深埋傾斜特厚煤層窄煤柱護巷機理與圍巖控制

孟巧榮 ，王慧嫻 ，王朋飛 ，陳可夯 ，張建利 ，董恩遠 ，高 翔 ，侯 偉

（1.太原理工大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院, 山西 太原 030024；2.河南能源鶴煤公司 生產(chǎn)技術(shù)部, 河南 鶴壁 458030；3.河北工程大學(xué) 礦業(yè)與測繪工程學(xué)院, 河北 邯鄲 056009；4.陜西富源煤業(yè)有限責(zé)任公司, 陜西 延安 727502；5.國家電投集團 內(nèi)蒙古白音華煤電有限公司露天礦, 內(nèi)蒙古 錫林郭勒盟 026200）

0 引 言

我國煤礦開采規(guī)模和開采強度不斷加大，淺部煤炭逐漸枯竭，開采深度逐步轉(zhuǎn)向深部[1]。深部礦井開采地應(yīng)力高、沖擊風(fēng)險大、巷道與支護體變形嚴(yán)重、返修率和維護費用高，且造成生產(chǎn)系統(tǒng)不暢，成為礦井安全生產(chǎn)的重大隱患[2-3]。深部開采不同于淺部。謝和平等[1]指出深部不應(yīng)只以深度進行評判，而應(yīng)以力學(xué)狀態(tài)為判據(jù)，并據(jù)此對深部開采進行了定量界定。何滿潮等[4]對比分析研究了深部巖體的變形、破壞機制，提出了深井圍巖災(zāi)害的主要表現(xiàn)形式。針對高應(yīng)力動力災(zāi)害，齊慶新等提出了誘發(fā)沖擊的“三因素”理論[5]。竇林名等提出動靜載疊加原理[6]。潘一山[7]提出了沖擊地壓擾動響應(yīng)失穩(wěn)理論。馬念杰等[8]認(rèn)為巷道圍巖塑性區(qū)呈蝶型分布，并據(jù)此提出巷道蝶型沖擊地壓發(fā)生機理及其判定準(zhǔn)則。目前鶴煤集團各礦普遍存在地質(zhì)條件復(fù)雜、地壓大、沖擊風(fēng)險大等問題，特別是近幾年開采深度不斷加大，很多礦井開采深度已接近或超過1 000 m，深部煤巷沖擊風(fēng)險及支護問題顯得尤為突出。同時，鶴煤集團普遍采用全煤錨網(wǎng)支護，巷道支護效果更加難以保證。為此，集團引進了沿空掘巷技術(shù)，以期解決巷道維護難題。對于沿空掘巷，姜福興等[9]建立了沿空巷道力學(xué)模型，認(rèn)為沿空巷道圍巖高應(yīng)力區(qū)附近的高應(yīng)力差區(qū)域是沖擊地壓易顯現(xiàn)區(qū)域，并以某礦為例分析認(rèn)為該礦5 m 小煤柱沿空掘巷仍具有較大沖擊風(fēng)險。柏建彪等[10]研究了綜放沿空掘巷圍巖控制機理，并以寬4 m 煤柱為案例進行了分析。馮國瑞等[11-12]分別研究了一種非常規(guī)煤柱留設(shè)及其與常規(guī)煤柱條件下沿空掘巷礦壓顯現(xiàn)規(guī)律的異同。張廣超等[13]研究了綜放工作面不穩(wěn)定覆巖下8 m 煤柱沿空掘巷頂煤的水平擠壓破裂機理，并提出相應(yīng)的控制技術(shù)。王俊峰[14]研究了中厚煤層條件下沿空掘巷5 m窄煤柱的受力特征及沿空掘巷的變形和支護技術(shù)。王志強等[15]、王朋飛等[16]研究了“負煤柱”沿空掘巷礦壓顯現(xiàn)規(guī)律，提出采空區(qū)與煤巖體采動應(yīng)力協(xié)同演化理論并分析了負煤柱卸壓防沖及其弧形底板應(yīng)力分布及破壞特征。姜耀東等[17]基于地應(yīng)力反演，對構(gòu)造應(yīng)力區(qū)沿空巷道窄煤柱寬度進行了優(yōu)化研究，確定最優(yōu)寬度煤柱為6.5 m。張百勝等[18]研究了大采高迎采對掘條件下采用切頂卸壓技術(shù)控制8 m 小煤柱沿空掘巷圍巖的機理和措施。

然而，上述研究多為薄/中厚、水平或近水平煤層，且埋深較淺或雖稱小煤柱但寬度多大于4 m 的情況。鶴煤集團四采區(qū)為特厚傾斜煤層，煤層厚度平均8.2 m，傾角平均21°，最高達32°，煤柱寬度平均不足4 m，絕大多處僅3 m，且平均埋深達800 m。隨著我國開采深度的不斷增加，這種條件下沿空掘巷礦壓顯現(xiàn)規(guī)律的研究對于科學(xué)指導(dǎo)該礦及類似相鄰礦區(qū)后期沿空掘巷實踐具有重要意義。為此，通過理論分析、現(xiàn)場實測及數(shù)值模擬等方法，對深埋傾斜特厚煤層3 m 小煤柱沿空掘巷礦壓顯現(xiàn)與圍巖控制技術(shù)進行了研究，以期為鄰近工作面及其他類似深埋傾斜特厚煤層開采提供理論基礎(chǔ)和科學(xué)依據(jù)。

1 工程概況

4204 工作面上平巷（外段）位于三礦四水平北翼42 采區(qū)的上部，西部為4202 工作面采空區(qū)，南部為新副井工業(yè)廣場保護煤柱相鄰，東部為42 采區(qū)未開拓區(qū)，北部為46 采區(qū)未開拓區(qū)。地面地形屬丘陵階地，埋深平均800 m。4204 與4202 工作面平面布置關(guān)系如圖1 所示。

圖1 沿空掘巷示意Fig.1 Schematic of gob–side entry driving layout

4204 工作面走向長834.3 m，傾向長133.4 m。4202 工作面平均走向長940.0 m，平均傾斜長136.0 m。煤層傾角20°～28°，平均傾角24°。平均煤層厚度8.2 m，煤層結(jié)構(gòu)簡單，含炭質(zhì)泥巖夾矸，厚度基本穩(wěn)定，密度1.4 t/m3。4204 工作面可采儲量90.32 萬t，絕對瓦斯涌出量1.85 m3/min、相對瓦斯涌出量0.79 m3/t，煤塵爆炸指數(shù)16.13%，地溫26 ℃。自然發(fā)火期22～91 d。

該煤層直接頂為砂質(zhì)泥巖，厚度約13.2 m?；卷敒橹辛４稚皫r，厚度約9.8 m。煤層直接底板為砂質(zhì)泥巖，厚為4.0 m。煤層基本底為細粒砂巖，厚度約4.5 m，具體頂?shù)装迩闆r見表1。

表1 煤層頂?shù)装迩闆rTable 1 Basic information of roof and floor

4204 工作面上平巷沿采空區(qū)掘進，為沿空掘巷，煤柱平均寬度不足4 m，絕大部分寬度僅3 m。相鄰工作面采空區(qū)形成多年，已趨于穩(wěn)定。前期在-550 m 水平大巷已對其采空區(qū)積水進行探放，無采空區(qū)水害威脅。該巷道采用錨網(wǎng)支護，服務(wù)至4204工作面回采結(jié)束。巷道斷面為矩形，凈寬5.0 m，凈高3.3 m，支護設(shè)計采用錨網(wǎng)+錨索聯(lián)合支護。

2 現(xiàn)場實測

2.1 鉆孔窺視

為全面掌握巷道頂板巖層賦存及其層理、裂隙發(fā)育情況，采用CXK12 礦用鉆孔成像儀進行鉆孔窺視（圖2）。

圖2 CXK12 礦用鉆孔成像儀Fig.2 Borehole camera equipment

如圖3、4 所示，窺視地點在4204 工作面上平巷，在小煤柱幫、實體煤工作幫、頂板不同地段選取了5個窺視孔，各窺視孔的對應(yīng)位置、孔深等信息見表2。

表2 窺視孔參數(shù)Table 2 Borehole camera parameters

圖3 窺視鉆孔布置Fig.3 Borehole layout

圖4 窺視孔打鉆Fig.4 Drilling in site

如圖5 所示，1 號鉆孔距孔口2.8～3.0 m，即底板與煤層交界面附近，鉆孔較為破碎。分析認(rèn)為礦山壓力情況下煤柱發(fā)生變形，煤柱與底板之間不協(xié)調(diào)變形導(dǎo)致巖層面發(fā)生錯動。在打1 號鉆孔時，鉆孔高度1 m，受傾角影響，鉆孔在打到3 m 左右時碰到底板，明顯感到打鉆難度提高。鑒于此，在此煤柱幫1 號鉆孔附近將鉆孔高度提高了30 cm，即3 號鉆孔。

圖5 1 號鉆孔2.8～3.0 m 附近圍巖完整性Fig.5 Integrity of rock at 2.8-3.0 m depth of No.1 borehole

1 號鉆孔窺視結(jié)果顯示2.5 m 以內(nèi)鉆孔完整較好，沒有發(fā)現(xiàn)明顯裂隙。在2.5 m 及更深處裂隙逐漸增多，裂隙尺寸增加，在深度2.9 m 及更深處，圍巖完整性急劇下降，甚至出現(xiàn)大的裂縫和空洞。由于煤柱寬度僅有3 m 左右，在2.9～3.18 m 鉆孔盡頭位置均已打入采空區(qū)，存在大量采空區(qū)矸石間的未封閉裂隙，鉆孔窺視圖中的裂縫屬于采空區(qū)垮落矸石塊體之間的縫隙。而3 號鉆孔仍在小煤柱采空區(qū)側(cè)出現(xiàn)較為發(fā)育的裂隙。據(jù)此可見，小煤柱采空區(qū)側(cè)比巷道側(cè)破碎程度高。

2、3 號鉆孔顯示，實體煤工作幫完整性比小煤柱側(cè)完整性顯著提高。僅在鉆孔深度為5.7 m 處發(fā)現(xiàn)幾處較小的裂隙。如圖6、圖7 所示。頂板鉆孔，即4 號鉆孔窺視分析結(jié)果如圖8 所示。4 號鉆孔在頂板深度1.3 m 處出現(xiàn)較明顯的橫向分布的裂隙，認(rèn)為這是頂煤離層造成的，平均離層量約為1 cm。在距孔口2.2 m 處，出現(xiàn)另外一處離層量較大的裂隙，離層量達3 cm。5 號鉆孔距離4 號鉆孔間距1.5 m，沿巷道軸線方相距12 m，4 號鉆孔更靠近采空區(qū)一側(cè)。窺視結(jié)果顯示，5 號鉆孔完整性較好，沒有明顯離層或裂隙。

圖6 3 號鉆孔圍巖完整性Fig.6 Integrity of rock of No.3 borehole

圖7 2 號鉆孔距孔口5.7 m 窺視Fig.7 Integrity of rock of No.2 borehole at 5.7 m depth

圖8 4 號鉆孔距孔口1.3、2.2 m 窺視Fig.8 Integrity of rock of No.4 hole at 1.3, 2.2 m depth

根據(jù)上述窺視結(jié)果，推斷圍巖破碎情況如圖9所示。綜合可見，頂板完整性要優(yōu)于煤柱和實體煤工作幫。且頂板不同位置處的完整存在差異，這與頂板局部位置的構(gòu)造、巖性變化、頂板強度和支護質(zhì)量有關(guān)。

圖9 推斷圍巖破碎情況Fig.9 Deduced surrounding rock fracture situation

2.2 圍巖變形監(jiān)測研究

在該巷道掘進和工作面推進過程中對圍巖進行了巷道變形監(jiān)測。采用十字布點法，如圖10a 所示，在頂?shù)装逯胁看怪狈较蚝蛢蓭退椒较虬惭b木楔，在木樁端部安裝測釘，在距離工作面50 m 范圍內(nèi)每天觀測1 次，50 m 以外每3 d 觀測1 次。

圖10 掘巷和開采期間巷道變形Fig.10 Deformation of entry during driving and mining

由圖10b 可以看出，在該巷道掘進過程中圍巖變形較小，巷道掘進后24 d 內(nèi)的變形速率較快，120 d 內(nèi)巷道頂?shù)装宓囊平繛?58 mm，兩幫移近量為146 mm，且基本不再變形。而過去采用20～30 m 煤柱時，相似掘巷時期局部圍巖變形可達460 mm，開采期間變形更是超過1 500 mm，如圖11所示。可見，寬3 m 小煤柱沿空掘巷圍巖變形較小。分析認(rèn)為，采空區(qū)已壓實穩(wěn)定，采空區(qū)對上覆頂板的支撐作用更大，轉(zhuǎn)移在小煤柱和沿空掘巷圍巖的載荷減小。在打窺視孔時也發(fā)現(xiàn)，當(dāng)鉆桿打透煤柱達到采空區(qū)時，扭矩急劇上升，打鉆困難。從側(cè)面反映了下部采空區(qū)矸石堆積嚴(yán)實。

圖11 過去20～30 m 煤柱鄰空巷道圍巖嚴(yán)重變形情況Fig.11 Severe deformation of gob-side entry with 20-30 m pillar

圖10c 顯示，截至發(fā)稿前工作面已推進560 m，這期間巷道頂?shù)装遄冃瘟孔畲筮_到456 mm，兩幫最大變形量達到335 mm。變形量嚴(yán)重區(qū)域為超前工作面40 m 以內(nèi)。

除了巷道變形外，過去留寬20～30 m 大煤柱情況下經(jīng)常出現(xiàn)煤炮聲。煤炮聲頻率與鄰近采空區(qū)形成和穩(wěn)定的時間成反比，采空區(qū)形成時間越長，鄰空巷道煤炮聲頻率越低，且煤炮聲多從煤柱側(cè)及其上方傳來。

3 理論分析

根據(jù)表1 所示巖層條件和該礦地質(zhì)勘探報告，直接頂砂質(zhì)泥巖，單軸抗壓強度18.4～31.1 MPa；基本頂中粒粗砂巖厚9.8 m，單軸抗壓強度29.6～53.5 MPa；直接頂強度比基本頂強度小很多。另外，根據(jù)以往相鄰工作面垮落帶發(fā)育規(guī)律判定，砂質(zhì)泥巖直接頂巖層垮落后形成4202 工作面垮落帶，則垮落帶高度hc=13.2 m。則根據(jù)式（1）可計算出垮落帶巖體的碎漲系數(shù)b：

式中：h為煤層厚度；hc為垮落帶高度。

則可進一步得采空區(qū)最大應(yīng)變[16]：

根據(jù)該礦地質(zhì)報告，頂板中粒粗砂巖σc取40 MPa，由此可計算初始切線模量E0[19]為：

則可得冒蓋應(yīng)力/應(yīng)變[20]見表3，表達式為

表3 雙屈服模型冒蓋壓力Table 3 Cap pressure for double-yield model

深埋情況下巖體破壞深度更大，高應(yīng)力區(qū)位于巖體更深處，且受傾角影響，采空區(qū)矸石與煤柱形成共同承載結(jié)構(gòu)。結(jié)構(gòu)模型如圖12 所示。

圖12 沿空掘巷圍巖結(jié)構(gòu)模型Fig.12 Surrounding rock structure model

根據(jù)相關(guān)研究[21]，塊體B長度Lb與基本頂周期來壓步距Lp及區(qū)段寬度L有關(guān)，表達式為

根據(jù)本礦具體條件，周期來壓步距Lp=25 m，區(qū)段寬度L=137 m，則Lb=24.8 m。

基本頂斷裂位置位于煤壁內(nèi)部，斷裂位置可按彈塑性交界面計算，即利用煤柱邊緣至應(yīng)力峰值的距離計算公式，即式(6) 計算出斷裂線距煤壁的距離x0[22]：

式中：m為采高；φ為內(nèi)摩擦角；C為黏聚力；γ為容重；H為埋深；K為應(yīng)力集中系數(shù)；p1為作用在煤幫的外部支護阻力；f為煤巖層交界面摩擦因數(shù)；三軸應(yīng)力系數(shù) ξ =。

本礦案例中，各參數(shù)為：m=8.2 m，φ=29.23°（取值詳見后續(xù)數(shù)值模擬），C=1.345 MPa（取值詳見后續(xù)數(shù)值模擬），γ=1.4 t /m3，H=800 m，K=3；p1=10 kN（平均到煤幫的錨桿支護力），f=0.5，ξ=2.91（φ=29.23°求得），則代入式（6）計算得x0=12.8 m?？梢姡瑪嗔丫€位置位于巷道右側(cè)且距該巷道較遠，寬3 m 小煤柱有利于使該巷道更可能位于塑性區(qū)的應(yīng)力降低區(qū)，應(yīng)力低，沖擊風(fēng)險小。當(dāng)然，從應(yīng)力分布角度看煤柱尺寸越小越好，但實際情況下還需考慮隔絕采空區(qū)和滿足錨桿支護的錨固要求等現(xiàn)實條件。

對沿空掘巷圍巖結(jié)構(gòu)進一步分析，可得關(guān)鍵塊回轉(zhuǎn)下沉與采空區(qū)邊緣應(yīng)力之間的關(guān)系。設(shè)塊體B左端和塊體C 協(xié)同下沉，即塊體B 左端和塊體C 對矸石的壓縮量相同。聯(lián)立式（1）—式（4）并經(jīng)恒等變換得基本頂巖塊C 對采空區(qū)矸石壓縮應(yīng)變量表達式為

由式（7）可得采空區(qū)應(yīng)力與應(yīng)變關(guān)系圖13。由圖中曲線可知，采空區(qū)應(yīng)變在初始階段隨應(yīng)力快速增加，隨后增加速度逐漸下降，隨著應(yīng)力的不斷增加趨近于直線ε=0.383。易知，若采空區(qū)應(yīng)力能恢復(fù)至原巖應(yīng)力20 MPa，則應(yīng)變可達0.373。

圖13 采空區(qū)應(yīng)力與應(yīng)變關(guān)系Fig.13 Stress strain relationship within gob

根據(jù)基本頂長度和斷裂位置可確定基本頂回轉(zhuǎn)角。而基本頂?shù)幕剞D(zhuǎn)造成直接頂發(fā)生給定變形，間接造成煤層發(fā)生給定變形。但采空區(qū)應(yīng)變量的變化與采空區(qū)形態(tài)和原始采空區(qū)矸石充填量有關(guān)。由于傾角影響，上部采空區(qū)矸石向下部充填，造成采空區(qū)原有矸石量并非只來自于直接頂，而是有上部采空區(qū)矸石補充。但受采空區(qū)觀測手段的限制，采空區(qū)下部矸石的原始積累量和上部矸石對其的補充量無法精確測量，這也是亟需進一步技術(shù)和科技攻關(guān)的難點。但本礦實際條件下的3 m 小煤柱沿空掘巷礦壓顯現(xiàn)控制效果明顯，據(jù)此推測采空區(qū)下部矸石量充足，關(guān)鍵塊B 回轉(zhuǎn)下沉量較小，大量傾斜及大傾角條件下的沿空掘巷礦壓顯現(xiàn)實例可佐證這個論斷[23-27]。

4 沿空掘巷數(shù)值模擬

數(shù)值模擬采用FLAC3D有限差分軟件[28]。采用自主開發(fā)的隨機分布三角形網(wǎng)格建模工具進行建模，在采空區(qū)邊緣及沿空掘巷附近進行網(wǎng)格加密，以更加細致地進行觀測。模型中煤柱寬度為3 m。由于本文主要對圍巖應(yīng)力和變形破壞進行研究，僅對局部小范圍有影響的錨桿等支護模擬中未考慮。如圖14a 所示，模型尺為300 m（長）× 200 m（寬）×150 m（高）。700 m × 0.025 MN/m3= 17.5 MPa 的豎直向下的壓力加載于模型頂部模擬未建上覆巖層重量。模型底部約束橫向和縱向位移，兩邊約束縱向位移。模型兩側(cè)各留設(shè)90 m 為不進行采掘區(qū)。采用虎克布朗準(zhǔn)則（Hoek-Brown Criterion）評判圍巖破壞。所采用的初始模擬參數(shù)根據(jù)地質(zhì)勘探報告并通過RocData 軟件進行平均值選取和計算，并根據(jù)前述變形監(jiān)測數(shù)據(jù)進行了參數(shù)校正，最終所采用的參數(shù)見表4，詳細過程參閱文獻[16]。采空區(qū)采用目前廣泛采用的雙曲服本構(gòu)模型進行模擬[16]，開挖煤層后采用雙區(qū)服材料（適用于模擬壓應(yīng)力引起體積永久縮減的低膠結(jié)粒狀散體巖土材料，符合采空區(qū)材料的力學(xué)行為）進行充填。

表4 H-B 準(zhǔn)則巖體力學(xué)參數(shù)Table 4 Rock mass parameters of Hoek-Brown criterion

圖14 數(shù)值模型、理論與模擬匹配、采空區(qū)參數(shù)確定后體積應(yīng)變和應(yīng)力等高線圖Fig.14 Numerical model, theoretical and numerical match, volumetric strain and stress contour after parameters for gob are determined

建立2 個單元（以顯示云圖）的豎向簡單模型用于快速測試采空區(qū)材料參數(shù)，要求得到的參數(shù)需滿足其應(yīng)力–應(yīng)變響應(yīng)與式(4)擬合。該簡單模型頂部自由，底部固支，其他面約束橫向位移。通過在該簡單模型表面施加豎向速率進行加載模擬。通過迭代匹配確定體積模量、剪切模量、剪脹角和摩擦角。經(jīng)過反復(fù)試驗，得到表5 所示參數(shù)。圖14b、圖14c、圖14d 為確定參數(shù)后數(shù)值模擬與理論方程(4)的匹配結(jié)果以及所得體積應(yīng)變、應(yīng)力等高線圖。

表5 采空區(qū)材料參數(shù)Table 5 Parameters for gob material

數(shù)值模擬結(jié)果如圖15—圖23 所示。由圖15、圖16 可知，沿空掘巷開挖后卸荷效應(yīng)顯著。圖17顯示，沿空掘巷開挖前，高應(yīng)力距采空區(qū)較近，峰值點距采空區(qū)邊界10.6 m，3 m 小煤柱已可滿足沿空掘巷位于峰值點以外數(shù)米。而掘巷后，峰值點轉(zhuǎn)移至右側(cè)14.8 m 巖體更深處，應(yīng)力顯著向右側(cè)深部轉(zhuǎn)移，圖17 清晰顯示0～10 m 內(nèi)藍色曲線的固定支承壓力轉(zhuǎn)變?yōu)橄嗤鴺?biāo)值范圍內(nèi)的應(yīng)力值很低的紅色曲線，而巖體深部紅色曲線的應(yīng)力值高于藍色線應(yīng)力值，即掘巷后固定支承壓力繼續(xù)向巖體深部轉(zhuǎn)移，且應(yīng)力峰值略有增加，由未掘巷前5.62 MPa 提高至掘巷后5.79 MPa。另外，沿空掘巷圍巖應(yīng)力較低，尤其頂板應(yīng)力，這點結(jié)果也與現(xiàn)場情況相符，即沿空掘巷頂板錨桿錨索受力較低且穩(wěn)定，巷道變形量較小，頂板穩(wěn)定性較好。

圖15 沿空掘巷開挖前應(yīng)力Fig.15 Stress contour before enty development

圖16 開挖后應(yīng)力Fig.16 Stress contour after enty development

圖17 掘巷前后固定支承壓力曲線Fig.17 Side abutment distribution before and after entry development

值得指出的是，本模擬得出的沿空掘巷開挖前支承壓力峰值點距采空區(qū)10.6 m 的值與大量已有文獻中得到的值相比較大，究其原因是本模擬中未忽略已壓實穩(wěn)定的采空區(qū)作用，將采空區(qū)的壓縮響應(yīng)通過雙屈服模型來發(fā)揮作用。因為穩(wěn)定的采空區(qū)矸石承擔(dān)了部分轉(zhuǎn)移至其上的覆巖壓力，在采空區(qū)作用影響下，深藍色高應(yīng)力區(qū)位置更加靠右和靠上。為了進一步揭示采空區(qū)“分流”覆巖壓力的作用，在FLAC3D應(yīng)力云圖中縮小應(yīng)力閾值及梯度以便顯示采空區(qū)應(yīng)力的分布情況，并調(diào)取主應(yīng)力分布結(jié)果以及最大最小主應(yīng)力的分布方向，體現(xiàn)覆巖及采空區(qū)的協(xié)同作用效果，如圖18 所示（掘巷前后采空區(qū)應(yīng)力變化很小，限于篇幅，掘巷前采空區(qū)應(yīng)力云圖不再展示）。圖中顯示的應(yīng)力上限值為軟件自動顯示的最大值σmax=799 522 Pa，顯示的應(yīng)力下限值為人工設(shè)定值σmin=-2×107Pa，應(yīng)力梯度設(shè)置為σgrad=5×105Pa。

圖18 縮小應(yīng)力閾值掘巷后采空區(qū)應(yīng)力及其主應(yīng)力分布Fig.18 Gob stress and and principal stress distribution by reducing the stress range

結(jié)果表明，采空區(qū)應(yīng)力呈一定梯度分布，且不同位置處采空區(qū)梯度的分布情況不同，方向亦有所變化。采空區(qū)兩側(cè)區(qū)域應(yīng)力呈豎向?qū)訝罘植迹坎煽諈^(qū)中部及中上部區(qū)域逐漸趨向于橫向?qū)訝罘植?，這也可通過主應(yīng)力分布圖（圖18b）看出類似規(guī)律。受上覆關(guān)鍵層破斷垮落后壓于采空區(qū)的影響，采空區(qū)中部及中部偏上應(yīng)力最大，這也與眾多學(xué)者的研究相呼應(yīng)[29-30]。但采空區(qū)最大應(yīng)力值為9.5～11.0 MPa，對埋深800 m 約20 MPa 豎向原巖應(yīng)力相比仍較小，推測這是由于采空區(qū)上方覆巖形成鉸接結(jié)構(gòu)，采空區(qū)無法完全壓實導(dǎo)致。眾所周知，F(xiàn)LAC3D默認(rèn)的收斂標(biāo)準(zhǔn)（或稱相對收斂標(biāo)準(zhǔn)）是當(dāng)體系最大不平衡力與典型內(nèi)力的比率R小于定值10-5時便達到平衡。數(shù)值模擬中采空區(qū)最大應(yīng)力無法達到20 MPa 也與FLAC 軟件默認(rèn)收斂標(biāo)準(zhǔn)有關(guān)。

若繼續(xù)人為設(shè)定更低的平衡值讓模型繼續(xù)運算，可以看到巷道更加明顯的非對稱變形現(xiàn)象。人為設(shè)定：體系最大不平衡力與典型內(nèi)力的比率R小于定值10-7時達到平衡，可得圖19。

圖19 縮小收斂標(biāo)準(zhǔn)后受力及變形情況Fig.19 Stress and deformation after convergence was reduced

圖19 巷道附近放大圖顯示，該巷道不對稱變形明顯。掘巷后頂板變形不對稱，右側(cè)下沉量比左側(cè)下沉量大，煤柱幫上部尖角處向巷道內(nèi)部擠壓，右側(cè)煤幫則主要在中部產(chǎn)生向巷道內(nèi)部突出的變形，底板變形較小。深入觀察分析可推斷，寬3 m 小煤柱情況下，沿空掘巷的作用類似于卸壓巷或應(yīng)力轉(zhuǎn)移巷[31]，掘巷后應(yīng)力有效向深部轉(zhuǎn)移，同時導(dǎo)致煤柱上應(yīng)力有所增加，但增加量不超過1 MPa（圖17）。掘巷后煤柱變形較掘巷前顯著增加，如圖20 所示，煤柱分別向采空區(qū)和巷道內(nèi)部運移，煤柱上部主要以向下移動為主，這部分位移逐漸轉(zhuǎn)化為煤柱下部向采空區(qū)方向的位移；巷道煤柱幫的變形則主要集中于淺部，且主要出現(xiàn)在煤柱幫的中上部。煤柱底板亦有向采空區(qū)方向的位移，且煤柱與底板發(fā)生小幅錯動。這與現(xiàn)場鉆孔窺視實測得到的煤柱與底板之間不協(xié)調(diào)變形導(dǎo)致巖層面發(fā)生錯動出現(xiàn)較大裂縫發(fā)育的結(jié)論一致。

圖20 小煤柱變形矢量圖及塑性區(qū)發(fā)育Fig.20 Vector of small pillar deformation and plastic zone development

分析可知，巷道開挖前煤柱既已發(fā)生破壞，如圖21a 所示，掘巷前采空區(qū)右側(cè)煤巖體主要為剪切破壞（綠色表示），掘巷導(dǎo)致煤柱受到二次剪切破壞，如圖20 所示，可明顯看出一/二次剪切破壞的交界面（白色橢圓框所圈），受巷道開掘卸荷影響，該交界面自巷道的左上頂點斜向上采空區(qū)延伸，且較好地對應(yīng)煤柱上的應(yīng)力變化區(qū)（黑色橢圓框所圈），顯然，這是受頂板垮落角影響所致[32-33]。圖21b 塑性區(qū)發(fā)育結(jié)果顯示沿空掘巷開挖后圍巖塑性區(qū)僅向該巷右側(cè)巖體深部進一步小幅擴展發(fā)育，煤柱區(qū)域掘巷前后均完全處于塑性狀態(tài)。但值得注意的是，煤柱雖全部已處于塑性狀態(tài)，但應(yīng)力值仍可達38 MPa（圖17）。小煤柱是巷道開挖卸荷后理想的變形“逃生”通道，通過小煤柱向采空區(qū)的變形，有效轉(zhuǎn)移了沿空掘巷的變形。這種變形反而是有利的，因為集中應(yīng)力可以得到緩釋，避免應(yīng)變能的聚集，有效降低高應(yīng)力和沖擊風(fēng)險。這與國外利用“yield pillar”控制沖擊災(zāi)害和改善支護環(huán)境的原理不謀而合[11]。

圖21 掘巷前后塑性區(qū)發(fā)育Fig.21 Plastic zone development before and after excavation of gob-side entry

圖22 掘巷前后主應(yīng)力分布圖顯示掘巷前后被保護卸壓區(qū)范圍發(fā)生變化。掘巷前，卸壓區(qū)為近似三角形（金黃色線框所圈）；掘巷后，卸壓區(qū)范圍擴展為近似平行四邊形，小煤柱和沿空掘巷均涵蓋于該區(qū)域內(nèi)。掘巷導(dǎo)致主應(yīng)力集中區(qū)位置轉(zhuǎn)移至巷道的右上方，且巷道左上方的小煤柱為主應(yīng)力方向和大小變化較為劇烈的區(qū)域。這些規(guī)律也為后文提出針對性防沖和圍巖控制措施提供了科學(xué)依據(jù)。

圖22 掘巷前后主應(yīng)力分布Fig.22 Principal stress distribution before and after excavation of gob-side entry

通過橫向位移和縱向位移曲線可更好地對比煤柱及巷道圍巖各處豎向和橫向位移大小，如圖23 所示，其中監(jiān)測線1～6 由下至上分別間隔1 m，測線1 緊貼底板。結(jié)果顯示，除了測線3、4 以外，其余監(jiān)測線的最大縱向位移（紅線）均顯著大于橫向位移（藍線）。測線1、2 靠近底板，數(shù)據(jù)顯示由最靠近底板的監(jiān)測線1 左端點的最大橫向位移32 mm 增大為監(jiān)測線2 左端點的最大橫向位移84 mm；測線1 橫向位移隨著距原點距離的增大逐漸減小，到距離原點11 m 處位移由向左變?yōu)橄蛴?，這是由于覆巖形成垮落角后向右下壓剪采空區(qū)右側(cè)巖體所致。由圖可以看出，在深部圍巖區(qū)域，6 條監(jiān)測曲線均隨距離采空區(qū)越遠，受壓剪作用影響逐漸降低，橫向和縱向位移均相應(yīng)逐漸減小。煤柱區(qū)域，從測線1 到測線6，即隨著位置的升高，縱向位移逐漸由向上移動變?yōu)橄蛳乱苿?，且位移量逐漸增大，橫向位移則先增大后減小。測線3、4，即處于煤柱距底板高度2～3 m 的中部區(qū)域靠采空區(qū)側(cè)的煤體橫向位移顯著大于縱向位移，且隨煤體距煤柱表面距離的增加，橫向位移逐漸減小，煤柱采空區(qū)側(cè)表面最大橫向位移為112 mm，煤柱的巷道側(cè)表面最大橫向位移量為64 mm。巷道區(qū)域的縱向位移由測線1、2 的底板向上移動逐步變化為測線5、6 的頂板向下移動，底板向上的最大位移量為測線2 上的峰值點136 mm，頂板下沉量最大值為測線6 上的峰值點377 mm。數(shù)值模擬的變形結(jié)果比實測結(jié)果大得多的原因有2 個：一是模擬結(jié)果是在人工設(shè)定體系最大不平衡力與典型內(nèi)力的比率R小于定值10-7時達到平衡，而非軟件默認(rèn)的10-5，其次是模擬主要研究總體的應(yīng)力和變形規(guī)律，僅對局部小范圍作用的錨桿錨索等支護構(gòu)件未考慮。

圖23 6 條測線的水平及豎直位移數(shù)據(jù)Fig.23 Horizontal and vertical deformation data of six measuring lines

5 圍巖控制措施

目前該礦采用小煤柱取得了較好的礦壓和圍巖控制效果，但為了更好地提高巷道圍巖可靠性，尤其提高3 m 小煤柱的穩(wěn)定性和可靠性，根據(jù)前述研究結(jié)果，對現(xiàn)場采取了針對性強的圍巖輔助控制措施，即：提出基于煤柱多重塑性破壞區(qū)發(fā)育規(guī)律的煤柱加固措施與高應(yīng)力區(qū)精準(zhǔn)卸壓措施聯(lián)合的窄煤柱沿空掘巷圍巖控制技術(shù)體系。

5.1 基于煤柱多重塑性破壞區(qū)發(fā)育規(guī)律的煤柱加固措施

根據(jù)煤柱變形規(guī)律和受力特征，即掘巷導(dǎo)致煤柱受到二次剪切破壞，一次/二次剪切破壞的交界面位于巷道左上方，自巷道的左上頂點向采空區(qū)斜向上延伸（圖20），巷道左上方的小煤柱區(qū)域也是主應(yīng)力方向和大小變化較為劇烈的區(qū)域（圖22），基于此針對性提出對該區(qū)域進行注漿加固的技術(shù)措施，具體如下。

煤柱較小，為防止大范圍跑漿漏漿，煤柱幫的注漿加固遵循少量多次的原則。每排2 個鉆孔，下面的一排鉆孔角度垂直于巷道幫部造孔，角度與水平面成60°，下孔距底板900 mm，上孔距下孔1 400 mm，鉆孔排距全部為2 000 mm，下孔深2 000 mm 為淺孔低壓、上孔深4 000 mm 為深孔高壓，鉆孔直徑均為42 mm。注漿鉆孔參數(shù)見表6。

表6 注漿孔參數(shù)Table 6 Parameters of grouting holes

現(xiàn)場施工機具有：雙液注漿泵（配套2 臺或1 臺雙缸精確調(diào)量的專用注漿泵）、混合器混合、氣動攪拌桶、注漿管（鉆孔42 mm，注漿管為普通六分鋼管，外直徑約25 mm，壁厚3 mm，沿注漿管軸向，間隔打一些出漿小孔，對穿，小孔直徑8 mm，間隔10 cm，封孔段無需打孔）、高壓輸漿管、鉆機（礦上現(xiàn)有普通氣動錨桿鉆機即可，?42 mm 鉆頭）、其他設(shè)備：封孔材料、控制閥門等?，F(xiàn)場注漿情況如圖24 所示。

圖24 注漿孔（已注漿）Fig.24 Grouting holes (Grouted)

注漿材料：采用自主研發(fā)的A、B 雙液注漿料。該材料具有單液漿初凝時間30 min 以上，混合后速凝，可在3 min 內(nèi)喪失流動性的特點，可有效緩解寬3 m 小煤柱跑漿漏漿的難題。漿液凝固后28 d 強度可達到40 MPa 以上?，F(xiàn)場應(yīng)用證明，該注漿加固材料取得了較為滿意的注漿加固效果。

5.2 高應(yīng)力區(qū)精準(zhǔn)卸壓

高應(yīng)力區(qū)位于該沿空掘巷右上方（圖19、圖22b），據(jù)此針對性提出向該沿空掘巷右上方高應(yīng)力區(qū)打大孔徑密集卸壓鉆孔的措施，將高應(yīng)力向更深處轉(zhuǎn)移，進一步提高巷道附近圍巖地應(yīng)力區(qū)范圍，改善圍巖應(yīng)力條件?？咨?0 m，仰角30°，終孔位置超過煤層，達到頂板。整體注漿及卸壓方案如圖25 所示。卸壓孔具體參數(shù)如下：

?

圖25 圍巖注漿與卸壓方案Fig.25 Surrounding rock grouting and destress design

5.3 圍巖控制效果

綜合采用小煤柱沿空掘巷和這些針對性措施后，圍巖變形大幅下降。圖26 顯示，與圖10 相比，未采用小煤柱及本節(jié)所述圍巖控制措施前巷道頂?shù)装逡平孔畲筮_到456 mm，而現(xiàn)在頂?shù)装逡平拷档椭?28 mm；兩幫最大移近量也從過去335 mm 降至151 mm。同時，前述煤炮聲在掘巷及截至目前開采的期間里僅記錄到強度較小的2 次，且煤炮聲從右側(cè)巖體深處傳來。圍巖控制效果整體理想。

圖26 采取措施后開采期間圍巖變形Fig.26 Entry deformation after measures were taken

6 結(jié) 論

1）該巷圍巖破碎程度及變形煤柱側(cè)比實體煤側(cè)嚴(yán)重，煤柱破碎程度及變形采空區(qū)側(cè)比巷道側(cè)大，盡管埋深大，但已壓實穩(wěn)定采空區(qū)承擔(dān)較大載荷，高應(yīng)力已充分向深部巖體分流，煤柱和沿空掘應(yīng)力得到緩和。

2）巷道變形非對稱，實體煤側(cè)頂板下沉量比煤柱側(cè)大，巷幫主要為淺部變形，且煤柱幫上部和實體煤幫中部變形較大。

3）采空區(qū)成為掘巷卸荷后形變的主要“逃生”通道，有利于形變能向采空區(qū)緩釋，降低沖擊風(fēng)險。

4）卸壓區(qū)由掘巷前的三角形擴展為掘巷后的平行四邊形，掘巷后應(yīng)力集中區(qū)轉(zhuǎn)移至實體煤幫右上方煤巖體中。

5）小煤柱一/二次剪切破壞的交界面及掘巷右上方的高應(yīng)力區(qū)是圍巖控制關(guān)鍵區(qū)，進而提出基于煤柱多重塑性破壞區(qū)發(fā)育規(guī)律的煤柱加固和高應(yīng)力區(qū)精準(zhǔn)卸壓聯(lián)合的圍巖控制技術(shù)體系。