姚依南，董超偉，賴萬安，郭亞奔，鐘 磊

（1.中國礦業(yè)大學(xué)礦業(yè)工程學(xué)院，江蘇徐州 221116；2.煤炭資源與安全開采國家重點實驗室，江蘇徐州 221116；3.山東唐口煤業(yè)有限公司，山東濟寧 272000）

隨著煤炭資源的加速開采，一批資源枯竭礦井逐步進(jìn)入殘采階段，大多數(shù)礦區(qū)不得不面對傳統(tǒng)技術(shù)無法開采的“三下”壓煤問題[1]。鑒于長壁逐巷膠結(jié)充填采煤較好的巖層控制效果和系統(tǒng)簡單、采出率高、設(shè)備投資少等優(yōu)勢，在現(xiàn)場進(jìn)行了大量的應(yīng)用[2-3]。針對長壁逐巷膠結(jié)充填開采，國內(nèi)學(xué)者進(jìn)行了大量研究，并取得了一定成果。鄧雪杰等針對特厚煤層，系統(tǒng)的闡述了上向分層長壁逐巷膠結(jié)充填開采技術(shù)方法，并分析了該充填開采技術(shù)中如開采聯(lián)絡(luò)巷合理間距及充填擋墻側(cè)壓力等關(guān)鍵技術(shù)參數(shù)[4]；孫凱等對長壁逐巷膠結(jié)充填開采中采煤和充填的工藝協(xié)調(diào)優(yōu)化提出了設(shè)計方法，推導(dǎo)出了采充工藝協(xié)調(diào)關(guān)鍵參數(shù)的計算公式，并對該優(yōu)化設(shè)計方法的實施做了進(jìn)一步的說明[5]；針對煤體-充填體復(fù)合承載，郭廣禮等對深部帶狀充填開采充填體和煤柱形成的復(fù)合承載體的應(yīng)力承載和破壞特征進(jìn)行了研究[6]；馬超等建立了充填巷采中煤柱與充填體耦合作用的力學(xué)模型，求出了煤柱與充填體耦合作用的黏彈性解[7]。由此可以看出，當(dāng)前多有對長壁逐巷充填開采技術(shù)、充填材料的配比以及煤柱與充填體的破壞特征與模型的研究，但目前仍缺乏對長壁逐巷開采過程中充填巷道不同圍巖動態(tài)組合狀態(tài)及不同應(yīng)力演化規(guī)律時巷道支護(hù)優(yōu)化的研究。因此，以河南省永城市城郊煤礦為工程背景，使用數(shù)值模擬分析了長壁逐巷開采過程中充填巷道的不同煤體-充填體復(fù)合承載特點，優(yōu)化設(shè)計相對應(yīng)的支護(hù)方式，對提高充填工作面的生產(chǎn)效率以及節(jié)省支護(hù)材料具有重要的意義。

1 長壁逐巷膠結(jié)充填開采技術(shù)

1.1 長壁逐巷膠結(jié)充填開采工藝

長壁逐巷膠結(jié)充填開采技術(shù)原理是先形成長壁采煤系統(tǒng)，采用綜掘機開掘工作面兩煤巷之間的聯(lián)絡(luò)巷進(jìn)行掘進(jìn)采煤，對于生產(chǎn)能力要求較高時，可采用連采機或自動化掘錨一體機進(jìn)行采煤，其巷道內(nèi)煤炭運輸主要采用刮板輸送機、帶式輸送機運輸或梭車、帶式輸送機運輸?shù)确绞脚浜贤瓿?，?lián)絡(luò)巷掘出后，利用膠結(jié)充填材料充填巷道。在充填巷道的同時，掘進(jìn)另外1 條聯(lián)絡(luò)巷，實現(xiàn)工作面“掘巷出煤，巷內(nèi)充填”循環(huán)充填開采技術(shù)[4]。長壁逐巷膠結(jié)充填開采巖層控制的關(guān)鍵是在開采過程中對充填巷道實現(xiàn)高充實率的充填，達(dá)到充填體和暫未開采的煤柱形成一起支承上覆巖層的組合體，并保證在掘巷過程中出現(xiàn)不同寬度的煤柱不會失穩(wěn)[8-10]。

1.2 長壁逐巷膠結(jié)充填開采工程實例

煤層柱狀圖如圖1，城郊煤礦長壁逐巷膠結(jié)充填開采的區(qū)域為2#煤層，平均厚度為3 m，埋深410～680 m，煤層結(jié)構(gòu)簡單，頂板以泥巖、砂質(zhì)泥巖為主、局部中細(xì)砂巖；底板多為泥巖、砂質(zhì)泥巖，兼有粉細(xì)砂巖。城郊礦長壁逐巷膠結(jié)充填工作面掘巷寬度為5.4 m，根據(jù)掘進(jìn)單條巷道圍巖擾動的影響范圍，設(shè)計其掘巷間距為3 倍巷寬即16.2 m。

圖1 煤層柱狀圖Fig.1 Coal seam histogram

長壁逐巷膠結(jié)充填開采的掘巷順序應(yīng)在保證安全間距及充填體凝固時間的前提下，盡量在已充填巷道之間或緊貼充填體開采，從而避免1 個循環(huán)距離過長，造成工作面搬家轉(zhuǎn)移距離過大[5]。根據(jù)以上原則以及前述的3 倍掘巷間距，可知城郊煤礦以開采8 條充填巷道為1 個開采循環(huán)，充填開采過程充填巷道的不同狀態(tài)如圖2。則在充填開采過程中充填巷道會出現(xiàn)如圖2 的3 種狀態(tài)：狀態(tài)Ⅰ為初次開挖充填巷道，此時開挖巷道兩側(cè)均是實體煤；狀態(tài)Ⅱ為緊貼上一狀態(tài)充填開采完畢后已經(jīng)穩(wěn)定的充填體進(jìn)行掘進(jìn)充填巷道，其一側(cè)是實體煤，另一側(cè)是充填體；狀態(tài)Ⅲ為單個開采循環(huán)將要結(jié)束時，緊貼兩側(cè)充填體掘進(jìn)充填巷道。

圖2 充填開采過程充填巷道的不同狀態(tài)Fig.2 Different states of the filling roadway in the filling mining process

2 動態(tài)組合圍巖復(fù)合承載分析

2.1 數(shù)值模擬方案

采用長壁逐巷膠結(jié)充填開采，充填體充入采空區(qū)后，由最初的不受力到隨著強度的提高逐漸承受荷載從而吸收和轉(zhuǎn)移應(yīng)力，充填體的壓縮過程即上覆巖層移動變形的過程，隨著壓力被轉(zhuǎn)移到充填體上，便成為支撐上覆巖層和維持穩(wěn)定的直接主體[11]。為定性分析充填開采過程煤體與充填體的應(yīng)力演化規(guī)律，取城郊煤礦充填一采區(qū)C2101 長壁逐巷膠結(jié)充填工作面1 個開采循環(huán)為研究對象，建立長×寬×高分別為300 m×222 m×80 m，頂部補償均布應(yīng)力為14.75 MPa，側(cè)面約束水平移動，底面固支，材料的破壞服從摩爾庫倫準(zhǔn)則的FLAC3D數(shù)值模型。模擬在1個開采循環(huán)內(nèi)根據(jù)實際掘巷順序掘進(jìn)完立刻進(jìn)行充填，分析在開采過程中出現(xiàn)3 種狀態(tài)的巷道兩側(cè)煤體和充填體相互組合時應(yīng)力的分布規(guī)律。巖層控制原理及數(shù)值計算模型圖如圖3，各巖層、煤與充填體細(xì)觀參數(shù)見表1。

表1 巖層細(xì)觀參數(shù)表Table 1 Formation meso-parameters table

圖3 巖層控制原理及數(shù)值計算模型圖Fig.3 Stratum control principle and numerical calculation model diagram

2.2 模擬結(jié)果分析

2.2.1 煤體-煤體組合圍巖

狀態(tài)Ⅰ充填巷道垂直應(yīng)力云圖如圖4。

圖4 狀態(tài)Ⅰ充填巷道垂直應(yīng)力云圖Fig.4 Vertical stress cloud diagrams of filling roadway in state Ⅰ

由圖4（a）可知，開采循環(huán)第①步屬于初次開挖巷道，原巖應(yīng)力場初始平衡狀態(tài)被打破，在采動破壞影響下巷道頂?shù)装瀹a(chǎn)生了應(yīng)力降低區(qū)，巷道兩側(cè)煤體產(chǎn)生了呈對稱分布的應(yīng)力集中[12-13]。由圖4（b）可知，當(dāng)充填巷道開采完畢后立刻進(jìn)行充填，充填體處于卸壓狀態(tài)，其內(nèi)部應(yīng)力僅0.5 MPa，說明此時采空區(qū)充填體尚未有效發(fā)揮作用，覆巖載荷主要作用于兩側(cè)煤體并造成一定程度的應(yīng)力集中，在巷道兩側(cè)3～4 m 處達(dá)到峰值20.06 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為1.36，進(jìn)行開采循環(huán)第②步時，16.2 m 的掘巷間距使其避開了第1 條巷道產(chǎn)生的超前支承壓力影響，掘巷處煤體趨近于原巖應(yīng)力，因此開采循環(huán)第②步時充填巷道兩側(cè)煤體應(yīng)力分布與第①步相似。

2.2.2 充填體-煤體組合圍巖

狀態(tài)Ⅱ充填巷道垂直應(yīng)力云圖如圖5。

圖5 狀態(tài)Ⅱ充填巷道垂直應(yīng)力云圖Fig.5 Vertical stress cloud diagrams of filling roadway in state Ⅱ

由掘巷順序可知在1 個開采循環(huán)中，第③～⑥步充填巷道皆處于狀態(tài)Ⅱ，選取第③、第④步作為研究對象。由圖5（a）可知，開采循環(huán)第③步為貼著第①步已經(jīng)穩(wěn)定的充填體掘進(jìn)，其右側(cè)為充填體，左側(cè)為煤柱，此時掘進(jìn)巷道大部分處于充填體卸壓保護(hù)范圍內(nèi)，右側(cè)充填體的最大垂直應(yīng)力由未掘進(jìn)時的0.5 MPa 降低為0.15 MPa，減小約70.0%，而左側(cè)煤柱的最大垂直應(yīng)力由20.06 MPa 增加到24.41 MPa，增幅約21.68%。由圖5（b）可知，當(dāng)開采循環(huán)第③步充填完成，第④步掘進(jìn)時，充填體的最大垂直應(yīng)力升高到0.83 MPa?？芍涮钕锏捞幱跔顟B(tài)Ⅱ，即一側(cè)為煤體一側(cè)貼著充填體掘進(jìn)時，頂板應(yīng)力向煤體側(cè)轉(zhuǎn)移，而當(dāng)巷道充填后，隨著開采循環(huán)的推進(jìn)，采動影響擴大，頂板緩慢下沉，充填體與煤柱形成整體共同支承頂板，其應(yīng)力由0.5 MPa 升高至0.83 MPa，增幅約66%。但充填體的承載作用具有被動特點即只有先受到上覆巖層的壓力后才能發(fā)揮承載作用，因此頂板支撐以煤柱為主，充填體承載能力較小主要起應(yīng)力傳遞作用[14]。

2.2.3 充填體-充填體組合圍巖

狀態(tài)Ⅲ充填巷道垂直應(yīng)力云圖如圖6。

圖6 狀態(tài)Ⅲ充填巷道垂直應(yīng)力云圖Fig.6 Vertical stress cloud diagrams of filling roadway in state Ⅲ

由圖6 可知，按照逐巷跳采的順序到開采循環(huán)第⑦步時，掘進(jìn)巷道兩側(cè)皆為已經(jīng)穩(wěn)定的充填體。在掘進(jìn)之前，兩側(cè)充填體應(yīng)力為1.52 MPa，較上一狀態(tài)充填體最大垂直應(yīng)力0.83 MPa 增加了約83.1%，當(dāng)開采循環(huán)第⑦步巷道掘進(jìn)完成時，起主要支承作用的煤柱消失，兩側(cè)充填體凝固的過程中伴隨著上覆巖層的進(jìn)一步壓實，充填體最大垂直應(yīng)力從1.52 MPa 增加至2.01 MPa，增幅約32.2%。當(dāng)?shù)冖卟匠涮钔瓿蓵r，單個開采循環(huán)內(nèi)的煤體-充填體復(fù)合承載效果暫時消失，轉(zhuǎn)為整個長壁工作面煤體與該段充填體形成復(fù)合承載，應(yīng)力轉(zhuǎn)移至該段充填體兩側(cè)力學(xué)強度更大的煤體，兩側(cè)煤體最大垂直應(yīng)力達(dá)到28.46 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為1.93。

2.2.4 動態(tài)組合圍巖對比分析

單個開采循環(huán)內(nèi)垂直應(yīng)力切面圖如圖7。

圖7 單個開采循環(huán)內(nèi)垂直應(yīng)力切面圖Fig.7 Vertical stress tangent diagram in a single mining cycle

從整個開采循環(huán)來看，充填體的最大垂直應(yīng)力隨著推進(jìn)步數(shù)的增加整體上呈現(xiàn)緩慢上升的趨勢，其應(yīng)力范圍大約為0.5～2.13 MPa，在充填體逐漸凝固壓實與煤體共同參與到上覆巖層控制的過程中，其被動承載的特性總是先使得與其相接觸的煤柱邊緣應(yīng)力增高，當(dāng)充填體之間暫未開采的煤柱寬度隨著開采循環(huán)的進(jìn)行變窄時，煤柱兩幫應(yīng)力峰值將會慢慢重疊從而導(dǎo)致煤柱中產(chǎn)生高應(yīng)力集中區(qū)[15-16]。如圖7 開采循環(huán)第②～第⑥步，兩充填體之間煤柱的應(yīng)力分別為20.7、24.4、25.4、32.3、34.4 MPa，其中第②～第③與第④～第⑤步由于煤柱寬度的減小應(yīng)力增幅較大，分別增加了17.8%、27.2%，在開采循環(huán)進(jìn)行到第⑥步時，充填體間的煤柱寬度僅為單條巷寬5.4 m，垂直應(yīng)力達(dá)到最大值34.4 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為2.33。但由于充填體的存在，煤柱的變形破壞受到約束，充填體和煤柱相互提供側(cè)向限制力，煤柱的承載能力也會同時提高[17]。

3 充填巷道支護(hù)方案設(shè)計與驗證

3.1 支護(hù)方案設(shè)計

由分析可知，在開采循環(huán)進(jìn)行的過程中，煤體-充填體復(fù)合承載的應(yīng)力動態(tài)演化過程為頂板應(yīng)力先轉(zhuǎn)移至起主要承載的煤體，充填體由于其被動支承的特點總是先處于卸壓狀態(tài)，在壓實的過程中受力才逐漸提高，并起到為煤體提供側(cè)向限制力的作用，使其支承能力提升[18]。因此在長壁逐巷膠結(jié)充填開采過程中應(yīng)當(dāng)加強受主要支承作用的煤體側(cè)支護(hù)，基于煤體與充填體的受力特點，對處于3 種狀態(tài)下的充填巷道提出了對應(yīng)的支護(hù)方案設(shè)計，充填巷道支護(hù)狀態(tài)參數(shù)表見表2。

表2 充填巷道支護(hù)狀態(tài)參數(shù)表Table 2 Supporting state parameters table of filling roadway

不同狀態(tài)充填巷道支護(hù)斷面如圖8。

由圖8（a）可知，充填巷道處于狀態(tài)Ⅰ時，巷道兩幫均為實體煤，兩幫在采動影響下均會出現(xiàn)一定程度的應(yīng)力集中，需要在兩幫實體煤側(cè)進(jìn)行基本支護(hù)和加強支護(hù)；由圖8（b）可知，充填巷道處于狀態(tài)Ⅱ時，巷道兩幫一側(cè)為煤體一側(cè)為充填體，充填體側(cè)處于卸壓狀態(tài)，且無片幫等特性，為保持充填體的完整性該側(cè)不設(shè)支護(hù)，煤體側(cè)應(yīng)力集中程度提高因此僅在此側(cè)進(jìn)行單側(cè)支護(hù)[19]；由圖8（c）可知，充填巷道處于狀態(tài)Ⅲ時，巷道兩幫均為處于卸壓保護(hù)范圍內(nèi)的充填體，僅對頂板進(jìn)行基本支護(hù)和加強支護(hù)，兩幫不進(jìn)行支護(hù)。

圖8 不同狀態(tài)充填巷道支護(hù)斷面圖Fig.8 Cross-section diagrams of filling roadway support in different states

充填巷道頂板支護(hù)俯視圖如圖9。

圖9 充填巷道頂板支護(hù)俯視圖Fig.9 Overside view of roof support filling lanes

充填巷道頂板基本支護(hù)采用φ20 mm×2 200 mm型Q500 左旋螺紋鋼高強錨桿+平焊網(wǎng)+W 鋼帶，平焊網(wǎng)規(guī)格為1 000 mm×2 000 mm，W 鋼帶長4.6 m，每根高強錨桿使用2 支錨固劑（根據(jù)實際情況選用MSK2350 型或MSZ2350 型）進(jìn)行錨固。錨索規(guī)格均為φ21.6 mm，巷道中心錨索長度8 000 mm，巷道中心左右側(cè)錨索長度5 500 mm，錨索托盤規(guī)格為250 mm×250 mm×20 mm。錨索梁平行于鋼帶布置1 排16B 槽鋼，錨索梁居中布置，梁長3 000 mm，一梁三索，兩排施工1 組[20]。

幫側(cè)錨桿選用φ16 mm×2 000 mm 型玻璃纖維錨桿+雙抗網(wǎng)（礦壓明顯時外層可增加平焊網(wǎng)或使用錨網(wǎng)帶加強支護(hù)）+木托盤+鐵托盤[21]。雙抗網(wǎng)：4 000 mm×1 400 mm，木托盤：400 mm×200 mm×50 mm，鐵托盤：150 mm×150 mm×10 mm。

3.2 充填巷道支護(hù)數(shù)值模型

3.2.1 數(shù)值模擬方案

數(shù)值模擬支護(hù)方案示意圖如圖10。

圖10 數(shù)值模擬支護(hù)方案示意圖Fig.10 Schematic diagrams of numerical simulation support scheme

根據(jù)城郊煤礦的實際情況，以及設(shè)計的充填巷道支護(hù)方案，數(shù)值模擬綜合考慮開采循環(huán)過程中充填巷道與煤體和充填體的組合關(guān)系，取充填巷道的長度為120 m，結(jié)合實際工程中每天掘進(jìn)26 m，確定在數(shù)值模擬中每條充填巷道分步開挖，一次開挖24 m，分5 次開挖1 條巷道，每次開挖之后，立即對巷道進(jìn)行支護(hù)，即隨采隨支。

3.2.2 結(jié)果分析

隨著開采循環(huán)的向前推進(jìn)，3 種支護(hù)方式下的充填巷道垂直位移云圖以及兩幫水平位移曲線如圖11～圖13。

由圖11～圖13 可知，隨著開采循環(huán)的推進(jìn)，由于充填體承載強度與煤體承載強度的不同，導(dǎo)致充填巷道在分別經(jīng)歷3 種狀態(tài)時其垂直位移云圖呈現(xiàn)對稱、非對稱、對稱的分布變化，在巷道完全掘進(jìn)結(jié)束后3 種支護(hù)狀態(tài)下的頂板下沉量分別為4.38、7.43、20.40 cm，左幫最大位移分別為0.33 cm（煤體）、1.35 cm（充填體）、13.4 cm（充填體），右?guī)妥畲笪灰品謩e為0.32 cm（煤體）、0.80 cm（煤體）、14.10 cm（充填體）。

圖11 狀態(tài)Ⅰ充填巷道位移圖Fig.11 Displacement diagrams of filling roadway in state Ⅱ

圖12 狀態(tài)Ⅱ充填巷道位移圖Fig.12 Displacement diagrams of filling roadway in state Ⅱ

圖13 狀態(tài)Ⅲ充填巷道位移圖Fig.13 Displacement diagrams of filling roadway in state Ⅲ

3 種狀態(tài)巷道的出現(xiàn)分別是1 個開采循環(huán)中的前、中、后期，隨著采動影響的不斷變大和充填體的被動承載特點，頂板下沉速率的變大和兩幫位移的增加無法避免，3 種支護(hù)狀態(tài)下充填巷道位移量對比圖如圖14。

圖14 3 種支護(hù)狀態(tài)下充填巷道位移量對比圖Fig.14 Comparison of displacements of filled roadways in three supporting states

由圖14 可以看出巷道的變形在整體上呈現(xiàn)上升趨勢，通過計算可得3 種狀態(tài)下的巷道斷面收縮率分別為2.84%、4.38%、13.33%。當(dāng)充填巷道處于狀態(tài)Ⅰ時，其兩側(cè)都是煤體，在該支護(hù)方式下巷道整體變形不大，支護(hù)效果良好。當(dāng)巷道處于狀態(tài)Ⅱ時，左幫未支護(hù)的充填體位移量稍大于右?guī)椭ёo(hù)的煤體，且整體相較與狀態(tài)Ⅰ位移量增加幅度較小，其中頂板下沉量增加0.7 倍，左右?guī)臀灰屏糠謩e增加3.1、1.5 倍，說明處于此狀態(tài)下的巷道煤柱與充填體復(fù)合承載效果較好，減少充填體側(cè)的支護(hù)對于巷道變形的影響不大。而當(dāng)巷道處于狀態(tài)Ⅲ時，變形量較狀態(tài)Ⅱ大幅度上升，其中頂板下沉量增加約1.75 倍，左右?guī)臀灰屏糠謩e增加8.93 倍、16.63 倍。其原因主要是當(dāng)巷道兩側(cè)都為未支護(hù)的充填體時，單個開采循環(huán)內(nèi)的煤體-充填體復(fù)合承載結(jié)構(gòu)被破壞，轉(zhuǎn)換為充填體單一承載，前章分析可知，此狀態(tài)的充填體尚處于被逐漸下沉的頂板壓實的被動承載過程，變形量較大。由圖6 可以看出，該狀態(tài)下充填體整體處于卸壓狀態(tài)，無高應(yīng)力集中且其內(nèi)部結(jié)構(gòu)完整不易發(fā)生類似煤體的片幫現(xiàn)象，因此巷道處于狀態(tài)Ⅲ時僅對頂板進(jìn)行支護(hù)可行。

4 結(jié) 論

1）對長壁逐巷膠結(jié)充填開采過程中充填巷道兩側(cè)煤體、充填體相互組合可能出現(xiàn)的狀態(tài)進(jìn)行了分類，即煤體-煤體組合圍巖、煤體-充填體組合圍巖、充填體-充填體組合圍巖，并通過數(shù)值模擬得出長壁逐巷膠結(jié)充填開采單個開采循環(huán)內(nèi)充填巷道的應(yīng)力演化特點：在掘巷過程中頂板應(yīng)力總是先轉(zhuǎn)移至起主要承載作用的煤體，被動承載的充填體在動態(tài)組合圍巖復(fù)合承載體系里主要起到傳遞應(yīng)力和改善充填體之間煤柱受力狀態(tài)的作用。

2）隨著開采循環(huán)從①～⑧的推進(jìn)，單個循環(huán)內(nèi)煤體和充填體應(yīng)力在整體上都呈現(xiàn)上升趨勢，煤體應(yīng)力變化范圍為20.7～34.4 MPa，充填體應(yīng)力變化較小，范圍為0.5～2.13 MPa。兩充填體間的煤柱寬度減小對煤體及充填體的應(yīng)力影響都較大，其中第②～第③步與第④～第⑤步由于煤柱寬度的減小，煤體應(yīng)力增加了17.8%、27.2%，充填體應(yīng)力增加了43.1%、68.6%。

3）根據(jù)處于3 種動態(tài)圍巖組合狀態(tài)下的充填巷道受力特點和充填體的特性分別提出了巷道頂板及兩幫均支護(hù)、巷道頂板及煤體單側(cè)幫支護(hù)、僅巷道頂板支護(hù)的3 種支護(hù)方案。對支護(hù)方案進(jìn)行驗證發(fā)現(xiàn)：3 種支護(hù)狀態(tài)下的巷道斷面收縮率分別為2.84%、4.38%、13.33%，當(dāng)充填巷道處于狀態(tài)Ⅱ時，減少充填體單側(cè)的支護(hù)仍能取得較好的支護(hù)效果，證明充分利用煤體-充填體復(fù)合承載的效果在開采循環(huán)過程中減少支護(hù)以提高充填工作面的生產(chǎn)效率和節(jié)省支護(hù)材料的消耗可行。