雙巷布置工作面留巷圍巖主應力演化規律及控制技術

田建設，宋 岳，朱浩宇，廉開元

(1.陜西能源小壕兔煤電有限公司，陜西 榆林 719000；2.陜西延長石油西紅墩煤業有限公司，陜西 榆林 719000；3.西安科技大學 能源學院，陜西 西安 710054)

0 引 言

雙巷工作面能有效解決運輸、通風及瓦斯等問題，在國內煤礦廣泛應用[1-2]。然而雙巷工作面留巷圍巖受推進距離、維護周期和反復擾動等多種因素影響，圍巖變形速率大，巷道支護困難，因此亟需分析雙巷布置工作面留巷圍巖應力分布規律和變形破壞特征[3-5]。

在雙巷工作面留巷圍巖應力場、位移場和塑性區演化規律方面國內外學者進行了大量研究。康紅普等以晉城礦區回采工作面多巷布置留巷圍巖為工程背景，基于大量實測數據，分析了留巷圍巖變形與受力分布特征，提出留巷圍巖變形主要發生在本工作面后方，且采動影響范圍較大[6]；王書文等基于雙巷布置工作面留巷對采空區側向采動應力場研究，掌握了雙巷布置工作面留巷期間圍巖變形規律[7]；劉洪濤等從留巷圍巖主應力大小、角度和塑性區分布特征方面展開研究，獲取了留巷圍巖主應力變化規律、塑性區擴展特征，闡明了留巷圍巖發生非對稱變形的原因[8]；謝生榮等以主應力差為衡量指標，對巷道圍巖主應力差與塑性區響應特征以及兩幫主應力差演化規律進行了研究[9]；李季等研究了采空區側方圍巖主應力場方向的變化規律及其沿空巷道圍巖塑性區分布形態影響機制，揭示了深部沿空巷道非均勻大變形機理[10]；王猛等對主應力大小和方向演化影響下的有支護巷道圍巖變形破壞特征進行了研究[11]。總體來說，上述研究對留巷圍巖變形破壞特征和應力場演化規律進行了比較深入的分析，但是對不同采動影響階段留巷圍巖兩幫主應力演化規律研究較少。

以園子溝煤礦1012001工作面輔助運輸巷為研究對象，采用理論分析和數值模擬相結合的方法分析了一次采動和二次采動階段留巷圍巖煤柱幫和煤壁幫最大主應力、最小主應力和主應力差分布特征，并根據研究結果提出了可行性控制方案，為分析同類雙巷布置工作面留巷圍巖控制及類似巷道圍巖破壞支護方案設計提供了借鑒經驗。

1 工程背景

園子溝煤礦位于寶雞市麟游縣，1012001工作面主采煤層為2#煤，煤層賦存穩定，結構較為簡單，傾角1°～10°，埋深800 m。工作面傾向長度200 m，可采長度1 470 m，采高3.5 m，放頂煤高度6.67 m，采放比1∶2。帶式輸送機巷和輔助運輸巷采用雙巷布置方式。輔助運輸巷沿煤層底板掘進，斷面為5 200 mm×4 300 mm(寬×高)，斷面形狀為矩形。帶式輸送機巷和輔助運輸巷之間煤柱寬度為25 m，兩巷道間垂直布置聯巷。工作面巷道布置關系如圖1所示，煤層頂底板情況見表1。

圖1 1012001工作面巷道布置Fig.1 Working face roadway layouts

2 留巷圍巖應力分布規律分析

2.1 一次采動階段留巷圍巖應力分布規律

隨著1012001工作面的回采，采空區上覆巖層發生垮落、裂隙、彎曲變形，上覆巖層應力載荷逐漸轉移至工作面周圍煤巖體，在高應力作用下，從煤體邊緣(1012001帶式輸送機巷煤壁幫)到深部，都會出現破裂區、塑性區、彈性區及原巖應力區[9-10]。在彈塑性變形狀態下，煤體內的應力分布如圖2所示。

表1 工作面煤層頂底板情況Table 1 Roof and floor of coal seam on working face

圖2 煤體彈塑性變形分區及應力分布Fig.2 Elastic-plastic deformation zone and stress distribution of coal

煤體的承載能力隨著遠離煤體邊緣而明顯增長。在距煤體邊緣一定寬度內，存在著煤柱的承載能力與支承壓力處于極限平衡狀態，根據極限平衡區理論，工作面煤壁最大塑性區范圍為[11-12]

(1)

式中C為內聚力，MPa；f為層間摩擦系數，取tanφ/4；φ為煤體內摩擦角，(°)；H為煤層埋深,m；P1為支架對煤幫的阻力,MPa；K為最大應力集中系數；M為采高，m；ξ為三軸應力系數，ξ=(1+sinφ)/(1-sinφ)。

根據園子溝煤礦1012001工作面生產地質資料，采高10 m，埋深800 m，內聚力為3.20 MPa，內摩擦角為38°，P1為0.2 MPa，K取3～5。將上述參數帶入式(1)，得煤體邊緣塑性區寬度x0=9.06 m，即支承應力峰值位置距工作面距離為9.06 m。

2.2 二次采動階段留巷圍巖應力分布規律

兩側均已采空的煤柱，其應力分布狀態主要取決于工作面回采引起的支承壓力影響距離x0及煤柱寬度B。從2.1節可知，煤柱寬度25 m大于2x0，此時煤柱內應力分布如圖3所示。

圖3 煤柱內彈塑性變形分區及應力分布Fig.3 Elastic-plastic deformation zone and stress distribution in coal pillar

從圖3可知，煤柱中央的載荷均勻分布，且為原巖應力γH。由于煤柱邊緣應力集中，煤柱從邊緣到中央，依次分為破裂區、塑性區、彈性區以及原巖應力區。

3 留巷圍巖主應力分布數值模擬

巷道圍巖穩定分析主要從圍巖強度和圍巖應力出發，同一條巷道的圍巖強度主要受煤層強度的影響，而同一煤層圍巖強度可以看作是一定的，因此本次研究主要分析圍巖應力影響。1012001帶式輸送機巷與輔助運輸巷之間留設25 m煤柱，1012001工作面回采引起煤柱內圍巖應力重新分布。從摩爾庫倫強度準則可知，當巖性一定時，巖石破壞程度主要取決于主應力σ1、σ3和主應力差(Δσ=σ1-σ3)大小[5]。隨著工作面的回采，采場周圍垂向主應力增大明顯，水平主應力增加較少，導致最大主應力與最小主應力差值變大，巖石發生變形破壞。本次研究主要分析留巷圍巖在一次采動和二次采動階段主應力分布特征。

3.1 模型建立

為了準確掌握1012001工作面主應力分布規律，采用FLAC3D模擬輔助運輸巷圍巖在一次采動和二次采動階段主應力演化規律。根據1012001工作面開采條件和綜合柱狀圖建立數值分析模型，模型尺寸為550 m×500 m×131 m，網格劃分采用非結構化網格劃分，對重點研究區域進行加密，建立數值計算模型，如圖4所示。

圖4 數值分析模型Fig.4 Numerical analysis model

計算模型左、右邊界x方向位移固定，前、后邊界y方向位移固定，上、下邊界z方向位移固定，上部采用應力邊界，施加應力與上覆巖層容重相對應，為17.50 MPa，重力加速度為9.81 m/s2，側壓系數根據地應力測量結果取1.30；本構關系采用Mohr-Coulomb準則，巖層力學參數見表2。

表2 巖層力學參數Table 2 Mechanical parameters of rock strata

3.2 留巷圍巖主應力分布規律

雙巷布置工作面留巷圍巖變形破壞是圍巖應力作用的結果，對于深部留巷圍巖所處應力場環境而言，圍巖主應力可以綜合反映垂直應力、水平應力和剪切應力分布狀態，能夠更好地揭示深部巖體變形破壞的力學本質[13-14]。

3.2.1 留巷圍巖最大主應力分析

1012001工作面輔助運輸巷掘進完成后，巷道圍巖發生變形破壞，圍巖應力趨于平衡。當1012001工作面回采時，在超前移動支承壓力的作用下，巷道圍巖應力再次重新分布，塑性區范圍增加，圍巖變形急劇增長。1012001工作面采動應力會對留巷圍巖的變形破壞產生重要影響。

圖5 1012001輔助運輸巷圍巖最大主應力分布Fig.5 Distribution of maximum principal stress of surrounding rock of auxiliary transportation roadway

圖5為1012001輔助運輸巷兩次采動影響下圍巖最大主應力分布曲線，從圖5可知：

1)兩次采動影響下輔助運輸巷煤柱幫圍巖最大主應力整體呈“馬鞍”狀變化，且隨著距工作面距離的增加應力值逐漸減小。

2)一次采動階段，距煤柱幫0～1.5 m為破裂區，1.5～3 m為塑性區，3.0～10.0 m為彈性區應力增高部分；二次采動階段距煤柱幫0～1.5 m為破裂區，1.5～3.5 m為塑性區，3.5～10.5 m為彈性區應力升高部分。

3)一次采動階段，距煤柱幫2.5 m，工作面前10 m處最大主應力出現峰值，應力為33.19 MPa，應力集中系數為1.89；二次采動階段，距煤柱幫3.5 m，工作面前方5 m時最大主應力出現峰值應力為52.05 MPa，應力集中系數為2.97，相比一次采動期間應力增加18.86 MPa，應力集中系數增加1.08。

4)兩次采動影響下輔助運輸巷煤壁幫圍巖最大主應力整體呈“單峰”狀變化，整體應力呈現出“先增后減”的變化趨勢，且隨著距工作面距離的增加應力值逐漸減小。

5)一次采動階段距煤壁幫0～1.0 m為破裂區，1.0～2.5 m為塑性區，2.5～10.0 m為彈性區應力升高部分，10.0 m以外為原巖應力區；二次采動階段距煤壁幫0～1.5 m為破裂區，1.5～3.5 m為塑性區，3.5～10.5 m為彈性區應力增高部分，10.5 m外為原巖應力區。一次采動階段工作面前方不同位置處煤壁幫應力和變化趨勢基本相同，二次采動階段工作面前方5 m和10 m處應力明顯高于其它位置。

6)一次采動階段，距煤壁幫2.5 m，工作面前方5 m時最大主應力出現峰值，應力為31.27 MPa，應力集中系數為1.78；二次采動階段，距煤壁幫3.5 m，工作面前方5 m時最大主應力出現峰值，應力為56.98 MPa，應力集中系數為3.25，比一次采動期間應力增加25.71 MPa，應力集中系數增加1.47。

3.2.2 留巷圍巖最小主應力分析

圖6為1012001輔助運輸巷兩次采動影響下圍巖最小主應力分布曲線，從圖6可知：

圖6 1012001輔助運輸巷圍巖最小主應力分布Fig.6 Distribution of minimum principal stress in surrounding rock of auxiliary transportation roadway

1)兩次采動影響下輔助運輸巷煤柱幫圍巖最小主應力呈“拱橋”狀變化，且隨著距離工作面距離的增加應力值逐漸減小。

2)一次采動階段，距煤柱幫16 m，工作面前方5 m時最小主應力出現峰值，應力為23.36 MPa，應力集中系數為1.33；二次采動階段，距煤柱幫13 m，工作面前方5 m時最小主應力出現峰值，應力為30.08 MPa，應力集中系數為1.72，相比一次采動期間應力增加6.72 MPa，應力集中系數增加0.39。

3)兩次采動影響下輔助運輸巷煤壁幫圍巖最小主應力整體呈“單峰”狀變化，整體應力呈現出“先增后減”的變化趨勢，且隨著距離工作面距離的增加應力值逐漸減小。

4)一次采動階段距煤壁幫0～2.0 m為破裂區，2.0～8.0 m為塑性區，8.0～20.0 m為彈性區應力升高部分，20.0 m外為原巖應力區；二次采動階段距煤壁幫0～2.0 m為破裂區，2.0～3.5 m為塑性區，3.5～20 m為彈性區應力升高部分，20 m以外為原巖應力區。一次采動階段工作面前方不同位置處煤壁幫應力和變化趨勢基本相同，二次采動階段工作面前方5 m處應力明顯低于其它位置，5～30 m應力變化曲線高于其它，由此可知，二次采動期間工作面前方5 m圍巖在疊加支承應力的影響下出現一定程度變形破壞，超前支承壓力向前方移動，工作面前方10 m處達到最大值。

5)一次采動階段，距煤壁幫8.0 m，工作面前方10 m時最小主應力出現峰值，應力為21.10 MPa，應力集中系數為1.20；二次采動階段，距煤壁幫6.0 m，工作面前方10 m時最小主應力出現峰值，應力為26.17 MPa，應力集中系數為1.49，相比一次采動階段應力增加4.61 MPa，應力集中系數增加0.29。

3.3 留巷圍巖主應力差分布規律

留巷圍巖在塑性應變狀態下的應變增量是一個純剪切變形，其主應力差能反映剪應力的分布狀態，表征圍巖的破壞程度[15-17]。

圖7 1012001輔助運輸巷圍巖主應力差分布Fig.7 Distribution of surrounding rock principal stress difference of auxiliary transportation roadway

圖7為1012001輔助運輸巷兩次采動影響下圍巖主應力差分布曲線，從圖7可知：

1)兩次采動影響下輔助運輸巷煤柱幫圍巖主應力差整體呈“雙拋物線”狀變化，且隨著距離工作面距離的增加應力值逐漸減小。

2)一次采動階段距煤柱幫0～7.0 m范圍剪應力相對較高，圍巖易發生變形破壞，在工作面前方10 m，距煤柱幫2.5 m時出現主應力差峰值，應力為21.04 MPa。7～17.0 m剪應力相對較小，此區域煤柱完整性相對較好，此區域平均剪應力為5.76 MPa；二次采動階段距煤柱幫0～9.0 m范圍剪應力相對較高，圍巖易發生變形破壞，在工作面前方10 m，距煤柱幫2.5 m時出現主應力差峰值，應力為38.30 MPa，相比一次采動期間增加了17.26 MPa；9.0～12.0 m剪應力相對較小，此區域煤柱完整性相對較好，此區域平均剪應力為13.10 MPa，相比一次采動期間剪應力增加了7.34 MPa，范圍減小了7 m。

3)兩次采動影響下輔助運輸巷煤壁幫圍巖主應力差整體呈“單峰”狀變化，且隨著距離工作面距離的增加應力值逐漸減小。

4)一次采動階段距煤壁幫0～6.0 m范圍剪應力相對較高，圍巖易發生變形破壞，在工作面前方10 m，距煤柱幫1.5 m時出現主應力差峰值，應力為18.73 MPa。6.0 m以外剪應力相對較小，此區域煤體完整性相對較好，平均剪應力為4.39 MPa；二次采動階段距煤柱幫0～8.0 m范圍剪應力相對較高，圍巖易發生變形破壞，在工作面前方10 m，距煤柱幫2.5 m時出現主應力差峰值，應力為38.13 MPa，相比一次采動期間增加了19.4 MPa；8.0 m以外剪應力相對較小，此區域煤體完整性相對較好，平均剪應力為9.38 MPa，相比一次采動期間剪應力增加了4.99 MPa。且工作面前方5 m和10 m處的剪應力明顯高于其它曲線，因此工作面超前支承壓力主要對超前10 m范圍內留巷圍巖影響較大，應加強此區域圍巖的監測和支護。

綜合以上分析可知，在采動應力影響下留巷圍巖煤柱幫圍巖主應力、破裂區、塑性區范圍和應力集中系數遠大與煤壁幫，煤柱幫和煤壁幫圍巖呈非對稱變形，且二次采動階段留巷圍巖煤柱幫最大主應力相比一次采動期間增加18.86 MPa，應力集中系數增加1.08。煤壁幫相比一次采動期間增加25.71 MPa，應力集中系數增加1.47。煤柱幫主應力差呈“雙拋物線”狀變化，煤壁幫主應力差呈“單峰”狀變化。一次采動階段距煤柱幫0～7.0 m范圍、距煤壁幫0～6.0 m范圍主應力差相對較高，圍巖易發生變形破壞；二次采動階段距煤柱幫0～9.0 m范圍、距煤壁幫0～8.0 m范圍剪應力相對較高，圍巖易發生變形破壞。因此在巷道支護設計時應加強煤柱幫5 m范圍和工作面前方15 m范圍內圍巖的監測和支護。

4 園子溝留巷圍巖控制技術

針對1012001輔助運輸巷生產地質條件，對留巷圍巖原有支護設計進行優化，設計采用錨網索噴支護。巷道靠近工作面一側采用玻璃鋼錨桿，背離工作面一側及巷道頂部采用左旋無縱筋井下專用錨桿，錨桿規格φ20 mm×2 200 mm，外露50 mm，錨桿間排距700 mm，具體布置如圖8所示，每根錨桿采用2個Z2360型樹脂藥卷端頭錨固，錨桿錨固力不低于105 kN；錨網采用塑鋼網，網孔規格100 mm×100 mm；錨索采用φ17.8 mm×7 300 mm鋼絞線，錨索布置形式3-3-3，排距為1 400 mm，每根錨索采用3個Z2360型樹脂藥卷，錨索錨固力不小于250 kN；錨桿、錨索托板均采用Q235鋼，錨桿托板規格為120 mm×120 mm×10 mm，配合鋼筋梯子梁使用；錨索托板規格為300 mm×300 mm×18 mm，配合錨索梁使用；巷道底板加設焊接圓鋼網，圓鋼直徑6.5 mm，孔距100 mm。在施工過程中，遇到斷層或圍巖破碎等不利地質條件時，應根據實際情況對支護參數和支護方法進行適當的調整。

圖8 巷道支護斷面Fig.8 Roadway supporting sectional drawing

以上述支護參數為基礎，在1012001輔助運輸巷布置多點位移計測站，對留巷圍巖表面與深部位移變化進行監測統計，監測結果如圖9所示。

圖9 巷道表面位移變化監測Fig.9 Monitoring of roadway surface displacement change

在1012001工作面回采期間，巷道兩幫變形量最大值為15 mm，巷道圍巖變形量和變形速率明顯減小，圍巖控制效果良好。

5 結 論

1)彈塑性理論公式求解確定留巷圍巖煤體塑性區范圍x0=9.06 m，進一步將圍巖分布狀態分為破裂區、塑性區彈性區和原巖應力區。

2)圍繞雙巷布置工作面留巷圍巖主應力演化規律展開分析，確定“一掘二采”多次擾動影響下，一次采動煤柱側煤體峰值應力較煤壁增加2.31 MPa，二次采動煤柱側煤體峰值應力較煤壁增加4.93 MPa，兩側煤體主應力呈不均勻分布狀態，進而引起留巷圍巖非對稱變形破壞。

3)基于留巷圍巖非對稱變形破壞特征，針對性提出留巷圍巖錨網索噴補強支護措施，綜合現場礦壓觀測結果，巷道兩幫非對稱變形得到有效遏制，保障了工作面的安全生產。