第35卷第4期岩石力学与工程学报V ol.35 No.4 2016年4月Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering April，2016
大断面强采动综放煤巷顶板非对称破坏机制
与控制对策
张广超，何富连
(中国矿业大学资源与安全工程学院，北京 100083)
摘要：针对大断面强采动综放煤巷开掘过程中出现的顶板非对称变形破坏现象，以王家岭煤矿为工程背景，通过现场调研、室内试验、理论分析、数值模拟和井下试验等手段，对变形破坏机制与控制对策进行研究。得出如下结论：(1) 综放煤巷顶板呈现非对称变形破坏特征，表现为煤柱侧顶板严重下沉、剧烈水平滑移变形及肩角部位顶板错位、嵌入、台阶下沉等；(2) 侧向基本顶于煤柱上方距采空区边缘6～7 m处发生破断，基本顶的破断和回转下沉运动引起的不均衡支承压力q和回转变形压力σ是沿空巷道不对称变形破坏的根本力源，靠煤柱侧顶板及肩角部位是巷道变形破坏的关键部位；(3) 受采空区不稳定覆岩运动和巷道开挖影响，巷道围岩结构和应力分布以巷道中心线为轴呈非对称性分布，而原有支护未能对煤柱侧顶板及肩角等部位加强支护且无法适应顶板剧烈水平运动，巷道掘出后呈现出非对称矿压显现，后期受到本工作面回采影响，非对称变形破坏进一步加剧。(4) 分析该类巷道支护原理，提出集高强锚梁网、非对称锚梁桁架结构、预应力锚索桁架的非对称控制体系，阐述其控制机制，并进行方案设计和工程应用。数值模拟和工程实践表明，该技术可有效减弱顶板应力和位移分布的非对称性，控制围岩非对称变形破坏。
关键词：采矿工程；沿空掘巷；大断面；非对称；锚索桁架；滑移变形
中图分类号：TD 32 文献标识码：A 文章编号：1000–6915(2016)04–0806–13 Asymmetric failure and control measures of large cross-section entry roof with strong mining disturbance and fully-mechanized caving mining
ZHANG Guangchao，HE Fulian
(College of Resources and Safety Engineering，China University of Mining and Technology，Beijing 100083，China)
Abstract：Asymmetric deformation failure during the process of excavating and supporting of large cross-section entry roof with strong mining disturbance and fully-mechanized caving mining at Wangjialing coal mine was studied systematically through field investigation，laboratory test，analytical analysis，numerical simulation and in-sit test. The mechanism of deformation failure and the controlling measures were investigated. The roof of gob-side entry was found to display the asymmetric deformation failure characteristics，which included sever subsidence of roof near the pillar sides，radical horizontal dislocation deformation and dislocation，embedding，step convergence at the roof-wall corner，et al. The lateral main roof broke at a distance of 6–7 m away from the gob-edge above the pillar. Unbalanced side abutment q and rotary deformation pressure σinduced by the broken and rotation of main roof are the fundamental cause causing the asymmetric deformation failure characteristics.
收稿日期：2015–07–10；修回日期：2015–10–27
基金项目：国家自然科学基金面上项目(51574243)；中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(2010YZ02)
Supported by the National Natural Science Foundation of China(Grant No. 51574243) and Fundamental Research Funds for the Central Universities(Grant No. 2010YZ02)
作者简介：张广超(1987–)，男，2011年毕业于山东科技大学采矿工程专业，现为博士研究生，主要从事资源开采理论与技术、矿山压力与岩层控制、安全技术及灾害防治等方面的研究工作。E-mail：zhangguangcaikuang@https://www.doczj.com/doc/3113278977.html,
DOI：10.13722/https://www.doczj.com/doc/3113278977.html,ki.jrme.2015.0917
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The deformation failure was significantly influenced by a key position of roof near the pillar side and roof-wall corner surrounding rocks. Due to the movement of the unstable overlying strata and the entry excavation ，the surrounding rock structure and stress distribution were asymmetric evidently on the axis of roadway ，but the original supporting systems did not provide the reinforced support to key position and adjust to the strongly horizontal dislocation ，which resulted in the asymmetric strata behaviors shortly after the development of entry. The asymmetric failure tended to be more severe later affected by the extraction of the present panel. The control principle of the entry was analyzed and an asymmetric supporting system was proposed composed of cable- beam-net ，asymmetric cable-beam and cable-truss. And the support scheme was put into field application. The numerical simulations and engineering applications demonstrated that the support weakened the asymmetric of stress and displacement of the roof and controlled the asymmetric deformation failure.
Key words ：mining engineering ；gob-side entry ；large cross-section ；asymmetric ；anchor truss rope ；dislocation
deformation
1 引 言
近年来，随着开采方法不断完善和机械装备水平提高，工作面倾斜长度200～300 m 以上、开采煤层厚度6～9 m 以上、大尺度、快速推进的大型综放开采模式已成为我国综放开采的重要发展方向[1]。大型综放开采在实现厚煤层高效开采的同时，必然引起沿空巷道断面大幅扩大化、采动影响程度剧烈化和矿山压力显现严重化，甚至诱发非对称变形、挤压错动变形等异常矿压显现[2]。王家岭煤矿20103区段运输平巷沿煤层底板掘进，顶煤厚度2.6 m ，巷道跨度达5.6 m ，先后受到相邻工作面开采、巷道掘进和本工作面回采影响，沿空巷道掘出不到一个月，巷道顶板呈现铅垂方向和水平方向上的非对称变形破坏：沿铅垂方向，靠煤柱侧顶板严重下沉，甚至出现顶板错动、嵌入、台阶下沉现象；沿水平方向，顶板发生严重剪切滑移变形，围岩极度破碎，浅部煤体形成大范围走向挤压破碎带；原有锚网索支护无法适应上述非对称变形破坏出现大量支护结构失效损毁，进而导致围岩条件恶化甚至引发局部冒顶事故，影响了巷道的正常使用。因此，开展大断面强采动综放煤巷顶板非对称变形破坏机制研究，并寻找合理、科学的围岩控制对策，对于保证巷道安全畅通和实现综放开采高产高效具有重要意义。
国内外学者在综放沿空巷道变形破坏机制与控制方面进行了大量研究，侯朝炯和李学华[3]提出了综放沿空掘巷大、小结构稳定性原理，分析了基本顶弧形三角块体在掘巷和回采期间对下方沿空巷道的影响；柏建彪等[4]模拟分析了沿空巷道围岩变形及煤柱稳定性与煤柱宽度、锚杆支护强度的关系，
认为保持窄煤柱稳定是控制围岩稳定的关键；张 源等[5]研究了不稳定覆岩下沿空掘巷围岩大变形问题进行研究，认为基本顶的断裂、回转和滑移是该类巷道围岩大变形的根本原因；郑西贵等[6]数值分析了掘采全过程中巷道应力位移分布规律，认为沿空掘巷合理煤柱宽度需考虑掘巷扰动影响及本工作面超前采动影响2个因素；谢广祥等[7]推导出综放面倾向支承压力峰值位置的计算式，为沿空掘巷的合理位置及护巷煤柱参数的确定提供了依据；成云海等[8-9]采用微地震监测、应力动态监测等方法确定特厚煤层综放面侧向顶板结构型式和侧向支承压力分布特征。以上研究成果为大断面强采动综放煤巷围岩控制奠定了较好的基础，但总体来看，研究成果主要集中在沿空巷道覆岩结构、煤柱宽度设计等方面，但对于大型综放开采过程中巷道顶板铅垂方向和水平方向非对称变形破坏特征及其与覆岩运动的关联性，掘采全过程中的演化规律及相关控制技术鲜有研究。
本文以王家岭煤矿20103区段运输平巷为工程背景，以综放煤巷顶板(包含巷道、煤柱和实体煤上方顶板)为研究对象，现场调研综放煤巷非对称变形破坏特征，采用理论模型和数值分析方法探讨了巷道顶板非对称变形破坏机制，提出了非对称控制对策和技术，并进行现场工业性试验，有效解决了巷道非对称破坏问题，为类似条件下的巷道强矿压控制提供了借鉴。
2 工程背景
2.1 工程概况
王家岭煤矿是中煤华晋能源有限责任公司的主
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力矿井，位于山西省乡宁县河津市境内。现阶段主采2号煤层，埋深280～300 m ，煤层倾角2°～4°，属于近水平煤层，平均厚度6.2 m ，煤层结构较复杂，含多层泥岩夹矸，裂隙较为发育；直接顶为砂质泥岩，平均厚度2.0 m ，泥质胶结，含植物化石；基本顶为细砂岩，平均厚度9.2 m ，灰色厚层状，细粒结构，钙质胶结，具平行层理和交错层理，直接底为泥岩，平均厚度为1.6 m ，黑灰色，泥质结构，裂隙发育，遇水泥化。
王家岭煤矿采用综放开采工艺采煤，工作面倾向长度230～300 m ，走向长度1 300～1 500 m ，割煤高度3.0 m ，放煤高度3.2 m 。以往相邻工作面间留设煤柱宽度为20 m ，为了充分回收煤柱资源，矿方改用8 m 宽度煤柱，20103工作面区段运输平巷为该矿首个8 m 窄煤柱沿空巷道，如图1所示。且因采掘接替紧张，20105工作面回采结束后43 d 便开始准备相邻的20103工作面回采系统，根据该矿生产经验，采空区覆岩稳定时间为6～8个月，因此，20103区段运输平巷掘进期间将不可避免受到上覆岩层回转、下沉过程影响；另外，随着本工作面回采，还将受到超前支承压力的二次影响。
图1 20103区段运输平巷区域平面 Fig.1 Regional plane of haulage entry 20103
20103区段运输平巷沿底板掘进，矩形断面，5.6 m×3.5 m(宽×高)，锚网索对称支护，如图2所示。顶板锚杆规格为φ20 mm×2 500 mm 螺纹钢锚杆，间排距1 000 mm×900 mm ，采用φ14 mm 圆钢焊制的钢筋梁连接。顶板锚索规格为φ17.8 mm×6 250 mm ，钻孔深度6 000 mm ，垂直顶板布置，间排距2 000 mm×1 800 mm ，锚索间采用W 钢带连接；实体煤帮锚杆规格为φ20 mm×2 000 mm 的玻璃钢锚杆， 间排距 1 200 mm×900 mm ；煤柱帮锚杆规格为
图2 原有支护方式断面(单位：mm)
Fig.2 Cross-section diagram of the original supporting
systems(unit ：mm)
φ18 mm×2 000 mm 的圆钢锚杆。
2.2 岩石力学试验
在20103区段运输平巷进行钻孔取芯及室内岩石力学试验，得到了巷道围岩物理力学参数如表1所示。可知，2#煤层单轴抗压强度仅为13.9 MPa ，远小于顶底板，且现场发现煤体裂隙较为发育，而试验巷道沿底板掘进，两帮和顶板(2.6 m 厚顶煤)均为软弱煤体，导致围岩整体强度较低，受多次采动影响易出现冒顶、垮帮现象。
表1 煤岩体力学参数
Table 1 Mechanical parameters of strata
岩层 密度/
(kg ·m －
3)弹性模量/GPa 抗压强 度/MPa 黏聚力/ MPa 内摩擦
角/(°)泊松比
粉砂岩 2 680 30.7 142.0 9.4 39 0.22 砂质泥岩
2 659 11.6 63.
3 8.9 47 0.27 2#煤 1 412 2.1 13.9 2.3 4
4 0.36 泥岩 2 140 6.8 44.6 2.6 32 0.24
2.3 原有支护及变形破坏特征
采用上述支护参数，巷道掘出后不到一个月即出现顶板离层和冒落、垮帮等现象，尤顶板变形剧烈。经大量的观察与实测分析发现，顶板变形破坏呈现出非对称下沉、水平错动变形及冒漏、台阶下沉等特征，具体归纳如下：
(1) 变形量大、不对称变形突出
因巷道煤体裂隙发育且长期受不稳定覆岩运动影响，巷道初期变形量大且呈现不均匀下沉(见
图3(a))，煤柱侧顶板下沉量可达360 mm ，实体煤
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(a) 煤柱侧顶板剧烈下沉及走向破碎带
(b) 顶板水平运动造成的W 钢带脱顶失效
(c) 直接顶与煤柱间错位、台阶下沉
图3 20103区段运输平巷掘进期间围岩及支护破坏实照 Fig.3 Damage situation of surrounding rock and supporting
system in haulage roadway 20103 during excavation
period
侧顶板下沉量约150 mm ；煤柱侧顶板破碎严重，形成明显网兜，局部甚至出现冒漏顶现象，冒高可达0.5 m 。
(2) 水平挤压错动变形显著
顶板岩层水平运动剧烈，存在围岩错动形成的明显挤压破碎带，破碎带沿巷道走向延伸10～34 m ；因支护结构无法适应顶板强烈水平运动，导致W 钢
带严重弯曲而发生“脱顶失效”、顶板钢筋网严重变形等现象(见图3(b))。
(3) 煤柱帮及帮角部位滑移破坏严重
煤柱表面煤体较破碎，大面积的整体外移现象明显，最大外移量达200 mm ；巷道靠煤柱侧的肩角区域煤体异常破碎，网兜现象突出，直接顶与煤柱之间有滑移、错位、嵌入、台阶下沉等现象，致使钢筋网和梯子梁严重变形甚至剪断(见图3(c))。
(4) 变形持续时间长
巷道自掘出至开挖后3个月内，变形破坏持续发展，且可听到“煤炮”声响，说明沿空巷道上覆岩层一直处于运动状态，巷道围岩处于长期蠕变状态，巷道变形完全稳定时间超过140 d 。 2.4 围岩内部裂隙发育
为了解围岩内部裂隙发育情况，选取典型断面对顶板进行钻孔窥视。每个断面布置9个钻孔，钻孔设计深度为12～15 m ，采用锚索机钻孔。监测时，断面距离掘进头约130 m 。后期对窥视结果分析发现，顶板岩层中的裂隙形式可分为横向裂隙和纵向裂隙和以及由它们演化成的离层和错位、断裂破碎带。以500 mm 为一个基本测量尺度得到顶板裂隙发育状况，如图4所示，其中7#钻孔内裂隙发育如图5所示。由图可知：
(1) 顶板破裂呈靠煤柱侧比靠实体煤侧严重的非对称特征，表现为靠实体煤侧顶板(1#～5#钻孔)破裂范围主要位于顶煤区域，破裂范围约2.5 m ；而煤柱侧顶板(6#～9#钻孔)破裂范围延伸至基本顶深部，其中7#钻孔破裂范围延伸至基本顶深部约7 m 处，8#钻孔破裂范围延伸至基本顶深部约4 m 处。
(2) 由钻孔内裂隙发育情况可知，实体煤侧顶
板裂隙多以浅部发育的横向裂隙及离层和错位为主，而煤柱侧顶板裂隙可分为浅部(0～3.0 m 范围)横向裂隙/离层发育区和(4.9～12.3 m 范围)纵向裂隙发育区(局部区域裂隙完全贯通形成断裂破碎带)。这是由于基本顶在破断前可考虑成外伸梁结构，外伸梁在覆岩载荷和自重作用下于断裂线附近出现拉应力，由于岩石抗拉强度很小，从而在断裂处附近产生大量纵向裂隙[5]。可见，顶板浅部的横向裂隙和离层多是由于巷道开挖引起的，而煤柱侧顶板深部大量垂直裂隙和破碎带则是由于基本顶破断、回转而引起的。
(3) 7#钻孔裂隙延伸至顶板深部约10 m 处，且钻孔5.8～9.1 m 范围内纵向裂隙严重发育、贯通，
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(a) 平面图(b) 剖面图(单位：mm)
图4 巷道围岩破裂范围探测结果
Fig 4 Detection results of surrounding rock fracture zones
图5 7#钻孔内不同深度窥视图像
Fig.5 Detection images in different depths of hole #7
并于7.2～8.9 m范围内形成了狭长的纵向破碎带。由7#钻孔长度、倾斜角度及破碎区范围，根据三角函数关系，可确定纵向裂隙贯通带距采空区 5.496～6.847 m，见图4(b)。由此可知，沿空巷道基本顶于煤柱上方破断。
综上分析可知，受相邻工作面覆岩运动影响和巷道开掘影响，20103区段运输平巷呈现非对称变形破坏特征，随着时间的增长以及本工作面回采的影响，巷道变形破坏将进一步加剧，因此，需在巷道掘进期间采取有效的支护措施，确保巷道围岩稳定。
3 综放煤巷覆岩结构及其对矿压影响
综放沿空巷道非对称矿压显现与关键层在覆岩中的赋存状态及破断后形成的宏观结构及运动状态有着直接关系[10]。本节就20103区段运输平巷具体地质条件，分析覆岩宏观结构型式及其对巷道矿压的影响，解释顶板不对称下沉、水平剪切错动、顶板台阶下沉等异常矿压现象。
3.1 综放煤巷覆岩结构模型建立
随着上区段工作面推进，基本顶在采空区边缘弹塑性交界处发生破断形成弧形三角块B，其以一定角度向采空区回转下沉与相邻岩块形成铰接结构。弧形三角块B形态特征及其稳定性直接影响到沿空巷道安全稳定。块体B的长度及断裂位置的关系式[11]如下：
00
/
L L L S?
=?
?
(1)
tan
ln
2tan
tan
c
k H
M
x
c P
γ
λ?
?
?λ
??
+
??
??
=
??
+
??
??
(2)
式中：L0为相邻综放面周期来压步距(m)，S为相邻综放工作面长度(m)，x0为关键块B断裂线与采空区
0.44 m处离层 1.1
m处离层 2.9
m处错位 4.9
m处垂直裂隙 5.8 m处垂直裂隙7.5 m处断裂破碎带 7.4 m处垂直裂隙7.6 m处垂直裂隙 7.8
m处垂直裂隙 8.0
m处垂直裂隙8.6 m处垂直裂隙8.9 m处垂直裂隙11.1 m处垂直裂隙 12.3 m处垂直裂隙
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煤壁距离(m)，c 为煤体黏聚力(MPa)，?为煤体内摩擦角(°
)，P 为煤柱帮支护阻力(MPa)，λ为侧压系数，k 为最大应力集中系数，γ为覆岩平均容重(kN/m 3)，H 为工作面埋深(m)，M 为煤层厚度(m)。由20105工作面地质生产条件和矿压规律实测可知，L 0 = 17 m ，
S = 261 m ，M = 6.2 m ，H = 280 m ，γ = 25 kN/m 3，λ = 1.2，k = 1.2～1.4[7]；由煤岩样力学参数试验可知，将? = 44°
，c = 2.3 MPa 和P = 0.25 MPa 代入式(1)，(2)计算得x 0 = 5.96～7.01 m ，L = 19.74 m ，即关键块B 长度为19.74 m ，在距煤壁5.96～7.01 m 处断裂，其与钻孔窥视结果中纵向裂隙贯通带位置基本吻合。由上述分析可得，20103区段运输平巷覆岩结构如图6所示。
图6 综放沿空掘巷覆岩结构模型
Fig.6 Structure model of overlying strata above gob-side entry
3.2 覆岩宏观结构对巷道矿压影响
20103区段运输巷掘进时正处于采空区覆岩运动剧烈运动期，巷道掘进前后相当长的时间段内都将受到关键块B 回转运动影响。在关键块B 回转运动过程中，上覆岩层压力和自重向深部岩体转移形成侧向支承压力q ，同时对直接顶和顶煤施加回转变形压力σ(见图6)，关键块B 回转下沉对沿空巷道影响如下：(1) 因20105工作面属于高强度开采，一次采出空间大，导致覆岩活动剧烈且滞后周期较长，所形成的侧向支承压力峰值高且影响范围大[10]，
20103巷道区域煤体在高支承压力长期反复作用下裂隙极度发育，整体性遭受破坏，巷道开挖后，围岩短时间内形成大范围破碎区(见图4，5)。(2) 20103巷道与采空区间煤柱宽度仅为8 m ，正处于支承压力的剧烈变化区，巷道附近煤岩体受到不均衡垂直应力作用；加之煤柱帮受上工作面开采、基本顶破断及巷道开掘影响，煤柱两侧大范围破坏，承载能力大幅下降，对顶板约束能力亦下降，而实体煤帮自身完整性及对顶板约束作用要明显优于煤柱侧。上述应力分布和围岩力学性能的差异必然导致煤柱侧顶板严重下沉(见图3(a))。(3) 巷道顶板为软弱煤
体，含1～3层泥岩夹矸，层面间黏结力低、结合性差，受回转变形压力σ影响，相邻岩层间发生不协调的错动变形，形成块度较小的滑移块体间，最终沿煤柱侧顶板形成走向延展的破碎带并压迫支护结构[12](见图3(b))。(4) 窄煤柱作为砌体梁结构的一个支撑点承受着巨大覆岩载荷，而煤柱帮距基本顶断裂线水平距离仅1.4～2.0 m ，煤柱帮势必产生大范围塑性破坏和压缩变形；同时，受基本顶破断影响，煤柱及其直接顶裂隙严重发育形成大范围贯通带，在回转变形压力作用下，共同导致煤柱帮上方顶板出现滑移、嵌入、台阶下沉现象(见图3(c))。
综上分析可知，侧向顶板破断及回转下沉引起的不均衡支承压力q 和回转变形压力σ是沿空巷道不对称变形破坏的根本原因。
4 非对称变形破坏过程数值模拟研究
4.1 数值模型建立
20103区段运输平巷先后受到20105工作面回采、巷道掘进和本工作面回采影响，其变形破坏是一个动态过程，为明确围岩应力、变形的动态变化过程，建立三维数值模型如图7所示。X 轴为煤层倾向300 m ，Y 轴为煤层走向400 m ，Z 轴100 m ，矩形断面，5.6 m×3.5 m(宽×高)。模型水平方向位移约束，底部垂直方向位移约束，上部施加垂直载荷按覆岩自重计γh = 25 kN/m 3×300 m = 7.5 MPa ，根据地应力测试结果，侧压系数取1.2。采用莫尔–库仑准则，并在表1基础上估算出岩体参数。模拟过程：数值模型建立→原岩平衡计算→20105工作面运输风巷和回风巷开挖→20105工作面回采(模拟工作面长度100 m ，
推进长度400 m)→留设8 m 煤柱，20103区段运输巷掘进→20103工作面回采(推进长度为
150 m)。
图7 数值计算模型 Fig 7 Numerical calculation model
20105工作面
20103工作面
煤柱
20103区段运输巷
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4.2 相邻工作面采动影响期间应力位移分布特征 4.2.1 偏应力分布特征
图8为沿空巷道偏应力分布云图，图9为顶板
0.0～6.5深度内偏应力分布曲线，横坐标0点为实体煤帮，0.0～5.6 m 为巷道上方顶板，5.6～13.6 m 为煤柱上方顶板，0～－10 m 为实体煤上方顶板。由图8，9可知：(1) 偏应力分布自身呈明显非对称性，表现为偏应力分别在煤柱和实体煤上方顶板集中，实体煤上方顶板偏应力集中程度(最大应力约为
8.5 MPa)大于煤柱上方顶板(最大应力约为6.0 MPa)，这是由于，巷道开挖引起应力重新分布，巷道上方顶板在自身高偏应力作用下变形破坏，引起偏应力释放及向煤柱和实体煤上方顶板转移；因窄煤柱对顶板承载能力有限导致上方顶板围岩性质劣化和力学性能较低，转移过来的偏应力再次向实体煤侧顶板转移，最终顶板偏应力呈“实体煤侧高、煤柱侧低”的非对称分布特征。(2) 就巷道上方顶板(0.0～
5.6 m)而言，偏应力分布沿巷道中心线亦呈非对称分布，表现为偏应力自实体煤侧至煤柱侧近似呈线性
图8 沿空巷道偏应力等值线图(单位：Pa)
Fig.8 Deviatoric stress contours of gob-side entry(unit ：Pa)
－10 －8 －6 －4 －2 0 2
4 6 8 10 12
偏应力/M P a
顶板水平距离/m
14
图9 不同深度顶板岩层偏应力变化曲线
Fig.9 Deviatoric stress distribution characteristics at different
depths of roof
降低，靠煤柱侧顶板偏应力小于实体煤侧顶板4～7
MPa ，如图8所示，巷道上方顶板卸压区向煤柱侧显著运移。(3) 非对称分布的偏应力施加到围岩和支护结构上必然造成围岩非对称变形和支护结构局部应力集中而偏载破坏。
4.2.2 位移分布特征
应力分布的非对称性必然导致变形破坏的非对称性，因巷道上方顶板岩层变形直接影响着巷道整体稳定，故主要分析巷道上方顶板(0.0～5.6 m 范围)变形规律。图10为垂直位移等值线和矢量场图， 图11为顶板0.0～6.5 m 深度内垂直位移变化曲线。由图10，11可知：(1) 以巷道中心线为轴，顶板垂直位移量靠煤柱侧(平均约340 mm)整体大于靠实体煤侧(平均约250 mm)；巷道靠煤柱侧的肩角部位垂直位移显著，最大位移量约320 mm ，而实体煤侧较小(见图10)。(2) 巷道浅部顶板(0～2.5 m 深度)发生弯曲下沉，最大垂直位移发生于巷道中心偏煤
柱侧200～600 mm 范围内，最大位移量为467 mm 。
(3) 随着顶板层位升高(3.5～6.5 m 深度)，变形非对
图10 垂直位移等值线和矢量场图(单位：m) Fig.10 Vertical displacement contours and vectors(unit ：m)
－8－6－4－20 2 4 6 8 1012
－500
－450
－400－350－300－250－200－150－100顶板垂直位移/m m
顶板水平距离/m
图11 不同深度顶板岩层垂直位移变化曲线 Fig.11 Vertical displacement distribution in different depths
of roof
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称性更加突出，表现为垂直位移由煤柱侧至实体煤侧近似线性降低，最大垂直位移发生于煤柱边缘，这是巷道上方关键块回转引起的结构性调整的结果。
图12为水平位移等值线和矢量场图，图13为顶板0～6.5 m 深度内水平位移变化曲线。由图12，
13可知：(1) 顶板岩层由两侧向巷道中部发生水平位移，最大水平位移分别发生于巷道靠煤柱侧和实体煤侧的肩角部位，靠煤柱侧(最大位移量为241 mm)明显大于靠实体煤侧(最大位移量为40 mm)，0水平位移点由顶板中心位置向实体煤侧明显偏移。(2) 随着岩层层位升高(0.5 m →6.5 m)，靠煤柱侧顶板最大水平位移量由241 mm 逐渐减小至30 mm ，相邻岩层间水平位移差距较大；而靠实体煤侧顶板最大水平位移始终保持在40 mm 左右，且相邻岩层间位移差异性较小。(3) 靠煤柱侧顶板相邻岩层间水平位移差距较大，必将引起岩层相互错动，进而发生剪切滑移破坏，围岩形成宏观裂缝和滑移块体，最终形成走向破碎带并压迫支护结构。
图12 水平位移等值线和矢量场图(单位：m) Fig.12 Horizontal displacement contours and vectors
(unit ：m)
顶板水平位移/m m
顶板水平距离/m
－8 －6 －4 －2 0 2 4 6 8 10
12
－240
－200－160－120－
－0
－280
图13 不同深度顶板岩层水平位移变化曲线 Fig.13 Horizontal displacement distribution characteristics in different depths of roof
4.3 本工作面回采期间应力位移分布特征
在本区段工作面回采过程中，基本顶在实体煤侧破断形成弧形三角块体A ，以AB 岩块铰接点为回转点向本区段采空区回转，而块体B 在采动影响下亦向上区段采空区回转下沉。在块体A ，B 的回转影响下，工作面前方一定范围沿空掘巷围岩大结构的稳定性恶化，造成巷道严重变形[6]。图14为本工作面推进至150 m 时，工作面前方10 m 处巷道断面位移等值线图。由图14可知：(1) 顶板垂直位移由煤柱侧至实体煤侧线性降低，最大垂直位移发生于煤柱边缘，最大垂直位移514 mm ，而靠实体煤侧最大垂直位移462 mm 。(2) 水平位移亦呈煤柱侧大于实体煤侧的不对称特征，靠煤柱侧(最大位移量为
267 mm)明显大于靠实体煤侧(最大位移量为53 mm)且相邻岩层间水平位移量差距更大。(3) 可见，相比掘进期间，本工作面回采期间沿空巷道仍呈煤柱侧顶板变形大于实体煤侧的不对称特征，且垂直变形量和水平变形量均显著增长，存在冒顶隐患。
(a) 垂直位移
(b) 水平位移
图14 工作面前方10 m 处巷道位移等值线图(单位：m) Fig.14 Displacement distribution characteristics in the
roadway 10 m before the working face(unit ：m)
工作面推进至150 m 时，工作面前方80 m 内，顶板0.5 m 深度处最大垂直位移和水平位移变化如图15所示。由图可知，对于顶板垂直位移，随着与
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位
移/
m
m
距工作面距离/m
图15 20103区段运输巷顶板变形量随工作面回采变化Fig.15 Convergence magnitude of roof in roadway 20103 with the advance of mining face
工作面距离减小，顶板下沉量逐渐增大，当与工作面距离减小至40 m内，巷道顶板下沉量变化幅度明显增大，最大下沉量为704 mm；顶板水平位移亦呈现相似变化趋势，与工作面距离减小至25 m内时，水平方向围岩收敛量迅速增大，最大收敛量接近442 mm。可见，受20103工作面高强度开采影响，工作面前方40 m范围内巷道变形量明显增大。
综上，20103区段运输巷道破坏过程可描述为：相邻工作面回采→基本顶岩块B破断、回转运动→巷道区域煤岩体力学性能降低→巷道开挖导致围岩结构和应力分布的非对称性→顶板不均匀沉降和强烈层间滑移变形→靠煤柱侧煤岩体大范围破碎或岩层错位、嵌入、台阶下沉现象→支护结构载荷增大且非均匀受力→实体煤侧煤岩体位移变形→大规模的围岩变形和支护体破坏→本工作面回采激活覆岩结构，变形破坏进一步加剧。可见，靠煤柱侧顶板及肩角部位是巷道变形破坏的关键部位，巷道开挖后上述部位首先发生破坏，后产生连锁反应向实体煤侧顶板扩展，最终导致靠煤柱侧顶板变形破坏大于靠实体煤侧的非对称特征，因此，在实际设计、施工过程中，应采取针对性的非对称控制措施，加强煤柱侧顶板支护强度且支护结构要能够适应围岩水平运动特点。
5 控制对策与技术
5.1 变形破坏机制分析
综合数值模拟结果和现场调研分析，认为20103区段运输平巷失效机制为：一方面，煤体自身强度低且裂隙较为发育，受采空区不稳定覆岩运动和巷道开挖影响，以巷道中心线为轴，沿空巷道围岩结构和应力分布呈非对称性，致使巷道掘出后短时间内顶板即呈现出非对称矿压显现，后期受到本工作面回采影响，覆岩结构被再次激活，沿空巷道非对称变形破坏进一步加剧。另一方面，原有支护未对煤柱侧顶板、肩角部位及煤柱帮等变形破坏始发部位加强支护，且锚索密度较小，长度不足，无法充分调动深部围岩的承载能力，使得支护体系被各个击破；支护结构对岩层水平运动适应能力较差，无法加固围岩反而会降低锚杆索支护作用。此外，巷道断面增大引起顶板岩层垂直载荷和次生水平应力增大，亦是不对称变形破坏的重要因素[12]。
5.2 控制对策
由上述非对称破坏机制分析可知，要实现综放沿空巷道稳定性控制必须要对窄煤柱、煤柱侧顶板及肩角部位加强耦合支护，并增强支护结构对顶板水平运动的适应性，据此，提出以“非对称锚梁桁架”为核心的综放沿空巷道控制对策：(1) 通过高强锚杆密集支护，提高顶板和煤柱帮支护强度，增强围岩承载能力，避免顶板围岩力学性能劣化，限制应力向实体煤侧转移，弱化顶板应力分布非对称性。(2) 采用非对称锚梁桁架支护技术，提高靠煤柱侧顶板支护强度和肩角部位煤岩体抗剪切能力，保证薄弱侧顶板的完整性。(3) 改进锚索连接结构，选用高强度钢筋托梁替换W钢带，增强支护结构柔性让压功能，保证岩层水平运动过程中支护结构持续有效。(4) 考虑到试验巷道大跨度、软弱厚煤顶特点，采用锚索桁架补强支护，预防突发性冒顶灾害事故。
5.3 关键控制技术与参数
根据上述控制对策，结合该矿实际工程条件，提出了“高强锚梁网+非对称锚梁+桁架锚索”为主体的支护系统，采用工程类比、数值模拟、理论分析等方法进行参数设计，支护原理与具体参数如下：
(1) 高强锚梁网支护技术
20103区段运输平巷受相邻工作面开采及巷道开挖影响，围岩完整性遭受严重破坏，采用高强锚梁网支护技术是保证围岩完整性的关键。选用力学性能优越的高强锚杆、施加高预紧力并及时支护，对于提高锚梁网支护效果至关重要。根据王家岭煤
第35卷 第4期 张广超等：大断面强采动综放煤巷顶板非对称破坏机制与控制对策 ? 815 ?
矿实际地质生产条件与工程经验确定锚杆支护参数，同时考虑到顶板和煤柱帮变形较为严重，综合确定顶板和煤柱帮选用φ20 mm×2 500 mm 螺纹钢锚杆，使用1卷Z2360和1卷CK2335锚固，顶锚杆间排距1 000 mm×900 mm ，煤柱帮锚杆间排距
950 mm×900 mm ，锚杆间采用φ14 mm 钢筋托梁连接，且肩角部位锚杆外摆15°，锚杆预紧力矩不得低于150 N ·m 。实体煤帮支护选用φ18 mm×2 000
mm 圆钢锚杆，使用1卷Z2360药卷锚固，间排距950 mm×900 mm 。
(2) 非对称锚梁桁架支护技术
非对称锚梁桁架结构是保障顶板稳定性的关键，其由长锚索、槽钢托梁、钢筋托梁和锁具构成，单体锚索间首先以高强度钢筋托梁连接，同时靠煤柱帮侧锚索采用槽钢托梁进行二次连接，支护结构整体偏于煤柱帮侧布置，如图16所示。其控制机制如下：① 锚索、钢筋(槽钢)托梁与煤岩体组成了锚固点位于两帮上方稳定岩体内的承载结构，随着围岩变形增长，锚索受力增大，围岩应力增大，形成了基点位于两角的拱桥带，该拱桥带可承担部位外围围岩压力(q ，σ)，从而减少顶板应力分布的非对称性[13]。② 锚索布置整体偏于煤柱侧，且斜拉锚索穿过最大剪应力区(肩角煤岩体)，并用较大刚强度的槽钢托梁增大顶板表面围压，从而对变形破坏关键部位——煤柱侧顶板及肩角部位进行加强支护，抑制其不协调变形[12]。③ 锚索将浅部锚杆形成的组合梁稳固于深部岩体中，并使组合梁的实际受力跨度减小，使其承受的拉应力大幅减小[14]。④ 相比锚杆支护，锚索可施加的巨大预紧力极大提高了相邻层面间的法向应力σn ，进而提高层面剪切强
x
图16 非对称锚梁桁架支护原理图
Fig.16 Support principal of asymmetric anchor beam rope
度τf ，有效限制了层间水平错动[15]。⑤ 锚索间采用高强钢筋托梁连接，其柔性较大可适应岩层水平运动，可避免水平错动引起的W 钢带弯曲失效；同时为避免水平运动造成槽钢与锚索间应力集中，增大槽钢向内侧开孔尺寸，为水平运动预留变形空间。
锚索承载性能取决于锚索强度、长度、预紧力和间距等因素，通过工程类比、数值模拟、理论分析确定顶板锚索采用φ17.8 mm×8 300 mm 的钢绞线，钻孔深度8 m ，间排距1 600 mm×1 800 mm ，煤柱侧锚索距帮800 mm ，实体煤锚索距帮 1 600 mm ，靠近两帮的锚索钻孔与顶板垂线夹角为15°，采用1卷CK2335和2卷Z2360锚固；锚索间采用
φ16 mm 钢筋托梁连接，钢筋托梁规格为3 700 mm×
70 mm(长×宽)；巷道中部锚索和靠煤柱帮侧锚索用采用16号槽钢连接，长度为2 200 mm ，配合300
mm×120 mm×16 mm 的厚钢垫片使用，为预留水平运动空间开孔尺寸为25 mm×150 mm(宽×长)，锚索预紧力不得低于140 kN 。
(3) 桁架锚索支护技术
由于20103区段运输平巷跨度达5.6 m ，顶煤厚度大且煤体软弱，在高应力作用下顶板中部和肩角煤体发生局部冒漏，因此，需采用桁架锚索系统进行加强支护。桁架锚索由长锚索和专用锁紧器组成，锚固点位于巷道两肩窝深部不易破坏的三向受压岩体内，两锚索通过锁紧器连接，施加预紧力后形成外斜式凹槽型支护结构。其控制机制[12-13]如下：① 锚索预紧力可沿钢绞线连续传递，沿水平和垂直方向对锚固围岩施加预紧力，实现顶板多向受压。② 钢绞线与顶板线性接触，并辅以钢筋网，可以起到兜护顶板的作用，即便顶板围岩离层、破碎，也不会掉落，进而阻止深部围岩的松动，保证顶板围岩稳定。③ 在顶板岩层变形过程中，锚索桁架系统逐步闭锁，增强浅部围岩受压值，防止巷道围岩出现较大变形。④ 锚索桁架长度大、抗剪性能强，斜穿过煤柱与顶板交界处最大剪应力区，提高了顶帮围岩抗剪切能力，保障煤柱帮角区域围岩稳定。
考虑到锚索桁架存在施工速度慢问题，在支护设计中适度扩大桁架锚索排距提高施工速度[12]。综
上分析，确定桁架锚索参数如下：桁架锚索采用
φ17.8 mm×8 300 mm 钢绞线，孔深7 m ，采用1卷
CK2335和2卷Z2360锚固，底部跨度2.2 m ，排距7 200 mm ，煤柱侧锚索距帮1.4 m ，实体煤侧锚索
? 816 ? 岩石力学与工程学报 2016年
距帮2 m ，锚索钻孔与铅垂线夹角20°，预紧力不低于140 kN 。
6 应用效果
6.1 支护效果数值分析
本节采用FLAC 3D 说明综合控制措施对沿空巷道非对称变形破坏的控制效果，模型建立及参数同前，支护参数如节5.3所述，巷道掘进和回采期间应力、位移分布如图17，18所示。与原有支护相比，掘进期间偏应力虽整体仍呈非对称性分布，但就巷道上方顶板而言，偏应力沿巷道中心线基本呈对称分布，这是因为斜拉锚索形成的应力拱桥结构极大限制了外围压力向内传递，从而减小了应力分布的 非均匀性；靠煤柱侧顶板平均下沉量为75 mm ，靠实体煤侧为50 mm ，最大垂直位移点转移至巷道中间位置，非对称性变形得到有效控制；靠煤柱侧顶板最大水平位移量(约80 mm)大于实体煤侧(32 mm)，
水平位移量及相邻岩层间位移差距大幅减小，围岩水平错动变形变弱。本工作面回采期间，受超前采动影响巷道垂直位移和水平位移均增大，最大
垂直位移为156 mm ，最大水平位移为103 mm 。可见，该综合支护技术有效控制了围岩非对称变形和破坏，围岩稳定性得到了基本控制。 6.2 现场工程应用效果
在掘进与回采期间，对围岩变形进行了详细的观测和记录，其中顶板1#测点位于距实体煤帮1.3 m 处，2#测点位于距煤柱帮2.3 m 处，帮部测点位于距顶板1.7 m 处。监测结果表明：(1) 掘进期间，前
20 d 巷道围岩变形速率较大，20～35 d 变形趋于缓和，35 d 后巷道变形趋于稳定，靠煤柱侧顶板最大变形量47 mm ，靠实体煤侧顶板最大变形量为44
mm ，煤柱帮最大变形量为35 mm ，实体煤帮最大变形量19 mm ，巷道控制效果明显。(2) 本工作面回采期间，20103区段运输平巷围岩变形量明显增加，煤柱侧顶板最大下沉量达174 mm ，实体煤侧顶板最大下沉量为136 mm ，煤柱帮变形量增大至
134 mm ，实体煤帮变形量增大至143 mm ，满足巷道行人、运输和通风需求。
总体而言，采用非对称支护技术后，试验巷道变量在安全范围之内，不存在支护系统损毁失效现象，整体状况较好，支护后的巷道效果见图19。
(a) 偏应力等值线图(单位：Pa) (b) 垂直位移等值线图(单位：m) (c) 水平位移等值线图(单位：m)
图17 巷道掘进期间支护巷道数值计算结果
Fig.17 Numerical results of supported roadway during excavation
(a) 偏应力等值线图(单位：Pa) (b) 垂直位移等值线图(单位：m) (c) 水平位移等值线图(单位：m)
图18 本工作面回采期间支护巷道数值计算结果
Fig.18 Numerical results of supported roadway during working face excavation process
第35卷第4期张广超等：大断面强采动综放煤巷顶板非对称破坏机制与控制对策 ? 817 ?
图19 巷道围岩控制效果
Fig.19 Support effect of roadway control
7 结论
(1) 通过现场测试可知，大断面强采动综放煤
巷顶板呈现非对称变形破坏特征，表现为：靠煤柱
侧顶板下沉严重，局部出现错动、嵌入、台阶下沉
现象；水平挤压错动变形显著，浅部煤体形成大范
围走向挤压破碎带并造成支护结构弯曲失效；煤柱
侧顶板裂隙极为发育，破裂范围延伸至基本顶深部。
(2) 侧向基本顶于煤柱上方距采空区边缘6～ 7 m处发生破断，基本顶的破断和回转下沉运动引
起的不均衡支承压力q和回转变形压力σ是沿空巷
道不对称变形破坏的根本力源，靠煤柱侧顶板及肩
角部位是巷道变形破坏的关键部位。
(3) 20103区段运输平巷失效机制为：煤体自身
强度低且裂隙较为发育，受采空区不稳定覆岩运动
和巷道开挖影响，沿空巷道围岩结构和应力分布以
巷道中心线为轴呈非对称性分布，而原有支护未对
煤柱侧顶板及肩角等部位加强支护且无法适应顶板
剧烈水平运动，巷道掘出后呈现出非对称矿压显现，后期受到本工作面回采影响，覆岩结构被再次激活，沿空巷道非对称变形破坏进一步加剧。
(4) 要实现此类巷道围岩稳定性控制必须要对
窄煤柱、煤柱侧顶板及肩角部位加强耦合支护，并
增强支护结构对顶板水平运动的适应性，据此，提
出以“非对称锚梁桁架”为核心的综放沿空巷道控
制对策，包括：高强锚梁网保证煤岩体完整性，锚
梁桁架加强肩角部位围岩稳定，增强锚索连接结构
柔性，并采用桁架锚索预防恶性垮冒。
(5) 数值模拟和工程实践表明，以锚梁桁架为
核心的非对称支护技术可有效减弱巷道顶板中应力
和位移的分布的非对称性，控制了围岩非对称变形
和破坏，并已在该矿大面积推广应用。研究成果可为类似巷道的支护提供借鉴和参考。
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