赵志研

（1.中煤科工集团沈阳研究院有限公司，辽宁 抚顺 113122；2.煤矿安全技术国家重点实验室，辽宁 抚顺 113122）

沿空留巷技术作为无煤柱开采技术之一，可减少回采巷道掘进工程量，缓解矿井采掘接续紧张关系，并提高煤炭资源回采率，改善了巷道的维护方式，但与传统的井工开采方式相比，沿空留巷需要经历2 次矿山采动影响，对巷道围岩控制技术要求高。针对沿空留巷技术，国内外专家学者做了大量的研究工作，已经取得了较多成果。李明[1]等以陈四楼煤矿2803 工作面为研究背景，确定深孔预裂卸压相关技术参数，验证深孔预裂卸压及加强支护在沿空留巷维护方面的合理性；沈平等针对大倾角沿空留巷围岩控制相对困难的现状，提出采用可回收的弓形柔性掩护支架支护沿空留巷，实现沿空留巷支护技术刚柔并举，为大倾角煤层沿空留巷支护技术提供了1 种新的方法[2]；范凯通过对沿空留巷顶板变形全过程进行监测，提出在合理的时间通过支护施加的高强支护力对顶板进行二次预裂卸压，可提高沿空留巷的稳定性[3]；邓雪杰等研究不同埋深、充实率，充填体宽度和强度条件下，沿空留巷围岩应力演化及破坏规律，提出具有针对性的沿空留巷支护方案[4]。

为此，分析不同巷帮充填参数和不对称巷内锚杆支护参数，对沿空留巷围岩控制效果的影响，通过理论分析、数值模拟、现场实践3 种方法，总结出针对某矿3304 工作面合理的沿空留巷围岩控制技术方案，可为今后相似条件工作面巷道围岩控制提供一定的借鉴。

1 工程概况

某矿3304 工作面走向长875 m，倾向长135 m，主采3#煤层，3#煤层属于全区稳定可采煤层，煤层厚度、倾角均较大，煤层平均厚度为4.7 m，平均倾角19°，平均埋深670 m。3304 工作面采用长壁后退式回采技术，一次采全高。采用全部垮落法管理顶板。煤层直接顶为细砂岩，厚度为3.93 m，顶板岩层较为坚硬，顶板管理相对困难，底板为泥岩，厚度为2.45 m，遇水较易软化。为解决采掘接替紧张关系，计划将3304 工作面运输巷进行留巷，作为3306 工作面回风巷。工作面沿空留巷布设如图1。

图1 工作面布设图Fig.1 Layout of working face

3304 工作面巷道断面为直角梯形，巷道宽4.2 m，下帮高3.5 m。巷道初始参数为：顶板采用高强左旋螺纹钢锚杆，锚杆参数为ϕ20 mm×2 400 mm，锚杆间排距为1 000 mm×1 000 mm，除左右肩角处锚杆与垂线成15°布置外，其余顶板锚杆均垂直于巷道顶板布设，采用1 支MSK2335 锚固剂和1 支MSZ2360锚固剂进行锚固，锚杆预紧力不得小于200 N·m。锚索采用高强度低松弛钢绞线锚索，锚索规格ϕ18.9 mm×6 500 mm，间排距为1 800 mm×1 800 mm 锚索垂直于巷道顶板布设，采用1 支MSK2335 锚固剂和2 支MSK2360 锚固剂进行锚固，锚索拉拔力须大于250 kN，锚索托盘规格为300 mm×300 mm×16 mm，顶板锚索采用“二三二”布置。巷道两帮采用高强左旋螺纹钢锚杆，锚杆参数为ϕ20 mm×2 200 mm，锚杆间排距为1 000 mm×900 mm，帮上角锚杆与水平线成15°布置，帮下角锚杆与水平线成10°布设，其余两帮锚杆均垂直于巷道帮部布设，采用1 支MSK2335锚固剂和1 支MSZ2360 锚固剂进行锚固，锚杆预紧力不得小于200 N·m；托盘规格为：150 mm×150 mm×10 mm，金属网采用10#铁丝网，网格尺寸为40 mm×40 mm，加工规格为2 000 mm×1 000 mm，顶网和帮网之间搭接200 mm。

根据力学试验结果，3304 工作面煤岩体的力学参数见表1。

表1 煤岩体物理力学性质试验成果表Table 1 Test results of physical and mechanical properties of coal and rock mass

2 3304 工作面上覆岩层运动规律

3304 工作面沿空留巷期间，巷道需要经受本工作面和3306 工作面2 次采动影响，在工作面回采方向上，工作面上覆岩层受到工作面采动压力和支承压力的共同作用，巷道围岩应力环境复杂，围岩变形剧烈，如不能采取有效的巷道围岩控制措施，巷道将发生程度较大的变形甚至破坏失稳。基于此，分析沿空留巷上覆岩层运动规律，为沿空留巷围岩控制提供理论基础[5-14]。

3304 工作面采用一次采全高生产工艺，全部垮落法管理顶板，在采场压力的作用下，工作面上覆岩层将逐步形成垮落带、断裂带及弯曲下沉带。3304工作面上部直接顶随工作面的推进而失去煤体的支撑，与原来的力学结构失去联系，很快就发生离层、垮落，垮落的矸石堆积在采空区对上覆岩层起到一定的支撑作用，随着工作面持续向前推进，工作面上覆岩层达到极限垮落步距时，工作面后方的上覆岩层会形成长边断裂线1，在采动压力的作用下，形成短边断裂线2，断裂线1 和断裂线2 连通，形成顶板的“O”型破坏区，上覆岩层将沿着断裂线1 和断裂线2 回转形成断裂线3，此时顶板出现“X”型破坏区，上覆岩层破断后会形成垮落岩体B 和岩体C；随着工作面持续推进，上覆岩层破断出现周期性，出现多个垮落块体B 和块体C，由于出现的各个垮落块体间存在摩擦力的作用，会形成相互铰接的“大结构”，从而上覆岩体形成连续的“铰接岩梁”结构。“X”型破坏区如图2。“铰接岩梁”结构如图3。

图2 “X”型破坏区Fig.2 “X”type failure area

图3 “铰接岩梁”结构Fig.3 “Hinged rock beam”structure

受3304 工作面上覆岩层周期性断裂的扰动，工作面上覆岩层产生的载荷通过侧向顶板传递至低位岩层，使得应力集中在距离煤体的一定范围内，由于“大结构”的保护[15-19]，围岩应力在低应力区有一定程度的释放，采空区矸石由于有上覆岩层的压实，应力逐渐恢复，因此在采场水平方向上存在3 个应力分区。

采场上覆岩层移动会引起沿空留巷巷道变形，沿空留巷巷旁支护体对控制上覆岩层的移动具有重要作用。合理的巷旁支护体强度和宽度可以为巷道上覆岩层提供支护阻力，进而减小上覆岩层的回转变形。在3304 工作面回采过程中，围岩受到重力载荷与开采扰动的叠加作用，巷道稳定性降低。因此，对采取合理的围岩加固措施，有利于维持巷道的稳定。

3 3304 工作面沿空留巷围岩控制数值模拟

在现场的实际生产过程中，沿空留巷的围岩受力变形过程相对复杂，是多种因素综合作用的结果，根据以往的研究发现，沿空留巷巷帮充填体及巷内锚杆（索）支护参数，对沿空留巷围岩变形起到重要的控制作用[20-25]。采用FLAC3D数值模拟软件，研究沿空留巷在不同巷帮支护体条件和支护参数条件下的沿空留巷围岩的受力及变形特征，为3304 工作面沿空留巷围岩控制提供合理的技术参数。

根据3304 工作面实际地质条件，本次数值模拟设置模型尺寸为150 m×100 m×60 m，在模型中没有体现的上覆岩层以均布荷载的形式代替，采用摩尔-库伦准则判断岩层的屈服状态。除模型上部边界采用应力边界外，前、后、左、右、下部边界均采用固支边界。数值模型如图4。

图4 数值模型Fig.4 Numerical model

3.1 巷帮充填体参数对沿空留巷围岩变形的影响

工作面回采引起的采场周围高应力会传递至巷道两帮，导致巷道两帮岩体承受较高应力，并能引起上部基本顶的断裂破坏，具有一定支撑阻力的巷帮充填体能够有效地支承巷道顶板，防止基本顶和直接顶离层，使顶板岩层同步运动，进而减缓上部岩层关键块体的沉降变形。沿空留巷巷帮充填体一般采用混凝土材料，不同的混凝土水灰比条件下，巷帮充填体的强度会存在一定的差异，致使巷帮充填体的力学性质和承载能力发生变化，进而影响沿空留巷围岩控制效果；不同的巷帮充填体宽度，对沿空留巷的围岩控制也会产生一定的影响。通过FLAC 数值模拟软件，分析不同沿空留巷巷帮支护体的水灰比和宽度参数时，沿空留巷围岩的变形情况。

3.1.1 不同充填体水灰比对围岩变形的影响

假设在巷帮充填体宽度不变的条件下，利用FLAC 数值模拟软件改变巷帮充填体的水灰比，研究不同巷帮充填体水灰比条件下，巷帮充填体位移变化情况，以及沿空留巷巷道的围岩变形情况，进而分析巷帮充填体的合理水灰比。不同水灰比时巷帮支护体水平位移如图5，不同水灰比时顶板下沉量如图6。

图5 不同水灰比时巷帮支护体水平位移Fig.5 Horizontal displacement of roadway support under different water cement ratios

图6 不同水灰比时顶板下沉量Fig.6 Roof subsidence under different water cement ratios

通过图5 和图6 可知，随着巷帮支护体水灰比的减小，巷帮充填体和巷道顶板下沉量均得到相应改善，当水灰比为3∶1 时，巷道顶板最大下沉量为660 mm，巷帮支护体水平位移量为329 mm；当水灰比为2.5∶1 时，巷道顶板最大下沉量为626 mm，巷帮支护体水平位移量为292 mm，分别下降了5%和12%；当水灰比为2∶1 时，巷道顶板最大下沉量为482 mm，巷帮支护体水平位移量为234 mm，分别下降了27%和29%；当水灰比为1.5∶1 时，巷道顶板最大下沉量为423 mm，巷帮支护体水平位移量为185 mm，分别下降了36%和44%。由此可以看出巷帮充填体强度对沿空留巷围岩变形具有较大影响，综合分析巷道围岩变形和现场施工条件，选择水灰比为1.5∶1 时的巷帮支护体强度较能满足现场需要。

3.1.2 不同充填体宽度对围岩变形的影响

根据前面确定的巷帮充填体水灰比条件下，提出4 种不同的巷帮充填体宽度，研究不同的巷帮充填体宽度条件下，巷道充填体位移变化情况，以及沿空留巷巷道围岩的变形情况，进而分析巷帮充填体的合理的宽度。不同宽度时巷帮支护体水平变形如图7，巷帮支护体不同宽度时巷道顶板下沉量如图8。

图7 不同宽度时巷帮支护体水平变形Fig.7 Horizontal deformation of roadway support at different widths

由图7 和图8 可知，随着巷帮支护体宽度的增加，巷帮充填体和巷道顶板下沉量均得到相应改善，当宽度为1.5 m 时，巷道顶板最大下沉量为473 mm，巷帮支护体水平位移量为412 mm；当宽度为2 m 时，巷道顶板最大下沉量为428 mm，巷帮支护体水平位移量为379 mm，分别下降了10%和8%；当宽度为2.5 m 时，巷道顶板最大下沉量为396 mm，巷帮支护体水平位移量为356 mm，分别下降了17%和14%；当宽度为3 m 时，巷道顶板最大下沉量为367 mm，巷帮支护体水平位移量为330 mm，分别下降了23%和20%；由此可以看出巷帮充填体宽度相较于巷帮充填体强度对沿空留巷围岩变形稍弱，但也会产生一定的影响，综合分析巷道围岩变形和现场施工难易条件，选择宽度为2 m 时的巷帮支护体强度较能满足现场需要。

图8 巷帮支护体不同宽度时巷道顶板下沉量Fig.8 Subsidence of roadway roof under different widths of roadway support

3.1.3 不同巷帮支护体方案中支护体内应力

不同巷帮充填体方案中巷帮充填体内应力情况也会发生相应的变化，由于受篇幅影响，仅以1.5 m宽度和3.0 m 宽度时的巷帮支护体应力云图为例，说明不同巷帮充填体方案时巷帮充填体的应力变化情况。1.5 m 宽度时巷帮充填体应力云图如图9，3 m宽度时巷帮充填体应力云图如图10，

图9 1.5 m 宽度时巷帮充填体应力云图Fig.9 Stress diagram of roadway side filling body with width of 1.5 m

由图9 和图10 可以看出，随着巷帮支护体宽度的增加，巷帮充填体内的最大垂直应力也会相应增大，巷帮充填体的承载能力也会得到相应强化，但随着巷帮支护体宽度的增加，现场施工难度也会相应加大，根据数值模拟试验的结果可知，随着巷帮支护体宽度的增加，巷帮支护体内垂直应力的增加幅度逐渐减小，对支护体的承载能力的影响减弱。

图10 3 m 宽度时巷帮充填体应力云图Fig.10 Stress diagram of roadway side filling body with width of 1.5 m

3.2 巷道支护加固参数分析

3304 工作面沿空留巷使用时间较长，留巷埋深较大，峰值应力较高，巷道在使用期间需经受2 次采动影响，巷道围岩活动剧烈，巷道在受掘进稳定后，再次受到应力扰动影响下，应力重新分布对巷道围岩和巷帮支护体均会产生较大影响，巷道原始支护参数不能满足3304 工作面留巷期间及下工作面回采期间使用要求，必须根据3304 工作面的实际情况，改善3304 工作面沿空留巷支护强度。

为了增强3304 工作面沿空留巷的稳定性，防止顶板失稳出现冒顶事故，考虑在3304 工作面沿空留巷采取不对称支护措施，通过在3304 工作面沿空留巷内采取原有支护参数，利用FLAC 数值模拟软件计算出原有支护参数条件下的沿空留巷矿压规律，在3304 工作面左右帮有针对性对支护的薄弱处实施不同的巷道支护参数，以确保沿空留巷的稳定性。

3.2.1 原有支护参数条件下沿空留巷矿压规律

3304 工作面留巷期间，巷道顶板和煤体帮采用原有支护方案，巷帮支护体侧采用对拉锚杆，锚杆支护密度和预紧力均与煤体帮处相同，利用FLAC 数值模拟软件计算在留巷期间留巷围岩变形情况及锚杆的受力情况，以确定原始支护方案的适用性。原始支护方案留巷期间围岩变形情况如图11，原始支护方案留巷期间锚杆受力情况如图12

图11 原始支护方案留巷期间围岩变形情况Fig.11 Surrounding rock deformation during roadway retaining in the original support scheme

图12 原始支护方案留巷期间锚杆受力情况Fig.12 Stress of bolt during retaining roadway in original support scheme

由图11 和图12 可以看出，原始支护方案条件下巷道顶板及两帮的变形量均较大，巷道顶底板移近量为460 mm，煤帮侧水平移近量为200 mm，巷帮充填体移近量为133 mm；相较于巷道两帮，巷道顶板的锚杆受力最大，锚杆最终平均受力为118 kN，且顶板内锚杆受力不均，靠近煤帮侧的顶板锚杆受力较大，靠近巷帮充填体侧的顶板锚杆受力较小。煤帮处锚杆受力小于顶板，煤帮侧锚杆最终平均受力为85 kN，巷帮支护体由于为混凝土填充，对拉锚杆在其中起到的作用不大，巷帮充填体内锚杆的最终平均受力仅为35 kN，由此可以看出，原有支护方案存在顶板支护能力不足，巷道顶底板位移量较大，但巷帮充填体过度支护，造成支护成本浪费等问题，亟需进行支护方案优化。

3.2.2 改进后的支护参数条件下沿空留巷矿压规律

根据前面数值模拟计算的结果，为保障3304 工作面沿空留巷可供3306 工作面安全使用，在确保沿空留巷巷道围岩稳定需要的基础上，借助“高应力、高刚度、高可靠性、低支护密度”的“三高一低”现代锚杆支护设计理念，通过提高顶板提出3304 工作面沿空留巷不对称支护，以巷道中线为标准，靠近煤帮侧巷道顶板锚杆间排距为800 mm×1 000 mm，靠近巷帮支护体侧顶板锚杆间排距为900 mm×1 000 mm，锚杆预紧力不得小于300 N·m；煤帮侧锚杆的支护密度加大，锚杆间排距为900 mm×900 mm，锚杆预紧力不得小于300 N·m；相应减少巷帮支护体内的对拉锚杆数量，扩大对拉锚杆的间排距，巷帮支护体每排减少1 根对拉锚杆，但对拉锚杆的预紧力相应提高，以约束巷帮支护体位移。利用FLAC 数值模拟软件计算在留巷期间留巷围岩变形情况及锚杆的受力情况，以确定改进后支护方案的适用性。改进支护方案后留巷期间围岩变形情况如图13，改进支护方案后留巷期间锚杆受力情况如图14。

图13 改进支护方案后留巷期间围岩变形情况Fig.13 Surrounding rock deformation during roadway retaining after improving support scheme

图14 改进支护方案后留巷期间锚杆受力情况Fig.14 Stress of bolt during roadway retaining after improving support scheme

由图13 和图14 可以看出，改进后的支护条件下，巷道顶板及两帮的变形量均相应减小，巷道顶底板移近量为289 mm，顶底板位移量降低了38%；煤帮侧水平移近量为149 mm，煤帮侧位移量降低了25%；巷帮充填体移近量为96 mm；相较于巷道两帮，巷道顶板的锚杆受力最大，锚杆最终平均受力为133 kN，顶板内锚杆受力不均的问题得到很好的改善；煤帮和巷帮支护体处锚杆受力情况也得到了相应的改善，煤帮侧锚杆最终平均受力为112 kN，巷帮充填体内锚杆的最终平均受力仅为57 kN。

4 工程现场实践及效果检验

3304 工作面原始支护方案平面图和改进后的支护方案如图15 和图16。3304 工作面改进围岩控制方案后，记录巷道围岩变形情况及锚杆受力情况，用以分析改进后的支护方案，对3304 工作面围岩控制的适用性。

图15 原始支护方案示意图Fig.15 Schematic diagram of original support scheme

图16 改进后的支护方案示意图Fig.16 Schematic diagram of improved support scheme

4.1 巷道围岩变形量

采用十字布点法对沿空留巷表面位移进行监测，监测点分别位于：巷道的巷旁支护体侧的顶底板处、巷道的煤体侧的顶底板处以及巷道两帮的中点处，分别监测位于旁支护体侧的顶底板移近量、煤体侧的顶底板移近量以及两帮移近量。巷道顶底板移近量如图17。

图17 巷道顶底板移近量Fig.17 Amount of roof and floor movement of roadway

从图17 可以看出，受工作面回采影响，靠近工作面处的巷道围岩变形较为剧烈，巷道围岩的变形量较大，变形速度较快；随着工作面持续推进，巷道围岩变形量趋于和缓，变形速度逐渐减小，并在工作面后方120 m 位置，巷道围岩变形基本稳定；整体上看，邻近煤体侧的顶底板移近量要大于邻近巷旁支护体侧的顶底板移近量，两帮移近量最小。巷道围岩稳定后，邻近煤体侧的巷道顶底板最终移近量为432 mm，邻近巷旁支护体侧的巷道顶底板最终移近量为343 mm，两帮最终移近量为289 mm，巷道围岩的最大变形量满足煤矿作业规程的相关规定。

4.2 巷旁支护体变形量

应用十字布点法测量巷旁充填体变形量，监测巷旁充填体靠煤壁侧的中点位置至巷道中部点的距离确定巷旁充填体横向变形量，监测巷帮充填体顶部中点至巷旁充填体中部点之间的距离确定巷旁充填体纵向变形。巷旁充填体变形量监测如图18。

回采巷道顶板下沉对巷旁充填体变形起主要作用，从图18 可以看出，工作面回采前期，巷道顶板的下沉量较小，巷旁充填体的纵向变形和横向变形均较小，充填体基本上没有发生较大变形，当工作面推进至30 m 前后位置，由于巷道顶板的断裂，顶板垮落造成工作面来压显现，巷旁充填体承受部分顶板载荷，变形量快速增大，工作面来压结束后，巷旁充填体变形速度逐渐减小，并与100 m 前后位置处区域稳定，巷旁充填的最终横向变形量为249 mm，巷旁充填的最终纵向变形量为293 mm。

图18 巷旁充填体变形量监测Fig.18 Deformation monitoring of roadway side filling body

4.3 锚杆受力情况

本次采用锚杆应力计和锚索测力计监测沿空留巷锚杆和锚索荷载，在沿空留巷段某处测面上选取4 根锚杆，其中1#锚杆和2#锚杆位于沿空巷道的煤体帮处，3#锚杆和4#锚杆位于沿空留巷的顶板处，锚索位于巷道顶板处。沿空留巷锚杆受力监测如图19。

图19 沿空留巷锚杆受力监测Fig.19 Stress monitoring of bolt in gob retaining roadway

从图19 可以看出，工作面回采前期，受到工作面采动影响，巷道围岩变形剧烈，围岩应力较大，此时锚杆锚索的荷载增加迅速，当落后于工作面60 m前后位置时，巷道锚杆、锚索受力变化不大，锚杆、锚索荷载基本趋于稳定，整体上看，位于煤壁侧的锚杆受力要小于顶板处锚杆受力，顶板锚杆的最大载荷为115 kN，两帮锚杆的最大载荷为84 kN，顶板锚索的最大载荷为160 kN，所有锚杆、锚索受力均未超出锚杆、锚索的最大承受载荷，锚杆、锚索在巷道使用期间也未发生拉断或脱锚现象。

5 结 论

通过分析沿空留巷围岩控制技术参数可知，合理的巷帮充填体参数和锚杆支护参数对沿空留巷围岩控制具有较好的控制效果，通过现场实践，3304工作面采用的巷帮支护体水灰比为1.5∶1，巷帮支护体宽度为2 m，工作面顶板采用不对称支护措施后，邻近煤体侧的巷道顶底板最终移近量为432 mm，邻近巷旁支护体侧的巷道顶底板最终移近量为343 mm，两帮最终移近量为289 mm，巷旁充填的最终横向变形量为249 mm，巷旁充填的最终纵向变形量为293 mm，巷道围岩的最大变形量满足煤矿作业规程的相关规定。