长壁逐巷胶结充填巷道复合承载体支护研究

姚依南，董超伟，赖万安，郭亚奔，钟 磊

（1.中国矿业大学矿业工程学院，江苏徐州 221116；2.煤炭资源与安全开采国家重点实验室，江苏徐州 221116；3.山东唐口煤业有限公司，山东济宁 272000）

随着煤炭资源的加速开采，一批资源枯竭矿井逐步进入残采阶段，大多数矿区不得不面对传统技术无法开采的“三下”压煤问题[1]。鉴于长壁逐巷胶结充填采煤较好的岩层控制效果和系统简单、采出率高、设备投资少等优势，在现场进行了大量的应用[2-3]。针对长壁逐巷胶结充填开采，国内学者进行了大量研究，并取得了一定成果。邓雪杰等针对特厚煤层，系统的阐述了上向分层长壁逐巷胶结充填开采技术方法，并分析了该充填开采技术中如开采联络巷合理间距及充填挡墙侧压力等关键技术参数[4]；孙凯等对长壁逐巷胶结充填开采中采煤和充填的工艺协调优化提出了设计方法，推导出了采充工艺协调关键参数的计算公式，并对该优化设计方法的实施做了进一步的说明[5]；针对煤体-充填体复合承载，郭广礼等对深部带状充填开采充填体和煤柱形成的复合承载体的应力承载和破坏特征进行了研究[6]；马超等建立了充填巷采中煤柱与充填体耦合作用的力学模型，求出了煤柱与充填体耦合作用的黏弹性解[7]。由此可以看出，当前多有对长壁逐巷充填开采技术、充填材料的配比以及煤柱与充填体的破坏特征与模型的研究，但目前仍缺乏对长壁逐巷开采过程中充填巷道不同围岩动态组合状态及不同应力演化规律时巷道支护优化的研究。因此，以河南省永城市城郊煤矿为工程背景，使用数值模拟分析了长壁逐巷开采过程中充填巷道的不同煤体-充填体复合承载特点，优化设计相对应的支护方式，对提高充填工作面的生产效率以及节省支护材料具有重要的意义。

1 长壁逐巷胶结充填开采技术

1.1 长壁逐巷胶结充填开采工艺

长壁逐巷胶结充填开采技术原理是先形成长壁采煤系统，采用综掘机开掘工作面两煤巷之间的联络巷进行掘进采煤，对于生产能力要求较高时，可采用连采机或自动化掘锚一体机进行采煤，其巷道内煤炭运输主要采用刮板输送机、带式输送机运输或梭车、带式输送机运输等方式配合完成，联络巷掘出后，利用胶结充填材料充填巷道。在充填巷道的同时，掘进另外1 条联络巷，实现工作面“掘巷出煤，巷内充填”循环充填开采技术[4]。长壁逐巷胶结充填开采岩层控制的关键是在开采过程中对充填巷道实现高充实率的充填，达到充填体和暂未开采的煤柱形成一起支承上覆岩层的组合体，并保证在掘巷过程中出现不同宽度的煤柱不会失稳[8-10]。

1.2 长壁逐巷胶结充填开采工程实例

煤层柱状图如图1，城郊煤矿长壁逐巷胶结充填开采的区域为2#煤层，平均厚度为3 m，埋深410～680 m，煤层结构简单，顶板以泥岩、砂质泥岩为主、局部中细砂岩；底板多为泥岩、砂质泥岩，兼有粉细砂岩。城郊矿长壁逐巷胶结充填工作面掘巷宽度为5.4 m，根据掘进单条巷道围岩扰动的影响范围，设计其掘巷间距为3 倍巷宽即16.2 m。

图1 煤层柱状图Fig.1 Coal seam histogram

长壁逐巷胶结充填开采的掘巷顺序应在保证安全间距及充填体凝固时间的前提下，尽量在已充填巷道之间或紧贴充填体开采，从而避免1 个循环距离过长，造成工作面搬家转移距离过大[5]。根据以上原则以及前述的3 倍掘巷间距，可知城郊煤矿以开采8 条充填巷道为1 个开采循环，充填开采过程充填巷道的不同状态如图2。则在充填开采过程中充填巷道会出现如图2 的3 种状态：状态Ⅰ为初次开挖充填巷道，此时开挖巷道两侧均是实体煤；状态Ⅱ为紧贴上一状态充填开采完毕后已经稳定的充填体进行掘进充填巷道，其一侧是实体煤，另一侧是充填体；状态Ⅲ为单个开采循环将要结束时，紧贴两侧充填体掘进充填巷道。

图2 充填开采过程充填巷道的不同状态Fig.2 Different states of the filling roadway in the filling mining process

2 动态组合围岩复合承载分析

2.1 数值模拟方案

采用长壁逐巷胶结充填开采，充填体充入采空区后，由最初的不受力到随着强度的提高逐渐承受荷载从而吸收和转移应力，充填体的压缩过程即上覆岩层移动变形的过程，随着压力被转移到充填体上，便成为支撑上覆岩层和维持稳定的直接主体[11]。为定性分析充填开采过程煤体与充填体的应力演化规律，取城郊煤矿充填一采区C2101 长壁逐巷胶结充填工作面1 个开采循环为研究对象，建立长×宽×高分别为300 m×222 m×80 m，顶部补偿均布应力为14.75 MPa，侧面约束水平移动，底面固支，材料的破坏服从摩尔库伦准则的FLAC3D数值模型。模拟在1个开采循环内根据实际掘巷顺序掘进完立刻进行充填，分析在开采过程中出现3 种状态的巷道两侧煤体和充填体相互组合时应力的分布规律。岩层控制原理及数值计算模型图如图3，各岩层、煤与充填体细观参数见表1。

表1 岩层细观参数表Table 1 Formation meso-parameters table

图3 岩层控制原理及数值计算模型图Fig.3 Stratum control principle and numerical calculation model diagram

2.2 模拟结果分析

2.2.1 煤体-煤体组合围岩

状态Ⅰ充填巷道垂直应力云图如图4。

图4 状态Ⅰ充填巷道垂直应力云图Fig.4 Vertical stress cloud diagrams of filling roadway in state Ⅰ

由图4（a）可知，开采循环第①步属于初次开挖巷道，原岩应力场初始平衡状态被打破，在采动破坏影响下巷道顶底板产生了应力降低区，巷道两侧煤体产生了呈对称分布的应力集中[12-13]。由图4（b）可知，当充填巷道开采完毕后立刻进行充填，充填体处于卸压状态，其内部应力仅0.5 MPa，说明此时采空区充填体尚未有效发挥作用，覆岩载荷主要作用于两侧煤体并造成一定程度的应力集中，在巷道两侧3～4 m 处达到峰值20.06 MPa，应力集中系数为1.36，进行开采循环第②步时，16.2 m 的掘巷间距使其避开了第1 条巷道产生的超前支承压力影响，掘巷处煤体趋近于原岩应力，因此开采循环第②步时充填巷道两侧煤体应力分布与第①步相似。

2.2.2 充填体-煤体组合围岩

状态Ⅱ充填巷道垂直应力云图如图5。

图5 状态Ⅱ充填巷道垂直应力云图Fig.5 Vertical stress cloud diagrams of filling roadway in state Ⅱ

由掘巷顺序可知在1 个开采循环中，第③～⑥步充填巷道皆处于状态Ⅱ，选取第③、第④步作为研究对象。由图5（a）可知，开采循环第③步为贴着第①步已经稳定的充填体掘进，其右侧为充填体，左侧为煤柱，此时掘进巷道大部分处于充填体卸压保护范围内，右侧充填体的最大垂直应力由未掘进时的0.5 MPa 降低为0.15 MPa，减小约70.0%，而左侧煤柱的最大垂直应力由20.06 MPa 增加到24.41 MPa，增幅约21.68%。由图5（b）可知，当开采循环第③步充填完成，第④步掘进时，充填体的最大垂直应力升高到0.83 MPa。可知充填巷道处于状态Ⅱ，即一侧为煤体一侧贴着充填体掘进时，顶板应力向煤体侧转移，而当巷道充填后，随着开采循环的推进，采动影响扩大，顶板缓慢下沉，充填体与煤柱形成整体共同支承顶板，其应力由0.5 MPa 升高至0.83 MPa，增幅约66%。但充填体的承载作用具有被动特点即只有先受到上覆岩层的压力后才能发挥承载作用，因此顶板支撑以煤柱为主，充填体承载能力较小主要起应力传递作用[14]。

2.2.3 充填体-充填体组合围岩

状态Ⅲ充填巷道垂直应力云图如图6。

图6 状态Ⅲ充填巷道垂直应力云图Fig.6 Vertical stress cloud diagrams of filling roadway in state Ⅲ

由图6 可知，按照逐巷跳采的顺序到开采循环第⑦步时，掘进巷道两侧皆为已经稳定的充填体。在掘进之前，两侧充填体应力为1.52 MPa，较上一状态充填体最大垂直应力0.83 MPa 增加了约83.1%，当开采循环第⑦步巷道掘进完成时，起主要支承作用的煤柱消失，两侧充填体凝固的过程中伴随着上覆岩层的进一步压实，充填体最大垂直应力从1.52 MPa 增加至2.01 MPa，增幅约32.2%。当第⑦步充填完成时，单个开采循环内的煤体-充填体复合承载效果暂时消失，转为整个长壁工作面煤体与该段充填体形成复合承载，应力转移至该段充填体两侧力学强度更大的煤体，两侧煤体最大垂直应力达到28.46 MPa，应力集中系数为1.93。

2.2.4 动态组合围岩对比分析

单个开采循环内垂直应力切面图如图7。

图7 单个开采循环内垂直应力切面图Fig.7 Vertical stress tangent diagram in a single mining cycle

从整个开采循环来看，充填体的最大垂直应力随着推进步数的增加整体上呈现缓慢上升的趋势，其应力范围大约为0.5～2.13 MPa，在充填体逐渐凝固压实与煤体共同参与到上覆岩层控制的过程中，其被动承载的特性总是先使得与其相接触的煤柱边缘应力增高，当充填体之间暂未开采的煤柱宽度随着开采循环的进行变窄时，煤柱两帮应力峰值将会慢慢重叠从而导致煤柱中产生高应力集中区[15-16]。如图7 开采循环第②～第⑥步，两充填体之间煤柱的应力分别为20.7、24.4、25.4、32.3、34.4 MPa，其中第②～第③与第④～第⑤步由于煤柱宽度的减小应力增幅较大，分别增加了17.8%、27.2%，在开采循环进行到第⑥步时，充填体间的煤柱宽度仅为单条巷宽5.4 m，垂直应力达到最大值34.4 MPa，应力集中系数为2.33。但由于充填体的存在，煤柱的变形破坏受到约束，充填体和煤柱相互提供侧向限制力，煤柱的承载能力也会同时提高[17]。

3 充填巷道支护方案设计与验证

3.1 支护方案设计

由分析可知，在开采循环进行的过程中，煤体-充填体复合承载的应力动态演化过程为顶板应力先转移至起主要承载的煤体，充填体由于其被动支承的特点总是先处于卸压状态，在压实的过程中受力才逐渐提高，并起到为煤体提供侧向限制力的作用，使其支承能力提升[18]。因此在长壁逐巷胶结充填开采过程中应当加强受主要支承作用的煤体侧支护，基于煤体与充填体的受力特点，对处于3 种状态下的充填巷道提出了对应的支护方案设计，充填巷道支护状态参数表见表2。

表2 充填巷道支护状态参数表Table 2 Supporting state parameters table of filling roadway

不同状态充填巷道支护断面如图8。

由图8（a）可知，充填巷道处于状态Ⅰ时，巷道两帮均为实体煤，两帮在采动影响下均会出现一定程度的应力集中，需要在两帮实体煤侧进行基本支护和加强支护；由图8（b）可知，充填巷道处于状态Ⅱ时，巷道两帮一侧为煤体一侧为充填体，充填体侧处于卸压状态，且无片帮等特性，为保持充填体的完整性该侧不设支护，煤体侧应力集中程度提高因此仅在此侧进行单侧支护[19]；由图8（c）可知，充填巷道处于状态Ⅲ时，巷道两帮均为处于卸压保护范围内的充填体，仅对顶板进行基本支护和加强支护，两帮不进行支护。

图8 不同状态充填巷道支护断面图Fig.8 Cross-section diagrams of filling roadway support in different states

充填巷道顶板支护俯视图如图9。

图9 充填巷道顶板支护俯视图Fig.9 Overside view of roof support filling lanes

充填巷道顶板基本支护采用φ20 mm×2 200 mm型Q500 左旋螺纹钢高强锚杆+平焊网+W 钢带，平焊网规格为1 000 mm×2 000 mm，W 钢带长4.6 m，每根高强锚杆使用2 支锚固剂（根据实际情况选用MSK2350 型或MSZ2350 型）进行锚固。锚索规格均为φ21.6 mm，巷道中心锚索长度8 000 mm，巷道中心左右侧锚索长度5 500 mm，锚索托盘规格为250 mm×250 mm×20 mm。锚索梁平行于钢带布置1 排16B 槽钢，锚索梁居中布置，梁长3 000 mm，一梁三索，两排施工1 组[20]。

帮侧锚杆选用φ16 mm×2 000 mm 型玻璃纤维锚杆+双抗网（矿压明显时外层可增加平焊网或使用锚网带加强支护）+木托盘+铁托盘[21]。双抗网：4 000 mm×1 400 mm，木托盘：400 mm×200 mm×50 mm，铁托盘：150 mm×150 mm×10 mm。

3.2 充填巷道支护数值模型

3.2.1 数值模拟方案

数值模拟支护方案示意图如图10。

图10 数值模拟支护方案示意图Fig.10 Schematic diagrams of numerical simulation support scheme

根据城郊煤矿的实际情况，以及设计的充填巷道支护方案，数值模拟综合考虑开采循环过程中充填巷道与煤体和充填体的组合关系，取充填巷道的长度为120 m，结合实际工程中每天掘进26 m，确定在数值模拟中每条充填巷道分步开挖，一次开挖24 m，分5 次开挖1 条巷道，每次开挖之后，立即对巷道进行支护，即随采随支。

3.2.2 结果分析

随着开采循环的向前推进，3 种支护方式下的充填巷道垂直位移云图以及两帮水平位移曲线如图11～图13。

由图11～图13 可知，随着开采循环的推进，由于充填体承载强度与煤体承载强度的不同，导致充填巷道在分别经历3 种状态时其垂直位移云图呈现对称、非对称、对称的分布变化，在巷道完全掘进结束后3 种支护状态下的顶板下沉量分别为4.38、7.43、20.40 cm，左帮最大位移分别为0.33 cm（煤体）、1.35 cm（充填体）、13.4 cm（充填体），右帮最大位移分别为0.32 cm（煤体）、0.80 cm（煤体）、14.10 cm（充填体）。

图11 状态Ⅰ充填巷道位移图Fig.11 Displacement diagrams of filling roadway in state Ⅱ

图12 状态Ⅱ充填巷道位移图Fig.12 Displacement diagrams of filling roadway in state Ⅱ

图13 状态Ⅲ充填巷道位移图Fig.13 Displacement diagrams of filling roadway in state Ⅲ

3 种状态巷道的出现分别是1 个开采循环中的前、中、后期，随着采动影响的不断变大和充填体的被动承载特点，顶板下沉速率的变大和两帮位移的增加无法避免，3 种支护状态下充填巷道位移量对比图如图14。

图14 3 种支护状态下充填巷道位移量对比图Fig.14 Comparison of displacements of filled roadways in three supporting states

由图14 可以看出巷道的变形在整体上呈现上升趋势，通过计算可得3 种状态下的巷道断面收缩率分别为2.84%、4.38%、13.33%。当充填巷道处于状态Ⅰ时，其两侧都是煤体，在该支护方式下巷道整体变形不大，支护效果良好。当巷道处于状态Ⅱ时，左帮未支护的充填体位移量稍大于右帮支护的煤体，且整体相较与状态Ⅰ位移量增加幅度较小，其中顶板下沉量增加0.7 倍，左右帮位移量分别增加3.1、1.5 倍，说明处于此状态下的巷道煤柱与充填体复合承载效果较好，减少充填体侧的支护对于巷道变形的影响不大。而当巷道处于状态Ⅲ时，变形量较状态Ⅱ大幅度上升，其中顶板下沉量增加约1.75 倍，左右帮位移量分别增加8.93 倍、16.63 倍。其原因主要是当巷道两侧都为未支护的充填体时，单个开采循环内的煤体-充填体复合承载结构被破坏，转换为充填体单一承载，前章分析可知，此状态的充填体尚处于被逐渐下沉的顶板压实的被动承载过程，变形量较大。由图6 可以看出，该状态下充填体整体处于卸压状态，无高应力集中且其内部结构完整不易发生类似煤体的片帮现象，因此巷道处于状态Ⅲ时仅对顶板进行支护可行。

4 结 论

1）对长壁逐巷胶结充填开采过程中充填巷道两侧煤体、充填体相互组合可能出现的状态进行了分类，即煤体-煤体组合围岩、煤体-充填体组合围岩、充填体-充填体组合围岩，并通过数值模拟得出长壁逐巷胶结充填开采单个开采循环内充填巷道的应力演化特点：在掘巷过程中顶板应力总是先转移至起主要承载作用的煤体，被动承载的充填体在动态组合围岩复合承载体系里主要起到传递应力和改善充填体之间煤柱受力状态的作用。

2）随着开采循环从①～⑧的推进，单个循环内煤体和充填体应力在整体上都呈现上升趋势，煤体应力变化范围为20.7～34.4 MPa，充填体应力变化较小，范围为0.5～2.13 MPa。两充填体间的煤柱宽度减小对煤体及充填体的应力影响都较大，其中第②～第③步与第④～第⑤步由于煤柱宽度的减小，煤体应力增加了17.8%、27.2%，充填体应力增加了43.1%、68.6%。

3）根据处于3 种动态围岩组合状态下的充填巷道受力特点和充填体的特性分别提出了巷道顶板及两帮均支护、巷道顶板及煤体单侧帮支护、仅巷道顶板支护的3 种支护方案。对支护方案进行验证发现：3 种支护状态下的巷道断面收缩率分别为2.84%、4.38%、13.33%，当充填巷道处于状态Ⅱ时，减少充填体单侧的支护仍能取得较好的支护效果，证明充分利用煤体-充填体复合承载的效果在开采循环过程中减少支护以提高充填工作面的生产效率和节省支护材料的消耗可行。