沿空留巷復用巷道快速修復技術研究

杜超

（冀中能源股份山西壽陽段王煤業集團有限公司，山西晉中 045499）

0 引言

我國煤礦沿空留巷技術研究與應用已超過60 a，形成了充填式沿空留巷和切頂式沿空留巷兩大技術類型，但由于不同礦區煤層生產地質條件復雜多樣導致沿空留巷技術推廣應用呈現起伏[1]。根據沿空留巷的工程周期，可分為留巷初期、留巷中期、留巷末期3 個階段。隨著眾多學者的研究，沿空留巷修復技術不斷發展。張亮[2]等人通過分析沿空留巷復用巷道產生變形及破壞原因，提出了修復支護方案；徐軍[3]等人提出巷旁充填體—矸石組合結構體協同承載的切頂卸壓沿空留巷技術，揭示了切頂沿空留巷充填體—矸石協同承載機理；張磊[4]采用理論分析、現場試驗等方式，結合工作面地質條件，提出了圍巖控制技術要點；康志鵬[5]等人提出了“三位一體”的圍巖支護控制方案，提高了實體煤幫支護強度，降低了巷旁充填體支護阻力；田曉龍[6]開發了巷旁充填沿空留巷支護技術，實現了留巷圍巖的穩定控制；劉晉銘[7]通過構建不同預裂深度力學模型，分析堅硬頂板條件下預裂深度對沿空留巷圍巖變形的影響，得出隨著預裂深度的增加，圍巖變形減小，應力集中峰值減小的結論；郭靖[8]通過改善沿空留巷巷內支護參數，提高巷幫支護體強度，可實現更好地維護沿空掘巷圍巖穩定性的目的；劉學文[9]提出了沿空留巷支護技術方案，計算得到了充填體支護參數，驗證了充填體抗滑穩定性；尤記平[10]針對堅硬頂板垮落造成沿空留巷圍巖變形大的問題，采用高水材料對沿空留巷進行充填，證明了方案的可行性；張國輝[11]對巷道圍巖運動規律進行研究，定向預裂爆破技術能夠切斷巷道與上部圍巖的聯系，使留巷圍巖段環境得到改善；侯晉剛[12]為提高巷道成巷速度，提出了一系列有效支護巷道的措施，可有效緩解礦井采掘工作接續緊張的局面；左凱[13]利用數值模擬軟件對不同切頂高度及切頂角度下巷道圍巖變形量進行分析，給出了巷道支護方案；王卓[14]對沿空留巷圍巖支護穩定性進行研究，發現不同距離下煤幫圍巖的應力出現逐步增大的趨勢；呂維赟[15]研究了新型切頂卸壓沿空留巷圍巖豎向位移變化特征，揭示了切頂高度對圍巖變形影響規律；徐箏崢[16]研究了沿空留巷在巷道掘進和留巷過程中的圍巖應力演化規律和變形特征；呂情緒[17]利用數值模擬方法可有效模擬并分析巷道頂板受切頂動壓影響的變形特征和頂板補強支護的控制效果。

Ma Xingen 采用RCPRGERT 的巷道支護體系機理進行了研究，為現場支護設計提供了重要參考，提出了分層支護思路；Jing kui Long 提出了以錨桿頂梁與上方關鍵塊體共同構成懸臂梁，錨桿固煤側為基礎支護的巷道支護控制力學模型和計算方法；Tian Xichun[18]研究了定向預裂和切頂卸壓對巷道圍巖應力和變形的影響，隨著頂板預裂的應用，巷道頂板豎向應力減??；Liu Hongyang 分析了密閉采空區下巷道頂板的破壞過程，研究結果可為類似開采地質條件下沿空留巷的設計提供指導；Wang Zhiqiang[19]通過研究工作面開采過程中巷道圍巖偏應力分布特征和破壞區，提出“錨桿+錨索+ 單柱+鋼筋結合鋼板加固混凝土墻”的組合支護技術；He Fulian 通過現場觀測、理論分析、數值模擬和工程實例分析圍巖變形機理，并提出相應的組合支護技術。通過以上學者在解決沿空留巷修復技術問題所做出的顯著貢獻，該領域不斷取得突破。

面對不同階段沿空留巷的施工和推進，本文根據友眾煤礦進行設計分析，以30106 進風巷為研究對象，通過分析該礦實際條件和現場情況，系統的研究了30106 進風巷留巷后作為30108 運輸巷使用的復用加固原理，研究適用的修復技術，實現巷道穩定。

1 工程概況

友眾煤礦目前主采3 號煤層的30106 和30108工作面，礦井設計生產能力為0.9 Mt/a，3 號煤厚1.20 ～2.65 m，平均厚度為2.05 m，位于山西組中部，煤層一般含1 層夾矸，局部含2 層夾矸，夾矸厚0.13 ～0.45 m。頂底板均為砂質泥巖，節理發育，容易冒頂，頂板管理均為全部垮落法。泥巖頂板的抗壓強度為26.5 ～89.6 MPa，底板的抗壓強度為63.0 ～73.1 MPa。頂板整體強度較低，且頂板巖石強度變化范圍較大。瓦斯含量1.65 ～1.85 m3/t，為瓦斯煤層，瓦斯類型屬于簡單類型，采煤方法采用長壁綜采一次采全高采煤工藝。

2 回采垮落期間巷道影響分析

2.1 開采前期頂板巖層的垮落實驗研究

2.1.1 直接頂的前期垮落

直接頂巖層首先發生垮落，當直接頂由幾個巖層組成時，便會出現分次垮落的現象。實驗中直接頂巖層由2.0 m 厚泥巖和2.0 m 厚砂質泥巖組成，巖層剛度條件類似，開采10 m 時出現橫向裂隙，如圖1（a） 所示。低位巖層受擾動影響程度更大、約束條件更小，開采15 m 時首先發生斷裂和垮落，如圖1（b） 所示，并在之后隨采隨垮（圖1c）。隨后高位直接頂與老頂之間的離層逐步擴張（圖1 d），在低位直接頂發生3 次垮落后斷裂（圖1e）。采30 ～35 m 后，直接頂受后方煤壁支撐的影響程度降低，且低位直接頂的垮落給高位直接頂的垮落帶來了有利條件，因而不再出現明顯的分層垮落現象，而是呈現出隨采隨冒的情景。直接頂垮斷后完全落向采空區底板，與側向邊界不再接觸從而失去結構關系。

圖1 直接頂的前期垮落Fig.1 Early collapse of immediate roof

可見，直接頂的前期垮落具有如下特點。

（1） 力學性能相近的直接頂巖層，同期出現裂隙離層，但互不控制對方，越接近煤層，直接頂受采動影響越大，也就越容易斷裂和垮落，從而出現分層垮落現象。

（2） 開采一定距離后，直接頂的分層垮落現象消失，之后便會隨采隨冒。

（3） 直接頂斷裂后落向采空區底板，與側向邊界失去力學聯系，側向殘留直接頂的重量則完全由巷旁支撐體和側向煤體承擔。因而，沿空留巷首先受到直接頂垮落的影響，并承擔殘留直接頂的重量。

2.1.2 老頂的前期垮落

老頂巖層為4.5 m 厚的細砂巖，巖體強度高、巖層剛度大，斷裂前能夠保持較大跨度。當開采40 m 時發生初次斷裂，斷裂產生的前后2 個塊體形成“三鉸拱”結構，如圖2（a） 所示。由于巖體的高強度和高抗變形能力，這種結構只是由于自抑而實現臨時穩定，開采到50 m 時前面塊體隨著跨度的增加而發生二次斷裂，形成了由3 個巖塊組成的“砌體梁”鉸接結構，如圖2（b） 所示。注意到老頂上方依次存在3.0 m 厚砂質泥巖、2.5 m厚泥巖共2 層強度較低的巖層，其極限跨度遠小于老頂，在老頂斷裂后很快斷裂下沉，如圖2（c）、圖2（d） 所示。

圖2 老頂的前期垮落Fig.2 Early collapse of old roof

因此，①老頂的斷裂結構分為臨時穩定結構和長期穩定結構，前者是由于塊體旋轉下沉過程中相互抑制而形成的，這種結構往往還會發生二次破斷并形成長期穩定的“砌體梁”結構；②老頂的斷裂將引發上覆數個軟弱巖層的同期斷落，來壓強度不能僅僅按照老頂巖層來計算；③與直接頂的散落或冒落狀態不同，老頂的垮落過程包括斷裂、旋轉、觸矸，因而采空區邊界老頂斷裂后仍與側向頂板接觸，成為旋轉塊體的一個著力點，受老頂結構的控制，其上方的數個軟弱巖層同樣保持與側向同位巖層的結構關系。

2.1.3 垮落層位的分次上向擴展

老頂斷裂引發采煤工作面頂板來壓，之后工作面繼續往前推進，遠離此次來壓區域并準備承受下一次頂板來壓，但巖層的垮落仍然不斷向上發展，只是這種高位巖層的持續垮落已經難以對工作面造成重大影響。而沿空留巷位處采空區邊緣，無法回避高位巖層垮落帶來的擾動載荷，因此有必要將覆巖活動的視野擴展到更高層位。

開采80 m 時，位于老頂上方的厚度5.0 m 細砂巖垮落，如圖3（a） 所示，其上覆的2.0 m 砂質泥巖、3.5 m 煤層和3.0 m 泥巖隨之垮落；開采90 m 時，上方4.5 m 中砂巖垮落，并引發上覆4.0 m 粉砂巖、2.0 m 砂質泥巖和2.5 m 細砂巖的同期垮落，如圖3（b） 所示；開采100 m 時，上方5.0 m 泥巖斷裂，上覆5.0 m 粉砂巖、3.5 m 中砂巖、3.5 m 砂質泥巖、4.0 m 煤層、2.5 m 泥巖以及2.0 m 粉砂巖同時垮落，可見關鍵巖層控制的上覆巖層重量決定了該組巖層的垮落速度，如圖3（c）所示；此時，上方待垮落巖層為厚度9.0 m 的細砂巖，巖層可承受較大極限跨距，因而開采至110 m時仍未發生斷裂，如圖3（d） 所示；開采120 m時，該巖層斷裂并引發上覆大范圍巖層垮落下沉，如圖3（e） 所示；開采130 m 時，垮落層位已擴展到模型的頂端，如圖3（f） 所示。

圖3 垮落層位的分次上向擴展Fig.3 The graded upward expansion of the caving horizon

由此可見，老頂上覆巖層的前期活動具有如下特征：①巖層垮落上向漸次發展，每次垮落巖層范圍有限，由垮落巖層組的最低位關鍵層控制；②每個層組的垮落都會擾動采空區側向頂板，使高位頂板逐漸承擔更高的側向支承壓力并最終對留巷區域產生影響；③沿空留巷受覆巖活動的影響期較長，但隨著垮落層位不斷發展，影響的程度逐漸降低。

2.2 基本頂垮落位態分析

沿空留巷基本頂不同的破斷位置決定著留巷復用期間巷道圍巖穩定控制的難易程度，因此先從沿空留巷時工作面端頭關鍵塊破斷位置著手分析，進而分析軌順留巷做運順復用可行性。

上區段工作面回采時，其采空區四側為實體煤，呈現出“四端固支”狀態，基本頂初次來壓形成“O-X”型破斷，周期來壓后，基本頂在工作面端頭破斷成弧形三角塊，即關鍵塊B，如圖4 上區段采空區基本頂破斷結構模型所示。該區段工作面回采后，采空區三側為實體煤、一側為充填體，呈現出“三端固支、一端簡支”狀態，該區段采空區基本頂初次來壓仍呈“O-X”型破斷，周期來壓后，基本頂在工作面端頭形成弧形三角，即關鍵塊C，如圖4 該區段采空區破斷結構模型所示。

圖4 上區段與該區段采空區基本頂破斷結構模型Fig.4 The basic roof breaking structure model of the upper section and the goaf in this section

一次留巷后，基本頂破斷位置總體可以分為基本頂在巷道外側斷裂和在巷道內側斷裂。采用各向同性線彈性體的本構關系分析頂板斷裂位置，當基本頂中存在較發育的節理裂隙時，對基本頂斷裂的影響較大，據現場經驗，基本頂優先在節理裂隙發育處斷裂，因此，當基本頂中存在節理裂隙時，基本頂斷裂位置較容易確定。

2.3 巖層壓力變化研究

頂板巖層的斷裂以緩慢撓曲下沉開始，其中堅硬老頂的撓曲下沉將會對下位巖層帶來變形，側向巖體的力學響應表現為不斷增加的抵抗力。巖層可以簡化為兩端固定梁如圖5 所示，巖梁下方直接頂垮落后為頂板下沉提供空間，老頂及其上覆鄰近軟弱巖層的重力為頂板的下沉動力。

圖5 堅硬頂板的撓曲下沉Fig.5 Deflection sinking of hard roof

堅硬巖層斷裂前在采空區側向產生的撓曲下沉量并不顯著，由此形成的作用力不會非常強烈。撓曲下沉的過程較長，沿空留巷圍巖呈現出持續緩增壓狀態。

堅硬巖層破斷前懸頂面積很大，對上鄰數個巖層起到較強的控制作用，斷裂后運動下沉的主動力較大，一旦發生斷裂就會快速落向采空區，給低位巖層帶來擾動壓力。巷外斷裂與巷內斷裂兩種情況采空區側向的斷裂結構與施壓程度有著顯著區別。前者通過傾斜塊體拱形結構向楔形頂板施載，后者以“給定變形”的形式影響低位巖層并造成劇烈的礦山壓力。

2.3.1 巷外斷裂時的急增壓

堅硬巖層斷裂塊體之間形成相互約束的砌體結構，在采空區側向表現為A、B、C 三個塊體，如圖6 所示。其中塊體B 的下部為懸空狀態，兩側分別與塊體A 和塊體C 鉸接，已有的研究表明，B、C 兩個塊體之間的鉸接點相當于整個拱形結構的拱頂，只存在水平推力而無豎向剪切力，A、B塊體間的水平推力T及豎向作用力Q31分別為：

圖6 頂板巷外斷裂時的急增壓Fig.6 Rapid pressurization of outer fracture of roof roadway

式中：γB、hB、LB、SB為塊體B 的體積力、厚度、長度及最大旋轉下沉量。

旋轉塊體將自身的全部重量施加在側向楔形區頂板，水平推力起到了側向約束的作用，限制楔形頂板的側向變形，促進楔形區巖體對載荷的有效傳遞。

2.3.2 巷內斷裂時的急增壓

老頂為厚層堅硬巖層時易發生巷內斷裂，且斷裂后形成的旋轉塊體較長，對低位巖層具有很強的控制作用。低位巖體無法抵抗頂板的旋轉下沉，只能在壓縮過程中被動地承受因頂板下沉而產生的劇烈壓力。根據如圖7 所示的力學模型，關鍵塊體B在不同位置x 處的旋轉下沉量Sx為：

圖7 頂板巷內斷裂時的急增壓Fig.7 Rapid pressurization of fracture in roof roadway

式中：Kc為直接頂的碎脹系數，得出的給定變形量也包括了前期的撓曲下沉，于是得到下位巖體因老頂斷裂而增加的壓力Q32為：

3 巷道難點修復方案設計

友眾煤礦30106 進風順槽已推進1700 m，仍有約400 m 長度正在或將要承受工作面超前支承壓力與側向支承壓力的影響。該巷道采用原位煤柱沿空留巷長達2000 m，工作面回采完畢后作為回采巷道復用于30108 工作面，巷道圍巖控制需要有長時的穩定性與可靠性。并且受運輸設備尺寸限制，回采巷道高度設計為2.8 ～3 m，巷道斷面較大。

（1） 30106 回采工作面的回采應力擾動影響以及30108 回采工作面的超前支承壓力擾動影響，單次支護難以在反復動載影響下仍對巷道圍巖有足夠的控制能力，為滿足巷道復用需對30106 進風順槽進行加固設計。

（2） 30106 進風順槽2000 m 巷道全部采用錨梁網索支護形式，圍巖控制方式未針對斷層、陷落柱等地質構造區域進行針對性調整。此外巷道部分斷面高度過低，最低至1.9 m，加固設計前必須進行補修。

（3） 根據實地測量，部分地段煤柱寬度不足5 m，在頂板來壓時難以維持穩定性，必須進行采前加固防止片幫。由于動壓期間幫部大面積片落，頂板實際等效跨度應在設計寬度上增加1 m，部分地區等效跨度為巷道寬度的兩倍。針對片幫區域頂板應提高支護強度。

（4） 30106 進風順槽未進行任何底板卸壓措施，部分地區底鼓嚴重，影響運行設備所需的斷面高度，必須采取有效的卸壓措施。3 號煤層厚度為1.2 ～1.4 m，30106 進風順槽設計高度為3 m，屬于典型半煤巖巷，幫部加固應集中在煤體范圍，使支護材料效能最大化。

綜上所述，方案實施中，確定巷道斷面形狀采用矩形斷面，構造帶及斷層破碎帶和陷落柱影響區采用梯形斷面形狀，巷高確定3.0 m，運輸巷寬度為4.0 ～4.2 m，掘進期間選擇錨梁網索支護，正常段巷道使用錨梁網支護，地質構造異常帶采用架棚或錨架聯合支護技術。3 號煤層埋藏深度較淺，一般在200 m 左右，絕對鉛直應力約5 MPa，臨界支護強度應在0.2 ～0.3 MPa。兩幫選擇至少18 mm 以上熱軋帶肋鋼筋所制成的錨桿，在幫部采用錨桿與錨索的組合使用；錨索選擇直徑17.8 mm 的高強度低松弛鋼鉸線，錨索破斷力可達36 t，能夠滿足需要，錨桿的間距為900 mm 和1000 mm 兩種，排距為1000 ～1200 mm 兩種，頂板錨索長度為6.15 m。

4 加固支護方案

沿空留巷的支護技術是沿空留巷施工效果的關鍵所在。沿空留巷受基本頂旋轉、下沉和破斷的影響，淺部圍巖多次受加卸載作用，圍巖發生大變形不可避免，其控制的關鍵是提高圍巖完整性和自身強度，阻止裂隙的發展，30108 工作面回采期間超前支護范圍應達到50 ～100 m 以上，采用一梁三柱形式。30106 工作面收縮期間停采線前后，輔助支撐的單體應當只加不減。結合工程實踐經驗，提出沿空留巷圍巖穩定控制加固原則。

根據3 號煤層具體地質狀況及目前留巷取得的經驗，運輸順槽的斷面尺寸確定為寬×高＝4.2 m×3.0 m，其原支護形式如圖8 所示。根據巷道實際顯現破壞情況和控制效果，對30108 運輸順槽留巷采前頂板及幫部進行加固，頂板加固的核心為保證采前及留巷期間的頂板錨固結構，補強支護強度應達到0.2 ～0.25 MPa 以上，30108 運輸順槽頂板錨索加固布置圖如圖9 所示，非回采側幫部支護示意圖如圖10 所示。

圖9 30108 運輸順槽頂板錨索加固布置Fig.9 Roof anchor cable reinforcement layout of No.30108 transport trough

圖10 非回采側幫部支護示意Fig.10 Support schematic of non-mining side

5 結論

（1） 沿空留巷復用巷道快速修復技術是一種高效、低成本的地下空間修復方法，可有效利用已有的地下空間資源，同時降低新建地下空間造價。

（2） 具體實施時，需要考慮到不同巷道的特點和實際情況，采用不同的修復方案，在保證安全和效果的前提下，盡可能減少對周邊環境的影響。

（3） 在使用該技術進行地下空間修復時，應注重巷道的防水、通風、排水等基本設施的建設和完善，以確保巷道的正常使用和穩定性。

（4） 為了進一步提高該技術在實際工程中的可行性和應用價值，需要加強對材料、施工等方面的研究，以提高巷道修復的質量和效率。