Full cycle evolution law of energy-stress in the surrounding rock of the gob-side entry driving for adjacent advancing working face
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摘要:
迎采动工作面沿空掘巷经历上工作面侧向基本顶断裂、回转、下沉全过程的全周期动压影响，巷道变形量大、维护困难。本文以温庄煤矿15105工作面为工程背景，提出在原有25 m煤柱迎采动面掘巷的基础上，沿上工作面非稳定采空区后方改变巷道掘进轨迹，将区段煤柱宽度减小至6 m，进行沿空掘巷。为了证明方案的可行性，采用FLAC3D建立数值模型，模拟了原方案与优化方案2种情况下的巷道围岩能量−应力全周期（迎15103采动工作面掘进、非稳定采空区侧巷道掘进、15105工作面回采）演化规律。模拟结果显示：① 迎15103采动工作面掘进期间，应力和能量主要集中在区段煤柱的采空区侧。② 非稳定采空区侧巷道掘进期间，与原方案相比，优化方案使6 m煤柱内部能量和应力转移至工作面煤体侧。③ 15105工作面回采期间，采取原方案时，能量和应力均向25 m煤柱回采侧集中，应力峰值达到31.2 MPa，最大能量为192.4 kJ/m3；采取优化方案时，能量和应力均向工作面实体煤侧转移，6 m煤柱具备一定承载能力，并且整个过程中应力集中程度低、能量无明显聚集，回采期间6 m煤柱内部应力峰值仅8.1 MPa，最大能量为126.7 kJ/m3。在此基础上，确定了优化方案的可靠性，并结合数值模拟结果和现场地质条件，提出将巷道分成4个区段：迎采对掘段、临空掘巷段、渐变煤柱段和沿空掘巷段，建立了巷道围岩分区控制体系，设计了锚杆、索支护参数。最终成功开展了工业性试验，现场监测结果显示各区段巷道整体控制效果良好。
Abstract:The full cycle dynamic pressure impact of the lateral basic roof fracture, rotation, and sinking of the upward working face along the gob excavation roadway in the face of mining is significant, and the roadway deformation is difficult to maintain. This article takes the 15105 panel of Wenzhuang Coal Mine as the engineering background, and proposes to change the excavation trajectory of the roadway behind the unstable gob of 15103 panel, on the basis of the original 25 m coal pillar facing the gob, and reduce the width of the section coal pillar to 6 m for gob excavation. In order to demonstrate the feasibility of the plan, a numerical model was established using FLAC3D to simulate the evolution law of the energy stress full cycle of the surrounding rock of the roadway (driven heading for mining of 15103 panel, excavation of the unstable gob side roadway, and mining of the 15105 panel) under two scenarios: the original plan and the optimized plan. The simulation results show that: ① During driven heading for mining of 15103 panel, stress and energy are mainly concentrated on the gob side of the section coal pillar. ② During the excavation of the unstable gob side roadway, compared with the original plan, the optimized plan transferred the internal energy and stress of the 6 m coal pillar to the coal body side of the working face ③ During the mining period of the 15105 panel, when adopting the original plan, both energy and stress were concentrated towards the mining side of the 25 m coal pillar, with a peak stress of 31.2 MPa and a maximum energy of 192.4 kJ/m3. When adopting the optimization plan, both energy and stress are transferred to the solid coal side of the working face. The 6 m coal pillar has a certain bearing capacity, and the stress concentration is low and there is no obvious energy accumulation throughout the process. During the mining period, the peak stress inside the 6 m coal pillar is only 8.1 MPa, and the maximum energy is 126.7 kJ/m3. On this basis, the reliability of the optimization plan was determined, and combined with numerical simulation results and on-site geological conditions, it is proposed to divide the roadway into four sections: the face to face mining section, the gob excavation section, the gradient coal pillar section, and the gob excavation section. A zoning control system for the surrounding rock of the roadway was established, and anchor bolt support parameters were designed. Finally, industrial experiments were successfully conducted, and on-site monitoring results showed that the overall control effect of each section of the roadway was good.
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0. 引 言
沿空掘巷技术具有减少煤炭损失、提高煤炭采出率等优势，在我国得到广泛应用[1-3]。然而，传统的沿空掘巷是在邻近工作面开采完并且稳定后，再进行巷道掘进，容易造成采掘接替紧张的问题，这会降低矿井产量、减少矿井利润[4]。为了解决这一难题，学者们提出了迎采动面沿空掘巷技术，即在上区段工作面回采过程中沿非稳定采空区边缘掘进巷道[5-7]。这一举措虽然克服了采掘接替紧张的问题，但是相比于传统的沿空掘巷，采取迎采动面沿空掘巷时会受到上工作面采动的强矿压影响，巷道将经历上覆岩层大结构关键块断裂、回转、下沉全过程的影响[8-9]。因此，此类巷道维护极其困难，需要对迎采影响范围、煤柱宽度留设、巷道支护参数等进行详细分析[10]。
目前，国内外学者针对此类强矿压巷道进行了大量的研究。BAI等[11]基于现场实测数据，结合理论分析和数值模拟结果，揭示了迎采动面沿空掘巷时的采-掘应力叠加效应及动压扰动空间分布规律，提出了设置合理煤柱宽度、确定巷道停掘和复掘时机、采用动态分段控制理念3项控制措施。张农等[12]分析了迎采过程中巷道的稳定性特征，提出了高性能预拉力组合锚杆支护技术。郭重托[13]通过研究工作面超前采动应力与侧向支承应力分布特征，确定了迎采扰动范围为：超前80 m～滞后100 m。张雷[14]认为迎采巷道在坚硬顶板条件下容易出现大面积悬顶问题，导致动压进一步叠加，存在一定的冲击危险隐患，据此提出了爆破切顶措施。王猛等[15]揭示了迎采动沿空掘巷过程中巷道的非对称变形机理，并提出高强度大延伸率锚杆控制技术。这些研究成果都一定程度上揭示了迎采动面沿空掘巷时的围岩应力环境，并提出了不同的控制措施。然而，目前关于迎采巷道在多次采掘扰动影响过程中应力和能量演化机理的研究较少。
因此，本文以温庄煤矿15105运输巷为研究对象，采用数值模拟的方法分析了试验巷道在迎15103采动工作面掘进、非稳定采空区侧巷道掘进、15105工作面回采期间的围岩能量−应力演化规律，在此基础上验证了试验方案的可行性，结合现场地质条件制定了巷道围岩分区控制体系，并成功应用于工程实践。
1. 工程背景
1.1 工作面概况
温庄煤矿位于山西省武乡县，矿井面积
9.9411 km2，核定生产能力120万t/a。目前，15103工作面正在回采，位于15103工作面北侧的15105运输巷正在掘进，中间间隔25 m的区段煤柱，工作面平面布置如图1所示。15105运输巷在掘进过程中会与15103掘进工作面相遇，出现迎采对掘的问题。15号煤层平均厚度4.5 m，平均倾角5°，为近水平煤层，顶板大部分为泥岩或砂岩，底板为泥岩或粉砂岩。15号煤层黑色、碎块状，煤岩成以亮煤为主，夹有镜质条带，属半暗半亮型煤，节理裂隙发育，易碎，具玻璃光泽，比重较轻，属于非突出煤层。根据工作面地质情况，绘制顶底板综合柱状如图2所示。
1.2 巷道支护情况
15105运输巷沿15号煤层顶板布置，断面为矩形，宽×高尺寸为5.5 m×3.6 m，采用锚网索+钢筋托梁联合支护。顶板采用ø22 mm×
2400 mm的锚杆，间排距850 mm×1000 mm；两帮采用ø22 mm×2000 mm的锚杆，间排距1000 mm×1000 mm。顶锚索尺寸ø18.9 mm×8300 mm，间排距1700 mm×1000 mm。15105运输巷原支护形式如图3所示。1.3 工作面布置优化
如图4a所示，按照原工作面布置方案，区段煤柱宽度为25 m。如图4b所示，为了减少煤炭资源浪费，决定在距离15103工作面与15105运输巷的迎采交汇位置后方100 m处位置，改变15105运输巷掘进轨迹，开挖15105运输巷联络巷、15105运输巷新掘Ⅰ段和15105运输巷新掘Ⅱ段。在15105工作面回采时，以15105运输巷新掘段作为运输巷道。
虽然采取优化方案能够大大提高煤炭资源的采出率，但却使巷道的分布更加复杂，方案可行性尚不明确，需要进一步开展两种方案下的巷道围岩稳定机理的研究。因此，下文采用数值模拟的方法，从能量和应力两个维度，分析巷道围岩的全周期演化规律。
2. 数值模型的建立与校正
2.1 数值模型建立
根据现场地质条件，借助FLAC3D建立数值模型，如图5所示。模型长×宽×高尺寸为300 m×195.2 m×51.6 m，共
473136 个单元，511617 个节点。固定模型底面和侧面位移，在模型顶部施加5.9 MPa的垂直应力。为了尽可能地还原岩层材料力学特性，采用Double-yield模型模拟采空区，采用Strain-softening模型模拟煤柱，采用Mohr-Coulomb模型模拟其他岩层。模型中各岩层力学参数见表1。表 1 岩体力学参数Table 1. Mechanical parameters of rock mass岩性 厚度/m 密度/(kg·m−3) 体积模量/GPa 剪切模量/GPa 黏聚力/MPa 内摩擦角/(°) 抗拉强度/MPa 粉砂岩 5.8 2570 9.76 6.75 5.14 36 2.56 砂质泥岩 2.1 2460 7.82 5.96 3.44 34 1.77 石灰岩 2.6 2620 11.72 9.11 6.03 39 3.72 细粒砂岩 3.9 2650 12.75 9.94 6.29 40 4.05 粉砂岩 2.2 2570 9.76 6.75 5.14 36 2.56 砂质泥岩 2.8 2460 7.82 5.96 3.44 34 1.77 石灰岩 6.6 2620 11.72 9.11 6.03 39 3.72 14号煤 0.8 1450 1.98 1.25 1.74 31 0.47 粉砂岩 6.4 2570 9.76 6.75 5.14 36 2.56 15号煤 4.5 1450 1.98 1.25 1.74 31 0.47 泥岩 3.2 2380 5.36 3.53 2.36 32 1.07 粉砂岩 4.7 2570 9.76 6.75 5.14 36 2.56 砂质泥岩 6.0 2460 7.82 5.96 3.44 34 1.77 2.2 采空区双屈服模型校正
2.2.1 顶板岩层特性
工作面开采后，采空区上方顶板发生垮落并填满采空区，将顶板垮落的这部分岩层带称为垮落带。垮落带高度与顶板岩性、开采高度等因素相关[16]，可用下式计算：
$$ {h}_{\rm{c}}=\frac{100{h}_{\rm{m}}}{{c}_{1}{h}_{\rm{m}}+{c}_{2}} $$ (1) 式中：$ {h}_{\rm{c}} $为垮落带高度，m；$ {h}_{\rm{m}} $为煤层开采高度，m；$ {c}_{1} $和$ {c}_{2} $为修正系数，参数取值见表2。
表 2 垮落带平均高度计算系数Table 2. Calculation coefficient of average height of caving zone岩性 单轴抗压强度/MPa 经验参数 $ {c}_{1} $ $ {c}_{2} $ 坚硬岩层 >40 2.1 16 中等强度岩层 20～40 4.7 19 软弱岩层 <20 6.2 32 该矿煤层开采高度为4.5 m，顶板平均强度大于40 MPa，根据表2选择合适参数代入计算得出垮落带高度为17.7 m。
工作面开采后，随着上方岩层的垮落，采空区岩体逐渐被压实，在这个过程中岩体的力学特性会呈现一种动态变化过程。Salamon理论模型被用来描述采空区岩体的应力−应变关系，并广泛应用于工程中[17-18]。
$$ \sigma =\frac{{E}_{0}{\varepsilon }_{\rm{g}}}{1-{\varepsilon }_{\rm{g}}/{\varepsilon }_{{\mathrm{g,max}}}} $$ (2) 式中：$ \sigma $为采空区岩体所受的垂直应力，MPa；$ {\varepsilon }_{\rm{g}} $为采空区岩体在垂直应力作用下发生的应变；$ {E}_{0} $为采空区岩体初始模量，GPa。
采空区岩体在垂直应力作用下发生的最大应变可由式(3)计算：
$$ {\varepsilon }_{{\mathrm{g,max}}}=\frac{{b}_{\rm{g}}-1}{{b}_{\rm{g}}} $$ (3) 式中：$ {b}_{\rm{g}} $为采空区岩体的碎胀系数；$ {\varepsilon }_{{\mathrm{g,max}}} $为采空区岩体最大应变。
$$ {b}_{\rm{g}}=\frac{{h}_{\rm{c}}+{h}_{\rm{m}}}{{h}_{\rm{c}}} $$ (4) $$ {E}_{0}=\frac{10.39{\sigma }_{\rm{c}}^{1.042}}{{b}_{\rm{g}}^{7.7}} $$ (5) 式中：$ {\sigma }_{\rm{c}} $为垮落岩体的单轴抗压强度，MPa。
根据实验室试验得到顶板粉砂岩平均单轴抗压强度为47.6 MPa，代入上式得到采空区岩体的碎胀系数为1.255，最大应变为0.203，初始模量为101.498 GPa。采空区岩体应力−应变关系见表3。
表 3 双屈服模型中的采空区材料应力−应变关系Table 3. Stress-strain relationship of gob materials in Double-yield model应变 应力/MPa 应变 应力/MPa 0 0 0.10 20.00 0.01 1.07 0.11 24.37 0.02 2.25 0.12 29.79 0.03 3.57 0.13 36.69 0.04 5.06 0.14 45.79 0.05 6.73 0.15 58.31 0.06 8.65 0.16 76.67 0.07 10.84 0.17 106.14 0.08 13.40 0.18 161.25 0.09 16.41 0.19 301.14 2.2.2 模型参数的确定
采用FLAC3D内置的Double-yield模型能够比较准确地描述采空区岩体应力逐步恢复的过程[19]。在FLAC3D中建立1 m×1 m×1 m的模型进行校正，固定模型底部和四周位移，在顶部施加10−5 m/step的垂直载荷。采用试错法不断校正模型参数，校正结果如图6所示，校正后的数值模型应力−应变曲线与理论计算结果吻合度高。最终确定的采空区岩体力学参数见表4。
表 4 采空区材料力学参数Table 4. Mechanical parameters of materials in gob密度/
(kg·m−3)体积模量/
GPa剪切模量/
GPa内摩擦角/
(°)剪胀角/
(°)1710 7.84 4.65 21 10 2.2.3 采空区应力环境的验证
为了验证15103工作面采空区应力环境的合理性，对15103工作面及上方垮落带岩层赋予Double-yield模型后运行至平衡，并沿工作面走向布置测线，监测结果如图7所示。15103工作面采空区被压实后应力逐步恢复，在距离采空区边缘80 m处，垂直应力恢复至6.67 MPa，为原岩应力的98.8%。在距离15103回风巷表面10 m的实体煤处出现应力集中，最大应力为21.6 MPa，应力集中系数3.2。
2.3 煤柱应变软化模型校正
煤柱的变形破坏可分为3个阶段：弹性阶段、屈服变形阶段、破坏阶段[20]。Strain-softening模型能够比较准确地描述屈服煤柱渐进破坏的过程[21]。
在FLAC3D中建立模型长×宽×高为25 m×25 m×44.5 m，其中顶、底板高度为20 m，煤柱高度为4.5 m，如图8a所示。顶、底板网格单元设置为1 m×1 m×1 m，煤柱网格单元设置为0.5 m×0.5 m×0.5 m。固定模型底面和四周位移，在顶部施加1×10−5 m/step的恒定位移进行加载。通过改变煤柱宽度，模拟不同宽高比时煤柱的承载情况。对顶、底板采用摩尔库伦模型，煤层采用应变软化模型。采用应变软化模型时，煤柱的黏聚力和内摩擦角随变形量而变化，能够更好的反应煤柱真实情况[22]。模型中选用的力学参数见表5，当煤柱应变率达到1%时，黏聚力衰减至40%，内摩擦角减小12°。
表 5 煤柱应变软化模型参数Table 5. Strain-softening model parameters of coal pillar岩性 厚度/
m密度/
(kg·m−3)体积模量/
GPa剪切模量/
GPa抗拉强度/
MPa黏聚力/MPa 内摩擦角/(°) 初始值 残余值 初始值 残余值 顶板 20.0 2570 9.55 6.06 3.25 6.06 — 36 — 15号煤 4.5 1450 1.98 1.25 0.47 1.85 0.74 31 19 底板 20.0 2520 5.57 3.75 1.26 3.05 — 33 — Salamon公式计算结果与煤柱实际测量的煤柱平均强度吻合度高，得到广泛的认可。因此，本文采用Salamon公式对煤柱强度进行校正，计算公式如下：
$$ S=7.716\frac{{w}^{0.46}}{{h}^{0.66}} $$ (6) 式中：$ S $为煤柱强度，MPa；$ w $为煤柱宽度，m；$ h $为煤柱高度，m。
如图8b所示，煤柱宽高比为1.56、2.44、3.33、4.22、5.11时对应的应力峰值强度分别为7.89、9.08、9.88、10.60、11.39 MPa。如图8c所示，数值模拟结果与理论计算结果吻合度高，因此选取的应变软化模型参数合理。
2.4 能量模型
进行能量分析时，需要重新建立能量数值模型进行运算，并且对采空区赋予Null模型。从能量角度出发，当岩石在外力作用下产生变形，假设该物理过程与外界没有热交换，外力功产生的总输入能量为$ U $，根据能量守恒原理得[23]：
$$ U={U}_{{\mathrm{d}}}+{U}_{{\mathrm{e}}} $$ (7) 式中：$ {U}_{{\mathrm{d}}} $为岩石耗散能，kJ；$ {U}_{{\mathrm{e}}} $为岩石可释放弹性应变能，kJ；可表示为[24]
$$ {U}_{{\mathrm{e}}}=\frac{1}{2E}\left[{\sigma }_{1}^{2}+{\sigma }_{2}^{2}+{\sigma }_{3}^{2}-2\mu \left({\sigma }_{1}{\sigma }_{2}+{\sigma }_{2}{\sigma }_{3}+{\sigma }_{3}{\sigma }_{1}\right)\right] $$ (8) 式中：$ E $为弹性模量，GPa；$ \mu $为泊松比；$ {\sigma }_{1} $、$ {\sigma }_{2} $、$ {\sigma }_{3} $分别为最大、中间、最小主应力，MPa。
则单元$ i $的总应变能为
$$ {W}_{i}={U}_{i}{V}_{i} $$ (9) 式中：$ {U}_{i} $为第$ i $个单元体的应变能密度，kJ/m3；$ {V}_{i} $为第$ i $个单元体的体积，m3。
根据能量守恒定律，在忽略其他因素的情况下，单元体的耗散能近似等于采动前后的能量差值。分别定义$ {W}_{{\mathrm{bi}}} $、$ {W}_{{\mathrm{ai}}} $（下标b为采动前，下标a为采动后）为第$ i $个单元体在采动前、后的应变能密度，则耗散能$ W $为
$$ W={W}_{{\mathrm{bi}}}-{W}_{{\mathrm{ai}}} $$ (10) 3. 巷道围岩能量−应力全周期演化规律
15105运输巷经历：迎15103工作面掘进、非稳定采空区侧巷道掘进、15105工作面回采3个阶段的影响。本章采用数值模拟揭示巷道围岩能量−应力全周期演化规律。
3.1 迎15103采动工作面掘进期间
当15103回采工作面与15105运输巷掘进工作面交汇时，巷道围岩应力分布如图9a所示。15103工作面回采后，在工作面前方和侧方出现应力集中，应力峰值出现在采空区后方实体煤侧，为19.5 MPa。
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图 9 迎采交汇时巷道围岩能量−应力分布Figure 9. Energy-stress distribution of surrounding rock in the roadway at the intersection of mining and driving在迎采交汇位置布置测面，得到围岩耗散能分布情况，如图9b所示。图中负值表示能量积聚，正值表示能量耗散。25 m煤柱在靠近采空区侧约2.5～3.5 m处出现能量积聚，最大能量为74.1 kJ/m3。15105运输巷表面出现能量耗散，耗散量约为4 kJ/m3。此时煤柱内部能量分布并不协调，能量主要积聚在采空区侧，从积聚位置向15105运输巷侧呈梯度递减、向15103采空区侧呈断崖式骤降，煤柱更容易向采空区侧释放冲击能量。受到15105运输巷掘进扰动影响，顶底板和两帮围岩为达到稳定状态，将应变能转化为耗散能进行释放，导致该区域围岩发生塑性变形破坏；越往深处单元体能量越大，说明能量转移越少。
在煤柱的迎采交汇位置布置8个测点（相邻测点间隔3 m），如图10a所示。15105运输巷从距离15103工作面40 m时开始停掘，直到滞后15103工作面100 m后再开始复掘。推进过程中各个测点的应力结果如图10b所示。
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图 10 15103工作面回采过程围岩应力监测Figure 10. Monitoring of surrounding rock stress during the mining process of 15103 panel其中，横轴数值中“−”指15103回采工作面与15105掘进工作面尚未交汇，“+”表示15103回采工作面与15105掘进工作面已经交汇。在15103工作面回采过程中，除了a点在工作面推进后出现降低外，b～h点均呈上升趋势。b点上升趋势最为明显，推测应力峰值大概在b点附近。
3.2 非稳定采空区侧巷道掘进期间
分别对比两种方案下巷道掘进完成后的垂直应力和耗散能分布，如图11所示。
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图 11 巷道掘进完成后围岩能量−应力分布Figure 11. Energy-stress distribution of surrounding rock after completion of roadway excavation采用原方案时，15105运输巷掘进完且稳定后，煤柱各段应力分布保持一致。25 m煤柱内部应力呈双峰状分布，应力峰值出现在靠近采空区侧，为19.6 MPa。煤柱内部能量积聚位置未发生明显变化，但能量大小明显增加，达到165.1 kJ/m3。
采用优化方案后，应力峰值出现在15105运输巷新掘Ⅱ段与15105联络巷中间的煤柱位置，为27.5 MPa，相比于原方案增加了38.3%。但是，此时6 m区段煤柱并不承载，为屈服煤柱，煤柱内部应力和能量均较低，应力和能量向深部实体煤侧转移。
在模型y=100 m处布置测线提取围岩应力，得到原方案与优化方案两种情况下的15105运输巷掘进完成后应力曲线对比，如图12所示。
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图 12 15105运输巷掘进完成后应力曲线对比Figure 12. Comparison of stress curves after the completion of 15105 headgate trench excavation在15103采空区侧：采取两种方案的应力曲线基本一致，并且在模型边缘恢复至原岩应力，再次论证了模型的合理性。在煤柱内部：原方案应力曲线呈一高一低的双峰状分布，高的峰值为19.6 MPa，低的峰值为10.1 MPa。优化方案应力曲线在6 m煤柱内呈单峰状分布，应力峰值7.6 MPa，在13.5 m煤柱内部呈双峰状分布，高的峰值为21.5 MPa，低的峰值为15.9 MPa。在15105工作面侧：两种方案的应力曲线相似，但优化方案对应的应力峰值（11.8 MPa）比原方案（8.7 MPa）高35.6%。
总体而言，相比于原方案，采取优化方案使13.5 m煤柱和实体煤侧应力升高，但却使6 m的区段煤柱承受应力降低，此时巷道处于低应力环境下，有利于巷道的维护。
3.3 15105工作面回采期间
分别模拟15105工作面推进50、100、150 m时的应力云图如图13所示。
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图 13 15105工作面回采过程中应力演化Figure 13. Stress evolution during the mining process of 15105 panel采用原方案时，随着15105工作面的推进，采空区后方煤柱承载状态逐渐由“左高右低”向“左低右高”转变，煤柱内部应力峰值出现在15105采空区侧，最大应力为31.2 MPa。
采用优化方案后，6 m区段煤柱始终保持较低应力的承载状态，应力向深部转移，主要集中在15105工作面内的实体煤侧和13.5 m煤柱内部，最大应力达到53.9 MPa，为原方案时的1.73倍。虽然此时应力峰值较高，但相比于原方案，应力已转移至15105工作面内部，区段煤柱处于应力降低区，巷道围岩应力环境较好。同时，随着工作面的持续推进，受到超前采动影响的实体煤和13.5 m煤柱也会在短时间内被回收。
在数值模型y=175 m处布置侧面，监测工作面回采过程中的耗散能分布，如图14所示。
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图 14 15105工作面回采过程中能量演化Figure 14. Energy evolution during the mining process of 15105 panel采用原方案时，由于煤柱宽度较宽，回采过程中能量依旧在15103工作面采空区侧积聚。但是，当煤柱位于15105工作面后方（煤柱两侧工作面均已开采）时，煤柱内部能量呈双峰状分布，能量峰值出现在距离两侧采空区约3～4 m位置。此时，25 m煤柱内部存在较高的能量积聚，存在冲击隐患。
采用优化方案后，能量转移到15105工作面内的13.5 m煤柱内部，当15105工作面推进150 m时，6 m煤柱内部积聚的最大能量为126.7 kJ/m3。此时，6 m区段煤柱具备一定的承载能力，但又不会出现高应力集中，并且煤柱内部无强烈能量聚集。
4. 工业性试验
4.1 巷道围岩控制体系
根据巷道布置情况和围岩能量−应力演化特征，将15105运输巷划分为4个区段：迎采对掘段、临空掘巷段、渐变煤柱段和沿空掘巷段，如图15所示。根据4个不同区段的巷道使用周期、围岩环境、断面尺寸等情况，提出巷道围岩分区控制体系，如图16所示。
4.2 巷道围岩控制参数
综合考虑数值模拟和工程类比结果，结合现场情况，确定巷道4个区段的围岩控制参数，如图17所示。
1）迎采对掘段：在与15103掘进工作面交汇之前，该部分巷道已经掘出，因此只能在原支护的基础上进行补强。对巷道顶板进行锚索补强支护，每隔1排在巷道中部补打1根锚索，同时在顶板两侧分别以15°补打顶角锚索，顶角锚索用钢筋梯子梁连接。
2）临空掘巷段：该部分位于15103工作面采空区侧，距离15103运输巷边缘25 m，主要用于15105运输巷掘进期间的运输工作。对巷道顶板进行顶板锚索加强支护，锚索布置方式为“3−1−3”，并且锚索用钢筋梯子梁连接，呈“T”形分布。
3）渐变煤柱段：该部分巷道宽度由5.5 m减小至4.0 m，并且巷道方位角发生改变，主要用于15103运输巷新掘段掘进期间的运输工作。虽然该部分巷道宽度减小了1.5 m，更加有利于围岩稳定，但区段煤柱宽度由25 m向6 m渐变。因此，对巷道顶板进行顶板锚索加强支护，锚索布置方式为“3−1−3”，锚索间距为
1400 mm，采用钢筋梯子梁连接，呈“T”形分布。4）沿空掘巷段：该部分的区段煤柱宽度由25 m减小至6 m。对巷道顶板和煤柱帮均采取锚索补强支护。顶锚索采用“3−3−3”的布置方式，包含两侧顶角锚索。帮锚索采用上下错位布置，上端锚索上斜15°，下端锚索与帮部垂直。顶、帮锚索均采用钢筋梯子梁连接。
4.3 工作面空巷充填技术
根据上文数值模拟结果，采取优化方案时，15105运输巷新掘段与15105运输巷之间的13.5 m煤柱会出现较高的能量积聚和应力集中。为了防止出现冲击风险，现场对13.5 m煤柱保持监测，若现场存在冲击隐患，则对15105运输巷采取空巷充填措施，以此实现能量的转移与分散。
选择高水材料作为空巷充填材料，确定材料水灰比为8∶1，浆液30 min后初凝，3 d后充填体强度超过1 MPa。如图18所示，根据现场底板地势高低，每隔20～40 m进行一次分段，相邻分段之间施工止浆墙（1.2 m厚）进行阻隔，保证各区段空巷浆液充满。
4.4 矿压观测
为了检验巷道支护效果，在15105运输巷迎采对掘段、临空掘巷段、渐变煤柱段和沿空掘巷段分别布置测站，对巷道顶板下沉量和两帮移近量进行监测，结果如图19所示。巷道开挖后前10 d内，巷道表面位移曲线快速上升。10 d后变形速度逐渐降低，并于40 d左右达到稳定。4个区段的巷道整体控制效果均良好，巷道变形量：迎采对掘段>临空掘巷段>沿空掘巷段>渐变煤柱段。
5. 结 论
1）揭示了原方案与优化方案2种情况下迎采巷道的围岩能量−应力全周期演化规律：① 迎15103采动工作面掘进期间，能量和应力集中在煤柱靠近采空区侧的2～5 m范围。② 非稳定采空区侧巷道掘进期间，采用原方案时，25 m煤柱内部应力呈双曲线分布，无明显能量积聚；采用优化方案时，13.5 m煤柱和实体煤侧应力升高，6 m煤柱内部应力降低。③ 15105工作面回采期间，采用原方案时，能量和应力均转移至25 m煤柱；采用优化方案时，采动影响造成的应力和能量转移至13.5 m煤柱。
2）验证了优化方案的可行性，不仅能够大大提高资源采出率，而且安全性可靠：采取原方案时，25 m煤柱内部应力峰值31.2 MPa，最大能量为192.4 kJ/m3；采取优化方案后，6 m煤柱内部应力峰值8.1 MPa，最大能量为126.7 kJ/m3。优化方案后，虽然13.5 m煤柱在工作面超前段出现能量和应力集中，但与区段煤柱相比，该部分煤柱位于工作面内部，受到采动影响后会在短时间内被回收；6 m的区段煤柱具备一定承载能力，煤柱内部无明显能量积聚，煤柱动载强矿压倾向性低，巷道安全性高。
3）基于能量−应力分布特征、巷道使用周期、断面尺寸等因素，将15105运输巷分为4个区段：迎采对掘段、临空掘巷段、渐变煤柱段和沿空掘巷段，提出了巷道围岩分区控制技术，确定了锚杆、索支护参数。针对13.5 m煤柱内部能量积聚较高导致的潜在安全隐患，选择了高水材料空巷充填技术作为备用措施。最终现场监测结果表明巷道整体控制效果良好。
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图 9 迎采交汇时巷道围岩能量−应力分布
Figure 9. Energy-stress distribution of surrounding rock in the roadway at the intersection of mining and driving
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图 10 15103工作面回采过程围岩应力监测
Figure 10. Monitoring of surrounding rock stress during the mining process of 15103 panel
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图 11 巷道掘进完成后围岩能量−应力分布
Figure 11. Energy-stress distribution of surrounding rock after completion of roadway excavation
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图 12 15105运输巷掘进完成后应力曲线对比
Figure 12. Comparison of stress curves after the completion of 15105 headgate trench excavation
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图 13 15105工作面回采过程中应力演化
Figure 13. Stress evolution during the mining process of 15105 panel
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图 14 15105工作面回采过程中能量演化
Figure 14. Energy evolution during the mining process of 15105 panel
表 1 岩体力学参数
Table 1 Mechanical parameters of rock mass
岩性 厚度/m 密度/(kg·m−3) 体积模量/GPa 剪切模量/GPa 黏聚力/MPa 内摩擦角/(°) 抗拉强度/MPa 粉砂岩 5.8 2570 9.76 6.75 5.14 36 2.56 砂质泥岩 2.1 2460 7.82 5.96 3.44 34 1.77 石灰岩 2.6 2620 11.72 9.11 6.03 39 3.72 细粒砂岩 3.9 2650 12.75 9.94 6.29 40 4.05 粉砂岩 2.2 2570 9.76 6.75 5.14 36 2.56 砂质泥岩 2.8 2460 7.82 5.96 3.44 34 1.77 石灰岩 6.6 2620 11.72 9.11 6.03 39 3.72 14号煤 0.8 1450 1.98 1.25 1.74 31 0.47 粉砂岩 6.4 2570 9.76 6.75 5.14 36 2.56 15号煤 4.5 1450 1.98 1.25 1.74 31 0.47 泥岩 3.2 2380 5.36 3.53 2.36 32 1.07 粉砂岩 4.7 2570 9.76 6.75 5.14 36 2.56 砂质泥岩 6.0 2460 7.82 5.96 3.44 34 1.77 
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表 2 垮落带平均高度计算系数
Table 2 Calculation coefficient of average height of caving zone
岩性 单轴抗压强度/MPa 经验参数 $ {c}_{1} $ $ {c}_{2} $ 坚硬岩层 >40 2.1 16 中等强度岩层 20～40 4.7 19 软弱岩层 <20 6.2 32
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表 3 双屈服模型中的采空区材料应力−应变关系
Table 3 Stress-strain relationship of gob materials in Double-yield model
应变 应力/MPa 应变 应力/MPa 0 0 0.10 20.00 0.01 1.07 0.11 24.37 0.02 2.25 0.12 29.79 0.03 3.57 0.13 36.69 0.04 5.06 0.14 45.79 0.05 6.73 0.15 58.31 0.06 8.65 0.16 76.67 0.07 10.84 0.17 106.14 0.08 13.40 0.18 161.25 0.09 16.41 0.19 301.14
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表 4 采空区材料力学参数
Table 4 Mechanical parameters of materials in gob
密度/
(kg·m−3)体积模量/
GPa剪切模量/
GPa内摩擦角/
(°)剪胀角/
(°)1710 7.84 4.65 21 10
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表 5 煤柱应变软化模型参数
Table 5 Strain-softening model parameters of coal pillar
岩性 厚度/
m密度/
(kg·m−3)体积模量/
GPa剪切模量/
GPa抗拉强度/
MPa黏聚力/MPa 内摩擦角/(°) 初始值 残余值 初始值 残余值 顶板 20.0 2570 9.55 6.06 3.25 6.06 — 36 — 15号煤 4.5 1450 1.98 1.25 0.47 1.85 0.74 31 19 底板 20.0 2520 5.57 3.75 1.26 3.05 — 33 —
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