高璟盎

(1.中煤科工集團沈陽研究院有限公司，遼寧 撫順 113112；2.煤礦安全技術國家重點實驗室，遼寧 撫順 113112)

迎回采工作面臨空掘巷能夠有效地解決煤礦企業(yè)所面臨的采掘工作面接續(xù)緊張問題，但相較于沿著穩(wěn)定的采空區(qū)邊緣掘進巷道，迎回采工作面臨空掘巷首先要受到掘巷造成的圍巖應力調整，其次鄰近工作面回采引起的側向支承應力和超前支承應力也將對其造成嚴重影響，這進一步導致臨空掘巷期間將面臨更加復雜、時變的應力環(huán)境[1-3]。針對迎回采工作面臨空掘巷所面臨的礦壓顯現劇烈難題，眾多學者對其進行了一系列研究。柏建彪等[4]研究了迎回采工作面沿空掘巷圍巖應力演化和變形機制，指出頂板中部是巷道圍巖控制的關鍵點，并針對性的提出了三種控制技術；王水利[5]等利用FLAC3D軟件進行了數值模擬，分析了沿空巷道掘進過程中動態(tài)和靜態(tài)載荷對于煤柱體破壞機理的影響；高富強[6]等采用一種新的UDEC三角法研究了巷道在采動應力作用下的擠壓破壞行為；王宏偉[7]等調研了采礦活動中誘發(fā)的多變應力對于巷道圍巖破壞特征的影響。所有這些研究為理解迎回采工作面臨空掘巷的失效機制和控制方法提供了一定程度的幫助。但是，現有的研究仍存在一些問題，這些問題主要表現在：①現有的研究主要使用基于大量假設的分析或數值建模方法。然而，巷道圍巖特征在很大程度上取決于工程地質條件。因此，盡管費時且成本高昂，但針對具體工程地質條件，現場監(jiān)測可以提供比通過分析和數值模擬更真實的結果；②現有的研究主要集中在巷道圍巖特征上，包括應力、塑性區(qū)和位移分布。然而，迎回采工作面臨空掘巷的特征本質上與頂板巖層運移密切相關，這在現前的研究中很少被考慮，導致礦壓控制缺乏經驗數據；③目前迎回采工作面臨空掘巷的主要控制方法是增加支護阻力。然而，這種處理方法忽略了巷道圍巖性能和頂板巖層運移之間的關系。

本文采用現場儀器結合數值模擬評估迎回采工作面臨空掘巷圍巖特征，并嘗試采用預裂頂板巖層措施來改善臨空巷道圍巖的特性，研究成果為具有類似工程地質條件下臨空掘巷提供了指導和借鑒。

1 工程概況

王家?guī)X煤礦位于山西省運城市，目前主要開采20104工作面，為了滿足礦井的產能計劃要求，其鄰近的接續(xù)20102工作面正處于掘進階段。20104工作面所開采的2#煤層埋深超過300m，平均厚度為6.2m，采用綜采放頂煤開采工藝，直接開采高度3.5m，放頂煤厚度為2.7m。20104工作面沿傾向方向的寬度為260m，沿走向方向的長度為1400m，其回采期間平均推進速率為6.4m/d。鄰近的接續(xù)20102工作面掘進巷道與20104工作面平面位置關系，如圖1所示，根據工程進度估算20102回風平巷掘進工作面與20104工作面將在距離終采線570m的位置I處相遇，且臨空側20102回風平巷的護巷煤柱體寬度為19.5m。

20102回風平巷斷面尺寸為5.2m×3.3m(寬×高)，其圍巖支護包括初始支護和補強支護兩部分。其中初始支護具體方案為：頂板采用直徑20mm、長度2500mm的高強度錨桿，煤柱幫采用直徑18mm、長度2000mm的圓鋼錨桿，實體煤幫采用直徑20mm、長度2000mm的玻璃鋼錨桿；頂板錨桿間排距為900mm×900mm，兩幫錨桿間排距為1200mm×900mm；頂板和兩幫采用直徑6mm的錨網用于表面控制；此外，在兩排相鄰的頂板錨桿之間安裝有高強度錨索，并以2—1—2周期循環(huán)的方式布置。頂板采用直徑17.8mm、長度6300mm的鋼絞線錨索，錨索間排距為2000mm×1800mm。所有錨桿和錨索的預緊力分別為60kN和120kN。

采用初始支護措施后，20102回風平巷圍巖受鄰近20104工作面回來擾動影響而變形量較大，因此對該巷道及時進行了補強支護措施。高強度樹脂錨索被用來對頂板進行補強加固，每排由3根直徑17.8mm、長度8300mm的高強度樹脂錨索固定于同一鋼帶上，其排距為1800mm；此外，對煤柱幫采用直徑17.8mm、長度6300mm的高強度錨索進行補強加固。

2 現場監(jiān)測研究

2.1 監(jiān)測方案確定

為了更好的分析20102回風平巷掘巷期間受鄰近20104工作面回采擾動程度，關于20102回風平巷圍巖表面收斂量和內部位移量被監(jiān)測，監(jiān)測方案如圖2所示。

如圖2可知，4個測釘分別被安裝于巷道表面頂、底板中部和兩幫距底板1.7m高位置處，并通過可伸縮測尺、卷尺等工具進行巷道圍巖表面收斂量監(jiān)測工作；通過伸長計系統(tǒng)[8]對巷道頂板和兩幫內部位移量進行了監(jiān)測，其中孔內固定爪分別固定于頂板內1.0m、2.0m、3.2m、4.5m和8.1m深度處，煤柱體內0.6m、1.1m、2.8m、4.4m和5.3m深度處，實體煤內1.1m、2.0m、3.6m、5.1m和6.7m深度處。當測站安裝完成后，此時20102回風巷迎頭在其前方1.0m位置處，20104工作面回采推進至位置Ⅱ處(滯后測站位置距離約230m)。隨著20104工作面的繼續(xù)回采推進，直至其回采推進至位置III(超前測站位置距離約220m)時，這一期間均對測站位置處數據進行監(jiān)測。

2.2 監(jiān)測結果分析

20104工作面回采推過測站位置前、后時20102回風平巷圍巖表面收斂量變化情況如圖3所示。

20104工作面回采推過測站位置前、后時監(jiān)測到的20102回風平巷圍巖內部位移量變化如圖4所示。

如圖3所示20102回風平巷圍巖表面收斂量變化情況，可以將其受20104工作面回采擾動影響分為3個階段，即：初期緩慢增長(階段Ⅰ)、快速持續(xù)增長(階段Ⅱ)和加速增長(階段Ⅲ)。

2.2.1 初期緩慢增長(階段Ⅰ)

由圖3可知，當20104工作面超前測站185～230m范圍時，20102回風平巷圍巖表面收斂量緩慢的增加，圍巖表面收斂率在2～3mm/d范圍內波動。隨后，當20104工作面超前測站125～185m范圍時，圍巖表面收斂量維持緩慢的增加，圍巖表面收斂率趨向于0 mm/d。圍巖頂底板累計移近量為424mm，圍巖兩幫累計移近量為244mm。由圖4可知，頂板孔內固定爪位于1.0m、2.0m處的煤巖體垂直位移量分別為382mm和127mm，另外3個孔內固定爪處的煤巖體垂直位移量均小于50mm，這表明在頂板內1.0～3.2m區(qū)間煤巖體發(fā)生了不同程度的離層現象；兩幫所有孔內固定爪處的煤體水平位移量均小于130mm，這表明兩幫內煤體整體變形量較輕微。

2.2.2 快速持續(xù)增長(階段Ⅱ)

由圖3可知，當20104工作面從超前測站125m至滯后測站100m范圍時，20102回風平巷圍巖表面收斂量和收斂率快速的增加。當20104工作面超前測站50～125m范圍時，圍巖表面收斂率快速的增加至4～5mm/d；而當20104工作面超前測站0～50m范圍時，圍巖表面收斂率增加更多，達到6～8mm/d；當20104工作面滯后測站0～100m范圍時，圍巖表面收斂率持續(xù)增加至14～24mm/d。由圖4可知，頂板孔內固定爪位于1.0m、2.0m和3.2m處的煤巖體垂直位移量明顯的增大，這表明在頂板內1.0～4.5m區(qū)間煤巖體發(fā)生了不同程度的離層現象，即頂煤與直接頂之間會發(fā)生離層現象；煤柱體幫孔內固定爪位于0.6m、1.1m處的煤體水平位移量分別為263mm和150mm，這表明煤柱體幫內深度小于1.1m范圍內煤體被壓擠變形嚴重；實體煤幫孔內固定爪位于1.1m處的煤體水平位移量為151mm，這表明實體煤幫內同樣深度小于1.1m范圍內煤體被壓擠變形嚴重。

2.2.3 加速增長(階段Ⅲ)

由圖3可知，當20104工作面滯后測站100～200m范圍時，20102回風平巷圍巖表面收斂量逐漸的減緩，同時圍巖表面收斂率減小至4～5mm/d，最終圍巖頂底板累計收斂量為1561mm，圍巖兩幫累計收斂量為1108mm。最終造成液壓支柱受壓過度或斷裂，兩幫內錨桿被懸掛而失去支護作用。由圖4可知，頂板孔內固定爪位于3.2m、4.5m處的煤體水平位移量分別為276mm和155mm，這表明頂板內煤巖體離層發(fā)生于頂板內深度超過4.5m位置處，即直接頂也發(fā)生下沉現象；兩幫內煤體變形量進一步增大，其中煤柱體幫孔內固定爪位于2.8m處的煤體水平位移量大于250mm，實體煤幫孔內固定爪位于2.0m處的煤體水平位移量大于180mm，這表明兩幫內煤體進一步被擠壓變形。

綜上分析可知，20102回風平巷圍巖受鄰近20104工作面回采擾動影響將會導致圍巖變形破壞嚴重，圍巖原有支護結構存在局部失效情況，進而危及巷道內工人和設備的安全性。

3 數值模擬研究

3.1 模型的構建

采用FLAC3D數值模擬軟件構建了尺寸為600m×260m×170m(長×寬×高)的三維模型，并在模型上表面施加7.0MPa的等效均布載荷來模擬覆巖壓力。模型四周的靜態(tài)壓力系數取值為1.2，模型四周邊界采用水平位移約束，模型底面采用固定位移約束[9]。關于所構建的三維模型具體模擬步驟如下：①構建三維模型，并進行初始應力平衡運算；②掘出完整的20104回風平巷，并進行應力平衡運算(每掘10m并及時進行支護)；③掘出完整的20102回風平巷，并進行應力平衡運算(每掘進10m并及時進行支護，運算平衡后再循環(huán)掘進10m并及時進行支護，依次類推)；④回采20104工作面直至開采完畢，并進行應力平衡運算(每次回采5m)。具體的三維模型及模擬步驟如圖5所示。

彈塑性模型被用來評價頂、底板巖層的力學性能，應變軟化模型被用來評價煤層的力學性能[10，11]。通過現場對煤巖體進行取芯作業(yè)，并將煤巖芯在有資質的相關實驗室進行標準試件加工、測試，可以得到三維模型中煤巖層的物理力學參數賦值情況見表1。

表1 煤巖層物理力學參數

隨著20104工作面的回采推進，其后方采空區(qū)內垮冒矸石壓實階段會顯著影響20102回風平巷圍巖應力環(huán)境。然而，垮冒矸石的應變-剛度特性過于復雜，無法用合理的本構模型來表示。因此，提出采用雙屈服模型來模擬采空區(qū)內垮冒矸石的支承作用。雙屈服模型所需輸入的參數包括應力-應變數據和矸石材料物理力學數據，其中前者可以通過Salamon經驗公式計算得到，后者可以通過試錯法將數值模擬得到的應力-應變曲線與Salamon經驗公式計算得到的應力-應變曲線進行匹配而獲得[12，13]，見表2、表3。

表2 雙屈服模型的應力-應變參數

表3 矸石材料的物理力學參數

3.2 模型有效性驗證

為了驗證所構建的三維模型全局有效性，將20102回風平巷最終圍巖頂底板和兩幫累計收斂量數值模擬結果與現場監(jiān)測結果進行了比較，如圖6所示。

由圖6所示，關于最終圍巖頂底板累計收斂量數值模擬結果為1162mm，而現場監(jiān)測結果為1108mm，誤差率為4.6%；最終圍巖兩幫累計收斂量數值模擬結果為1661mm，而現場監(jiān)測結果為1561mm，誤差率為6.4%?？梢姡瑪抵的M結果與現場監(jiān)測結果之間具有相當好的一致性，因此可以判定所構建的三維模擬及其所選用的參數是合理的。

3.3 模擬結果分析

隨著20102回風平巷內測站相對201044工作面距離的變化，20102回風平巷圍巖中的支承應力空間演化規(guī)律如圖7所示。

由圖7可知，隨著工作面的推進，20102回風平巷兩側煤體內的支承應力處于動態(tài)變化過程。且煤柱內垂直應力呈馬鞍形分布，即垂直應力在煤柱內兩側要高于煤柱內中部。當20104工作面超前測站125～200m范圍時，20102回風平巷兩側煤體內的支承應力呈現出輕微的增加，但依舊維持在較低的應力狀態(tài)。此時，煤柱內支承應力呈對稱馬鞍形分布，煤柱內中部低應力區(qū)初始應力保持在7.0MPa左右，這表明煤柱內中部處于彈性狀態(tài)；當20104工作面從超前測站125m至滯后測站25m范圍時，20102回風平巷兩側煤體內的支承應力逐漸增大，且煤柱內的支承應力均值要高于實體煤內的，這是因為頂板及其上覆巖層下沉變形導致煤柱體承載更高的應力值。此時，煤柱內支承應力由對稱馬鞍形分布轉變?yōu)榉菍ΨQ馬鞍形分布；當20104工作面滯后測站25～100m范圍時，20102回風平巷兩側煤體內的支承應力呈現出進一步增大的趨勢，當20104工作面滯后測站100～200m范圍時，塑性區(qū)貫穿整個煤柱體，煤柱體因整體塑性變形破壞而無法承載原有的高支承應力，導致20102回風平巷兩側煤體內的支承應力向深部重新分配。此時，20102回風平巷圍巖狀況極差，導致圍巖收斂量顯著增大。

根據模擬結果可知，20104工作面回采對20102回風平巷內測站造成擾動影響從20104工作面超前測站125m處開始，并在20104工作面超前測站125m至滯后測站25m范圍時對20102回風平巷內測站造成的擾動影響加劇，然后在20104工作面滯后測站100～200m范圍時對20102回風平巷內測站造成的擾動影響趨于穩(wěn)定，這與20102回風平巷圍巖表面收斂量監(jiān)測結果非常吻合。

4 圍巖穩(wěn)定性控制研究

4.1 圍巖穩(wěn)定性力學機理

一般來說，基于20104工作面回采后頂板巖層的運移情況，可以將其劃分為3個區(qū)域：初始運移區(qū)、快速運移區(qū)和緩慢運移區(qū)[14，15]，如圖8所示。

在初始運移區(qū)，工作面前方實體煤和后方采空區(qū)上方的頂板巖層開始下沉并緩慢的向采空區(qū)內回轉；在快速運移區(qū)，頂板巖層在采空區(qū)邊緣實體煤壁上方發(fā)生破斷，并開始加速下沉直至其觸碰到采空區(qū)內垮落的矸石；在緩慢運移區(qū)，隨著破斷的頂板巖層繼續(xù)下沉，采空區(qū)內垮落的矸石被緊密壓實，其所產生的支承阻力逐漸增加，直至支承阻力足夠大而頂板巖層不再下沉。隨著工作面的回采推進，相應的頂板巖層運移分區(qū)也依次向前演化。

基于現場監(jiān)測和數值模擬關于20102回風平巷礦壓響應結果，可知其變形破壞過程可分為與頂板巖層移動相對應的3個階段。在階段Ⅰ(20104工作面超前測站125m)，20104工作面回采擾動誘發(fā)的頂板巖層運移尚未對測站位置處巷道造成影響，此時測站位置處巷道圍巖變形主要是因為巷道開挖引起的應力再分配造成的；在階段Ⅱ(20104工作面從超前測站125 m至滯后測站100m)，20104工作面回采造成的初始和快速運移區(qū)內頂板巖層對測站位置處巷道造成了顯著影響，圍巖表面收斂速度明顯加快；在階段Ⅲ(20104工作面從滯后測站100m至200m)，此時緩慢運移區(qū)內頂板巖層運移逐漸趨于穩(wěn)定。然而，由于20104工作面回采引起的高側向支承應力和狀況極差的巷道圍巖，巷道圍巖更容易發(fā)生變形破壞。因此，這一階段巷道圍巖表面收斂量首先保持持續(xù)的增加，然后逐漸趨于穩(wěn)定。

4.2 圍巖穩(wěn)定性控制方案

基于上述分析，可以推斷出高應力由鄰近20104工作面上方頂板巖層運移引起的，因此，采用頂板預裂爆破或者高壓水力預裂頂板是降低鄰近工作面采動引起地高應力的有效方法[16，17]。根據相關文獻研究表明，斷裂線位于采空區(qū)上方時更有利于保證巷道圍巖的穩(wěn)定性。因此，當鄰近工作面回采后，預裂或致裂影響區(qū)的頂板巖層會發(fā)生破斷和垮冒，進而無法作為應力傳遞介質來實現對于上覆巖層應力的傳遞功能，降低了煤柱體內的應力集中程度。另外，垮冒后的頂板能夠對采空區(qū)邊緣空間進行填充，進而能夠起到對于煤柱體支承應力的共同分擔，使得煤柱體內支承應力進一步降低。

現場實踐階段，針對20102回風平巷頂板巖層進行了高壓水力預裂，預裂鉆孔參數見表4。

表4 頂板預裂鉆孔參數

表4中鉆孔長度為25m，仰角為35°，能夠充分切斷頂板巖層中的泥巖層(厚度為2.0m)和粉砂巖層(厚度為9.2m)，進而使其充分垮落。同時，為了最大程度的降低20104工作面回采擾動對于20102回風平巷的影響，預裂頂板巖層作業(yè)必須在超前20104工作面前方120m外完成?，F場頂板預裂鉆孔施工示意情況如圖9所示。

當對20102回風平巷上方頂板巖層采取表4所示預裂措施前后，分別監(jiān)測20104工作面滯后測站50m(處于階段Ⅱ區(qū)域內)和20104工作面滯后測站150m(處于階段Ⅲ區(qū)域內)位置處巷道圍巖兩幫內的支承應力變化規(guī)律，數值模擬結果(頂板預裂面采用interface模塊在三維模型中實現)如圖10所示。

由圖10可知，由于對頂板巖層采取預裂措施后，頂板巖層得到充分的破斷和垮冒，且垮冒后的頂板在采空區(qū)內能夠產生一定的支承阻力，這導致巷道圍巖兩幫內的支承應力集中得到了一定程度的緩解。因此，頂板巖層預裂后巷道實體煤側的支承應力峰值得到了一定程度的降低，且煤柱側的支承應力由雙峰值形態(tài)轉變?yōu)閱畏逯敌螒B(tài)，峰值應力位置向煤柱體中部轉移。

4.3 現場礦壓監(jiān)測結果

現場在超前20104工作面前方120m外的20102回風平巷內進行了高壓水力預裂頂板巖層措施，并在提前預裂過頂板巖層的20102回風平巷內間隔20m布置3組測站，對巷道圍巖表面收斂情況進行監(jiān)測，監(jiān)測結果如圖11所示。

由圖11可知，當對20102回風平巷頂板巖層進行預裂措施后，隨著20104工作面的回采推進，20102回風平巷圍巖表面收斂量監(jiān)測結果為：最終圍巖頂底板累計收斂量為1055mm(其中底鼓變形嚴重，需要采取挖底治理措施，頂板下沉量得到了很好的控制)，圍巖兩幫累計收斂量為782mm。相較于未對20102回風平巷頂板巖層進行預裂措施前，圍巖頂底板和兩幫累計收斂量分別減少了506mm和326mm，20102回風平巷圍巖變形量得到了一定程度的控制。

5 結 論

1)20102回風平巷掘巷期間受到鄰近20104工作面回采擾動影響，導致其變形破壞過程被劃分為3個階段。其中初期緩慢增長(階段I)為20104工作面超前測站125m范圍，快速持續(xù)增長(階段II)為20104工作面從超前測站125m至滯后測站100m范圍，加速增長(階段III)為20104工作面滯后測站100～200m范圍。

2)數值模擬結果表明，20102回風平巷煤柱側支承應力均值要大于實體煤側，這表明煤柱側承載了更多的頂板巖層載荷。相鄰20104工作面回采擾動對20102回風平巷圍巖造成的影響始于超前20104工作面125m位置處，并從超前20104工作面125m至滯后其100m位置處擾動影響加劇，最后從滯后20104工作面100m至200m位置處擾動影響趨于穩(wěn)定。

3)迎回采工作面臨空掘巷圍巖強烈響應的根本原因在于相鄰工作面回采造成的上方頂板巖層運移變化。數值模擬結果表明針對頂板巖層進行預裂措施可以顯著降低臨空巷道圍巖兩幫內的支承應力峰值，從而減少巷道圍巖破壞程度和收斂量。

4)20102回風平巷頂板巖層預裂參數在很大程度上取決于現場工程地質條件，通過在超前20104工作面前方120m外的20102回風平巷內進行高壓水力預裂頂板巖層措施后，圍巖頂底板和兩幫累計收斂量分別減少了506mm和326mm，20102回風平巷圍巖變形量得到了一定程度的控制。