賀艷軍，宋亞新，李俊奇，陳 凱，李治平

（1.內(nèi)蒙古科技大學 礦業(yè)研究院，內(nèi)蒙古 包頭014010；2.神華包頭能源有限責任公司 李家壕煤礦，內(nèi)蒙古 鄂爾多斯017000）

回撤通道是綜采工作面進行設(shè)備回撤和搬家時主要的使用巷道?；爻吠ǖ啦贾梅绞綄е缕渌幍膽Νh(huán)境較為特殊，相對于其他回采巷道更容易發(fā)生嚴重的圍巖變形[1]。因此，保證回撤通道的穩(wěn)定，實現(xiàn)工作面設(shè)備的快速、順利回撤是礦井安全、高效生產(chǎn)的基礎(chǔ)[2-7]。針對回撤通道受移動超前支承壓力影響劇烈，煤壁片幫嚴重、圍巖變形、末采貫通期間頂板不易控制等難題，吳志剛等通過對工作面回撤通道礦壓規(guī)律的實測研究，得出巖層響應和超前壓力傳遞大體經(jīng)歷4 個階段，即穩(wěn)定階段、加速階段、顯著階段和突變階段[8]。張金虎通過采用現(xiàn)場實測和理論計算的方法，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(wěn)定、突變運動及顯著運動3 個階段[9]。呂華文通過采用多種手段對預掘回撤通道應用所涉及的力學作用機理進行深入的剖析，提出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(tài)力學變化特征[10]。

由于煤礦的地質(zhì)條件復雜多變，仍需對不同地質(zhì)條件下，工作面接近回撤通道，即末采期間的巷道礦壓顯現(xiàn)規(guī)律進行研究，為此，以李家壕礦為工程背景，結(jié)合蝶形破壞理論[11]，研究李家壕煤礦綜采工作面末采期間回撤通道圍巖應力分布及破壞特征，從而為末采期間巷道圍巖控制提供依據(jù)。

1 蝶形破壞理論

巷道圍巖在一定的應力條件下會產(chǎn)生蝶形破壞，當巷道圍巖雙向應力比值很大的情況下，巷道圍巖會出現(xiàn)蝶形破壞區(qū)，當雙向應力方向發(fā)生變化時，蝶葉也會發(fā)生旋轉(zhuǎn)。

巷道圍巖的破壞形態(tài)問題往往采用彈塑性力學中圓孔的平面應變模型解決[12-19]。建立的非等壓均質(zhì)圓形巷道圍巖塑性區(qū)計算模型如圖1。

圖1 非等壓均質(zhì)圓形巷道圍巖塑性區(qū)計算模型Fig.1 Calculation model of plastic zone of surrounding rock in non-equal pressure homogeneous circular roadway

非等壓均質(zhì)圓形巷道圍巖塑性區(qū)邊界半徑R0的數(shù)學表達式為：

式中：p1、p3為區(qū)域應力場最大主應力、最小主應力；C、φ 為煤巖介質(zhì)的黏聚力、內(nèi)摩擦角；a 為巷道半徑；θ 為最大主應力p1與水平方向的夾角。

由式（1）可得在不同圍壓條件（p1/p3=η）下巷道圍巖塑性區(qū)邊界分布，當區(qū)域應力場為雙向等壓時，即η=1，巷道圍巖塑性區(qū)為圓形（K1為雙向平衡極限系數(shù)）；雙向主應力比值不大時，即1＜η＜K1為橢圓形，雙向主應力比值較大時，即η＞K1為蝶形，對應的塑性區(qū)一般形態(tài)如圖2。表明區(qū)域應力場的雙向主應力比值η=p1/p3控制著巷道圍巖塑性區(qū)的形狀，在非等壓狀態(tài)下，即使巷道圍巖是均質(zhì)的，也會出現(xiàn)局部破壞的現(xiàn)象，破壞區(qū)域是對稱的4 個蝶葉（蝶形塑性區(qū)的最大尺寸部分），蝶葉位于2 個主應力方向夾角的角平分線附近。

2 工程概況

圖2 理論計算圓形巷道塑性區(qū)一般形態(tài)Fig.2 Theoretical calculation of the general shape of the plastic zone of a circular roadway

李家壕煤礦22 中116 綜采工作面上覆松散層厚10～50 m，上覆基巖厚105～210 m，煤層平均埋藏深度185 m，工作面回采范圍內(nèi)平均煤厚3 m，煤層傾向南西，煤層傾角0°～3°，屬半暗型煤，節(jié)理發(fā)育，煤層結(jié)構(gòu)簡單，屬穩(wěn)定型煤層。

22 中116 綜采工作面位于一水平，是2-2 中煤層一盤區(qū)第6 個綜采工作面，22 中116 工作面煤巷沿煤層傾斜方向布置，22 中116 主運巷長2 576 m，22 中116 輔運巷長2 600 m。工作面平面及測點布置圖如圖3。工作面長度為300 m，推進長度2 406 m?；爻吠ǖ榔叫杏诠ぷ髅妫跃虺龅截炌?，隨著工作面的逐步推進，經(jīng)歷了超前支承壓力影響的全過程，受采動影響尤為強烈，圍巖出現(xiàn)明顯變形。

圖3 工作面平面布置及測點布置圖Fig.3 Working plane layout and measuring point layout

3 末采期間回撤通道應力分布規(guī)律及塑性破壞特征

3.1 數(shù)值模擬模型

以李家壕煤礦22 中116 綜采工作面地質(zhì)條件為基礎(chǔ)，建立的數(shù)值計算模型如圖4。模型長400 m，寬600 m，總高度150 m。模型邊界條件為：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＝ρgH。塑性條件采用Mohr－Coulomb強度準則。巖層巖性及巖石力學參數(shù)見表1。

圖4 數(shù)值模擬計算模型Fig.4 Numerical simulation calculation model

模擬方案：在回撤通道開挖完成后，進行數(shù)值計算直至平衡，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 種情況進行分析，距離主回撤通道依次為100、50、20、15、10、5、0 m，在計算的過程中，對回撤通道頂板及兩幫煤巖體內(nèi)垂直應力以及塑性破壞進行分析。

3.2 末采期間回撤通道圍巖應力分布規(guī)律

末采期間回撤通道圍巖應力分布規(guī)律曲線圖如圖5。工作面末采期間，隨貫通距離的減小，回撤通道最大主應力、最小主應力、垂直應力均呈增大趨勢，但當工作面與回撤通道貫通后，最大主應力突然減小。且工作面前方超前支承壓力影響范圍為20 m，當工作面距離貫通剩余20 m 左右時，主回撤通道開始進入超前支承壓力影響區(qū)，隨工作面繼續(xù)推進，主回撤受到超前支承壓力的影響越來越大，距離貫通剩余5 m 左右時，開始進入最大影響范圍，直至貫通時，主回撤頂板所受垂直應力達到最大值。

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

由圖5（e）可以看出，隨工作面與主回撤貫通，圍壓比從距貫通剩余5 m 時的1.4 左右，變化到貫通時的4.0 左右。說明在工作面與主回撤貫通剩余5 m 左右時，巷道圍巖破壞形態(tài)正在由橢圓形形態(tài)向蝶形破壞形態(tài)演化，且此過程隨圍壓比的增大，碟葉輪廓也逐漸增大，即巷道圍巖破壞范圍逐漸增大。

3.3 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(nèi)部的應力重新分布，巷道周邊圍巖產(chǎn)生塑性區(qū)，一定時間后，會逐漸趨于穩(wěn)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(qū)惡性發(fā)展，22 中116工作面距離貫通剩不同距離時圍巖塑性破壞特征圖如圖6。

圖5 末采期間回撤通道圍巖應力分布規(guī)律曲線圖Fig.5 Curves diagram of stress distribution law of surrounding rock in retracement channel during terminal mining

回撤通道不受采動影響時，巷道頂板塑性區(qū)為1.5 m，底板塑性區(qū)為1 m，兩幫塑性區(qū)為1 m；當工作面距離回撤通道20 m 時，巷道頂板中部塑性區(qū)擴展到2 m，底板靠近正幫處塑性區(qū)擴展為1.5 m，兩幫塑性區(qū)不變，回撤通道受采動影響不明顯，或者說開始受到采動影響；當工作面距離回撤通道15 m時，巷道頂板塑性區(qū)為2 m，但靠近副幫處塑性區(qū)增大，底板塑性區(qū)仍為2 m，但靠近正幫處塑性區(qū)增大，回撤通道受采動影響較為明顯，巷道圍巖變形破壞開始加??；當工作面距離回撤通道10 m 時，巷道頂?shù)装逅苄詤^(qū)擴展較小，正幫塑性區(qū)擴展為1.5 m，開始有增大的趨勢；當工作面距離回撤通道5 m時，頂?shù)装逅苄詤^(qū)變化不大，兩幫塑性區(qū)均擴展為1.5 m，且正幫破壞范圍大于副幫，正幫塑性區(qū)即將與工作面前方塑性破壞區(qū)連接，回撤通道受采動影響明顯，巷道圍巖變形破壞加?。划敼ぷ髅婢嚯x回撤通道4 m 時，頂?shù)装逅苄詤^(qū)變化不大，副幫塑性區(qū)均擴展有所增加，正幫塑性區(qū)與工作面前方塑性破壞區(qū)連接，主回撤通道與工作面之間煤柱完全破壞；當工作面距離回撤通道3 m 時，頂板塑性區(qū)擴展為3 m，底板破壞范圍也增加，頂?shù)装宕藭r受采動影響加劇；當工作面距離回撤通道2 m 時，頂板塑性區(qū)擴展為4.5 m，底板塑性區(qū)擴展為2.5 m，頂?shù)装宕藭r受采動影響劇烈；當工作面與回撤通道貫通時，巷道上方6 m 范圍內(nèi)圍巖全部破壞，副幫塑性區(qū)破壞范圍也增大，并且與頂板塑性區(qū)連接，形成一個巨大的塑性破壞區(qū)。

4 現(xiàn)場監(jiān)測

4.1 頂板圍巖結(jié)構(gòu)及裂隙觀測

在22 中116 工作面主回撤通道里每隔60 m 布置1 個測點，在輔回撤通道每隔40 m 布置1 個測點。通過對觀測后的窺視結(jié)果分析得：22 中116 工作面主回撤通道在0～300 m 之間頂板巖性在觀測孔深范圍內(nèi)除煤以外，還賦存有厚度不等的砂質(zhì)泥巖、細粒砂巖、泥巖，頂板巖層結(jié)合較為簡單，砂質(zhì)泥巖主要分布于0～3 m 和5～7 m 范圍內(nèi)，0～5 m 范圍內(nèi)，含少量0.1～0.3 m 的煤夾層，其余范圍內(nèi)巖性主要為細粒砂巖。頂板鉆孔柱狀圖如圖7。

圖6 22 中116 工作面距離貫通剩不同距離時圍巖塑性破壞特征圖Fig.6 Plastic failure characteristics of surrounding rock when 116 working faces are separated by different distances

圖7 頂板鉆孔柱狀圖Fig.7 Top hole drilling histogram

在觀測孔深范圍內(nèi)，巷道頂板完整性較好，靠近輔運輸巷的鉆孔在2 m 范圍內(nèi)圍巖裂縫發(fā)育，破碎嚴重，頂板深部圍巖完好，無破碎，靠近主運輸巷的鉆孔在4～5 m 范圍內(nèi)裂隙較多，其他范圍內(nèi)無破碎。頂板裂隙圖如圖8。

圖8 頂板裂隙圖Fig.8 Top plate crack diagram

4.2 巷道表面位移監(jiān)測

在主回撤通道里每隔40 m 布置1 個測站，共計7 個測站，測站編號為1#～7#；在輔回撤通道每隔30 m 布置1 個測站，共計8 個測站，測站編號為1～8。測站布置圖如圖3?；爻吠ǖ辣砻嫖灰票O(jiān)測曲線如圖9。

由圖9 可知，隨著回采工作面的逐漸推進，巷道兩幫及頂?shù)装逡平砍尸F(xiàn)增大趨勢，尤其工作面即將與回撤通道貫通階段，變形量突增，其中主回撤變形量大于輔回撤。

1）隨工作面推進，主回撤通道兩幫及頂?shù)装寰形灰谱兓诠ぷ髅婢嚯x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40～30 m 范圍內(nèi)時，主回撤兩幫及頂?shù)装寰l(fā)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10～5 m 范圍內(nèi)時，主回撤兩幫及頂?shù)装逡平客蝗黄毡樵龃?，其中兩?0～120 m 范圍內(nèi)移近量在10～90 mm，兩幫其他范圍內(nèi)移近量均在100～640 mm，頂?shù)装逶?～60 m 范圍內(nèi)，縮近量在90～250 mm，頂?shù)装迤渌秶?，縮近量30～110 mm。

2）當工作面距離主回撤剩余90～60 m 范圍內(nèi)時，輔回撤通道內(nèi)大范圍的兩幫及頂?shù)装彘_始發(fā)生位移變化，位移量在20～30 mm，最大移近量50 mm，隨工作面繼續(xù)推進，輔回撤通道未發(fā)生較大位移變化，兩幫移近量普遍在10～30 mm，頂?shù)装蹇s進量大多也在10～30 mm。

5 結(jié) 論

1）工作面末采期間，隨貫通距離減小，主回撤通道圍壓比值不斷增大，從距貫通剩余5 m 時的1.4左右，突增到貫通時的4.0 左右。即在工作面與主回撤貫通剩余5 m 左右時，巷道圍巖破壞形態(tài)正在由橢圓形形態(tài)向蝶形破壞形態(tài)演化，且此過程隨圍壓比的增大，碟葉輪廓也逐漸增大，巷道圍巖破壞范圍也隨之增大。

2）隨著回采工作面的推進，主回撤受到工作面超前支承壓力的影響越來越大，直至推進至回撤通道5 m 內(nèi)時，開始進入最大影響范圍，此時煤柱垂直應力增至最大，工作面與回撤通道之間的煤柱成為塑性煤柱，煤柱承載能力急劇降低，致使回撤通道錨桿支護能力急劇降低，回撤通道變形嚴重。

3）現(xiàn)場觀測發(fā)現(xiàn)，隨著回采工作面的推進，巷道兩幫及頂?shù)装逡平砍尸F(xiàn)增大趨勢，尤其工作面即將與回撤通道貫通階段，回撤通道受到劇烈的采動影響，且主回撤受影響程度遠大于輔回撤。

4）通過現(xiàn)場觀測，回撤通道圍巖破壞特征與理論分析及數(shù)值模擬結(jié)果基本吻合，即在工作面推進至距貫通剩余5 m 左右時，隨巷道圍壓比的增大，圍巖破壞范圍也逐漸增大。