深部大采高沿空留巷围岩应力分布与变形规律研究

徐筝峥，杨玉贵，，陈 勇，侯珊珊，陈晓虎

（1.中国矿业大学 力学与土木工程学院，江苏 徐州 221116；2.中国矿业大学 深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，江苏 徐州 221116；3.中国矿业大学 煤炭资源与安全开采国家重点实验室，江苏 徐州 221008）

沿空留巷技术是沿着采空区边缘将本区段工作面的回采巷道维护下来，作为下一区段工作面重复使用[1-4]，该技术具有减少巷道掘进量，提高煤炭开采效率，有效解决瓦斯积聚问题等优势[5-9]。但在实际工程中，大采高高水充填沿空留巷存在着围岩变形量大、巷道难以维护的缺点，严重影响了沿空留巷的充填效果，为此，学者们进行了大量研究。何满潮院士等[10-11]以“切顶短壁梁”为基础理论，提出了无煤柱自成巷开采技术，在煤层开采中广泛应用；韩昌良等[12-14]、薛俊华等[15]针对大采高沿空留巷的顶板运动特征做了很多研究，并提出巷旁复合承载结构的概念以揭示巷旁结构的稳定机理；谢生荣等[16-17]对深部开采留巷围岩难以控制的问题，利用应变软化模型研究工作面推进过程中围岩偏应力的演化规律；陈勇等[18-20]、雷传霖等[21]、韩俊效等[22]运用数值模拟的方法分析了沿空留巷巷内支护机理并提出了沿空留巷巷内支护技术；康红普等[23]、张镇等[24]指出深部沿空留巷与浅部沿空留巷在顶板的断裂位置和基本顶回转等方面存在较大区别，提出了深部留巷支护的设计原则。对于沿空留巷技术研究方面，王水利等[25-26] 通过建立大采高条件下沿空留巷的力学模型，分析出大采高沿空留巷围岩稳定性影响因素，针对性提出巷内基本支护采用锚杆支护体系；谢文兵等[27-29]在工程实践的基础上，采用离散元数值分析软件UDEC，详细分析了沿空留巷围岩移动规律，确定了合理的充填方式和充填体强度；邓雪杰等[30]以埋深为1 152 m 的充填工作面沿空留巷为背景，研究了不同埋深、工作面充实率和强度条件下沿空留巷围岩应力规律与移动破坏特征。现阶段对于沿空留巷与围岩运移规律的理论和现场实际方面已经有了诸多研究[31-34]。但目前在深部大采高条件下的沿空留巷方面研究偏少，其沿空留巷围岩稳定性机理尚不明确，为此，以西山煤电屯兰矿22301 工作面沿空留巷为研究背景，运用数值模拟分析沿空留巷在掘进阶段和留巷阶段的围岩应力演化规律和变形特征。

1 高水材料力学特性试验

1.1 试验方案

高水材料是1 种特效速凝水泥，由甲料和乙料组成。甲料由水泥、粉煤灰、缓凝剂等部分组成，乙料由石膏、早强剂和速凝剂组成。在制备过程中，按照不同水灰比称取定量的甲料、乙料和水，先将称取好的甲料和水在搅拌机内充分搅拌，再将称取好的乙料和水充分搅拌，最后将甲乙料混合物充分搅拌均匀，注意在搅拌的过程中边加料边搅拌。实验设计3 组不同的水灰比，分别为1.5∶1，2∶1，2.5∶1。

试验准备包括制样和养护。试样采用尺寸为50 mm×100 mm 的圆柱形塑料试模进行制作，将甲乙料混合物注入模具成型、脱模，制成标准试样。试样制好后放入恒温电阻箱养护。对试样进行单轴压缩试验，载荷以0.5 mm/min 的速率匀速加载至试样完成破坏。测试不同水灰比高水材料的全应力-应变曲线。

1.2 高水材料的力学性能

对养护至28 d 水灰比分别为1.5∶1、2∶1、2.5∶1的试样进行单轴压缩试验，不同水灰比高水充填材料单轴应力-应变关系曲线如图1。根据曲线变化特征，可将其分为3 个阶段：压密阶段、线弹性阶段、屈服阶段。可见，随着水灰比从1.5∶1 增大到2∶1，材料强度由6.62 MPa 降低到4.08 MPa，降低了38%；随着水灰比从2∶1 增加到2.5∶1，材料强度由4.08 MPa降低到2.85 MPa，降低了30%。

图1 不同水灰比高水充填材料单轴应力-应变关系曲线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强度与养护时间关系曲线如图2。可见，对于高水材料而言，其硬化凝结速度较快，材料的养护时间对强度的形成起重要作用，随着养护时间的增加，材料的强度逐渐增长，28 d后材料强度可提高为原来的2 倍。

图2 高水材料28 d 强度-养护时间关系曲线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围岩稳定数值模拟

2.1 数值模型与模拟方案

针对屯兰矿22301 工作面煤层、顶底板力学性质等生产地质条件，开展高水材料巷旁充填沿空留巷无煤柱开采技术研究。工作面走向长度2 652 m，工作面倾向长度205 m，煤层厚度4.15～5.50 m。工作面运输巷断面为矩形，施工净宽为4.5 m，净高为3.5 m，沿2#煤顶板掘进。

采用FLAC3D数值计算软件对大采高沿空留巷围岩应力与变形演化规律进行分析。模型参数如下：尺寸长×宽×高为300 m×280 m×100.5 m，煤层厚度4.8 m，巷道断面形状为矩形，高×宽=3.5 m×4.5 m。数值计算模型煤岩层力学参数见表1。

表1 数值计算模型岩体力学参数Table 1 Rock mass mechanical parameters of numerical calculation model

模型的前后左右四周边界固定水平方向上的位移，底部边界约束垂直方向上的位移。模型中x 轴方向为22301 工作面倾向，y 轴为工作面走向，z 轴代表竖直方向。充填体全部位于采空区内，充填体及煤岩层均采用莫尔-库伦（Mohr-Coulomb）本构关系。数值计算模型如图3。

图3 沿空留巷数值计算模型Fig.3 Numerical calculation model of gob-side entry retaining

2.2 大采高围岩应力分布与变形特征

2.2.1 巷道掘进期间围岩应力分布和变形特征

回风巷掘进120 m 和回风巷掘进完成后进风巷掘进120 m 时的围岩垂直应力和水平应力分布如图4。由图4（a）可知，巷道围岩应力场在整体上呈现出对称分布。巷道开挖以后，围岩应力进行重新分布，垂直应力峰值出现在巷道两侧煤壁内；由图4（b）可知，水平应力峰值出现在顶底板深部，两帮应力向两侧水平释放；由图4（c）可知，掘进进风巷引起的支承应力在两巷道间的保护煤柱上叠加，垂直应力峰值达31 MPa；由图4（d）可知，水平应力呈对称分布，两巷道中间的保护煤柱失去水平约束形成应力集中区，峰值达到27 MPa。

图4 掘进阶段围岩应力分布Fig.4 The stress distribution of surrounding rock during tunneling period

巷道掘进期间围岩位移曲线如图5，在掘进期间，巷道的围岩变形量较小，两帮的最大移近量为78.8 mm，顶底板的最大移近量是45.6 mm。巷道成型后，巷道断面几乎没有较大的变化。

图5 巷道掘进期间围岩位移曲线Fig.5 Displacement curves during tunneling period

2.2.2 沿空留巷期间围岩应力分布和变形特征

工作面回采120 m 时的围岩应力分布如图6。22301 工作面回采过程中，进风巷要经受工作面采动的前、后支承压力作用。为了研究前支承压力对巷道围岩稳定性的影响，通过数值模拟计算出工作面前方50 m 内支承压力图，顶板下沉量曲线图。工作面前方顶板垂直应力分布如图7，回采期间超前工作面顶板下沉量如图8。

图6 工作面回采120 m 时顶板垂直应力分布状况Fig.6 Vertical stress distribution of roof at 120 m stoping

由图7 可知，巷道的围岩应力在工作面前方40 m 范围以内受采动影响较大，在工作面前方40 m 范围以内，巷道围岩所受的应力呈先升高后降低趋势。在工作面前方7.8 m 处，顶板垂直应力达到峰值，为55.2 MPa。由图8 可知，顶板最大下沉量为160 mm，底板最大鼓起量为43 mm，巷道围岩在工作面前方80 m 以外下沉量较小，而在0～30 m 内，巷道顶底板移近量显著增加。故为控制顶板下沉，应在工作面前方30 m 处进行临时加强支护来控制巷道的稳定。

图7 工作面前方顶板垂直应力分布Fig.7 Stress distribution in advance of coal face

图8 回采期间超前工作面顶底板下沉量Fig.8 Roof subsidence in advance face during mining period

2.3 大采高沿空留巷围岩控制技术

根据高水材料的力学性能，选择水灰比为1.5∶1的高水材料作为巷旁充填体，在此基础上，分析不同的充填体宽度对围岩应力分布的影响。将充填体宽度分别选定为：1.8、2.2、2.6 m，分析充填体宽度不同的情况下对围岩应力分布的影响。根据模拟计算的结果，得到不同宽度条件下充填体垂直应力分布图。充填体轴向垂直应力如图9。不同宽度条件下充填体下沉量分布如图10。不同充填体宽度时巷道围岩位移与充填体宽度关系见表2。

图9 充填体轴向垂直应力Fig.9 Axial vertical stress of the filling body

表2 不同充填体宽度时巷道围岩位移与充填体宽度关系Table 2 Relation between deformation of surrounding rock and width of filling wall

图10 不同宽度条件下充填体下沉量分布图Fig.10 Distribution diagram of the subsidence of filling body with different widths

由图9 可知，沿着巷道轴向，充填体宽度不同的情况下，其顶板垂直应力随着距工作面的变化趋势基本一致。在工作面后0～40 m 范围内，充填体载荷迅速增大，40 m 以后基本不变。当充填度宽度在2.2 m以上时，充填体强度较高，对顶板支撑作用较好。

由图10 可知，巷旁充填体在上覆岩层运动的影响下，下沉量跟充填体宽度成反比，即充填体宽度越大，其顶板下沉量越小，最小下沉量分别为409、412、440 mm。支护体宽度为2.2 m 时的最小下沉量较支护体宽度为2.8 m 的支护体下沉量增加了3 mm；支护体宽度为1.6 m 时的最小下沉量较支护体宽度为2.2 m 时的最小下沉量增加了38 mm。后者的下沉量远大于前者，说明支护体宽度从1.6 m 增加到2.2 m 对最小下沉量影响最明显，而从2.2 m增加到2.8 m 下沉量不明显。随着巷旁充填体宽度的增加，3 种巷旁充填体的下沉量斜率基本一致。

由图10 和表2 可以说明巷道围岩变形与充填体宽度之间的存在如下关系：

1）随着充填体宽度的增加，巷道围岩的变形量越来越小，当宽度为1.6 m 时，两帮收缩量为720 mm，顶底板移近量为665 mm，此宽度条件下围岩的变形量过大，充填体变形破坏严重。

2）当宽度增加到2.2 m 以上，顶板下沉量和煤帮的鼓出量骤然减小，说明在此宽度以上对围岩控制效果较好。

3）围岩的变形量从1.6 m 到2.2 m 减小幅度最大，而从2.2 m 到2.8 m 减小幅度较小，在此情况下再加大充填体宽度作用不明显。

综上，巷旁充填体的宽度越大，其承载能力越强，但是成本会相应地增加，当支护体宽度为2.2 m时，其下沉量和顶板下沉量均较小，围岩处于比较稳定的状态且巷道成本较低，因此确定合理的巷旁支护体宽度为2.2 m。

3 结 论

1）随着水灰比从1.5∶1 增加到2.5∶1，材料强度由6.62 MPa 降低到2.85 MPa，降低了59.4%。水灰比为1.5∶1 时材料强度最高，为6.62 MPa。

2）巷道在掘进阶段顶底板最大移近量为45.6 mm，与回采期间最大移近量203 mm 相比变形量较小，巷道成型后，巷道断面没有太大变化。

3）留巷期间，在超前工作面30 m 以内，巷道顶板出现明显下沉，受采动影响较大，需在工作面前方30 m 出需要进行顶板的加强支护。