李泳臻 ，魏永輝 ，郭 坦

（1.中國礦業(yè)大學(xué)（北京） 力學(xué)與建筑工程學(xué)院，北京 100083；2.西山煤電（集團(tuán)）有限責(zé)任公司 技術(shù)中心，山西 太原 030000）

隨著煤炭行業(yè)的發(fā)展，煤礦巷道最顯著的特點(diǎn)是受采煤工作面的采動(dòng)影響[1-2]。受采動(dòng)影響的巷道除了會(huì)受到變化的靜壓力作用；還會(huì)受到由開采引起的動(dòng)載作用[3-4]。專家學(xué)者對(duì)動(dòng)壓對(duì)巷道的影響進(jìn)行了深入研究[5-7]。袁越等[8]針對(duì)深部動(dòng)壓回采巷道的大變形失穩(wěn)破壞及其控制難題,建立了深部動(dòng)壓環(huán)境下圓形巷道力學(xué)模型，導(dǎo)出了塑性區(qū)邊界隱性方程式；張向陽等[9-10]基于采動(dòng)支承應(yīng)力在煤層底板及前方的傳遞規(guī)律，采用FLAC3D數(shù)值模擬軟件研究了深井動(dòng)壓巷道群及其硐室圍巖應(yīng)力分布及變形破壞特征。基于前人對(duì)動(dòng)壓巷道變形理論及機(jī)理的探究，許多專家學(xué)者從不同方面對(duì)動(dòng)壓巷道的支護(hù)難題進(jìn)行了研究[11-17]，并取得了明顯的效果。何富連等[18]分析了受鄰近綜放工作面劇烈采動(dòng)影響煤巷失穩(wěn)破壞的原因，并提出了桁架錨索與注漿支護(hù)技術(shù)；張清清[19]研究了巷道圍巖在動(dòng)壓作用下失穩(wěn)破裂信息，并對(duì)巷道支護(hù)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化；單仁亮教授等[20-21]提出了“強(qiáng)幫強(qiáng)角”巷道支護(hù)理論，并成功研制出了能承擔(dān)軸向拉伸力和橫向剪切力的管索組合結(jié)構(gòu)，在多個(gè)大型煤礦成功應(yīng)用，取得了良好的效果。綜上可知，學(xué)者們對(duì)于動(dòng)壓巷道的破壞機(jī)理及支護(hù)已經(jīng)進(jìn)行了大量的研究[22-25]，但對(duì)于巷道正上方7 m 處這種近距離煤層的采動(dòng)影響及支護(hù)技術(shù)研究較少?；诖耍择R蘭礦10607 動(dòng)壓影響巷道為研究對(duì)象，首先通過現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研及理論分析對(duì)此巷道的變形特征及破壞規(guī)律進(jìn)行了探究；在此基礎(chǔ)之上，結(jié)合由外部C 型鋼管與內(nèi)部錨索組成的管索組合結(jié)構(gòu)（anchor cable with c-shaped tube，簡稱ACC）與“強(qiáng)幫強(qiáng)角”支護(hù)理論，對(duì)原有支護(hù)方案進(jìn)行了補(bǔ)強(qiáng)，并與原支護(hù)方案進(jìn)行對(duì)比；研究成果可為相似巷道支護(hù)提供依據(jù)。

1 工程概況

1.1 項(xiàng)目背景

馬蘭礦位于山西省太原市正西50 km，屬于高瓦斯礦井。現(xiàn)主采煤層為02 號(hào)、2 號(hào)煤層，02 號(hào)煤層平均厚度2.14 m，2 號(hào)煤平均厚度2.20 m，平均埋深400 m。兩煤層相距約7 m 左右，煤層間多為泥巖、細(xì)砂巖；02 號(hào)煤直接頂為6.05 m 厚的粉砂質(zhì)泥巖，2 號(hào)煤頂板為1.5 m 厚的粉砂質(zhì)泥巖底板為2 m 厚的粉砂巖；屬典型近距離煤層開采。煤層與巷道所處地質(zhì)概況如圖1。

圖1 馬蘭礦煤巖柱狀圖Fig.1 Coal rock column diagram of Malan Mine

由于馬蘭礦屬于高瓦斯礦，因此計(jì)劃在上組煤（02 號(hào)煤層）開采前，在下組煤（2 號(hào)煤層）布置10607 瓦斯底抽巷，該底抽巷既要為上組煤提供瓦斯抽采服務(wù)，同時(shí)要在下組煤開采時(shí)作為回采巷道使用。因此巷道具有功能多、任務(wù)重、服務(wù)周期長的特點(diǎn)，巷道安全穩(wěn)定的重要性不言而喻。工作面布置如圖2。

圖2 工作面布置圖Fig.2 Working face layout diagram

10607 底抽巷布置在2 號(hào)煤層，服務(wù)2 個(gè)02號(hào)煤工作面，底抽巷與10607工作面外錯(cuò)布置、水平間距40 m，距上層煤柱水平間距20 m，位于10605 工作面下部，相比于一般的回采巷道，該巷道在服務(wù)期限內(nèi)要經(jīng)歷上方7 m 處的煤層回采環(huán)節(jié)，依據(jù)馬蘭礦過往經(jīng)驗(yàn)，在此階段中，上組煤回采引起的超前支承壓力將嚴(yán)重影響下組煤既有巷道的圍巖穩(wěn)定性。10607 底抽巷目前已采掘完成，考慮減少其受動(dòng)壓影響，現(xiàn)對(duì)其進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)。

1.2 原支護(hù)方案

10607 底抽巷設(shè)計(jì)掘進(jìn)斷面為矩形，斷面寬×高=4.2 m×2.6 m，掘進(jìn)斷面為10.92 m2。掘進(jìn)期間巷道支護(hù)方案如圖3。

圖3 10607 底抽巷原支護(hù)方案Fig.3 Original support plan of 10607 gas extraction roadway

原支護(hù)方案采用錨網(wǎng)索聯(lián)合支護(hù)形式。

頂板采用“錨桿+金屬菱形網(wǎng)+鋼筋梯子梁+錨索+蝶形壓制托盤”聯(lián)合支護(hù)。頂錨桿為φ20 mm×2 000 mm 螺紋鋼，間排距950 mm×1 000 mm，每排5 根；錨索采用φ21.6 mm×5 200 mm 的鋼絞線，間排距1 500 mm×2 000 mm，錨索布置在2 排鋼筋梯子梁中間，每排2 根。

兩幫采用“錨桿+W 托盤+金屬菱形網(wǎng)”聯(lián)合支護(hù)，幫錨桿為φ20 mm×2 000 mm 螺紋鋼，間排距1 000 mm×1 000 mm，每排2 根，“矩型”布置，上側(cè)幫錨桿距頂板400 mm。

錨桿使用1 個(gè)MSCKb2360 和1 個(gè)MSK2380型樹脂錨固劑錨固，緊固力矩不小于200 N·m。錨索用2 個(gè)MSK2380 型樹脂錨固劑和1 個(gè)MSCKb-2360 型樹脂錨固劑加長錨固，張拉預(yù)緊力不少于200 kN。

該支護(hù)方案下錨桿錨索布置方式并未對(duì)巷道幫角部位形成良好的控制，在巷道開挖后，未能及時(shí)控制幫角部位離層、圍巖裂隙張開等擴(kuò)容變形，導(dǎo)致巷道局部圍巖裂隙由表及里，由局部向整體迅速擴(kuò)散，巷道逐漸變形破壞。

1.3 巷道變形破壞特征

通過對(duì)10607 底抽巷進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研發(fā)現(xiàn)：受巷道掘進(jìn)影響，部分圍巖隨開挖掉落，圍巖完整性較差，多處出“網(wǎng)圍碎石”現(xiàn)象，巷道兩幫移進(jìn)量比頂板嚴(yán)重，兩幫整體內(nèi)擠且表面破碎嚴(yán)重；巷道頂板變形相對(duì)幫部較小，但表面較為破碎，局部存在裂隙，尤其頂角位置破壞嚴(yán)重；巷道底板變形較小，狀態(tài)相對(duì)穩(wěn)定。10607 底抽巷現(xiàn)場(chǎng)變形特征圖如圖4。

圖4 10607 底抽巷現(xiàn)場(chǎng)變形特征圖Fig.4 Site deformation characteristics of 10607 gas extraction roadway

變形破壞原因如下：

1）圍巖巖性。底抽巷沿煤層掘進(jìn)，圍巖主要由煤和粉砂質(zhì)泥巖構(gòu)成，較為軟弱，圍巖巖性較差，難以抵抗巷道掘進(jìn)造成的二次應(yīng)力分布，產(chǎn)生了較大的位移和彈塑性變形以及裂隙發(fā)育。

2）煤巖分界面。在巷道幫部距頂板約0.4 m 處存在煤巖分界面，與全煤（巖）巷道相比，由于圍巖結(jié)構(gòu)的非均質(zhì)性，受力變形呈現(xiàn)出更為復(fù)雜的特點(diǎn)，且在分界面處，由于弱結(jié)構(gòu)面的存在，巷道更易受剪切滑移錯(cuò)動(dòng)的影響。

3）支護(hù)形式。巷道在這種復(fù)雜的應(yīng)力環(huán)境中，依然采用了常規(guī)巷道的支護(hù)形式，并未在幫、角部位采取針對(duì)性的支護(hù)措施，導(dǎo)致巷道抵抗應(yīng)力擾動(dòng)的能力較低，易破壞變形。

綜合考慮以上因素，結(jié)合ACC 支護(hù)構(gòu)件，依靠ACC 能提供抵抗橫向剪切力的作用對(duì)原支護(hù)進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)，對(duì)受動(dòng)壓影響下的巷道支護(hù)將起到重要作用。

2 煤層采空區(qū)底板破壞范圍理論

煤層的開采不僅會(huì)對(duì)采空區(qū)頂板巖層造成破壞，還將會(huì)導(dǎo)致底板巖層一定范圍內(nèi)的移動(dòng)和破壞，當(dāng)作用在底板巖體的支承壓力達(dá)到或超過底板巖石的極限抗壓強(qiáng)度時(shí)，巖體中將產(chǎn)生塑性變形，形成塑性區(qū)。當(dāng)支承壓力達(dá)到部分巖體完全破壞的極限時(shí)，在其作用范圍內(nèi)的巖體塑性區(qū)將連成一片，已經(jīng)發(fā)生塑性變形的巖體將向采空區(qū)范圍內(nèi)移動(dòng)，且形成1 個(gè)連續(xù)的滑移面。底板巖體下方的塑性區(qū)邊界，即所產(chǎn)生的滑移線場(chǎng)，類似于土力學(xué)中地基的極限平衡區(qū)。底板巖體塑性破壞如圖5，塑性破壞變形范圍可以劃分為3 個(gè)區(qū)域[26]：Ⅰ區(qū)為主動(dòng)應(yīng)力區(qū)，Ⅱ區(qū)為應(yīng)力過渡區(qū)，Ⅲ區(qū)為被動(dòng)應(yīng)力區(qū)。

圖5 底板巖體塑性破壞圖Fig.5 Plastic damage diagram of floor rock mass

在所劃分的3 個(gè)變形區(qū)中，Ⅰ、Ⅲ區(qū)滑移線近似為直線，而Ⅱ區(qū)的底板變形滑移線為對(duì)數(shù)螺線[26]。

根據(jù)圖中的幾何尺寸可知底板破壞區(qū)最大深度D為：

式中：φ為底板巖體的內(nèi)摩擦角；L為煤層塑性區(qū)寬度，m。

通過分析得到煤層塑性區(qū)寬度L[27]及單元體平衡時(shí)的微分方程，結(jié)合Mohr-Coulomb 準(zhǔn)則，可得出L的表達(dá)式：

代入馬蘭礦02 號(hào)煤層所處地質(zhì)力學(xué)參數(shù)，其中：采高為2.14 m，底板巖體的內(nèi)摩擦角為32°，應(yīng)力系數(shù)為2.8，上覆巖層密度為2.5 t/m3，煤層埋深為400 m，煤層黏聚力為1.1 MPa，煤層內(nèi)摩擦角為26°。

由此計(jì)算可得02 號(hào)煤層開采后底板理論最大破壞范圍為12.37 m。

綜上所述，02 號(hào)煤層開采后，其破壞范圍遠(yuǎn)超過與2 號(hào)煤層的層間距，而10607 底抽巷也將受其采動(dòng)的影響。

3 數(shù)值模型的建立與補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)設(shè)計(jì)

3.1 模型的建立

為研究影響巷道穩(wěn)定性的主要因素，確定巷道支護(hù)方案的合理性，通過FLAC3D數(shù)值模擬軟件對(duì)原支護(hù)和補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)方案下的巷道應(yīng)力、應(yīng)變及塑性區(qū)進(jìn)行了對(duì)比分析，為支護(hù)方案的可行性提供了充分的指導(dǎo)依據(jù)。

經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際調(diào)研，認(rèn)為10607 工作面相比于10605 工作面，其回采對(duì)巷道的影響不大，且為了便于計(jì)算，因此決定從02 號(hào)煤層的煤柱開始建立模型。數(shù)值模型尺寸為x×y×z=60 m×40 m×50 m，模型各巖層按照實(shí)際現(xiàn)場(chǎng)情況進(jìn)行布置，根據(jù)馬蘭礦地應(yīng)力測(cè)試數(shù)據(jù)，模型頂板施加10 MPa 的豎向均布荷載，模型各側(cè)面施加8 MPa 的水平均布荷載。模型底板固定，側(cè)向限制水平位移但不限制豎直位移。圍巖各巖層力學(xué)參數(shù)見表1，數(shù)值模型如圖6。

表1 巖層力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of rock strata

圖6 數(shù)值模擬模型Fig.6 Numerical simulation model

馬蘭礦近距離煤層下組煤瓦斯底抽巷道穩(wěn)定性研究的相關(guān)數(shù)值模擬模型共計(jì)59 040 個(gè)單元，62 966 個(gè)節(jié)點(diǎn)。施加初始應(yīng)力后，圍巖整體的應(yīng)力分布較為均勻，2 號(hào)煤層處垂直應(yīng)力約為10 MPa，與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況較為吻合，為后續(xù)的數(shù)值模擬研究提供了保障。

3.2 巷道圍巖應(yīng)力環(huán)境

巷道支護(hù)方案的設(shè)計(jì)一般以巷道圍巖受力環(huán)境為依據(jù)[28]，不同的應(yīng)力環(huán)境采用不同的支護(hù)方案，在巷道圍巖應(yīng)力集中區(qū)加強(qiáng)支護(hù)強(qiáng)度，在低應(yīng)力區(qū)合理布置支護(hù)，盡量避免支護(hù)材料過度使用造成的浪費(fèi)。因此，在對(duì)支護(hù)方案進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)前，針對(duì)巷道掘進(jìn)期間、回采期間的應(yīng)力環(huán)境進(jìn)行了分析，并通過對(duì)圍巖應(yīng)力環(huán)境的研究，尤其上組煤采動(dòng)對(duì)巷道圍巖應(yīng)力環(huán)境的影響，提出了針對(duì)性的補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)方案，保證巷道的安全穩(wěn)定性。

對(duì)10607 瓦斯底抽巷進(jìn)行開挖模擬，巷道掘進(jìn)期間的圍巖應(yīng)力場(chǎng)如圖7。

圖7 巷道掘進(jìn)期間圍巖應(yīng)力Fig.7 Surrounding rock stress during roadway excavation

在無支護(hù)的條件下，巷道掘進(jìn)后，巷道頂?shù)装宄霈F(xiàn)了垂直應(yīng)力卸壓區(qū)，垂直應(yīng)力主要集中區(qū)為巷道左右兩幫部1～3 m 范圍內(nèi)，最大垂直應(yīng)力達(dá)到16.55 MPa，垂直應(yīng)力集中系數(shù)達(dá)到約1.65；同樣，由于巷道的掘進(jìn)，巷道頂?shù)装逄幱休^為明顯的水平應(yīng)力集中區(qū)，集中區(qū)范圍位于頂?shù)装?～4 m 范圍內(nèi)，最大水平應(yīng)力達(dá)到11.12 MPa，水平應(yīng)力集中系數(shù)達(dá)1.4 左右。

由此可以看出，巷道的支護(hù)重點(diǎn)應(yīng)圍繞巷道圍巖的應(yīng)力集中區(qū)，即巷道的幫部及頂板進(jìn)行，尤其是幫部變形應(yīng)著重關(guān)注。但此次研究的近距離煤層底抽巷道區(qū)別于一般的回采巷道的是巷道受到了上組煤的采動(dòng)影響，因此研究采動(dòng)對(duì)巷道圍巖應(yīng)力環(huán)境的影響對(duì)巷道支護(hù)設(shè)計(jì)十分重要。

上組煤開采過程中，由于應(yīng)力卸載的原因，工作面后方的下組煤巷道多處于垂直應(yīng)力卸載區(qū)，圍巖應(yīng)力集中情況較小。而工作面前方的下組煤巷道受到超前支承壓力的影響卻時(shí)常出現(xiàn)破壞失穩(wěn)的情況，經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研發(fā)現(xiàn)工作面前方8 m 處圍巖變形較大，因此研究中截取了上組煤采動(dòng)影響下，工作面前方8 m 處的下組煤巷道應(yīng)力分布情況，上組煤回采期間巷道圍巖應(yīng)力如圖8。

圖8 上組煤回采期間巷道圍巖應(yīng)力Fig.8 Surrounding rock stress during upper group coal mining

可以看出采動(dòng)影響下工作面受超前支承壓力影響明顯，巷道圍巖各處應(yīng)力均有所提升，巷道穩(wěn)定性會(huì)受到一定的影響。在采動(dòng)影響下，巷道幫部圍巖的最大垂直應(yīng)力提升至22.46 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)達(dá)到了2.25；水平應(yīng)力方面，巷道圍巖的水平最大應(yīng)力達(dá)到11.42 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)達(dá)到了1.43 左右。

這表明在回采影響下，工作面前方的下組煤巷道圍巖水平應(yīng)力變化并不大，但垂直應(yīng)力會(huì)有明顯提升，且該巷道既要作為上組煤的瓦斯底抽巷，同時(shí)也要在下組煤開采時(shí)作為回采巷道使用，周期長，任務(wù)多，因此保證采動(dòng)過程中高應(yīng)力環(huán)境下的巷道穩(wěn)定性至關(guān)重要，而回采前后巷道圍巖的主要應(yīng)力集中區(qū)為巷道頂板和兩幫。

3.3 補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)方案

由上文馬蘭礦。10607 底抽巷變形破壞特征及其原因分析可知，巷道破壞情況較為嚴(yán)重，普通錨桿、錨索在圍巖淺部自由段處易發(fā)生拉剪破壞，尤其當(dāng)上組煤回采時(shí)，難以保證其穩(wěn)定性。ACC是1 種新型的支護(hù)結(jié)構(gòu)，其由2 部分組成：內(nèi)部為巷道支護(hù)常用錨索，外部為一開縫鋼管；安裝于錨索自由端，它以錨索的高預(yù)緊力特點(diǎn)提供巷道徑向錨固荷載，以開縫鋼管提供抗剪阻力與錨索正應(yīng)力所產(chǎn)生的巖層層面摩擦阻力共同抑制圍巖發(fā)生剪切滑移，該支護(hù)系統(tǒng)能夠有效防止巷道圍巖的切向剪切破壞與徑向拉伸破壞。并通過在巷道幫部及頂板肩角部位補(bǔ)打ACC 將“強(qiáng)幫強(qiáng)角”支護(hù)理論成功應(yīng)用于巷道，最終形成穩(wěn)定的圍巖控制結(jié)構(gòu)體系。因此，在原方案的基礎(chǔ)上，提出了原方案+ACC 支護(hù)設(shè)計(jì)的補(bǔ)強(qiáng)方案，10607 底抽巷補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)方案如圖9。

圖9 10607 底抽巷補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)方案Fig.9 Reinforcement support plan of 10607 bottom extraction roadway

在原方案的基礎(chǔ)上，頂板采用φ21.6 mm×5 200 mm 鋼絞線配合φ28 mm×2 000 mm 開縫鋼管的ACC 進(jìn)行支護(hù)，布置在2 排錨桿中間。頂板對(duì)稱布置2 根ACC，分別位于距兩幫部200 mm 處且錨索垂直向外傾斜15°角，排距1 000 mm。每根ACC 配1 根MSCKb2360 和2 根MSK2380 樹脂藥卷。

幫部采用φ21.6 mm×3 200 mm 鋼絞線配合φ28 mm×2 000 mm 開縫鋼管的ACC 進(jìn)行支護(hù)，布置在2 排錨桿中間。左右兩幫在距離煤巖分界面200 mm 下部各布置1 根，錨索與幫部垂直向上傾斜15°角布置，排距1 000 mm。

4 支護(hù)方案對(duì)比

通過FLAC3D數(shù)值模擬軟件對(duì)ACC 補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)方案進(jìn)行模擬，并與原方案進(jìn)行對(duì)比，進(jìn)而驗(yàn)證ACC 支護(hù)方案的合理性、安全性。此外，本次模擬中，使用CABLE 單元模擬錨桿和錨索，但是CABLE 單元只能承受拉力，對(duì)于剪切作用響應(yīng)效果較差，因此，為了在模擬中體現(xiàn)ACC 外側(cè)C 型管的橫向剪切作用，決定使用可以承受橫向荷載的PILE 結(jié)構(gòu)單元來模擬C 型管，以此來模擬ACC 支護(hù)結(jié)構(gòu)。

4.1 掘進(jìn)期間巷道穩(wěn)定性對(duì)比

巷道圍巖的變形以及塑性破壞情況是現(xiàn)有支護(hù)效果最直接的表現(xiàn)，因此提取了在巷道掘進(jìn)期間，原支護(hù)與ACC 補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)方案條件下，以分析支護(hù)方案的效果，2 種方案的巷道變形與塑性區(qū)分布如圖10～圖12。

圖10 巷道掘進(jìn)圍巖豎直位移Fig.10 Vertical displacement of surrounding rock in roadway excavation

由圖10 可以看出：巷道掘進(jìn)期間原支護(hù)條件下巷道頂板變形量為18.42 mm，補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)條件下巷道頂板變形為16.07 mm，比原支護(hù)方案減少了12.76%，而且巷道頂板整體變形量較小。

從圖11 中可以看出：巷道掘進(jìn)期間原支護(hù)情況下巷道兩幫收斂量為37.43 mm，補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)條件下巷道兩幫收斂量為33.28 mm，幫部變形控制效果的優(yōu)化量達(dá)11.09%，圍巖變形明顯減小。

圖11 巷道掘進(jìn)圍巖水平位移Fig.11 Horizontal displacement of surrounding rock in roadway excavation

由圖12 可以看出：在補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)條件下的巷道頂板塑性區(qū)較原支護(hù)時(shí)得到了明顯改善，塑性區(qū)范圍也明顯縮小，兩幫的塑性區(qū)也得到了一定的改善，這表明該支護(hù)方案在巷道掘進(jìn)時(shí)期對(duì)頂板及兩幫的塑性破壞起到了很好的控制作用。

圖12 巷道掘進(jìn)圍巖塑性區(qū)Fig.12 Plastic zone of surrounding rock in roadway excavation

綜上，可以看出基于ACC 的補(bǔ)強(qiáng)設(shè)計(jì)方案對(duì)掘進(jìn)期間巷道的變形和塑性區(qū)控制具有一定的作用，可以有效控制巷道頂板和兩幫的變形收斂。

4.2 回采期間巷道穩(wěn)定性對(duì)比

ACC 支護(hù)方案的設(shè)計(jì)可以為巷道掘進(jìn)期間的安全穩(wěn)定性提供了保障，但由于該巷道受到上組煤采動(dòng)影響，巷道變形破壞最嚴(yán)重的時(shí)期并非掘進(jìn)期間，能否控制巷道在采動(dòng)影響下的變形破壞才是支護(hù)的關(guān)鍵所在。因此，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研情況，提取了當(dāng)上組煤回采期間，回采工作面前方8 m處的原支護(hù)與補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)條件下的巷道變形與塑性區(qū)分布情況，上組煤回采后如圖13～圖15。

圖13 上組煤回采后巷道圍巖豎直位移Fig.13 Vertical displacement of surrounding rock after upper group coal mining

由圖13 可以看出：原支護(hù)條件下上組煤回采期間巷道頂板變形36.82 mm，補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)條件下巷道頂板變形為30.54 mm，比原支護(hù)方案減少了17.06%，由此可見上組煤回采對(duì)底抽巷的變形影響較大，且基于ACC 的補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)方案在采動(dòng)過程中能夠發(fā)揮更強(qiáng)大的作用。

從圖14 中可以看出：上組煤回采期間原支護(hù)情況下巷道兩幫收斂量為60.62 mm，補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)條件下巷道兩幫收斂量為50.54 mm，變形優(yōu)化量達(dá)到了16.63%，可見對(duì)兩幫的變形優(yōu)化效果非常明顯。

圖14 上組煤回采后巷道圍巖水平位移Fig.14 Horizontal displacement of surrounding rock after upper group coal mining

從圖15 可以看出：與巷道掘進(jìn)期間相比，在受上組煤采動(dòng)影響時(shí)，巷道圍巖塑性區(qū)發(fā)展迅速且明顯更加廣泛，在使用補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)方案時(shí)巷道頂板及幫部塑性區(qū)較原支護(hù)時(shí)有明顯縮小，這表明提出的ACC 補(bǔ)強(qiáng)方案有效控制了巷道在上組煤回采過程中的圍巖塑性破壞。

圖15 上組煤回采后巷道圍巖塑性區(qū)Fig.15 Plastic zone of surrounding rock after upper group coal mining

綜上，可以看出，上組煤10605 工作面的回采對(duì)10607 底抽巷道的變形破壞影響極大，圍巖位移及塑性區(qū)明顯變大，通過提出的補(bǔ)強(qiáng)方案可以有效改善巷道變形和塑性破壞情況，對(duì)回采期間的下組煤巷道變形和塑性區(qū)發(fā)育具有更好的控制作用。

4.3 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

為驗(yàn)證ACC 支護(hù)方案效果，經(jīng)馬蘭礦方配合，在10607 底抽巷進(jìn)行了50 m 現(xiàn)場(chǎng)工業(yè)試驗(yàn)。ACC支護(hù)構(gòu)件的生產(chǎn)線已相對(duì)完善，開縫鋼管可由帶鋼滾軋而成，其參數(shù)為：外徑28 mm，內(nèi)徑24 mm，壁厚2 mm，內(nèi)徑閉合后約為21.5 mm，可將內(nèi)部21.6 mm 錨索壓緊?，F(xiàn)場(chǎng)施工順序?yàn)椋捍蜓邸^固劑→安裝錨索并攪拌→套開縫鋼管→安裝托板、鎖具→施加預(yù)緊力。補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)施工完成后現(xiàn)場(chǎng)效果圖如圖16。

5 結(jié) 語

1）以塑性滑移線場(chǎng)理論為基礎(chǔ)，對(duì)02 號(hào)煤層開采后底板破壞深度進(jìn)行了計(jì)算。得出回采工作面煤層底板巖體最大破壞深度為12.37 m，破壞深度遠(yuǎn)超過與2 號(hào)煤層的層間距。

2）通過數(shù)值模擬軟件FLAC3D研究了巷道在掘進(jìn)期間、上組煤回采期間巷道圍巖的應(yīng)力環(huán)境，得出巷道受動(dòng)壓影響垂直、水平應(yīng)力集中系數(shù)達(dá)到了2.25、1.43，并以此為依據(jù)設(shè)計(jì)了原方案+ACC的巷道補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)方案。

3）通過數(shù)值模擬的手段對(duì)原方案與補(bǔ)強(qiáng)方案進(jìn)行了對(duì)比，經(jīng)過補(bǔ)強(qiáng)之后的巷道在掘進(jìn)期間、上組煤回采期間，巷道的垂直、水平位移分別減少了12.76%、11.09%，17.06%、16.63%。此外，巷道淺部圍巖的塑性區(qū)發(fā)育情況也得到了明顯改善。