)装搴蛢蓭偷膽?yīng)力分布特征，以巷道半圓拱的圓心為原點(diǎn)，沿x=0、y= -0.5 m布置兩條測(cè)線。由于工作面推過后，巷道中心上方20 m處形成采空區(qū)，因此，在豎直方向上只取到+20 m。

3.2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.2.1 圍巖雙向載荷比值

圖1為工作面到巷道中線的距離分別為50 m、10 m、5 m、0 m和-50 m（工作面推進(jìn)到巷道另一側(cè)50 m）時(shí)，雙向載荷比值曲線圖。從圖中可以看出，在工作面推進(jìn)過程中，在巷道底板隨著深度的增加雙向載荷比值在增大到0.85左右時(shí)趨于穩(wěn)定。隨著工作面到巷道距離的減小，頂板雙向載荷比值逐漸增大，當(dāng)距離為5～10 m時(shí)靠近采空區(qū)處比值最大，達(dá)到1.34。工作面推進(jìn)到巷道正上方（即到巷道中線的距離為0 m）時(shí)，雙向載荷比值最大為1.16。工作面推進(jìn)到巷道另一側(cè)50 m（即-50 m）處時(shí)，頂板雙向載荷比值由淺部到深部呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，在距離巷道中心15 m處的比值最大，為1.22。這表明在工作面回采產(chǎn)生的超前支承壓力的作用下，巷道頂板垂直應(yīng)力的增大更為明顯，并會(huì)造成圍巖雙向載荷比值發(fā)生較大變化，從而導(dǎo)致塑性區(qū)范圍的擴(kuò)展。

圖1　采動(dòng)影響巷道圍巖雙向載荷比值曲線

3.2.2 塑性區(qū)

圖2為工作面推進(jìn)至巷道中線的距離為10 m 和5 m時(shí)，在觀測(cè)周期內(nèi)的巷道圍巖塑性區(qū)數(shù)值模擬結(jié)果。從圖2可以看出，在跨采影響劇烈階段，巷道圍巖塑性區(qū)范圍較大，尤其是頂板和底板，并且破壞深度已經(jīng)超出錨桿的支護(hù)范圍。因此，在工作面回采過程中產(chǎn)生的集中應(yīng)力的作用下，錨網(wǎng)索噴+半封閉U型鋼支架支護(hù)巷道將會(huì)出現(xiàn)底鼓、頂板嚴(yán)重破壞等變形特征。

圖2　采動(dòng)影響巷道圍巖塑性區(qū)

該礦跨采條件下巷道的變形破壞特征，明確地標(biāo)示了可能出現(xiàn)破壞的部位以及破壞影響范圍。為控制類似條件下的圍巖變形，其支護(hù)方案應(yīng)能夠改善圍巖的承載結(jié)構(gòu)，提高其整體承載能力，從而保持圍巖穩(wěn)定或使圍巖處于穩(wěn)定蠕變階段，并為后續(xù)的工程提供借鑒。

4　跨采影響下巷道圍巖變形控制技術(shù)

4.1 支護(hù)方案設(shè)計(jì)

通過對(duì)東總回風(fēng)巷工程地質(zhì)條件及圍巖變形破壞機(jī)理的分析，應(yīng)從以下幾個(gè)方面進(jìn)行支護(hù)方案設(shè)計(jì)：

（1）采用錨網(wǎng)索噴支護(hù)提高支護(hù)體的強(qiáng)度，充分發(fā)揮圍巖的自承能力，并對(duì)頂板采用錨索進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)，以控制采動(dòng)影響下產(chǎn)生的大變形。

（2）對(duì)混凝土噴層開裂、脫落地段進(jìn)行復(fù)噴，封閉圍巖，防止水的浸入及漿液流出。

（3）選用端錨內(nèi)注漿錨桿對(duì)巷道圍巖進(jìn)行全斷面注漿固結(jié)強(qiáng)化，不僅可以改善圍巖的力學(xué)性能，還能為錨桿提供較為可靠的著力基礎(chǔ)，端錨內(nèi)注漿錨桿結(jié)構(gòu)見圖3。

（4）底板鋪設(shè)混凝土，形成的反底拱能夠阻礙底板塑性區(qū)發(fā)展，并與圍巖支護(hù)體形成可靠的錨注支護(hù)結(jié)構(gòu)，提高支護(hù)效果，可以滿足不穩(wěn)定巷道的支護(hù)需要。

圖3　端錨內(nèi)注漿錨桿結(jié)構(gòu)

因此，為控制東總回風(fēng)巷圍巖的變形破壞，確定“錨網(wǎng)索噴+注漿+反底拱”錨注支護(hù)技術(shù)方案。具體支護(hù)參數(shù)如下：

（1）錨桿配用拱形托盤、高強(qiáng)螺母和2卷CK2345型樹脂錨固劑；錨索配用單孔MX錨具、1卷CK2345和3卷Z2345型樹脂錨固劑，托盤選用規(guī)格為120 mm×120 mm×10 mm鋼板；金屬網(wǎng)選用?4 mm的點(diǎn)焊網(wǎng)，網(wǎng)片規(guī)格為1500 mm× 800 mm，網(wǎng)孔80 mm×80 mm，每隔200 mm用16#鐵絲固緊。

（2）端錨內(nèi)注漿錨桿間排距為2100 mm× 2100 mm，注漿漿液為425#普通硅酸鹽水泥-水玻璃單液漿，水灰比為0.8∶1，選用濃度為45 Be的水玻璃作為速凝劑，用量為水泥重量的3%～5%，以提高漿液初凝時(shí)間和初期強(qiáng)度，注漿壓力達(dá)到1.5～2.0 MPa時(shí)方可停止注漿，并且當(dāng)圍巖極其破碎時(shí)注漿壓力小于1 MPa。

（3）開挖掉底板破碎巖層后，對(duì)底板進(jìn)行注漿并鋪設(shè)強(qiáng)度為C20的混凝土底拱，拱中高可根據(jù)具體情況進(jìn)行調(diào)整。錨注支護(hù)示意圖如圖4所示。

圖4　錨注支護(hù)示意圖

4.2 支護(hù)效果分析

圖5（a）、（b）分別為工作面到巷道中線的距離為10 m和5 m時(shí)，在觀測(cè)周期內(nèi)錨注支護(hù)巷道垂直和水平位移曲線。從圖5（a）中可以看出，底板最大位移19 mm，頂板淺表圍巖最大位移68.9 m。從圖5（b）中可以看出，巷道左右兩幫淺表圍巖最大位移分別為63.1 mm和55.3 mm。與錨網(wǎng)索噴+U型鋼支架支護(hù)相比，錨注支護(hù)巷道垂直和水平位移量均大幅降低。

圖5　采動(dòng)影響下錨注支護(hù)巷道圍巖位移曲線圖

圖6為工作面推進(jìn)至巷道中線的距離為10 m和5 m時(shí)，在觀測(cè)周期內(nèi)錨注支護(hù)巷道圍巖塑性區(qū)分布特征。從圖中可以看出，隨著跨采工作面的推進(jìn)，錨注支護(hù)巷道圍巖塑性區(qū)分布較為均勻，并且均在錨桿的錨固范圍內(nèi)。與錨網(wǎng)索噴+U型鋼支架支護(hù)相比，錨注支護(hù)巷道底板破壞深度和范圍大幅降低，底板注漿錨桿錨固范圍內(nèi)的圍巖沒有發(fā)生破壞。

圖6　采動(dòng)影響下錨注支護(hù)巷道圍巖塑性區(qū)

5　工程應(yīng)用

該礦-530輔助水平變電所位于尚未回采的3105工作面的下方，巷道與工作面的最小垂直距離為47 m，最小水平距離為13 m。為避免類似于東總回風(fēng)巷圍巖破壞情況的發(fā)生，在3105工作面回采前，采用錨注支護(hù)對(duì)-530輔助水平變電所圍巖進(jìn)行加固，鋪設(shè)混凝土底拱時(shí)可根據(jù)需要進(jìn)行配筋，以增強(qiáng)底板穩(wěn)定性，并且使主動(dòng)支護(hù)的錨固端位于塑性區(qū)范圍以外。

對(duì)-530輔助水平變電所加固完成后，建立礦壓觀測(cè)站，觀測(cè)在3105工作面回采期間，該巷道圍巖的變形情況，并在工作面推過后，持續(xù)觀測(cè)30 d。礦壓觀測(cè)結(jié)果顯示，在觀測(cè)周期內(nèi)試驗(yàn)巷道兩幫和頂?shù)装宓淖畲笠平糠謩e為144 mm和105 mm，并且沒有發(fā)生類似東總回風(fēng)巷的變形破壞，保障了安全生產(chǎn)工作的順利實(shí)施。

6　結(jié)論

（1）超前支承壓力對(duì)巷道的影響較大，應(yīng)力比值變化導(dǎo)致圍巖變形具有非對(duì)稱性，肩部最大破壞深度超過了錨桿的控制范圍而產(chǎn)生大變形，半封閉支架使底板暴露而產(chǎn)生底鼓。

（2）采用錨網(wǎng)索噴+U型鋼支架支護(hù)巷道，圍巖載荷比值隨工作面推進(jìn)發(fā)生較大變化，最大比值達(dá)到1.34。

（3）為控制類似條件下巷道圍巖的變形，提出了錨注支護(hù)技術(shù)，在工作面回采前對(duì)巷道圍巖進(jìn)行壁后注漿、底板鋪設(shè)混凝土等，確保了采動(dòng)影響下巷道圍巖穩(wěn)定。

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（責(zé)任編輯 張毅玲）

Surrounding rock deformation mechanism and control technology of roadway influenced by working across over roadway

Liu Hongtao1，Hao Zhen1，2，Wu Xiangye1，Guo Linfeng1，Liu Yang1，Wang Jianzong1
（1.College of Resources＆Safety Engineering，China University of Mining and Technology，Beijing，Haidian，Beijing 100083，China；2.Zhaogu No.2 Coal Mine，Jiaozuo Coal Industry Co.，Ltd.，Henan Energy and Chemical Industry Group Co.，Ltd.，Xinxiang，Henan 453633，China）

Taking eastern main return airway in a mine of Henan Energy and Chemical Industry Group Co.，Ltd.as the engineering background，change characteristics of surrounding rock stresses，displacement and plastic zone of roadway during working across over roadway were studied by methods of theoretical analysis and numerical simulation.The results showed that the ratio of vertical stress and horizontal stress was changed during working across over roadway，and the maximum value of the ratio was 1.34，which was the main reason of deformation.The largest deformation of roadway generated in the roof and floor，the failure depth in roof was beyond the rock bolting and the floor failure depth was nearly 3 m which resulted in floor heave.So before working across over roadway，the roof and floor needed to be strengthened to make sure that the plastic zone was within the range of rock bolting.

working face across over roadway，roadway supporting，bolt-grouting，U-steel support，numerical simulation，surrounding rock deformation

TD353

A

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51234005，51434006）

劉洪濤（1981-），男，吉林懷德人，副教授，博士生導(dǎo)師，主要從事礦山壓力及巷道圍巖控制方面的教學(xué)和研究工作。