郝英豪 ，王 帥 ，張 鑫 ，王明亮 ，蘇海濤

（1.中天合創(chuàng)能源有限責(zé)任公司 葫蘆素煤礦，內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 017320；2.內(nèi)蒙古科技大學(xué) 礦業(yè)與煤炭學(xué)院，內(nèi)蒙古 包頭 014010；3.準(zhǔn)格爾旗神陶煤炭運(yùn)銷有限責(zé)任公司 營(yíng)沙壕煤礦，內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 010499；4.內(nèi)蒙古安科安全生產(chǎn)檢測(cè)檢驗(yàn)有限公司，內(nèi)蒙古 包頭 014060）

超前支承壓力分布特征及頂板條件對(duì)回采巷道超前支護(hù)具有重要影響[1-2]，不同圍巖條件、覆巖結(jié)構(gòu)下高應(yīng)力集中區(qū)域及圍巖變形程度差異性較大[3-4]。掌握超前支承壓力分布特征、巷道變形規(guī)律及破碎頂板支護(hù)方法對(duì)維護(hù)圍巖穩(wěn)定性具有重要意義[5]?！瓣P(guān)鍵層”理論作為礦山壓力及巖層移動(dòng)的基礎(chǔ)性、支撐性成果，廣泛應(yīng)用于礦壓顯現(xiàn)及超前應(yīng)力演化等方面[6-7]。超前支承壓力分布及影響范圍和有無(wú)關(guān)鍵層、采煤方法、圍巖強(qiáng)度等相關(guān)性較大[8-9]。霍丙杰等[10-12]分析了不同覆巖結(jié)構(gòu)條件下位煤層開(kāi)采應(yīng)力場(chǎng)環(huán)境，探討了上覆不同尺寸煤柱條件下下位煤層開(kāi)采應(yīng)力異常及強(qiáng)礦壓現(xiàn)象規(guī)律。超前支承壓力嚴(yán)重影響頂板完整性[13]，特別是對(duì)于頂板自身圍巖較破碎情形，破碎頂板下超前支護(hù)技術(shù)仍處于探索階段[14]。常見(jiàn)的支護(hù)手段主要分為單體液壓支柱、超前架組、單體液壓支柱+超前架組等[15-16]。單體液壓支柱具有支護(hù)強(qiáng)度較低、支護(hù)效率低及適用性低等特點(diǎn)，常用于局部加強(qiáng)支護(hù)或推進(jìn)速度較緩慢工作面[17]。超前架組則彌補(bǔ)了單體液壓支柱的缺點(diǎn)，但對(duì)頂板造成不可逆損傷[18]。對(duì)于復(fù)雜地質(zhì)條件常常采用兩者結(jié)合方式，但兩者耦合協(xié)同作用仍不明確，支護(hù)參數(shù)選取仍具有一定盲目性[19-20]。目前，針對(duì)超前支承壓力分布特征影響因素敏感性及破碎頂板超前支護(hù)技術(shù)與方法研究較少?；趶椥缘鼗毫W(xué)模型，確定了頂板變形影響因素，以數(shù)值計(jì)算為手段分析了不同埋深、采高、面長(zhǎng)對(duì)超前支承壓力的影響規(guī)律，進(jìn)而提出了破碎頂板注漿加固技術(shù)并進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)工業(yè)性驗(yàn)證。

1 超前段巷道頂板變形特征

1.1 巷道彈性地基梁力學(xué)模型

彈性地基梁是頂板底板撓度分析常用的方法[21]。將巷道兩幫視為可變形地基，巷道上方頂板視為均布載荷作用下的自由彎曲，根據(jù)巷道兩側(cè)的對(duì)稱性建立巷道彈性地基梁力學(xué)模型，超前段頂板力學(xué)模型如圖1。

圖1 超前段頂板力學(xué)模型Fig.1 Mechanical model of super front section roof

根據(jù)圖1 所示坐標(biāo)系，DO、OA、AB、BC段的載荷q1、q2、q3、q4分別為：

式中：L1、L2分別為OA、AB段長(zhǎng)度，m； ρ、H分別為覆巖平均密度及巷道埋深，kg/m3、m；k1為應(yīng)力集中系數(shù)。

采用截面法可對(duì)DO段剪力及彎矩進(jìn)行求解：

式中：w2為撓度，m；E、I分別為頂板彈性模量和截面慣性矩，GPa、m4；K2為彈性地基系數(shù)，N/m3，K2=Eb/(1-v2c)hc；Eb、vc、hc分 別 為兩幫彈模、泊松比及厚度，GPa、m。

OA段頂板撓度為：

同理，AB段頂板撓度w3(x)為：

BC段頂板撓度w4(x)為：

由于BC段為半無(wú)限梁，可確定C4=D4=0。同時(shí)，根據(jù)各點(diǎn)轉(zhuǎn)角、彎矩、剪力、撓度連續(xù)條件下即變形協(xié)調(diào)約束，可對(duì)待定系數(shù)進(jìn)行求解。

根據(jù)撓度與彎矩關(guān)系可求出懸梁段上方撓度，即可建立11 個(gè)未知數(shù)(懸梁段1 個(gè)、地基段10 個(gè))的方程，類似梁撓度求解的靜定問(wèn)題，即未知數(shù)等于方程數(shù)。

式中：θ(x)為轉(zhuǎn)角；M(x)為彎矩；Q(x)為剪力。

本研究旨在分析不同因素對(duì)頂板變形的影響，具體參數(shù)為：頂板厚度及彈模分別為3.0 m、1.0 GPa，超前應(yīng)力集中系數(shù)為3.0，埋深為400 m。

1.2 頂板彈性模量對(duì)頂板變形的影響

巷道頂板抗彎剛度(和彈性模量和慣性矩相關(guān))一定程度上控制撓度變形，不同彈性模量條件下頂板撓度分布特征如圖2。

圖2 不同頂板彈性模量下?lián)隙确植糉ig.2 Deflection distribution under different roof elastic modulus

由圖2 可知：隨著彈性模量的增大，巷道頂板撓度呈增大趨勢(shì)，且最大值位于巷道中心線位置；彈性模量為1、3、5 GPa 條件時(shí)，頂板最大撓度分別為437.9、452.0、467.5 mm。當(dāng)彈性模量較低時(shí)，適當(dāng)增加彈性模量可適當(dāng)減小頂板撓度；不同彈性模量對(duì)巷道內(nèi)部頂板撓度影響較大，但基本不影響右?guī)统休d區(qū)頂板撓度分布特征。

1.3 兩幫彈性模量對(duì)頂板變形的影響

彈性地基系數(shù)由兩幫巖體彈性模量及厚度決定，不同兩幫巖體彈性模量條件下頂板撓度如圖3。

圖3 不同兩幫彈性模量條件下頂板變形特征Fig.3 Deflection distribution under different elastic modulus conditions

由圖3 可知：兩幫巖體彈性模量對(duì)頂板變形及穩(wěn)定性具有顯著影響；頂板最大撓度隨著兩幫巖體彈模的增大呈現(xiàn)指數(shù)型減小趨勢(shì)，兩幫巖體彈性模量為0.5、1、2、3 GPa 下對(duì)應(yīng)的頂板最大撓度分別為860.4、436.6、292.5、212.2 mm，表明兩幫彈模較低時(shí)，小幅度提升彈模也會(huì)大幅度降低頂板撓度；兩幫巖體彈模大于2 GPa 后，巷道中心線最大撓度值變化不大。兩幫巖體彈模對(duì)巷道內(nèi)部及右?guī)统休d區(qū)撓度均有較大影響。

1.4 兩幫地基厚度與應(yīng)力峰值對(duì)頂板變形的影響

不同地基厚度和超前應(yīng)力峰值條件下頂板變形特征如圖4。

圖4 不同地基厚度和超前應(yīng)力峰值條件下頂板變形特征Fig.4 Deformation characteristics of roof under different foundation thicknesses and stress peak values

彈性地基系數(shù)和地基厚度呈負(fù)相關(guān)關(guān)系，因此隨著彈性地基厚度的增大，頂板撓度呈現(xiàn)線性降低趨勢(shì)，隨著距離巷道中線距離的增大，撓度值逐漸減小。不同地基厚度和巷道沿頂、底掘進(jìn)方式相關(guān)性較大，沿頂掘進(jìn)一般對(duì)應(yīng)巷道高度，沿底掘進(jìn)對(duì)應(yīng)煤層厚度。

對(duì)比不同頂板、兩幫強(qiáng)度下頂板彎曲變形特征可知：當(dāng)兩幫巖體剛度較低時(shí)，頂板變形主要由兩幫巖體剛度控制，即兩幫可變形支承主控頂板變形。而當(dāng)頂板剛度較低時(shí)，僅對(duì)巷道上方區(qū)域頂板撓度產(chǎn)生相對(duì)較低影響，考慮到軟弱巖石的流變效應(yīng)，應(yīng)及時(shí)采取護(hù)表、注漿等加固措施以保持巷道的長(zhǎng)期穩(wěn)定性。

超前支承壓力峰值對(duì)頂板變形產(chǎn)生顯著影響。支承壓力峰值由15 MPa 增加至25 MPa 時(shí)，頂板中心線最大撓度由570.2 mm 增加至1 131.2 mm，巷幫最大撓度由544.1 mm 增加至1 069.3 mm，表明超前支承壓力峰值對(duì)兩幫及巷道懸梁撓度影響較大。

超前支承壓力和開(kāi)采參數(shù)、開(kāi)采順序等相關(guān)性較大，正確評(píng)估超前應(yīng)力集中系數(shù)對(duì)于超前段巷道支護(hù)、圍巖控制具有重要意義。

2 超前支承壓力演化及敏感性分析

2.1 數(shù)值計(jì)算模型及方案

不同地質(zhì)參數(shù)、開(kāi)采參數(shù)及開(kāi)采方法對(duì)應(yīng)不同的超前支承壓力分布與不同的覆巖運(yùn)移特征。主要分析埋深、采高、工作面長(zhǎng)度（面長(zhǎng)）三因素對(duì)超前支承壓力的影響，采用正交分析的方法對(duì)三因素進(jìn)行分析。FLAC 數(shù)值計(jì)算模型長(zhǎng)×寬×高分別為500 m×400 m×200 m，模型邊界為40 m，模型四周固定水平方向位移，底邊固定垂直、水平方向位移，頂邊為自由邊界。數(shù)值計(jì)算模型如圖5。數(shù)值計(jì)算參數(shù)見(jiàn)表1，數(shù)值計(jì)算方案見(jiàn)表2。

表1 巖體力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of rock mass

表2 數(shù)值計(jì)算正交設(shè)計(jì)方案Table 2 Orthogonal design schemes for numerical calculation

圖5 數(shù)值計(jì)算模型Fig.5 Numerical calculation model

2.2 采動(dòng)超前支承壓力分布規(guī)律

葫蘆素煤礦是中天合創(chuàng)能源有限責(zé)任公司，生產(chǎn)能力為8.0 Mt/a，21104 工作面長(zhǎng)度為320 m煤厚約為3.2 m，埋深約為700 m，頂板條件較為破碎，超前段頂板發(fā)生斷裂、破碎及垮落，圍巖整體變形量較大，肩窩剪切滑移明顯，數(shù)值計(jì)算中為體現(xiàn)破碎頂板條件，將頂板細(xì)砂巖強(qiáng)度進(jìn)行折減，盡管存在不合理之處，但一定程度可表征破碎頂板的影響。所有模擬方案中，方案5 最接近其地質(zhì)條件，選取方案5 進(jìn)行細(xì)致分析。不同推進(jìn)距離超前支承壓力分布如圖6，不同推進(jìn)距離超前支承壓力集中系數(shù)分布如圖7。

圖6 不同推進(jìn)距離超前支承壓力分布Fig.6 Advance bearing pressure distribution at different propulsion distances

圖7 不同推進(jìn)距離超前支承壓力集中系數(shù)分布Fig.7 Distribution of pressure concentration coefficient for advanced support at different propulsion distances

由圖6 可知：超前支承壓力峰值隨著推進(jìn)距離的增大而不斷增大，推進(jìn)80 m 時(shí)已基本穩(wěn)定，之后超前支承壓力小幅度波動(dòng)；推進(jìn)20、40、60、80、100、120 m 時(shí)超前支承壓力分別為29.8、39.2、44.1、49.7、50.1、51.1 MPa；其中，工作面前方2.0～3.0 m 范圍內(nèi)為應(yīng)力降低區(qū)，主要是由于煤壁進(jìn)入塑性破壞，應(yīng)力向煤壁深處轉(zhuǎn)移；10～35.0 m 范圍內(nèi)為超前支承壓力顯著增大區(qū)，這也是超前支護(hù)需要。

由圖7 可知：工作面埋深約700 m，垂直方向原巖應(yīng)力約17.5 MPa。工作面推進(jìn)至20、40、60、80、100、120 m 時(shí)，應(yīng)力集中系數(shù)呈現(xiàn)先快速增大后緩慢增大趨勢(shì)，和超前應(yīng)力較為一致，分別為1.7、2.2、2.5、2.8、2.9、2.9，盡管超前應(yīng)力集中系數(shù)不高，但應(yīng)力值相對(duì)較大，應(yīng)注重超前支護(hù)的有效性。

3 注漿加固圍巖穩(wěn)定性控制技術(shù)

3.1 注漿加固思路及技術(shù)參數(shù)

由頂板彎曲彈性地基梁力學(xué)模型可知，頂板較為破碎時(shí)(巖性軟弱)，增加頂板強(qiáng)度是1 種有效的控制巷道上方頂板變形措施。同時(shí)，兩幫巖體的強(qiáng)度是控制頂板整體變形的關(guān)鍵要素。在高超前支承壓力條件下彈性地基可變形程度較大，形成高水平應(yīng)力集中，促使頂板向巷道內(nèi)部擠壓變形。根據(jù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果可知，采高是超前支承壓力的主要敏感性因素，但是為了避免煤炭資源浪費(fèi)，一般需要將工作面區(qū)域全部采出。因此，控制采高不是1 個(gè)高效經(jīng)濟(jì)的技術(shù)手段。

注漿加固圍巖已在破碎回采巷道超前支護(hù)放面成功應(yīng)用，注漿錨索的間排距和漿液擴(kuò)散半徑相關(guān)性較大，以新窯礦、平煤六礦及趙樓煤礦頂板注漿錨索加固技術(shù)參數(shù)（間排距分別為1 200 mm×1 600 mm、 1 500 mm×1 400 mm、 1 600 mm×1 600 mm）為參考[22]，結(jié)合葫蘆素煤礦頂板較為破碎條件及與大巷道尺寸(5 400×3 800 mm)特征。確定頂板支護(hù)采用間排距為830 mm×700 mm讓壓錨桿配合間排距為1 660 mm×700 mm 的注漿錨索進(jìn)行支護(hù)（3-2-3 布置），錨桿、錨索長(zhǎng)度分別為2 400 mm、6 300 mm。兩幫及頂板鋪設(shè)金屬網(wǎng)，具體參數(shù)如圖8。

圖8 注漿錨索超前支護(hù)參數(shù)Fig.8 Grouting anchor cable advance support parameters

3.2 注漿加固超前支護(hù)控制效果檢驗(yàn)

為了驗(yàn)證采用注漿錨索超前支護(hù)技術(shù)手段的可行性及支護(hù)參數(shù)的合理性，于21104 工作面回風(fēng)巷布置3 個(gè)錨索測(cè)點(diǎn)與2 個(gè)圍巖變形測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)間距為30 m。圍巖變形及錨索應(yīng)力演化如圖9。

圖9 圍巖變形及錨索應(yīng)力演化Fig.9 Deformation of surrounding rock and stress evolution of anchor cable

錨索應(yīng)力變化的根本原因?yàn)槌皯?yīng)力的演變，直接原因?yàn)橄锏绹鷰r的形變。錨索測(cè)站安裝完畢時(shí)，軸向應(yīng)力處于小幅度波動(dòng)狀態(tài)。隨著工作面的推進(jìn)，錨索軸向應(yīng)力大幅度增大，工作面前方30～35 m 范圍內(nèi)軸向應(yīng)力顯著提升，這和數(shù)值計(jì)算結(jié)果較為一致，隨后由于圍巖破碎軸向應(yīng)力大幅度降低。1#、2#、3#測(cè)站錨索軸向峰值應(yīng)力分別為150.2、167.2、147.3 kN，此時(shí)錨索仍具有較強(qiáng)的富裕系數(shù)。由測(cè)點(diǎn)的位移變化可以看出，距離工作面30 m 左右時(shí)巷道圍巖處于加速變形階段，1#測(cè)點(diǎn)兩幫、頂?shù)孜灰粕孕∮?#測(cè)點(diǎn)，但均在210 mm 以內(nèi)，表明注漿錨索性能可以較好發(fā)揮，可以有效承載巷道圍巖及控制圍巖變形，提升超前段巷道穩(wěn)定性。

為了進(jìn)一步驗(yàn)證注漿錨索圍巖-漿液耦合特征及頂板裂隙發(fā)育情形，于1#錨索應(yīng)力監(jiān)測(cè)點(diǎn)處巷道頂板左側(cè)兩注漿錨索中點(diǎn)向頂板上方垂直鉆進(jìn)?50 mm 窺視鉆孔。采用鉆孔電視方法對(duì)頂板6.0 m 范圍內(nèi)進(jìn)行圍巖進(jìn)行探測(cè)，鉆孔窺視及支護(hù)效果如圖10。

圖10 鉆孔窺視及支護(hù)效果Fig.10 Borehole peeping and support effect

由圖10 可知：不同層位頂板裂隙發(fā)育程度較低，僅在頂板上方1.0 m 位置出現(xiàn)少量裂隙，在巷道頂板上方3.0、6.0 m 位置出現(xiàn)白色半圓環(huán)漿液，頂板上方無(wú)明顯離層現(xiàn)象，這和巷道圍巖位移監(jiān)測(cè)結(jié)果較為一致。同樣證明了采用注漿錨索可有效封堵裂隙，提高圍巖穩(wěn)定性。

4 結(jié) 語(yǔ)

1）基于構(gòu)建的超前段巷道懸梁與彈性地基梁力學(xué)模型，揭示了頂板彎曲變形機(jī)制，確定了超前應(yīng)力和彈性地基剛度是頂板變形主控因素。

2）巷道兩幫巖體剛度較低時(shí)，兩幫大變形將加劇頂板彎曲；頂板剛度較低時(shí)，僅對(duì)巷道上方懸梁頂板產(chǎn)生影響，應(yīng)及時(shí)采取護(hù)表、注漿等加固措施以保持長(zhǎng)期穩(wěn)定性。

3）超前支承壓力及集中系數(shù)隨工作面推進(jìn)呈現(xiàn)先快速增大后緩慢增大趨勢(shì)，最終趨于平穩(wěn)，超前應(yīng)力集中系數(shù)不高（2.9），但應(yīng)力值相對(duì)較大（51.1 MPa），應(yīng)注重超前支護(hù)的有效性。

4）試驗(yàn)工作面超前應(yīng)力顯著影響區(qū)距離在35 m 范圍內(nèi)，采用注漿錨索加固后頂?shù)装寮皟蓭臀灰凭?10 mm 范圍內(nèi)，巷道上方巖層整體性較強(qiáng)，驗(yàn)證了注漿加固技術(shù)手段的可行性與有效性。