综放回采工作面临空掘巷围岩破坏规律及控制研究

高璟盎

(1.中煤科工集团沈阳研究院有限公司，辽宁 抚顺 113112；2.煤矿安全技术国家重点实验室，辽宁 抚顺 113112)

迎回采工作面临空掘巷能够有效地解决煤矿企业所面临的采掘工作面接续紧张问题，但相较于沿着稳定的采空区边缘掘进巷道，迎回采工作面临空掘巷首先要受到掘巷造成的围岩应力调整，其次邻近工作面回采引起的侧向支承应力和超前支承应力也将对其造成严重影响，这进一步导致临空掘巷期间将面临更加复杂、时变的应力环境[1-3]。针对迎回采工作面临空掘巷所面临的矿压显现剧烈难题，众多学者对其进行了一系列研究。柏建彪等[4]研究了迎回采工作面沿空掘巷围岩应力演化和变形机制，指出顶板中部是巷道围岩控制的关键点，并针对性的提出了三种控制技术；王水利[5]等利用FLAC3D软件进行了数值模拟，分析了沿空巷道掘进过程中动态和静态载荷对于煤柱体破坏机理的影响；高富强[6]等采用一种新的UDEC三角法研究了巷道在采动应力作用下的挤压破坏行为；王宏伟[7]等调研了采矿活动中诱发的多变应力对于巷道围岩破坏特征的影响。所有这些研究为理解迎回采工作面临空掘巷的失效机制和控制方法提供了一定程度的帮助。但是，现有的研究仍存在一些问题，这些问题主要表现在：①现有的研究主要使用基于大量假设的分析或数值建模方法。然而，巷道围岩特征在很大程度上取决于工程地质条件。因此，尽管费时且成本高昂，但针对具体工程地质条件，现场监测可以提供比通过分析和数值模拟更真实的结果；②现有的研究主要集中在巷道围岩特征上，包括应力、塑性区和位移分布。然而，迎回采工作面临空掘巷的特征本质上与顶板岩层运移密切相关，这在现前的研究中很少被考虑，导致矿压控制缺乏经验数据；③目前迎回采工作面临空掘巷的主要控制方法是增加支护阻力。然而，这种处理方法忽略了巷道围岩性能和顶板岩层运移之间的关系。

本文采用现场仪器结合数值模拟评估迎回采工作面临空掘巷围岩特征，并尝试采用预裂顶板岩层措施来改善临空巷道围岩的特性，研究成果为具有类似工程地质条件下临空掘巷提供了指导和借鉴。

1 工程概况

王家岭煤矿位于山西省运城市，目前主要开采20104工作面，为了满足矿井的产能计划要求，其邻近的接续20102工作面正处于掘进阶段。20104工作面所开采的2#煤层埋深超过300m，平均厚度为6.2m，采用综采放顶煤开采工艺，直接开采高度3.5m，放顶煤厚度为2.7m。20104工作面沿倾向方向的宽度为260m，沿走向方向的长度为1400m，其回采期间平均推进速率为6.4m/d。邻近的接续20102工作面掘进巷道与20104工作面平面位置关系，如图1所示，根据工程进度估算20102回风平巷掘进工作面与20104工作面将在距离终采线570m的位置I处相遇，且临空侧20102回风平巷的护巷煤柱体宽度为19.5m。

20102回风平巷断面尺寸为5.2m×3.3m(宽×高)，其围岩支护包括初始支护和补强支护两部分。其中初始支护具体方案为：顶板采用直径20mm、长度2500mm的高强度锚杆，煤柱帮采用直径18mm、长度2000mm的圆钢锚杆，实体煤帮采用直径20mm、长度2000mm的玻璃钢锚杆；顶板锚杆间排距为900mm×900mm，两帮锚杆间排距为1200mm×900mm；顶板和两帮采用直径6mm的锚网用于表面控制；此外，在两排相邻的顶板锚杆之间安装有高强度锚索，并以2—1—2周期循环的方式布置。顶板采用直径17.8mm、长度6300mm的钢绞线锚索，锚索间排距为2000mm×1800mm。所有锚杆和锚索的预紧力分别为60kN和120kN。

采用初始支护措施后，20102回风平巷围岩受邻近20104工作面回来扰动影响而变形量较大，因此对该巷道及时进行了补强支护措施。高强度树脂锚索被用来对顶板进行补强加固，每排由3根直径17.8mm、长度8300mm的高强度树脂锚索固定于同一钢带上，其排距为1800mm；此外，对煤柱帮采用直径17.8mm、长度6300mm的高强度锚索进行补强加固。

2 现场监测研究

2.1 监测方案确定

为了更好的分析20102回风平巷掘巷期间受邻近20104工作面回采扰动程度，关于20102回风平巷围岩表面收敛量和内部位移量被监测，监测方案如图2所示。

如图2可知，4个测钉分别被安装于巷道表面顶、底板中部和两帮距底板1.7m高位置处，并通过可伸缩测尺、卷尺等工具进行巷道围岩表面收敛量监测工作；通过伸长计系统[8]对巷道顶板和两帮内部位移量进行了监测，其中孔内固定爪分别固定于顶板内1.0m、2.0m、3.2m、4.5m和8.1m深度处，煤柱体内0.6m、1.1m、2.8m、4.4m和5.3m深度处，实体煤内1.1m、2.0m、3.6m、5.1m和6.7m深度处。当测站安装完成后，此时20102回风巷迎头在其前方1.0m位置处，20104工作面回采推进至位置Ⅱ处(滞后测站位置距离约230m)。随着20104工作面的继续回采推进，直至其回采推进至位置III(超前测站位置距离约220m)时，这一期间均对测站位置处数据进行监测。

2.2 监测结果分析

20104工作面回采推过测站位置前、后时20102回风平巷围岩表面收敛量变化情况如图3所示。

20104工作面回采推过测站位置前、后时监测到的20102回风平巷围岩内部位移量变化如图4所示。

如图3所示20102回风平巷围岩表面收敛量变化情况，可以将其受20104工作面回采扰动影响分为3个阶段，即：初期缓慢增长(阶段Ⅰ)、快速持续增长(阶段Ⅱ)和加速增长(阶段Ⅲ)。

2.2.1 初期缓慢增长(阶段Ⅰ)

由图3可知，当20104工作面超前测站185～230m范围时，20102回风平巷围岩表面收敛量缓慢的增加，围岩表面收敛率在2～3mm/d范围内波动。随后，当20104工作面超前测站125～185m范围时，围岩表面收敛量维持缓慢的增加，围岩表面收敛率趋向于0 mm/d。围岩顶底板累计移近量为424mm，围岩两帮累计移近量为244mm。由图4可知，顶板孔内固定爪位于1.0m、2.0m处的煤岩体垂直位移量分别为382mm和127mm，另外3个孔内固定爪处的煤岩体垂直位移量均小于50mm，这表明在顶板内1.0～3.2m区间煤岩体发生了不同程度的离层现象；两帮所有孔内固定爪处的煤体水平位移量均小于130mm，这表明两帮内煤体整体变形量较轻微。

2.2.2 快速持续增长(阶段Ⅱ)

由图3可知，当20104工作面从超前测站125m至滞后测站100m范围时，20102回风平巷围岩表面收敛量和收敛率快速的增加。当20104工作面超前测站50～125m范围时，围岩表面收敛率快速的增加至4～5mm/d；而当20104工作面超前测站0～50m范围时，围岩表面收敛率增加更多，达到6～8mm/d；当20104工作面滞后测站0～100m范围时，围岩表面收敛率持续增加至14～24mm/d。由图4可知，顶板孔内固定爪位于1.0m、2.0m和3.2m处的煤岩体垂直位移量明显的增大，这表明在顶板内1.0～4.5m区间煤岩体发生了不同程度的离层现象，即顶煤与直接顶之间会发生离层现象；煤柱体帮孔内固定爪位于0.6m、1.1m处的煤体水平位移量分别为263mm和150mm，这表明煤柱体帮内深度小于1.1m范围内煤体被压挤变形严重；实体煤帮孔内固定爪位于1.1m处的煤体水平位移量为151mm，这表明实体煤帮内同样深度小于1.1m范围内煤体被压挤变形严重。

2.2.3 加速增长(阶段Ⅲ)

由图3可知，当20104工作面滞后测站100～200m范围时，20102回风平巷围岩表面收敛量逐渐的减缓，同时围岩表面收敛率减小至4～5mm/d，最终围岩顶底板累计收敛量为1561mm，围岩两帮累计收敛量为1108mm。最终造成液压支柱受压过度或断裂，两帮内锚杆被悬挂而失去支护作用。由图4可知，顶板孔内固定爪位于3.2m、4.5m处的煤体水平位移量分别为276mm和155mm，这表明顶板内煤岩体离层发生于顶板内深度超过4.5m位置处，即直接顶也发生下沉现象；两帮内煤体变形量进一步增大，其中煤柱体帮孔内固定爪位于2.8m处的煤体水平位移量大于250mm，实体煤帮孔内固定爪位于2.0m处的煤体水平位移量大于180mm，这表明两帮内煤体进一步被挤压变形。

综上分析可知，20102回风平巷围岩受邻近20104工作面回采扰动影响将会导致围岩变形破坏严重，围岩原有支护结构存在局部失效情况，进而危及巷道内工人和设备的安全性。

3 数值模拟研究

3.1 模型的构建

采用FLAC3D数值模拟软件构建了尺寸为600m×260m×170m(长×宽×高)的三维模型，并在模型上表面施加7.0MPa的等效均布载荷来模拟覆岩压力。模型四周的静态压力系数取值为1.2，模型四周边界采用水平位移约束，模型底面采用固定位移约束[9]。关于所构建的三维模型具体模拟步骤如下：①构建三维模型，并进行初始应力平衡运算；②掘出完整的20104回风平巷，并进行应力平衡运算(每掘10m并及时进行支护)；③掘出完整的20102回风平巷，并进行应力平衡运算(每掘进10m并及时进行支护，运算平衡后再循环掘进10m并及时进行支护，依次类推)；④回采20104工作面直至开采完毕，并进行应力平衡运算(每次回采5m)。具体的三维模型及模拟步骤如图5所示。

弹塑性模型被用来评价顶、底板岩层的力学性能，应变软化模型被用来评价煤层的力学性能[10，11]。通过现场对煤岩体进行取芯作业，并将煤岩芯在有资质的相关实验室进行标准试件加工、测试，可以得到三维模型中煤岩层的物理力学参数赋值情况见表1。

表1 煤岩层物理力学参数

随着20104工作面的回采推进，其后方采空区内垮冒矸石压实阶段会显著影响20102回风平巷围岩应力环境。然而，垮冒矸石的应变-刚度特性过于复杂，无法用合理的本构模型来表示。因此，提出采用双屈服模型来模拟采空区内垮冒矸石的支承作用。双屈服模型所需输入的参数包括应力-应变数据和矸石材料物理力学数据，其中前者可以通过Salamon经验公式计算得到，后者可以通过试错法将数值模拟得到的应力-应变曲线与Salamon经验公式计算得到的应力-应变曲线进行匹配而获得[12，13]，见表2、表3。

表2 双屈服模型的应力-应变参数

表3 矸石材料的物理力学参数

3.2 模型有效性验证

为了验证所构建的三维模型全局有效性，将20102回风平巷最终围岩顶底板和两帮累计收敛量数值模拟结果与现场监测结果进行了比较，如图6所示。

由图6所示，关于最终围岩顶底板累计收敛量数值模拟结果为1162mm，而现场监测结果为1108mm，误差率为4.6%；最终围岩两帮累计收敛量数值模拟结果为1661mm，而现场监测结果为1561mm，误差率为6.4%。可见，数值模拟结果与现场监测结果之间具有相当好的一致性，因此可以判定所构建的三维模拟及其所选用的参数是合理的。

3.3 模拟结果分析

随着20102回风平巷内测站相对201044工作面距离的变化，20102回风平巷围岩中的支承应力空间演化规律如图7所示。

由图7可知，随着工作面的推进，20102回风平巷两侧煤体内的支承应力处于动态变化过程。且煤柱内垂直应力呈马鞍形分布，即垂直应力在煤柱内两侧要高于煤柱内中部。当20104工作面超前测站125～200m范围时，20102回风平巷两侧煤体内的支承应力呈现出轻微的增加，但依旧维持在较低的应力状态。此时，煤柱内支承应力呈对称马鞍形分布，煤柱内中部低应力区初始应力保持在7.0MPa左右，这表明煤柱内中部处于弹性状态；当20104工作面从超前测站125m至滞后测站25m范围时，20102回风平巷两侧煤体内的支承应力逐渐增大，且煤柱内的支承应力均值要高于实体煤内的，这是因为顶板及其上覆岩层下沉变形导致煤柱体承载更高的应力值。此时，煤柱内支承应力由对称马鞍形分布转变为非对称马鞍形分布；当20104工作面滞后测站25～100m范围时，20102回风平巷两侧煤体内的支承应力呈现出进一步增大的趋势，当20104工作面滞后测站100～200m范围时，塑性区贯穿整个煤柱体，煤柱体因整体塑性变形破坏而无法承载原有的高支承应力，导致20102回风平巷两侧煤体内的支承应力向深部重新分配。此时，20102回风平巷围岩状况极差，导致围岩收敛量显著增大。

根据模拟结果可知，20104工作面回采对20102回风平巷内测站造成扰动影响从20104工作面超前测站125m处开始，并在20104工作面超前测站125m至滞后测站25m范围时对20102回风平巷内测站造成的扰动影响加剧，然后在20104工作面滞后测站100～200m范围时对20102回风平巷内测站造成的扰动影响趋于稳定，这与20102回风平巷围岩表面收敛量监测结果非常吻合。

4 围岩稳定性控制研究

4.1 围岩稳定性力学机理

一般来说，基于20104工作面回采后顶板岩层的运移情况，可以将其划分为3个区域：初始运移区、快速运移区和缓慢运移区[14，15]，如图8所示。

在初始运移区，工作面前方实体煤和后方采空区上方的顶板岩层开始下沉并缓慢的向采空区内回转；在快速运移区，顶板岩层在采空区边缘实体煤壁上方发生破断，并开始加速下沉直至其触碰到采空区内垮落的矸石；在缓慢运移区，随着破断的顶板岩层继续下沉，采空区内垮落的矸石被紧密压实，其所产生的支承阻力逐渐增加，直至支承阻力足够大而顶板岩层不再下沉。随着工作面的回采推进，相应的顶板岩层运移分区也依次向前演化。

基于现场监测和数值模拟关于20102回风平巷矿压响应结果，可知其变形破坏过程可分为与顶板岩层移动相对应的3个阶段。在阶段Ⅰ(20104工作面超前测站125m)，20104工作面回采扰动诱发的顶板岩层运移尚未对测站位置处巷道造成影响，此时测站位置处巷道围岩变形主要是因为巷道开挖引起的应力再分配造成的；在阶段Ⅱ(20104工作面从超前测站125 m至滞后测站100m)，20104工作面回采造成的初始和快速运移区内顶板岩层对测站位置处巷道造成了显著影响，围岩表面收敛速度明显加快；在阶段Ⅲ(20104工作面从滞后测站100m至200m)，此时缓慢运移区内顶板岩层运移逐渐趋于稳定。然而，由于20104工作面回采引起的高侧向支承应力和状况极差的巷道围岩，巷道围岩更容易发生变形破坏。因此，这一阶段巷道围岩表面收敛量首先保持持续的增加，然后逐渐趋于稳定。

4.2 围岩稳定性控制方案

基于上述分析，可以推断出高应力由邻近20104工作面上方顶板岩层运移引起的，因此，采用顶板预裂爆破或者高压水力预裂顶板是降低邻近工作面采动引起地高应力的有效方法[16，17]。根据相关文献研究表明，断裂线位于采空区上方时更有利于保证巷道围岩的稳定性。因此，当邻近工作面回采后，预裂或致裂影响区的顶板岩层会发生破断和垮冒，进而无法作为应力传递介质来实现对于上覆岩层应力的传递功能，降低了煤柱体内的应力集中程度。另外，垮冒后的顶板能够对采空区边缘空间进行填充，进而能够起到对于煤柱体支承应力的共同分担，使得煤柱体内支承应力进一步降低。

现场实践阶段，针对20102回风平巷顶板岩层进行了高压水力预裂，预裂钻孔参数见表4。

表4 顶板预裂钻孔参数

表4中钻孔长度为25m，仰角为35°，能够充分切断顶板岩层中的泥岩层(厚度为2.0m)和粉砂岩层(厚度为9.2m)，进而使其充分垮落。同时，为了最大程度的降低20104工作面回采扰动对于20102回风平巷的影响，预裂顶板岩层作业必须在超前20104工作面前方120m外完成。现场顶板预裂钻孔施工示意情况如图9所示。

当对20102回风平巷上方顶板岩层采取表4所示预裂措施前后，分别监测20104工作面滞后测站50m(处于阶段Ⅱ区域内)和20104工作面滞后测站150m(处于阶段Ⅲ区域内)位置处巷道围岩两帮内的支承应力变化规律，数值模拟结果(顶板预裂面采用interface模块在三维模型中实现)如图10所示。

由图10可知，由于对顶板岩层采取预裂措施后，顶板岩层得到充分的破断和垮冒，且垮冒后的顶板在采空区内能够产生一定的支承阻力，这导致巷道围岩两帮内的支承应力集中得到了一定程度的缓解。因此，顶板岩层预裂后巷道实体煤侧的支承应力峰值得到了一定程度的降低，且煤柱侧的支承应力由双峰值形态转变为单峰值形态，峰值应力位置向煤柱体中部转移。

4.3 现场矿压监测结果

现场在超前20104工作面前方120m外的20102回风平巷内进行了高压水力预裂顶板岩层措施，并在提前预裂过顶板岩层的20102回风平巷内间隔20m布置3组测站，对巷道围岩表面收敛情况进行监测，监测结果如图11所示。

由图11可知，当对20102回风平巷顶板岩层进行预裂措施后，随着20104工作面的回采推进，20102回风平巷围岩表面收敛量监测结果为：最终围岩顶底板累计收敛量为1055mm(其中底鼓变形严重，需要采取挖底治理措施，顶板下沉量得到了很好的控制)，围岩两帮累计收敛量为782mm。相较于未对20102回风平巷顶板岩层进行预裂措施前，围岩顶底板和两帮累计收敛量分别减少了506mm和326mm，20102回风平巷围岩变形量得到了一定程度的控制。

5 结 论

1)20102回风平巷掘巷期间受到邻近20104工作面回采扰动影响，导致其变形破坏过程被划分为3个阶段。其中初期缓慢增长(阶段I)为20104工作面超前测站125m范围，快速持续增长(阶段II)为20104工作面从超前测站125m至滞后测站100m范围，加速增长(阶段III)为20104工作面滞后测站100～200m范围。

2)数值模拟结果表明，20102回风平巷煤柱侧支承应力均值要大于实体煤侧，这表明煤柱侧承载了更多的顶板岩层载荷。相邻20104工作面回采扰动对20102回风平巷围岩造成的影响始于超前20104工作面125m位置处，并从超前20104工作面125m至滞后其100m位置处扰动影响加剧，最后从滞后20104工作面100m至200m位置处扰动影响趋于稳定。

3)迎回采工作面临空掘巷围岩强烈响应的根本原因在于相邻工作面回采造成的上方顶板岩层运移变化。数值模拟结果表明针对顶板岩层进行预裂措施可以显著降低临空巷道围岩两帮内的支承应力峰值，从而减少巷道围岩破坏程度和收敛量。

4)20102回风平巷顶板岩层预裂参数在很大程度上取决于现场工程地质条件，通过在超前20104工作面前方120m外的20102回风平巷内进行高压水力预裂顶板岩层措施后，围岩顶底板和两帮累计收敛量分别减少了506mm和326mm，20102回风平巷围岩变形量得到了一定程度的控制。