千米深井超長工作面采動應力旋轉特征及應用

王家臣，王兆會，楊 杰，唐岳松，李冰冰，孟慶保

(1.中國礦業大學(北京) 能源與礦業學院，北京 100083; 2.放頂煤開采煤炭行業工程研究中心，北京 100083; 3.中煤新集能源股份有限公司口孜東礦，安徽 阜陽 236153)

隨著開采強度的提高，我國淺部煤炭資源儲量急劇減少，開采深度逐年增加，特別是東部礦區，多處礦井開采深度達到千米水平。與此同時，為提高采出率，降低遺留煤柱造成的資源損失，工作面長度逐漸增加，最大工作面長度已達到450 m。埋藏深度和工作面長度增加導致工作面采動應力分布趨于復雜，加劇了礦壓顯現程度和控制難度。為實現深井超長工作面安全回采，我國學者針對埋藏深度和工作面長度對采動應力分布和礦壓顯現特征的影響開展了大量研究工作。

謝和平院士提出深井開采條件下，巖石力學行為由線性向非線性轉變，圍巖破壞形式難以預測，從地溫梯度、圍巖變形和彈性能積聚3個方面分析了埋深對圍巖穩定性的影響[1]。根據礦區初始地應力水平、采動應力狀態和揭露圍巖力學屬性定義了亞臨界深度、臨界深度和超臨界深度，表征不同程度的深部開采及圍巖控制難度[2-3]。何滿潮指出深部開采巖體的工程力學特點主要表現為高地應力、高地溫、高水壓和強擾動，造成采動應力場的復雜性、圍巖大變形和強流變特性、圍巖動力響應的突變型、巖體變形特征的非線性和巖溶突水的瞬時性，使深部礦井向軟巖礦井、高瓦斯礦井、突出礦井、沖擊傾向性礦井轉變，加劇了圍巖災變的預測和控制難度[4-5]。礦山壓力與巖層控制理論認為，礦山壓力顯現本質上由采動應力驅動產生，為指導深部礦井安全、高效開采，埋藏深度對采動應力分布特征的影響得到廣泛研究[6-9]，工作面超前支承壓力峰值、集中程度和影響范圍隨著埋深的增加而增大，支承壓力峰值超前煤壁的距離減小，基本頂斷裂形成的巖塊長度增加，支架阻力升高。深部開采的強擾動特征容易引起頂板巖層的動力破斷現象，使工作面圍巖處于動靜組合加載的復雜應力環境，引發高靜載型、擾動型和沖擊型等動力災害現象[10-11]。隨著埋深的增加，圍巖中原生裂隙增多，采動影響下頂板巖層發生裂隙誘導型分區破斷現象，并向周邊擴展，引起采動應力動態遷移現象[12]。此外，工作面長度同樣對采動應力分布特征具有明顯影響，隨著工作面長度的增加，超前支承壓力峰值和集中程度升高，支承壓力峰值超前煤壁距離增大，采動影響范圍變化不明顯，頂板下沉量和支架載荷則隨工作面長度增加呈升高趨勢[13-15]。

筆者研究發現煤炭地下開采引起采動應力旋轉現象[16-18]，此處，采動應力實指圍巖中的最大和最小主應力。工作面圍巖由原巖應力過渡至揭露狀態，其中分布的采動應力大小和方向均發生變化。埋深和工作面長度對采動應力大小的影響已得到充分研究并取得許多有益結論，為深井超長工作面圍巖控制提供了良好指導，而采動應力方向的變化及其影響卻沒有引起關注。在深埋特別是千米深井工作面，圍巖原生裂隙發育程度升高，裂隙巖體具有明顯的各向異性力學特征，采動應力旋轉現象必然對工作面圍巖穩定產生重要影響，因此，筆者以口孜東礦121304工作面為工程背景，重點分析千米深井超長工作面采動應力旋轉特征及其對圍巖破壞的驅動效應，并提出采動應力旋轉現象在圍巖控制中的應用原則，為該類工作面安全開采提供借鑒。

1 工程背景

1.1 工作面概況

121304工作面位于口孜東礦西翼采區，開采13-1煤層，煤層平均厚度5.18 m，平均傾角6°，埋藏深度達到1 000 m，工作面長度350 m，采用大采高開采工藝進行厚煤層回收。工作面直接頂為泥巖和砂質泥巖復合層，基本頂為細砂巖;直接底為泥巖，基本底為砂質泥巖。工作面頂底板綜合柱狀與平面布置如圖1所示，該工作面一側為121303工作面采空區，兩個工作面之間留設寬度100 m煤柱。為得到工作面初始地應力分布特征，在該采區巷道圍巖進行原巖應力測試，結果表明最大主應力(σ1)為垂直應力，大小為25.12 MPa;中間主應力(σ2)為水平應力，方向北偏西35°，大小為21.84 MPa;最小主應力(σ3)同樣為水平應力，方向與中間主應力垂直，大小為13.28 MPa。121304工作面沿南偏西25°方向推進，由圖1可知推進方向與初始最小主應力方向之間存在30°夾角。

圖1 工作面綜合柱狀和平面布置Fig.1 Geological column and layout of the longwall face

1.2 深井超長工作面礦壓顯現特征

(1)工作面圍巖變形破壞特征

埋藏深度增加，121304工作面揭露圍巖裂隙發育程度升高，回采過程中礦壓顯現強烈，圍巖控制難度升高。埋深增加導致采動應力水平急劇升高，煤體揭露前在高應力環境中經歷大范圍塑性流動，揭露后煤壁出現大范圍塑性流動破壞現象，煤體破壞塊度減小，破壞范圍增大(圖2(a));隨著煤壁片幫范圍的增加，端面頂板懸露范圍增大，進一步引發冒頂現象，液壓支架之間可以看到頂板破壞形成的白色巖塊(圖2(b));片幫冒頂現象造成煤壁對頂板的支撐能力降低，頂板壓力向支架轉移，作用于支架上的頂板壓力增加，超過支架額定工作阻力后，引發壓架事故(圖2(c))。121304工作面長350 m，周期來壓步距12.6～18.0 m，基本頂破斷時，長邊與短邊之比達到27.8～19.4，長邊斷裂線沿傾向發育至工作面全長用時成倍增加。覆巖載荷傳遞具有時效性，斷裂線附近區域基本頂之上的覆巖載荷迅速增加，局部邊界條件改變后，基本頂長邊斷裂線實際難以由工作面中部擴展至工作面兩端頭，斷裂線方向在擴展過程中容易發生改變，導致破斷形式趨于復雜。此外，工作面長度增加，懸露基本頂中出現大尺度裂隙的概率增加，基本頂容易發生裂隙誘導型局部破斷。上述基本頂破斷特征導致超長工作面支架阻力存在“中間小、兩端大”的分布特征，有別于常規工作面基本頂“O-X”型破斷和“中間大、兩端小”的支架阻力分布形式。

圖2 千米深井超長工作面圍巖失穩現象Fig.2 Instability of surrounding rock in the longwall face

(2)兩巷圍巖變形破壞特征

121303工作面采空區影響下，121304工作面兩巷礦壓顯現特征不同。工作面長度增加，運輸巷(實體煤側)受臨近采空區影響程度較低，僅巷幫上部破壞嚴重，巷幫中下部完整性良好，錨網支護條件下巷幫以橫向變形為主，無塊體脫落危險(圖2(d));由于裂隙發育程度高，運輸巷頂板破碎嚴重，但破壞塊體在錨網支護條件下無冒頂危險，超前采動影響段，巷道斷面仍滿足行人和運輸要求(圖2(e))。回風巷(采空側)受臨近采空區影響程度高，巷道破碎嚴重，需采用錨網噴聯合支護形式保持巷道穩定，超前采動影響段，圍巖發生劇烈大變形現象，巷道收縮嚴重，斷面難以滿足行人需求(圖2(f))。運輸巷、回風巷頂板多點位移計監測結果如圖2(g),(h)所示(深基點安裝在基本頂，淺基點安裝在直接頂)，運輸巷深、淺基點最大下沉量分別為39,72 mm，基本頂與直接頂離層量達到33 mm;回風巷深、淺基點最大下沉量分別為70，123 mm，基本頂與直接頂離層量達到53 mm。兩巷淺基點下沉量均大于深基點，回風巷頂板下沉量明顯大于運輸巷。

上述圍巖控制難題由采動應力驅動產生，為提高千米深井超長工作面圍巖控制效果，開展圍巖破壞機理和采動應力分布特征研究勢在必行。

2 采動應力驅動圍巖破壞機理

由于工程圍巖尺度大，國內外學者普遍采用小尺度巖石試件進行力學實驗，反演工作面圍巖在不同采動應力路徑下的破壞條件。千米深井超長工作面圍巖穩定性除受采動應力集中和開挖卸荷現象的影響外，還受采動應力旋轉現象的影響。當前實驗設備難以實現加載方向旋轉控制，因此，本文采用數值實驗研究采動應力驅動下圍巖破壞機理。建立長、寬、高均為1 m的數值模型，采用筆者構建的本構模型模擬巖石破壞特征[19]。通過與巖石力學實驗結果對比，最終確定模型參數見表1，表中E和μ分別為煤體彈性模量和泊松比;C和φ為煤體的黏聚力和內摩擦角;Rt為抗拉強度;m，n，k為軟化參數。采用表1中力學參數模擬所得恒圍壓、加軸壓應力-應變曲線與實驗結果一致(圖3(a))。模擬過程中軸向采用位移控制加載模式，側向采用應力控制加載模式，首先將模型加載至與室內實驗一致的初始條件:最大主應力30 MPa，最小主應力10 MPa，然后加載最大主應力或卸載最小主應力，直至巖石發生破壞。

表1 巖石物理力學參數
Table 1 Material properties of rock

E/GPaμC/MPaφ/(°)Rt軟化參數mnk50.353010.0030.32656

圖3 最大主應力加載條件下巖石破壞特征Fig.3 Failure behavior by increasing the major principal stress

2.1 采動應力大小演化驅動圍巖破壞

為分析采動應力演化對圍巖破壞的驅動效應，采用軸向加載模擬采動引起的應力集中現象，采用側向卸載模擬開挖引起的側向卸荷現象。

最大主應力(軸向)加載條件下巖石破壞特征如圖3所示:初始加載階段，巖石處于彈性變形階段，內部無破壞現象;最大主應力增加至45 MPa時達到巖石初始屈服強度(A)，巖石表面開始出現微單元破壞現象，由于破壞單元較少，巖石仍保持整體穩定;最大主應力增加至48 MPa時達到巖石極限強度(B)，巖石內破壞微單元數量快速增加，破壞區域由巖石表面向內部擴展，巖石承載能力開始降低;最大主應力在C點跌落至殘余強度，破壞微單元在巖石內聚集成簇，巖石中出現宏觀破壞裂隙;殘余變形階段，最大主應力基本保持穩定，巖石內部因局部應力集中仍存在微單元破壞現象，但破壞微單元增長速度降低，最終巖石在D點完全破壞。

最小主應力(側向)卸載條件下巖石破壞特征如圖4所示:初始卸載階段，巖石處于彈性變形狀態，內部無微單元破壞現象，該過程中最大主應力保持不變;當最小主應力減小至4 MPa時(A)，巖石表面開始出現微單元破壞現象，承載能力降低，最大主應力開始減小;最小主應力繼續卸載，巖石內破壞微單元增長速度迅速升高，當最小主應力減小至3.5 MPa時(B)，破壞微單元在巖石內部聚集成簇，巖石中開始出現宏觀破壞裂隙;當最小主應力減小至C點時，巖石中破壞微單元聚集現象更為明顯，但破壞微單元增長速度開始降低，最終巖石在D點完全破壞。

圖4 最小主應力卸載條件下巖石破壞特征Fig.4 Failure behavior by decreasing the minor principal stress

對比圖3，4可知，加載最大主應力和卸載最小主應力均會驅動圍巖發生破壞，但不同應力路徑條件下圍巖破壞特征具有明顯差異。最大主應力加載條件下，巖石中破壞微單元增長速度較慢;最小主應力卸載條件下，巖石中破壞微單元增長速度較快，即開挖卸荷現象比采動應力集中現象更容易導致圍巖破壞。

2.2 采動應力方向旋轉驅動圍巖破壞

為分析采動應力旋轉對含裂隙圍巖破壞的驅動效應，采用Discrete Fracture Network(DFN)技術構建原生裂隙場，該方法將裂隙形狀簡化為圓盤，采用隨機分布函數描述裂隙位置、裂隙尺寸、裂隙傾角、裂隙尺寸等裂隙參數[19]。基于DFN技術在數值模型微單元中均增加一條微裂隙，裂隙尺寸、傾角、傾向服從均勻分布，對巖石力學性質的影響采用式(1)控制[20]，其中，Rc為含裂隙巖石極限承載能力;γ為最大主應力同微裂隙面之間的夾角;Cf和φf分別為微裂隙黏聚力和摩擦角。本次模擬裂隙黏聚力和摩擦角分別取2 MPa和26°，由式(1)可得含裂隙巖石承載能力變化特征如圖5所示:夾角γ增大，含裂隙巖石承載能力先降低后升高，存在極小值Rmin。含裂隙巖石承載能力極小值對應的夾角γm稱為優勢裂隙擴展角，當式(1)確定的強度值小于表1中的巖石強度時，巖石沿裂隙發生破壞。

圖5 含裂隙巖石承載能力Fig.5 Load-bearing capacity of rock with fractures

模擬過程中首先沿z軸將最大主應力加載至15 MPa并保持不變，然后控制最大主應力和數值模型以y軸為中心旋轉90°，旋轉過程中微裂隙角度保持不變，從而模擬采動應力旋轉對含裂隙圍巖破壞的驅動效應。

(1)

最大主應力旋轉過程中，沿x軸和z軸方向的應力變化(σx,σz)及微裂隙發育特征如圖6所示:最大主應力旋轉角度增大，其方向逐漸向x軸靠近，因此，沿z軸方向的應力分量逐漸減小，沿x軸方向的應力分量逐漸增大，但兩者合力始終等于初始最大主應力(15 MPa)。最大主應力發生旋轉時，微裂隙方向不變，因此，每個微單元中的夾角γ發生變化。若式(1)確定的微單元強度小于模型承受的最大主應力，含裂隙微單元破壞，微裂隙發生擴展現象。隨著最大主應力旋轉角度的增加，模型中微裂隙數量不斷增多，即最大主應力旋轉過程中，不斷有微單元的承載能力降至15 MPa。最大主應力旋轉角度達到90°時，微裂隙已遍布于巖石試件中，巖石完全破壞。由圖6可知，采動應力旋轉過程中，若采動應力旋轉方向使最大主應力與裂隙面之間的夾角向優勢裂隙擴展角靠近，則采動應力旋轉對含裂隙圍巖破壞具有驅動作用，且采動應力旋轉角度越大，圍巖穩定性越差。

圖6 主應力方向旋轉下巖石破壞特征Fig.6 Failure behavior by rotating the major principal stress

上述分析結果表明，千米深井超長工作面圍巖裂隙發育程度升高，其穩定性同時受采動應力大小和方向的影響。采動應力大小演化特征已得到充分研究，因此，本文重點分析該類工作面采動應力旋轉特征。受篇幅限制，筆者以口孜東礦121304工作面為工程背景分析千米深井超長工作面采動應力旋轉軌跡，埋深和工作面長度對采動應力旋轉軌跡的影響將在后續研究中開展。

3 深井超長面采動應力旋轉特征

3.1 數值模型構建

根據121304工作面地質條件建立數值模型如圖7所示，模型沿x，y和z軸方向的尺寸為1 080 m×960 m×150 m。數值模型包含121303和121304兩個工作面，工作面長度350 m，之間留設100 m煤柱。模型初始最大地應力沿z軸方向，中間和最小地應力分別沿y和x軸方向，初始地應力大小根據實測值施加。工作面推進方向與圖1保持一致，與初始最小地應力方向呈30°夾角。數值計算過程中，首先開采121303工作面，然后開采121304工作面，模型開挖步距為1 m。

圖7 121304工作面數值模型Fig.7 Numerical model for 121304 longwall face

3.2 模型參數確定

模擬過程中采用筆者建立的本構模型控制煤巖體力學行為[19]，為確定模型參數，在121304工作面采集煤巖樣，加工成標準試件進行力學實驗:巴西劈裂實驗得到抗拉強度，單軸、三軸抗壓實驗得到黏聚力、內摩擦角等強度參數，加載應力-應變曲線得到彈性模量、泊松比和軟化參數。然后根據實測煤巖裂隙分布特征，結合Hoek-Brown準則對不同層位巖石參數進行修正[21]，得到巖體參數見表2。開挖后采用雙屈服模型模擬采空區冒落矸石壓實承載特征，模型參數見表3。雙屈服模型參數采用試錯法確定:不斷改變模型參數，使模擬所得采空區矸石應力-應變曲線與Salamon模型預測結果一致[16]。

表2 巖體力學參數
Table 2 Mechanical parameters for rock masses

巖石名稱彈性模量/GPa泊松比黏聚力/MPa內摩擦角/(°)抗拉強度/MPa軟化參數mnk細砂巖21.220.1610.00381.290.0010.70750砂質泥巖17.500.254.90332.010.001 50.65400泥巖14.690.252.40320.580.0020.56320煤層2.830.201.25300.150.003 50.40270

表3 采空區冒落矸石力學參數
Table 3 Mechanical parameters for caving materials in the gob

密度/(kg·m-3)體積模量/GPa剪切模量/GPa黏聚力/MPa內摩擦角/(°)抗拉強度/MPa蓋帽參數a/MPabc/MPa2 0001.20.60300601520

3.3 模型可靠性驗證

為驗證模型可靠性，在回風巷超前工作面120 m處安裝4臺鉆孔應力計，實測121304工作面臨空側超前支承壓力分布特征，監測結果如圖8所示:支承壓力超前工作面100 m開始受采動影響，呈現升高趨勢，于工作面前方10～12 m達到峰值，煤體達到極限平衡狀態;之后煤體進入采動破壞區，承載能力降低，支承壓力開始減小，在工作面煤壁附近降低至最小值，約為煤體殘余強度。上述支承壓力分布特征表明121304工作面超前采動影響范圍達到100 m，工作面前方煤體破壞區寬度達到10～12 m。

臨空側支承壓力分布特征的模擬結果如圖9所示:工作面初始推進階段，支承壓力峰值和超前影響范圍較小，分別為37 MPa和30 m，采空區應力沒有恢復現象，隨著推進距離的增加，支承壓力峰值和超前采動影響范圍逐漸增大，采空區應力出現恢復現象。工作面推進距離達到230 m時，支承壓力峰值和超前采動影響范圍分別達到58 MPa和100 m，采空區垂直應力恢復至初始值的78%，3者均不再受工作面推進距離的影響，此時，工作面采動影響范圍與實測結果一致。

臨空側工作面前方煤體破壞區寬度變化特征的模擬結果如圖10所示:初始開采階段，煤體破壞區寬度較小，約為8 m，隨著工作面開采范圍的增加，破壞區寬度呈現增大的趨勢，推進距離達到160 m時，煤體破壞寬度增加至13 m，不再受開采范圍的影響，此時，煤體破壞區寬度同實測結果一致。

3.4 煤層采動應力旋轉特征

采動前，煤層最大主應力與z軸平行，最小主應力與x軸平行，采動后，若煤層主應力發生旋轉，則最大、最小主應力與z軸,x軸方向應力分量會出現差異。提取工作面前方煤體最大主應力(σ1)、最小主應力(σ3)、x軸方向應力分量(σx)、z軸方向應力分量(σv)，進行對比分析。

最大主應力與垂直應力大小差異如圖11(a)所示，最大主應力旋轉軌跡如圖11(b)所示(注:赤平投影圖中0°～180°軸線與模型y軸平行，90°～270°軸線與x軸平行，工作面由N60°E向S60°W方向推進)。超前工作面很遠處(O)，最大主應力與垂直應力差異很小，其方向保持初始垂直方向。超前工作面距離減小，最大主應力與垂直應力差異增加，A點達到峰值，該階段最大主應力在與工作面推進方向平行的豎直平面內向采空區旋轉。A點之后，最大主應力與垂直應力差異開始降低，B點達到極小值，該階段最大主應力發生反向回旋，與垂直方向夾角減小。B點之后，最大主應力與垂直應力差異再次增加，C點達到峰值，該階段最大主應力在平行于工作面推進方向的豎直平面內向工作面前方旋轉。C點之后，最大主應力與垂直應力差異再次降低，D點消失，該階段最大主應力方向再次向垂直方向旋轉，在D點恢復至垂直方向。D點之后，最大主應力與垂直應力差異再次增加，該階段最大主應力在平行于工作面推進方向的豎直平面內向再次采空區旋轉。最大主應力旋轉角度在工作面煤壁處(E)達到最大值，約為18°。

圖9 支承壓力分布特征數值計算結果Fig.9 Numerical modeling of the abutment stress

圖10 超前破壞區寬度變化特征Fig.10 Variation of the failure region in the coal seam

最小主應力與x軸方向水平應力(σx)差異如圖12(a)所示，最小主應力旋轉軌跡如圖12(b)所示。超前工作面很遠處(O)，最小主應力與σx差異很小，其方向保持初始x軸方向。超前工作面距離減小，最小主應力與σx差異緩慢增加，該階段最小主應力沿90°～270°方向緩慢旋轉，傾角增大。E點之后，最小主應力與σx差異快速增加，該階段最小主應力快速向平行于工作面推進方向的豎直平面內旋轉，傾角減小，B點減小至0°，但與x軸夾角增加至21°。B點之后，最小主應力與σx差異保持快速增長趨勢，F點達到極大值，該階段最小主應力繼續向平行于工作面推進方向的豎直平面內旋轉，但傾角增加。F點之后，最小主應力與σx快速減小，兩者差值同樣呈現減小的趨勢，但最小主應力在赤平投影圖中仍然保持向平行于工作面推進方向的豎直平面內旋轉的趨勢，M點旋轉至該豎直平面內。M點之后，最小主應力在平行于工作面推進方向的豎直平面內向垂直方向旋轉，旋轉速度與最大主應力相同。最小主應力旋轉角度在煤壁處達到最大值，傾角增加至18°，在水平面內與x軸的夾角增加至30°。

圖12 煤層最小主應力方向旋轉特征Fig.12 Minor principal stress rotation in coal seam

赤平投影圖中，數據點的密集程度同采動應力旋轉速度成反比，由圖11(b)，12(b)可知，超前煤壁距離減小，采動應力旋轉速度增大，這是由于煤體靠近工作面越近，受到的采動影響程度越強造成的。最大主應力在平行于工作面推進方向的豎直平面內向水平方向旋轉，最小主應力首先向平行于工作面推進方向的豎直平面內旋轉，繼而在該平面內向垂直方向旋轉，兩者傾角變化量在煤壁處達到最大值，均為18°，最小主應力在水平面內旋轉角度等于工作面推進方向與初始最小地應力方向之間的夾角。

3.5 覆巖采動應力旋轉特征

在121304工作面覆巖3個層位巖層中沿工作面走向和傾向布置6條測線(圖13)，3個巖層距煤層的垂直距離分別為20，40，80 m。工作面推進至230 m時，測線上的采動應力旋轉軌跡如圖14～16所示，圖中數據點顏色同圖13測線顏色一一對應。

圖13 測線布置Fig.13 Layout of the monitoring line

煤層上方20 m巖層采動應力旋轉軌跡如圖14所示，該巖層位于垮落帶，采動后巖層冒落，因此，采空區測線上采動應力旋轉軌跡無規律。采空區前后測線上的最大主應力偏離初始垂直方向，在與工作面推進方向平行的豎直平面內向采空區旋轉，傾角減小。開切眼附近冒落矸石壓實后承載能力升高，對該側采動應力旋轉具有抑制作用，因此，工作面前方巖層最大主應力旋轉量大于開切眼后方，前者旋轉角度達到35°，后者約25°。由于測線長度較小，采空區左右測線上的最大主應力在遠離采空區一端就偏離初始垂直方向。距采空區邊界距離減小，采空區左右測線上的最大主應力在垂直于工作面推進方向的豎直平面內向采空區方向旋轉，傾角減小，旋轉角度約25°。

采空區前后測線上的最小主應力逐漸偏離x軸方向，向平行于工作面推進方向的豎直平面內旋轉，傾角增大，工作面前方測線上最小主應力傾角變化量大于開切眼后方，前者增加35°，后者約25°，兩者在水平面內的旋轉角度均達到30°。采空區左右測線上的最小主應力同樣偏離x軸方向，向垂直于工作面推進方向的豎直平面內旋轉，傾角增大，兩者傾角增加量、在水平面的旋轉量一致，分別為25°和60°。

煤層上方40 m巖層采動應力旋轉軌跡如圖15所示，該巖層位于裂隙帶，具有一定的完整性，采空區測線上采動應力旋轉軌跡能向采空區周圍測線上采動應力旋轉軌跡連續過渡，但采空區采動應力旋轉軌跡不存在明顯規律。受121303工作面采空區影響，采空區周圍測線遠離采空區一端的最大主應力均偏離初始垂直方向。距采空區邊界距離減小，采空區前后測線上的最大主應力在平行于N50°E—S50°W方向的豎直平面內向采空區旋轉，傾角減小，該豎直平面與平行于工作面推進方向的豎直平面呈10°夾角。采空區邊界處，2條測線上的最大主應力的旋轉角度分別為45°和27°。采空區左右測線上最大主應力在平行于N20°W—S20°E的豎直平面內旋轉，傾角減小，該平面與垂直于工作面推進方向的豎直平面呈10°夾角，采空區邊界處，最大主應力旋轉角度均為27°。

圖16 煤層上位80 m處巖層主應力旋轉特征Fig.16 Rotation trace of the principal stress in overburden strata 80 m above the coal seam

采空區周圍測線遠離采空區邊界一端的最小主應力同樣偏離初始x軸方向。距采空區邊界距離減小，采空區前后測線上的最小主應力快速向平行于N50°E—S50°W方向的豎直平面內旋轉，傾角增大，臨近采空區一端最小主應力傾角變化量分別為45°和27°，在水平面內的旋轉量相等，均為40°。采空區左右測線上的最小主應力快速向平行于N20°W—S20°E的豎直平面內旋轉，傾角增大，采空區邊界處，最小主應力傾角達到27°，在水平面內的旋轉角度達到70°。

煤層上方80 m巖層采動應力旋轉軌跡如圖16所示，該巖層位于彎曲下沉帶，不存在裂隙發育現象，因此，采空區測線上的采動應力旋轉軌跡與周圍測線上的采動應力旋轉軌跡能夠連續過渡，且旋轉軌跡平滑，最大旋轉量達到90°。采空區周圍測線遠離采空區一端的最大主應力從初始垂直方向的偏離量較圖15(a)減小。距采空區邊界距離減小，采空區前后測線上的最大主應力在平行于N45°E—S45°W方向的豎直平面內向采空區旋轉，傾角減小，該豎直平面與平行于推進方向的豎直平面呈15°夾角，采空區邊界處，2條測線上的最大主應力旋轉角度分別為40°和25°。采空區左右測線上的最大主應力在平行于N15°W—S15°E的豎直平面內向采空區旋轉，傾角減小，該平面與垂直于工作面推進方向的豎直平面呈15°夾角，采空區邊界處，2條測線上的最大主應力旋轉角度均達到25°。

采空區周圍測線遠離采空區一端的最小主應力已偏離初始x軸方向，其偏轉量明顯大于圖15(b)中的偏轉量。距采空區邊界距離減小，采空區前后測線上的最小主應力向平行于N70°E—S70°W方向的豎直平面內旋轉，傾角增加，采空區邊界處，2條測線上的最小主應力傾角分別達到40°和25°，在水平面內的旋轉量均為20°。采空左右測線上的最小主應力向平行于N60°W—S60°E方向的豎直平面內旋轉，傾角減小，采空區邊界處，2條測線上的最小主應力傾角均達到25°，在水平面內的旋轉量均為30°。進入采空區，測線上最大主應力繼續向水平方向旋轉，最小主應力向垂直方向旋轉，最大旋轉量均達到90°。

3.6 煤層與覆巖采動應力旋轉軌跡差異

由本文分析結果可知圍巖采動應力旋轉軌跡同時受到工作面開采、距煤層垂直距離和臨近工作面采空區的復合影響。為便于理解和推廣，基于本文分析所得結論，繪制工作面推進過程中，煤壁前方煤體和覆巖中采動應力旋轉過程示意圖如圖17所示:① 初始地應力方向與坐標軸方向平行，煤層開挖后，采動應力發生旋轉，受工作面采動影響越強，采動應力旋轉速度越快，旋轉角度越大;② 采動應力旋轉軌跡與推進方向密切相關，煤層和低位覆巖采動應力旋轉軌跡基本一致，最大主應力始終在與工作面推進方向平行的豎直平面內旋轉，最小主應力首先向平行于工作面推進方向的豎直平面內旋轉，繼而在該平面內與最大主應力同步旋轉，煤壁處最小主應力旋轉角度在水平面的投影與工作面推進方向同初始最小地應力方向之間的夾角相等，低位覆巖采動應力旋轉角度明顯大于煤層，高位覆巖采動應力旋轉軌跡最終所在豎直平面與平行于工作面推進方向的豎直平面呈一定夾角;③ 隨著距煤層垂直距離的增加，覆巖采動應力旋轉角度先增大后減小，采空區邊界處，覆巖采動應力所在豎直平面與平行或垂直于工作面推進方向的豎直平面之間的夾角逐漸增大;④ 臨近采空區促使本工作面圍巖采動應力整體向該采空區方向偏轉，但煤層和低位覆巖中的采動應力受臨近采空區影響較小。

4 圍巖采動應力旋轉現象應用原則

數值計算結果表明千米深井超長工作面采動應力旋轉特征與采動影響程度、工作面推進方向、巖層位態、臨近工作面采空區密切相關，而采動應力旋轉現象對千米深井含裂隙圍巖穩定性具有顯著影響，因此，在工作面布置特別是推進方向選擇時應使采動應力旋轉軌跡最有利于圍巖保持穩定。根據千米深井超長工作面圍巖原生裂隙分布特征，在利用采動應力旋轉現象提高圍巖穩定性時應堅持以下原則。

(1)圍巖中存在單組原生裂隙。

該條件下圍巖裂隙方向變異性小，工作面推進方向應使最大主應力在圍巖揭露處旋轉至含裂隙圍巖承載能力最大的方向，保證最大主應力同原生裂隙面的夾角與優勢裂隙擴展角的差值最大:

f(推進方向)=|γ-γm|max

(2)

式中，f為采動應力旋轉角度。

(2)圍巖中存在多組原生裂隙。

該條件下組內裂隙方向變異性不大，但組間裂隙方向差異明顯。此時，應首先確定含裂隙圍巖承載能力極小值Rmin，然后選擇合理工作面推進方向，保證最大主應力旋轉至含裂隙圍巖承載能力大于其極小值的方向，即

min{Rc1,Rc2,…，Rci}Rmin

(3)

式中，Rci為第i組原生裂隙影響下的圍巖強度，MPa。

(3)圍巖原生裂隙隨機分布。

該條件下圍巖裂隙方向變異性大，工作面推進方向無法滿足式(3)，但工作面推進方向應使圍巖采動應力旋轉角度最小，保證圍巖最大主應力與原生裂隙面夾角達到優勢擴展裂隙角的概率最小。

(4)提高“砌體梁”結構穩定性。

大采高工作面可形成“砌體梁”結構的基本頂層位上移，高位巖層采動應力旋轉角度增大，可控性增強。基本頂斷裂面擴展方向與最大主應力平行，即斷裂處最大主應力旋轉角度決定破斷面傾角，而破斷面角度與“砌體梁”結構穩定性密切相關，因此，可通過控制采動應力旋轉軌跡提高“砌體梁”結構穩定性。

若基本頂破斷形態為圖18(a)，則“砌體梁”結構保持平衡的條件為

R/T≤tan(φ+θ)

(4)

式中，R和T分別為作用于巖塊鉸接面上的剪力和壓力，N;φ為破斷面摩擦因數;θ為破斷面與垂直平面的夾角，(°)。

圖18 最大主應力方向對基本頂破斷形態的影響Fig.18 Influence of the major principal direction on fracturing characteristics of main roof

若基本頂破斷形態為圖18(b)，則“砌體梁”結構保持平衡的條件為

R/T≤tan(φ-θ)

(5)

為提高“砌體梁”結構穩定性，設計工作面推進方向時，應使基本頂斷裂處的最大主應力旋轉至圖18(a)所示的方向，且使最大主應力與垂直方向之間的夾角越大越好。若基本頂斷裂處的最大主應力旋轉至圖18(b)所示的方向，應設計工作面推進方向使最大主應力與垂直方向之間的夾角越小越好。

5 結 論

(1)千米深井超長工作面圍巖原生裂隙發育程度升高，采動應力旋轉現象促使最大主應力與裂隙面夾角向優勢裂隙擴展角轉變，驅動含裂隙圍巖破壞，采動應力旋轉角度增大，圍巖穩定性降低。

(2)煤層最大主應力在平行于工作面推進方向的豎直平面內旋轉，傾角減小，最小主應力向垂直于工作面推進方向的豎直平面內旋轉，傾角增大，增加量與最大主應力旋轉量相同，在水平面內的旋轉角度同初始最小地應力與工作面推進方向之間的夾角相等。

(3)覆巖采動應力旋轉角度大于煤層采動應力，巖層位態升高，采動應力旋轉角度先升高后降低;低位巖層采動應力旋轉軌跡與煤層采動應力相同，受臨近工作面采空區影響，高位巖層采動應力旋轉軌跡向臨近工作面采空區偏轉。

(4)若圍巖中存在單組原生裂隙，工作面推進方向應使最大主應力與裂隙面夾角同優勢裂隙擴展角差值最大;若圍巖中存在多組原生裂隙，工作面推進方向應保證最大主應力旋轉至使圍巖承載能力大于其極小值的方向;若圍巖中原生裂隙隨機分布，工作面推進方向應使采動應力旋轉角度最小。