孟巧榮 ，王慧嫻 ，王朋飛 ，陳可夯 ，張建利 ，董恩遠(yuǎn) ，高 翔 ，侯 偉

（1.太原理工大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院, 山西 太原 030024；2.河南能源鶴煤公司 生產(chǎn)技術(shù)部, 河南 鶴壁 458030；3.河北工程大學(xué) 礦業(yè)與測(cè)繪工程學(xué)院, 河北 邯鄲 056009；4.陜西富源煤業(yè)有限責(zé)任公司, 陜西 延安 727502；5.國(guó)家電投集團(tuán) 內(nèi)蒙古白音華煤電有限公司露天礦, 內(nèi)蒙古 錫林郭勒盟 026200）

0 引 言

我國(guó)煤礦開(kāi)采規(guī)模和開(kāi)采強(qiáng)度不斷加大，淺部煤炭逐漸枯竭，開(kāi)采深度逐步轉(zhuǎn)向深部[1]。深部礦井開(kāi)采地應(yīng)力高、沖擊風(fēng)險(xiǎn)大、巷道與支護(hù)體變形嚴(yán)重、返修率和維護(hù)費(fèi)用高，且造成生產(chǎn)系統(tǒng)不暢，成為礦井安全生產(chǎn)的重大隱患[2-3]。深部開(kāi)采不同于淺部。謝和平等[1]指出深部不應(yīng)只以深度進(jìn)行評(píng)判，而應(yīng)以力學(xué)狀態(tài)為判據(jù)，并據(jù)此對(duì)深部開(kāi)采進(jìn)行了定量界定。何滿潮等[4]對(duì)比分析研究了深部巖體的變形、破壞機(jī)制，提出了深井圍巖災(zāi)害的主要表現(xiàn)形式。針對(duì)高應(yīng)力動(dòng)力災(zāi)害，齊慶新等提出了誘發(fā)沖擊的“三因素”理論[5]。竇林名等提出動(dòng)靜載疊加原理[6]。潘一山[7]提出了沖擊地壓擾動(dòng)響應(yīng)失穩(wěn)理論。馬念杰等[8]認(rèn)為巷道圍巖塑性區(qū)呈蝶型分布，并據(jù)此提出巷道蝶型沖擊地壓發(fā)生機(jī)理及其判定準(zhǔn)則。目前鶴煤集團(tuán)各礦普遍存在地質(zhì)條件復(fù)雜、地壓大、沖擊風(fēng)險(xiǎn)大等問(wèn)題，特別是近幾年開(kāi)采深度不斷加大，很多礦井開(kāi)采深度已接近或超過(guò)1 000 m，深部煤巷沖擊風(fēng)險(xiǎn)及支護(hù)問(wèn)題顯得尤為突出。同時(shí)，鶴煤集團(tuán)普遍采用全煤錨網(wǎng)支護(hù)，巷道支護(hù)效果更加難以保證。為此，集團(tuán)引進(jìn)了沿空掘巷技術(shù)，以期解決巷道維護(hù)難題。對(duì)于沿空掘巷，姜福興等[9]建立了沿空巷道力學(xué)模型，認(rèn)為沿空巷道圍巖高應(yīng)力區(qū)附近的高應(yīng)力差區(qū)域是沖擊地壓易顯現(xiàn)區(qū)域，并以某礦為例分析認(rèn)為該礦5 m 小煤柱沿空掘巷仍具有較大沖擊風(fēng)險(xiǎn)。柏建彪等[10]研究了綜放沿空掘巷圍巖控制機(jī)理，并以寬4 m 煤柱為案例進(jìn)行了分析。馮國(guó)瑞等[11-12]分別研究了一種非常規(guī)煤柱留設(shè)及其與常規(guī)煤柱條件下沿空掘巷礦壓顯現(xiàn)規(guī)律的異同。張廣超等[13]研究了綜放工作面不穩(wěn)定覆巖下8 m 煤柱沿空掘巷頂煤的水平擠壓破裂機(jī)理，并提出相應(yīng)的控制技術(shù)。王俊峰[14]研究了中厚煤層條件下沿空掘巷5 m窄煤柱的受力特征及沿空掘巷的變形和支護(hù)技術(shù)。王志強(qiáng)等[15]、王朋飛等[16]研究了“負(fù)煤柱”沿空掘巷礦壓顯現(xiàn)規(guī)律，提出采空區(qū)與煤巖體采動(dòng)應(yīng)力協(xié)同演化理論并分析了負(fù)煤柱卸壓防沖及其弧形底板應(yīng)力分布及破壞特征。姜耀東等[17]基于地應(yīng)力反演，對(duì)構(gòu)造應(yīng)力區(qū)沿空巷道窄煤柱寬度進(jìn)行了優(yōu)化研究，確定最優(yōu)寬度煤柱為6.5 m。張百勝等[18]研究了大采高迎采對(duì)掘條件下采用切頂卸壓技術(shù)控制8 m 小煤柱沿空掘巷圍巖的機(jī)理和措施。

然而，上述研究多為薄/中厚、水平或近水平煤層，且埋深較淺或雖稱小煤柱但寬度多大于4 m 的情況。鶴煤集團(tuán)四采區(qū)為特厚傾斜煤層，煤層厚度平均8.2 m，傾角平均21°，最高達(dá)32°，煤柱寬度平均不足4 m，絕大多處僅3 m，且平均埋深達(dá)800 m。隨著我國(guó)開(kāi)采深度的不斷增加，這種條件下沿空掘巷礦壓顯現(xiàn)規(guī)律的研究對(duì)于科學(xué)指導(dǎo)該礦及類似相鄰礦區(qū)后期沿空掘巷實(shí)踐具有重要意義。為此，通過(guò)理論分析、現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)及數(shù)值模擬等方法，對(duì)深埋傾斜特厚煤層3 m 小煤柱沿空掘巷礦壓顯現(xiàn)與圍巖控制技術(shù)進(jìn)行了研究，以期為鄰近工作面及其他類似深埋傾斜特厚煤層開(kāi)采提供理論基礎(chǔ)和科學(xué)依據(jù)。

1 工程概況

4204 工作面上平巷（外段）位于三礦四水平北翼42 采區(qū)的上部，西部為4202 工作面采空區(qū)，南部為新副井工業(yè)廣場(chǎng)保護(hù)煤柱相鄰，東部為42 采區(qū)未開(kāi)拓區(qū)，北部為46 采區(qū)未開(kāi)拓區(qū)。地面地形屬丘陵階地，埋深平均800 m。4204 與4202 工作面平面布置關(guān)系如圖1 所示。

圖1 沿空掘巷示意Fig.1 Schematic of gob–side entry driving layout

4204 工作面走向長(zhǎng)834.3 m，傾向長(zhǎng)133.4 m。4202 工作面平均走向長(zhǎng)940.0 m，平均傾斜長(zhǎng)136.0 m。煤層傾角20°～28°，平均傾角24°。平均煤層厚度8.2 m，煤層結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，含炭質(zhì)泥巖夾矸，厚度基本穩(wěn)定，密度1.4 t/m3。4204 工作面可采儲(chǔ)量90.32 萬(wàn)t，絕對(duì)瓦斯涌出量1.85 m3/min、相對(duì)瓦斯涌出量0.79 m3/t，煤塵爆炸指數(shù)16.13%，地溫26 ℃。自然發(fā)火期22～91 d。

該煤層直接頂為砂質(zhì)泥巖，厚度約13.2 m?；卷敒橹辛４稚皫r，厚度約9.8 m。煤層直接底板為砂質(zhì)泥巖，厚為4.0 m。煤層基本底為細(xì)粒砂巖，厚度約4.5 m，具體頂?shù)装迩闆r見(jiàn)表1。

表1 煤層頂?shù)装迩闆rTable 1 Basic information of roof and floor

4204 工作面上平巷沿采空區(qū)掘進(jìn)，為沿空掘巷，煤柱平均寬度不足4 m，絕大部分寬度僅3 m。相鄰工作面采空區(qū)形成多年，已趨于穩(wěn)定。前期在-550 m 水平大巷已對(duì)其采空區(qū)積水進(jìn)行探放，無(wú)采空區(qū)水害威脅。該巷道采用錨網(wǎng)支護(hù)，服務(wù)至4204工作面回采結(jié)束。巷道斷面為矩形，凈寬5.0 m，凈高3.3 m，支護(hù)設(shè)計(jì)采用錨網(wǎng)+錨索聯(lián)合支護(hù)。

2 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)

2.1 鉆孔窺視

為全面掌握巷道頂板巖層賦存及其層理、裂隙發(fā)育情況，采用CXK12 礦用鉆孔成像儀進(jìn)行鉆孔窺視（圖2）。

圖2 CXK12 礦用鉆孔成像儀Fig.2 Borehole camera equipment

如圖3、4 所示，窺視地點(diǎn)在4204 工作面上平巷，在小煤柱幫、實(shí)體煤工作幫、頂板不同地段選取了5個(gè)窺視孔，各窺視孔的對(duì)應(yīng)位置、孔深等信息見(jiàn)表2。

表2 窺視孔參數(shù)Table 2 Borehole camera parameters

圖3 窺視鉆孔布置Fig.3 Borehole layout

圖4 窺視孔打鉆Fig.4 Drilling in site

如圖5 所示，1 號(hào)鉆孔距孔口2.8～3.0 m，即底板與煤層交界面附近，鉆孔較為破碎。分析認(rèn)為礦山壓力情況下煤柱發(fā)生變形，煤柱與底板之間不協(xié)調(diào)變形導(dǎo)致巖層面發(fā)生錯(cuò)動(dòng)。在打1 號(hào)鉆孔時(shí)，鉆孔高度1 m，受傾角影響，鉆孔在打到3 m 左右時(shí)碰到底板，明顯感到打鉆難度提高。鑒于此，在此煤柱幫1 號(hào)鉆孔附近將鉆孔高度提高了30 cm，即3 號(hào)鉆孔。

圖5 1 號(hào)鉆孔2.8～3.0 m 附近圍巖完整性Fig.5 Integrity of rock at 2.8-3.0 m depth of No.1 borehole

1 號(hào)鉆孔窺視結(jié)果顯示2.5 m 以內(nèi)鉆孔完整較好，沒(méi)有發(fā)現(xiàn)明顯裂隙。在2.5 m 及更深處裂隙逐漸增多，裂隙尺寸增加，在深度2.9 m 及更深處，圍巖完整性急劇下降，甚至出現(xiàn)大的裂縫和空洞。由于煤柱寬度僅有3 m 左右，在2.9～3.18 m 鉆孔盡頭位置均已打入采空區(qū)，存在大量采空區(qū)矸石間的未封閉裂隙，鉆孔窺視圖中的裂縫屬于采空區(qū)垮落矸石塊體之間的縫隙。而3 號(hào)鉆孔仍在小煤柱采空區(qū)側(cè)出現(xiàn)較為發(fā)育的裂隙。據(jù)此可見(jiàn)，小煤柱采空區(qū)側(cè)比巷道側(cè)破碎程度高。

2、3 號(hào)鉆孔顯示，實(shí)體煤工作幫完整性比小煤柱側(cè)完整性顯著提高。僅在鉆孔深度為5.7 m 處發(fā)現(xiàn)幾處較小的裂隙。如圖6、圖7 所示。頂板鉆孔，即4 號(hào)鉆孔窺視分析結(jié)果如圖8 所示。4 號(hào)鉆孔在頂板深度1.3 m 處出現(xiàn)較明顯的橫向分布的裂隙，認(rèn)為這是頂煤離層造成的，平均離層量約為1 cm。在距孔口2.2 m 處，出現(xiàn)另外一處離層量較大的裂隙，離層量達(dá)3 cm。5 號(hào)鉆孔距離4 號(hào)鉆孔間距1.5 m，沿巷道軸線方相距12 m，4 號(hào)鉆孔更靠近采空區(qū)一側(cè)。窺視結(jié)果顯示，5 號(hào)鉆孔完整性較好，沒(méi)有明顯離層或裂隙。

圖6 3 號(hào)鉆孔圍巖完整性Fig.6 Integrity of rock of No.3 borehole

圖7 2 號(hào)鉆孔距孔口5.7 m 窺視Fig.7 Integrity of rock of No.2 borehole at 5.7 m depth

圖8 4 號(hào)鉆孔距孔口1.3、2.2 m 窺視Fig.8 Integrity of rock of No.4 hole at 1.3, 2.2 m depth

根據(jù)上述窺視結(jié)果，推斷圍巖破碎情況如圖9所示。綜合可見(jiàn)，頂板完整性要優(yōu)于煤柱和實(shí)體煤工作幫。且頂板不同位置處的完整存在差異，這與頂板局部位置的構(gòu)造、巖性變化、頂板強(qiáng)度和支護(hù)質(zhì)量有關(guān)。

圖9 推斷圍巖破碎情況Fig.9 Deduced surrounding rock fracture situation

2.2 圍巖變形監(jiān)測(cè)研究

在該巷道掘進(jìn)和工作面推進(jìn)過(guò)程中對(duì)圍巖進(jìn)行了巷道變形監(jiān)測(cè)。采用十字布點(diǎn)法，如圖10a 所示，在頂?shù)装逯胁看怪狈较蚝蛢蓭退椒较虬惭b木楔，在木樁端部安裝測(cè)釘，在距離工作面50 m 范圍內(nèi)每天觀測(cè)1 次，50 m 以外每3 d 觀測(cè)1 次。

圖10 掘巷和開(kāi)采期間巷道變形Fig.10 Deformation of entry during driving and mining

由圖10b 可以看出，在該巷道掘進(jìn)過(guò)程中圍巖變形較小，巷道掘進(jìn)后24 d 內(nèi)的變形速率較快，120 d 內(nèi)巷道頂?shù)装宓囊平繛?58 mm，兩幫移近量為146 mm，且基本不再變形。而過(guò)去采用20～30 m 煤柱時(shí)，相似掘巷時(shí)期局部圍巖變形可達(dá)460 mm，開(kāi)采期間變形更是超過(guò)1 500 mm，如圖11所示?？梢?jiàn)，寬3 m 小煤柱沿空掘巷圍巖變形較小。分析認(rèn)為，采空區(qū)已壓實(shí)穩(wěn)定，采空區(qū)對(duì)上覆頂板的支撐作用更大，轉(zhuǎn)移在小煤柱和沿空掘巷圍巖的載荷減小。在打窺視孔時(shí)也發(fā)現(xiàn)，當(dāng)鉆桿打透煤柱達(dá)到采空區(qū)時(shí)，扭矩急劇上升，打鉆困難。從側(cè)面反映了下部采空區(qū)矸石堆積嚴(yán)實(shí)。

圖11 過(guò)去20～30 m 煤柱鄰空巷道圍巖嚴(yán)重變形情況Fig.11 Severe deformation of gob-side entry with 20-30 m pillar

圖10c 顯示，截至發(fā)稿前工作面已推進(jìn)560 m，這期間巷道頂?shù)装遄冃瘟孔畲筮_(dá)到456 mm，兩幫最大變形量達(dá)到335 mm。變形量嚴(yán)重區(qū)域?yàn)槌肮ぷ髅?0 m 以內(nèi)。

除了巷道變形外，過(guò)去留寬20～30 m 大煤柱情況下經(jīng)常出現(xiàn)煤炮聲。煤炮聲頻率與鄰近采空區(qū)形成和穩(wěn)定的時(shí)間成反比，采空區(qū)形成時(shí)間越長(zhǎng)，鄰空巷道煤炮聲頻率越低，且煤炮聲多從煤柱側(cè)及其上方傳來(lái)。

3 理論分析

根據(jù)表1 所示巖層條件和該礦地質(zhì)勘探報(bào)告，直接頂砂質(zhì)泥巖，單軸抗壓強(qiáng)度18.4～31.1 MPa；基本頂中粒粗砂巖厚9.8 m，單軸抗壓強(qiáng)度29.6～53.5 MPa；直接頂強(qiáng)度比基本頂強(qiáng)度小很多。另外，根據(jù)以往相鄰工作面垮落帶發(fā)育規(guī)律判定，砂質(zhì)泥巖直接頂巖層垮落后形成4202 工作面垮落帶，則垮落帶高度hc=13.2 m。則根據(jù)式（1）可計(jì)算出垮落帶巖體的碎漲系數(shù)b：

式中：h為煤層厚度；hc為垮落帶高度。

則可進(jìn)一步得采空區(qū)最大應(yīng)變[16]：

根據(jù)該礦地質(zhì)報(bào)告，頂板中粒粗砂巖σc取40 MPa，由此可計(jì)算初始切線模量E0[19]為：

則可得冒蓋應(yīng)力/應(yīng)變[20]見(jiàn)表3，表達(dá)式為

表3 雙屈服模型冒蓋壓力Table 3 Cap pressure for double-yield model

深埋情況下巖體破壞深度更大，高應(yīng)力區(qū)位于巖體更深處，且受傾角影響，采空區(qū)矸石與煤柱形成共同承載結(jié)構(gòu)。結(jié)構(gòu)模型如圖12 所示。

圖12 沿空掘巷圍巖結(jié)構(gòu)模型Fig.12 Surrounding rock structure model

根據(jù)相關(guān)研究[21]，塊體B長(zhǎng)度Lb與基本頂周期來(lái)壓步距Lp及區(qū)段寬度L有關(guān)，表達(dá)式為

根據(jù)本礦具體條件，周期來(lái)壓步距Lp=25 m，區(qū)段寬度L=137 m，則Lb=24.8 m。

基本頂斷裂位置位于煤壁內(nèi)部，斷裂位置可按彈塑性交界面計(jì)算，即利用煤柱邊緣至應(yīng)力峰值的距離計(jì)算公式，即式(6) 計(jì)算出斷裂線距煤壁的距離x0[22]：

式中：m為采高；φ為內(nèi)摩擦角；C為黏聚力；γ為容重；H為埋深；K為應(yīng)力集中系數(shù)；p1為作用在煤幫的外部支護(hù)阻力；f為煤巖層交界面摩擦因數(shù)；三軸應(yīng)力系數(shù) ξ =。

本礦案例中，各參數(shù)為：m=8.2 m，φ=29.23°（取值詳見(jiàn)后續(xù)數(shù)值模擬），C=1.345 MPa（取值詳見(jiàn)后續(xù)數(shù)值模擬），γ=1.4 t /m3，H=800 m，K=3；p1=10 kN（平均到煤幫的錨桿支護(hù)力），f=0.5，ξ=2.91（φ=29.23°求得），則代入式（6）計(jì)算得x0=12.8 m。可見(jiàn)，斷裂線位置位于巷道右側(cè)且距該巷道較遠(yuǎn)，寬3 m 小煤柱有利于使該巷道更可能位于塑性區(qū)的應(yīng)力降低區(qū)，應(yīng)力低，沖擊風(fēng)險(xiǎn)小。當(dāng)然，從應(yīng)力分布角度看煤柱尺寸越小越好，但實(shí)際情況下還需考慮隔絕采空區(qū)和滿足錨桿支護(hù)的錨固要求等現(xiàn)實(shí)條件。

對(duì)沿空掘巷圍巖結(jié)構(gòu)進(jìn)一步分析，可得關(guān)鍵塊回轉(zhuǎn)下沉與采空區(qū)邊緣應(yīng)力之間的關(guān)系。設(shè)塊體B左端和塊體C 協(xié)同下沉，即塊體B 左端和塊體C 對(duì)矸石的壓縮量相同。聯(lián)立式（1）—式（4）并經(jīng)恒等變換得基本頂巖塊C 對(duì)采空區(qū)矸石壓縮應(yīng)變量表達(dá)式為

由式（7）可得采空區(qū)應(yīng)力與應(yīng)變關(guān)系圖13。由圖中曲線可知，采空區(qū)應(yīng)變?cè)诔跏茧A段隨應(yīng)力快速增加，隨后增加速度逐漸下降，隨著應(yīng)力的不斷增加趨近于直線ε=0.383。易知，若采空區(qū)應(yīng)力能恢復(fù)至原巖應(yīng)力20 MPa，則應(yīng)變可達(dá)0.373。

圖13 采空區(qū)應(yīng)力與應(yīng)變關(guān)系Fig.13 Stress strain relationship within gob

根據(jù)基本頂長(zhǎng)度和斷裂位置可確定基本頂回轉(zhuǎn)角。而基本頂?shù)幕剞D(zhuǎn)造成直接頂發(fā)生給定變形，間接造成煤層發(fā)生給定變形。但采空區(qū)應(yīng)變量的變化與采空區(qū)形態(tài)和原始采空區(qū)矸石充填量有關(guān)。由于傾角影響，上部采空區(qū)矸石向下部充填，造成采空區(qū)原有矸石量并非只來(lái)自于直接頂，而是有上部采空區(qū)矸石補(bǔ)充。但受采空區(qū)觀測(cè)手段的限制，采空區(qū)下部矸石的原始積累量和上部矸石對(duì)其的補(bǔ)充量無(wú)法精確測(cè)量，這也是亟需進(jìn)一步技術(shù)和科技攻關(guān)的難點(diǎn)。但本礦實(shí)際條件下的3 m 小煤柱沿空掘巷礦壓顯現(xiàn)控制效果明顯，據(jù)此推測(cè)采空區(qū)下部矸石量充足，關(guān)鍵塊B 回轉(zhuǎn)下沉量較小，大量?jī)A斜及大傾角條件下的沿空掘巷礦壓顯現(xiàn)實(shí)例可佐證這個(gè)論斷[23-27]。

4 沿空掘巷數(shù)值模擬

數(shù)值模擬采用FLAC3D有限差分軟件[28]。采用自主開(kāi)發(fā)的隨機(jī)分布三角形網(wǎng)格建模工具進(jìn)行建模，在采空區(qū)邊緣及沿空掘巷附近進(jìn)行網(wǎng)格加密，以更加細(xì)致地進(jìn)行觀測(cè)。模型中煤柱寬度為3 m。由于本文主要對(duì)圍巖應(yīng)力和變形破壞進(jìn)行研究，僅對(duì)局部小范圍有影響的錨桿等支護(hù)模擬中未考慮。如圖14a 所示，模型尺為300 m（長(zhǎng)）× 200 m（寬）×150 m（高）。700 m × 0.025 MN/m3= 17.5 MPa 的豎直向下的壓力加載于模型頂部模擬未建上覆巖層重量。模型底部約束橫向和縱向位移，兩邊約束縱向位移。模型兩側(cè)各留設(shè)90 m 為不進(jìn)行采掘區(qū)。采用虎克布朗準(zhǔn)則（Hoek-Brown Criterion）評(píng)判圍巖破壞。所采用的初始模擬參數(shù)根據(jù)地質(zhì)勘探報(bào)告并通過(guò)RocData 軟件進(jìn)行平均值選取和計(jì)算，并根據(jù)前述變形監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行了參數(shù)校正，最終所采用的參數(shù)見(jiàn)表4，詳細(xì)過(guò)程參閱文獻(xiàn)[16]。采空區(qū)采用目前廣泛采用的雙曲服本構(gòu)模型進(jìn)行模擬[16]，開(kāi)挖煤層后采用雙區(qū)服材料（適用于模擬壓應(yīng)力引起體積永久縮減的低膠結(jié)粒狀散體巖土材料，符合采空區(qū)材料的力學(xué)行為）進(jìn)行充填。

表4 H-B 準(zhǔn)則巖體力學(xué)參數(shù)Table 4 Rock mass parameters of Hoek-Brown criterion

圖14 數(shù)值模型、理論與模擬匹配、采空區(qū)參數(shù)確定后體積應(yīng)變和應(yīng)力等高線圖Fig.14 Numerical model, theoretical and numerical match, volumetric strain and stress contour after parameters for gob are determined

建立2 個(gè)單元（以顯示云圖）的豎向簡(jiǎn)單模型用于快速測(cè)試采空區(qū)材料參數(shù)，要求得到的參數(shù)需滿足其應(yīng)力–應(yīng)變響應(yīng)與式(4)擬合。該簡(jiǎn)單模型頂部自由，底部固支，其他面約束橫向位移。通過(guò)在該簡(jiǎn)單模型表面施加豎向速率進(jìn)行加載模擬。通過(guò)迭代匹配確定體積模量、剪切模量、剪脹角和摩擦角。經(jīng)過(guò)反復(fù)試驗(yàn)，得到表5 所示參數(shù)。圖14b、圖14c、圖14d 為確定參數(shù)后數(shù)值模擬與理論方程(4)的匹配結(jié)果以及所得體積應(yīng)變、應(yīng)力等高線圖。

表5 采空區(qū)材料參數(shù)Table 5 Parameters for gob material

數(shù)值模擬結(jié)果如圖15—圖23 所示。由圖15、圖16 可知，沿空掘巷開(kāi)挖后卸荷效應(yīng)顯著。圖17顯示，沿空掘巷開(kāi)挖前，高應(yīng)力距采空區(qū)較近，峰值點(diǎn)距采空區(qū)邊界10.6 m，3 m 小煤柱已可滿足沿空掘巷位于峰值點(diǎn)以外數(shù)米。而掘巷后，峰值點(diǎn)轉(zhuǎn)移至右側(cè)14.8 m 巖體更深處，應(yīng)力顯著向右側(cè)深部轉(zhuǎn)移，圖17 清晰顯示0～10 m 內(nèi)藍(lán)色曲線的固定支承壓力轉(zhuǎn)變?yōu)橄嗤鴺?biāo)值范圍內(nèi)的應(yīng)力值很低的紅色曲線，而巖體深部紅色曲線的應(yīng)力值高于藍(lán)色線應(yīng)力值，即掘巷后固定支承壓力繼續(xù)向巖體深部轉(zhuǎn)移，且應(yīng)力峰值略有增加，由未掘巷前5.62 MPa 提高至掘巷后5.79 MPa。另外，沿空掘巷圍巖應(yīng)力較低，尤其頂板應(yīng)力，這點(diǎn)結(jié)果也與現(xiàn)場(chǎng)情況相符，即沿空掘巷頂板錨桿錨索受力較低且穩(wěn)定，巷道變形量較小，頂板穩(wěn)定性較好。

圖15 沿空掘巷開(kāi)挖前應(yīng)力Fig.15 Stress contour before enty development

圖16 開(kāi)挖后應(yīng)力Fig.16 Stress contour after enty development

圖17 掘巷前后固定支承壓力曲線Fig.17 Side abutment distribution before and after entry development

值得指出的是，本模擬得出的沿空掘巷開(kāi)挖前支承壓力峰值點(diǎn)距采空區(qū)10.6 m 的值與大量已有文獻(xiàn)中得到的值相比較大，究其原因是本模擬中未忽略已壓實(shí)穩(wěn)定的采空區(qū)作用，將采空區(qū)的壓縮響應(yīng)通過(guò)雙屈服模型來(lái)發(fā)揮作用。因?yàn)榉€(wěn)定的采空區(qū)矸石承擔(dān)了部分轉(zhuǎn)移至其上的覆巖壓力，在采空區(qū)作用影響下，深藍(lán)色高應(yīng)力區(qū)位置更加靠右和靠上。為了進(jìn)一步揭示采空區(qū)“分流”覆巖壓力的作用，在FLAC3D應(yīng)力云圖中縮小應(yīng)力閾值及梯度以便顯示采空區(qū)應(yīng)力的分布情況，并調(diào)取主應(yīng)力分布結(jié)果以及最大最小主應(yīng)力的分布方向，體現(xiàn)覆巖及采空區(qū)的協(xié)同作用效果，如圖18 所示（掘巷前后采空區(qū)應(yīng)力變化很小，限于篇幅，掘巷前采空區(qū)應(yīng)力云圖不再展示）。圖中顯示的應(yīng)力上限值為軟件自動(dòng)顯示的最大值σmax=799 522 Pa，顯示的應(yīng)力下限值為人工設(shè)定值σmin=-2×107Pa，應(yīng)力梯度設(shè)置為σgrad=5×105Pa。

圖18 縮小應(yīng)力閾值掘巷后采空區(qū)應(yīng)力及其主應(yīng)力分布Fig.18 Gob stress and and principal stress distribution by reducing the stress range

結(jié)果表明，采空區(qū)應(yīng)力呈一定梯度分布，且不同位置處采空區(qū)梯度的分布情況不同，方向亦有所變化。采空區(qū)兩側(cè)區(qū)域應(yīng)力呈豎向?qū)訝罘植?，靠采空區(qū)中部及中上部區(qū)域逐漸趨向于橫向?qū)訝罘植迹@也可通過(guò)主應(yīng)力分布圖（圖18b）看出類似規(guī)律。受上覆關(guān)鍵層破斷垮落后壓于采空區(qū)的影響，采空區(qū)中部及中部偏上應(yīng)力最大，這也與眾多學(xué)者的研究相呼應(yīng)[29-30]。但采空區(qū)最大應(yīng)力值為9.5～11.0 MPa，對(duì)埋深800 m 約20 MPa 豎向原巖應(yīng)力相比仍較小，推測(cè)這是由于采空區(qū)上方覆巖形成鉸接結(jié)構(gòu)，采空區(qū)無(wú)法完全壓實(shí)導(dǎo)致。眾所周知，F(xiàn)LAC3D默認(rèn)的收斂標(biāo)準(zhǔn)（或稱相對(duì)收斂標(biāo)準(zhǔn)）是當(dāng)體系最大不平衡力與典型內(nèi)力的比率R小于定值10-5時(shí)便達(dá)到平衡。數(shù)值模擬中采空區(qū)最大應(yīng)力無(wú)法達(dá)到20 MPa 也與FLAC 軟件默認(rèn)收斂標(biāo)準(zhǔn)有關(guān)。

若繼續(xù)人為設(shè)定更低的平衡值讓模型繼續(xù)運(yùn)算，可以看到巷道更加明顯的非對(duì)稱變形現(xiàn)象。人為設(shè)定：體系最大不平衡力與典型內(nèi)力的比率R小于定值10-7時(shí)達(dá)到平衡，可得圖19。

圖19 縮小收斂標(biāo)準(zhǔn)后受力及變形情況Fig.19 Stress and deformation after convergence was reduced

圖19 巷道附近放大圖顯示，該巷道不對(duì)稱變形明顯。掘巷后頂板變形不對(duì)稱，右側(cè)下沉量比左側(cè)下沉量大，煤柱幫上部尖角處向巷道內(nèi)部擠壓，右側(cè)煤幫則主要在中部產(chǎn)生向巷道內(nèi)部突出的變形，底板變形較小。深入觀察分析可推斷，寬3 m 小煤柱情況下，沿空掘巷的作用類似于卸壓巷或應(yīng)力轉(zhuǎn)移巷[31]，掘巷后應(yīng)力有效向深部轉(zhuǎn)移，同時(shí)導(dǎo)致煤柱上應(yīng)力有所增加，但增加量不超過(guò)1 MPa（圖17）。掘巷后煤柱變形較掘巷前顯著增加，如圖20 所示，煤柱分別向采空區(qū)和巷道內(nèi)部運(yùn)移，煤柱上部主要以向下移動(dòng)為主，這部分位移逐漸轉(zhuǎn)化為煤柱下部向采空區(qū)方向的位移；巷道煤柱幫的變形則主要集中于淺部，且主要出現(xiàn)在煤柱幫的中上部。煤柱底板亦有向采空區(qū)方向的位移，且煤柱與底板發(fā)生小幅錯(cuò)動(dòng)。這與現(xiàn)場(chǎng)鉆孔窺視實(shí)測(cè)得到的煤柱與底板之間不協(xié)調(diào)變形導(dǎo)致巖層面發(fā)生錯(cuò)動(dòng)出現(xiàn)較大裂縫發(fā)育的結(jié)論一致。

圖20 小煤柱變形矢量圖及塑性區(qū)發(fā)育Fig.20 Vector of small pillar deformation and plastic zone development

分析可知，巷道開(kāi)挖前煤柱既已發(fā)生破壞，如圖21a 所示，掘巷前采空區(qū)右側(cè)煤巖體主要為剪切破壞（綠色表示），掘巷導(dǎo)致煤柱受到二次剪切破壞，如圖20 所示，可明顯看出一/二次剪切破壞的交界面（白色橢圓框所圈），受巷道開(kāi)掘卸荷影響，該交界面自巷道的左上頂點(diǎn)斜向上采空區(qū)延伸，且較好地對(duì)應(yīng)煤柱上的應(yīng)力變化區(qū)（黑色橢圓框所圈），顯然，這是受頂板垮落角影響所致[32-33]。圖21b 塑性區(qū)發(fā)育結(jié)果顯示沿空掘巷開(kāi)挖后圍巖塑性區(qū)僅向該巷右側(cè)巖體深部進(jìn)一步小幅擴(kuò)展發(fā)育，煤柱區(qū)域掘巷前后均完全處于塑性狀態(tài)。但值得注意的是，煤柱雖全部已處于塑性狀態(tài)，但應(yīng)力值仍可達(dá)38 MPa（圖17）。小煤柱是巷道開(kāi)挖卸荷后理想的變形“逃生”通道，通過(guò)小煤柱向采空區(qū)的變形，有效轉(zhuǎn)移了沿空掘巷的變形。這種變形反而是有利的，因?yàn)榧袘?yīng)力可以得到緩釋，避免應(yīng)變能的聚集，有效降低高應(yīng)力和沖擊風(fēng)險(xiǎn)。這與國(guó)外利用“yield pillar”控制沖擊災(zāi)害和改善支護(hù)環(huán)境的原理不謀而合[11]。

圖21 掘巷前后塑性區(qū)發(fā)育Fig.21 Plastic zone development before and after excavation of gob-side entry

圖22 掘巷前后主應(yīng)力分布圖顯示掘巷前后被保護(hù)卸壓區(qū)范圍發(fā)生變化。掘巷前，卸壓區(qū)為近似三角形（金黃色線框所圈）；掘巷后，卸壓區(qū)范圍擴(kuò)展為近似平行四邊形，小煤柱和沿空掘巷均涵蓋于該區(qū)域內(nèi)。掘巷導(dǎo)致主應(yīng)力集中區(qū)位置轉(zhuǎn)移至巷道的右上方，且巷道左上方的小煤柱為主應(yīng)力方向和大小變化較為劇烈的區(qū)域。這些規(guī)律也為后文提出針對(duì)性防沖和圍巖控制措施提供了科學(xué)依據(jù)。

圖22 掘巷前后主應(yīng)力分布Fig.22 Principal stress distribution before and after excavation of gob-side entry

通過(guò)橫向位移和縱向位移曲線可更好地對(duì)比煤柱及巷道圍巖各處豎向和橫向位移大小，如圖23 所示，其中監(jiān)測(cè)線1～6 由下至上分別間隔1 m，測(cè)線1 緊貼底板。結(jié)果顯示，除了測(cè)線3、4 以外，其余監(jiān)測(cè)線的最大縱向位移（紅線）均顯著大于橫向位移（藍(lán)線）。測(cè)線1、2 靠近底板，數(shù)據(jù)顯示由最靠近底板的監(jiān)測(cè)線1 左端點(diǎn)的最大橫向位移32 mm 增大為監(jiān)測(cè)線2 左端點(diǎn)的最大橫向位移84 mm；測(cè)線1 橫向位移隨著距原點(diǎn)距離的增大逐漸減小，到距離原點(diǎn)11 m 處位移由向左變?yōu)橄蛴?，這是由于覆巖形成垮落角后向右下壓剪采空區(qū)右側(cè)巖體所致。由圖可以看出，在深部圍巖區(qū)域，6 條監(jiān)測(cè)曲線均隨距離采空區(qū)越遠(yuǎn)，受壓剪作用影響逐漸降低，橫向和縱向位移均相應(yīng)逐漸減小。煤柱區(qū)域，從測(cè)線1 到測(cè)線6，即隨著位置的升高，縱向位移逐漸由向上移動(dòng)變?yōu)橄蛳乱苿?dòng)，且位移量逐漸增大，橫向位移則先增大后減小。測(cè)線3、4，即處于煤柱距底板高度2～3 m 的中部區(qū)域靠采空區(qū)側(cè)的煤體橫向位移顯著大于縱向位移，且隨煤體距煤柱表面距離的增加，橫向位移逐漸減小，煤柱采空區(qū)側(cè)表面最大橫向位移為112 mm，煤柱的巷道側(cè)表面最大橫向位移量為64 mm。巷道區(qū)域的縱向位移由測(cè)線1、2 的底板向上移動(dòng)逐步變化為測(cè)線5、6 的頂板向下移動(dòng)，底板向上的最大位移量為測(cè)線2 上的峰值點(diǎn)136 mm，頂板下沉量最大值為測(cè)線6 上的峰值點(diǎn)377 mm。數(shù)值模擬的變形結(jié)果比實(shí)測(cè)結(jié)果大得多的原因有2 個(gè)：一是模擬結(jié)果是在人工設(shè)定體系最大不平衡力與典型內(nèi)力的比率R小于定值10-7時(shí)達(dá)到平衡，而非軟件默認(rèn)的10-5，其次是模擬主要研究總體的應(yīng)力和變形規(guī)律，僅對(duì)局部小范圍作用的錨桿錨索等支護(hù)構(gòu)件未考慮。

圖23 6 條測(cè)線的水平及豎直位移數(shù)據(jù)Fig.23 Horizontal and vertical deformation data of six measuring lines

5 圍巖控制措施

目前該礦采用小煤柱取得了較好的礦壓和圍巖控制效果，但為了更好地提高巷道圍巖可靠性，尤其提高3 m 小煤柱的穩(wěn)定性和可靠性，根據(jù)前述研究結(jié)果，對(duì)現(xiàn)場(chǎng)采取了針對(duì)性強(qiáng)的圍巖輔助控制措施，即：提出基于煤柱多重塑性破壞區(qū)發(fā)育規(guī)律的煤柱加固措施與高應(yīng)力區(qū)精準(zhǔn)卸壓措施聯(lián)合的窄煤柱沿空掘巷圍巖控制技術(shù)體系。

5.1 基于煤柱多重塑性破壞區(qū)發(fā)育規(guī)律的煤柱加固措施

根據(jù)煤柱變形規(guī)律和受力特征，即掘巷導(dǎo)致煤柱受到二次剪切破壞，一次/二次剪切破壞的交界面位于巷道左上方，自巷道的左上頂點(diǎn)向采空區(qū)斜向上延伸（圖20），巷道左上方的小煤柱區(qū)域也是主應(yīng)力方向和大小變化較為劇烈的區(qū)域（圖22），基于此針對(duì)性提出對(duì)該區(qū)域進(jìn)行注漿加固的技術(shù)措施，具體如下。

煤柱較小，為防止大范圍跑漿漏漿，煤柱幫的注漿加固遵循少量多次的原則。每排2 個(gè)鉆孔，下面的一排鉆孔角度垂直于巷道幫部造孔，角度與水平面成60°，下孔距底板900 mm，上孔距下孔1 400 mm，鉆孔排距全部為2 000 mm，下孔深2 000 mm 為淺孔低壓、上孔深4 000 mm 為深孔高壓，鉆孔直徑均為42 mm。注漿鉆孔參數(shù)見(jiàn)表6。

表6 注漿孔參數(shù)Table 6 Parameters of grouting holes

現(xiàn)場(chǎng)施工機(jī)具有：雙液注漿泵（配套2 臺(tái)或1 臺(tái)雙缸精確調(diào)量的專用注漿泵）、混合器混合、氣動(dòng)攪拌桶、注漿管（鉆孔42 mm，注漿管為普通六分鋼管，外直徑約25 mm，壁厚3 mm，沿注漿管軸向，間隔打一些出漿小孔，對(duì)穿，小孔直徑8 mm，間隔10 cm，封孔段無(wú)需打孔）、高壓輸漿管、鉆機(jī)（礦上現(xiàn)有普通氣動(dòng)錨桿鉆機(jī)即可，?42 mm 鉆頭）、其他設(shè)備：封孔材料、控制閥門等?，F(xiàn)場(chǎng)注漿情況如圖24 所示。

圖24 注漿孔（已注漿）Fig.24 Grouting holes (Grouted)

注漿材料：采用自主研發(fā)的A、B 雙液注漿料。該材料具有單液漿初凝時(shí)間30 min 以上，混合后速凝，可在3 min 內(nèi)喪失流動(dòng)性的特點(diǎn)，可有效緩解寬3 m 小煤柱跑漿漏漿的難題。漿液凝固后28 d 強(qiáng)度可達(dá)到40 MPa 以上。現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用證明，該注漿加固材料取得了較為滿意的注漿加固效果。

5.2 高應(yīng)力區(qū)精準(zhǔn)卸壓

高應(yīng)力區(qū)位于該沿空掘巷右上方（圖19、圖22b），據(jù)此針對(duì)性提出向該沿空掘巷右上方高應(yīng)力區(qū)打大孔徑密集卸壓鉆孔的措施，將高應(yīng)力向更深處轉(zhuǎn)移，進(jìn)一步提高巷道附近圍巖地應(yīng)力區(qū)范圍，改善圍巖應(yīng)力條件?？咨?0 m，仰角30°，終孔位置超過(guò)煤層，達(dá)到頂板。整體注漿及卸壓方案如圖25 所示。卸壓孔具體參數(shù)如下：

?

圖25 圍巖注漿與卸壓方案Fig.25 Surrounding rock grouting and destress design

5.3 圍巖控制效果

綜合采用小煤柱沿空掘巷和這些針對(duì)性措施后，圍巖變形大幅下降。圖26 顯示，與圖10 相比，未采用小煤柱及本節(jié)所述圍巖控制措施前巷道頂?shù)装逡平孔畲筮_(dá)到456 mm，而現(xiàn)在頂?shù)装逡平拷档椭?28 mm；兩幫最大移近量也從過(guò)去335 mm 降至151 mm。同時(shí)，前述煤炮聲在掘巷及截至目前開(kāi)采的期間里僅記錄到強(qiáng)度較小的2 次，且煤炮聲從右側(cè)巖體深處傳來(lái)。圍巖控制效果整體理想。

圖26 采取措施后開(kāi)采期間圍巖變形Fig.26 Entry deformation after measures were taken

6 結(jié) 論

1）該巷圍巖破碎程度及變形煤柱側(cè)比實(shí)體煤側(cè)嚴(yán)重，煤柱破碎程度及變形采空區(qū)側(cè)比巷道側(cè)大，盡管埋深大，但已壓實(shí)穩(wěn)定采空區(qū)承擔(dān)較大載荷，高應(yīng)力已充分向深部巖體分流，煤柱和沿空掘應(yīng)力得到緩和。

2）巷道變形非對(duì)稱，實(shí)體煤側(cè)頂板下沉量比煤柱側(cè)大，巷幫主要為淺部變形，且煤柱幫上部和實(shí)體煤幫中部變形較大。

3）采空區(qū)成為掘巷卸荷后形變的主要“逃生”通道，有利于形變能向采空區(qū)緩釋，降低沖擊風(fēng)險(xiǎn)。

4）卸壓區(qū)由掘巷前的三角形擴(kuò)展為掘巷后的平行四邊形，掘巷后應(yīng)力集中區(qū)轉(zhuǎn)移至實(shí)體煤幫右上方煤巖體中。

5）小煤柱一/二次剪切破壞的交界面及掘巷右上方的高應(yīng)力區(qū)是圍巖控制關(guān)鍵區(qū)，進(jìn)而提出基于煤柱多重塑性破壞區(qū)發(fā)育規(guī)律的煤柱加固和高應(yīng)力區(qū)精準(zhǔn)卸壓聯(lián)合的圍巖控制技術(shù)體系。