預掘回撤通道末采應力疊加效應及圍巖破壞規律分析

賀艷軍，張金山，陳 凱，王 帥，石占山，李建偉

(1.內蒙古科技大學 礦業研究院，內蒙古 包頭 014010；2.神華包頭能源有限責任公司李家壕煤礦，內蒙古 鄂爾多斯 017000；3.遼寧工程技術大學 礦業學院，遼寧 阜新 123000)

近年來回撤通道在高產高效礦井中使用取得了顯著的經濟效益[1-4]，但由于生產條件及地質條件不同，回撤通道使用中仍然存在失敗案例，回撤通道圍巖的變形及破壞規律仍需要研究。回撤通道破壞主要受到采動應力的影響，當前國內外學者針對回撤通道及采動巷道穩定性分析開展了大量研究。回撤通道穩定性研究方面，王曉振等[5]通過控制推進速度、停采讓壓控制周期來壓步距，實現貫通時頂板無來壓，避免壓架事故，提出了等壓讓壓的概念。郭浩森等[6]采用理論分析和工程類比的方法，建立了支架合理工作阻力及貫通時的采高條件和支護方法計算模型。吳志剛等[7]通過對回撤通道礦壓規律的實測研究，首次提出巖層響應和超前壓力傳遞大體經歷4個階段，即穩定階段、加速階段、顯著階段和突變階段。呂華文[8]建立了工作面剩余煤柱力學分析模型，揭示了工作面剩余煤柱動態力學變化特征。張金虎[2]對末采及回撤期間頂板來壓特征進行了研究，提出在工作面逐漸靠近回撤通道的過程中，頂板運動分為相對穩定、突變運動及顯著運動3個階段。谷拴成等[9]提出了末采階段工作面煤柱和通道間保護煤柱荷載轉移的力學機理，建立了2種煤柱的荷載計算公式及保護煤柱合理寬度的確定方法。采動巷道穩定性研究方面，Litwiniszyn[10]提出回采過程中巷道上方的巖層在重力作用下產生斷裂，這種巖層斷裂將產生沖擊波，并對巷道造成影響。Gao等[11]采用數值模擬方法再現了長壁工作面在高采動應力作用下回采巷道圍巖擠壓破壞的過程。Wang等[12]針對巷道的開挖損傷區，對比研究了受長臂開采動壓影響的巷道和僅受靜壓作用的巷道，發現動壓影響下的圍巖損傷區寬度更大。Wang等[13]在對長時間數據分析的基礎上，總結了軟巖巷道受動載影響變形具有的6種特點，介紹了維持巷道穩定性的一些基本原則。此外許多學者對采動應力影響下巷道破壞規律進行了分析[14-16]。

前人對回撤通道的施工工藝、礦壓規律以及煤柱受力特征進行了深入分析，但未對回采末期應力演化及破壞的動態演化過程進行研究，掌握這一規律對分析回撤通道圍巖大變形的主控因素并提出控制方法具有重要意義。因此筆者重點討論了末采期間工作面回采支承壓力與巷道圍巖集中應力疊加的動態演化特征，進一步結合數值模擬得到的巷道圍巖破壞動態演化規律，揭示了巷道變形破壞發生的機制及過程。

1 工程概況

李家壕煤礦31113綜采工作面位于二水平，是3-1煤層一盤區第3個綜采工作面，31113工作面順槽沿煤層傾斜方向布置，主運順槽長2 576 m，回風順槽長2 600 m。工作面平面布置圖如圖1所示。工作面長度為300 m，推進長度2 406 m，主回撤通道斷面規格為5.6 m×4.3 m，輔回撤通道斷面規格為5.4 m×3.6 m，主回撤通道采用“錨網+錨索+W型鋼帶聯合支護”。回撤通道平行于工作面，臨近31112工作面自掘出到貫通，受采動影響尤為強烈，圍巖出現明顯變形，頂板冒頂，回撤過程發生壓架。因此以31113工作面為背景對該工作面預掘回撤通道圍巖應力疊加效應及破壞規律進行了研究。

圖1 工作面采掘工程平面圖Fig.1 Mining engineering plan of working face

2 超前支承壓力與回撤通道集中應力疊加效應

2.1 末采期間工作面前方煤柱應力演化規律

2.1.1 末采期間圍巖結構特征

當工作面距離回撤通道較遠時，工作面前方支承壓力與巷道周圍集中應力未產生相互影響，將巷道視為圓形孔，由于工作面附近頂板巖層發生垮落，可以將工作面附近采場垮落圍巖空間視為半圓形，半徑可由冒落帶高度確定，如圖2所示。進一步將上述結構簡化為不等徑相鄰兩孔在不同孔間距條件下的應力分布進行研究，如圖3所示。圖中σt為圓孔周圍切向應力，σr為圓孔周圍徑向應力，γH為圓孔上方垂直載荷，r1為巷道半徑，r2為垮落帶高度，R為剩余煤柱寬度。

圖2 回撤通道及采面應力分布狀態Fig.2 Withdrawal channel and stress distribution state of mining face

圖3 不等徑相鄰兩孔應力疊加分析模型Fig.3 Stress superposition analysis model of two adjacent holes with unequal diameters

2.1.2 工作面推進過程中疊加應力演化規律

當前對雙孔洞應力分析的解析求解研究較少，且計算較為困難，因此采用數值計算方法對上述雙孔在不同間距條件下的圍巖應力重分布特征進行分析，進而反演工作面靠近主回撤通道時工作面回采與主回撤通道圍巖集中應力疊加的演化規律。回撤通道直徑5.6 m，圖3中小圓半徑r1為2.8 m。工作面采高H為6 m，依據冒落帶計算公式，當頂板為砂質泥巖時，冒落帶高度為H的3～4倍，取3倍，因此取r2為18 m。分別建立間距為30,20,15,10,5,2 m的兩孔間煤柱應力分布的計算模型，給出不同間距時疊加應力的重分布特征。為研究應力分布規律，分析時數值計算本構模型采用彈性模型使孔周圍處于彈性變形階段，體積模量剪切模量為6×107Pa。圖4給出了間距5，10，30 m對應的兩孔垂直應力分布，其他云圖由于篇幅不單獨列出。由圖4所示的應力云圖可知，疊加應力主要作用于兩孔的兩幫側，對小孔的頂和底，疊加應力影響較小。間距30 m時，小孔左右兩壁應力分別為12.8 MPa和13.4 MPa；間距10 m時，小孔左右兩壁應力均增加，分別為19.4 MPa和22.7 MPa；間距5 m時，小孔左右兩壁應力分別為21.9 MPa及26.5 MPa。隨著間距減小，小孔左右兩壁應力增加，且左右兩壁應力差值逐漸增加，右側應力值大于左側。

圖4 不同間距兩孔應力疊加云圖Fig.4 Cloud chart of stress superposition of two holes with different spacings

圖5給出了不同孔間距對應的孔間煤柱垂直應力疊加分布及水平應力疊加分布規律。由圖5(a)中垂直應力疊加分布曲線可知，當大孔推進距小孔30 m時，小孔周圍應力分布受到影響，孔壁應力最大值不變，兩孔間應力監測段應力值增加。隨著大孔進一步靠近小孔，間距為20 m時，小孔右壁應力最大值由13.6 MPa上升至15.7 MPa，對應的孔間監測段應力也相應增加，之后隨著孔間距進一步減小，小孔右壁受到的疊加應力逐步加強，左右兩壁應力非對稱分布。后續變化規律類似，在大孔距離小孔5 m及2 m時，最大應力值轉移至小孔右壁，小孔右壁的應力值大于大孔左壁。上述規律表明，兩孔靠近過程中，大孔小孔最大應力值及孔間應力均增加，且增加過程中最大應力仍然在兩孔邊緣，同時隨著孔間距減小，小孔右壁的應力值逐漸大于大孔左壁。應力疊加重分布的最大值及最小值演化規律如圖5(b)所示，隨著孔間距減小垂直應力疊加最大值及最小值均增加，且逐漸趨于穩定。

圖5 不同間距孔間應力分布規律Fig.5 Stress distribution between holes with different spacings

由圖6中水平疊加應力分布曲線可知，隨著孔間距減小水平應力疊加最大值和最小值均減小，且最大值位于兩孔間的中心處。

圖6 水平疊加應力分布規律Fig.6 Distribution law of horizontal superimposed stress

2.2 應力疊加效應下主回撤通道圍巖破壞機理

2.2.1 疊加應力對回撤通道圍巖的破壞作用

由孔間應力分布演化規律可知，對于回撤通道，由于自身圍巖周邊存在應力集中，最大應力集中在回撤通道正幫側(靠近工作面側幫)，隨著工作面靠近回撤通道，疊加作用更加明顯，因此對于回撤通道與工作面間的煤柱，破壞總是由回撤通道正幫向工作面側逐步發展的，且發生破壞主要原因為巷道圍巖集中應力與工作面前方支承壓力疊加。而對于回撤通道頂板，由于疊加應力對頂板擾動較小，在工作面接近時頂板破壞不嚴重。

2.2.2 回撤通道正幫側圍巖控制方法

圖7 圍巖內附加應力計算Fig.7 Calculation of additional stress in surrounding rock

疊加應力作用下回撤通道正幫側發生破壞是回撤通道失穩的主要因素，因此控制回撤通道圍巖可以通過提高正幫側煤壁強度及調整疊加應力在回撤通道正幫側的分布實現。加強巷道錨桿及錨索的支護密度能夠提高圍巖強度，正幫側回采時需要采煤機截割貫通，采用玻璃鋼錨桿支護，錨固深度為2 m，對正幫圍巖強度提高能力有限。垛架支撐能夠改變圍巖應力疊加效應，是改善正幫側圍巖破壞狀況的主要手段。巷道支撐對圍巖應力分布的影響如圖7所示。

巷道在內壓作用下產生的附加應力如圖7所示，內壓引起的巷道圍巖附加切向應力可由式(1)表示[17]：

(1)

式中：σ為切向附加應力，r為巷道中心距離，pi為巷道內壓。

依據計算公式可知，當巷道內提供的支撐力為pi時，其周邊產生的切向應力反力與巷道中心距離r成反比，將垛架產生支撐力近似為巷道內壓，因此垛架支撐能夠減小煤柱側的切向應力，即減小垂直應力疊加對正幫的作用。

3 末采期間回撤通道破壞規律

3.1 模型的建立

以李家壕煤礦31113綜采工作面地質條件為基礎，建立數值計算模型，對末采期間回撤通道的破壞規律進行了分析。建立的計算模型如圖8所示，模型長400 m，寬600 m，總高度150 m。模型邊界條件如下：左右2個截面(x=0，x=400)上x方向的位移限制為0；前后2個截面(y=0，y=600)上y方向的位移限制為0；最下面水平面上3個方向的自由度都為0；最上面水平面上的原巖應力σz=γH。塑性條件采用Mohr-Coulomb強度準則，巖層的巖石力學參數如表1所示。

圖8 數值模擬計算模型Fig.8 Numerical simulation calculation model

表1 各巖層巖性及巖石力學參數Table 1 Rock properties and rock mechanics parameters of each rock

模擬方案：在回撤通道開挖完成后，計算至平衡，然后開始進行工作面的回采，從距主回撤通道100 m開始回采，末采期間取7種情況，即距離主回撤通道依次為100,50,20,15,10,5,0 m進行分析。在計算過程中，分析回撤通道頂板及兩幫煤巖體內塑性破壞。

3.2 末采期間回撤通道圍巖塑性破壞特征

當回撤通道開挖后，巷道圍巖內部的應力重新分布，巷道周邊圍巖產生塑性區，一定時間后，會逐漸趨于穩定。當受到工作面采動影響時，回撤通道圍巖應力又重新分布，圍巖塑性區惡性發展，部分塑性分布如圖9所示。圖中：None表示未發生塑性破壞；shear-n表示當前處于剪切破壞狀態；shear-p表示過去曾發生剪切破壞；tension-n表示當前處于拉張破壞狀態；tension-p表示過去曾發生拉張破壞。

圖9 31113工作面距貫通不同距離時圍巖塑性破壞特征圖Fig.9 Plastic failure characteristics of surrounding rock at different distance of the 3113 working face to the return channel

距貫通50 m時回撤通道不受采動影響，巷道頂板塑性區為1.5 m，底板塑性區為1 m，兩幫塑性區為1 m，隨著工作面靠近回撤通道，回撤通道圍巖塑性區變化如表2所示。

表2 貫通至不同位置回撤通道破壞范圍演化規律Table 2 Evolution law of failure range of withdrawal channel through different positions

當工作面推進距離回撤通道5～20 m時，回撤通道頂底板破壞范圍保持不變，僅正、副幫范圍在持續增加，正幫為工作面側幫部，反之為副幫。當距離小于5 m時正幫破壞范圍連通至工作面，回撤通道頂底板破壞范圍增加。表明煤柱未完全破壞時疊加應力對回撤通道頂底板破壞的影響較小，且工作面距離回撤通道大于5 m時，疊加應力對回撤通道正、副幫破壞均產生了影響，隨著工作面距離回撤通道小于5 m，回撤通道正幫受力開始明顯大于副幫，導致正幫側破壞較副幫側明顯增加，回撤通道破壞主要發生在工作面與回撤通道間的煤柱，這一結論與前述2.1.2節中得到的孔間距減小過程中小孔兩壁應力演化規律一致。煤柱破壞后頂板一側支撐能力減弱，頂板僅副幫一側支撐，導致頂板破壞范圍增加。由圖9(d)可知，工作面由距離20 m到接近貫通時，疊加應力迅速增強，導致頂板破壞加密。

4 現場監測

4.1 頂板圍巖結構及裂隙觀測

根據現場生產條件，在31113工作面主回撤通道里每隔40 m布置一個測點，共計6個測點，對測點進行編號：窺視點1、窺視點2、窺視點3、窺視點4、窺視點5、窺視點6(如圖1所示)。通過對觀測后的窺視結果分析得到：在觀測孔深范圍內，初始巷道頂板完整性較好，距貫通10 m時窺視點3、4裂隙破壞如圖10所示，距鉆孔5 m時窺視點3、4鉆孔裂隙破壞如圖11所示，頂板破壞主要發生在距離巷道貫通5 m時。

圖10 距工作面10 m回撤通道頂板裂隙圖Fig.10 Roof crack diagram of withdrawal channel 10 m from working face

圖11 距工作面5 m回撤通道頂板裂隙圖Fig.11 Roof crack diagram of withdrawal channel 5 m from working face

4.2 巷道表面位移監測

在31113工作面回采至距離回撤通道300 m左右時，在主回撤通道里每隔20 m布置一個測站，共計14個測站，測站編號為1～14號，如圖1所示。

如圖12～13所示，在工作面距離主回撤大于40 m時，位移量均在10 mm左右；當工作面距離主回撤剩余30～40 m時，主回撤兩幫及頂底板均發生較大位移變化，位移量在20～30 mm；當工作面距離主回撤剩余5～10 m時，主回撤兩幫及頂底板移進量突然普遍增大，其中兩幫80～120 m范圍內移進量在10～90 mm，兩幫其他范圍內移進量均在100～640 mm，頂底板在0～60 m范圍內縮進量在90～250 mm，頂底板其他范圍內，縮進量在30～110 mm。兩幫位移明顯大于頂底板位移，且位移主要發生在工作面距離主回撤通道5～10 m范圍。

圖12 31113主回撤通道巷道頂底板位移變化Fig.12 Displacement change of roof and floor in 31113 main withdrawal tunnel

圖13 31113主回撤通道巷道兩幫位移變化圖Fig.13 Displacement change diagram of two sides of 31113 main exit roadway

5 結 論

1)工作面末采期間，工作面與回撤通道應力疊加效應逐漸增強，煤柱承載的垂直應力值增加，且最大應力值由工作面側向回撤通道正幫側轉移。煤柱受到水平應力值減弱，最大應力值下降，最大應力值位于煤柱中心處。

2)應力疊加效應增強導致回撤通道破壞由正幫向煤柱深部轉移，工作面在距離回撤通道20 m時，頂板破壞由間隔破壞轉為密集破壞。煤柱破壞范圍未導通至工作面前，回撤通道正副幫均發生破壞，在煤柱小于5 m時正幫側破壞大于副幫側。煤柱破壞范圍導通至工作面后，頂板失去正幫側支撐發生回轉是導致回撤通道頂板破壞的主因。

3)控制回撤通道正幫及煤柱破壞后頂板回轉是避免回撤通道發生大變形的關鍵。現階段正幫支護較弱，垛架支承能夠改善圍巖應力疊加效應同時控制頂板回轉。通過現場觀測，回撤通道圍巖破壞特征與理論分析及數值模擬結果基本吻合。