超长工作面过大断面空巷三维应力演化及综合治理技术

王 䶮，熊祖强,2，赵高博

(1.河南理工大学能源科学与工程学院，河南 焦作 454003；2.煤炭安全生产河南省协同创新中心，河南 焦作 454003)

煤矿厚煤层综采工作面普遍存在空巷，工作面推进过程中，易引发空巷及工作面顶板急剧下沉，造成大面积片帮和冒顶，压垮支架，影响安全生产[1-2]。随着工作面长度的增加，超长工作面周期来压步距变短，来压显现更剧烈，支承应力影响范围更大，在过空巷时，更容易引起事故产生[3-4]。

针对过空巷问题，国内外学者取得了较多研究成果，柏建彪等[5]利用“关键块”假说建立空巷顶板力学模型，提出高水材料充填空巷技术；谢生荣等[6]通过综放工作面过空巷时支架–围岩稳定性研究，提出工作面过空巷时在合理的时间节点上实施综合控制措施；杨荣明等[7]分析工作面过两条半空巷的被动支护形式，提出主动支护优于被动支护的理论。上述成果基于传统的过空巷方式，多适用于一般工作面通过断面较小的空巷。

超长工作面由于周期来压步距短，矿压显现剧烈，但通过跨度大的空巷时，矿压显现规律会变得更复杂，且根据S-R 失稳理论[8]，在工作面推进中空巷基本顶极易发生超前破断，对于跨度大的空巷更难以避免[9-14]。传统的空巷支护方式中，如木垛支护、补打锚杆锚索等，由于支护强度较低，对于矿压显现剧烈、跨度大的空巷顶板控制效果不明显；如果采用空巷全部充填则成本过高且废料影响煤质。由于国内目前鲜有超长工作面过超大断面空巷的实例，因此，仍以传统过空巷方式为主流，鲜有超长工作面过大断面空巷应力演化规律及支护技术的研究。

笔者通过分析充填支柱支护的大断面空巷三维模型，提出煤柱失稳判据和大断面空巷顶板的活动特征规律和支护需求；通过三维数值模型，分析超长工作面过大断面空巷顶板应力演化过程；并提出以高水材料充填支柱为主，并辅以空巷两帮煤壁注浆加固以及锚索补强的综合治理技术，以期能够使工作面顺利通过大断面空巷。

1 工程概况

1.1 工作面基本情况及空巷特征

5314 综采工作面是晋城成庄矿首个斜长356 m的超长工作面，开采3 号近水平煤层，采高约6.0 m，采用“两进两回”通风方式。空巷为原工作面设计的对接切眼巷道，平行工作面布置，倾向长189 m，约为工作面长度的1/2，断面宽×高为8 m×4 m，属于超大断面的平行空巷。工作面基本布置及空巷分布如图1 所示。

1.2 超长工作面过大断面空巷支护分析

图1 成庄矿5314 工作面及空巷基本布置Fig.1 The layout of working face 5314 and abandoned roadway in Chengzhuang coal mine

高水材料充填支柱是从美国引进的新型支护技术。充填支柱结构设计为两层：上部让压层，下部承载层。让压层为发泡材料，为顶板合理下沉让压提供空间，承载层为高水材料，提供支护强度控制顶板，两部分强度可以通过调整材料配比实现，合理的让压性和支护强度有效满足大断面空巷的支护需求，且充填支柱支护的成本较低，易于采煤机切割，可代替木垛或单体支柱[15-18]，适用于井下临时或永久支护等。

鉴于此，笔者对充填支柱为支护手段的超长工作面过空巷的顶板覆岩活动规律进行分析，从而为工程实践提供依据。

2 煤柱失稳判据及空巷顶板活动规律

通过建立三维充填支柱支护的大断面模型，来分析综采工作面推进过程，模型如图2 所示。

图2 工作面过大断面空巷三维模型Fig.2 Three-dimensional model of working face cross abandoned roadway with large section

若无大断面空巷，超长工作面正常推进，直接顶随采随落，工作面超前支承应力不断前移，基本顶再发生周期性破断。在存在大断面空巷条件下，超长工作面推进过程中煤柱宽度W不断变小，采场超前支承压力与空巷支承应力将会相互叠加影响(图2)；W成为影响超长工作面顶板应力变化的关键因素。

由于煤柱的静载荷集度等于煤柱强度，根据煤的岩石力学性质，随着载荷增大，会产生塑性变形并最终失稳破坏。因此，针对超长工作面过空巷的煤柱进行失稳分析，能为控制空巷稳定性提供理论依据。

2.1 大断面空巷顶板活动规律

基于煤岩体的岩石力学性质定义：①煤柱由弹性变形开始向塑性变形转化时的煤柱宽度称为煤柱临界塑性宽度WS；② 煤柱发生破坏的宽度为煤柱破坏宽度WP。随着工作面的推进，W逐渐减小，以WS和WP为节点，将煤柱宽度分为3 种变形判据：

从以下3 个煤柱所处状态的应力分布进行详细分析：

①如图3 所示，当煤柱宽度W大于等于煤柱临界塑性宽度WS时(W≥WS)，煤柱表现为弹性变形阶段。

图3 煤柱弹性阶段应力分布Fig.3 Stress distribution in elastic stage of coal pillars

采场支承应力与空巷支承应力互不影响，煤柱大部分载荷为原岩应力，煤柱处于弹性变形状态；空巷没有受到采场支承应力的影响，所受载荷来自上覆岩层。

② 如图4 所示，当煤柱宽度W小于煤柱临界塑性宽度WS，且大于失稳破坏宽度WP时(WP＜W＜WS)，由于采场与空巷支承应力开始叠加，煤柱顶板应力增大，煤柱发生塑性变形，空巷顶板应力开始增大。

图4 煤柱塑性阶段应力分布Fig.4 Stress distribution in plastic stage of coal pillars

③如图5 所示，当煤柱宽度W小于等于煤柱失稳破坏宽度WP时(W≤WP)：煤柱顶板应力达到了煤柱的极限强度，煤柱发生破坏，煤柱的承载能力骤降，基本顶在空巷上方发生超前破断；采场超前支承应力在空巷上方重新分布，待采区煤体处于支承应力的峰值区域，空巷支承应力叠加。

图5 煤柱失稳破坏应力分布Fig.5 Stress distribution in failure stage of coal pillars

2.2 临界失稳煤柱分析

随着煤柱的减小，采场支承应力及空巷的支承应力在煤柱顶板不断叠加，煤柱载荷不断变大，根据Bieniawski 煤柱强度理论[11]，笔者推导出不同载荷下煤柱宽度计算公式：

式中W为静载荷下煤柱的宽度，m；M为采高，m；σ为标准试件煤的单轴抗压强度，MPa；B为煤柱承载覆岩宽度，m；γ为上覆岩层容重，kN/m3；H为煤层采深，m。

如图6 所示，当工作面前方有跨度较大的空巷时，如煤柱W达到一定宽度，基本顶在空巷上方发生超前断裂，超前破断跨度为L，因此有：

图6 空巷基本顶超前破断模型Fig.6 Advanced breaking model of basic roof of goaf

煤柱除了需承担一半空巷覆岩载荷外，还需承载部分悬臂梁结构覆岩的载荷。因此有：

式中A为空巷跨度，m；D为工作面与周期断裂线的距离，m；k为采场支承应力与覆岩静载荷比值，k=1.5～5.0。

将式(6)代入式(4)可知：

按照工作面距离超前断裂线位置最小且悬臂梁刚好为一个周期来压步距l考虑，则D=0。

此时进行反向假设，计算出基本顶发生超前破断的最小空巷跨度，与实际空巷宽度A进行对比，若实际宽度大于理论计算值，则基本顶必然发生超前断裂。将式(8)、式(9)代入式(4)可知：

根据成庄矿实际情况，煤层埋深H约340 m，采高M为6 m；3 号煤单轴抗压强度σ约16 MPa；上覆岩层容重γ为2 5 kN/m3；实测周期来压步距约12 m，带入式(10)计算得A为6.68 m。由于空巷实际宽度为8 m，大于计算的空巷宽度，因此，基本顶在空巷上方将发生超前断裂，上述模型假设无误。煤柱临界宽度计算公式为：W=l-A=7.32 m。

3 大断面空巷顶板应力演化数值模拟分析

根据工作面过空巷三维模型及煤柱失稳判据分析，超长综采工作面过大断面空巷时顶板活动处于持续变化的过程，因此，通过建立三维数值模型，研究充填支柱支护的大断面空巷顶板应力演化规律，客观反映大断面空巷顶板活动规律，为大断面空巷治理提供有力依据。

3.1 三维数值模型的建立

根据5314 工作面地质资料可知，煤层直接顶为3.22 m 粗砂岩，基本顶为6.10 m 中粒砂岩，伪顶为0.2 m 泥岩，直接底为0.54 m 细砂岩，基本底为3.09 m细砂岩。

采用有限元模拟软件FLAC3D建立三维数值模型，模型如图7 所示，模型长×宽×高为132 m×148 m×50 m，考虑工作面与空巷距离较远，基本顶已经开始发生周期性破断，工作面模型从边界开挖，开挖煤柱走向长80 m，倾向长30 m。考虑采场侧向支承应力影响范围，工作面左右各留设59 m 煤柱，空巷后方待采区为44 m。5314 工作面对接切眼断面大，倾向长，工作面推进会造成空巷不同部位时差性来压，考虑以上因素，空巷设计长8 m、宽90 m、高4 m。充填支柱直径1 m、高4 m，每排3 根等间距设计。

模型边界限制水平方向位移，底部边界为固定边界；模型顶面施加应力边界条件，上覆岩层容重取2 5 kN/m3，在垂直方向施加均布荷载8.5 MPa，侧压系数取1.24。模型自下而上的岩石力学参数如表1 所示。

图7 成庄矿5314 工作面过大断面空巷三维数值模型Fig.7 Three-dimensional numerical model of working face 5314 cross abandoned roadway with large section in Chengzhuang coal mine

表1 三维模型各岩层力学参数Table 1 Rock mechanical parameters of three-dimensional model

3.2 顶板应力演化规律分析

模型开挖完成后，选取工作面倾向中间切面，即75 m 处切面进行分析，将沿空巷顶板应力提取并绘制应力分布图，如图8 所示，随着工作面推进，超长工作面的顶板应力演化变化规律如下：

a.煤柱宽度逐渐减小，采场与空巷超前支承应力发生叠加，工作面顶板应力经历较缓慢增长到骤增的过程，并在应力达到峰值过后，工作面支承应力在空巷后方重新分布。

图8 工作面顶板应力演化示意Fig.8 Sketch of stress evolution of roof in working face

b.待采区顶板应力随着煤柱的减小不断增大，应力增高区的影响范围也逐渐增大，煤柱宽度小于10 m 后应力峰值和应力增高区影响范围明显增大。

对数值模拟结果中工作面初始开采、煤柱发生塑性变形宽度WS和煤柱发生破坏宽度WP的3 个节点提取垂直应力数据，分析空巷的应力演化过程，如图9 所示。

由图9a 可知，煤柱宽度为70 m 时，顶板应力呈“驼峰形”分布，煤柱最大应力为13.6 MPa，采场支承应力并未与空巷支承应力叠加，且影响范围较大，煤柱大部分处于原岩应力状态。

由图9b 可知，当煤柱宽度为40 m 时，煤柱峰值应力增大，采场支承应力和空巷支承应力叠加，采场支承应力峰值可达14.9 MPa，空巷煤柱支承应力也随之增加，煤柱顶板应力呈“马鞍形”分布，煤柱整体处于应力叠加区域。

由图9c 可知，当煤柱宽度为6 m 时，两种支承应力进一步叠加，煤柱顶板应力呈“孤峰形”分布，采场与空巷煤柱一侧应力分布基本对称，其应力达16.6 MPa，由于3 号煤单轴抗压强度约16 MPa，可以认为，此时煤柱完全失稳破坏，与煤柱失稳判据计算所得基本一致。

提取空巷后方待采区不同位置的应力变化值，绘制随着工作面推进的应力变化曲线，分析其演化过程规律，如图10 可知，待采煤区模型长44 m，分别提取待采区2 m、4 m、6 m、8 m、20 m、40 m处的应力数值变化曲线进行对比分析。

由图10 可知，待采煤区20 m 外顶板不受工作面的推进影响，待采区处于原岩应力状态。随着工作面推进，当煤柱宽度大于40 m 时，待采区顶板未受采动影响，只受到空巷支承应力影响，应力无明显变化；当煤柱小于40 m，空巷支承应力与采场支承应力开始叠加，待采区顶板应力逐渐增大；当煤柱仅剩10 m 左右，待采区煤壁应力开始急剧升高；当工作面与空巷贯通时达到峰值16.1 MPa。

图9 煤柱顶板应力演化过程Fig.9 Evolutional process of stress on coal pillar roof

图10 待采区顶板应力演化过程Fig.10 Evolutional process of roof stress in area to be mined

综上分析，随着煤柱宽度减小，采场支承应力向深部转移，与空巷支承应力不断叠加，引起空巷顶板应力不断增大。煤柱失稳破坏后，空巷应力骤增，并在工作面与空巷贯通时达到最大值，对于待采煤区影响也达到峰值。如果不能提供空巷合理支护强度，并且对煤柱及待采煤区进行处理，空巷基本顶将滑落失稳，引发片帮、冒顶、压架等事故。

4 大断面空巷综合治理措施分析

通过大断面空巷应力数值模拟演化过程研究发现，煤柱的失稳会引起基本顶的超前断裂，从而使大断面空巷的顶板应力骤增，若空巷没有足够的支承强度，极易发生冒顶等事故；同时待采区顶板应力与采场支承应力叠加，峰值及其影响范围不断增大，在高应力作用下，空巷两帮煤壁极易发生片帮，因此，大断面治理应该致力于两个方面：①空巷顶板合理强度支撑；② 空巷两帮煤壁加固。

4.1 充填支柱工艺

由数值模拟结果可知，工作面推进过程中空巷顶板的峰值应力最高可达12.7 MPa，故支柱的支护强度设计应大于该应力峰值。同时，为保证充填支柱的合理让压性能，充填支柱的上部设计400 mm的发泡材料，强度约2 MPa，其变形率可达60%；下部承载层为高水材料，养护7 d 后的强度不低于13 MPa，最终强度不低于15 MPa。

根据上述数值模拟结果可知，靠近待采区的应力普遍高于工作面一侧，因此，在实际工程设计中，增大待采区充填支柱的柱径并且减小间排距，以保障足够的支承强度。故而，在对接切眼空巷内布置3 排支柱，远离工作面一侧和中间排的支柱柱径1.2 m，支柱间排距均为1.7 m；靠近工作面一侧的一排支柱柱径1.0 m，支柱间排距1.9 m。现场在空巷内共计施工充填支柱198 根间，布置效果如图11 所示。

图11 充填支柱空巷布置效果Fig.11 Layout effect diagram of abandoned roadway supported by filling pillars

4.2 锚杆锚索补强

空巷原有锚杆锚索为顶板每排6 根锚杆，间排距1 m×1 m，每排3 根锚索，间排距1.6 m×2 m；两帮每排5 根锚杆，间排距1 m×1 m，每排3 根锚索，间排距1.6 m×2 m。为有效控制空巷的变形，防止发生冒顶事故，在原支护基础上，补打锚索梁，一梁两索，交叉布置，锚索长度均为7.4 m。

4.3 煤壁注浆加固

超前注浆加固的时机应在煤体裂隙发育阶段。煤柱宽度等于WS时，煤柱开始发生塑性变形，故煤柱宽度为WS时开始注浆。煤柱注浆孔设计深度20 m；由于待采区支承应力影响范围为20 m，注浆深度设计为10 m。

在对接切眼巷道向空巷两侧煤体中布置上下两排钻孔，煤柱侧钻孔孔径42 mm，钻孔呈“三花”布置；下排钻孔开孔高度1.3 m，钻孔仰角2°，钻孔间距6 m；上排钻孔开孔高度2.8 m，钻孔水平布置，钻孔间距6 m。待采区一侧钻孔参数与煤柱注浆参数保持一致(除深度外)，钻孔布置如图12 所示。

图12 注浆钻孔布置示意图Fig.12 The sketch map of grouting borehole layout

4.4 数值模拟与现场观测结果对比

工作面回采过程中，对巷道顶板下沉量及两帮收缩量进行观测。并将观测结果与数值模拟结果进行对比分析。空巷顶板应力数值模拟结果如图13 所示，空巷中部顶板下沉量及两帮收缩量结果如图14所示。

图13 空巷顶板应力数值演化过程Fig.13 Evolution process of vertical stress on abandoned roadway roof

图14 空巷巷道变形监测Fig.14 Deformation monitoring of abandoned roadway

由图13 可知，工作面与空巷距离小于40 m 后，空巷顶板应力开始逐渐增大；在距离8 m 时，空巷顶板应力达到峰值12.7 MPa，并保持不变，直至空巷与工作面贯通。

由图14 显示，工作面距离空巷前面35 m 时，空巷围岩开始发生变形，在数值模拟结果误差范围内。围岩变形主要发生在距离工作面12 m 以内；由于顶板应力不断增大，巷道变形速率随着煤柱减小不断增大；顶板应力保持不变时，空巷变形速率也趋于稳定。

最终监测数据表明，对接切眼中部顶板下沉量、两帮收缩量及底鼓量均远大于两端头范围，距离工作面6 m 左右时，出于安全考虑，人员禁止入内。最终检测结果显示：顶板最大下沉量450 mm，测点两帮收缩量最大430 mm，中部测点两帮收缩量最大610 mm，巷道变形在合理范围内，工作面顺利通过超大断面空巷。

5 结论

a.建立充填支柱支护大断面空巷的三维模型，提出以煤柱临界塑性宽度(WS)和煤柱临界破坏宽度(WP)作为煤柱失稳的判据，理论分析了不同煤柱宽度(W)工作面顶板的活动规律：当煤柱开始由弹性变形到塑性变形转换时的煤柱宽度为WS；煤柱由塑性变形到开始发生失稳破坏的宽度为WP。

b.当煤柱宽度W≤WS(40 m)时，工作面超前支承应力与空巷超前支承应力开始叠加，煤柱开始发生塑性变形；W≤WP(10 m)时，煤柱顶板应力逐渐增加至峰值16.6 MPa，开始发生失稳破坏并失去承载能力。此时，工作面超前支承应力重新分布，并向深部转移。

c.确定高水材料充填支柱的合理支护强度为15 MPa，在煤柱宽度为40 m 时采用煤壁超前注浆，对空巷前后20 m 范围煤壁进行注浆加固。提出一种以充填支柱为主要支护手段，辅以空巷煤壁超前预注浆加固及锚索梁补强的综合治理措施，并且在成庄矿某超长工作面进行应用，为超长工作面过大断面空巷工程提供了借鉴经验。