考虑采空区压实效应的矩形巷道支护设计研究及应用

高 尚 张延威

（枣庄矿业集团济宁七五煤业有限公司，山东 济宁 277600）

地下工程围岩稳定性与其自身性质密切相关，在煤矿中巷道大部分位于煤层中，煤巷顶板相比于岩巷强度低、变形大，巷道顶板垂直位移往往达不到安全生产条件，进而导致巷道灾害频发，造成人员伤亡和经济损失[1-5]。同时，巷道所处环境越来越复杂，高地应力、强采动等不利条件对巷道围岩稳定性造成很大威胁[6-8]，因此，对巷道支护的要求及标准也越来越高，巷道支护技术、支护机理及设计方法的研究，一直是讨论的永久话题[9-11]。

为提高巷道围岩稳定性，大多采用锚杆、锚索对其进行支护设计，国内外学者做出了大量研究。张农等[12]通过对现场进行试验，提出了采用高强度、高预应力及高刚度的锚杆为支护基础，来提高深埋煤巷围岩稳定性。陈康[13]通过现场富水弱胶结顶板取芯岩石试件进行试验得出，岩石试件浸水24 h后即达到了饱和状态，其单轴抗压强度降低，并提出采用顶板支护锚固力增强优化技术及断面优化等方法来提高巷道围岩稳定性。郑朋强[14]采用等效圆方法计算得出了巷道围岩松动圈范围，并利用支护优化措施来提高巷道围岩稳定性，解决了阳城煤矿三采区3310工作面运输巷变形大、难控制等问题。郭相平等[15]对9102 回风巷的变形机理进行分析，提出了全锚索支护技术，并在现场进行了应用，经现场反馈结果表明，巷道围岩变形量得到了有效控制，并取得良好效果。受高地应力、强采动的影响，许多煤矿巷道易发生冒顶危险，锚杆、锚索可有效控制巷道围岩变形。该文以七五煤业73上16 工作面运输巷为工程背景，考虑到采空区压实效应来确定现场工作人员所设计巷道支护参数是否合理，并采用数值模拟手段进行验证，以期为类似地质条件下巷道支护设计提供有益见解。

1 工程概况

1.1 工作面基本情况

73上16 工作面位于73上采区南翼，设计开采煤层为3上煤层，工作面标高-822.1～-878.5 m。

3上煤层结构简单，厚度较稳定，可采性好，局部煤层焦化，煤（焦）厚度1.3～3.2 m，平均2.2 m。运输巷道顶板上覆岩层主要由细砂岩、砂质泥岩和中细砂岩组成，平均厚度分别为2.3 m、2 m、25.1 m，底板主要由砂质泥岩和中粒砂岩组成，厚度分别达到3.5 m、23.1 m。为满足现场运输要求，选择巷道断面形式为矩形，其宽度达到4.8 m，其高度达到3.2 m，面积为15.36 m2。

1.2 巷道支护设计

现场基于组合梁理论及悬吊理论分别对巷道顶板及两帮锚杆、锚索的长度、间排距、材质及直径进行了计算，最终确定顶板采用“锚杆+锚索+钢筋网+W 钢带”作为永久支护，帮部采用“锚杆+格宾网+W 钢带”作为永久支护。巷道顶部及帮部分别采用无纵肋螺纹钢锚杆进行支护，其规格均为Φ20 mm×3300 mm，间排距为1000 mm×1000 mm。巷道顶板采用2棵预应力钢绞线锚索进行支护，其规格为Φ17.8 mm×6200 mm，间距及排距分别为1800 mm、3000 mm。采用钢筋网进行护表，规格为Φ6.5 mm，网孔大小为100 mm×100 mm。巷道支护参数确定后，若直接应用于现场，难度大且不可靠，而数值模拟可以很好地解决这一问题，可通过数值模拟范围的结果来反映所设计参数的合理性。

2 巷道围岩松动圈的应力计算

地下井巷开挖后，原始的应力状态被打破，应力发生重分布现象。巷道表面在一定范围内会产生塑性破坏，若破坏范围过大，则不利于围岩稳定，现场通常采用锚杆锚索加固方法来控制围岩变形。对于巷道围岩松动圈的计算，大多将矩形巷道简化为圆形巷道来进行计算，采用柯西（Kirsh，1898）定理对其进行求解。

当σh=λσv时，巷道围岩塑性区应力[16]：

式中：σh、σv、λ分别代表巷道所受垂直应力、水平应力、侧压力系数；σr、σθ、τrθ分别代表巷道围岩任意一点的径向应力、环向应力、剪应力，MPa；m=r02/r12，r0、r1、θ分别代表圆形硐室半径和围岩塑性区中任意一点的极坐标。

当采用Mohr-Coulomb 准则计算围岩的松动范围时，取Mohr-Coulomb 塑性条件[16]：

式中：Cm为围岩体的黏聚力；φm为围岩体的内摩擦角。将公式（1）代入到公式（2）中整理可得：

当侧压力系数λ=1 时，即σh=σv时，代入式（3）

由式（4）计算可得出松动圈半径[16]：

为求解巷道开挖后塑性区范围，把矩形巷道假定为圆形巷道进行求解，若矩形巷道长度和宽度分别为2d和2c，则圆形巷道半径的求解为[16]，r0带入公式（5），采用此公式来解出矩形巷道两帮和顶板松动圈半径。假定矩形巷道两帮松动圈范围为Le、顶板的松动圈范围为Ls。

式中：d、c分别代表矩形巷道的高度和宽度的一半，m。

巷道的宽度和高度分别为4.8 m、3.2 m，取其一半后，即c=2.4 m、d=1.6 m，巷道r0=2.8 m、φm=20°、Cm=0.8 MPa、σv=21.25 MPa 相应的力学参数代入公式（5）求得r1=4.5 m，将r1代入公式（6）、（7）求得Ls=2.9 m、Le=2.1 m。

基于巷道松动圈理论，计算出巷道顶板松动圈高度为2.9 m，两帮松动圈范围为2.1 m。现场基于组合梁理论及悬吊理论得出巷道顶板及两帮的锚杆长度为3.3 m，即可穿过巷道松动圈范围，锚固到巷道坚硬岩层中，来提高巷道围岩稳定性。

3 数值模拟分析

为了验证巷道支护设计的合理性，建立了考虑采空区压实效应数值试验方法，从巷道围岩塑性区为评价指标来分析围岩稳定性。为了有效地控制计算速度，确定数值模拟尺寸为x×y×z=300 m×280 m×100 m，模型中模拟煤岩体采用摩尔-库仑本构模型，用以模拟上覆岩层重量需在模型中施加垂直荷载21.25 MPa，模型顶部为自由边界，模型四周施加位移约束。

3.1 采空区应力恢复特征分析

随着73上16 工作面不断向前回采，采空区后方顶板岩层不断垮落，冒落岩体逐渐被压实，其弹性模量及刚度显著提高。被压实的采空区矸石能够承担一部分上覆岩层荷载，导致周边围岩体内的支承压力出现一定程度下降。采空区压实和未压实效应应力云图如图1 和图2。

图1 采空区压实效应应力云图

通过对图1、图2 分析可知：采空区矸石慢慢被压实后，应力逐渐恢复，采空区中心区域垮落矸石应力恢复值达到最大，并逐渐以递减方式向采空区边缘扩散。采空区四个边角及煤壁区域应力值达到最小，产生这种现象的主要原因为该区域顶板岩层垮落不充分，存在一定间隙，因此造成应力恢复值达到最小。由采空区压实与未压实应力云图对比分析可知：采空区压实后应力集中最大值达到15.473 MPa，未压实后应力最大值达到16.473 MPa，两者相差1 MPa。这进一步说明采空区矸石被压实后承担一部分上覆岩层荷载，导致周边围岩体内的支承压力出现一定程度下降。

3.2 考虑采空区压实效应矩形巷道围岩塑性区破坏特征

工作面的回采过程及采空区顶板岩层垮落压实对巷道围岩稳定性也会产生一定影响。为得出73上16 工作面回采对巷道围岩的影响，建立FLAC3D数值计算模型，模拟工作面回采过程中巷道围岩塑性区破坏特征。在模拟过程中，巷道围岩塑性区破坏是按计算步数进行确定，来展现巷道围岩塑性区破坏全过程，如图3。

图3 巷道围岩塑性区破坏过程示意图

分析图3 可知，巷道围岩变形是逐步发展的一个过程，如图3（a）所示。部分巷道顶板坚硬岩层（细砂岩）最先破坏，当塑性区破坏到一定程度后，由于砂质泥岩强度低，结构松散，受采动影响，砂质泥岩受剪切或挤压作用，再进行破坏，并逐渐向两侧延伸，如图3（b）所示。砂质泥岩破坏区域完成后，巷道顶板坚硬岩层（细砂岩）未发生塑性破坏区域继续进行破坏，并与砂质泥岩层塑性破坏区域相互贯通连接，如图3（c）所示。

巷道围岩顶板破坏是逐步发展的过程，未发生完全破坏的细砂岩层不能阻断砂质泥岩的破坏。

3.3 巷道支护设计合理性的验证

为验证现场采用组合梁理论及悬吊理论分别计算出巷道顶板及两帮锚杆、锚索的长度、间排距、材质及直径的合理性，将巷道锚杆、锚索支护参数代入FLAC3D数值模型中进行计算，从而得出巷道垂直位移云图及围岩塑性区破坏图，如图4 和图5。

图4 巷道垂直位移云图

图5 巷道围岩塑性区破坏图

分析图4、图5 可知，采用上述巷道支护设计后，巷道顶板位移量达到17.05 mm，底鼓量为47.992 mm。巷道顶板塑性区破坏面积减小，且锚索有效地穿过砂质泥岩，锚固到中细砂岩中。由于砂质泥岩硬度小，结构松散，锚索未穿过的区域，还存在一定塑性破坏区。

4 工程实践

现场按照巷道支护设计参数进行支护后，为验证支护设计的合理性，对巷道表面位移量进行实时监测，观测周期为80 d，所得出数据经处理后得到运输巷表面位移曲线图如图6。

图6 运输巷表面位移曲线图

分析图6 可知，巷道围岩变形共分为3 个阶段，分别为急速变形、缓慢变形及趋于稳定，所对应时间分别为0～35 d、35～60 d、60～80 d，巷道顶、底、左右两帮最大位移量分别达到69 mm、58 mm、74 mm、78 mm。

5 结论

1）基于巷道松动圈理论，计算出巷道顶板松动圈高度为2.9 m，两帮松动圈范围为2.1 m。现场得出巷道顶板及两帮的锚杆长度为3.3 m，即可穿过巷道松动圈范围，锚固到巷道坚硬岩层中。

2）通过建立考虑采空区压实效应数值试验方法，得出了巷道围岩塑性区破坏过程，并根据其破坏特点验证了现场支护参数的合理性，有效地减少了巷道围岩塑性破坏面积。

3）巷道围岩变形量在≥60 d 后趋于稳定状态，巷道顶、底、左右两帮最大位移量分别达到69 mm、58 mm、74 mm、78 mm，满足巷道服务要求。