深井厚煤層綜放工作面頂板運動與沿空巷道 圍巖變形動態響應關系

卜 滕 滕

( 1. 中煤科工集團常州研究院有限公司，江蘇 常州 213015；2. 天地( 常州 )自動化股份有限公司，江蘇 常州 213015 )

控制巷道圍巖變形是礦井安全生產的1個重要環節。對于深井厚煤層綜放工作面而言，在高應力、強采動和厚頂煤的作用下，巷道兩幫會出現嚴重的網兜、頂板出現多個錨桿退錨的現象，致使巷道風量超速，影響行人及運料，為持續推進，不得不進行1次甚至多次擴幫推采，造成開采成本增加，且影響工作面正常安全生產。針對沿空巷道的支護問題，國內眾多學者進行了大量的研究工作[1-8]。前期侯朝炯[9]、李學華[10]、柏建彪[11]、王衛軍[12]等對沿空巷道圍巖穩定性及其控制技術進行了有益的探索，提出了具有普適性的理論與觀點，推動了沿空巷道支護技術的發展。近年，學者們基于前期的研究成果對沿空巷道進行了更具體、更細致、更為深入的研究。張俊文[13]等研究了錯層位巷道側向基本頂下方卸讓壓圍巖結構體系卸讓壓的力學機理，認為錯層位開采能夠有效維護沿空巷道變形、防止發生沖擊事故；郭金剛[14]等以高強度開采、大尺度覆巖運動條件下綜放沿空巷道圍巖控制為研究對象，建立了覆巖結構力學模型及沿空巷道上覆巖層破斷結構形式，提出了對煤柱側頂板和煤柱幫等變形破壞起始部位進行有效支護是控制沿空巷道圍巖的關鍵；孟祥軍[15]從長錨桿、長錨索對圍巖加固作用的角度研究了深部大斷面沿空掘巷的圍巖控制問題；謝生榮[16]等以主應力差為衡量指標研究了深部沿空掘巷圍巖應力環境與變形破壞機制，提出了采用高預應力、強力支護系統進行深部沿空巷道圍巖控制的方法；張廣超[17]等從不穩定覆巖下綜放沿空巷道頂煤擠壓破裂失穩的角度提出了提高支護結構對頂板煤巖體水平運動的適應性；徐青云[18]等以綜放劇烈采動影響煤巷窄煤柱變形破壞為問題導向，探究了煤柱變形破壞的影響機制，據此提出相應的控制技術。

以上研究從沿空巷道覆巖結構、巷道圍巖受力特征、應力控制、錨桿錨索的錨固作用和頂煤、煤柱的破壞機理等多個細觀角度進行了詳盡地闡述，但是筆者認為巷道變形的主要原因是開采行為引發的覆巖運動，如果能從宏觀角度建立起頂板巖層運動和巷道變形的動態響應關系，則對控制巷道圍巖變形具有一定的指導作用。本文采用現場實測、理論分析、微震監測等手段，研究了巷道圍巖變形特征與頂板破斷的對應關系，認為高位頂板的破斷是造成巷道圍巖大變形的最主要原因，細致地分析了巷道兩幫、頂板變形與頂板破斷高度的對應關系，對巷道變形與頂板運動規律的關系有了清晰的認識，為控制巷道圍巖大變形提供了理論依據。

1 工程背景

山東新河煤礦530采區位于3煤層5水平，采深960 m，煤均厚10 m，5301工作面為采區首采工作面，已回采完畢。考慮煤層較厚，為節約資源，采用留5 m小煤柱開挖5302回風巷。5302工作面推進長1 240m、寬120 m，已回采300 m，工作面布置如圖1所示，綜合地層柱狀剖面圖如圖2所示。

5302回風巷凈寬為4.5 m，凈高為3.8 m，目前巷道變形較大，兩幫最大縮至2 m，變形具有一定的周期性。

圖1 530采區工作面布置 Fig. 1 Layout drawing of working face in 530 mining area

圖2 綜合地層柱狀剖面圖 Fig. 2 Integrated stratigraphic columnar section

采用巖層沉降法判斷直接頂的厚度。已知巖層斷裂后會形成3鉸拱結構，一般認為，當中部鉸接點與兩端鉸接點在同一水平線上時，巖層一定發生垮落[19]，由此求得的巖層沉降值為Smax，定義為巖層極限沉降值。當巖層下部允許的沉降范圍Sy＞Smax時，則巖層一定會發生垮落，如圖3所示。

圖3 直接頂厚度反演推斷 Fig. 3 Inversion inference map of the lowest roof thickness

由此只需根據Sy和Smax的大小即可判斷目標巖層是否發生垮落形成直接頂。 巖層極限沉降值Smax[19]為

式中，m為巖層厚度，m；C0為巖梁的運動步距，現場觀測為19 m。

巖層下部允許的沉降范圍Sy為

式中，h為采高，3.5 m；T為頂煤厚度，6.34 m；M為已垮落巖層厚度，m；KA為直接頂的碎脹系數，1.25；C為殘煤厚度，m。

殘煤厚度C與頂煤放出率及頂煤垮落后的碎脹系數有關，其關系式[19]為

式中，Km為頂煤垮落后的碎脹系數，一般取1.2；η為頂煤放出率，取80%。

代入式( 3 )計算得C=1.06 m。

由圖2可知，在3倍采高范圍內上覆巖層分別為泥巖m1=2.46 m，細粉砂巖互層m2=6.54 m，粉砂巖m3=10.55 m，細砂巖m4=1.38 m，粗砂巖m5=5.47 m，細砂巖m6=2.23 m等巖層，利用式( 1 )，( 2 )判斷巖層垮落狀態，具體結果見表1。由表1可知，泥巖、細粉砂巖、粉砂巖、細砂巖因允許沉降范圍Sy＞Smax而發生全部垮落，而粗砂巖僅會部分垮落，垮落厚度應為分層厚度的整數倍。這里分層厚度取1.2 m，當巖層厚度為1.2 m時，代入式( 1 )，得Smax為1.2 m＜3.54 m；當巖層厚度為2.4 m時，Smax為2.3 m＜3.54 m；當巖層厚度為3.6 m時，Smax為3.7 m＞3.54 m，因此粗砂巖垮落厚度為2.4 m，最終確定直接頂厚度為23.33 m。

表1 直接頂厚度判斷 Table 1 Thickness judgment of caving strata

基本頂的范圍應結合綜合地層柱狀剖面圖和微震監測結果共同確定。

2 深井厚煤層綜放工作面頂板破斷規律

利用ARAMISM/E微震監測系統監測5302工作面推采過程中微震事件的時空分布特征。工作面共4個檢波器，平均分成2組，布置在2個回采巷道頂板，2個檢波器間隔為50 m，隨著工作面推采，檢波器向前平移，微震監測布置如圖4所示。

圖4 工作面微震監測布置 Fig. 4 Microseismic monitoring layout of working face

5302工作面自2018-08-05開始推采，選取其2018-08-05—10-30期間的微震事件監測結果，由于天數較多，過濾掉微震事件少且分散的天數，留下工作面微震事件增多聚集的天數，如圖5所示。

圖5 工作面微震事件時空分布 Fig. 5 Temporal and spatial distribution of microseismic events in working face

圖5為5302工作面微震事件空間分布規律，其中綠色圓圈代表微震事件能量＜1 000 J，藍色圓圈代表1 000 J＜微震事件能量＜10 000 J。

對微震事件進行統計，具體情況見表2。

表2 工作面微震事件統計 Table 2 Statistics table of microseismic events in working face

由表2可得，頂板周期破斷高度主要集中在 煤層上方31，40，71 m，結合綜合地層柱狀圖劃定 基本頂范圍，煤層上方23.31～31.11 m內巖層為3.07 m的粗砂巖、2.23 m的細砂巖和2.50 m的粉砂 巖，粉砂巖上面是7.06 m泥巖，由于泥巖厚度較大， 不會隨下方巖層一起沉降，定義粗砂巖、細砂巖 和粉砂巖為下位基本頂；煤層上方31.11～39.52 m的巖層為7.06 m的泥巖、0.50 m的細砂巖和0.85 m 的礫巖，礫巖上面是12.10 m中砂巖，中砂巖同樣 不會隨下面巖層一起沉降，定義泥巖、細砂巖和 礫巖為中位基本頂，煤層上方39.52～71.34 m的 巖層為12.10 m的中砂巖、6.69 m的細砂巖、9.10 m 粉砂巖和3.90 m的細砂巖，直接劃定為高位基本 頂。

根據5302工作面微震事件時空分布特征，構建5302工作面頂板破斷過程，如圖6所示。

圖6 工作面沿走向頂板破斷過程 Fig. 6 Breaking process of working face along the roof

由圖6可知，工作面自開切眼向前推采，推進l0( l0=54 m )后，下位基本頂初次破斷；推進L0－l0后，中位基本頂初次破斷，L0為73 m；向前推進P0－L0后，高位基本頂初次破斷，P0為102 m，至此上覆巖層初次破斷全部結束，工作面進入周期破斷。

進入周期破斷后，以此為起點，工作面推進l1( l1=13 m )后，下位基本頂破斷；推進l2( l2=16 m )，下位基本頂再次破斷；推進l3( l3=12 m )，中位基本頂破斷，下位基本頂連帶破斷，中位基本頂破斷步距

可知，在中位基本頂一個破斷周期內發生了3次下位基本頂破斷。工作面繼續向前推進l4( l4=16 m )和l5( l5=18 m )后，下位基本頂分別第4次和第5次破 斷。隨后向前推進l6( l6=15 m )后，高位基本頂發生破斷，中位基本頂和下位基本頂連帶破斷，中位基本頂破斷步距

高位基本頂的破斷步距為P1

可知，在高位基本頂一個破斷周期內發生了2次中位基本頂破斷和6次下位基本頂破斷。

3 沿空巷道圍巖變形特征

以20 m為間隔，對0～210 m范圍內巷道圍巖變形進行監測，統計了各個監測點最終變形量，結果見表3。

由表3可知，在0～210 m測區內，巷道兩幫移近量為705～1 501 mm，與巷道原尺寸相比，移近率為16%～33%，頂板下沉量為432～1 085 mm，與巷道原尺寸相比，下沉率為11%～29%，巷道變形較大，礦壓顯現明顯。

為了獲取巷道整體的變形特征，將巷道坐標點x及其對應的變形量y1( 兩幫移近量 )和y2( 頂板下沉量 )作為已知的插值節點及插值節點函數值，利用Matlab中的3次樣條插值( spline )求得巷道長度每0.5 m的兩幫移近量y01和頂板下沉量y02，插值結果如圖7所示。

表3 巷道圍巖變形量統計 Table 3 Statistical table of surrounding rock deformation

圖7 沿空巷道最大變形量插值圖像 Fig. 7 Interpolation graph of maximum deformation along empty roadway

由圖7可知，由插值方法擬合的曲線都穿過了已知節點，擬合曲線未出現龍格現象，這說明擬合效果良好。在0～240 m范圍內巷道變形從開始 慢慢增大，最后穩定并上下波動，分析結果認為巷道圍巖變形與頂板運動存在一定的動態響應關 系。

4 巷道變形特征與頂板運動動態響應關系

由頂板巖層運動規律可知：隨著工作面推采，直接頂一部分垮落成矸石遺留在上工作面的采空區內，另一部分形成懸臂巖梁I，由煤體和小煤柱共同支撐；基本頂斷裂形成鉸接巖梁Ⅱ，巖梁Ⅱ對巷道形成動壓，影響巷道變形，沿空巷道力學結構模型，如圖8所示。

圖8 沿空巷道受力力學結構模型 Fig. 8 Mechanical structural model of stress along road

建立豎直方向力學平衡方程：

式中，σ1為實體煤對上覆巖層的支護強度，MPa；X1為實體煤破碎區寬度，m；σ2為小煤柱的有效支護強度，MPa；X2為煤柱寬度，m；σ3為矸石對巖梁Ⅱ末端的支護強度，MPa；X3為巖梁Ⅱ觸矸長度，m；Q1為巷內每米支護體對上覆巖層的支護阻力，kN；γS為頂煤容重，kN/m3；mS為頂煤厚度，m；γZ為巖梁I容重，kN/m3；mZ為巖梁I厚度，m；γE為巖梁Ⅱ容重，kN/m3；mE為巖梁Ⅱ厚度，m；LE為巖梁Ⅱ長度，m；θ為巖梁Ⅱ回轉角，煤、直接頂和基本頂對回采巷道的作用力，kN；為小煤柱、超前支護體和實體煤對上覆巖層的支護阻力，kN。

當支護阻力大于等于上覆巖層的作用力時，巷道變形可控，否則巷道圍巖可能失穩。在工作面推進過程中，頂煤和直接頂的厚度變化不大，因此上覆巖層的質量主要由基本頂的厚度決定，基本頂破斷高度越高則對巷道作用力越大，巷道變形越難控制。

將巷道變形曲線和頂板破斷規律糅合在同一個圖形中進行對比分析，如圖9所示。由圖9可知：在0～210 m測區內，巷道兩幫移近量要大于頂板下沉量，且兩者變化并不同步，表現出一定的差異性；在0～110 m測區內，巷道兩幫變形量和頂板下沉量均呈現不斷上升的趨勢，變化相對同步，說明在初次破斷周期內，受頂板破斷高度不斷向上發育的影響，巷道兩幫移近量和頂板下沉量不斷增大，說明在初次破斷周期內巷道兩幫和頂板的變形對頂板破斷的響應比較敏感，因此在初次破斷周期內需要加強巷道超前支護強度；在110～210 m測區內，兩幫變形量在1 000～1 300 mm波動，頂板下沉量在600～900 mm波動，說明進入周期破斷后，巷道最大變形不會持續增加而是在一定范圍內波動，且具有一定的周期性；結合頂板巖層運動規律可知，高位基本頂在距開切眼102，195 m發生破斷，中位基本頂在距開切眼73，146 m發生破斷，兩幫移近量的峰值點A，B，C，D滯后中位基本頂、高位基本頂破斷位置分別約為2，10，10，2 m，則高位基本頂和中位基本頂的破斷會加大兩幫的移近量，變形響應在頂板破斷之后；頂板下沉量峰值點A1，B1，C1，D1超前中位基本頂、高位基本頂破斷位置分別約為15，10，12，5 m，則高位基本頂和中位基本頂的破斷也會加大頂板的下沉量，變形響應在頂板破斷之前。

圖9 巷道變形量與頂板破斷對比 Fig. 9 Comparison of roadway deformation and broken roof

由此可知，高位巖層( 中位基本頂和高位基本 頂)破斷會造成巷道兩幫和頂板變形達到峰值，兩幫移近量峰值滯后于高位巖層的破斷位置，頂板下沉量峰值超前高位巖層破斷位置。

因此可根據巖層破斷規律，在中位和高位基本頂破斷位置前后10 m要特別注意巷道變形量，采取必要措施增加巷道支護強度，或者增加推進速度，防止巷道變形過大影響安全生產。

5 結 論

( 1 ) 工作面頂板破斷存在“大小周期”現象，破斷最大高度至70 m，高度發育的破斷形態是沿空巷道變形加劇的主要原因；

( 2 ) 在頂板初次破斷周期內巷道變形逐漸增加，在周期破斷過程中巷道變形不會持續增加，而是在一個范圍內周期性地上下波動；

( 3 ) 高位巖層( 中位基本頂和高位基本頂 )破斷會致使巷道圍巖變形到達峰值，兩幫移近量峰值滯后于高位巖層的破斷位置，頂板下沉量峰值超前高位巖層破斷位置。