高奎英，盧 恒，馮志忠

(國能神東煤炭集團 大柳塔煤礦，陜西 神木 719315)

隨著采煤方法不斷改進和機械裝備水平的顯著提高，大采高綜采工作面的設備數(shù)量越來越多、尺寸越來越大，造成了設備運輸困難[1-4]。目前我國煤礦綜采工作面多采用雙通道回撤技術來提高工作面設備回撤速度，然而回撤通道一定會經(jīng)歷反復擾動影響直至失去一個煤幫，導致回撤通道應力環(huán)境惡劣，控制難度極大[5-7]。

大量學者對回撤通道圍巖穩(wěn)定性控制進行研究，取得了較為豐富的成果。張永強[8]等認為基本頂斷裂位置靠近回撤通道上方時關鍵塊偏轉下沉會造成圍巖嚴重破壞；楊征[9]等通過研究認為工作面末采期間回撤通道的圍巖應力會由回采幫向煤柱幫轉移，加強回撤通道圍巖支護強度，可保證回撤通道穩(wěn)定性；楊繼元[10]等建立了淺埋綜采工作面基本頂周期破斷深梁結構力學模型，得出末采階段支承壓力與回撤通道側向支承壓力的耦合疊加是回撤通道圍巖變形大的主要原因；張杰[11]等通過理論計算得出回撤通道剩余煤柱平均應力與煤柱寬度成反比，剩余煤柱的強度與煤柱寬度成正比，提出采取內(nèi)外共同支護保證回撤工作的順利完成；李臣[12]等通過理論分析和數(shù)值計算研究了預掘雙回撤通道圍巖破壞特征，認為末采期間回撤通道處于非等壓動態(tài)疊加應力場，圍巖塑性區(qū)趨于蝶形失穩(wěn)并提出采用合理煤柱尺寸及加強支護保證回撤通道的穩(wěn)定。鑒于不同煤礦的煤巖賦存狀況、力學參數(shù)等變化較大，在現(xiàn)場工程實踐中需要根據(jù)各礦具體條件進行分析。本研究以活雞兔井22311綜采工作面回撤通道為研究對象，采用理論計算、數(shù)值模擬等方法確定了回撤通道煤柱失穩(wěn)臨界寬度及“長關鍵塊”作用下液壓支架的臨界阻力，并提出采用錨桿索聯(lián)合支護、停采讓壓、補強加固的多技術手段共同控制回撤通道圍巖的穩(wěn)定，在現(xiàn)場試驗中取得了較好的控制效果。為本礦井及類似條件礦井回撤通道的穩(wěn)定控制提供了參考。

1 工程概況

22311綜采工作面平均埋深181 m，煤層平均厚度4.5 m，傾角3°，22311工作面回采結束后，其工作面設備要被搬家至下一個工作面的切眼。為提高工作面設備搬家質(zhì)量和速度，采用雙通道回撤技術，兩通道間距30 m，通過聯(lián)絡巷聯(lián)通。設備回撤通道布置與工作面位置關系如圖1所示。

圖1 22311綜采工作面設備回撤通道布置

設備回撤通道沿底板掘進，設計斷面為矩形，其尺寸為：寬×高=5.2 m×3.5 m。隨著工作面推進回撤通道與工作面距離逐漸靠近，回撤通道與工作面之間煤柱尺寸越來越小直至工作面與通道貫，該過程中回撤通道受劇烈采動影響，因此有必要對不同時期通道圍巖結構及礦壓顯現(xiàn)規(guī)律進行研究，并提出能夠確保不同時期回撤通道圍巖穩(wěn)定的支護技術。

2 回撤通道間隔煤柱臨界失穩(wěn)寬度計算

回撤通道與工作面之間的間隔煤柱所受載荷由煤柱上覆巖層重量和采空區(qū)懸露頂板轉移載荷組成[13]?；爻吠ǖ琅c輔助通道的距離較大，將該部分煤體看成實體煤。22311綜采工作面回撤通道間隔煤柱載荷計算模型如圖2所示。

圖2 間隔煤柱載荷計算模型

間隔煤柱一側為采空區(qū)，因此得單位面積煤柱上的平均應力為：

式中，σ為煤柱平均應力，MPa；γ為上覆巖層平均體積力，N/m3；δ為采空區(qū)巖層跨落角，(°)；B為煤柱寬度，m；H為巷道埋深，m；D為采空區(qū)寬度，m；k為動壓系數(shù)。

間隔煤柱的強度由煤柱煤體強度、煤柱寬度和高度等決定，根據(jù)Obert-Dwvall/Wang公式，間隔煤柱強度為：

式中，R為煤柱的極限強度，MPa；Rc為煤塊的單軸抗壓強度，MPa；B為煤柱寬度，m；h為煤柱高度，m。

當間隔煤柱平均應力大于煤柱強度時煤柱發(fā)生失穩(wěn)破壞，由式(1)、式(2)相等得間隔煤柱臨界失穩(wěn)寬度為：

根據(jù)22311綜采工作面地質(zhì)生產(chǎn)資料和實驗室分析知：h=3.5 m；Rc=35 MPa；γ=2.5×104N/m3；k=1.5；H=181 m；δ=55°；D=200 m。將參數(shù)帶入式(3)得：B=4.38 m。

3 回撤通道穩(wěn)定性數(shù)值分析

3.1 模型建立

以22311綜采工作面實際地質(zhì)條件為基礎，建立尺寸為100 m×200 m×70 m(x，y，z)的FLAC3D數(shù)值計算模型，回撤通道為斷面尺寸為寬×高=5.2 m×3.5 m。模型邊界條件設置為底面及側面邊界固定，并施加垂直載荷為3.54 MPa；根據(jù)地應力測試結果側壓系數(shù)為1.2。圍巖本構關系采用摩爾-庫侖模型。根據(jù)物理力學實驗和該礦現(xiàn)場資料確定煤巖參數(shù)見表1，數(shù)值模型中回撤通道、輔助通道及工作面相對位置如圖3所示。

表1 煤巖物理力學參數(shù)

圖3 數(shù)值模型中回撤通道與工作面相對位置

3.2 不同煤柱寬度通道圍巖支承壓力分布規(guī)律

隨著工作面推進，22311工作面逐漸向回撤通道逼近，當間隔煤柱寬度逐漸減小時，受采動影響越劇烈，相應的間隔煤柱內(nèi)和通道附近圍巖的支承應力分布特征勢必也會發(fā)生劇烈改變。采動影響下不同煤柱寬度通道實體煤側及煤柱側支承壓力分布曲線如圖4所示。

圖4 回撤通道兩側實體煤與煤柱間支承應力轉移規(guī)律

由圖4(a)可知：煤柱寬度為70 m時，實體煤上支承壓力總體處于原巖應力水平，在實體煤靠近回撤通道與回撤輔巷處產(chǎn)生大小與范圍基本一致的支承壓力，表明70 m煤柱時，回撤通道與回撤輔巷附近未受到工作面開采引起的超前支承壓力影響，而僅受到通道與輔巷掘進引起的支承壓力影響，說明工作面開采后的超前支承壓力影響范圍約為70 m。煤柱寬度由70 m→12 m變化的過程中，煤柱上支承壓力曲線均呈雙峰值，且煤柱寬度越小，工作面超前支承應力與回撤通道掘進產(chǎn)生的支承應力疊加越明顯，導致了煤柱整體支承應力與峰值應力越大。

由圖4(b)可知，煤柱寬度為10 m以下時，煤柱內(nèi)支承壓力曲線呈單峰值，當煤柱寬度為10 m時峰值應力達到最大值。此后，隨著煤柱寬度減小，煤柱內(nèi)裂隙發(fā)育，承載性能下降，峰值逐漸降低。煤柱寬度為4 m時，峰值應力開始低于原巖應力水平，此時煤柱基本失去承載能力，其內(nèi)支承壓力大幅度低于原巖應力，煤柱裂隙完全貫通，發(fā)生較為明顯失穩(wěn)破壞。

3.3 采動影響通道圍巖塑性區(qū)分布規(guī)律

不同煤柱寬度下圍巖塑性區(qū)分布如圖5所示。從圖5可知，間隔煤柱70 m時，通道圍巖主要為剪切破壞，煤柱寬度減小至20 m時，剪切破壞向圍巖深部擴展，其中通道煤柱側擴展較嚴重，煤柱寬度減小至12 m時，圍巖塑性區(qū)進一步擴展，但煤柱內(nèi)塑性區(qū)未貫通；煤柱寬度為8m及以下時煤柱內(nèi)塑性區(qū)已完全貫通，但8 m煤柱情況下煤柱內(nèi)仍然存在彈性單元，直到煤柱為4 m時整個煤柱已經(jīng)完全處于塑性破壞狀態(tài)，與第二節(jié)的理論分析基本吻合。

圖5 采動影響通道圍巖塑性區(qū)分布規(guī)律

4 回撤通道頂板結構形式對通道圍巖穩(wěn)定性影響

回撤通道災變失穩(wěn)的發(fā)生需滿足兩個條件：①煤柱處于失穩(wěn)臨界寬度范圍內(nèi)；②基本頂迅速下沉、回轉、切落等強烈動載作用。工作面與回撤通道一定要貫通的特點，決定了煤柱一定會經(jīng)歷臨界寬度范圍。所以，防止回撤通道災變失穩(wěn)僅能從控制基本頂動載著手。從控制措施方面來講，解決工作面與通道間煤柱失去自承能力后的支護強度問題，是保證回撤通道穩(wěn)定的關鍵。在煤柱臨界失穩(wěn)寬度范圍時，應及時調(diào)節(jié)支架到合理的支護強度，而設計液壓支架合理的支護強度的前提條件是明確回撤通道與工作面上方頂板的覆巖型式。因此有必要對回撤通道與工作面上方頂板結構進行研究。

4.1 基本頂斷裂特征及影響因素分析

工作面推進的長度等于周期來壓步距時，基本頂巖梁就會發(fā)生斷裂，關鍵塊B在回轉運動的過程中它逐漸與關鍵塊A、C相擠壓咬合，穩(wěn)定后形成平衡的“鉸接結構”。

回撤通道上方頂板覆巖結構形式變化主要體現(xiàn)在基本頂關鍵塊的斷裂位置及長度。為便于研究分析現(xiàn)作如下規(guī)定：通道上方關鍵塊B長度與周期來壓末采階段關鍵塊相比長度增大時稱之為“長關鍵塊”。

工作面末采階段隨著回撤通道接近貫通，頂板所受的力由通道實體煤、煤柱和支架共同承擔。隨著工作面的推進，間隔煤柱上的覆巖載荷不斷地遷移分擔至實體煤和支架上。當煤柱寬度進入臨界失穩(wěn)范圍時，煤柱無抵抗外界應力能力，覆巖載荷全部轉移到實體煤和支架上。另外，支架對頂板阻力最大一般是4～8倍的采高，遠小于回撤通道實體煤側受到覆巖重量?；诖耍褐M入失穩(wěn)寬度時，通道上方的基本頂為在回撤通道實體煤側一端固支的懸臂梁，其長度為：

L=b+a+Lx

(4)

式中，b為通道寬度，m；a為煤柱臨界失穩(wěn)寬度，m；Lx為煤柱進入臨界失穩(wěn)寬度范圍時工作面與周期斷裂線距離，m。

設工作面周期來壓步距為L0，且工作面剛剛推進至煤柱失穩(wěn)臨界寬度。

1)若Lx=L0或0，基本頂恰好發(fā)生周期來壓如圖6(a)。此時回撤通道正上方的基本頂可視為實體煤側一端固支的懸臂梁結構，懸臂梁長度是回撤通道寬度與煤柱寬度之和。若此時的懸臂梁長度小于周期來壓步距，即b+a

圖6 常規(guī)關鍵塊頂板覆巖結構

2)若0

圖7 長關鍵塊頂板覆巖結構

4.2 長關鍵塊頂板結構力學分析

“長關鍵B”長度增大，來壓強度大幅度增強，礦壓顯現(xiàn)劇烈，使得工作面和通道圍巖穩(wěn)定性降低，相應地阻止頂板失穩(wěn)所需的液壓支架阻力要比“常規(guī)關鍵塊”下的支架阻力大得多。

4.2.1 長關鍵塊頂板結構力學模型

長關鍵塊的長度為回撤通道實體煤側極限平衡區(qū)寬度、通道寬度、臨界失穩(wěn)煤柱寬度以及工作面與上次來壓間距離之和。22311綜采工作面來壓步距為14.7 m，即為常規(guī)關鍵塊長度，通道實體煤側極限平衡區(qū)的寬度經(jīng)理論計算為3 m，通道寬度5.2 m，臨界失穩(wěn)煤柱寬度為4 m，煤柱進入臨界失穩(wěn)寬度時工作面與周期斷裂線距離為9 m，故“長關鍵塊B”的長度約為21 m。

建立回撤通道頂板力學模型如圖8所示，“長關鍵塊”結構受力分析如圖9所示。為簡化計算，取cosθ2≈1，sinθ2≈sinθ1/4。對便于計算作如下簡化：①關鍵塊上所受載荷為均布載荷q；②煤柱處于臨界失穩(wěn)寬度時，煤柱及實體煤極限平衡區(qū)的支撐力為零。

圖8 回撤通道頂板力學模型

圖9 “長關鍵塊”結構受力狀態(tài)

由圖9所示長關鍵塊受力分析得其平衡方程為：

2R1(x0+b+a+Lm)/3+T(h-Δ-d)-

P1Lcosθ1/2=0

(5)

P1=R1+QA

(6)

即：

QA=P1-R1

(8)

式中，x0為通道實體煤側塑性區(qū)寬度，m；b為回撤通道寬度，m；a為間隔煤柱寬度，m；Lm為控頂距，m；T為關鍵塊A對關鍵塊B的水平擠壓力，kN；h為關鍵塊B厚度，m；d為塊體間擠壓接觸面高度，m；Δ為長關鍵塊B的下沉量，m；P1為塊B自重及上部荷載，kN；QA為關鍵塊B自重，kN；R1為直接頂對關鍵塊B的阻力，kN；θ1、θ2分別為關鍵塊B和C的偏轉角，(°)。

根據(jù)礦山壓力及控制理論知，“長關鍵塊體B”在E點不發(fā)生滑落失穩(wěn)的判據(jù)表達式為：

Ttanφ≥QA

(9)

式中，φ為內(nèi)摩擦角，(°)。

將式(7)和(8)代入式(9)得：

其中，d=(h-Δ)/2，P1=LmL(q+hγ1)，Δ=Lsinθ1，θ1=arcsin[M-(Kp-1)∑h]/L。

式中，q為長關鍵塊B受到的單位荷載，MPa；∑h為直接頂厚度，m；M為煤層厚度，m；γ1為巖層平均容重，kN/m3；Kp為碎脹系數(shù)。

對圖8中的e、f進行力學分析，其中F2的作用位置約位于Lm/3處。由∑MO=0，∑Fy=0得：

F1+F2=Q+R1

(12)

聯(lián)合式(11)和式(12)得：

其中，Q=Q1+Q2=b(x0+b+a+Lm)(∑hγ1+mγ2)。

式中，Q1為支架控制范圍頂煤載荷，kN；Q2為直接頂載荷，kN；m為通道頂煤厚度，m；γ2為煤體容重，kN/m3；F1、F2為對通道頂板臨界支護力、液壓支架臨界阻力，kN。

4.2.2 長關鍵塊穩(wěn)定性與支架相互作用關系

22311工作面最大控頂距Lm=6.0 m，通道寬b=5.2 m；基本頂?shù)暮穸萮=5.2 m，內(nèi)摩擦角φ=35°；煤厚M=4.5 m；直接頂厚度∑h=2.6 m，巖層平均容重γ1=25 kN/m3；通道頂煤厚m=1.0 m，煤體容重γ2=14 kN/m3；長關鍵塊B承受單位載荷q=0.20 MPa。將上述參數(shù)值分別代入式(10)、(13)，得出在“長關鍵塊B”作用下液壓支架的臨界阻力為10526 kN。

綜采工作面液壓支架額定工作阻力為12000 kN，計算額定阻力與臨界阻力的比值得支架阻力富余系數(shù)約為1.14。阻力富余系數(shù)較小，因此需要采取相應的控制手段避免因個別支架發(fā)生故障導致支撐力不足使頂板壓力轉移到其它支架，引發(fā)支架壓架事故或冒頂片幫事故。

5 回撤通道穩(wěn)定性控制與實踐

針對22311工作面回撤通道在“長關鍵塊”覆巖結構下易產(chǎn)生劇烈礦壓顯現(xiàn)的特點，采用錨桿索聯(lián)合支護、停采讓壓、補強加固的多技術手段共同控制回撤通道圍巖的穩(wěn)定。

5.1 控制方案與實施

結合工程類比、理論分析及數(shù)值模擬來設計回撤通道支護方案，設計參數(shù)如下：

1)掘進期頂板支護參數(shù)：采用?20 mm×2400 mm的左旋螺紋鋼錨桿，間排距為800 mm×800 mm，每排7根。兩端錨桿分別幫距為200 mm，傾角10°，中間錨桿垂直頂板布置。使用50×50 mm的8#金屬網(wǎng)進行鋪設，搭接長度為100 mm。頂板中間位置布置高預應力錨索，規(guī)格為?15.24 mm×7300 mm，每排3根，垂直頂板布置，間排距為1500 mm×2400 mm，預應力不低于120 kN。實體煤幫參數(shù)：錨桿為?20 mm×2400 mm螺紋鋼錨桿，間排距均為800 mm×800 mm，每排4根。上頂角錨桿距頂板400 mm，下頂角距底板700 mm，傾角為20°，其余錨桿垂直煤幫布置。采用50 mm×50 mm的8#金屬網(wǎng)進行鋪設，搭接長度為100 mm。貫通側煤幫：錨桿規(guī)格為?20 mm×2400 mm玻璃鋼錨桿，使用塑料網(wǎng)鋪設，其余參數(shù)同實體煤幫錨桿設計。

2)采動影響期。采用DN40單體液壓支柱配合11#礦用工字鋼，形成一梁二柱的補強支護，工字鋼長5 m，前端均距煤幫200 mm，間距4000 mm，排距為1600 mm，單體柱初撐力大于50 kN。補強支護方案如圖10所示。

圖10 采動影響期通道斷面支護方案(mm)

3)停采讓壓。停采讓壓技術是利用推進速度的變化對周期來壓特征產(chǎn)生影響的規(guī)律來改變工作面來壓的開始位置和來壓的持續(xù)長度[18，19]。確定工作面與回撤通道間的煤柱寬度是停采讓壓技術實施的關鍵。確定煤柱寬度D應滿足2個條件：①煤柱保持穩(wěn)定；②貫通后無頂板來壓。即：

式中，D1為確保讓壓間隔煤柱穩(wěn)定的寬度，m；D2為貫通后不來壓間隔煤柱寬度，m；k為大采高引起的穩(wěn)定性系數(shù)，取1.2；a為煤柱臨界失穩(wěn)寬度，取4 m；l2為來壓持續(xù)長度，根據(jù)末采周期來壓規(guī)律取3～4 m。

將上述參數(shù)代入式(14)計算取整得出：讓壓間隔煤柱寬度為5 m。等壓時間主要以支架阻力急劇上升和煤壁片幫加劇等宏觀礦壓顯現(xiàn)為依據(jù)，根據(jù)經(jīng)驗值一般取10 h左右。

4)工作面與回撤通道貫通。貫通的過程中(距通道約10 m開始)，液壓支架上方進行鋪網(wǎng)上繩工作，工作面與通道被貫通后，調(diào)整支柱與梁支護結構，如圖11所示。將工字鋼一端靠近煤壁，距煤壁200 mm，另一端與液壓支架搭接，搭接長度500 mm，其中，煤幫側使用2根DN40單體液壓支柱并排來支護頂梁，工字鋼的間距為1750 mm。

圖11 貫通后通道斷面支護方案(mm)

5.2 控制效果評價

通過現(xiàn)場觀測及調(diào)研，采用停采讓壓，明顯的改善了通道所處位置的應力環(huán)境，頂板壓力緩和，來壓持續(xù)時間短，貫通后來壓較小。在回撤通道服務期間，由于地質(zhì)條件的差異，圍巖在個別地方發(fā)生錨桿索變形或拉斷失效、支柱折斷現(xiàn)象，但是數(shù)量極少，處在可控的范圍內(nèi)。同時，并沒有發(fā)生圍巖大面積片幫、惡性冒頂?shù)扔绊懼Ъ芑爻返氖鹿?。另外?jīng)過統(tǒng)計發(fā)現(xiàn)，僅有4架支架發(fā)生輕微壓架。這表明支護設計方案保證了回撤通道圍巖穩(wěn)定，為工作面設備回撤提供了強有力的保證。

通道變形量上，在遠離工作面期間，通道圍巖變形量很小，其圍巖變形增加量主要發(fā)生在受采場活動劇烈采動影響時期，但在采用上述支護方案后，通道被貫通后，頂板最終變形量維持在304 mm左右，實體煤破壞擠出量在157 mm左右，底板無明顯底鼓發(fā)生，雖然變形量明顯高于常規(guī)巷道，但仍處于可控范圍內(nèi)。

綜上所述，錨桿索聯(lián)合支護強化了圍巖強度，采用停采讓壓技術有效地控制了來壓位置及持續(xù)時間，緩和了頂板壓力，采用補強加固技術強化了頂板穩(wěn)定性控制，有利于頂板回撤。基于回撤通道控制技術的指導，在現(xiàn)場實施中取得了成功。

6 結 論

1)建立了間隔煤柱載荷計算模型，并結合Obert-Dwvall/Wang公式推導出間隔煤柱臨界失穩(wěn)寬度表達式，計算得出22311綜采工作面回撤通道間隔煤柱臨界失穩(wěn)寬為4.38 m。

2)數(shù)值分析得出工作面開采后的超前支承壓力影響范圍約為70 m，煤柱寬度為70～12 m時煤柱上支承壓力曲線呈雙峰值，煤柱寬度越小煤柱整體支承應力與峰值應力越大；煤柱寬度為10 m時峰值應力達到最大，10 m以下時煤柱內(nèi)支承壓力曲線呈單峰值；煤柱寬度為4 m時，峰值應力開始低于原巖應力水平且煤柱已完全處于塑性破壞狀態(tài)。

3)煤柱進入臨界失穩(wěn)寬度時工作面與周期斷裂線距離距離為9 m，“長關鍵塊B”的長度約為21 m，建立回撤通道頂板“長關鍵塊”結構力學模型，推導出綜采工作面支架臨界阻力表達式，計算得出臨界阻力為10526 kN，支架阻力富余系數(shù)約為1.14。

4)針對液壓支架阻力富余系數(shù)過小，個別支架發(fā)生故障導致支撐力不足易使頂板壓力轉移到其它支架引發(fā)支架壓架事故或冒頂片幫事故，提出采用錨桿索聯(lián)合支護、停采讓壓、補強加固的多技術手段共同控制回撤通道圍巖的穩(wěn)定，并用于現(xiàn)場試驗，取得較好的控制效果。