工作面回采擾動影響下煤層大巷群圍巖控制研究

張虎

（陜西陜煤曹家灘礦業有限公司，陜西 榆林 719000）

0 引 言

井工開采期間布置于煤層內的巷道由于其圍巖物理性質相較于巖體較為軟弱，因此當巷道掘出成型并采用錨桿索支護后，由于煤體自身承載性能有限，往往會受采動動載擾動、高集中靜載應力的影響，導致圍巖來壓明顯[1-3]。煤層大巷群往往巷道橫斷面尺寸較大，這也進一步導致了其圍巖控制的困難，當受到采動動載擾動、高集中靜載應力單獨作用甚至疊加作用時，圍巖會變得較為破碎而難以使支護系統發揮功效，同時頂板跨度長度的增大也增加了頂板嚴重離層、冒頂事故發生的可能性。

本文以余吾煤業N2105 工作面為工程背景，通過分析其回采末期階段停采線前方煤層大巷群圍巖破壞特征，在此基礎上深入研究了頂板致裂技術和注漿加固技術對于煤層大巷群圍巖的改善效果，進而為具有類似條件的煤層大巷群圍巖控制提供了指導。

1 概 況

1.1 工程地質

陜北大型煤炭基地榆神礦區一期規劃井田內北風井東翼采區中N2105 工作面目前正處于回采階段，此工作面主采2 號煤層，厚度7.0～7.6 m，平均厚度約為7.2 m。由于北翼采區內不存在大型褶曲地質構造帶，經過勘探，采區內煤層傾角變化為3°～11°，平均傾角約為6°，屬于近水平厚煤層開采條件。目前采區內N2105 工作面處于回采末期階段，其開采活動引起的超前支承應力變化、頂板覆巖劇烈運移及失穩將會愈發對前方分布的煤層大巷群造成影響。關于N2105 工作面與煤層大巷群之間的相對位置關系情況如圖1 所示。

圖1 工作面與煤層大巷群位置關系平面布置Fig.1 Plane layout of position relationship between working face and coal roadway group

1.2 煤層大巷群現場勘測

N2105 工作面的回采推進導致處于停采線前方的煤層大巷群受采動影響而呈現出圍巖來壓顯現愈發明顯的情況，根據現場實地勘測，煤層大巷群的破壞特征，見表1。

表1 煤層大巷群受采動影響破壞特征Table 1 The failure characteristics of coal roadway group affected by mining

基于表1 現場實地勘測結果可知，煤層大巷群內1 號回風大巷—輔助運輸大巷—膠帶大巷—進風大巷—2 號回風大巷依次距離停采線位置越來越遠，其相對應的現場巷道圍巖破壞特征也由嚴重逐步過渡至輕微，可見N2105 工作面的回采擾動影響超前范圍有限，目前對于距離其停采線相對較遠的進風大巷和2 號回風大巷影響甚微。但考慮到后續N2105 工作面的進一步回采推進，在此過程中1號回風巷道、輔助運輸大巷及膠帶大巷將會受到更加劇烈的采動擾動影響，同時原本并未受到N2105工作面采動擾動影響的進風大巷和2 號回風大巷也將逐步進入采動影響范圍內，且受到的采動影響程度也愈發劇烈。

為了進一步探究煤層大巷群的圍巖破壞特征，在不同的煤層大巷分別通過在圍巖來壓顯現嚴重的典型區域施打煤層鉆孔并通過鉆孔窺視儀器進行進一步勘查，結果如圖2 所示。

圖2 煤層大巷群圍巖鉆孔窺視結果Fig.2 Borehole peep results of surrounding rock in coal roadway group

根據圖2 所示各煤層大巷圍巖內的鉆孔窺視情況，可以看出隨著各煤層大巷依次遠離停采線，其圍巖內煤巖體的破壞程度依次減輕，這也意味著距離停采線間距較小的煤層大巷圍巖塑性區擴展范圍較大，圍巖較為破碎而難以支護，反之距離停采線間距較大的煤層大巷圍巖塑性區擴展范圍較小，圍巖完整性較好而支護良好。

2 煤層大巷群頂板致裂卸壓分析

根據前述分析可知，N2105 工作面的回采將會影響到其前方一定范圍內的煤層大巷群，導致煤層大巷群的圍巖發生不同程度的破壞。在此可以通過致裂頂板的方法來對煤層大巷群圍巖內的應力分布進行卸壓，從而改善煤層大巷群圍巖內的應力環境，改善巷道圍巖底鼓、片幫、頂板下沉、支護系統失效等情況。

根據煤層大巷群工程地質情況，采用UDEC3D離散元模擬軟件[4]構建了長×寬×高=300 m×220 m×95 m 的三維模型，所構建的三維模型中根據現場具體地質結構特征和工程結構特征對煤巖體進行網格劃分，其相對應的煤巖層物理力學參數賦值情況見表2，所構建的三維模型如圖3 所示。

表2 煤巖層物理力學參數Table 2 Physical and mechanical parameters of coal strata

圖3 UDEC3D三維模型Fig.3 Three-dimensional model of UDEC3D

考慮到三維模型過大時將會導致建模困難以及后續的運算復雜化，在此只選取距離停采線間距較近的1 號回風大巷和輔助運輸大巷來進行分析，其斷面尺寸均為寬×高=5.2 m×4.5 m，兩者之間間距為35 m，同時考慮到所構建的三維模型上表面距離地表平均埋深為360 m，因此在三維模型上表面施加等效均布載荷值為9.0 MPa。在1 號回風大巷和輔助運輸大巷之間煤柱體上方頂板內（主要針對厚硬細砂巖層） 致裂前后的煤體內垂直應力變化曲線如圖4 所示。

圖4 頂板致裂前后煤體內垂直應力變化曲線Fig.4 Vertical stress change curve in coal body before and after roof cracking

根據圖4 所示頂板致裂前后煤體內垂直應力變化曲線可知，當未對頂板進行致裂時，1 號回風大巷和輔助運輸大巷兩者之間寬35 m 的煤柱體內所承載的垂直支承應力最大，此時最大峰值應力高達19.1 MPa；當對1 號回風大巷和輔助運輸大巷之間煤柱體上方頂板致裂后形成20 m 的弱結構區域后，此時最大峰值應力降低至12.6 MPa，降幅為34.0%；當對1 號回風大巷和輔助運輸大巷之間煤柱體上方頂板增大致裂強度而形成35 m 的弱結構區域后，此時最大峰值應力降低至10.9 MPa，降幅為13.5%。可見，煤柱體上方頂板致裂后能夠有效地降低煤體內的垂直應力峰值，且致裂弱結構區域越大煤體內垂直應力峰值越小，有利于改善巷道圍巖內的應力環境，使得巷道圍巖在支護系統作用下不易變形破壞而對礦方安全生產造成嚴重影響。

3 煤層大巷群注漿加固分析

3.1 圍巖加固機理分析

煤層群大巷圍巖在原有支護系統控制的基礎上，可以進一步對較為破碎的圍巖進行注漿加固。當水泥漿液注入到破碎圍巖中隨機分布的裂隙中后，能夠將處于離散、不連續狀態的煤巖體黏結到一起，讓圍巖形成連續、完整的結構體，增加圍巖的自承載能力，支護系統也能更好的發揮對于圍巖結構體的控制作用[5]。對煤層大巷群圍巖實施注漿加固措施后，其抵抗N2105 工作面回采擾動影響機理如圖5 所示。

圖5 圍巖加固抵抗采動擾動機理Fig.5 Mechanism of surrounding rock reinforcement resisting mining disturbance

由圖5 可知，當對煤層大巷群圍巖進行加固處理后，將會在大巷圍巖一定范圍內形成強結構區，強弱結構交界面位置能夠很好的抵抗N2105 工作面回采擾動。這是因為N2105 工作面回采擾動所形成的KMN 擾動應力曲線因為強弱結構交界面的存在而發生了應力波的反射效應，導致部分擾動應力以FC 應力曲線被反射，而穿過強弱結構交界面后的STH 擾動應力曲線較原本的KMN 擾動應力曲線被大幅度削弱，其對于煤層大巷群圍巖的擾動作用也由劇烈轉變為輕微，煤層大巷群在N2105 工作面回采擾動作用下，圍巖能夠更好的保持穩定。

3.2 注漿加固參數的確定

針對煤層大巷群圍巖采用注漿的方法進行加固時，在不同水灰比和壓力作用下，注入漿液的擴散范圍可以通過COMSOL Multiphysics 6.0 仿真軟件進行模擬。根據現場調研結果，煤層大巷群圍巖的裂隙張口尺寸滿足公式（1）。

式中：w 為煤層大巷群圍巖內裂隙的張口尺寸大小，mm；x 為煤層大巷群圍巖沿徑向距離，mm。

根據公式（1） 計算得知，煤層大巷群圍巖沿徑向方向深部區域的裂隙張口尺寸大小基本保持在1.5 mm 左右，以此為條件進行模擬分析。注漿壓力取值為1.0 MPa，分別模擬得到了漿液水灰比取值為0.5∶1、1∶1、1.5∶1 和2∶1 時其在圍巖內的擴散范圍演化規律，如圖6 所示。

圖6 不同水灰比條件下漿液擴散范圍變化曲線Fig.6 The variation curve of slurry diffusion range under different water cement ratio conditions

由圖6 可知，數值模擬得到了注漿時長100 s內漿液在圍巖內的擴散范圍變化規律，可見隨著注漿時間的增加，無論漿液的水灰比是多少，均會在圍巖內緩慢的向深部區域擴散，導致擴散范圍不斷增加；在相同的注漿時長條件下，隨著水灰比由0.5∶1 逐步增加至1.5∶1，漿液在圍巖內的擴散范圍越來越大，但當水灰比由1.5∶1 進一步增加至2∶1 時，漿液在圍巖內的擴散范圍不增反降，因而在此確定最優的漿液水灰比為1.5∶1。

關于不同注漿壓力對漿液在圍巖內擴散范圍的影響，在此依舊在裂隙張口尺寸為1.5 mm 的基礎上，漿液水灰比取值為1.5∶1，模擬注漿壓力分別取值為1.0、2.0、5.0 MPa 時，漿液在圍巖內的擴散范圍演化規律，如圖7 所示。

圖7 不同注漿壓力條件下漿液擴散范圍變化曲線Fig.7 The variation curve of slurry diffusion range under different grouting pressure conditions

由圖7 可知，數值模擬得到了注漿時長100 s內漿液在圍巖內的擴散范圍變化規律，可見隨著注漿壓力的增大，漿液在圍巖內的擴散范圍變化規律差別不大，即注漿壓力在1.0 MPa 時能夠滿足漿液在圍巖內的擴散要求，進一步提高注漿壓力并不會促使漿液能夠更好的在圍巖內進行擴散，反而還需配套承壓能力更高的管路和連接構件，同時當注漿壓力過大時，還會導致圍巖內原本張口尺寸并不大的裂隙在較高的漿液壓力值作用下被撐大，進而需要注入更多的漿液且破壞了圍巖原本結構的完整性，因而確定最優的漿液注入壓力為1.0 MPa。

4 現場工業性試驗

4.1 煤層大巷群頂板致裂卸壓方案

基于圖1 所示煤層大巷群分布情況，針對每條煤層大巷在其兩側肩窩位置處以仰角50°～60°施打頂板致裂鉆孔，且主要針對覆巖中厚硬細砂巖層進行致裂。針對覆巖中厚硬細砂巖層的致裂，可以采用間隔式膨脹封孔裝置配合橫向切槽鉆頭協同作業，具體頂板致裂施工情況如圖8 所示。

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

由圖8 可知，當對煤層大巷群采取頂板致裂施工方案時，通過2 個可調節間距的彈性膜實現對頂板內任意區間的封閉，形成封隔段，其中彈性膜的封隔功能通過膠管往里面注入帶壓水實現。封隔段內要預留有橫向切槽，對覆巖中厚硬細砂巖層特定位置，提前采用橫向切槽鉆頭進行旋轉切槽。根據現場實際施工效果確定，當頂板致裂施工鉆孔間隔12 m 時能夠滿足致裂縫之間的貫通，形成連續的致裂弱結構面。現場實施頂板致裂措施期間，將會有壓裂水順著頂板錨桿索滲入大巷內，如圖9 所示。在實施頂板致裂措施前，應優先對煤層大巷群圍巖采取注漿加固方案，隔絕壓裂水滲入大巷內，干擾正常生產需求。

圖9 頂板致裂施工期間大巷頂板滲水實例Fig.9 Example of roof seepage in roadway during roof cracking construction

4.2 煤層大巷群圍巖注漿加固方案

根據公式（1） 統計得到的煤層大巷群圍巖內裂隙張口尺寸沿徑向方向變化規律可知，圍巖表層裂隙張口尺寸相對較大，沿徑向方向圍巖深層裂隙張口尺寸逐漸減小，在此選用分層次耦合注漿[6]的方法來提高注漿效率和質量，如圖10 所示。

圖10 分層次耦合注漿示意Fig.10 Layered coupling grouting schematic diagram

根據工程經驗，首先對圍巖表面采取噴漿預處理措施，保障后續注漿階段漿液不會過多的從圍巖表面裂隙中滲漏出來。隨后調小注漿壓力至0.3 MPa，對圍巖淺層進行注漿加固，當其淺層較為破碎的煤體內部裂隙被漿液充滿后，待其凝固期間，將淺部破碎的煤體膠結為一個整體后，再度對圍巖深層進行注漿加固，此時將注漿壓力調大至1.0 MPa。整個分層次耦合注漿過程中，由于圍巖淺層注漿凝固后，將會形成一個封閉的、具有一定厚度的保護圈，這為圍巖深層注漿提供了良好的環境，促使漿液能夠在較大的壓力下注入圍巖深部張口尺寸較小的裂隙中。

當對煤層大巷群圍巖實施分層次耦合注漿措施后，在巷道圍巖中施打觀測鉆孔，并采用鉆孔窺視儀進行觀測，結果如圖11 所示。

圖11 分層次耦合注漿效果實例Fig.11 Example of layered coupling grouting effect

由圖11 所示巷道圍巖沿徑向方向不同深度的注漿效果可知，圍巖淺層張口較大的裂隙和圍巖深層張口較小的裂隙均被漿液充填，充實程度較高，這意味著分層次耦合注漿方法能夠很好的起到對于圍巖內不同尺寸張口裂隙的充填，進而將原本較為破碎的圍巖膠結為一個整體，提升了圍巖的整體承載能力。

4.3 礦壓監測結果

當對煤層大巷群采取頂板致裂卸壓措施和圍巖注漿加固措施后，對與停采線距離最近的1 號回風大巷圍巖進行礦壓監測。沿著大巷走向方向間隔50 m 布置3 組十字測站，監測時間為60 d，監測數據的平均值如圖12 所示。

圖12 1 號回風大巷圍巖收斂量監測結果Fig.12 Monitoring results of surrounding rock convergence of No.1 return airway

由圖12 中圍巖收斂變形結果可知，后續隨著N2105 工作面的進一步回采推進，離停采線距離最近的1 號回風大巷所受到的采動擾動影響也愈發劇烈。由于采取了頂板致裂卸壓措施和圍巖注漿加固措施，60 d 觀測期內圍巖整體的收斂變形情況并不嚴重，這其中兩幫收斂量僅為72 mm 左右，頂底板收斂量僅為148 mm 左右，較其原有巷道斷面尺寸（寬×高=5.2 m×4.5 m） 收斂率均小于5%，可見此時巷道圍巖整體變形控制效果顯著，在N2105工作面末采階段依舊能夠很好的維持穩定，滿足安全高效生產的需求。

由圖12 中圍巖收斂變形結果可知，后續隨著N2105 工作面的進一步回采推進，離停采線距離最近的1 號回風大巷所受到的采動擾動影響也愈發劇烈。由于采取了頂板致裂卸壓措施和圍巖注漿加固措施，60 d 觀測期內圍巖整體的收斂變形情況并不嚴重，這其中兩幫收斂量僅為72 mm 左右，頂底板收斂量僅為148 mm 左右，較其原有巷道斷面尺寸（寬×高=5.2 m×4.5 m） 收斂率均小于5%，可見此時巷道圍巖整體變形控制效果顯著，在N2105工作面末采階段依舊能夠很好的維持穩定，滿足安全高效生產的需求。

5 結 論

（1） N2105 工作面回采末期，其采動擾動影響將會導致停采線前方的煤層大巷群圍巖發生不同程度的破壞，且破壞程度隨著大巷距離停采線位置越來越遠，現場巷道圍巖破壞特征也由嚴重過渡至輕微。

（2） 利用UDEC3D 離散元軟件模擬，分析了針對1 號回風大巷和輔助運輸大巷之間煤柱體上方頂板內厚硬細砂巖層致裂前后的煤體內垂直應力變化情況，得知煤柱體上方頂板致裂后能夠有效降低煤體內的垂直應力峰值，且致裂弱結構區域越大，煤體內垂直應力峰值越小。

（3） 基于COMSOL Multiphysics 6.0 仿真軟件模擬分析了漿液在巷道圍巖內的擴散規律，結果表明，當漿液水灰比為1.5∶1、注漿壓力值為1.0 MPa 時，漿液在圍巖內的擴散性能最佳。

（4） 現場工業性試驗期間，煤層大巷群采取頂板致裂卸壓措施和圍巖注漿加固措施后，隨著N2105 工作面的進一步回采推進，離停采線最近的1 號回風大巷在60 d 觀測期內礦壓監測結果表明，兩幫收斂量僅為72 mm 左右，頂底板收斂量僅為148 mm 左右，收斂率控制在5%以內，巷道圍巖整體變形控制效果顯著。