深井厚煤層綜放工作面頂板運(yùn)動(dòng)與沿空巷道 圍巖變形動(dòng)態(tài)響應(yīng)關(guān)系

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( 1. 中煤科工集團(tuán)常州研究院有限公司，江蘇 常州 213015；2. 天地( 常州 )自動(dòng)化股份有限公司，江蘇 常州 213015 )

控制巷道圍巖變形是礦井安全生產(chǎn)的1個(gè)重要環(huán)節(jié)。對于深井厚煤層綜放工作面而言，在高應(yīng)力、強(qiáng)采動(dòng)和厚頂煤的作用下，巷道兩幫會出現(xiàn)嚴(yán)重的網(wǎng)兜、頂板出現(xiàn)多個(gè)錨桿退錨的現(xiàn)象，致使巷道風(fēng)量超速，影響行人及運(yùn)料，為持續(xù)推進(jìn)，不得不進(jìn)行1次甚至多次擴(kuò)幫推采，造成開采成本增加，且影響工作面正常安全生產(chǎn)。針對沿空巷道的支護(hù)問題，國內(nèi)眾多學(xué)者進(jìn)行了大量的研究工作[1-8]。前期侯朝炯[9]、李學(xué)華[10]、柏建彪[11]、王衛(wèi)軍[12]等對沿空巷道圍巖穩(wěn)定性及其控制技術(shù)進(jìn)行了有益的探索，提出了具有普適性的理論與觀點(diǎn)，推動(dòng)了沿空巷道支護(hù)技術(shù)的發(fā)展。近年，學(xué)者們基于前期的研究成果對沿空巷道進(jìn)行了更具體、更細(xì)致、更為深入的研究。張俊文[13]等研究了錯(cuò)層位巷道側(cè)向基本頂下方卸讓壓圍巖結(jié)構(gòu)體系卸讓壓的力學(xué)機(jī)理，認(rèn)為錯(cuò)層位開采能夠有效維護(hù)沿空巷道變形、防止發(fā)生沖擊事故；郭金剛[14]等以高強(qiáng)度開采、大尺度覆巖運(yùn)動(dòng)條件下綜放沿空巷道圍巖控制為研究對象，建立了覆巖結(jié)構(gòu)力學(xué)模型及沿空巷道上覆巖層破斷結(jié)構(gòu)形式，提出了對煤柱側(cè)頂板和煤柱幫等變形破壞起始部位進(jìn)行有效支護(hù)是控制沿空巷道圍巖的關(guān)鍵；孟祥軍[15]從長錨桿、長錨索對圍巖加固作用的角度研究了深部大斷面沿空掘巷的圍巖控制問題；謝生榮[16]等以主應(yīng)力差為衡量指標(biāo)研究了深部沿空掘巷圍巖應(yīng)力環(huán)境與變形破壞機(jī)制，提出了采用高預(yù)應(yīng)力、強(qiáng)力支護(hù)系統(tǒng)進(jìn)行深部沿空巷道圍巖控制的方法；張廣超[17]等從不穩(wěn)定覆巖下綜放沿空巷道頂煤擠壓破裂失穩(wěn)的角度提出了提高支護(hù)結(jié)構(gòu)對頂板煤巖體水平運(yùn)動(dòng)的適應(yīng)性；徐青云[18]等以綜放劇烈采動(dòng)影響煤巷窄煤柱變形破壞為問題導(dǎo)向，探究了煤柱變形破壞的影響機(jī)制，據(jù)此提出相應(yīng)的控制技術(shù)。

以上研究從沿空巷道覆巖結(jié)構(gòu)、巷道圍巖受力特征、應(yīng)力控制、錨桿錨索的錨固作用和頂煤、煤柱的破壞機(jī)理等多個(gè)細(xì)觀角度進(jìn)行了詳盡地闡述，但是筆者認(rèn)為巷道變形的主要原因是開采行為引發(fā)的覆巖運(yùn)動(dòng)，如果能從宏觀角度建立起頂板巖層運(yùn)動(dòng)和巷道變形的動(dòng)態(tài)響應(yīng)關(guān)系，則對控制巷道圍巖變形具有一定的指導(dǎo)作用。本文采用現(xiàn)場實(shí)測、理論分析、微震監(jiān)測等手段，研究了巷道圍巖變形特征與頂板破斷的對應(yīng)關(guān)系，認(rèn)為高位頂板的破斷是造成巷道圍巖大變形的最主要原因，細(xì)致地分析了巷道兩幫、頂板變形與頂板破斷高度的對應(yīng)關(guān)系，對巷道變形與頂板運(yùn)動(dòng)規(guī)律的關(guān)系有了清晰的認(rèn)識，為控制巷道圍巖大變形提供了理論依據(jù)。

1 工程背景

山東新河煤礦530采區(qū)位于3煤層5水平，采深960 m，煤均厚10 m，5301工作面為采區(qū)首采工作面，已回采完畢?？紤]煤層較厚，為節(jié)約資源，采用留5 m小煤柱開挖5302回風(fēng)巷。5302工作面推進(jìn)長1 240m、寬120 m，已回采300 m，工作面布置如圖1所示，綜合地層柱狀剖面圖如圖2所示。

5302回風(fēng)巷凈寬為4.5 m，凈高為3.8 m，目前巷道變形較大，兩幫最大縮至2 m，變形具有一定的周期性。

圖1 530采區(qū)工作面布置 Fig. 1 Layout drawing of working face in 530 mining area

圖2 綜合地層柱狀剖面圖 Fig. 2 Integrated stratigraphic columnar section

采用巖層沉降法判斷直接頂?shù)暮穸?。已知巖層斷裂后會形成3鉸拱結(jié)構(gòu)，一般認(rèn)為，當(dāng)中部鉸接點(diǎn)與兩端鉸接點(diǎn)在同一水平線上時(shí)，巖層一定發(fā)生垮落[19]，由此求得的巖層沉降值為Smax，定義為巖層極限沉降值。當(dāng)巖層下部允許的沉降范圍Sy＞Smax時(shí)，則巖層一定會發(fā)生垮落，如圖3所示。

圖3 直接頂厚度反演推斷 Fig. 3 Inversion inference map of the lowest roof thickness

由此只需根據(jù)Sy和Smax的大小即可判斷目標(biāo)巖層是否發(fā)生垮落形成直接頂。 巖層極限沉降值Smax[19]為

式中，m為巖層厚度，m；C0為巖梁的運(yùn)動(dòng)步距，現(xiàn)場觀測為19 m。

巖層下部允許的沉降范圍Sy為

式中，h為采高，3.5 m；T為頂煤厚度，6.34 m；M為已垮落巖層厚度，m；KA為直接頂?shù)乃槊浵禂?shù)，1.25；C為殘煤厚度，m。

殘煤厚度C與頂煤放出率及頂煤垮落后的碎脹系數(shù)有關(guān)，其關(guān)系式[19]為

式中，Km為頂煤垮落后的碎脹系數(shù)，一般取1.2；η為頂煤放出率，取80%。

代入式( 3 )計(jì)算得C=1.06 m。

由圖2可知，在3倍采高范圍內(nèi)上覆巖層分別為泥巖m1=2.46 m，細(xì)粉砂巖互層m2=6.54 m，粉砂巖m3=10.55 m，細(xì)砂巖m4=1.38 m，粗砂巖m5=5.47 m，細(xì)砂巖m6=2.23 m等巖層，利用式( 1 )，( 2 )判斷巖層垮落狀態(tài)，具體結(jié)果見表1。由表1可知，泥巖、細(xì)粉砂巖、粉砂巖、細(xì)砂巖因允許沉降范圍Sy＞Smax而發(fā)生全部垮落，而粗砂巖僅會部分垮落，垮落厚度應(yīng)為分層厚度的整數(shù)倍。這里分層厚度取1.2 m，當(dāng)巖層厚度為1.2 m時(shí)，代入式( 1 )，得Smax為1.2 m＜3.54 m；當(dāng)巖層厚度為2.4 m時(shí)，Smax為2.3 m＜3.54 m；當(dāng)巖層厚度為3.6 m時(shí)，Smax為3.7 m＞3.54 m，因此粗砂巖垮落厚度為2.4 m，最終確定直接頂厚度為23.33 m。

表1 直接頂厚度判斷 Table 1 Thickness judgment of caving strata

基本頂?shù)姆秶鷳?yīng)結(jié)合綜合地層柱狀剖面圖和微震監(jiān)測結(jié)果共同確定。

2 深井厚煤層綜放工作面頂板破斷規(guī)律

利用ARAMISM/E微震監(jiān)測系統(tǒng)監(jiān)測5302工作面推采過程中微震事件的時(shí)空分布特征。工作面共4個(gè)檢波器，平均分成2組，布置在2個(gè)回采巷道頂板，2個(gè)檢波器間隔為50 m，隨著工作面推采，檢波器向前平移，微震監(jiān)測布置如圖4所示。

圖4 工作面微震監(jiān)測布置 Fig. 4 Microseismic monitoring layout of working face

5302工作面自2018-08-05開始推采，選取其2018-08-05—10-30期間的微震事件監(jiān)測結(jié)果，由于天數(shù)較多，過濾掉微震事件少且分散的天數(shù)，留下工作面微震事件增多聚集的天數(shù)，如圖5所示。

圖5 工作面微震事件時(shí)空分布 Fig. 5 Temporal and spatial distribution of microseismic events in working face

圖5為5302工作面微震事件空間分布規(guī)律，其中綠色圓圈代表微震事件能量＜1 000 J，藍(lán)色圓圈代表1 000 J＜微震事件能量＜10 000 J。

對微震事件進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，具體情況見表2。

表2 工作面微震事件統(tǒng)計(jì) Table 2 Statistics table of microseismic events in working face

由表2可得，頂板周期破斷高度主要集中在 煤層上方31，40，71 m，結(jié)合綜合地層柱狀圖劃定 基本頂范圍，煤層上方23.31～31.11 m內(nèi)巖層為3.07 m的粗砂巖、2.23 m的細(xì)砂巖和2.50 m的粉砂 巖，粉砂巖上面是7.06 m泥巖，由于泥巖厚度較大， 不會隨下方巖層一起沉降，定義粗砂巖、細(xì)砂巖 和粉砂巖為下位基本頂；煤層上方31.11～39.52 m的巖層為7.06 m的泥巖、0.50 m的細(xì)砂巖和0.85 m 的礫巖，礫巖上面是12.10 m中砂巖，中砂巖同樣 不會隨下面巖層一起沉降，定義泥巖、細(xì)砂巖和 礫巖為中位基本頂，煤層上方39.52～71.34 m的 巖層為12.10 m的中砂巖、6.69 m的細(xì)砂巖、9.10 m 粉砂巖和3.90 m的細(xì)砂巖，直接劃定為高位基本 頂。

根據(jù)5302工作面微震事件時(shí)空分布特征，構(gòu)建5302工作面頂板破斷過程，如圖6所示。

圖6 工作面沿走向頂板破斷過程 Fig. 6 Breaking process of working face along the roof

由圖6可知，工作面自開切眼向前推采，推進(jìn)l0( l0=54 m )后，下位基本頂初次破斷；推進(jìn)L0－l0后，中位基本頂初次破斷，L0為73 m；向前推進(jìn)P0－L0后，高位基本頂初次破斷，P0為102 m，至此上覆巖層初次破斷全部結(jié)束，工作面進(jìn)入周期破斷。

進(jìn)入周期破斷后，以此為起點(diǎn)，工作面推進(jìn)l1( l1=13 m )后，下位基本頂破斷；推進(jìn)l2( l2=16 m )，下位基本頂再次破斷；推進(jìn)l3( l3=12 m )，中位基本頂破斷，下位基本頂連帶破斷，中位基本頂破斷步距

可知，在中位基本頂一個(gè)破斷周期內(nèi)發(fā)生了3次下位基本頂破斷。工作面繼續(xù)向前推進(jìn)l4( l4=16 m )和l5( l5=18 m )后，下位基本頂分別第4次和第5次破 斷。隨后向前推進(jìn)l6( l6=15 m )后，高位基本頂發(fā)生破斷，中位基本頂和下位基本頂連帶破斷，中位基本頂破斷步距

高位基本頂?shù)钠茢嗖骄酁镻1

可知，在高位基本頂一個(gè)破斷周期內(nèi)發(fā)生了2次中位基本頂破斷和6次下位基本頂破斷。

3 沿空巷道圍巖變形特征

以20 m為間隔，對0～210 m范圍內(nèi)巷道圍巖變形進(jìn)行監(jiān)測，統(tǒng)計(jì)了各個(gè)監(jiān)測點(diǎn)最終變形量，結(jié)果見表3。

由表3可知，在0～210 m測區(qū)內(nèi)，巷道兩幫移近量為705～1 501 mm，與巷道原尺寸相比，移近率為16%～33%，頂板下沉量為432～1 085 mm，與巷道原尺寸相比，下沉率為11%～29%，巷道變形較大，礦壓顯現(xiàn)明顯。

為了獲取巷道整體的變形特征，將巷道坐標(biāo)點(diǎn)x及其對應(yīng)的變形量y1( 兩幫移近量 )和y2( 頂板下沉量 )作為已知的插值節(jié)點(diǎn)及插值節(jié)點(diǎn)函數(shù)值，利用Matlab中的3次樣條插值( spline )求得巷道長度每0.5 m的兩幫移近量y01和頂板下沉量y02，插值結(jié)果如圖7所示。

表3 巷道圍巖變形量統(tǒng)計(jì) Table 3 Statistical table of surrounding rock deformation

圖7 沿空巷道最大變形量插值圖像 Fig. 7 Interpolation graph of maximum deformation along empty roadway

由圖7可知，由插值方法擬合的曲線都穿過了已知節(jié)點(diǎn)，擬合曲線未出現(xiàn)龍格現(xiàn)象，這說明擬合效果良好。在0～240 m范圍內(nèi)巷道變形從開始 慢慢增大，最后穩(wěn)定并上下波動(dòng)，分析結(jié)果認(rèn)為巷道圍巖變形與頂板運(yùn)動(dòng)存在一定的動(dòng)態(tài)響應(yīng)關(guān) 系。

4 巷道變形特征與頂板運(yùn)動(dòng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)關(guān)系

由頂板巖層運(yùn)動(dòng)規(guī)律可知：隨著工作面推采，直接頂一部分垮落成矸石遺留在上工作面的采空區(qū)內(nèi)，另一部分形成懸臂巖梁I，由煤體和小煤柱共同支撐；基本頂斷裂形成鉸接巖梁Ⅱ，巖梁Ⅱ?qū)ο锏佬纬蓜?dòng)壓，影響巷道變形，沿空巷道力學(xué)結(jié)構(gòu)模型，如圖8所示。

圖8 沿空巷道受力力學(xué)結(jié)構(gòu)模型 Fig. 8 Mechanical structural model of stress along road

建立豎直方向力學(xué)平衡方程：

式中，σ1為實(shí)體煤對上覆巖層的支護(hù)強(qiáng)度，MPa；X1為實(shí)體煤破碎區(qū)寬度，m；σ2為小煤柱的有效支護(hù)強(qiáng)度，MPa；X2為煤柱寬度，m；σ3為矸石對巖梁Ⅱ末端的支護(hù)強(qiáng)度，MPa；X3為巖梁Ⅱ觸矸長度，m；Q1為巷內(nèi)每米支護(hù)體對上覆巖層的支護(hù)阻力，kN；γS為頂煤容重，kN/m3；mS為頂煤厚度，m；γZ為巖梁I容重，kN/m3；mZ為巖梁I厚度，m；γE為巖梁Ⅱ容重，kN/m3；mE為巖梁Ⅱ厚度，m；LE為巖梁Ⅱ長度，m；θ為巖梁Ⅱ回轉(zhuǎn)角，煤、直接頂和基本頂對回采巷道的作用力，kN；為小煤柱、超前支護(hù)體和實(shí)體煤對上覆巖層的支護(hù)阻力，kN。

當(dāng)支護(hù)阻力大于等于上覆巖層的作用力時(shí)，巷道變形可控，否則巷道圍巖可能失穩(wěn)。在工作面推進(jìn)過程中，頂煤和直接頂?shù)暮穸茸兓淮螅虼松细矌r層的質(zhì)量主要由基本頂?shù)暮穸葲Q定，基本頂破斷高度越高則對巷道作用力越大，巷道變形越難控制。

將巷道變形曲線和頂板破斷規(guī)律糅合在同一個(gè)圖形中進(jìn)行對比分析，如圖9所示。由圖9可知：在0～210 m測區(qū)內(nèi)，巷道兩幫移近量要大于頂板下沉量，且兩者變化并不同步，表現(xiàn)出一定的差異性；在0～110 m測區(qū)內(nèi)，巷道兩幫變形量和頂板下沉量均呈現(xiàn)不斷上升的趨勢，變化相對同步，說明在初次破斷周期內(nèi)，受頂板破斷高度不斷向上發(fā)育的影響，巷道兩幫移近量和頂板下沉量不斷增大，說明在初次破斷周期內(nèi)巷道兩幫和頂板的變形對頂板破斷的響應(yīng)比較敏感，因此在初次破斷周期內(nèi)需要加強(qiáng)巷道超前支護(hù)強(qiáng)度；在110～210 m測區(qū)內(nèi)，兩幫變形量在1 000～1 300 mm波動(dòng)，頂板下沉量在600～900 mm波動(dòng)，說明進(jìn)入周期破斷后，巷道最大變形不會持續(xù)增加而是在一定范圍內(nèi)波動(dòng)，且具有一定的周期性；結(jié)合頂板巖層運(yùn)動(dòng)規(guī)律可知，高位基本頂在距開切眼102，195 m發(fā)生破斷，中位基本頂在距開切眼73，146 m發(fā)生破斷，兩幫移近量的峰值點(diǎn)A，B，C，D滯后中位基本頂、高位基本頂破斷位置分別約為2，10，10，2 m，則高位基本頂和中位基本頂?shù)钠茢鄷哟髢蓭偷囊平?，變形響?yīng)在頂板破斷之后；頂板下沉量峰值點(diǎn)A1，B1，C1，D1超前中位基本頂、高位基本頂破斷位置分別約為15，10，12，5 m，則高位基本頂和中位基本頂?shù)钠茢嘁矔哟箜敯宓南鲁亮?，變形響?yīng)在頂板破斷之前。

圖9 巷道變形量與頂板破斷對比 Fig. 9 Comparison of roadway deformation and broken roof

由此可知，高位巖層( 中位基本頂和高位基本 頂)破斷會造成巷道兩幫和頂板變形達(dá)到峰值，兩幫移近量峰值滯后于高位巖層的破斷位置，頂板下沉量峰值超前高位巖層破斷位置。

因此可根據(jù)巖層破斷規(guī)律，在中位和高位基本頂破斷位置前后10 m要特別注意巷道變形量，采取必要措施增加巷道支護(hù)強(qiáng)度，或者增加推進(jìn)速度，防止巷道變形過大影響安全生產(chǎn)。

5 結(jié) 論

( 1 ) 工作面頂板破斷存在“大小周期”現(xiàn)象，破斷最大高度至70 m，高度發(fā)育的破斷形態(tài)是沿空巷道變形加劇的主要原因；

( 2 ) 在頂板初次破斷周期內(nèi)巷道變形逐漸增加，在周期破斷過程中巷道變形不會持續(xù)增加，而是在一個(gè)范圍內(nèi)周期性地上下波動(dòng)；

( 3 ) 高位巖層( 中位基本頂和高位基本頂 )破斷會致使巷道圍巖變形到達(dá)峰值，兩幫移近量峰值滯后于高位巖層的破斷位置，頂板下沉量峰值超前高位巖層破斷位置。