徐箏崢，楊玉貴，，陳 勇，侯珊珊，陳曉虎

（1.中國礦業(yè)大學 力學與土木工程學院，江蘇 徐州 221116；2.中國礦業(yè)大學 深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室，江蘇 徐州 221116；3.中國礦業(yè)大學 煤炭資源與安全開采國家重點實驗室，江蘇 徐州 221008）

沿空留巷技術(shù)是沿著采空區(qū)邊緣將本區(qū)段工作面的回采巷道維護下來，作為下一區(qū)段工作面重復(fù)使用[1-4]，該技術(shù)具有減少巷道掘進量，提高煤炭開采效率，有效解決瓦斯積聚問題等優(yōu)勢[5-9]。但在實際工程中，大采高高水充填沿空留巷存在著圍巖變形量大、巷道難以維護的缺點，嚴重影響了沿空留巷的充填效果，為此，學者們進行了大量研究。何滿潮院士等[10-11]以“切頂短壁梁”為基礎(chǔ)理論，提出了無煤柱自成巷開采技術(shù)，在煤層開采中廣泛應(yīng)用；韓昌良等[12-14]、薛俊華等[15]針對大采高沿空留巷的頂板運動特征做了很多研究，并提出巷旁復(fù)合承載結(jié)構(gòu)的概念以揭示巷旁結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定機理；謝生榮等[16-17]對深部開采留巷圍巖難以控制的問題，利用應(yīng)變軟化模型研究工作面推進過程中圍巖偏應(yīng)力的演化規(guī)律；陳勇等[18-20]、雷傳霖等[21]、韓俊效等[22]運用數(shù)值模擬的方法分析了沿空留巷巷內(nèi)支護機理并提出了沿空留巷巷內(nèi)支護技術(shù)；康紅普等[23]、張鎮(zhèn)等[24]指出深部沿空留巷與淺部沿空留巷在頂板的斷裂位置和基本頂回轉(zhuǎn)等方面存在較大區(qū)別，提出了深部留巷支護的設(shè)計原則。對于沿空留巷技術(shù)研究方面，王水利等[25-26] 通過建立大采高條件下沿空留巷的力學模型，分析出大采高沿空留巷圍巖穩(wěn)定性影響因素，針對性提出巷內(nèi)基本支護采用錨桿支護體系；謝文兵等[27-29]在工程實踐的基礎(chǔ)上，采用離散元數(shù)值分析軟件UDEC，詳細分析了沿空留巷圍巖移動規(guī)律，確定了合理的充填方式和充填體強度；鄧雪杰等[30]以埋深為1 152 m 的充填工作面沿空留巷為背景，研究了不同埋深、工作面充實率和強度條件下沿空留巷圍巖應(yīng)力規(guī)律與移動破壞特征?，F(xiàn)階段對于沿空留巷與圍巖運移規(guī)律的理論和現(xiàn)場實際方面已經(jīng)有了諸多研究[31-34]。但目前在深部大采高條件下的沿空留巷方面研究偏少，其沿空留巷圍巖穩(wěn)定性機理尚不明確，為此，以西山煤電屯蘭礦22301 工作面沿空留巷為研究背景，運用數(shù)值模擬分析沿空留巷在掘進階段和留巷階段的圍巖應(yīng)力演化規(guī)律和變形特征。

1 高水材料力學特性試驗

1.1 試驗方案

高水材料是1 種特效速凝水泥，由甲料和乙料組成。甲料由水泥、粉煤灰、緩凝劑等部分組成，乙料由石膏、早強劑和速凝劑組成。在制備過程中，按照不同水灰比稱取定量的甲料、乙料和水，先將稱取好的甲料和水在攪拌機內(nèi)充分攪拌，再將稱取好的乙料和水充分攪拌，最后將甲乙料混合物充分攪拌均勻，注意在攪拌的過程中邊加料邊攪拌。實驗設(shè)計3 組不同的水灰比，分別為1.5∶1，2∶1，2.5∶1。

試驗準備包括制樣和養(yǎng)護。試樣采用尺寸為50 mm×100 mm 的圓柱形塑料試模進行制作，將甲乙料混合物注入模具成型、脫模，制成標準試樣。試樣制好后放入恒溫電阻箱養(yǎng)護。對試樣進行單軸壓縮試驗，載荷以0.5 mm/min 的速率勻速加載至試樣完成破壞。測試不同水灰比高水材料的全應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

1.2 高水材料的力學性能

對養(yǎng)護至28 d 水灰比分別為1.5∶1、2∶1、2.5∶1的試樣進行單軸壓縮試驗，不同水灰比高水充填材料單軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線如圖1。根據(jù)曲線變化特征，可將其分為3 個階段：壓密階段、線彈性階段、屈服階段。可見，隨著水灰比從1.5∶1 增大到2∶1，材料強度由6.62 MPa 降低到4.08 MPa，降低了38%；隨著水灰比從2∶1 增加到2.5∶1，材料強度由4.08 MPa降低到2.85 MPa，降低了30%。

圖1 不同水灰比高水充填材料單軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.1 Uniaxial compression stress-strain curves of high water filling material with different water-cement ratios

不同水灰比的高水材料強度與養(yǎng)護時間關(guān)系曲線如圖2?？梢姡瑢τ诟咚牧隙?，其硬化凝結(jié)速度較快，材料的養(yǎng)護時間對強度的形成起重要作用，隨著養(yǎng)護時間的增加，材料的強度逐漸增長，28 d后材料強度可提高為原來的2 倍。

圖2 高水材料28 d 強度-養(yǎng)護時間關(guān)系曲線Fig.2 28 d strength-curing time curves of high-water material

2 深部大采高高水充填沿空留巷圍巖穩(wěn)定數(shù)值模擬

2.1 數(shù)值模型與模擬方案

針對屯蘭礦22301 工作面煤層、頂?shù)装辶W性質(zhì)等生產(chǎn)地質(zhì)條件，開展高水材料巷旁充填沿空留巷無煤柱開采技術(shù)研究。工作面走向長度2 652 m，工作面傾向長度205 m，煤層厚度4.15～5.50 m。工作面運輸巷斷面為矩形，施工凈寬為4.5 m，凈高為3.5 m，沿2#煤頂板掘進。

采用FLAC3D數(shù)值計算軟件對大采高沿空留巷圍巖應(yīng)力與變形演化規(guī)律進行分析。模型參數(shù)如下：尺寸長×寬×高為300 m×280 m×100.5 m，煤層厚度4.8 m，巷道斷面形狀為矩形，高×寬=3.5 m×4.5 m。數(shù)值計算模型煤巖層力學參數(shù)見表1。

表1 數(shù)值計算模型巖體力學參數(shù)Table 1 Rock mass mechanical parameters of numerical calculation model

模型的前后左右四周邊界固定水平方向上的位移，底部邊界約束垂直方向上的位移。模型中x 軸方向為22301 工作面傾向，y 軸為工作面走向，z 軸代表豎直方向。充填體全部位于采空區(qū)內(nèi)，充填體及煤巖層均采用莫爾-庫倫（Mohr-Coulomb）本構(gòu)關(guān)系。數(shù)值計算模型如圖3。

圖3 沿空留巷數(shù)值計算模型Fig.3 Numerical calculation model of gob-side entry retaining

2.2 大采高圍巖應(yīng)力分布與變形特征

2.2.1 巷道掘進期間圍巖應(yīng)力分布和變形特征

回風巷掘進120 m 和回風巷掘進完成后進風巷掘進120 m 時的圍巖垂直應(yīng)力和水平應(yīng)力分布如圖4。由圖4（a）可知，巷道圍巖應(yīng)力場在整體上呈現(xiàn)出對稱分布。巷道開挖以后，圍巖應(yīng)力進行重新分布，垂直應(yīng)力峰值出現(xiàn)在巷道兩側(cè)煤壁內(nèi)；由圖4（b）可知，水平應(yīng)力峰值出現(xiàn)在頂?shù)装迳畈浚瑑蓭蛻?yīng)力向兩側(cè)水平釋放；由圖4（c）可知，掘進進風巷引起的支承應(yīng)力在兩巷道間的保護煤柱上疊加，垂直應(yīng)力峰值達31 MPa；由圖4（d）可知，水平應(yīng)力呈對稱分布，兩巷道中間的保護煤柱失去水平約束形成應(yīng)力集中區(qū)，峰值達到27 MPa。

圖4 掘進階段圍巖應(yīng)力分布Fig.4 The stress distribution of surrounding rock during tunneling period

巷道掘進期間圍巖位移曲線如圖5，在掘進期間，巷道的圍巖變形量較小，兩幫的最大移近量為78.8 mm，頂?shù)装宓淖畲笠平渴?5.6 mm。巷道成型后，巷道斷面幾乎沒有較大的變化。

圖5 巷道掘進期間圍巖位移曲線Fig.5 Displacement curves during tunneling period

2.2.2 沿空留巷期間圍巖應(yīng)力分布和變形特征

工作面回采120 m 時的圍巖應(yīng)力分布如圖6。22301 工作面回采過程中，進風巷要經(jīng)受工作面采動的前、后支承壓力作用。為了研究前支承壓力對巷道圍巖穩(wěn)定性的影響，通過數(shù)值模擬計算出工作面前方50 m 內(nèi)支承壓力圖，頂板下沉量曲線圖。工作面前方頂板垂直應(yīng)力分布如圖7，回采期間超前工作面頂板下沉量如圖8。

圖6 工作面回采120 m 時頂板垂直應(yīng)力分布狀況Fig.6 Vertical stress distribution of roof at 120 m stoping

由圖7 可知，巷道的圍巖應(yīng)力在工作面前方40 m 范圍以內(nèi)受采動影響較大，在工作面前方40 m 范圍以內(nèi)，巷道圍巖所受的應(yīng)力呈先升高后降低趨勢。在工作面前方7.8 m 處，頂板垂直應(yīng)力達到峰值，為55.2 MPa。由圖8 可知，頂板最大下沉量為160 mm，底板最大鼓起量為43 mm，巷道圍巖在工作面前方80 m 以外下沉量較小，而在0～30 m 內(nèi)，巷道頂?shù)装逡平匡@著增加。故為控制頂板下沉，應(yīng)在工作面前方30 m 處進行臨時加強支護來控制巷道的穩(wěn)定。

圖7 工作面前方頂板垂直應(yīng)力分布Fig.7 Stress distribution in advance of coal face

圖8 回采期間超前工作面頂?shù)装逑鲁亮縁ig.8 Roof subsidence in advance face during mining period

2.3 大采高沿空留巷圍巖控制技術(shù)

根據(jù)高水材料的力學性能，選擇水灰比為1.5∶1的高水材料作為巷旁充填體，在此基礎(chǔ)上，分析不同的充填體寬度對圍巖應(yīng)力分布的影響。將充填體寬度分別選定為：1.8、2.2、2.6 m，分析充填體寬度不同的情況下對圍巖應(yīng)力分布的影響。根據(jù)模擬計算的結(jié)果，得到不同寬度條件下充填體垂直應(yīng)力分布圖。充填體軸向垂直應(yīng)力如圖9。不同寬度條件下充填體下沉量分布如圖10。不同充填體寬度時巷道圍巖位移與充填體寬度關(guān)系見表2。

圖9 充填體軸向垂直應(yīng)力Fig.9 Axial vertical stress of the filling body

表2 不同充填體寬度時巷道圍巖位移與充填體寬度關(guān)系Table 2 Relation between deformation of surrounding rock and width of filling wall

圖10 不同寬度條件下充填體下沉量分布圖Fig.10 Distribution diagram of the subsidence of filling body with different widths

由圖9 可知，沿著巷道軸向，充填體寬度不同的情況下，其頂板垂直應(yīng)力隨著距工作面的變化趨勢基本一致。在工作面后0～40 m 范圍內(nèi)，充填體載荷迅速增大，40 m 以后基本不變。當充填度寬度在2.2 m以上時，充填體強度較高，對頂板支撐作用較好。

由圖10 可知，巷旁充填體在上覆巖層運動的影響下，下沉量跟充填體寬度成反比，即充填體寬度越大，其頂板下沉量越小，最小下沉量分別為409、412、440 mm。支護體寬度為2.2 m 時的最小下沉量較支護體寬度為2.8 m 的支護體下沉量增加了3 mm；支護體寬度為1.6 m 時的最小下沉量較支護體寬度為2.2 m 時的最小下沉量增加了38 mm。后者的下沉量遠大于前者，說明支護體寬度從1.6 m 增加到2.2 m 對最小下沉量影響最明顯，而從2.2 m增加到2.8 m 下沉量不明顯。隨著巷旁充填體寬度的增加，3 種巷旁充填體的下沉量斜率基本一致。

由圖10 和表2 可以說明巷道圍巖變形與充填體寬度之間的存在如下關(guān)系：

1）隨著充填體寬度的增加，巷道圍巖的變形量越來越小，當寬度為1.6 m 時，兩幫收縮量為720 mm，頂?shù)装逡平繛?65 mm，此寬度條件下圍巖的變形量過大，充填體變形破壞嚴重。

2）當寬度增加到2.2 m 以上，頂板下沉量和煤幫的鼓出量驟然減小，說明在此寬度以上對圍巖控制效果較好。

3）圍巖的變形量從1.6 m 到2.2 m 減小幅度最大，而從2.2 m 到2.8 m 減小幅度較小，在此情況下再加大充填體寬度作用不明顯。

綜上，巷旁充填體的寬度越大，其承載能力越強，但是成本會相應(yīng)地增加，當支護體寬度為2.2 m時，其下沉量和頂板下沉量均較小，圍巖處于比較穩(wěn)定的狀態(tài)且巷道成本較低，因此確定合理的巷旁支護體寬度為2.2 m。

3 結(jié) 論

1）隨著水灰比從1.5∶1 增加到2.5∶1，材料強度由6.62 MPa 降低到2.85 MPa，降低了59.4%。水灰比為1.5∶1 時材料強度最高，為6.62 MPa。

2）巷道在掘進階段頂?shù)装遄畲笠平繛?5.6 mm，與回采期間最大移近量203 mm 相比變形量較小，巷道成型后，巷道斷面沒有太大變化。

3）留巷期間，在超前工作面30 m 以內(nèi)，巷道頂板出現(xiàn)明顯下沉，受采動影響較大，需在工作面前方30 m 出需要進行頂板的加強支護。