工作面回采扰动影响下煤层大巷群围岩控制研究

张虎

（陕西陕煤曹家滩矿业有限公司，陕西 榆林 719000）

0 引 言

井工开采期间布置于煤层内的巷道由于其围岩物理性质相较于岩体较为软弱，因此当巷道掘出成型并采用锚杆索支护后，由于煤体自身承载性能有限，往往会受采动动载扰动、高集中静载应力的影响，导致围岩来压明显[1-3]。煤层大巷群往往巷道横断面尺寸较大，这也进一步导致了其围岩控制的困难，当受到采动动载扰动、高集中静载应力单独作用甚至叠加作用时，围岩会变得较为破碎而难以使支护系统发挥功效，同时顶板跨度长度的增大也增加了顶板严重离层、冒顶事故发生的可能性。

本文以余吾煤业N2105 工作面为工程背景，通过分析其回采末期阶段停采线前方煤层大巷群围岩破坏特征，在此基础上深入研究了顶板致裂技术和注浆加固技术对于煤层大巷群围岩的改善效果，进而为具有类似条件的煤层大巷群围岩控制提供了指导。

1 概 况

1.1 工程地质

陕北大型煤炭基地榆神矿区一期规划井田内北风井东翼采区中N2105 工作面目前正处于回采阶段，此工作面主采2 号煤层，厚度7.0～7.6 m，平均厚度约为7.2 m。由于北翼采区内不存在大型褶曲地质构造带，经过勘探，采区内煤层倾角变化为3°～11°，平均倾角约为6°，属于近水平厚煤层开采条件。目前采区内N2105 工作面处于回采末期阶段，其开采活动引起的超前支承应力变化、顶板覆岩剧烈运移及失稳将会愈发对前方分布的煤层大巷群造成影响。关于N2105 工作面与煤层大巷群之间的相对位置关系情况如图1 所示。

图1 工作面与煤层大巷群位置关系平面布置Fig.1 Plane layout of position relationship between working face and coal roadway group

1.2 煤层大巷群现场勘测

N2105 工作面的回采推进导致处于停采线前方的煤层大巷群受采动影响而呈现出围岩来压显现愈发明显的情况，根据现场实地勘测，煤层大巷群的破坏特征，见表1。

表1 煤层大巷群受采动影响破坏特征Table 1 The failure characteristics of coal roadway group affected by mining

基于表1 现场实地勘测结果可知，煤层大巷群内1 号回风大巷—辅助运输大巷—胶带大巷—进风大巷—2 号回风大巷依次距离停采线位置越来越远，其相对应的现场巷道围岩破坏特征也由严重逐步过渡至轻微，可见N2105 工作面的回采扰动影响超前范围有限，目前对于距离其停采线相对较远的进风大巷和2 号回风大巷影响甚微。但考虑到后续N2105 工作面的进一步回采推进，在此过程中1号回风巷道、辅助运输大巷及胶带大巷将会受到更加剧烈的采动扰动影响，同时原本并未受到N2105工作面采动扰动影响的进风大巷和2 号回风大巷也将逐步进入采动影响范围内，且受到的采动影响程度也愈发剧烈。

为了进一步探究煤层大巷群的围岩破坏特征，在不同的煤层大巷分别通过在围岩来压显现严重的典型区域施打煤层钻孔并通过钻孔窥视仪器进行进一步勘查，结果如图2 所示。

图2 煤层大巷群围岩钻孔窥视结果Fig.2 Borehole peep results of surrounding rock in coal roadway group

根据图2 所示各煤层大巷围岩内的钻孔窥视情况，可以看出随着各煤层大巷依次远离停采线，其围岩内煤岩体的破坏程度依次减轻，这也意味着距离停采线间距较小的煤层大巷围岩塑性区扩展范围较大，围岩较为破碎而难以支护，反之距离停采线间距较大的煤层大巷围岩塑性区扩展范围较小，围岩完整性较好而支护良好。

2 煤层大巷群顶板致裂卸压分析

根据前述分析可知，N2105 工作面的回采将会影响到其前方一定范围内的煤层大巷群，导致煤层大巷群的围岩发生不同程度的破坏。在此可以通过致裂顶板的方法来对煤层大巷群围岩内的应力分布进行卸压，从而改善煤层大巷群围岩内的应力环境，改善巷道围岩底鼓、片帮、顶板下沉、支护系统失效等情况。

根据煤层大巷群工程地质情况，采用UDEC3D离散元模拟软件[4]构建了长×宽×高=300 m×220 m×95 m 的三维模型，所构建的三维模型中根据现场具体地质结构特征和工程结构特征对煤岩体进行网格划分，其相对应的煤岩层物理力学参数赋值情况见表2，所构建的三维模型如图3 所示。

表2 煤岩层物理力学参数Table 2 Physical and mechanical parameters of coal strata

图3 UDEC3D三维模型Fig.3 Three-dimensional model of UDEC3D

考虑到三维模型过大时将会导致建模困难以及后续的运算复杂化，在此只选取距离停采线间距较近的1 号回风大巷和辅助运输大巷来进行分析，其断面尺寸均为宽×高=5.2 m×4.5 m，两者之间间距为35 m，同时考虑到所构建的三维模型上表面距离地表平均埋深为360 m，因此在三维模型上表面施加等效均布载荷值为9.0 MPa。在1 号回风大巷和辅助运输大巷之间煤柱体上方顶板内（主要针对厚硬细砂岩层） 致裂前后的煤体内垂直应力变化曲线如图4 所示。

图4 顶板致裂前后煤体内垂直应力变化曲线Fig.4 Vertical stress change curve in coal body before and after roof cracking

根据图4 所示顶板致裂前后煤体内垂直应力变化曲线可知，当未对顶板进行致裂时，1 号回风大巷和辅助运输大巷两者之间宽35 m 的煤柱体内所承载的垂直支承应力最大，此时最大峰值应力高达19.1 MPa；当对1 号回风大巷和辅助运输大巷之间煤柱体上方顶板致裂后形成20 m 的弱结构区域后，此时最大峰值应力降低至12.6 MPa，降幅为34.0%；当对1 号回风大巷和辅助运输大巷之间煤柱体上方顶板增大致裂强度而形成35 m 的弱结构区域后，此时最大峰值应力降低至10.9 MPa，降幅为13.5%。可见，煤柱体上方顶板致裂后能够有效地降低煤体内的垂直应力峰值，且致裂弱结构区域越大煤体内垂直应力峰值越小，有利于改善巷道围岩内的应力环境，使得巷道围岩在支护系统作用下不易变形破坏而对矿方安全生产造成严重影响。

3 煤层大巷群注浆加固分析

3.1 围岩加固机理分析

煤层群大巷围岩在原有支护系统控制的基础上，可以进一步对较为破碎的围岩进行注浆加固。当水泥浆液注入到破碎围岩中随机分布的裂隙中后，能够将处于离散、不连续状态的煤岩体黏结到一起，让围岩形成连续、完整的结构体，增加围岩的自承载能力，支护系统也能更好的发挥对于围岩结构体的控制作用[5]。对煤层大巷群围岩实施注浆加固措施后，其抵抗N2105 工作面回采扰动影响机理如图5 所示。

图5 围岩加固抵抗采动扰动机理Fig.5 Mechanism of surrounding rock reinforcement resisting mining disturbance

由图5 可知，当对煤层大巷群围岩进行加固处理后，将会在大巷围岩一定范围内形成强结构区，强弱结构交界面位置能够很好的抵抗N2105 工作面回采扰动。这是因为N2105 工作面回采扰动所形成的KMN 扰动应力曲线因为强弱结构交界面的存在而发生了应力波的反射效应，导致部分扰动应力以FC 应力曲线被反射，而穿过强弱结构交界面后的STH 扰动应力曲线较原本的KMN 扰动应力曲线被大幅度削弱，其对于煤层大巷群围岩的扰动作用也由剧烈转变为轻微，煤层大巷群在N2105 工作面回采扰动作用下，围岩能够更好的保持稳定。

3.2 注浆加固参数的确定

针对煤层大巷群围岩采用注浆的方法进行加固时，在不同水灰比和压力作用下，注入浆液的扩散范围可以通过COMSOL Multiphysics 6.0 仿真软件进行模拟。根据现场调研结果，煤层大巷群围岩的裂隙张口尺寸满足公式（1）。

式中：w 为煤层大巷群围岩内裂隙的张口尺寸大小，mm；x 为煤层大巷群围岩沿径向距离，mm。

根据公式（1） 计算得知，煤层大巷群围岩沿径向方向深部区域的裂隙张口尺寸大小基本保持在1.5 mm 左右，以此为条件进行模拟分析。注浆压力取值为1.0 MPa，分别模拟得到了浆液水灰比取值为0.5∶1、1∶1、1.5∶1 和2∶1 时其在围岩内的扩散范围演化规律，如图6 所示。

图6 不同水灰比条件下浆液扩散范围变化曲线Fig.6 The variation curve of slurry diffusion range under different water cement ratio conditions

由图6 可知，数值模拟得到了注浆时长100 s内浆液在围岩内的扩散范围变化规律，可见随着注浆时间的增加，无论浆液的水灰比是多少，均会在围岩内缓慢的向深部区域扩散，导致扩散范围不断增加；在相同的注浆时长条件下，随着水灰比由0.5∶1 逐步增加至1.5∶1，浆液在围岩内的扩散范围越来越大，但当水灰比由1.5∶1 进一步增加至2∶1 时，浆液在围岩内的扩散范围不增反降，因而在此确定最优的浆液水灰比为1.5∶1。

关于不同注浆压力对浆液在围岩内扩散范围的影响，在此依旧在裂隙张口尺寸为1.5 mm 的基础上，浆液水灰比取值为1.5∶1，模拟注浆压力分别取值为1.0、2.0、5.0 MPa 时，浆液在围岩内的扩散范围演化规律，如图7 所示。

图7 不同注浆压力条件下浆液扩散范围变化曲线Fig.7 The variation curve of slurry diffusion range under different grouting pressure conditions

由图7 可知，数值模拟得到了注浆时长100 s内浆液在围岩内的扩散范围变化规律，可见随着注浆压力的增大，浆液在围岩内的扩散范围变化规律差别不大，即注浆压力在1.0 MPa 时能够满足浆液在围岩内的扩散要求，进一步提高注浆压力并不会促使浆液能够更好的在围岩内进行扩散，反而还需配套承压能力更高的管路和连接构件，同时当注浆压力过大时，还会导致围岩内原本张口尺寸并不大的裂隙在较高的浆液压力值作用下被撑大，进而需要注入更多的浆液且破坏了围岩原本结构的完整性，因而确定最优的浆液注入压力为1.0 MPa。

4 现场工业性试验

4.1 煤层大巷群顶板致裂卸压方案

基于图1 所示煤层大巷群分布情况，针对每条煤层大巷在其两侧肩窝位置处以仰角50°～60°施打顶板致裂钻孔，且主要针对覆岩中厚硬细砂岩层进行致裂。针对覆岩中厚硬细砂岩层的致裂，可以采用间隔式膨胀封孔装置配合横向切槽钻头协同作业，具体顶板致裂施工情况如图8 所示。

图8 顶板致裂施工方案示意Fig.8 Construction scheme of roof cracking

由图8 可知，当对煤层大巷群采取顶板致裂施工方案时，通过2 个可调节间距的弹性膜实现对顶板内任意区间的封闭，形成封隔段，其中弹性膜的封隔功能通过胶管往里面注入带压水实现。封隔段内要预留有横向切槽，对覆岩中厚硬细砂岩层特定位置，提前采用横向切槽钻头进行旋转切槽。根据现场实际施工效果确定，当顶板致裂施工钻孔间隔12 m 时能够满足致裂缝之间的贯通，形成连续的致裂弱结构面。现场实施顶板致裂措施期间，将会有压裂水顺着顶板锚杆索渗入大巷内，如图9 所示。在实施顶板致裂措施前，应优先对煤层大巷群围岩采取注浆加固方案，隔绝压裂水渗入大巷内，干扰正常生产需求。

图9 顶板致裂施工期间大巷顶板渗水实例Fig.9 Example of roof seepage in roadway during roof cracking construction

4.2 煤层大巷群围岩注浆加固方案

根据公式（1） 统计得到的煤层大巷群围岩内裂隙张口尺寸沿径向方向变化规律可知，围岩表层裂隙张口尺寸相对较大，沿径向方向围岩深层裂隙张口尺寸逐渐减小，在此选用分层次耦合注浆[6]的方法来提高注浆效率和质量，如图10 所示。

图10 分层次耦合注浆示意Fig.10 Layered coupling grouting schematic diagram

根据工程经验，首先对围岩表面采取喷浆预处理措施，保障后续注浆阶段浆液不会过多的从围岩表面裂隙中渗漏出来。随后调小注浆压力至0.3 MPa，对围岩浅层进行注浆加固，当其浅层较为破碎的煤体内部裂隙被浆液充满后，待其凝固期间，将浅部破碎的煤体胶结为一个整体后，再度对围岩深层进行注浆加固，此时将注浆压力调大至1.0 MPa。整个分层次耦合注浆过程中，由于围岩浅层注浆凝固后，将会形成一个封闭的、具有一定厚度的保护圈，这为围岩深层注浆提供了良好的环境，促使浆液能够在较大的压力下注入围岩深部张口尺寸较小的裂隙中。

当对煤层大巷群围岩实施分层次耦合注浆措施后，在巷道围岩中施打观测钻孔，并采用钻孔窥视仪进行观测，结果如图11 所示。

图11 分层次耦合注浆效果实例Fig.11 Example of layered coupling grouting effect

由图11 所示巷道围岩沿径向方向不同深度的注浆效果可知，围岩浅层张口较大的裂隙和围岩深层张口较小的裂隙均被浆液充填，充实程度较高，这意味着分层次耦合注浆方法能够很好的起到对于围岩内不同尺寸张口裂隙的充填，进而将原本较为破碎的围岩胶结为一个整体，提升了围岩的整体承载能力。

4.3 矿压监测结果

当对煤层大巷群采取顶板致裂卸压措施和围岩注浆加固措施后，对与停采线距离最近的1 号回风大巷围岩进行矿压监测。沿着大巷走向方向间隔50 m 布置3 组十字测站，监测时间为60 d，监测数据的平均值如图12 所示。

图12 1 号回风大巷围岩收敛量监测结果Fig.12 Monitoring results of surrounding rock convergence of No.1 return airway

由图12 中围岩收敛变形结果可知，后续随着N2105 工作面的进一步回采推进，离停采线距离最近的1 号回风大巷所受到的采动扰动影响也愈发剧烈。由于采取了顶板致裂卸压措施和围岩注浆加固措施，60 d 观测期内围岩整体的收敛变形情况并不严重，这其中两帮收敛量仅为72 mm 左右，顶底板收敛量仅为148 mm 左右，较其原有巷道断面尺寸（宽×高=5.2 m×4.5 m） 收敛率均小于5%，可见此时巷道围岩整体变形控制效果显著，在N2105工作面末采阶段依旧能够很好的维持稳定，满足安全高效生产的需求。

由图12 中围岩收敛变形结果可知，后续随着N2105 工作面的进一步回采推进，离停采线距离最近的1 号回风大巷所受到的采动扰动影响也愈发剧烈。由于采取了顶板致裂卸压措施和围岩注浆加固措施，60 d 观测期内围岩整体的收敛变形情况并不严重，这其中两帮收敛量仅为72 mm 左右，顶底板收敛量仅为148 mm 左右，较其原有巷道断面尺寸（宽×高=5.2 m×4.5 m） 收敛率均小于5%，可见此时巷道围岩整体变形控制效果显著，在N2105工作面末采阶段依旧能够很好的维持稳定，满足安全高效生产的需求。

5 结 论

（1） N2105 工作面回采末期，其采动扰动影响将会导致停采线前方的煤层大巷群围岩发生不同程度的破坏，且破坏程度随着大巷距离停采线位置越来越远，现场巷道围岩破坏特征也由严重过渡至轻微。

（2） 利用UDEC3D 离散元软件模拟，分析了针对1 号回风大巷和辅助运输大巷之间煤柱体上方顶板内厚硬细砂岩层致裂前后的煤体内垂直应力变化情况，得知煤柱体上方顶板致裂后能够有效降低煤体内的垂直应力峰值，且致裂弱结构区域越大，煤体内垂直应力峰值越小。

（3） 基于COMSOL Multiphysics 6.0 仿真软件模拟分析了浆液在巷道围岩内的扩散规律，结果表明，当浆液水灰比为1.5∶1、注浆压力值为1.0 MPa 时，浆液在围岩内的扩散性能最佳。

（4） 现场工业性试验期间，煤层大巷群采取顶板致裂卸压措施和围岩注浆加固措施后，随着N2105 工作面的进一步回采推进，离停采线最近的1 号回风大巷在60 d 观测期内矿压监测结果表明，两帮收敛量仅为72 mm 左右，顶底板收敛量仅为148 mm 左右，收敛率控制在5%以内，巷道围岩整体变形控制效果显著。