0 引 言
复用沿空巷道既要为上工作面服务，又要保留下来为本工作面服务，受重复采动影响，其围岩控制问题是制约矿井高产高效的难题[1-2]。近年来，诸多学者对二次动压影响沿空巷道的围岩控制问题进行了大量研究。胡千庭等[3]通过力学试验研究了重复采动条件下坚硬顶板的损伤特性；张俊文等[4]研究确定侧向基本顶岩块的运移是影响沿空巷道围岩稳定性的主导因素；殷帅峰等[5]研究了基本顶断裂位置对沿空巷道围岩的力学环境及塑性区发育的影响规律；张向东等[6]研究了多次采动影响下大跨度煤巷支护难的原理；张广超等[7-8]研究了基本顶断裂线位置对沿空巷道围岩变形影响的作用机理，分析了侧向基本顶断裂块回转运动对沿空巷道围岩的动态影响规律，提出了非对称锚梁控制技术；许兴亮等[9]研究了多次采动过程侧向顶板结构的变化过程及对巷道矿压显现规律的影响；郑西贵等[10]研究了采动影响过程煤柱内侧向支承压力的演化过程，并提出了结构协同支护原理；李季等[11]通过分析工作面侧向煤体主应力方向的变化规律揭示了沿空巷道非均匀大变形机理。上述研究成果对解决二次动压影响沿空巷道围岩控制难题的侧重点各不相同，目前并未出现普适性的理论和技术，同时由于不同矿区具体地质条件的差异性[12-14]，仍需进行进一步的研究。
针对上述问题，笔者通过分析巷道破坏特征建立了二次采动阶段沿空巷道顶板结构模型，研究顶板结构演化对沿空巷道应力环境的影响规律，并以此为基础提出针对性的沿空巷道围岩控制技术。研究成果可为类似地质条件下的沿空巷道围岩控制提供借鉴。
1 工程地质概况
1.1 沿空巷道概况
小纪汗煤矿11217工作面回采2号煤层，煤层倾角1°～3°，煤厚3.8～5.5 m，平均煤厚4.81 m，埋深约380 m。工作面走向长度为约为5 100 m，倾向长度为320 m，采用一次采全高采煤法。11217工作面北侧为已回采的11215工作面，区段保护煤柱的宽度为20 m，工作面选用三巷布置，保留辅助运输巷作为下个工作面的回风巷，即11217回风巷原为11215辅助运输巷。巷道位置关系如图1所示。
图1 巷道位置关系
Fig.1 Roadway position relationship
11215工作面采完后马上进行11217工作面的回采，11217回风巷经历二次采动影响。巷道断面为矩形，宽×高=5.5 m×3.8 m，采用锚网索联合支护。巷道直接顶及基本顶均为砂岩，普氏系数约为3.4，直接顶厚0.5 m，基本顶厚约27 m，因此厚层坚硬顶板成为工作面开采及巷道维护的显著特征。
1.2 沿空巷道动压显现特征
在经历二次采动影响过程中，11217回风巷超前段变形破坏剧烈，严重影响工作面的正常推进，具体表现为：顶板破碎下沉、出现破碎坠兜，部分网片撕裂煤体漏出，顶板整体呈偏向煤柱侧倾斜状，该侧顶板下沉量可达0.7 m；煤柱帮中上部鼓出变形明显，顶部出现煤体整体推移，变形量可达1.2 m左右，钢带、网片撕裂，破碎煤体漏出，部分锚杆失效；回采帮严重片帮，最大片深可达1.2 m，本侧塑料网片强度较低易被撕裂，大量片落煤体漏出，锚杆大面积失效。
2 沿空巷道顶板结构演化过程分析
2.1 上工作面回采后侧向顶板结构
厚煤层一次采全高时，采场侧方支承压力普遍升高，上工作面推进过后，区段煤柱边缘厚层坚硬基本顶在采动压力作用下破断，而煤层厚度远小于基本顶厚度，因此破断后的基本顶块体易形成“三铰拱”结构[14]如图2所示。
图2 一次采动基本顶侧向破断结构
Fig.2 Lateral fracture structure of main roof with first mining
其中岩块B对“三铰拱”结构的稳定性和工作面侧向支承压力分布特征起主导作用，称为关键块[15]。
2.2 本工作面回采时基本顶二次断裂结构
本工作面回采后，在区段煤柱的另一侧同样会产生类似“三铰拱”结构，并以煤柱上方基本顶块体为中介相互作用，如图3所示。
图3 二次采动基本顶侧向断裂结构
Fig.3 Lateral fracture structure of main roof with twice mining
煤柱所承受的压力不仅是岩块A及上覆岩层的载荷，还包括煤柱2个拱结构产生的向下的剪切力，因此煤柱载荷瞬间增大。同时，受工作面回采次序影响，煤柱两侧拱结构对岩块A产生的向下作用力不相等，本工作面超前支承压力与上工作面侧向支承压力叠加导致岩块A的上工作面一侧向下旋转，压缩煤柱。由于煤体强度较低，导致巷道顶板变形呈向煤柱帮侧倾斜的状态。受高应力作用，煤柱将发生快速持续变形，导致工作面端头和超前段巷道变形破坏严重。
2.3 顶板力学模型演化分析
一次采动侧方 “三铰拱”结构受力分析，上工作面回采后，侧方形成三铰拱结构，根据顶板及煤柱受力特征简化如图4所示的力学模型。岩块A位于煤柱上方，且一侧悬空，将基本顶上方载荷简化为均布载荷。
q—上覆均布载荷；L1—采空区冒落岩块的断裂长度；h—基本顶破断岩块厚度；θ—采空区冒落岩块的回转的角度；D—巷道宽度；W—煤柱宽度；TAB—水平挤压力
图4 基本顶破断结构力学模型
Fig.4 Mechanical model of main roof breaking structure
此时，岩块A与采空区冒落岩块之间存在水平挤压力，力的大小TAB为[16]
(1)
假设区段煤柱在处于弹性阶段，此时的煤柱变形较小，上覆载荷视为均布力，岩块A的长度为巷道宽度D、煤柱宽度W及悬露长度X之和。
根据材料力学的叠加原理，岩体A变形过程中的受力一部分来自于上覆载荷，一部分来自于煤柱支撑。如果保证煤柱完全支撑岩块，不发生旋转变形，则有岩块A最外端受上覆载荷作用的挠度为
ω=-q(D+W+X)4/(8EI)
(2)
式中：E为基本顶的弹性模量，MPa；I为基本顶旋转惯性矩，m4。
岩块A破断前，巷道侧煤柱变形极小，可认近似认为岩块A最外端的挠度为0，则可以得出岩块A对煤柱的垂直压力为
F=3q(D+W+X)/8
(3)
由此可以得出，煤柱压力与上方基本顶的长度及所承受的载荷呈线性关系。由此可知，若基本顶悬露长度过大，则煤柱承受的压力越大，煤柱内应力环境越差，叠加采空区内垮落岩块对煤柱上方岩块的水平推力作用，煤柱出现向巷道方向的推挤作用，不利于巷道维护。
一次采动时，侧向应力分布导致基本顶受附加载荷影响，巷道出现一定的应力升高，但受煤柱隔绝作用，应力集中现象不明显；而二次采动时，本工作面采动压力导致超前段基本顶上的载荷进一步增加，导致煤柱所承受的压力增加，煤柱及巷道围岩力学环境恶化，变形破坏严重；同时，基本顶侧向悬顶进一步加剧了煤柱及巷道应力的增加，不利于巷道维护。
3 沿空巷道围岩稳定性数值模拟分析
3.1 数值模型建立
建立FLAC3D大尺寸数值计算模型(图5)，模型尺寸X×Y×Z=160 m×160 m×80 m，断面尺寸与实际尺寸一致。模型顶部采用应力边界，模拟该层位岩层320 m埋深，取8 MPa，其余五面采用位移约束，法向位移为0；侧压系数为1，模型计算采用摩尔-库仑准则。模型各岩层选取及物理力学参数依据地质资料及实验室实测结果确定，见表1。
图5 数值计算模型
Fig.5 Numerical model
表1 数值模拟各岩层参数
Table 1 Parameters of each stratum in numerical simulation
岩层厚度/m密度/(kg·m-3)黏聚力/MPa内摩擦角/(°)抗拉强度/MPa泊松比中粒长石砂岩12.12 2205.0834.64.610.20粉砂质泥岩2.52 5002.0529.31.680.26中粒长石砂岩10.92 2405.1834.24.260.20粉砂质泥岩0.82 4202.0628.81.660.26煤1.21 2900.9726.21.030.31粉砂岩6.12 5603.8231.63.360.22中粒长石砂岩202 2805.0435.34.680.20细粒长石砂岩6.52 3105.3133.95.110.18粉砂质泥岩0.52 5002.1129.01.740.252煤5.11 3001.1725.60.840.30粉砂质泥岩3.02 5401.9929.41.590.25细粒长石砂岩11.32 2805.3533.24.950.18
模拟过程中巷道顶板采用锚网索支护，螺纹钢锚杆规格ø20 mm×2 300 mm，间排距900 mm×1 000 mm，锚索规格ø17.8 mm×6 000 mm，间排距2 700 mm×3 000 mm，布置方式为2-1-2。煤柱帮采用锚网支护，螺纹钢锚杆ø16 mm×1 800 mm，回采帮采用玻璃钢锚杆，规格为ø18 mm×2 000 mm，帮部锚杆间排距为1 000 mm×1 000 mm。
3.2 采动影响沿空巷道围岩应力变化规律
一次采动为上工作面回采过后采空区稳定阶段巷道围岩状态，二次采动为本工作面回采时超前工作面煤壁5 m位置的沿空巷道断面围岩状态。在二次采动影响过程中，沿空巷道两帮垂直应力变化幅度较顶底板更大，如图6所示。
图6 两次采动过程沿空巷道围岩垂直应力变化
Fig.6 Vertical stress variation of gob-side roadway surrounding rock during mining processes
巷道受一次采动影响后，围岩已经出现一定程度的破碎，尤其是两帮，煤柱帮内出现弹性应力集中核心；而二次采动影响使得浅部围岩继续向深部破坏，围岩变形后的新应力平衡向更深处转移，受煤柱帮承载范围的局限，在煤柱内部一定位置出现更大范围的高应力承载区，而巷道超前段回采侧处于工作面应力降低区，所以垂直应力显现反而不如煤柱中明显，导致二次采动时巷道受非对称性压力作用。一次采动时上工作面侧向悬露基本顶结构控制巷道围岩应力分布，所以此时巷道垂直应力分布偏向于采空侧；而二次采动时本工作面走向基本顶破断控制超前段矿压显现，且巷道紧邻工作面，所以出现明显的偏向实体侧的应力分布特征。应力分布是围岩变形的基础，因此围岩的垂直位移分布呈现出与垂直应力相似的分布特征，如图7所示。
图7 采动影响沿空巷道围岩垂直位移分布
Fig.7 Vertical displacement variation of gob-side roadway surrounding rock during mining processes
垂直压力是衡量及预测巷道顶底板位移的重要指标，沿空巷道顶板下沉量随着采动影响的加强逐渐增加。区段煤柱的存在隔绝了部分一次采动产生的影响，而沿空巷道的一帮是本工作面回采的重要组成部分，因此，巷道所经受的二次采动影响要远大于一次采动影响，顶板下沉量由184.7 mm增至734.7 mm，底鼓量由64.8 mm增至171.0 mm，均有大幅增加。
采动影响过程巷道塑性区变化如图8所示。由图8可以看出，一次采动影响时，巷道塑性区影响半径约4 m上，远超出了锚网索支护范围，因此，一次采动过程中巷道支护对围岩变形的控制效果即出现了大幅降低，加剧了二次采动的影响程度。而二次采动时，围岩塑性区进一步扩展，在动压显现的瞬间，支护大面积失效，失去了围岩控制的作用，在二次采动过程中应增加支护强度，尤其是锚杆索支护范围应超过塑性区发育范围，以增加支护的可靠性。
图8 采动影响沿空巷道围岩塑性区分布
Fig.8 Plastic zone variation of gob-side roadway surrounding rock during mining processes
4 动压沿空巷道围岩应力优化技术
当煤层顶板为坚硬厚层顶板时，区段煤柱采空侧顶板易形成大跨度悬顶，由于2个工作面回采间隔时间达1年以上，沿空巷道围岩处于长时间、高压力作用下，围岩强度持续降低，弱化了沿空巷道承受二次采动影响的基础[17-18]。因此，侧向悬空厚层坚硬基本顶是沿空巷道应力环境恶化、围岩稳定性降低的根源。基于前文对侧向基本顶结构的分析，提前采取措施在悬空基本顶内部形成节理弱面，然后利用采动支承压力使之在工作面前方即发生破断，一方面消除大跨度悬顶以及突然破断对临空侧回采巷道围岩的强烈动压影响，从根本上大幅释放沿空巷道围岩压力，使沿空巷道长期处于良好的应力环境中。侧向悬顶超前断裂后，工作面附近沿空巷道的应力变化情况如图9所示。
侧向悬顶断裂前，侧向基本顶破断岩块形成铰接结构，采空区边缘处的岩块一端受采空区支撑，一端悬露与煤柱上方岩块咬合，导致该范围内的采空区不与基本顶接触，而无应力显现；侧向悬顶断裂后，基本顶沿煤壁边缘切落与采空区全范围接触，再上覆载荷作用下，使得该范围内应力有一定程度显现，区段煤柱内的应力分布大幅减小。
图9 侧向悬顶断裂前后沿空巷道围岩应力变化
Fig.9 Stress variation of surrounding rock of gob-side roadway before and after lateral overhanging roof fracture
5 工程应用分析
5.1 采空侧悬空顶板切顶卸压方案
为避免切顶作业与工作面回采的互相影响，施工位置须避开工作面超前采动影响范围[21]，因此，在11217回风巷超前工作面120 m的位置开始施工，在煤柱帮每隔5 m向11215采空区方向施工1组钻孔(3个钻孔)，每组钻孔在同一垂直断面内扇形布置，孔径75 mm，如图10所示。每组各钻孔参数见表2。
图10 钻孔布置示意
Fig.10 Borehole layout
表2 炮孔布置参数
Table 2 Borehole Arrangement Parameters
炮孔编号起始位置仰角/(°)孔深/m装药长度/m封泥长度/m装药量/kga帮部高2.2 m5037142346.2b帮部高2.0 m3732131942.9c帮部高1.8 m2028121639.6
对每个钻孔进行装药，装药步骤包括把起爆药、导爆索送入钻孔(图10中粗线段)，并用炮泥封孔，炸药采用煤矿三级安全水胶炸药，药卷规格为ø70 mm×350 mm。钻孔装药段和封孔段长度同时满足以下条件：①装药段起始位置至少从煤柱中心线偏向采空区侧开始向内装药(巷道煤柱帮深度15 m位置向内开始装药)；②封孔段长度大于9 m。装药、封孔完毕后，连接雷管到导爆索、封泥，最后连接爆破网络，实施起爆。
5.2 巷道支护补强方案
根据动压显现过程中巷道围岩变形的空间位置进行重点补强：顶板采用桁架锚索，每2排原有锚索中间布置一套锚索桁架，带45°外偏角施工，规格为ø21.6 mm×8 200 mm，间排距3.3m×2.0 m。在每排桁架中央垂直顶板施工两根锚索，规格为ø21.6 mm×8 200 mm，间排距1.3 m×2.0 m。回采帮每两排锚杆之间施工1排3根锚杆，采用ø22 mm×2400 mm长左旋无纵筋螺纹钢等强锚杆，间排距1 m×1 m，与原有锚杆成五花布置。煤柱帮在两排锚杆之间施工两根锚索，规格为ø21.6 mm×6 500 mm，间排距1 m×2 m。如图11所示。
图11 巷道补强支护断面
Fig.11 Cross section of roadway reinforcement support
5.3 应用效果实测分析
实施切顶方案后，等工作面推进至切顶位置，布置测点观测工作面前方120 m范围内(3 m一组测点)巷道表面位移情况。自测点布置完毕当天起每天观测1次，持续至工作面推过观测段。观测结果如图12所示。
图12 受二次采动影响期间沿空巷道围岩变形曲线
Fig.12 Surrounding rock deformation curve of gob-side roadway during double mining influence
在观测期间，沿空巷道两帮最大位移约为350 mm，其中煤柱帮变形量略大于回采帮，约为210 mm，虽有一定的变形量，但煤柱帮鼓出大幅降低，回采帮片帮也得到有效控制。沿空巷道的顶底板相对移近量最大约为300 mm，顶板下沉得到明显改善，完整性较好，且未再出现整体倾斜性变形。将围岩控制方案应用于现场后，沿空巷道变形得到明显控制，巷道断面满足工作面推进要求，工程实践取得了成功。
6 结 论
1)分析了两次采动过程中沿空巷道顶板结构的演化过程。一次采动后基本顶侧向断裂形成三铰拱结构，二次采动时煤柱两侧均形成三铰拱结构，但在本工作面超前支承压力与上工作面侧向支承压力叠加作用下煤柱上方基本顶块体偏向一侧向下旋转，恶化巷道围岩应力环境。
2)得出了两次采动过程中煤柱受力特征及围岩垂直应力分布演化特征。煤柱所受的压力与上方基本顶的长度及所受载荷呈线性关系，一次采动时巷道煤柱侧垂直应力分布大于回采侧，二次采动时巷道回采侧垂直应力分布大于煤柱侧，非对称性明显。
3)提出了厚层坚硬基本顶沿空巷道围岩应力优化技术。采取措施弱化悬空基本顶结构，利用采动压力使之超前破断，从根本上大幅释放沿空巷道围岩压力，优化沿空巷道应力环境。
4)提出了侧向悬空顶板切顶卸压方案及补强支护，将方案应用于现场实践后，沿空巷道变形得到明显控制，巷道断面满足工作面推进要求，工程实践取得了成功。
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