深部极松软围岩沿空巷道稳定性控制及应用

袁安营，田 鑫，李 唐，徐超凡

(安徽理工大学 深部煤矿采动响应与灾害防控国家重点实验室，安徽 淮南 232001)

随着煤炭需求量的增加，我国的浅部煤炭资源已逐渐枯竭，矿井开采朝着深部不断发展，深部开采煤炭产出量所占比重日益增加[1-3]。相比于浅部煤炭资源开采，深部巷道围岩所处的环境愈加复杂，深部煤岩体受到高地应力、高地温、高渗透压以及强烈的开采扰动影响[4-6]。目前大多数矿井采用沿空掘巷技术布置回采巷道，不仅提高了煤炭资源的回采率、减少了区段煤柱的损失，还提高了矿井采掘交替的保障能力；但在强采动和高应力下，巷道围岩松软破碎、围岩完整性低、稳定性差[7-10]。同一巷道不同位置处巷道断面煤岩体赋存条件和应力环境也不尽相同，传统的单一支护形式已经不能满足复杂巷道支护形式的要求[11-15]。

针对高地应力软岩巷道围岩失稳问题，国内众多专家学者从围岩破坏特征、变形机理、矿压显现以及控制技术等方面进行了诸多研究。程利兴等[16]分析了巷道5种典型变形破坏特征及发生机制，揭示了深部软岩巷道高地应力、强扰动是巷道产生大变形的主要动力来源；贾后省等[17]分析了极松软顶板条件下不同厚度顶煤回采巷道矿压显现特点，揭示了采动作用下巷道极软岩顶板的破坏规律；朱友恒等[18]分析了深部高应力巷道围岩变形和破坏特征，得出了巷道围岩塑性区随侧压系数与巷道围岩岩性情况的分布规律；康红普等[19]分析了深部软岩巷道围岩扩容和流变特性，表明流变期间围岩大范围持续劣化，巷帮锚固体和底鼓变形剧烈，顶板变形较小；王卫军等[20]分析了深部巷道围岩蝶形破坏理论下的控制原理，得出了巷道变形主要包括“给定变形”和“支护残余变形”两个部分，提出了差异化围岩控制技术并在工程予以应用。上述学者在深部高应力软岩巷道围岩控制技术研究中取得了丰富的成果，但对于深部极松软围岩沿空巷道围岩阶段性控制技术还有待进一步深入研究。基于以上研究成果，以丁集煤矿1232(3)运输巷为工程背景，采用数值模拟方法分析巷道围岩应力场、塑性区演化规律，通过现场勘测分析巷道阶段性围岩破坏特征，从而提出围岩控制技术并进行现场试验。

1 工程概况

丁集煤矿位于淮南市潘谢矿区中部，1232(3)工作面位于13#煤层，13#煤层埋深为800 m，煤厚3.0～4.5 m，平均厚3.6 m，煤层倾角4°～12°，平均7°，煤层结构较简单，局部含1～2层泥岩或碳质泥岩夹矸。煤层顶板岩性以泥岩为主，顶板泥岩和砂质泥岩占77%，底板岩性以泥岩为主，占81%。煤层顶板赋存较不稳定，发育一层或多层煤线，厚0.3～1.3 m，平均0.8 m，与13-1煤间距0.5～5.1 m，平均1.5 m，巷道围岩承载能力低，为典型的软弱煤岩体。

1232(3)工作面东临采区系统巷道，西至西一采区边界，北侧为F84(H=60 m)逆断层，工作面下伏的1232(1)、1242(1)工作面均已回采，南侧的1242(3)工作面已回采。试验巷道为1232(3)运输巷，巷道断面为5.5 m×3.8 m，巷道与1242(3)工作面采空区间隔8 m煤柱，为沿空掘进巷道。巷道初期支护采用锚网索对称支护，顶板采用Ф22 mm×2800 mm高强预拉力锚杆搭配M5钢带，间排距为800 mm×1000 mm，每排7根，采用Ф22 mm×6300 mm锚索搭配T型钢梁，间排距为1100 mm×1000 mm，每排5根；巷道两帮采用Ф22 mm×250 0mm高强锚杆按照每排5根，排距1 m进行布置。1232(3)工作面采掘平面图如图1所示。

图1 工作面巷道布置Fig.1 Roadway layout of the working face

2 数值模拟分析

2.1 数值模型建立

根据丁集煤矿实际地质条件建立数值计算模型，采用有限差分软件FLAC3D对沿空巷道围岩应力场和塑性区演化规律进行数值分析。所建模型尺寸为长×宽×高=500 m×400 m×150 m，如图2所示。对研究的巷道进行加密处理，整个模型由852000个网格与880632个节点组成。模型上边界为应力边界，施加垂直载荷模拟上覆岩层的重量，水平方向为滑动和应力边界，模型侧面限制水平移动，底面限制垂直移动，模拟深度800 m。基于煤层实际埋深与模型高度之间的关系，模型上表面还需要再施加16.75 MPa的竖向等效载荷。模型整体赋予摩尔-库伦本构模型，经地应力平衡之后先开挖1242(3)工作面煤层，平衡之后在开挖1232(3)运输巷。根据丁集煤矿1232(3)工作面的钻孔资料并对岩石进行室内力学强度测试，具体力学参数见表1。

表1 岩层力学参数Table 1 Rock mechanics parameters

图2 数值计算模型Fig.2 Numerical calculation model

2.2 巷道应力分布特征

1232(3)运输巷向前掘进，沿空阶段巷道围岩条件复杂多变，巷道掘进至沿空阶段后受1242(3)采空区以及巷道掘进影响比较大，要保证已掘巷道能够满足后续生产需求，需要对已掘巷道矿压进行监测，现取巷道掘进至沿空阶段距离掘进迎头80 m范围内巷道围岩应力场进行研究，距掘进迎头不同距离巷道围岩应力分布云图如图3所示。由图3(a)可知，在1232(3)运输巷掘进迎头5 m处，巷道煤柱侧的应力集中程度要大于实体煤侧应力集中程度；由图3(b)可知，距巷道掘进迎头20 m时，顶底板应力分布趋于稳定；由图3可知，随着距巷道迎头距离不断的增大，巷道两帮应力的不对称性逐渐增大，呈现出实体煤侧应力集中程度大于煤柱侧。

图3 距迎头不同距离巷道应力分布(Pa)Fig.3 Stress distribution of roadway at different distances from the heading face

在距巷道迎头80 m处，从采空区开始侧向布置应力监测路径，得到采空区侧向支承压力分布曲线如图4所示。由图4可知，巷道掘进后，在巷道的顶底板中形成应力降低区，两帮形成应力增高区，由于1242(3)工作面采空区的影响，在巷道两帮煤体中形成的应力峰值呈非对称分布，在煤柱侧应力峰值为35.21 MPa，应力集中系数达到1.76，应力峰值位于煤柱中部。在实体煤侧应力峰值为37.18 MPa，应力集中系数达到1.86，实体煤侧应力集中系数高于煤柱侧。

图4 1232(3)工作面侧向矿压显现特征Fig.4 Lateral mine pressure behavior characteristics of the 1232(3) working face

1232(3)运输巷在掘进至1242(3)终采线后，巷道围岩应力分布云图如图5所示。由图5可知，1242(3)工作面终采线一侧为应力卸压区，一侧为应力集中区，1232(3)运输巷巷道两侧围岩应力出现明显的非对称性，实体煤侧围岩应力大于煤柱侧，1232(3)巷道围岩出现区域应力集中现象，尤其是沿空侧巷道距离终采线50 m范围内巷道围岩应力集中现象明显，最大达到33 MPa。

图5 1242(3)终采线附近围岩应力分布Fig.5 Stress distribution of surrounding rock near terminal line of the 1232(3) working face

2.3 巷道塑性区破坏特征

围岩塑性区分布规律是巷道破坏状态的重要标志，同时也是认识围岩破坏形式的重要途径。1232(3)运输巷距掘进迎头不同距离巷道塑性区演化规律如图6所示。由图6(a)可知，距巷道掘进迎头5 m时，煤柱侧塑性区零星分布，以剪切破坏为主，整体比较稳定；由图6(c)可知，距巷道掘进迎头40 m时，围岩塑性区发育，沿空煤柱被塑性剪切破坏区贯穿；由图6(d)可知，距巷道掘进迎头80 m时，塑性区进一步发育，实体煤侧剪切破坏区域发育深度达7 m，顶板剪切破坏区域发育至4.3 m，底板破坏深度为5 m。巷道围岩塑性区发育偏向煤柱侧，顶底板表面都出现了不同程度的拉伸破坏区。由图6可知，随着1232(3)运输巷的掘进，巷道顶底板及两帮的裂隙不断发育，最终趋于稳定并形成剪切拉伸破坏。随着距迎头的距离不断的增大，巷道两帮形成的破坏范围也在不断的增大，巷道两帮塑性区发育程度明显大于顶底板。

图6 距迎头不同距离巷道塑性区演化规律Fig.6 Evolution law of plastic zone in the roadway with different distances from the heading face

3 高应力极松软围岩阶段性破坏特征

3.1 巷道围岩变形破坏特征分析

深部软岩沿空巷道在高应力作用下巷道围岩表现出不同程度的时效变形，以丁集煤矿1232(3)运输巷为例，整个巷道在掘进的过程中经历了复杂的围岩变化过程，具体可以划分为沿巷阶段、过1242(3)终采线阶段、沿空阶段、过断层破碎带阶段、过顶板岩性复杂阶段等5个阶段，见表2。

表2 巷道围岩变形破坏特征Table 2 Deformation and failure characteristics of the roadway surrounding rock

巷道围岩在高应力作用下主要表现为两帮及顶底板向巷道断面内收缩变形，导致巷道断面尺寸减小，出现不同程度的功能失效，但在不同的阶段巷道围岩的变形程度与破坏形式也有显著的差别。根据钻孔窥视顶板岩性情况与现场观测分析，沿巷阶段由于巷道顶板岩层以砂岩为主，锚杆索均锚固于稳定岩层中，围岩整体性较高，巷道顶板稳定，两帮内移量小。过1242(3)终采线阶段，终采线附近巷道围岩应力集中，非对称分布，顶板在高偏应力作用下，局部围岩膨胀变形，松动破碎，锚网承载结构增大，形成“网兜”，并伴随着顶板下沉，整体变形呈非均匀性和非对称性。沿空阶段由于一侧采空区的影响，煤柱侧应力集中，煤柱自身结构与强度劣化强烈，巷道围岩进入塑性破坏状态，在高地应力影响下，浅部塑性区向深部发展，进一步加大巷道碎胀扩容变形，煤柱侧围岩变形程度明显大于实体煤侧。过断层破碎带阶段，断层带附近围岩破碎，自稳能力差，破碎的岩体在高应力作用下挤压巷道顶板，顶板表面围岩破碎极不平整，顶板完整性差。过顶板岩性复杂阶段，巷道顶板岩层以泥岩为主，中间夹杂着多层煤线，锚杆索均锚固于煤层或泥岩中，无稳定承载区，围岩表面破碎，顶板在高应力作用下极易产生弯曲变形。

3.2 巷道围岩矿压显现特征分析

丁集煤矿1232(3)运输巷，巷道锚杆索受力、围岩变形及顶板离层情况监测测站布置如图7所示，1—3号综合测站间隔50 m，从3号测站开始，每隔200 m布置一组综合测站，综合测站主要监测顶板及两帮锚杆索受力、顶板离层、巷道位移情况，且每两个综合测站之间每隔50 m增加一个日常测站，日常测站主要开展顶板离层的监测。根据现场采掘关系，1232(3)运输巷从4#综合测站开始进入沿空掘巷。现选取沿巷阶段2#综合测站，1242(3)终采线附近4#综合测站，沿空阶段7#综合测站进行分析。

图7 现场测站布置方案(m)Fig.7 Layout scheme of the site stations

基于初步支护设计方案，巷道锚杆索受力如图8所示，由图8(a)可知，2#测站顶板、实体煤帮、煤柱帮锚杆受力分别为40 kN、40 kN、75 kN，锚索受力为150 kN左右，受力均稳定，沿巷段巷道围岩整体较为稳定。如图8(b)可知，4#测站顶板锚杆在监测70 d内基本不受力，随后70～80 d内受力激增，增幅达100 kN，顶板锚索在监测50 d内受力稳定为100 kN左右，随后50～60 d内受力激增，增幅达125 kN，帮部锚杆受力较为稳定为50 kN左右，表明终采线附近巷道围岩应力集中且分布不稳定。由图8(c)可知，7#测站在监测10 d内锚杆索受力均发生变化，其中顶板锚索受力出现骤减，减幅达100 kN，顶板和实体煤帮锚杆受力不稳定，从80 kN持续增大至125 kN。

图8 锚杆索受力曲线Fig.8 Stress curve of the anchor cables

各测站巷道围岩变形及顶板离层量曲线如图9所示，由图9(a)可知，2#测站顶板变形量不超过250 mm，两帮变形量不超过150 mm；浅基点、深基点离层量在10 d内快速增加，随后保持稳定，浅基点离层量最大为24 mm，深基点离层量最大为41 mm，沿巷阶段巷道围岩整体变形量小，离层稳定。由图9(b)可知，4#测站顶板及两帮变形量在监测20 d内快速增加，20～60 d内增速趋缓，60～100 d内快速增加，在监测期间内顶板、煤柱帮、实体煤帮最大位移量分别为545 mm、425 mm、340 mm；顶板离层量在50 d内增至稳定后，在50～70 d又开始持续增加，并最终保持稳定，顶板浅基点、深基点离层量最大分别为38 mm、80 mm，终采线附近巷道围岩变形量大，变形不稳定。由图9(c)可知，7#测站顶板变形量持续增大，在监测前50 d内，顶板变形剧烈，50～100 d顶板变形趋缓，整个监测期间内顶板最大变形量达565 mm，煤柱帮围岩变形量远大于实体煤帮且呈持续增长的趋势，煤柱帮、实体煤帮围岩最大变形量分别达640 mm、400 mm；沿空侧顶板浅基点、深基点离层量均大于沿巷侧，分别为56 mm、96 mm，沿空侧巷道围岩持续变形，且变形量大，离层明显，初步支护设计方案难以有效控制围岩变形。

图9 围岩变形及顶层离层量曲线Fig.9 Surrounding rock deformation and floor separation curve

4 高应力极松软围岩阶段性控制及效果

基于1232(3)工作面地应力测试结果、临近工作面支护经验、数值模拟结果等开展了巷道支护初步设计。在巷道掘进过程中，根据巷道顶板岩性探测、现场矿压实时监测等结果，及时有效的动态调整支护方式，实现1232(3)运输巷分段式、非对称、区域化综合治理。具体划分为以下5个阶段：

1)沿巷阶段支护。基于初步支护设计方案，沿巷阶段巷道顶板、帮部锚杆、顶板锚索受力都比较稳定，巷道围岩变形控制在300 mm以内，围岩整体较为稳定，初步支护方案满足沿巷段巷道稳定性要求，现场支护方案及效果如图10所示。

图10 沿巷段巷道围岩支护形式及效果Fig.10 Surrounding rock support form and effect of roadway along the roadway section

2)过终采线阶段支护。根据数值模拟及现场矿压实时监测结果，巷道过1242(3)工作面终采线阶段前后50 m范围内应力集中，巷道围岩变形量大，因此在沿巷段支护方式的基础上，每隔3 m设置一组木点柱，顶板加设工字钢，每5 m一组，围岩变形得到有效控制，现场支护方案及效果如图11所示。

图11 过终采线阶段巷道围岩支护形式及效果Fig.11 Surrounding rock support form and effect of the roadway while crossing the terminal line

3)沿空阶段支护。沿空阶段巷道两侧围岩受力非对称分布，煤柱侧围岩破碎程度大，围岩变形量远大于实体煤侧。在沿巷段支护形式的基础上，煤柱侧分别在距顶板1.2 m和2.5 m处施工2路走向4.3 m锚索，煤柱侧进行喷注浆改性加固。实体煤侧在距顶板2 m处施工1路走向4.3 m锚索，巷道顶板与帮部的肩窝处原锚杆改为4.3 m锚索加固，锚索规格均为Φ22 mm×4300 mm，巷道肩窝处钢带鼓起程度以及煤柱侧围岩破碎程度和变形量得到明显改善，现场支护方案及效果如图12所示。

图12 沿空段巷道围岩支护形式及效果Fig.12 Surrounding rock support form and effect of roadway along the goaf section

4)过断层破碎带阶段支护。断层破碎带附近巷道顶板极不平整，顶板围岩情况多变，破碎程度大，在沿空巷道支护的基础上，顶板采取超前预注浆、及时喷注浆方式加固，改进了巷道断层破碎带围岩的物理力学特性，提高了破碎围岩的整体性，有效的保障了巷道围岩的稳定性，现场支护方案及效果如图13所示。

图13 断层破碎带巷道围岩支护形式及效果Fig.13 Support form and effect of roadway surrounding rock in the fault fracture zone

5)过顶板岩性复杂阶段支护。在该阶段，巷道顶板岩性复杂多为层状复合顶板，且以泥岩为主，中间穿插多层煤线，顶板松软破碎极不稳定，在沿空段支护的基础上，每隔5 m施工一组“锚索束”，锚索束中间锚索比两侧锚索长1 m；锚索束使用的锚索长度根据顶板岩性进行动态调整，有效的保障了顶板稳定性。在巷道顶板岩性极其破碎的时候，在施工锚索束的基础上，顶板变更为6#钢筋网片(Φ6 mm×1800 mm×1200 mm)配合10#金属网进行“双层网”支护，并将原先180 mm×180 mm×16 mm的托盘更改为300 mm×300 mm×16 mm的大托盘，支承力通过加强筋均匀分布在托盘四周，支承强度高，可承载力大，有效的提高了破碎顶板整体性，现场支护方案及效果如图14所示。

图14 顶板岩性复杂段巷道围岩支护形式及效果Fig.14 Support form and effect of surrounding rock in the roadway with complex roof lithology

5 结 论

1)巷道掘进后，在巷道顶底板形成应力降低区，两帮形成应力增高区，巷道两侧围岩应力和塑性区非对称分布，具体表现为实体煤侧应力峰值为37.18 MPa大于煤柱侧35.21 MPa，煤柱侧塑性区发育程度大于实体煤侧。

2)在高应力作用下深部极松软围岩沿空巷道破坏形式呈现出明显的区域性和非对称性，沿巷阶段围岩整体较为稳定，终采线附近围岩存在应力集中，巷道受不均匀分布应力影响大，围岩破碎不稳定，沿空阶段巷道应力非对称分布，巷道围岩变形量煤柱帮明显大于实体煤帮。

3)基于巷道初步支护设计方案，巷道多阶段围岩不稳定，变形量大，科学调整巷道支护方案，对巷道围岩进行阶段性控制，形成深部软岩巷道围岩控制长效机制，为同类型深部极松软围岩巷道地压治理提供理论和技术支撑。