重復采動巷道塑性區時空演化規律及穩定控制

吳祥業，劉洪濤，李建偉，郭曉菲，呂 坤，王婧雅

(1.內蒙古科技大學 礦業研究院，內蒙古 包頭 014010; 2.中國礦業大學(北京) 能源與礦業學院，北京 100083; 3.煤炭科學技術研究院有限公司 安全分院，北京 100013)

隨著煤炭生產規模日益加大，工作面開采強度也不斷增加，為了滿足礦井通風、排水、連續采煤機快速掘進、無軌膠輪車輔助運輸和解決接續緊張等需要，在我國內蒙古、山西、陜西、寧夏等地區工作面常采用雙巷甚至三巷的布置方式[1-2]。這種方式導致部分需要保留的回采巷道受到重復采動影響，礦壓顯現劇烈，支護體失效嚴重、冒頂事故時有發生，嚴重影響了礦井的安全生產，制約煤礦安全高效回采。

由于受到采煤工作面推進引起的加卸載效應影響，回采巷道圍巖一般處于非等壓應力環境中，產生形態不規則的破壞區。近年來，眾多學者圍繞重復采動巷道圍巖破壞機理與控制對策進行了大量的探討和研究。康紅普等[3]提出留巷圍巖受采動影響范圍較大，變形主要發生在本工作面后方，后逐步趨于穩定，2次開采工作面超前位置圍巖位移再次顯著增加;王書文等[4]現場實測重復采動巷道采空區側支撐壓力演化規律及微震活動全過程，并將其劃分為5個階段特征;張明等[5]針對多煤層擾動底板巷道變形時空規律分析，并提出對應的控制思路。李家卓等[6]通過數值模擬再現了煤層群開采條件下底板動壓巷道圍巖應力環境，以此獲得多次動壓巷道失穩力學機理。馬念杰、趙志強等[7-9]提出巷道圍巖的“蝶形塑性區理論”，并以此揭示了采動巷道圍巖塑性區擴展的力學機制，認為巷道圍巖變形破壞是由圍巖塑性區的形成和發展引起的，塑性區的惡性擴展是圍巖產生大變形、松動破壞和支護失效的直接原因。王衛軍等[10]揭示了深部高應力巷道圍巖大變形由巷道周邊淺部破碎圍巖的擴容與剪脹等非連續性變形和高應力致使巷道圍巖產生的以塑性變形為主的連續性變形。賈后省等[11]對采動巷道圍巖進行研究，得出采動空間不同位置圍巖主應力大小、比值及方向明顯不同，并提出主應力比值的升高與方向大幅旋轉導致塑性區蝶葉偏向頂板造成冒頂事故。謝生榮等[12]對采動條件下留巷圍巖偏應力及塑性區演化規律研究，并以此獲得分區非對稱圍巖控制技術。劉洪濤等[13]對重復采動巷道圍巖塑性區演化規律分析，提出主應力大小及角度變化是塑性區非均勻形態特征力學機制，解釋了重復采動巷道非對稱破壞問題。目前，重復采動巷道圍巖疊加應力場大小及方向隨采礦活動變化塑性區時空演化規律及控制尚缺乏系統研究。

因此，從圍巖塑性區的形成機理、發展規律等方面研究重復采動巷道圍巖塑性區和應力時空演化規律，闡明重復采動巷道塑性區變化的動-靜組合機制，可對應解決各擾動區域不斷發展變化的圍巖破壞問題，對分析重復采動巷道變形機理及支護方案提出具有重要指導意義。

1 工程背景

布爾臺煤礦是神東公司現代化主力礦井，目前開采2-2煤為二盤區首采煤層，煤層傾角1°～3°。22204綜采工作面回采22煤上分層煤，工作面長320 m，平均采高2.5 m;22205工作面全煤巷掘進，22205綜采工作面長度303 m，平均采高3.5 m。兩工作面沿走向布置，一次采全高，全部垮落法處理采空區，巷間煤柱寬度20 m。22205回風巷道平均埋深300 m，長度4 865 m，巷道斷面形狀為矩形，寬×高=5 400 mm×3 400 mm。當22204工作面開采時，作為輔助運輸巷道，開采過后保留作為回風巷為22205工作面服務，此留巷受重復采動影響。圖1為重復采動巷道布置平面圖。頂底板巖層結構如圖2所示。

22205回風巷道頂板采用“左旋無縱筋螺紋鋼錨桿+鋼筋網+錨索+π型鋼帶”聯合支護，錨桿型號為φ22 mm×2 000 mm左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，間排距1 000 mm×1 000 mm，一排6根，每排兩端頭頂錨桿中心距巷幫200 mm。錨索型號為φ22 mm×8 000 mm，間排距2 100 mm×2 000 mm，每排3根。煤壁及煤柱幫采用“4排矩形”布置方式，間排距800 mm×1 000 mm，煤壁幫采用“玻璃鋼錨桿+木托板+塑料網”聯合支護，錨桿型號為φ22 mm×2 100 mm;煤柱幫采用“螺紋鋼錨桿+木托盤+鉛絲網”聯合支護，錨桿型號為φ18 mm×2 100 mm，具體參數如圖3所示。

圖3 重復采動巷道支護參數設計Fig.3 Support parameter design of repetitive mining roadway

2 重復采動巷道圍巖塑性區時空演化規律

巷道受重復采動影響造成塑性區的擴展是一個動態演化過程，其過程可從2方面分析:① 時間效應，即巷道位置不變，其圍巖塑性區隨工作面推進發生改變;② 空間效應，即工作面推進距離一定，巷道圍巖塑性區在不同位置產生分區破壞。根據現場開采順序，采取控制變量的方法，對重復采動巷道圍巖塑性區時空演化規律進行研究。

2.1 數值模型構建

為了獲得重復采動巷道圍巖破壞全過程塑性區演化規律，采用FLAC3D數值模擬軟件，以布爾臺煤礦工程地質條件為基礎，建立三維數值模型如圖4所示，尺寸為1 000 m×1 400 m×100 m(x×y×z)，巷道圍巖單元格精確到0.5 m。模型上部施加5.5 MPa的垂直載荷，模擬上覆松散層自重，模型四周和底部為固定約束。水平初始應力采用Initial命令，初始值為-8 MPa和梯度值為0.025 MPa。

圖4 三維數值模型Fig.4 3D numerical model

在巖石力學實驗基礎上，按照不同權重確定一定的折減系數，從而得到與現場實際較符合的巖體力學參數，計算模型范圍內，物理性質相差不大的巖層合并組合簡化處理，巖石力學參數見表1。

表1 模型巖體力學參數Table 1 Rock mass mechanical properties

長壁工作面開采后采用全部垮落法處理采空區時，開采空間被直接頂垮落形成的松散巖體充填，形成垮落帶，可將雙屈服本構模型(Double-yield)應用于充填采空區垮落帶和冒落體[14]。并通過試錯反演法，進而得到垮落帶雙屈服模型力學參數，見表2。根據現場工作面推進速度，工作面每推進10 m進行垮落帶充填、平衡一個循環。

表2 垮落帶雙屈服模型力學參數Table 2 Material mechanics parameters for caved rock in Double-yield

圖5為22204工作面由開切眼推進至1 000 m時垂直壓力分布云圖，由圖5可知開采煤體形成采空區，周圍煤巖體應力重新分布，采煤工作面周圍垂直壓力增高;隨著頂板垮落，采空區內部被填充，直至恢復到原巖應力狀態。

圖5 22204工作面推進1 000 m垂直應力分布Fig.5 Vertical stress distribution of mining 1 000 meters coal seam 22204 working face

現場研究表明[15]，采空區恢復到原巖應力狀態時的位置距工作面為0.12～0.6倍煤層埋深，現場采深平均300 m，數值模擬采空區應力恢復距離約為200 m，模擬結果與現場計算結果吻合，以此提高采動巷道圍巖塑性區及應力場數值模擬的可靠性。

2.2 巷道圍巖塑性區時間效應

模擬將監測截面設在重復采動巷道距開切眼500 m位置，22204工作面開采0～1 000 m,22205工作面開采0～500 m過程中，每推進100 m，監測面塑性區分布狀態如圖6所示。

由圖6可知，監測面圍巖塑性區隨時間效應擴展具體呈現4個時間階段:① 掘進影響穩定階段A。工作面開采0～300 m過程中:塑性區破壞范圍及深度未產生變化，塑性區呈現頂底板破壞范圍較大而兩幫較小的典型對稱分布形態，此時塑性區形態特征由掘進引起，未受采動影響。② 一次采動擴展階段B。工作面開采300～700 m過程中:塑性區范圍擴展明顯，塑性區形態向非對稱分布轉化。當監測面滯后工作面時，塑性區范圍擴展較劇烈，頂板塑性區破壞深度由2 m增至3.5 m，底板由1.5 m增至2.5 m。此階段監測面位置受一次采動影響。③ 一次采動過后穩定階段C。工作面開采700 m至2次開采距監測面450 m過程中:監測面位置塑性區形態及范圍均未發生變化。此時監測面位置處于一次采動影響后的穩定階段。④ 二次采動擴展階段D。二次開采距監測面450 m至監測面位置:其圍巖塑性區形態及范圍再次發生變化，非對稱分布形態更明顯，尤其距監測面20 m時，其頂板塑性區向煤壁幫發展至連接，底板塑性區向煤柱幫發展并連接，頂板塑性區破壞深度增至4 m，底板增至3.5 m。此時監測面位置進入二次采動影響階段。

圖6 重復采動影響巷道圍巖塑性區演化時間效應Fig.6 Evolution of plastic zone of surrounding rock in time effect affected by repetitive mining

2.3 巷道圍巖塑性區空間效應

數值模擬22204工作面開采至600 m位置處，一次采動塑性區空間狀態分布如圖7所示。

圖7 一次采動巷道圍巖塑性區分布Fig.7 Plastic zone distribution of surrounding rock of primary mining roadway

一次采動條件下，巷道圍巖塑性區分布狀態空間效應關系呈現4個空間區域:① 掘進影響穩定區Ⅰ。工作面前方200～400 m范圍內，其圍巖塑性區形態特征與時間效應初期穩定階段相同。② 一次采動影響區Ⅱ。其影響范圍約從工作面前方200 m到滯后200 m，塑性區范圍、形態產生明顯變化，尤其滯后工作面位置急劇擴展，形態由對稱分布向非對稱分布狀態轉化。其圍巖塑性區形態特征與時間效應初期穩定階段相同。其區域范圍不隨工作面推進而擴大，但會逐漸向前移動。③ 一次采動影響滯后穩定區Ⅲ。滯后工作面200～300 m內，塑性區形態及范圍均不再發生變化。其區域范圍隨工作面推進而擴大。④ 一次非充分采動影響區(開切眼段)Ⅳ。距開切眼0～200 m內，呈反向擴展現象，距開切眼越遠塑性區范圍形態變化越明顯，形態由對稱型分布向非對稱狀態轉化，直至達到一次采動影響區形態特征。

22204工作面開采1 000 m，22205工作面開采200 m處，其前方塑性區空間狀態分布如圖8所示。

圖8 二次采動巷道圍巖塑性區分布Fig.8 Plastic zone distribution of surrounding rock of secondary mining roadway

2次采動條件下，工作面前方巷道圍巖塑性區分布狀態呈現出3個空間區域:① 二次采動影響區Ⅴ。其影響范圍約工作面前方0～50 m，塑性區范圍、形態變化明顯，越靠近二次采動工作面其范圍擴展越急劇，形態繼續向非對稱分布狀態轉化。其圍巖塑性區形態特征與時間效應再次擴展階段相同。其區域范圍逐漸向前移動，但不隨工作面的推進而擴大。② 一次采動影響滯后穩定區Ⅲ。工作面前方50 m至距終采線200 m，塑性區形態及范圍均未發生變化。隨著工作面的推進其區域不斷減少。③ 一次非充分采動影響區(終采線段)Ⅳ。距終采線0～200 m，距終采線越遠塑性區范圍形態變化越明顯，由對稱分布向非對稱分布狀態轉化。該區塑性區形態特征及范圍與一次采動影響滯后區相同，區域范圍相對固定。

2.4 巷道圍巖變形破壞空間現場觀測

當22204工作面開采至距開切眼600 m處，對超前300 m與滯后600 m區域內巷道表面位移進行現場觀測，每隔20 m測量頂底板及兩幫移近量，觀測曲線如圖9所示。

觀測數據可知，頂底板移近量呈現明顯規律性且大于兩幫。工作面前方200～300 m內移近量變化幅度較小，頂底板平均值約243 mm，兩幫移近量平均值約42 mm;工作面前方40～200 m，頂底板及兩幫移近量平均值小幅增加;工作面前方40 m到滯后180 m內移近量增幅較大，頂底板平均值由257 mm增至355 mm，兩幫移近量平均值由約59 mm增至113 mm;滯后工作面180～420 m內移近量曲線基本保持穩定，其平均值達最大，頂底板約575 mm，兩幫約120 mm;滯后工作面420 m到開切眼范圍內頂底板移近量呈下降趨勢，兩幫略有升高，頂底板平均值約331 mm，兩幫移近量平均值約160 mm。

當22204工作面開采至終采線位置，對滯后1 000 m區域內巷道表面位移進行一次非充分采動影響區(終采線段)空間效應現場觀測，每隔20 m測量頂底板及兩幫移近量，觀測曲線如圖10所示。

圖10 一次非充分采動影響區現場觀測移近量曲線Fig.10 Distance of roof to floor and two sides of surrounding rock in primary inadequate mining roadway

觀測數據可知，終采線后方0～260 m內移近量變化幅度較大，兩幫移近量呈明顯上升趨勢;終采線后方260～800 m移近量基本穩定，部分小幅變化，頂底板平均值由約420 mm增至672 mm，兩幫移近量平均值由約177 mm增至334 mm。

通過現場移近量觀測精確了22205回風巷道各采動影響區范圍，頂底板移近量所呈現的規律性與數值模擬塑性區范圍空間分布情況吻合。

綜上所述，得到重復采動巷道圍巖塑性區時空演化規律:① 由重復采動巷道圍巖塑性區時間效應可知，塑性區擴展經歷4個時間階段，其中塑性區擴展發生在一次采動擴展階段和二次采動擴展階段，前者較后者持續時間長，另外兩階段塑性區不發生變化。由于一次采動過后穩定階段所存在巷道長度最長，故其在所有階段中持續時間最長。② 由重復采動巷道圍巖塑性區空間效應可知，一次采動過程中塑性區狀態分布呈4個區域特征，二次采動過程中呈3個區域特征。塑性區擴展區域為一次采動影響區及二次采動影響區，其中一次采動滯后影響穩定區在重復開采中同時存在。③ 重復采動巷道圍巖塑性區擴展過程呈時空對應關系，即時間效應的掘進影響穩定階段與空間效應的掘進影響穩定區、一次采動擴展階段與一次采動影響區、一次采動過后穩定階段與一次采動影響滯后穩定區、二次采動擴展階段與二次采動影響區相互對應。采動過程中固定位置巷道圍巖與擾動區域塑性區同時發展，時間效應塑性區擴展過程在空間效應中表現為多個區域塑性區狀態集中體現，并表現出不同位置的周期性，時間效應是空間效應的時間集合，而空間效應是時間效應的空間展現。因此，闡明圍巖從掘進到廢棄的整個動態破壞過程，以及巷道不同位置圍巖破壞狀態靜態展現，重復采動巷道圍巖塑性區變化的動-靜組合機制。

3 重復采動巷道圍巖應力時空演化規律

重復采動影響巷道圍巖塑性區擴展呈現明顯時空演化規律，通過圍巖應力時空演化規律研究，辨析各擾動階段及分布區域應力變化情況，揭示塑性區時空演化及非對稱擴展力學機制。

3.1 巷道圍巖應力時間效應

數值模擬一次及二次開采擾動情況下，監測面位置主應力、偏應力及角度變化，如圖11所示。

圖11 重復采動影響巷道圍巖應力及角度演化時間效應Fig.11 Evolution in time effect of stress and angle of surrounding rock with repetitive mining

重復采動影響巷道監測面位置最大、最小主應力、偏應力及最小主應力與豎直方向夾角隨著工作面開采的時間效應分布曲線整體呈“臺階”上升趨勢，最大主應力與豎直方向夾角曲線反之。時間效應分布曲線4個時間階段特征:① 掘進影響穩定階段。工作面開采0～300 m過程中:最大主應力呈水平向，其值恒定為11.2 MPa，最小主應力呈豎直向，其值恒定為7.7 MPa，偏應力恒定約1.2 MPa。該段塑性區呈頂底板較大而兩幫較小的對稱分布狀態。② 一次采動擴展階段。工作面開采300～700 m過程中:最大、最小主應力值均呈明顯上升趨勢分別升至15.7和11.4 MPa，約為前階段的1.4倍和1.5倍;偏應力值升到5.81 MPa，約為前階段的4.6倍。最大、最小主應力以較大幅度逆時針偏轉。此階段塑性區范圍擴展明顯，其形態明顯偏轉呈非對稱畸變。③ 一次采動過后穩定階段。工作面開采700 m至二次開采距監測面450 m過程中:最大、最小主應力值及角度整體呈基本恒定趨勢，只在二次工作面開采之初，最大主應力值升至22 MPa、夾角下降6°隨后穩定，但偏應力值未受影響仍保持穩定。此階段塑性區范圍并未發生明顯變化，說明偏應力對塑性區范圍變化起決定性作用。④ 二次采動擴展階段。二次開采距監測面450 m至監測面位置:最大主應力值呈明顯陡升趨勢，工作面前方5 m達到33 MPa，約為恒定階段的1.5倍;最小主應力值在工作面前20 m有所升高，越靠近工作面反呈小幅下降趨勢;偏應力在此段呈指數增長趨勢，越靠近工作面其值越大，工作面前方5 m達到12.1 MPa，約為恒定階段的2.2倍;最大、最小主應力繼續大幅逆時針偏轉，最大主應力與Z軸夾角降至17°，最小主應力與Z軸的夾角增至73°。圍巖塑性區范圍及形態受偏應力及角度影響再次發生變化，越靠近工作面變化越明顯，其形態發生偏轉，擴展范圍增大。

3.2 巷道圍巖應力空間效應

模擬22204工作面開采600 m位置處;22204工作面開采1 000 m，22205工作面開采200 m處，整條巷道主應力、偏應力及角度分布情況如圖12,13所示。

圖12 一次采動巷道圍巖應力及角度分布Fig.12 Stress and angle of surrounding rock of primary mining roadway

一次采動條件下，巷道圍巖主應力、偏應力及最小主應力與豎直方向夾角空間效應分布曲線整體呈類“π型”分布特征，最大主應力與豎直方向夾角曲線反之。整體呈4個空間區域特征:① 掘進影響穩定區Ⅰ。工作面前方200～400 m內，其圍巖主應力值、偏應力值及主應力與豎直方向夾角空間效應分布曲線基本恒定。② 一次采動影響區Ⅱ。影響范圍約從工作面前方200 m到滯后200 m，主應力開始受采動影響，主應力及偏應力值曲線呈上升趨勢，尤其滯后工作面位置呈陡增趨勢。最大主應力與Z軸的夾角由水平向豎直方向偏轉至40°，最小主應力與Z軸的夾角由豎直向水平方向偏轉至51°。此區域內主應力、偏應力值及其偏轉角度達到最大，塑性區范圍急劇擴展，形態呈明顯非對稱分布特征。③ 一次采動影響滯后穩定區Ⅲ。滯后工作面200～300 m內，主應力、偏應力值恒定在最大值，其角度也未發生變化。此區域內塑性區形態及范圍均不再變化。④ 一次非充分采動影響區(開切眼段)Ⅳ。距開切眼0～200 m內，距開切眼越遠主應力及偏應力值越大，曲線呈現與一次采動影響滯后區域相對稱分布特征;最大、最小主應力逆時針偏轉。此區域內塑性區范圍產生劇烈擴展，形態呈現與一次采動影響區反向擴展的非對稱分布特征。

圖13 二次采動巷道圍巖應力及角度分布Fig.13 Stress and angle of surrounding rock of secondary mining roadway

二次采動條件下，整條巷道圍巖主應力值、偏應力值及最小主應力與豎直方向夾角空間效應分布曲線整體呈“臺階”下降趨勢。最大主應力與豎直方向夾角曲線反之。曲線呈3個空間區域:① 二次采動影響區Ⅴ。其影響范圍約工作面前方0～50 m，越靠近二次采動工作面主應力值和偏應力值越大;偏應力值上升幅度要大于最大主應力值;最大、最小主應力方向整體呈順時針偏轉。在距工作面10 m范圍內，最小主應力值略有小幅下降，最大主應力及最小主應力方向呈現小幅度的反向偏轉。在此區域巷道圍巖塑性區再次呈非對稱形態急劇擴展。② 一次采動影響滯后穩定區Ⅲ。工作面前方50 m至距終采線200 m范圍內，主應力、偏應力值恒定在最大值，其角度也不再發生變化。塑性區形態及范圍均不再發生變化。③ 一次非充分采動影響區(終采線段)Ⅵ。距終采線0～200 m范圍內，距終采線越遠最大、最小主應力及偏應力值越大，曲線分布特征與一次采動影響滯后區相同。

3.3 塑性區非對稱擴展機理分析

圖14為不同工作面推進步距時，監測面位置巷道圍巖塑性區分布形態演化過程。巷道左側為煤壁幫、右側為煤柱幫。

圖14 不同時間階段巷道圍巖塑性區演化Fig.14 Evolution of plastic zone of surrounding rock at various stages

巷道圍巖一定的情況下，圖14(a),(b)對比可知，偏應力由1.2 MPa增至4.39 MPa，巷道圍巖產生剪切破壞，塑性區范圍增加，最大主應力由水平向豎直方向偏轉47°，頂板與煤壁幫塑性區相互擴展接近，底板與煤柱幫塑性區同樣也呈相互擴展趨勢。

圖14(b),(c)對比可知，偏應力增加1.34 MPa，最大主應力向水平方向偏轉3°，塑性區較之前以同方向小幅擴展。圖14(c),(d)對比可知，偏應力由5.73 MPa增至12.1 MPa，增長近1倍，最大主應力向豎直方向偏轉23°，塑性區擴展范圍明顯增大，頂板塑性區向煤壁側擴展至連接，底板塑性區向煤柱側擴展至連接，煤壁幫擴展范圍要明顯大于煤柱幫，但深度變化不大。圖14(a)～(c)對比可知，由于一次采動工作面后方形成采空區，周圍煤巖體應力增加，采空區基本頂發生彎曲下沉，靠近煤柱側鉸接巖塊回轉形成主應力的偏轉，直至達到穩定狀態，應力不再發生偏轉。圖14(d)塑性區再次大幅度擴展是由二次開采工作面超前應力疊加影響，致使偏應力成倍增加;采空區基本頂因采動影響再次活化，產生進一步回轉，致使偏轉角度再次變化，且最大主應力方向繼續向豎直方向偏轉。

分析可知:偏應力增加使塑性區產生擴展，主應力角度偏轉使塑性區擴展方位變化，頂底板擴展方向朝著最小主應力方向擴展，煤柱幫塑性區要大于煤壁幫塑性區，且朝著頂板方向發展;在偏應力大小及應力方向偏轉共同作用下巷道塑性區產生非對稱分布狀態，導致巷道表面非對稱變形。

基于以上分析，重復采動巷道圍巖應力時空演化規律主要體現在3個方面:① 由重復采動巷道圍巖應力時間效應可知，一次采動擴展階段，偏應力值及角度變化明顯，塑性區擴展范圍及深度增加幅度大，頂、底板明顯大于兩幫形態向非對稱變化。二次采動擴展階段其偏應力值及角度變化再次增加，塑性區再次劇烈擴展，塑性區深度變化較小，而范圍明顯增加，破壞變形主要發生在煤壁幫頂角位置及煤柱幫底角位置。一次采動過后穩定階段巷道圍巖應力、角度、塑性區均不發生變化，持續時間主要取決于巷道長度。② 由重復采動巷道圍巖應力空間效應可知，圍巖應力及角度區域劃分與塑性區區域劃分相同;工作面開采帶動應力及角度隨擾動區域同時發生改變。③ 塑性區擴展范圍由偏應力大小決定，塑性區擴展方位則由主應力方向主導，偏應力大小及角度共同作用造成塑性區非對稱擴展，進而產生非對稱變形。以此揭示了重復采動巷道塑性區隨時空擴展力學機制。

4 重復采動巷道圍巖穩定控制方法及效果分析

4.1 重復采動巷道圍巖穩定控制方法

重復采動影響下巷道破壞呈現明顯的時間階段性和空間區域性演化特征。根據其時空對應關系，在不同階段提出相應巷道控制對策。

(1)掘進影響穩定階段A及掘進影響穩定區Ⅰ。巷道在掘進階段巷道圍巖單純受地應力影響，塑性區破壞范圍較小，頂、底板較大兩幫較小的對稱式破壞為主，頂底板中間深度最大。因此，現場支護應以錨桿支護配合經緯網為主，起到控制淺部圍巖破壞和護表的作用[16-17];防止巷道局部區域圍巖變化而導致掘進期間冒頂事故的發生，應配合頂板中部錨索。

(2)一次采動擴展階段B及一次采動影響區Ⅱ。巷道在一次開采擾動期間，巷道圍巖塑性區以非對稱形式破壞為主，破壞范圍及深度增加較大，超出錨桿支護長度。現場應在工作面開采前，將頂板兩側錨索補齊，且在兩幫的中、上部增加幫部錨索，以適應巷道圍巖受一次采動影響期間安全穩定。

(3)一次采動過后穩定階段C及一次采動影響滯后穩定區Ⅲ。一次開采擾動過后塑性區深度達到最大，且范圍、形態將長時間不發生變化，現場移近量觀測確定區域范圍為:采動初期工作面后方180 m至距開切眼180 m區域內;采動末期終采線后方260 m。現場應在二次采動擾動之前對此區域內巷道圍巖變形破壞嚴重且支護體破壞程度較大位置，進行頂板補強支護，防止二次擾動發生冒頂事故。

(4)2次采動擴展階段D及二次采動影響區Ⅴ。二次開采擾動期間，靠近工作面50 m位置巷道塑性區擴展啟動，尤其在20 m區域內破壞變形集劇變化，巷道圍巖塑性區破壞形態繼續向非對稱形式擴展，破壞深度增加較小，破壞范圍較大增加，在煤壁幫頂角位置及煤柱幫底角位置圍巖破壞變形嚴重。因此，補強后的支護參數要滿足塑性區形態的變化，現場在工作面20 m區域內布置液壓支架，以防止巷道圍巖破壞造成巷道圍巖失穩。

通過以上研究及現場觀測，22205回風巷道支護參數設計能夠滿足掘進影響穩定階段及掘進影響穩定區巷道圍巖穩定，但是無法保證一次采動巷道圍巖兩幫破壞深度控制，因此，現場在掘進后、初次采動前，對兩幫中部及上部加打間排距為850 mm×2 000 mm，φ22×6 500 mm錨索，第1排距頂板1 000 mm。

4.2 一次采動過后穩定階段圍巖破壞形態探測

巷道在經過一次采動影響后，現場觀測發現在22204工作面終采線后方260～1 200 m區域內，圍巖破壞變形最為明顯，出現頂板錨索在鎖具端被拉斷掉落、錨索鎖具脫落、錨索及鎖具整體被拽進煤體內等支護體失效形式，并未出現冒頂現象，說明巷道支護設計參數能夠滿足一次開采頂板變形，為防止二次開采發生冒頂事故，應在一次采動過后穩定階段及Ⅲ.一次采動影響滯后穩定區域內，采取補強支護措施。采用鉆孔窺視對隱患區域頂板裂隙深度及形態進行探測，為補強支護參數設計提供依據。測站位置為距終采線600 m，在頂板中部及距兩幫各1 m位置共布置3個8 m鉆孔，得到頂板裂隙發育最深處情況如圖15所示，及頂板裂隙發育情況并將其與塑性區形態進行對比，如圖16所示。

圖15 鉆孔裂隙發育最深處情況Fig.15 Situation of the deepest development of borehole fractures

圖16 穩定階段頂板破壞范圍形態實測與數值模擬結果對比Fig.16 Plastic failure zone numerical simulation compared with the measured result of gateway roof in the stable phase

鉆孔裂隙發育最深處情況可看出:左側鉆孔裂隙發育在右側，中間和右側鉆孔呈現明顯橫線貫通裂隙，且右側鉆孔裂隙發育程度較中間大。結合塑性區特征圖可以看出，巷道表面以剪切拉伸破壞為主，圍巖內部以剪切破壞為主，頂板受右側臨近工作面覆巖運動影響，主應力大小及方向改變，頂板圍巖破壞向左側煤壁幫發育明顯。頂板裂隙呈非對稱特征，靠煤壁側比靠煤柱側破壞深度大，頂板塑性區非均勻形態特征與實測結果基本吻合。

4.3 補強支護參數及控制效果

由現場觀測圍巖變形及支護體失效形式，配合前文結果可知，留巷受一次采動影響圍巖塑性破壞深度可達4.53～5.19 m，圍巖破壞深度未超過錨索錨固范圍，2次采動圍巖破壞范圍雖變大，但深度變化不大。因此采用8 m錨索進行頂板補強可滿足支護要求。

現場對冒頂隱患區域采用補強方案如下:采用φ22 mm×8 000 mm錨索，在原錨索支護1排3根的基礎上，補打2根形成1排5根，在每2排中間補打1排3根錨索，間排距2 100 mm×2 000 mm，最終形成“3,5,3,5”形式，排距為1 m，配合200 mm×140 mm×8 mm π型托盤壓鋼帶施工，頂板補強支護如圖17所示。

圖17 頂板補強支護參數平面Fig.17 Reinforcement support parameter of roadway roof

在已失效錨索附近重新補錨索，配合300 mm×300 mm×16 mm鐵托盤施工。頂板因下沉將原支護頂網破壞，施工錨索前在破損頂網處補掛10號鉛絲網，連網時綁絲間排距400 mm×400 mm。頂板支護效果如圖18所示。

圖18 頂板補強支護效果Fig.18 Effect of reinforcement support of roof of roadway

頂板補強后，在冒頂隱患區域內安設4組5 m和8 m兩基點位移觀測站，站間距100 m，對頂板中部進行持續17 d位移監測，前8 d產生3～8 mm小幅度的下沉量，之后趨于穩定未產生變化。在整個觀測周期內，淺部頂板下沉量高于深部，與頂板窺視對比可知，在5 m范圍內圍巖較破碎，頂板采用錨索補強支護可以有效控制破碎圍巖體垮落，在二次回采期間未發生冒頂事故。

基于重復采動塑性區時空演化規律研究結果，提出分次補強支護技術，能夠有效提高掘進速度、節省支護費用，保證巷道圍巖安全穩定。

5 結 論

(1)重復采動巷道圍巖塑性區時空演化規律研究，獲得重復采動巷道塑性區變化的動-靜組合機制，圍巖從掘進到廢棄的整個動態破壞過程，以及不同位置圍巖破壞狀態的靜態展現，塑性區擴展時間階段與空間區域存在對應關系，是分析巷道變形機理及分次支護方案提出的重要基礎。

(2)結合重復采動影響下巷道圍巖應力時空演化規律，獲得塑性區非對稱擴展機理:其范圍由偏應力大小決定，方位則由主應力方向主導，偏應力大小及角度共同作用造成塑性區非對稱擴展，進而產生非對稱變形，并以此揭示了重復采動巷道塑性區隨時空擴展力學機制。

(3)根據重復采動巷道圍巖塑性區擴展形態，一次采動過程中塑性區深度及范圍擴展顯著且頂、底板明顯大于兩幫;二次采動過程中塑性區深度變化較小，而范圍明顯增加，破壞變形主要發生在煤壁幫頂角位置及煤柱幫底角位置。

(4)基于重復采動過程中塑性區擴展時空關系，提出分次補強支護方法，解決重復采動巷道圍巖穩定控制;根據塑性區擴展形態及現場實測明確具體補強時間、地點及參數，并進行頂板補強支護，節省工期同時保障了回采期間安全生產。