劉洪林，趙紅超

(1.新疆大學地質與礦業(yè)工程學院，新疆 烏魯木齊 830047；2.中國礦業(yè)大學礦業(yè)工程學院，江蘇 徐州 221116；3. School of Civil, Mining and Environmental Engineering,University of Wollongong, NSW 2522, Australia)

沿空留巷圍巖應力演化規(guī)律及大變形機理分析

劉洪林1,2，趙紅超1,3

(1.新疆大學地質與礦業(yè)工程學院，新疆 烏魯木齊 830047；2.中國礦業(yè)大學礦業(yè)工程學院，江蘇 徐州 221116；3. School of Civil, Mining and Environmental Engineering,University of Wollongong, NSW 2522, Australia)

針對沿空留巷圍巖要經受上下兩個區(qū)段工作面采動應力影響，圍巖變形量大、巷道維護困難的特點，以沁新煤礦為工程背景，運用數(shù)值計算的方法得出了沿空留巷全壽命期圍巖應力演化規(guī)律和變形特征。通過對圍巖加、卸載荷規(guī)律及破壞效應的分析，總結了沿空留巷圍巖產生大變形的原因。結果表明：① 巷旁支護體與實體煤幫力學性能的差異及其在形成穩(wěn)定承載結構過程中為適應上區(qū)段工作面頂板垮落而產生的圍巖持續(xù)變形是沿空留巷圍巖大變形的主要組成部分；② 沿空留巷全壽命期內圍巖的受力可看作卸圍壓條件下的三次軸向加載和卸載作用，卸圍壓條件下的反復加卸載在加劇圍巖變形破壞的同時也是圍巖變形量積累的過程，最終導致圍巖大變形的發(fā)生。

沿空留巷；應力演化；卸荷；大變形；數(shù)值模擬

沿空留巷作為無煤柱護巷的主要技術手段，在提高資源回收率、緩解采掘接替緊張、消除工作面上隅角瓦斯積聚、改善底板巷道圍巖應力環(huán)境等方面體現(xiàn)出顯著的技術優(yōu)勢，有著非常廣闊的應用前景[1]。但是，沿空留巷巷道圍巖在其服務周期內要經受上下區(qū)段工作面回采引起的動壓影響[2]，特別是在工作面強采動應力與原巖應力的疊加作用下，巷道變形強烈、維護困難，甚至留巷失敗。

國內外學者對沿空留巷技術開展了大量的研究工作，并取得了一系列的理論與實踐成果，如沿空留巷礦壓顯現(xiàn)規(guī)律、充填材料研制、巷旁支護阻力計算、圍巖控制技術等[2-5]。在這些成果的指導下，沿空留巷圍巖控制效果不斷得到改善，沿空留巷技術的應用范圍逐漸擴大。然而，由于我國煤礦地質復雜多變，對于沿空留巷圍巖的大變形機理這一關鍵共性問題，至今尚未形成較為統(tǒng)一的結論，仍有進一步研究的必要。

本文以山西沁新煤礦3207 工作面八順槽沿空留巷為工程背景，采用數(shù)值模擬分析沿空留巷全壽命期圍巖應力分布演化規(guī)律及圍巖產生大變形的原因。研究結論可為沿空留巷圍巖大變形控制技術開發(fā)奠定基礎。

1 全壽命期數(shù)值分析模型

1.1 工程地質概況

沁新礦3207工作面，開采沁水煤田2號煤層，煤層厚度1.60～2.20 m，平均2.0 m，平均埋深358 m。試驗巷道八順槽全長1114 m，沿空留巷長度980 m，七順槽、八順槽之間煤柱寬度18.0 m，工作面巷道位置關系見圖1，工作面煤層頂?shù)装鍘r性見表1。

表1 沁新礦3207工作面煤層頂?shù)装鍘r性

圖1 3207工作面巷道布置

圖2 沿空留巷數(shù)值計算模型

1.2 數(shù)值分析模型建立

根據(jù)實際生產地質條件，綜合考慮模型開挖的尺寸效應及計算速率等因素，基于FLAC3D巖土工程分析軟件建立數(shù)值計算模型。模型尺寸(長×寬×高)確定為130.0 m×130.0 m×72.0 m，充填體寬度2.0 m，見圖2。八順槽的位置坐標為：x=(60，63.2)，z=(30，32)；七順槽的位置坐標為：x=(81.2，84.8)，z=(30，32.6)；巷旁支護體位置坐標為：x=(58，60)，z=(30，32)，充填體全部位于采空區(qū)，滯后采面3 m充填。模型頂邊界為應力邊界，底邊界為垂直位移固定，左右邊界水平方向固定。模型計算服從莫爾-庫侖(Mohr-Coulomb)屈服準則。

為將八順槽保留下來繼續(xù)為3205工作面服務，3207工作面回采過程中在工作面后方采用高水速凝材料整體澆筑的方式構筑巷旁充填體。根據(jù)巖石力學測試結果確定煤巖體力學參數(shù)，并依據(jù)開采實踐情況進行適當折減[6]，確定數(shù)值計算模型力學參數(shù)如表2所示，K為體積模量，G為剪切模量，ρ為密度，F(xiàn)為內摩擦角，C為粘聚力，T為抗拉強度。數(shù)值模型計算過程如下：建立模型→生成原巖應力場→開掘八順槽→開掘七順槽→3207工作面回采→沿空留巷巷旁充填→3205工作面回采→計算結果輸出。

2 圍巖應力分布演化規(guī)律

沿空留巷作為一類特殊的回采巷道服務于上、下兩個區(qū)段工作面回采，在全壽命期內巷道圍巖要經歷巷道掘進影響階段、一次采動及沿空留巷階段、二次采動影響階段三個圍巖應力調整期。

2.1 掘進影響階段巷道圍巖應力分布規(guī)律

巷道開挖對其圍巖來說是新自由面的形成，圍巖局部的應力傳遞被中斷，應力連續(xù)性被打破，原巖應力發(fā)生重新分布。八順槽掘進65 m和八順槽掘進完成后七順槽掘進65 m時圍巖的垂直和水平應力分布見圖3。

表2 數(shù)值計算模型巖體力學參數(shù)

圖3 掘進階段圍巖應力分布

掘進擾動下巷道圍巖應力由淺部向深部轉移，在巷道圍巖淺部形成低應力區(qū)、深部形成高應力區(qū)。八順槽掘進期間圍巖垂直應力轉移到巷道兩幫形成集中區(qū)，應力峰值達到10.0 MPa，集中系數(shù)1.12，見圖3(a)；水平應力向巷道頂?shù)装遛D移形成水平應力集中區(qū)，應力峰值達到11.0 MPa，集中系數(shù)1.23，見圖3(c)。七順槽掘巷引起的支承應力在兩順槽間煤柱上疊加，垂直應力峰值達到11.5 MPa，應力集中系數(shù)1.28，見圖3(b)。兩條順槽之間的煤柱由于失去水平約束，處于水平應力降低區(qū)，圍巖水平應力在巷道頂?shù)装逯行纬杉袇^(qū)，應力峰值達到12.0 MPa，集中系數(shù)1.34，見圖3(d)。

2.2 一次采動及沿空留巷階段圍巖應力分布規(guī)律

本區(qū)段工作面(3207工作面)回采過程中，八順槽圍巖要受到工作面采動的前、后支承壓力作用。工作面回采50 m、70 m時的圍巖應力分布見圖4、圖5。

圖4 3207工作面回采50 m時圍巖應力分布

根據(jù)3207工作面回采過程中的垂直應力分布(圖4(a)、圖5(a))，可看出超前支承壓力隨工作面推進逐漸前移，影響范圍約20.0 m；應力峰值達到19.4 MPa，集中系數(shù)2.17，位于回采工作面前方7.0 m處。采動引起的側向支承壓力與順槽掘進產生的集中應力在3207工作面?zhèn)认虔B加形成殘余支承應力，其峰值達20.3MPa，位于八順槽側向煤柱內4.5 m處，應力集中系數(shù)為2.27。同時，隨著3207工作面的推進，采空區(qū)垮落的巖石逐漸壓實，采空區(qū)垂直應力逐漸升高，達到峰值11.0MPa(集中系數(shù)1.23)后漸降低至原巖應力。

3207工作面采動影響下，工作面前方巷道圍巖水平應力峰值仍為12.0MPa，但水平應力降低區(qū)的范圍進一步擴大，且向巷道頂?shù)装迳畈堪l(fā)展，見圖4(b)、圖5(b)。3207工作面推過以后，采空區(qū)垮落的頂板被逐漸壓實，水平應力的傳遞能力逐漸恢復，巷旁充填體周圍的水平應力逐漸增大，但仍然遠低于原始水平應力值，見圖4(c)、圖5(c)。

2.3 二次采動影響階段圍巖應力分布規(guī)律

3205工作面回采期間，工作面超前支承壓力與3207工作面殘余支承壓力疊加，垂直應力峰值達到31.0MPa，位于工作面前方9.0 m的煤柱上方，應力集中系數(shù)達3.46，超前支承壓力影響范圍約23.0 m，見圖6(a)。八順槽圍巖及煤柱中水平應力峰值仍為12.0MPa，但水平應力降低區(qū)范圍更進一步擴大，峰值位置更加遠離巷道頂部和底部，見圖6(b)。對比掘進影響階段、沿空留巷階段的圍巖應力分布情況，可以看出二次采動期間圍巖垂直應力峰值和影響范圍均進一步增大；水平應力峰值不變，但應力降低區(qū)范圍擴大。

圖5 3207工作面回采70 m時圍巖應力分布

圖6 3205工作面回采60 m時圍巖應力分布

3 沿空留巷圍巖大變形機理分析

3.1 沿空留巷圍巖加卸載規(guī)律及變形特征

通過上述以沁新煤礦3207 工作面具體地質條件為基礎對沿空留巷圍巖應力分布演化規(guī)律的分析，可以看出自巷道開挖，各應力調整階段八順槽圍巖的水平應力與垂直應力變化規(guī)律并不一致。八順槽圍巖水平應力峰值保持在11.0 M～12.0 MPa，隨著工作面開挖，圍巖水平應力降低區(qū)的范圍逐漸擴大，即沿空留巷圍巖中的水平應力呈逐漸降低的趨勢。在不同的開挖階段，八順槽圍巖垂直應力峰值分別達到11.5 MPa、20.3 MPa、11.0 MPa、31.0 MPa，呈規(guī)律性的重復先升高再降低過程。為簡化問題，取沿空留巷圍巖的單元巖塊為研究對象，該巖塊受力過程就可以看作卸圍壓條件下的軸向反復加卸荷載過程。沿空留巷圍巖經受的三次動壓影響，可視作軸向的三次加載和卸載過程，如圖7所示，K1、K2、K3為各階段垂直應力集中系數(shù)峰值，分別為2.27、1.23、3.46。八順槽圍巖各應力調整階段的變形量數(shù)據(jù)導出，形成的圍巖變形曲線見圖8。

圖7 沿空留巷圍巖加卸荷載過程示意圖

圖8 沿空留巷各階段圍巖變形量

1)掘進影響階段。巷道開挖是在巖體中強制形成自由面，圍巖水平應力的連續(xù)性被打破，巷道淺部圍巖應力狀態(tài)由三維轉變成二維甚至一維，其力學本質就是卸圍壓的過程。由于圍巖應力狀態(tài)變化和應力向深部轉移，掘進階段八順槽圍巖產生一定變形，并可以較快穩(wěn)定。其中，八順槽頂板下沉、底鼓、左幫和右?guī)偷奈灰品謩e為43.3 mm、33.1 mm、58.2 mm、56.8 mm，見圖8中A區(qū)域。

2)一次采動及留巷階段。本區(qū)段工作面回采引起的超前支承壓力作用，對巷道圍巖來說是經歷一次加載和卸載的過程。八順槽頂板下沉、底鼓、左幫和右?guī)偷睦塾嬜冃瘟糠謩e為129.8 mm、44.5 mm、121.4 mm、103.7 mm，見圖7和圖8中B、C區(qū)域。本區(qū)段工作面回采時，由人工構筑巷旁支護體替代隨工作面采出的八順槽左幫煤體，形成新的圍巖承載結構；工作面推過以后，隨著采空區(qū)巖層逐漸垮落和壓實，在后支承壓力作用下沿空留巷圍巖相繼經歷第二次加載和卸載過程。由于圍巖承載體結構變化及超前、后支承壓力作用，該階段是八順槽圍巖的主要變形時期，八順槽頂板下沉、底鼓、左幫巷旁充填體和右?guī)兔后w的累計變形量分別達到351.9 mm、102.7 mm、81.1 mm、265.9 mm，見圖7和圖8中D、E區(qū)域。

3)二次采動影響階段。下區(qū)段工作面前方一定范圍巷道圍巖再次受到工作面回采超前支承壓力的作用，沿空留巷圍巖經歷第三次加載和卸載過程，圖7中F、G區(qū)域。由于殘余支承壓力疊加作用，圍巖加、卸載荷的峰值較大，八順槽受二次采動超前支承壓力影響的工作面前方約23.0 m巷段圍巖變形劇烈。八順槽頂板下沉、底鼓、左幫巷旁充填體和右?guī)兔后w的累計變形量分別達到422.3 mm、160.1 mm、152.8 mm、308.4 mm，見圖8中F、G區(qū)域。

3.2 加卸載條件下圍巖破壞效應

巖體變形破壞與其內在結構及所處的應力環(huán)境密切相關，按所施加應力的方式，可分為加載荷和卸載荷兩種變形破壞類型。

1)卸載條件下圍巖破壞效應。卸圍壓和卸軸壓是沿空留巷圍巖涉及的兩種卸載應力路徑，圍巖的不同卸荷應力路徑會導致其擴容特征和破壞程度也不相同，但其實質都是卸載條件下圍巖主應力差(σ1-σ3)增加而引起圍巖破壞[7-8]。卸載條件下圍巖變形破壞過程是：卸載時巖體主差應力(σ1-σ3)大幅遞增，引起巖體的體積應變(εv)大幅增加，在巖體的弱面處形成平行于卸載方向的拉應力，使巖體發(fā)生張剪復合型破壞。

2)加載條件下圍巖破壞效應。采動支承壓力作用下巷道圍巖垂直應力逐漸升高是對圍巖進行加載的過程。由于采動支承壓力峰值通常為原巖應力的數(shù)倍，且煤系地層均為沉積巖層其內部存在較多的弱結構，所以當采動支承壓力達到圍巖內部弱結構的破壞強度時，煤巖體首先從內部弱結構處發(fā)生破壞。圍巖弱結構的破壞是一種微觀現(xiàn)象，不宜被觀察，但是隨著采動支承壓力的繼續(xù)升高，圍巖弱結構破壞產生的微裂隙進一步發(fā)育就表現(xiàn)出了圍巖宏觀的剪切破壞特征。

同時，真三軸試驗條件下裂隙巖體模型的連續(xù)加、卸載破壞試驗研究表明：無論是連續(xù)加載還是卸載，最大主應變ε1均隨主差應力(σ1-σ3)的增大而增大，巖樣均呈現(xiàn)出擴容的性態(tài)；相同主差應力下卸載的擴容量比加載的更大，卸圍壓的側向擴容也比卸軸壓的更大[8]。因此，對于同一類型裂隙巖體模型加載破壞時的最大主應力較卸載破壞時的最大主應力更大，即巖體卸載時的破壞強度比加載時的破壞強度更低；卸圍壓變形破壞程度亦比卸軸壓更加嚴重。

3.3 圍巖大變形機理分析

除要多經歷兩個應力調整階段以外，沿空留巷與普通回采巷道的最大區(qū)別在于本區(qū)段工作面回采以后巷道圍巖承載結構的變化。通過對沿空留巷圍巖的加卸載規(guī)律、變形特征及加卸載條件下的破壞效應分析，可以發(fā)現(xiàn)沿空留巷圍巖的受力過程和破壞方式比普通巷道更復雜，圍巖發(fā)生大變形的機理主要有兩方面。

3.1.1 巷道承載結構變化后的圍巖變形協(xié)調

本區(qū)段工作面回采時，八順槽左幫煤體逐漸采出，由人工構筑的巷旁支護體作為八順槽左幫承載體。由于巷旁支護體與八順槽右?guī)?煤體)的力學和變形特性差異顯著，在上區(qū)段工作面采空區(qū)頂板的破斷和垮落過程中，八順槽兩幫變形不協(xié)調，變形量差異明顯。隨著上區(qū)段工作面頂板沿采空區(qū)邊緣旋轉下沉[3]，八順槽圍巖變形量持續(xù)增加，只有當兩幫圍巖的變形逐漸協(xié)調才能形成穩(wěn)定的承載結構，圍巖變形趨于穩(wěn)定。

圖9 沿空留巷兩幫圍巖主差應力分布

根據(jù)加卸載條件下圍巖破壞效應的分析，主差應力的變化是圍巖變形破壞的力學本質，因此數(shù)值模型中單元體的主差應力變化情況在一定程度上反映了單元體的變形情況。圖9為八順槽兩幫單元體在各階段的主差應力分布，結合圖8可以看出在掘進影響階段、一次采動影響階段八順槽兩幫圍巖的主差應力分布和變形速度基本一致；沿空留巷階段八順槽兩幫圍巖的主差應力和變形量差異顯著；由沿空留巷階段向二次采動影響階段過渡時，隨著圍巖變形量的大幅增加(圖8中D、E區(qū)域)，兩幫單元體主差應力和變形速度逐漸趨于一致。

3.3.2 循環(huán)加卸載作用下的圍巖變形積累

沿空留巷圍巖全壽命期經受的三次動壓影響是對巷道圍巖進行三次加載和卸載的過程，反復的加卸載必然會導致圍巖體的疲勞和損傷。裂隙巖體在加載和卸載條件下表現(xiàn)出的力學特性和變形破壞規(guī)律有所不同，因此循環(huán)加卸載過程中巖石的破壞模式也是循環(huán)變化的。相關研究表明裂隙巖體在每一個加、卸載循環(huán)過程，加載和卸載時的應力-應變曲線不重合，而是形成一個塑性滯回環(huán)[10-11]，如圖10所示。若每次施加的最大載荷相同，則這些塑性滯回環(huán)隨著加卸載荷次數(shù)的增加越來越窄，并且彼此越來越近；若每次施加的最大載荷比前一次循環(huán)的最大載荷大，則隨著循環(huán)次數(shù)的增加，塑性滯回環(huán)面積有所擴大。

圖10 循環(huán)加卸載下應力-應變關系示意圖

總體上來說，不管每次施加的載荷是否與第一次加載的載荷相同，圍巖塑性破壞的范圍都是在上一次循環(huán)加、卸載荷的基礎上積累和增加，這也是沿空留巷圍巖發(fā)生大變形的重要原因。

沿空留巷圍巖不可避免的要經歷三次動壓影響所導致的三次加載和卸載作用，所以不能通過減少循環(huán)加、卸載的次數(shù)來減小巷道圍巖變形和破壞范圍。但是，針對沿空留巷圍巖的循環(huán)加、卸載特征，可以通過采用相關技術降低加載峰值，進而控制塑性區(qū)、破壞區(qū)的發(fā)展，實現(xiàn)控制循環(huán)載荷下沿空留巷圍巖大變形的目的。

4 結論

1) 自巷道開掘以來，沿空留巷圍巖中的水平應力始終呈降低趨勢；圍巖中的垂直應力則規(guī)律性的重復先升高再降低過程，二次采動期間圍巖垂直應力峰值和支承壓力影響范圍均比一次采動時有明顯增大。

2) 沿空留巷承載結構變化以后的兩幫圍巖力學和變形特性差異，及其在適應在上區(qū)段工作面采空區(qū)頂板破斷和垮落過程中的持續(xù)變形是沿空留巷大變形的主要組成部分。

3) 沿空留巷全壽命期內圍巖的受力過程可以看作是卸圍壓條件下的軸向三次加卸荷載過程。卸圍壓條件下的反復加卸載在導致圍巖損傷，加劇其變形破壞的同時，也是圍巖變形量積累的過程，是沿空留巷圍巖發(fā)生大變形的重要原因。

4) 針對沿空留巷圍巖的循環(huán)加、卸載特征，可以采用相關技術降低加載峰值，進而控制塑性區(qū)、破壞區(qū)的發(fā)展，實現(xiàn)控制循環(huán)載荷下沿空留巷圍巖大變形的目的。由于沿空留巷頂?shù)装寮皟蓭偷氖芰统休d能力均不相同，具體的圍巖大變形控制技術的提出尚需針對各承載部位特點，有待深入研究。

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Analysis of stress evolution law and large deformation mechanism in surrounding rock of gob-side entry retaining

LIU Honglin1,2，ZHAO Hongchao1,3

(1. School of Geology and Mines Engineering, Xinjiang University, Urumqi 830047, China; 2. School of Mines Engineering, China University of Mining & Technology, Xuzhou 221116, China; 3. School of Civil, Mining and Environmental Engineering, University of Wollongong, NSW 2522, Australia)

Aiming at the serious deformation of surrounding rock in gob-side retaining due to the redistribution of stress caused by two working face during its service period, the deformation characteristics of the surrounding and the stress evolution law were investigated by finite analysis based on the case study conducted in Qinxin mine. The reasons for the large deformation of surrounding rock were summarized based on the damage effect of rock by loading and unloading cycles. Combined with this research, two conclusions have been drawn as following: ① in order to adapt to the roof collapse of the first working face and form a stable bearing structure, the continuous deformation of surrounding rock caused by the difference of mechanical properties between roadside support and integrated coal beside roadway was the main component of the large deformation of gob side entry retaining surrounding rock; ② the surrounding rock experienced three times loading and unloading cycles in axial direction for gob-side entry retaining in whole service period. Deformation and destruction of surrounding rock were intensified as consecutive loading-unloading cycles under unloading confining pressure, and which was also a process of accumulation of surrounding rock deformation. This was the key reason that caused the large deformation of gob-side entry retaining surrounding rock as well.

gob-side entry retaining; stress evolution; unloading; large deformation; numerical simulation

2016-09-12

新疆維吾爾自治區(qū)自然科學基金項目資助(編號：2013211B08)

劉洪林(1984-)，男，博士研究生，講師，畢業(yè)于中國礦業(yè)大學，主要從事礦山壓力與巖層控制、保水開采方面的教學和科研工作，E-mail：liuhonglin@xju.edu.cn。

TD353

A

1004-4051(2017)02-0122-07