千米深井超長(zhǎng)工作面頂板分區(qū)破斷驅(qū)動(dòng)機(jī)制與圍巖區(qū)域化控制研究

王家臣 ，王兆會(huì) ，唐岳松，孫文超，馮云貴

(1.中國礦業(yè)大學(xué)(北京)能源與礦業(yè)學(xué)院,北京 100083；2.放頂煤開采煤炭行業(yè)工程研究中心,北京 100083)

煤炭是我國能源安全的壓艙石和穩(wěn)定器。國家快速發(fā)展帶動(dòng)煤炭開采強(qiáng)度迅速走高，淺部煤炭資源儲(chǔ)量急劇減少，深部煤炭資源開發(fā)勢(shì)在必行。特別是東部礦區(qū)，多座礦井開采深度已達(dá)千米，目前仍以10～25 m/a 的速度延深。深部礦井具有高應(yīng)力、多裂隙和強(qiáng)擾動(dòng)等特點(diǎn)，圍巖控制難度升高。此外，為減少煤柱損失，降低支護(hù)成本，提高單面產(chǎn)能，工作面長(zhǎng)度逐年增加，當(dāng)前最大工作面長(zhǎng)度已達(dá)460 m。深部超長(zhǎng)工作面開采擾動(dòng)效應(yīng)進(jìn)一步增強(qiáng)，采動(dòng)應(yīng)力環(huán)境更為復(fù)雜。為提高深部煤炭資源開采效率，加速深地開發(fā)戰(zhàn)略進(jìn)程，我國學(xué)者針對(duì)深部工作面礦壓顯現(xiàn)規(guī)律、采動(dòng)應(yīng)力分布、圍巖控制方法等問題開展了大量研究。

謝和平等[1-3]從地應(yīng)力分布、巖體賦存環(huán)境和工程響應(yīng)特征角度分析了深部開采面臨的工程技術(shù)難題，綜合考慮應(yīng)力狀態(tài)和巖體性質(zhì)給出了深部開采的定義，提出了亞臨界深度、臨界深度和超臨界深度的定量界定方法。何滿潮等[4-5]指出深部巖石變形、強(qiáng)度、破壞特性、破碎誘導(dǎo)機(jī)制同淺部存在顯著差異，從力學(xué)特性轉(zhuǎn)化、礦井轉(zhuǎn)型和災(zāi)變機(jī)理角度總結(jié)了深部巖體的工程響應(yīng)特點(diǎn)，認(rèn)為傳統(tǒng)理論指導(dǎo)深部開采的適用性有待探討。雖然深部巖體力學(xué)發(fā)展暫不成熟，我國能源現(xiàn)狀促使深部煤炭資源開發(fā)已踏足先行。康紅普等[6-8]認(rèn)為錨桿(索)錨固力衰減、煤巖體強(qiáng)度劣化和高采動(dòng)應(yīng)力引發(fā)的煤巖強(qiáng)流變是深部開采巷道大變形破壞的直接原因，開發(fā)了高壓錨注-噴漿護(hù)表-注漿改性-預(yù)裂卸壓多手段協(xié)同支護(hù)技術(shù)，有效控制了千米深井強(qiáng)采動(dòng)軟巖巷道大變形現(xiàn)象。王國法等[9-10]根據(jù)頂板破壞特征和支架結(jié)構(gòu)特性開展了千米深井大采高工作面四柱液壓支架適應(yīng)性分析，發(fā)現(xiàn)前后立柱工作阻力最佳分配比例為6∶4，根據(jù)支護(hù)應(yīng)力特性給出了超長(zhǎng)工作面判據(jù)，提出了千米深井超長(zhǎng)工作面裝備群組協(xié)同控制策略和實(shí)現(xiàn)方法。文獻(xiàn)[11-12]通過實(shí)測(cè)發(fā)現(xiàn)千米深井超長(zhǎng)工作面支架阻力呈現(xiàn)“中間小、兩端大”的谷形分布，與常規(guī)工作面“中間大、兩端小”的拱形分布存在明顯差異，提出了該類工作面基本頂存在分區(qū)破斷現(xiàn)象的思想；進(jìn)而分析了覆巖采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)特征，確定了垮落帶、裂縫帶和彎曲下沉帶巖層采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)軌跡，發(fā)現(xiàn)開采深度和工作面長(zhǎng)度增加導(dǎo)致采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)幅度升高，探討了應(yīng)力旋轉(zhuǎn)現(xiàn)象在深部開采圍巖控制中的應(yīng)用前景[13]。文獻(xiàn)[14-15]針對(duì)深部開采煤柱穩(wěn)定性急劇下降問題，研究了無煤柱自成巷(110)技術(shù)在深部礦井的適用性，發(fā)現(xiàn)該技術(shù)可有效緩解采動(dòng)應(yīng)力集中程度，降低巷道圍巖收縮變形量。文獻(xiàn)[16-18]從物性因素、應(yīng)力因素和結(jié)構(gòu)因素等角度分析了深部沖擊地壓發(fā)生機(jī)理，確定了材料失穩(wěn)、結(jié)構(gòu)失穩(wěn)、頂板斷裂和斷層滑移錯(cuò)動(dòng)4 類誘沖條件。

深部圍巖控制研究為深部煤炭資源安全開采提供了技術(shù)支撐與理論指導(dǎo)，但深部開采理論研究仍滯后于開采實(shí)踐，深部采場(chǎng)依然面臨強(qiáng)擾動(dòng)破壞、大變形失穩(wěn)甚至動(dòng)力災(zāi)害等諸多圍巖控制難題。為提高深部開采圍巖控制效果，筆者以中煤新集口孜東礦121304 工作面為工程背景，首先采用微震系統(tǒng)監(jiān)測(cè)頂板活動(dòng)特征，驗(yàn)證千米深井超長(zhǎng)工作面頂板分區(qū)破斷現(xiàn)象的存在性，進(jìn)而分析頂板分區(qū)破斷與動(dòng)態(tài)遷移發(fā)生機(jī)理，提出圍巖區(qū)域化控制方法，為實(shí)現(xiàn)深部厚煤層資源安全、高效開發(fā)提供借鑒。

1 工程背景

1.1 工作面煤層賦存與開采條件

口孜東煤礦121304 工作面位于12 采區(qū)-967 m水平，埋深達(dá)到1 000 m。工作面平面布置如圖1(a)所示，西側(cè)是未采實(shí)體煤，東側(cè)是121303 工作面采空區(qū)。受斷層影響，工作面之間留設(shè)寬度為100 m 的區(qū)段煤柱。121304 工作面走向長(zhǎng)度900 m，傾斜長(zhǎng)度350 m，采用大采高開采技術(shù)回收13-1 煤。主采煤層全區(qū)賦存穩(wěn)定，厚度介于1.5～5.5 m，平均厚度5.0 m，傾角介于5°～10°，平均傾角6°，普氏系數(shù)介于1.8～2.6。直接頂為泥巖、砂質(zhì)泥巖互層，厚度介于1.5～11.2 m，平均厚度10.2 m，普氏系數(shù)2.5～3.5；基本頂為細(xì)砂巖、砂質(zhì)泥巖復(fù)合層，厚度介于4.0～9.5 m，平均厚度6.6 m，普氏系數(shù)6.0～8.0。工作面頂?shù)装寰C合柱狀如圖1(b)所示，基巖總厚度介于300～350 m，沖積層厚度達(dá)到600 m。地應(yīng)力實(shí)測(cè)結(jié)果表明12 采區(qū)最大、中間和最小主應(yīng)力的大小分別為25、22 和13 MPa。其中豎直應(yīng)力為最大主應(yīng)力，最小水平主應(yīng)力與工作面推進(jìn)方向呈35°夾角，中間主應(yīng)力與最小水平主應(yīng)力垂直，如圖1(a)所示。

圖1 工作面賦存與開采條件Fig.1 Geological and mining conditions of longwall face

1.2 深井超長(zhǎng)工作面頂板壓力分布特征

121304 工作面共計(jì)安裝190 臺(tái)液壓支架，工作面推進(jìn)過程中監(jiān)測(cè)得到支架阻力空間分布如圖2(a)所示。支架阻力沿工作面長(zhǎng)度方向表現(xiàn)出明顯的非均布性，呈現(xiàn)“中間小、兩端大”的谷形分布特征。不同區(qū)域的來壓步距具有明顯差異，工作面中部來壓步距小，持續(xù)時(shí)間短；工作面兩側(cè)來壓步距大，持續(xù)時(shí)間長(zhǎng)。其中20、100、170 號(hào)液壓支架阻力變化曲線如圖2(b)所示，工作面中部區(qū)域頂板來壓步距介于8～12 m，來壓期間支架阻力最大值約為38 MPa；兩側(cè)區(qū)域頂板來壓步距介于10～15 m，來壓期間支架阻力可達(dá)42 MPa，現(xiàn)場(chǎng)觀察結(jié)果表明部分支架存在安全閥開啟現(xiàn)象。此外，工作面正常推進(jìn)階段支架阻力沿傾斜方向分布曲線如圖2(c)所示，整體呈現(xiàn)谷型分布特征，在工作面兩側(cè)區(qū)域存在峰值，中部區(qū)域存在谷底，兩端頭附近在實(shí)體煤和煤柱支撐作用下支架阻力呈降低趨勢(shì)。上述頂板來壓特征差異性引發(fā)圍巖控制難題。

121304 工作面支架阻力谷形分布與文獻(xiàn)[10-11]所得結(jié)論一致，但與常規(guī)工作面支架阻力“中間大、兩端小”的拱形分布差異明顯?！捌鲶w梁”理論認(rèn)為基本頂破斷巖塊回轉(zhuǎn)變形壓力或切落巖塊自身重力是頂板壓力的主要力源，因此，支架阻力分布與基本頂破斷運(yùn)動(dòng)模式密切相關(guān)。常規(guī)采場(chǎng)支架阻力拱形分布與基本頂?shù)摹癘-X”型破斷模式吻合，121304 工作面支架阻力谷形分布和來壓步距的區(qū)域差異性表明千米深井超長(zhǎng)工作面頂板破斷運(yùn)動(dòng)模式有異于常規(guī)采場(chǎng)。據(jù)此推測(cè)開采深度和工作面長(zhǎng)度增加改變了工作面基本頂破斷模式，由采動(dòng)應(yīng)力驅(qū)動(dòng)型向裂隙誘導(dǎo)型轉(zhuǎn)變。裂隙分布的隨機(jī)性導(dǎo)致基本頂在深部超長(zhǎng)工作面不同區(qū)域呈現(xiàn)出不同的破斷特點(diǎn)，即基本頂存在分區(qū)破斷現(xiàn)象，裂隙空間分布的不均勻性導(dǎo)致支架阻力在推進(jìn)方向和傾斜方向上均表現(xiàn)出明顯的差異性。

2 深井超長(zhǎng)工作面頂板微震活動(dòng)特征

2.1 微震監(jiān)測(cè)方法

為確定千米深井超長(zhǎng)工作面基本頂破斷模式，驗(yàn)證分區(qū)破斷現(xiàn)象的存在性，采用微震監(jiān)測(cè)系統(tǒng)對(duì)121304 工作面頂板活動(dòng)特征進(jìn)行實(shí)測(cè)。微震監(jiān)測(cè)系統(tǒng)構(gòu)成和測(cè)站布置如圖3 所示。運(yùn)輸巷和回風(fēng)巷各布置5 個(gè)測(cè)站，每個(gè)測(cè)站采用全長(zhǎng)錨固方式安裝1 根高剛度錨桿，錨桿端部安裝檢波器。雙巷檢波器對(duì)稱布置，首對(duì)檢波器超前工作面100 m，測(cè)站走向間距100 m，檢波器采用通信電纜連接至監(jiān)測(cè)基站，基站和電源安裝在大巷中，基站數(shù)據(jù)通過環(huán)網(wǎng)實(shí)時(shí)傳輸至地表調(diào)度室，由數(shù)據(jù)處理軟件進(jìn)行實(shí)時(shí)分析，確定微震事件數(shù)量、位置、時(shí)間和能量等信息。

圖3 微震監(jiān)測(cè)系統(tǒng)布置Fig.3 Installation of micro-seismic monitoring system

2.2 微震監(jiān)測(cè)結(jié)果

頂板微震事件空間分布如圖4(a)所示，灰色平面為主采煤層，褐色區(qū)域?yàn)楣ぷ髅骈_采范圍，黃色區(qū)域?yàn)楸O(jiān)測(cè)起止區(qū)間，箭頭代表推進(jìn)方向。球體代表微震事件和頂板破裂位置，球體大小代表能級(jí)，球體顏色代表事件發(fā)生時(shí)間。微震事件主要集中于工作面開采區(qū)域附近，即強(qiáng)擾動(dòng)區(qū)。煤層強(qiáng)度低，超前采動(dòng)應(yīng)力和采煤機(jī)截割作用下破碎充分，因此，微震事件在煤層附近最為集中，但能級(jí)較低。頂板巖層強(qiáng)度大，破碎程度降低，但破碎過程中釋放的應(yīng)變能增多，因此，微震事件數(shù)量減少，但高能級(jí)事件呈現(xiàn)增多趨勢(shì)。巖層層位繼續(xù)升高，開采擾動(dòng)效應(yīng)減弱，高能級(jí)事件呈現(xiàn)減少趨勢(shì)。微震事件的最高發(fā)育層位在煤層之上約300 m，與基巖厚度相當(dāng)，表明基巖全厚受到開采擾動(dòng)影響?；鶐r之上為厚沖積層，類屬沙土介質(zhì)，強(qiáng)度極低，擾動(dòng)破壞后釋放能量少，且沖積層與檢波器安裝層位間距大于300 m，因此，沖積層破壞現(xiàn)象無法被檢波器捕捉，監(jiān)測(cè)得到的微震事件主要分布于基巖中。工作面推進(jìn)至第1 對(duì)檢波器位置時(shí)，微震事件沿推進(jìn)方向的分布特征如圖4(b)所示，超前工作面150 m范圍內(nèi)，巖層中出現(xiàn)微震事件萌生現(xiàn)象，表明千米深井超長(zhǎng)工作面超前采動(dòng)影響范圍達(dá)到150 m，遠(yuǎn)大于淺部采場(chǎng)超前采動(dòng)影響范圍。

圖4 121304 工作面圍巖微震事件分布特征Fig.4 Distribution characteristics of micro-seismic events in 121304 longwall panel

121304 工作面5 次來壓期間基本頂中微震事件平面分布如圖4(c)所示，不同推進(jìn)階段高能級(jí)微震事件在工作面出現(xiàn)的位置差異明顯。監(jiān)測(cè)周期內(nèi)，工作面推進(jìn)距離達(dá)到158 m 時(shí)，基本頂斷裂激發(fā)的高能級(jí)微震事件出現(xiàn)在回風(fēng)巷一側(cè)，高能級(jí)微震事件通常代表大尺度破斷裂隙萌生位置，即該區(qū)域?yàn)榛卷敶蟪叨葦嗔训钠鹗嘉恢?，斷裂瞬間釋放彈性應(yīng)變能43 100 J；工作面推進(jìn)距離增加至188 m 時(shí)，高能級(jí)微震事件出現(xiàn)在工作面中部，基本頂斷裂釋放能量23 800 J；推進(jìn)距離增加至235 m 時(shí)，高能級(jí)微震事件再次轉(zhuǎn)移至回風(fēng)巷一側(cè)，該次基本頂斷裂釋放能量40 700 J。當(dāng)工作面推進(jìn)距離達(dá)到263 m 時(shí)，高能級(jí)微震事件轉(zhuǎn)移至運(yùn)輸巷一側(cè)，表明基本頂大尺度斷裂出現(xiàn)在該區(qū)域，釋放能量達(dá)到36 200 J；工作面繼續(xù)推進(jìn)12 m，即推進(jìn)距離增加至275 m 時(shí)，高能級(jí)事件再次發(fā)生在工作面中部區(qū)域，釋放能量約為20 700 J。

工作面來壓期間高能級(jí)微震事件沿面長(zhǎng)方向的動(dòng)態(tài)變化特征表明深井超長(zhǎng)工作面基本頂沿工作面全長(zhǎng)發(fā)生多次局部斷裂，呈現(xiàn)分區(qū)特征，有異于傳統(tǒng)“O-X”型破斷模式。基本頂局部斷裂尺度同微震事件能級(jí)成正比，工作面中部高能級(jí)事件攜帶能量低于兩側(cè)區(qū)域，由此可以推斷千米深井超長(zhǎng)工作面中部基本頂斷裂尺寸小于工作面兩側(cè)?；卷斊茢鄮r塊作為液壓支架載荷的主要力源，解釋了121304 工作面支架阻力呈谷形分布的原因。

3 旋轉(zhuǎn)性采動(dòng)應(yīng)力驅(qū)動(dòng)超前裂隙發(fā)育

頂板活動(dòng)與采動(dòng)應(yīng)力分布密切相關(guān)，埋深和面長(zhǎng)增加導(dǎo)致開采擾動(dòng)效應(yīng)增強(qiáng)，超前采動(dòng)應(yīng)力重新分布程度更高，表現(xiàn)為最大主應(yīng)力集中、最小主應(yīng)力釋放和主應(yīng)力方向旋轉(zhuǎn)現(xiàn)象。采動(dòng)應(yīng)力在以上3 個(gè)方面的變化驅(qū)動(dòng)超前采動(dòng)裂隙在基本頂巖層中發(fā)育，劣化基本頂?shù)木植砍休d能力。

3.1 采動(dòng)應(yīng)力集中驅(qū)動(dòng)超前裂隙萌生

121304 工作面超前采動(dòng)應(yīng)力分布的實(shí)測(cè)與模擬結(jié)果如圖5 所示，千米深井超長(zhǎng)工作面超前采動(dòng)應(yīng)力呈三峰值空間分布形態(tài)。圖5(a)為超前支承壓力實(shí)測(cè)結(jié)果，峰值應(yīng)力集中系數(shù)達(dá)到2.3，峰值位置超前工作面約9.5 m。圖5(b)為最大主應(yīng)力模擬結(jié)果，應(yīng)力峰值達(dá)到70 MPa，超前工作面9.0 m。中部應(yīng)力峰值集中程度與工作面兩側(cè)峰值相當(dāng)，但應(yīng)力梯度小于后者，應(yīng)力集中系數(shù)達(dá)到2.8。采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)導(dǎo)致最大主應(yīng)力偏離初始垂直方向，因此，最大主應(yīng)力集中程度高于支承壓力實(shí)測(cè)結(jié)果，但兩者峰值位置和空間分布形態(tài)基本一致。高采動(dòng)應(yīng)力驅(qū)動(dòng)下，基本頂可能在應(yīng)力峰值位置萌生超前采動(dòng)裂隙，影響基本頂破斷模式。

圖5 工作面超前采動(dòng)應(yīng)力分布特征Fig.5 Spatial distribution of mining induced stress

應(yīng)力峰值位置處，基本頂近似處于雙向受壓應(yīng)力狀態(tài)，根據(jù)莫爾-庫倫強(qiáng)度理論，忽略中間主應(yīng)力對(duì)巖石強(qiáng)度的影響，采用121304 工作面基本頂砂巖開展單軸抗壓試驗(yàn)，可分析超前采動(dòng)應(yīng)力集中對(duì)基本頂破壞過程的驅(qū)動(dòng)作用，確定基本頂中是否存在超前采動(dòng)裂隙萌生現(xiàn)象。得到基本頂砂巖應(yīng)力-應(yīng)變和聲發(fā)射數(shù)據(jù)演化特征如圖6(a)所示，基本頂單軸抗壓強(qiáng)度達(dá)到75 MPa，但軸向應(yīng)力達(dá)到65 MPa 時(shí)，巖石中開始出現(xiàn)大量聲發(fā)射事件，表明砂巖內(nèi)部出現(xiàn)微裂隙萌生現(xiàn)象，該應(yīng)力為基本頂初始屈服強(qiáng)度。121304 工作面超前采動(dòng)應(yīng)力峰值可達(dá)70 MPa，大于基本頂初始屈服強(qiáng)度，表明基本頂巖層存在超前采動(dòng)裂隙萌生現(xiàn)象。將超前采動(dòng)應(yīng)力大于基本頂初始屈服強(qiáng)度(65 MPa)的區(qū)域定義為應(yīng)力峰值影響區(qū)，則工作面分區(qū)結(jié)果如圖6(b)所示。兩側(cè)與中間峰值影響區(qū)的寬度分別達(dá)到15 和150 m，兩者之間為非峰值影響區(qū)，其寬度達(dá)到85 m。超前采動(dòng)應(yīng)力集中驅(qū)動(dòng)下，峰值影響區(qū)存在微裂隙萌生現(xiàn)象?；卷斶M(jìn)入采空區(qū)上方后，由于微裂隙尺寸小，仍保持相對(duì)完整狀態(tài)，未形成大尺度破斷裂隙。

圖6 超前采動(dòng)應(yīng)力驅(qū)動(dòng)基本頂微裂隙萌生Fig.6 Small fracture initiation due to mining induced stress

3.2 采動(dòng)應(yīng)力釋放促進(jìn)超前裂隙發(fā)育

采煤機(jī)割煤和頂板斷裂導(dǎo)致工作面前方完整煤巖失去側(cè)向約束，在推進(jìn)方向上產(chǎn)生強(qiáng)卸荷效應(yīng)，表現(xiàn)為最小主應(yīng)力釋放現(xiàn)象。工作面中部最大和最小主應(yīng)力走向分布如圖7 所示，最小主應(yīng)力同樣存在集中現(xiàn)象，峰值應(yīng)力集中系數(shù)約為1.6，遠(yuǎn)小于最大主應(yīng)力集中程度。受開挖卸荷效應(yīng)的影響，最小主應(yīng)力峰值點(diǎn)A超前煤壁距離(22 m)大于最大主應(yīng)力峰值點(diǎn)B(9.0 m)。由A點(diǎn)至B點(diǎn)，最大主應(yīng)力集中程度和最小主應(yīng)力釋放程度持續(xù)升高，工作面前方煤巖承受加卸載復(fù)合作用。

圖7 采動(dòng)應(yīng)力走向分布曲線Fig.7 Strike distribution curves of mining induced stress

為分析最小主應(yīng)力釋放對(duì)煤巖裂隙發(fā)育的驅(qū)動(dòng)作用，對(duì)121304 工作面前方煤體進(jìn)行恒圍壓和卸圍壓三軸試驗(yàn)，初始圍壓設(shè)置為15 MPa，與圖7 最大主應(yīng)力峰值對(duì)應(yīng)的最小主應(yīng)力一致。試驗(yàn)過程中前者圍壓保持不變，作為常規(guī)三軸對(duì)比試驗(yàn)，后者圍壓線性減小至0，模擬采動(dòng)引起的側(cè)向卸荷過程，對(duì)比分析兩組試驗(yàn)結(jié)果確定采動(dòng)應(yīng)力釋放對(duì)超前采動(dòng)裂隙發(fā)育的驅(qū)動(dòng)能力。

恒圍壓試驗(yàn)結(jié)果如圖8(a)所示，峰值強(qiáng)度約為70 MPa，與圖7 最大主應(yīng)力峰值一致，破壞試件中僅出現(xiàn)1 條斜切主裂隙，體積應(yīng)變小于0.01。卸圍壓試驗(yàn)結(jié)果如圖8(b)所示，峰值強(qiáng)度降至45 MPa，破壞試件中出現(xiàn)2 條斜切主裂隙和多條翼部拉伸裂紋，體積應(yīng)變?cè)黾又?.06。試驗(yàn)結(jié)果差表明最小主應(yīng)力釋放可促進(jìn)基本頂超前采動(dòng)裂隙發(fā)育進(jìn)程。

圖8 煤巖三軸抗壓試驗(yàn)結(jié)果Fig.8 Experimental results of triaxial compression test

3.3 采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)超前裂隙擴(kuò)展

121304 工作面超前采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)軌跡如圖9 所示[13,19]，紅點(diǎn)為走向旋轉(zhuǎn)軌跡，綠、藍(lán)點(diǎn)傾向旋轉(zhuǎn)軌跡，箭頭虛線代表推進(jìn)方向，與初始最小地應(yīng)力呈35°夾角，與圖1 實(shí)測(cè)結(jié)果一致。采動(dòng)前，最大、最小主應(yīng)力分別保持豎直和方位角90°水平方向；采動(dòng)后，地應(yīng)力偏離初始方向，最小主應(yīng)力旋轉(zhuǎn)軌跡比最大主應(yīng)力復(fù)雜。最大主應(yīng)力走向旋轉(zhuǎn)軌跡始終在平行于工作面推進(jìn)方向的豎直平面β內(nèi)，傾向旋轉(zhuǎn)軌跡呈弓形對(duì)稱分布；最小主應(yīng)力走向旋轉(zhuǎn)軌跡首先抵達(dá)平面β，然后在平面內(nèi)與最大主應(yīng)力同步旋轉(zhuǎn)，傾向旋轉(zhuǎn)軌跡呈傘形對(duì)稱分布。采動(dòng)應(yīng)力傾角變化幅度均達(dá)到40°，最大主應(yīng)力方位角變化幅度為0°，最小主應(yīng)力方位角變化幅度等于推進(jìn)方向同初始最小地應(yīng)力之間的夾角，即35°。121304 工作面長(zhǎng)度和開采深度的增加導(dǎo)致采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)效應(yīng)增強(qiáng)，文獻(xiàn)[19]研究結(jié)果表明采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)幅度隨采深、面長(zhǎng)的增加而增大，但對(duì)兩者的敏感度逐漸降低；采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)現(xiàn)象對(duì)開采深度的敏感性高于其對(duì)工作面長(zhǎng)度的敏感性。

圖9 121304 工作面采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)軌跡Fig.9 Mining-induced stress rotation trace in longwall face

工作面前方煤巖存在原生裂隙和超前采動(dòng)微裂隙，具有各向異性力學(xué)特征，承載能力和破壞模式對(duì)加載方向具有較高敏感性，因此，采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)必然對(duì)基本頂中的裂隙擴(kuò)展產(chǎn)生驅(qū)動(dòng)作用，但其驅(qū)動(dòng)能力取決于原生裂隙和超前采動(dòng)裂隙分布特征。為驗(yàn)證該結(jié)論，將121304 工作面煤體加工為100 mm×100 mm×100 mm 的方形試件，進(jìn)行CT 掃描和三維重構(gòu)，得到原生裂隙實(shí)際分布模式和裂隙面空間展布形態(tài)如圖10(a)所示。將重構(gòu)模型導(dǎo)入FLAC3D，開展應(yīng)力旋轉(zhuǎn)數(shù)值實(shí)驗(yàn)。數(shù)值模型內(nèi)部裂隙采用FIZ 方法表征[20]，借助DFN 技術(shù)實(shí)現(xiàn)不規(guī)則裂隙的數(shù)字化表征，將被裂隙切割的單元體識(shí)別為裂隙影響域，數(shù)值模型如圖10(b)所示。

圖10 基于CT 掃描技術(shù)的數(shù)值模型重構(gòu)方法Fig.10 Numerical model development based on CT scanning

借助JAEGER 等[21]提出的裂隙與巖石強(qiáng)度之間的函數(shù)關(guān)系修正莫爾-庫倫強(qiáng)度準(zhǔn)則，采用FISH 語言改進(jìn)文獻(xiàn)[20]提出的非均質(zhì)煤巖本構(gòu)模型，考慮應(yīng)力方向?qū)严稁r石承載能力和破壞模式的影響。根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)確定煤巖和裂隙力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 煤體和裂隙力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical properties for coal and fracture

采用圖10 模型開展應(yīng)力旋轉(zhuǎn)數(shù)值試驗(yàn)，方案設(shè)計(jì)如下：首先將Z軸應(yīng)力(最大主應(yīng)力)線性增加至初始屈服強(qiáng)度18 MPa，然后保持最大主應(yīng)力大小不變，改變最大主應(yīng)力方向。設(shè)計(jì)最大主應(yīng)力旋轉(zhuǎn)軌跡如圖11 所示，首先在XZ平面內(nèi)旋轉(zhuǎn)90°，該階段(AB)最大主應(yīng)力傾向不變，傾角由90°降低至0°；然后在XY平面內(nèi)旋轉(zhuǎn)90°，該階段(BC)最大主應(yīng)力傾角不變，傾向由270°增加至360°。

圖11 最大主應(yīng)力旋轉(zhuǎn)軌跡預(yù)設(shè)路徑Fig.11 Designed rotation path for the major principal stress

最大主應(yīng)力旋轉(zhuǎn)過程中，坐標(biāo)軸應(yīng)力分量和巖石內(nèi)部微裂隙隨旋轉(zhuǎn)角度的演化特征如圖12(a)所示。應(yīng)力控制加載階段，最大主應(yīng)力由原點(diǎn)O線性升高至初始屈服強(qiáng)度；A點(diǎn)之前，最大主應(yīng)力方向保持不變，因此，Z軸應(yīng)力線性增大，X和Y軸應(yīng)力恒等于0。最大主應(yīng)力接近初始屈服強(qiáng)度時(shí)，模型內(nèi)部出現(xiàn)微裂隙，但數(shù)量較少。A點(diǎn)之后，最大主應(yīng)力進(jìn)入XZ平面內(nèi)旋轉(zhuǎn)階段，Z軸應(yīng)力逐漸降低，X軸應(yīng)力逐漸升高，Y軸應(yīng)力恒等于0，該階段微裂隙數(shù)量快速增加，巖石破壞程度升高；最大主應(yīng)力旋轉(zhuǎn)角度在B點(diǎn)達(dá)到90°，Z軸應(yīng)力降低至0，X軸應(yīng)力升高至初始屈服強(qiáng)度，微裂隙數(shù)量增加至9.8×105個(gè)。B點(diǎn)之后，最大主應(yīng)力進(jìn)入XY平面內(nèi)旋轉(zhuǎn)階段，X軸應(yīng)力逐漸降低，Y軸應(yīng)力逐漸升高，Z軸應(yīng)力恒等于0，該階段微裂隙數(shù)量仍呈現(xiàn)升高趨勢(shì)，但增加速度緩慢，巖石進(jìn)入高程度破壞階段，裂隙擴(kuò)展對(duì)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)現(xiàn)象的敏感性降低。

圖12 應(yīng)力分量和微裂隙隨旋轉(zhuǎn)角度演化特征Fig.12 Evolution of stress and micro-crack with rotation angle

巖石內(nèi)部微裂隙空間分布如圖12(b)所示，破壞區(qū)形態(tài)演化表明裂隙擴(kuò)展對(duì)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)具有較高的敏感性，即采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)現(xiàn)象對(duì)基本頂局部萌生的微裂隙擴(kuò)展具有促進(jìn)作用。由此可以推斷，采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)下，基本頂應(yīng)力峰值影響區(qū)內(nèi)的微裂隙尺寸和數(shù)量均呈現(xiàn)增加的趨勢(shì)。

4 基本頂分區(qū)破斷誘導(dǎo)機(jī)制

基本頂懸露范圍隨著工作面推進(jìn)而增加，超前采動(dòng)微裂隙逐漸擴(kuò)展貫通，中部峰值影響區(qū)首先出現(xiàn)大尺度采動(dòng)裂隙，裂隙方向與工作面長(zhǎng)度方向平行，沿最大拉應(yīng)力向工作面兩側(cè)擴(kuò)展，擴(kuò)展路徑受原生裂隙的影響。原生裂隙導(dǎo)致基本頂局部強(qiáng)度降低，極大減少了裂隙擴(kuò)展所需消耗的應(yīng)變能，因此，若裂隙擴(kuò)展過程受到原生裂隙的影響，其擴(kuò)展方向偏離工作面長(zhǎng)度方向，轉(zhuǎn)向能耗最小方向，即原生裂隙方向。為最大化體現(xiàn)原生裂隙誘導(dǎo)效應(yīng)，此處假設(shè)影響采動(dòng)裂隙擴(kuò)展方向的原生裂隙與走向平行，且裂隙面上沒有強(qiáng)度，如圖13 所示?？紤]局部破斷頂板回轉(zhuǎn)擠壓產(chǎn)生的支撐效應(yīng)，將裂隙位置處基本頂局部邊界條件視為簡(jiǎn)支條件。

圖13 基本頂破斷前采動(dòng)裂隙和原生裂隙分布Fig.13 Mining-induced and initial fractures in main roof

原生裂隙和超前采動(dòng)裂隙導(dǎo)致基本頂局部邊界發(fā)生改變，中部峰值影響區(qū)基本頂轉(zhuǎn)變?yōu)橐贿呁耆?jiǎn)支、兩邊局部簡(jiǎn)支、一邊固支的板狀結(jié)構(gòu)，如圖14(a)所示。由上限定理可以確定工作面中部峰值影響區(qū)基本頂發(fā)生局部破斷的條件為式(1)，由式(1)可得懸露基本頂極限承載能力隨巖板走向長(zhǎng)度和傾向?qū)挾鹊淖兓卣魅鐖D14(b)所示。巖板長(zhǎng)度和寬度增加，基本頂極限承載能力呈降低趨勢(shì)，極限承載能力對(duì)巖板寬度的敏感性高于巖板長(zhǎng)度。

圖14 中部峰值影響區(qū)基本頂邊界條件與承載能力Fig.14 Boundary condition and load-bearing capacity of main roof in middle peak point area

式中，q為峰值影響區(qū)基本頂極限承載能力，MPa；W為峰值影響區(qū)寬度，m；L為基本頂懸露跨距，m；m為弧形三角板高度，m；D為原生裂隙長(zhǎng)度，m；Ms為基本頂極限抗彎剛矩，N·m。

中部峰值影響區(qū)基本頂破斷后失去承載能力，高位覆巖載荷向兩側(cè)未破斷區(qū)域轉(zhuǎn)移，作用于非峰值影響區(qū)基本頂之上的載荷升高，基本頂局部破斷現(xiàn)象向工作面兩側(cè)遷移。假設(shè)原生裂隙對(duì)工作面兩側(cè)基本頂?shù)挠绊懴嗤?，僅分析左側(cè)基本頂分區(qū)破斷過程。非峰值影響區(qū)不存在超前采動(dòng)微裂隙，該區(qū)基本頂邊界條件轉(zhuǎn)變?yōu)閮蛇吂讨?、一邊局部?jiǎn)支、一邊完全自由，如圖15(a)所示。得到區(qū)域I-III 基本頂發(fā)生局部破斷的條件為式(2)，由該式可得懸露基本頂極限承載能力隨巖板走向長(zhǎng)度和傾向?qū)挾鹊淖兓卣魅鐖D15(b)所示。區(qū)域I-III 基本頂極限承載能力對(duì)巖板長(zhǎng)度的敏感性高于巖板寬度。同中部峰值影響區(qū)基本頂極限承載能力相比，邊界條件改變導(dǎo)致非峰值影響區(qū)基本頂極限承載能力降低。覆巖載荷傳遞和承載能力降低是基本頂分區(qū)破斷向工作面兩側(cè)動(dòng)態(tài)遷移的直接原因。

式中，qi為I-III 區(qū)基本頂極限承載能力，MPa。

基本頂局部破斷現(xiàn)象動(dòng)態(tài)遷移至兩側(cè)峰值影響區(qū)時(shí)，基本頂邊界條件轉(zhuǎn)變?yōu)橐贿吅?jiǎn)支、兩邊固支、一邊自由，如圖16(a)所示。得到該區(qū)基本頂發(fā)生局部破斷的條件式(3)，極限承載能力隨巖板走向長(zhǎng)度和傾向?qū)挾鹊淖兓卣魅鐖D16(b)所示。區(qū)域V 基本頂極限承載能力對(duì)巖板長(zhǎng)度和寬度的敏感性相當(dāng)。對(duì)比圖15(b)和圖16(b)可知，區(qū)域V 基本頂極限承載能力再次降低，促進(jìn)分區(qū)破斷現(xiàn)象的動(dòng)態(tài)遷移進(jìn)程。

式中，qv為V 區(qū)基本頂極限承載能力，MPa。

5 超長(zhǎng)工作面圍巖區(qū)域化控制方法

5.1 工作面圍巖區(qū)域化控制依據(jù)

千米深井超長(zhǎng)工作面基本頂存在分區(qū)破斷和動(dòng)態(tài)遷移現(xiàn)象，導(dǎo)致工作面礦壓顯現(xiàn)呈現(xiàn)分區(qū)特征。121304 工作面基本頂局部破斷尺寸受原生裂隙和超前采動(dòng)裂隙影響。本文假設(shè)原生裂隙對(duì)全區(qū)基本頂影響相同，但在中部和兩側(cè)峰值影響區(qū)，基本頂內(nèi)部存在超前采動(dòng)裂隙，勢(shì)必造成基本頂破斷尺寸減小。工作面來壓期間作用于支架之上的頂板載荷主要來源于基本頂破斷巖塊重力，基本頂破斷尺寸越小，傳遞至液壓支架的載荷越小。峰值影響區(qū)基本頂破斷尺寸小，非峰值影響區(qū)破斷尺寸大，導(dǎo)致121304 工作面支架阻力呈谷形分布。

鑒于千米深井超長(zhǎng)工作面基本頂存在分區(qū)破斷和動(dòng)態(tài)遷移現(xiàn)象，本文提出該類采場(chǎng)圍巖區(qū)域化控制方法。液壓支架是工作面圍巖控制的主體結(jié)構(gòu)，因此，區(qū)域化控制是指液壓支架的區(qū)域化管理模式。峰值影響區(qū)域內(nèi)，頂板破碎程度高，支架阻力小，液壓支架采用成組移架方式，減少支架反復(fù)升降對(duì)頂板的循環(huán)擾動(dòng)，降低破碎頂板漏冒等事故的發(fā)生概率，如圖17(a)所示。非峰值影響區(qū)頂板破碎程度低，可保持較好的完整性，支架阻力大，液壓支架采用常規(guī)單臺(tái)移架方式，如圖17(b)所示。

圖17 液壓支架分區(qū)管理模式Fig.17 Zonal control method for hydraulic supports

5.2 工作面圍巖區(qū)域化控制效果

121304 工作面兩端頭各安裝端頭架3 臺(tái)，型號(hào)為ZT13800-29/55，支架中心距2.5 m，其他區(qū)域安裝正常架184 臺(tái)，型號(hào)為ZZ13000-27/60D，支架中心距1.75 m。121304 工作面初始采用液壓支架無差異管理方法，液壓支架順序升降形成對(duì)頂板的循環(huán)擾動(dòng)，加劇了頂板破碎程度。移架過程中，頂板破碎巖塊發(fā)生旋轉(zhuǎn)，導(dǎo)致支架卡死移動(dòng)困難、支架傾斜位態(tài)失控、支架局部構(gòu)件損壞等現(xiàn)象時(shí)常發(fā)生。需要工作人員對(duì)液壓支架進(jìn)行檢修或放落局部破碎頂板，校正液壓支架工作位態(tài)，如圖18(a)所示。

圖18 工作面圍巖區(qū)域化控制前后效果對(duì)比Fig.18 Comparison of surrounding rock control effectiveness before and after application of zonal method

根據(jù)本文提出的深井超長(zhǎng)工作面圍巖區(qū)域化控制方法，峰值影響區(qū)采用成組協(xié)同移架模式。121304工作面中部峰值影響區(qū)寬度達(dá)到150 m，兩側(cè)峰值影響區(qū)因應(yīng)力梯度高，其寬度約為10 m，因此，工作面中部峰值影響區(qū)86 臺(tái)液壓支架采取成組移架方式，將3～5 臺(tái)液壓支架劃分為一組，同組支架協(xié)同前移，從而減少立柱升降對(duì)破碎頂板的循環(huán)擾動(dòng)次數(shù)，同時(shí)降低液壓支架移動(dòng)不當(dāng)導(dǎo)致位態(tài)失控等事故的發(fā)生概率，最大程度保持頂板完整性和自穩(wěn)能力?？紤]到兩側(cè)峰值影響區(qū)范圍小，且采用端頭架支護(hù)，支架尺寸大，中心距達(dá)到2.5 m，護(hù)頂能力強(qiáng)，因此，端頭峰值影響區(qū)和非峰值影響區(qū)共計(jì)104 臺(tái)液壓支架采用獨(dú)立移架方式，降低工作面生產(chǎn)管理難度。121304 工作面采用圍巖區(qū)域化控制方法后，工作面中部煤壁破壞和頂板漏冒等事故發(fā)生頻率顯著降低，如圖18(b)所示，有效提高了工作面推進(jìn)速度。

6 結(jié)論

(1)121304 工作面支架阻力呈現(xiàn)“中間小、兩端大”的谷形分布特征，與常規(guī)工作面“中間大、兩端小”的拱式分布差異明顯，埋深和工作面長(zhǎng)度增加導(dǎo)致深井超長(zhǎng)工作面基本頂破斷模式發(fā)生改變。

(2)121304 工作面不同來壓期間頂板產(chǎn)生的高能級(jí)微震事件沿工作面長(zhǎng)度方向呈現(xiàn)動(dòng)態(tài)分布特征，表明千米深井超長(zhǎng)工作面基本頂存在分區(qū)破斷和動(dòng)態(tài)遷移現(xiàn)象；工作面兩側(cè)高能級(jí)事件攜帶能量高于工作面中部，即兩側(cè)基本頂破斷尺度大于中部。

(3)將采動(dòng)應(yīng)力大于基本頂初始屈服強(qiáng)度的區(qū)域定義為峰值影響區(qū)，區(qū)內(nèi)應(yīng)力集中驅(qū)動(dòng)基本頂超前采動(dòng)裂隙萌生，應(yīng)力釋放和旋轉(zhuǎn)促進(jìn)裂隙擴(kuò)展，揭示了旋轉(zhuǎn)性采動(dòng)應(yīng)力驅(qū)動(dòng)超前采動(dòng)裂隙發(fā)育機(jī)理。

(4)考慮原生裂隙和超前采動(dòng)裂隙影響，通過簡(jiǎn)化基本頂局部邊界條件構(gòu)建了千米深井超長(zhǎng)工作面基本頂分區(qū)破斷和動(dòng)態(tài)遷移力學(xué)模型；推導(dǎo)了基本頂分區(qū)破斷條件，由工作面中部向兩側(cè)，基本頂局部極限承載能力降低，誘發(fā)基本頂局部破斷的動(dòng)態(tài)遷移現(xiàn)象。

(5)根據(jù)基本頂分區(qū)破斷和動(dòng)態(tài)遷移特征，提出了千米深井超長(zhǎng)工作面圍巖穩(wěn)定性區(qū)域化控制方法，中部峰值影響區(qū)液壓支架采用成組協(xié)同移架方式，減少移架工序?qū)ζ扑轫敯宓难h(huán)擾動(dòng)，分區(qū)控制模式提高了121304 工作面煤壁和頂板控制效果。