超前支承壓力影響下破碎頂板變形機制與控制

郝英豪 ，王 帥 ，張 鑫 ，王明亮 ，蘇海濤

（1.中天合創能源有限責任公司 葫蘆素煤礦，內蒙古 鄂爾多斯 017320；2.內蒙古科技大學 礦業與煤炭學院，內蒙古 包頭 014010；3.準格爾旗神陶煤炭運銷有限責任公司 營沙壕煤礦，內蒙古 鄂爾多斯 010499；4.內蒙古安科安全生產檢測檢驗有限公司，內蒙古 包頭 014060）

超前支承壓力分布特征及頂板條件對回采巷道超前支護具有重要影響[1-2]，不同圍巖條件、覆巖結構下高應力集中區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、巷道變形規律及破碎頂板支護方法對維護圍巖穩定性具有重要意義[5]。“關鍵層”理論作為礦山壓力及巖層移動的基礎性、支撐性成果，廣泛應用于礦壓顯現及超前應力演化等方面[6-7]。超前支承壓力分布及影響范圍和有無關鍵層、采煤方法、圍巖強度等相關性較大[8-9]。霍丙杰等[10-12]分析了不同覆巖結構條件下位煤層開采應力場環境，探討了上覆不同尺寸煤柱條件下下位煤層開采應力異常及強礦壓現象規律。超前支承壓力嚴重影響頂板完整性[13]，特別是對于頂板自身圍巖較破碎情形，破碎頂板下超前支護技術仍處于探索階段[14]。常見的支護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強度較低、支護效率低及適用性低等特點，常用于局部加強支護或推進速度較緩慢工作面[17]。超前架組則彌補了單體液壓支柱的缺點，但對頂板造成不可逆損傷[18]。對于復雜地質條件常常采用兩者結合方式，但兩者耦合協同作用仍不明確，支護參數選取仍具有一定盲目性[19-20]。目前，針對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技術與方法研究較少。基于彈性地基梁力學模型，確定了頂板變形影響因素，以數值計算為手段分析了不同埋深、采高、面長對超前支承壓力的影響規律，進而提出了破碎頂板注漿加固技術并進行了現場工業性驗證。

1 超前段巷道頂板變形特征

1.1 巷道彈性地基梁力學模型

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，根據巷道兩側的對稱性建立巷道彈性地基梁力學模型，超前段頂板力學模型如圖1。

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

根據圖1 所示坐標系，DO、OA、AB、BC段的載荷q1、q2、q3、q4分別為：

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

采用截面法可對DO段剪力及彎矩進行求解：

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，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段為半無限梁，可確定C4=D4=0。同時，根據各點轉角、彎矩、剪力、撓度連續條件下即變形協調約束，可對待定系數進行求解。

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

式中：θ(x)為轉角；M(x)為彎矩；Q(x)為剪力。

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

1.2 頂板彈性模量對頂板變形的影響

巷道頂板抗彎剛度(和彈性模量和慣性矩相關)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撓度分布Fig.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，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，頂板最大撓度分別為437.9、452.0、467.5 mm。當彈性模量較低時，適當增加彈性模量可適當減小頂板撓度；不同彈性模量對巷道內部頂板撓度影響較大，但基本不影響右幫承載區頂板撓度分布特征。

1.3 兩幫彈性模量對頂板變形的影響

彈性地基系數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頂板變形及穩定性具有顯著影響；頂板最大撓度隨著兩幫巖體彈模的增大呈現指數型減小趨勢，兩幫巖體彈性模量為0.5、1、2、3 GPa 下對應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，小幅度提升彈模也會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。兩幫巖體彈模對巷道內部及右幫承載區撓度均有較大影響。

1.4 兩幫地基厚度與應力峰值對頂板變形的影響

不同地基厚度和超前應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

彈性地基系數和地基厚度呈負相關關系，因此隨著彈性地基厚度的增大，頂板撓度呈現線性降低趨勢，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、底掘進方式相關性較大，沿頂掘進一般對應巷道高度，沿底掘進對應煤層厚度。

對比不同頂板、兩幫強度下頂板彎曲變形特征可知：當兩幫巖體剛度較低時，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。而當頂板剛度較低時，僅對巷道上方區域頂板撓度產生相對較低影響，考慮到軟弱巖石的流變效應，應及時采取護表、注漿等加固措施以保持巷道的長期穩定性。

超前支承壓力峰值對頂板變形產生顯著影響。支承壓力峰值由15 MPa 增加至25 MPa 時，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兩幫及巷道懸梁撓度影響較大。

超前支承壓力和開采參數、開采順序等相關性較大，正確評估超前應力集中系數對于超前段巷道支護、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 數值計算模型及方案

不同地質參數、開采參數及開采方法對應不同的超前支承壓力分布與不同的覆巖運移特征。主要分析埋深、采高、工作面長度（面長）三因素對超前支承壓力的影響，采用正交分析的方法對三因素進行分析。FLAC 數值計算模型長×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。數值計算模型如圖5。數值計算參數見表1，數值計算方案見表2。

表1 巖體力學參數Table 1 Mechanical parameters of rock mass

表2 數值計算正交設計方案Table 2 Orthogonal design schemes for numerical calculation

圖5 數值計算模型Fig.5 Numerical calculation model

2.2 采動超前支承壓力分布規律

葫蘆素煤礦是中天合創能源有限責任公司，生產能力為8.0 Mt/a，21104 工作面長度為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，數值計算中為體現破碎頂板條件，將頂板細砂巖強度進行折減，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 最接近其地質條件，選取方案5 進行細致分析。不同推進距離超前支承壓力分布如圖6，不同推進距離超前支承壓力集中系數分布如圖7。

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

圖7 不同推進距離超前支承壓力集中系數分布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距離的增大而不斷增大，推進80 m 時已基本穩定，之后超前支承壓力小幅度波動；推進20、40、60、80、100、120 m 時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 范圍內為應力降低區，主要是由于煤壁進入塑性破壞，應力向煤壁深處轉移；10～35.0 m 范圍內為超前支承壓力顯著增大區，這也是超前支護需要。

由圖7 可知：工作面埋深約700 m，垂直方向原巖應力約17.5 MPa。工作面推進至20、40、60、80、100、120 m 時，應力集中系數呈現先快速增大后緩慢增大趨勢，和超前應力較為一致，分別為1.7、2.2、2.5、2.8、2.9、2.9，盡管超前應力集中系數不高，但應力值相對較大，應注重超前支護的有效性。

3 注漿加固圍巖穩定性控制技術

3.1 注漿加固思路及技術參數

由頂板彎曲彈性地基梁力學模型可知，頂板較為破碎時(巖性軟弱)，增加頂板強度是1 種有效的控制巷道上方頂板變形措施。同時，兩幫巖體的強度是控制頂板整體變形的關鍵要素。在高超前支承壓力條件下彈性地基可變形程度較大，形成高水平應力集中，促使頂板向巷道內部擠壓變形。根據數值計算結果可知，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，一般需要將工作面區域全部采出。因此，控制采高不是1 個高效經濟的技術手段。

注漿加固圍巖已在破碎回采巷道超前支護放面成功應用，注漿錨索的間排距和漿液擴散半徑相關性較大，以新窯礦、平煤六礦及趙樓煤礦頂板注漿錨索加固技術參數（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 的注漿錨索進行支護（3-2-3 布置），錨桿、錨索長度分別為2 400 mm、6 300 mm。兩幫及頂板鋪設金屬網，具體參數如圖8。

圖8 注漿錨索超前支護參數Fig.8 Grouting anchor cable advance support parameters

3.2 注漿加固超前支護控制效果檢驗

為了驗證采用注漿錨索超前支護技術手段的可行性及支護參數的合理性，于21104 工作面回風巷布置3 個錨索測點與2 個圍巖變形測點，測點間距為30 m。圍巖變形及錨索應力演化如圖9。

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

錨索應力變化的根本原因為超前應力的演變，直接原因為巷道圍巖的形變。錨索測站安裝完畢時，軸向應力處于小幅度波動狀態。隨著工作面的推進，錨索軸向應力大幅度增大，工作面前方30～35 m 范圍內軸向應力顯著提升，這和數值計算結果較為一致，隨后由于圍巖破碎軸向應力大幅度降低。1#、2#、3#測站錨索軸向峰值應力分別為150.2、167.2、147.3 kN，此時錨索仍具有較強的富裕系數。由測點的位移變化可以看出，距離工作面30 m 左右時巷道圍巖處于加速變形階段，1#測點兩幫、頂底位移稍小于2#測點，但均在210 mm 以內，表明注漿錨索性能可以較好發揮，可以有效承載巷道圍巖及控制圍巖變形，提升超前段巷道穩定性。

為了進一步驗證注漿錨索圍巖-漿液耦合特征及頂板裂隙發育情形，于1#錨索應力監測點處巷道頂板左側兩注漿錨索中點向頂板上方垂直鉆進?50 mm 窺視鉆孔。采用鉆孔電視方法對頂板6.0 m 范圍內進行圍巖進行探測，鉆孔窺視及支護效果如圖10。

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

由圖10 可知：不同層位頂板裂隙發育程度較低，僅在頂板上方1.0 m 位置出現少量裂隙，在巷道頂板上方3.0、6.0 m 位置出現白色半圓環漿液，頂板上方無明顯離層現象，這和巷道圍巖位移監測結果較為一致。同樣證明了采用注漿錨索可有效封堵裂隙，提高圍巖穩定性。

4 結 語

1）基于構建的超前段巷道懸梁與彈性地基梁力學模型，揭示了頂板彎曲變形機制，確定了超前應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，兩幫大變形將加劇頂板彎曲；頂板剛度較低時，僅對巷道上方懸梁頂板產生影響，應及時采取護表、注漿等加固措施以保持長期穩定性。

3）超前支承壓力及集中系數隨工作面推進呈現先快速增大后緩慢增大趨勢，最終趨于平穩，超前應力集中系數不高（2.9），但應力值相對較大（51.1 MPa），應注重超前支護的有效性。

4）試驗工作面超前應力顯著影響區距離在35 m 范圍內，采用注漿錨索加固后頂底板及兩幫位移均在210 mm 范圍內，巷道上方巖層整體性較強，驗證了注漿加固技術手段的可行性與有效性。