王家臣 ，王兆會(huì) ，唐岳松，孫文超，馮云貴

(1.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京)能源與礦業(yè)學(xué)院,北京 100083；2.放頂煤開(kāi)采煤炭行業(yè)工程研究中心,北京 100083)

煤炭是我國(guó)能源安全的壓艙石和穩(wěn)定器。國(guó)家快速發(fā)展帶動(dòng)煤炭開(kāi)采強(qiáng)度迅速走高，淺部煤炭資源儲(chǔ)量急劇減少，深部煤炭資源開(kāi)發(fā)勢(shì)在必行。特別是東部礦區(qū)，多座礦井開(kāi)采深度已達(dá)千米，目前仍以10～25 m/a 的速度延深。深部礦井具有高應(yīng)力、多裂隙和強(qiáng)擾動(dòng)等特點(diǎn)，圍巖控制難度升高。此外，為減少煤柱損失，降低支護(hù)成本，提高單面產(chǎn)能，工作面長(zhǎng)度逐年增加，當(dāng)前最大工作面長(zhǎng)度已達(dá)460 m。深部超長(zhǎng)工作面開(kāi)采擾動(dòng)效應(yīng)進(jìn)一步增強(qiáng)，采動(dòng)應(yīng)力環(huán)境更為復(fù)雜。為提高深部煤炭資源開(kāi)采效率，加速深地開(kāi)發(fā)戰(zhàn)略進(jìn)程，我國(guó)學(xué)者針對(duì)深部工作面礦壓顯現(xiàn)規(guī)律、采動(dòng)應(yīng)力分布、圍巖控制方法等問(wèn)題開(kāi)展了大量研究。

謝和平等[1-3]從地應(yīng)力分布、巖體賦存環(huán)境和工程響應(yīng)特征角度分析了深部開(kāi)采面臨的工程技術(shù)難題，綜合考慮應(yīng)力狀態(tài)和巖體性質(zhì)給出了深部開(kāi)采的定義，提出了亞臨界深度、臨界深度和超臨界深度的定量界定方法。何滿潮等[4-5]指出深部巖石變形、強(qiáng)度、破壞特性、破碎誘導(dǎo)機(jī)制同淺部存在顯著差異，從力學(xué)特性轉(zhuǎn)化、礦井轉(zhuǎn)型和災(zāi)變機(jī)理角度總結(jié)了深部巖體的工程響應(yīng)特點(diǎn)，認(rèn)為傳統(tǒng)理論指導(dǎo)深部開(kāi)采的適用性有待探討。雖然深部巖體力學(xué)發(fā)展暫不成熟，我國(guó)能源現(xiàn)狀促使深部煤炭資源開(kāi)發(fā)已踏足先行。康紅普等[6-8]認(rèn)為錨桿(索)錨固力衰減、煤巖體強(qiáng)度劣化和高采動(dòng)應(yīng)力引發(fā)的煤巖強(qiáng)流變是深部開(kāi)采巷道大變形破壞的直接原因，開(kāi)發(fā)了高壓錨注-噴漿護(hù)表-注漿改性-預(yù)裂卸壓多手段協(xié)同支護(hù)技術(shù)，有效控制了千米深井強(qiáng)采動(dòng)軟巖巷道大變形現(xiàn)象。王國(guó)法等[9-10]根據(jù)頂板破壞特征和支架結(jié)構(gòu)特性開(kāi)展了千米深井大采高工作面四柱液壓支架適應(yīng)性分析，發(fā)現(xiàn)前后立柱工作阻力最佳分配比例為6∶4，根據(jù)支護(hù)應(yīng)力特性給出了超長(zhǎng)工作面判據(jù)，提出了千米深井超長(zhǎng)工作面裝備群組協(xié)同控制策略和實(shí)現(xiàn)方法。文獻(xiàn)[11-12]通過(guò)實(shí)測(cè)發(fā)現(xiàn)千米深井超長(zhǎng)工作面支架阻力呈現(xiàn)“中間小、兩端大”的谷形分布，與常規(guī)工作面“中間大、兩端小”的拱形分布存在明顯差異，提出了該類工作面基本頂存在分區(qū)破斷現(xiàn)象的思想；進(jìn)而分析了覆巖采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)特征，確定了垮落帶、裂縫帶和彎曲下沉帶巖層采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)軌跡，發(fā)現(xiàn)開(kāi)采深度和工作面長(zhǎng)度增加導(dǎo)致采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)幅度升高，探討了應(yīng)力旋轉(zhuǎn)現(xiàn)象在深部開(kāi)采圍巖控制中的應(yīng)用前景[13]。文獻(xiàn)[14-15]針對(duì)深部開(kāi)采煤柱穩(wěn)定性急劇下降問(wèn)題，研究了無(wú)煤柱自成巷(110)技術(shù)在深部礦井的適用性，發(fā)現(xiàn)該技術(shù)可有效緩解采動(dòng)應(yīng)力集中程度，降低巷道圍巖收縮變形量。文獻(xiàn)[16-18]從物性因素、應(yīng)力因素和結(jié)構(gòu)因素等角度分析了深部沖擊地壓發(fā)生機(jī)理，確定了材料失穩(wěn)、結(jié)構(gòu)失穩(wěn)、頂板斷裂和斷層滑移錯(cuò)動(dòng)4 類誘沖條件。

深部圍巖控制研究為深部煤炭資源安全開(kāi)采提供了技術(shù)支撐與理論指導(dǎo)，但深部開(kāi)采理論研究仍滯后于開(kāi)采實(shí)踐，深部采場(chǎng)依然面臨強(qiáng)擾動(dòng)破壞、大變形失穩(wěn)甚至動(dòng)力災(zāi)害等諸多圍巖控制難題。為提高深部開(kāi)采圍巖控制效果，筆者以中煤新集口孜東礦121304 工作面為工程背景，首先采用微震系統(tǒng)監(jiān)測(cè)頂板活動(dòng)特征，驗(yàn)證千米深井超長(zhǎng)工作面頂板分區(qū)破斷現(xiàn)象的存在性，進(jìn)而分析頂板分區(qū)破斷與動(dòng)態(tài)遷移發(fā)生機(jī)理，提出圍巖區(qū)域化控制方法，為實(shí)現(xiàn)深部厚煤層資源安全、高效開(kāi)發(fā)提供借鑒。

1 工程背景

1.1 工作面煤層賦存與開(kāi)采條件

口孜東煤礦121304 工作面位于12 采區(qū)-967 m水平，埋深達(dá)到1 000 m。工作面平面布置如圖1(a)所示，西側(cè)是未采實(shí)體煤，東側(cè)是121303 工作面采空區(qū)。受斷層影響，工作面之間留設(shè)寬度為100 m 的區(qū)段煤柱。121304 工作面走向長(zhǎng)度900 m，傾斜長(zhǎng)度350 m，采用大采高開(kāi)采技術(shù)回收13-1 煤。主采煤層全區(qū)賦存穩(wěn)定，厚度介于1.5～5.5 m，平均厚度5.0 m，傾角介于5°～10°，平均傾角6°，普氏系數(shù)介于1.8～2.6。直接頂為泥巖、砂質(zhì)泥巖互層，厚度介于1.5～11.2 m，平均厚度10.2 m，普氏系數(shù)2.5～3.5；基本頂為細(xì)砂巖、砂質(zhì)泥巖復(fù)合層，厚度介于4.0～9.5 m，平均厚度6.6 m，普氏系數(shù)6.0～8.0。工作面頂?shù)装寰C合柱狀如圖1(b)所示，基巖總厚度介于300～350 m，沖積層厚度達(dá)到600 m。地應(yīng)力實(shí)測(cè)結(jié)果表明12 采區(qū)最大、中間和最小主應(yīng)力的大小分別為25、22 和13 MPa。其中豎直應(yīng)力為最大主應(yīng)力，最小水平主應(yīng)力與工作面推進(jìn)方向呈35°夾角，中間主應(yīng)力與最小水平主應(yīng)力垂直，如圖1(a)所示。

圖1 工作面賦存與開(kāi)采條件Fig.1 Geological and mining conditions of longwall face

1.2 深井超長(zhǎng)工作面頂板壓力分布特征

121304 工作面共計(jì)安裝190 臺(tái)液壓支架，工作面推進(jìn)過(guò)程中監(jiān)測(cè)得到支架阻力空間分布如圖2(a)所示。支架阻力沿工作面長(zhǎng)度方向表現(xiàn)出明顯的非均布性，呈現(xiàn)“中間小、兩端大”的谷形分布特征。不同區(qū)域的來(lái)壓步距具有明顯差異，工作面中部來(lái)壓步距小，持續(xù)時(shí)間短；工作面兩側(cè)來(lái)壓步距大，持續(xù)時(shí)間長(zhǎng)。其中20、100、170 號(hào)液壓支架阻力變化曲線如圖2(b)所示，工作面中部區(qū)域頂板來(lái)壓步距介于8～12 m，來(lái)壓期間支架阻力最大值約為38 MPa；兩側(cè)區(qū)域頂板來(lái)壓步距介于10～15 m，來(lái)壓期間支架阻力可達(dá)42 MPa，現(xiàn)場(chǎng)觀察結(jié)果表明部分支架存在安全閥開(kāi)啟現(xiàn)象。此外，工作面正常推進(jìn)階段支架阻力沿傾斜方向分布曲線如圖2(c)所示，整體呈現(xiàn)谷型分布特征，在工作面兩側(cè)區(qū)域存在峰值，中部區(qū)域存在谷底，兩端頭附近在實(shí)體煤和煤柱支撐作用下支架阻力呈降低趨勢(shì)。上述頂板來(lái)壓特征差異性引發(fā)圍巖控制難題。

121304 工作面支架阻力谷形分布與文獻(xiàn)[10-11]所得結(jié)論一致，但與常規(guī)工作面支架阻力“中間大、兩端小”的拱形分布差異明顯?！捌鲶w梁”理論認(rèn)為基本頂破斷巖塊回轉(zhuǎn)變形壓力或切落巖塊自身重力是頂板壓力的主要力源，因此，支架阻力分布與基本頂破斷運(yùn)動(dòng)模式密切相關(guān)。常規(guī)采場(chǎng)支架阻力拱形分布與基本頂?shù)摹癘-X”型破斷模式吻合，121304 工作面支架阻力谷形分布和來(lái)壓步距的區(qū)域差異性表明千米深井超長(zhǎng)工作面頂板破斷運(yùn)動(dòng)模式有異于常規(guī)采場(chǎng)。據(jù)此推測(cè)開(kāi)采深度和工作面長(zhǎng)度增加改變了工作面基本頂破斷模式，由采動(dòng)應(yīng)力驅(qū)動(dòng)型向裂隙誘導(dǎo)型轉(zhuǎn)變。裂隙分布的隨機(jī)性導(dǎo)致基本頂在深部超長(zhǎng)工作面不同區(qū)域呈現(xiàn)出不同的破斷特點(diǎn)，即基本頂存在分區(qū)破斷現(xiàn)象，裂隙空間分布的不均勻性導(dǎo)致支架阻力在推進(jìn)方向和傾斜方向上均表現(xiàn)出明顯的差異性。

2 深井超長(zhǎng)工作面頂板微震活動(dòng)特征

2.1 微震監(jiān)測(cè)方法

為確定千米深井超長(zhǎng)工作面基本頂破斷模式，驗(yàn)證分區(qū)破斷現(xiàn)象的存在性，采用微震監(jiān)測(cè)系統(tǒng)對(duì)121304 工作面頂板活動(dòng)特征進(jìn)行實(shí)測(cè)。微震監(jiān)測(cè)系統(tǒng)構(gòu)成和測(cè)站布置如圖3 所示。運(yùn)輸巷和回風(fēng)巷各布置5 個(gè)測(cè)站，每個(gè)測(cè)站采用全長(zhǎng)錨固方式安裝1 根高剛度錨桿，錨桿端部安裝檢波器。雙巷檢波器對(duì)稱布置，首對(duì)檢波器超前工作面100 m，測(cè)站走向間距100 m，檢波器采用通信電纜連接至監(jiān)測(cè)基站，基站和電源安裝在大巷中，基站數(shù)據(jù)通過(guò)環(huán)網(wǎng)實(shí)時(shí)傳輸至地表調(diào)度室，由數(shù)據(jù)處理軟件進(jìn)行實(shí)時(shí)分析，確定微震事件數(shù)量、位置、時(shí)間和能量等信息。

圖3 微震監(jiān)測(cè)系統(tǒng)布置Fig.3 Installation of micro-seismic monitoring system

2.2 微震監(jiān)測(cè)結(jié)果

頂板微震事件空間分布如圖4(a)所示，灰色平面為主采煤層，褐色區(qū)域?yàn)楣ぷ髅骈_(kāi)采范圍，黃色區(qū)域?yàn)楸O(jiān)測(cè)起止區(qū)間，箭頭代表推進(jìn)方向。球體代表微震事件和頂板破裂位置，球體大小代表能級(jí)，球體顏色代表事件發(fā)生時(shí)間。微震事件主要集中于工作面開(kāi)采區(qū)域附近，即強(qiáng)擾動(dòng)區(qū)。煤層強(qiáng)度低，超前采動(dòng)應(yīng)力和采煤機(jī)截割作用下破碎充分，因此，微震事件在煤層附近最為集中，但能級(jí)較低。頂板巖層強(qiáng)度大，破碎程度降低，但破碎過(guò)程中釋放的應(yīng)變能增多，因此，微震事件數(shù)量減少，但高能級(jí)事件呈現(xiàn)增多趨勢(shì)。巖層層位繼續(xù)升高，開(kāi)采擾動(dòng)效應(yīng)減弱，高能級(jí)事件呈現(xiàn)減少趨勢(shì)。微震事件的最高發(fā)育層位在煤層之上約300 m，與基巖厚度相當(dāng)，表明基巖全厚受到開(kāi)采擾動(dòng)影響?；鶐r之上為厚沖積層，類屬沙土介質(zhì)，強(qiáng)度極低，擾動(dòng)破壞后釋放能量少，且沖積層與檢波器安裝層位間距大于300 m，因此，沖積層破壞現(xiàn)象無(wú)法被檢波器捕捉，監(jiān)測(cè)得到的微震事件主要分布于基巖中。工作面推進(jìn)至第1 對(duì)檢波器位置時(shí)，微震事件沿推進(jìn)方向的分布特征如圖4(b)所示，超前工作面150 m范圍內(nèi)，巖層中出現(xiàn)微震事件萌生現(xiàn)象，表明千米深井超長(zhǎng)工作面超前采動(dòng)影響范圍達(dá)到150 m，遠(yuǎn)大于淺部采場(chǎng)超前采動(dòng)影響范圍。

圖4 121304 工作面圍巖微震事件分布特征Fig.4 Distribution characteristics of micro-seismic events in 121304 longwall panel

121304 工作面5 次來(lái)壓期間基本頂中微震事件平面分布如圖4(c)所示，不同推進(jìn)階段高能級(jí)微震事件在工作面出現(xiàn)的位置差異明顯。監(jiān)測(cè)周期內(nèi)，工作面推進(jìn)距離達(dá)到158 m 時(shí)，基本頂斷裂激發(fā)的高能級(jí)微震事件出現(xiàn)在回風(fēng)巷一側(cè)，高能級(jí)微震事件通常代表大尺度破斷裂隙萌生位置，即該區(qū)域?yàn)榛卷敶蟪叨葦嗔训钠鹗嘉恢?，斷裂瞬間釋放彈性應(yīng)變能43 100 J；工作面推進(jìn)距離增加至188 m 時(shí)，高能級(jí)微震事件出現(xiàn)在工作面中部，基本頂斷裂釋放能量23 800 J；推進(jìn)距離增加至235 m 時(shí)，高能級(jí)微震事件再次轉(zhuǎn)移至回風(fēng)巷一側(cè)，該次基本頂斷裂釋放能量40 700 J。當(dāng)工作面推進(jìn)距離達(dá)到263 m 時(shí)，高能級(jí)微震事件轉(zhuǎn)移至運(yùn)輸巷一側(cè)，表明基本頂大尺度斷裂出現(xiàn)在該區(qū)域，釋放能量達(dá)到36 200 J；工作面繼續(xù)推進(jìn)12 m，即推進(jìn)距離增加至275 m 時(shí)，高能級(jí)事件再次發(fā)生在工作面中部區(qū)域，釋放能量約為20 700 J。

工作面來(lái)壓期間高能級(jí)微震事件沿面長(zhǎng)方向的動(dòng)態(tài)變化特征表明深井超長(zhǎng)工作面基本頂沿工作面全長(zhǎng)發(fā)生多次局部斷裂，呈現(xiàn)分區(qū)特征，有異于傳統(tǒng)“O-X”型破斷模式。基本頂局部斷裂尺度同微震事件能級(jí)成正比，工作面中部高能級(jí)事件攜帶能量低于兩側(cè)區(qū)域，由此可以推斷千米深井超長(zhǎng)工作面中部基本頂斷裂尺寸小于工作面兩側(cè)?；卷斊茢鄮r塊作為液壓支架載荷的主要力源，解釋了121304 工作面支架阻力呈谷形分布的原因。

3 旋轉(zhuǎn)性采動(dòng)應(yīng)力驅(qū)動(dòng)超前裂隙發(fā)育

頂板活動(dòng)與采動(dòng)應(yīng)力分布密切相關(guān)，埋深和面長(zhǎng)增加導(dǎo)致開(kāi)采擾動(dòng)效應(yīng)增強(qiáng)，超前采動(dòng)應(yīng)力重新分布程度更高，表現(xiàn)為最大主應(yīng)力集中、最小主應(yīng)力釋放和主應(yīng)力方向旋轉(zhuǎn)現(xiàn)象。采動(dòng)應(yīng)力在以上3 個(gè)方面的變化驅(qū)動(dòng)超前采動(dòng)裂隙在基本頂巖層中發(fā)育，劣化基本頂?shù)木植砍休d能力。

3.1 采動(dòng)應(yīng)力集中驅(qū)動(dòng)超前裂隙萌生

121304 工作面超前采動(dòng)應(yīng)力分布的實(shí)測(cè)與模擬結(jié)果如圖5 所示，千米深井超長(zhǎng)工作面超前采動(dòng)應(yīng)力呈三峰值空間分布形態(tài)。圖5(a)為超前支承壓力實(shí)測(cè)結(jié)果，峰值應(yīng)力集中系數(shù)達(dá)到2.3，峰值位置超前工作面約9.5 m。圖5(b)為最大主應(yīng)力模擬結(jié)果，應(yīng)力峰值達(dá)到70 MPa，超前工作面9.0 m。中部應(yīng)力峰值集中程度與工作面兩側(cè)峰值相當(dāng)，但應(yīng)力梯度小于后者，應(yīng)力集中系數(shù)達(dá)到2.8。采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)導(dǎo)致最大主應(yīng)力偏離初始垂直方向，因此，最大主應(yīng)力集中程度高于支承壓力實(shí)測(cè)結(jié)果，但兩者峰值位置和空間分布形態(tài)基本一致。高采動(dòng)應(yīng)力驅(qū)動(dòng)下，基本頂可能在應(yīng)力峰值位置萌生超前采動(dòng)裂隙，影響基本頂破斷模式。

圖5 工作面超前采動(dòng)應(yīng)力分布特征Fig.5 Spatial distribution of mining induced stress

應(yīng)力峰值位置處，基本頂近似處于雙向受壓應(yīng)力狀態(tài)，根據(jù)莫爾-庫(kù)倫強(qiáng)度理論，忽略中間主應(yīng)力對(duì)巖石強(qiáng)度的影響，采用121304 工作面基本頂砂巖開(kāi)展單軸抗壓試驗(yàn)，可分析超前采動(dòng)應(yīng)力集中對(duì)基本頂破壞過(guò)程的驅(qū)動(dòng)作用，確定基本頂中是否存在超前采動(dòng)裂隙萌生現(xiàn)象。得到基本頂砂巖應(yīng)力-應(yīng)變和聲發(fā)射數(shù)據(jù)演化特征如圖6(a)所示，基本頂單軸抗壓強(qiáng)度達(dá)到75 MPa，但軸向應(yīng)力達(dá)到65 MPa 時(shí)，巖石中開(kāi)始出現(xiàn)大量聲發(fā)射事件，表明砂巖內(nèi)部出現(xiàn)微裂隙萌生現(xiàn)象，該應(yīng)力為基本頂初始屈服強(qiáng)度。121304 工作面超前采動(dòng)應(yīng)力峰值可達(dá)70 MPa，大于基本頂初始屈服強(qiáng)度，表明基本頂巖層存在超前采動(dòng)裂隙萌生現(xiàn)象。將超前采動(dòng)應(yīng)力大于基本頂初始屈服強(qiáng)度(65 MPa)的區(qū)域定義為應(yīng)力峰值影響區(qū)，則工作面分區(qū)結(jié)果如圖6(b)所示。兩側(cè)與中間峰值影響區(qū)的寬度分別達(dá)到15 和150 m，兩者之間為非峰值影響區(qū)，其寬度達(dá)到85 m。超前采動(dòng)應(yīng)力集中驅(qū)動(dòng)下，峰值影響區(qū)存在微裂隙萌生現(xiàn)象?；卷斶M(jìn)入采空區(qū)上方后，由于微裂隙尺寸小，仍保持相對(duì)完整狀態(tài)，未形成大尺度破斷裂隙。

圖6 超前采動(dòng)應(yīng)力驅(qū)動(dòng)基本頂微裂隙萌生Fig.6 Small fracture initiation due to mining induced stress

3.2 采動(dòng)應(yīng)力釋放促進(jìn)超前裂隙發(fā)育

采煤機(jī)割煤和頂板斷裂導(dǎo)致工作面前方完整煤巖失去側(cè)向約束，在推進(jìn)方向上產(chǎn)生強(qiáng)卸荷效應(yīng)，表現(xiàn)為最小主應(yīng)力釋放現(xiàn)象。工作面中部最大和最小主應(yīng)力走向分布如圖7 所示，最小主應(yīng)力同樣存在集中現(xiàn)象，峰值應(yīng)力集中系數(shù)約為1.6，遠(yuǎn)小于最大主應(yīng)力集中程度。受開(kāi)挖卸荷效應(yīng)的影響，最小主應(yīng)力峰值點(diǎn)A超前煤壁距離(22 m)大于最大主應(yīng)力峰值點(diǎn)B(9.0 m)。由A點(diǎn)至B點(diǎn)，最大主應(yīng)力集中程度和最小主應(yīng)力釋放程度持續(xù)升高，工作面前方煤巖承受加卸載復(fù)合作用。

圖7 采動(dòng)應(yīng)力走向分布曲線Fig.7 Strike distribution curves of mining induced stress

為分析最小主應(yīng)力釋放對(duì)煤巖裂隙發(fā)育的驅(qū)動(dòng)作用，對(duì)121304 工作面前方煤體進(jìn)行恒圍壓和卸圍壓三軸試驗(yàn)，初始圍壓設(shè)置為15 MPa，與圖7 最大主應(yīng)力峰值對(duì)應(yīng)的最小主應(yīng)力一致。試驗(yàn)過(guò)程中前者圍壓保持不變，作為常規(guī)三軸對(duì)比試驗(yàn)，后者圍壓線性減小至0，模擬采動(dòng)引起的側(cè)向卸荷過(guò)程，對(duì)比分析兩組試驗(yàn)結(jié)果確定采動(dòng)應(yīng)力釋放對(duì)超前采動(dòng)裂隙發(fā)育的驅(qū)動(dòng)能力。

恒圍壓試驗(yàn)結(jié)果如圖8(a)所示，峰值強(qiáng)度約為70 MPa，與圖7 最大主應(yīng)力峰值一致，破壞試件中僅出現(xiàn)1 條斜切主裂隙，體積應(yīng)變小于0.01。卸圍壓試驗(yàn)結(jié)果如圖8(b)所示，峰值強(qiáng)度降至45 MPa，破壞試件中出現(xiàn)2 條斜切主裂隙和多條翼部拉伸裂紋，體積應(yīng)變?cè)黾又?.06。試驗(yàn)結(jié)果差表明最小主應(yīng)力釋放可促進(jìn)基本頂超前采動(dòng)裂隙發(fā)育進(jìn)程。

圖8 煤巖三軸抗壓試驗(yàn)結(jié)果Fig.8 Experimental results of triaxial compression test

3.3 采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)超前裂隙擴(kuò)展

121304 工作面超前采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)軌跡如圖9 所示[13,19]，紅點(diǎn)為走向旋轉(zhuǎn)軌跡，綠、藍(lán)點(diǎn)傾向旋轉(zhuǎn)軌跡，箭頭虛線代表推進(jìn)方向，與初始最小地應(yīng)力呈35°夾角，與圖1 實(shí)測(cè)結(jié)果一致。采動(dòng)前，最大、最小主應(yīng)力分別保持豎直和方位角90°水平方向；采動(dòng)后，地應(yīng)力偏離初始方向，最小主應(yīng)力旋轉(zhuǎn)軌跡比最大主應(yīng)力復(fù)雜。最大主應(yīng)力走向旋轉(zhuǎn)軌跡始終在平行于工作面推進(jìn)方向的豎直平面β內(nèi)，傾向旋轉(zhuǎn)軌跡呈弓形對(duì)稱分布；最小主應(yīng)力走向旋轉(zhuǎn)軌跡首先抵達(dá)平面β，然后在平面內(nèi)與最大主應(yīng)力同步旋轉(zhuǎn)，傾向旋轉(zhuǎn)軌跡呈傘形對(duì)稱分布。采動(dòng)應(yīng)力傾角變化幅度均達(dá)到40°，最大主應(yīng)力方位角變化幅度為0°，最小主應(yīng)力方位角變化幅度等于推進(jìn)方向同初始最小地應(yīng)力之間的夾角，即35°。121304 工作面長(zhǎng)度和開(kāi)采深度的增加導(dǎo)致采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)效應(yīng)增強(qiáng)，文獻(xiàn)[19]研究結(jié)果表明采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)幅度隨采深、面長(zhǎng)的增加而增大，但對(duì)兩者的敏感度逐漸降低；采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)現(xiàn)象對(duì)開(kāi)采深度的敏感性高于其對(duì)工作面長(zhǎng)度的敏感性。

圖9 121304 工作面采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)軌跡Fig.9 Mining-induced stress rotation trace in longwall face

工作面前方煤巖存在原生裂隙和超前采動(dòng)微裂隙，具有各向異性力學(xué)特征，承載能力和破壞模式對(duì)加載方向具有較高敏感性，因此，采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)必然對(duì)基本頂中的裂隙擴(kuò)展產(chǎn)生驅(qū)動(dòng)作用，但其驅(qū)動(dòng)能力取決于原生裂隙和超前采動(dòng)裂隙分布特征。為驗(yàn)證該結(jié)論，將121304 工作面煤體加工為100 mm×100 mm×100 mm 的方形試件，進(jìn)行CT 掃描和三維重構(gòu)，得到原生裂隙實(shí)際分布模式和裂隙面空間展布形態(tài)如圖10(a)所示。將重構(gòu)模型導(dǎo)入FLAC3D，開(kāi)展應(yīng)力旋轉(zhuǎn)數(shù)值實(shí)驗(yàn)。數(shù)值模型內(nèi)部裂隙采用FIZ 方法表征[20]，借助DFN 技術(shù)實(shí)現(xiàn)不規(guī)則裂隙的數(shù)字化表征，將被裂隙切割的單元體識(shí)別為裂隙影響域，數(shù)值模型如圖10(b)所示。

圖10 基于CT 掃描技術(shù)的數(shù)值模型重構(gòu)方法Fig.10 Numerical model development based on CT scanning

借助JAEGER 等[21]提出的裂隙與巖石強(qiáng)度之間的函數(shù)關(guān)系修正莫爾-庫(kù)倫強(qiáng)度準(zhǔn)則，采用FISH 語(yǔ)言改進(jìn)文獻(xiàn)[20]提出的非均質(zhì)煤巖本構(gòu)模型，考慮應(yīng)力方向?qū)严稁r石承載能力和破壞模式的影響。根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)確定煤巖和裂隙力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 煤體和裂隙力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical properties for coal and fracture

采用圖10 模型開(kāi)展應(yīng)力旋轉(zhuǎn)數(shù)值試驗(yàn)，方案設(shè)計(jì)如下：首先將Z軸應(yīng)力(最大主應(yīng)力)線性增加至初始屈服強(qiáng)度18 MPa，然后保持最大主應(yīng)力大小不變，改變最大主應(yīng)力方向。設(shè)計(jì)最大主應(yīng)力旋轉(zhuǎn)軌跡如圖11 所示，首先在XZ平面內(nèi)旋轉(zhuǎn)90°，該階段(AB)最大主應(yīng)力傾向不變，傾角由90°降低至0°；然后在XY平面內(nèi)旋轉(zhuǎn)90°，該階段(BC)最大主應(yīng)力傾角不變，傾向由270°增加至360°。

圖11 最大主應(yīng)力旋轉(zhuǎn)軌跡預(yù)設(shè)路徑Fig.11 Designed rotation path for the major principal stress

最大主應(yīng)力旋轉(zhuǎn)過(guò)程中，坐標(biāo)軸應(yīng)力分量和巖石內(nèi)部微裂隙隨旋轉(zhuǎn)角度的演化特征如圖12(a)所示。應(yīng)力控制加載階段，最大主應(yīng)力由原點(diǎn)O線性升高至初始屈服強(qiáng)度；A點(diǎn)之前，最大主應(yīng)力方向保持不變，因此，Z軸應(yīng)力線性增大，X和Y軸應(yīng)力恒等于0。最大主應(yīng)力接近初始屈服強(qiáng)度時(shí)，模型內(nèi)部出現(xiàn)微裂隙，但數(shù)量較少。A點(diǎn)之后，最大主應(yīng)力進(jìn)入XZ平面內(nèi)旋轉(zhuǎn)階段，Z軸應(yīng)力逐漸降低，X軸應(yīng)力逐漸升高，Y軸應(yīng)力恒等于0，該階段微裂隙數(shù)量快速增加，巖石破壞程度升高；最大主應(yīng)力旋轉(zhuǎn)角度在B點(diǎn)達(dá)到90°，Z軸應(yīng)力降低至0，X軸應(yīng)力升高至初始屈服強(qiáng)度，微裂隙數(shù)量增加至9.8×105個(gè)。B點(diǎn)之后，最大主應(yīng)力進(jìn)入XY平面內(nèi)旋轉(zhuǎn)階段，X軸應(yīng)力逐漸降低，Y軸應(yīng)力逐漸升高，Z軸應(yīng)力恒等于0，該階段微裂隙數(shù)量仍呈現(xiàn)升高趨勢(shì)，但增加速度緩慢，巖石進(jìn)入高程度破壞階段，裂隙擴(kuò)展對(duì)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)現(xiàn)象的敏感性降低。

圖12 應(yīng)力分量和微裂隙隨旋轉(zhuǎn)角度演化特征Fig.12 Evolution of stress and micro-crack with rotation angle

巖石內(nèi)部微裂隙空間分布如圖12(b)所示，破壞區(qū)形態(tài)演化表明裂隙擴(kuò)展對(duì)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)具有較高的敏感性，即采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)現(xiàn)象對(duì)基本頂局部萌生的微裂隙擴(kuò)展具有促進(jìn)作用。由此可以推斷，采動(dòng)應(yīng)力旋轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)下，基本頂應(yīng)力峰值影響區(qū)內(nèi)的微裂隙尺寸和數(shù)量均呈現(xiàn)增加的趨勢(shì)。

4 基本頂分區(qū)破斷誘導(dǎo)機(jī)制

基本頂懸露范圍隨著工作面推進(jìn)而增加，超前采動(dòng)微裂隙逐漸擴(kuò)展貫通，中部峰值影響區(qū)首先出現(xiàn)大尺度采動(dòng)裂隙，裂隙方向與工作面長(zhǎng)度方向平行，沿最大拉應(yīng)力向工作面兩側(cè)擴(kuò)展，擴(kuò)展路徑受原生裂隙的影響。原生裂隙導(dǎo)致基本頂局部強(qiáng)度降低，極大減少了裂隙擴(kuò)展所需消耗的應(yīng)變能，因此，若裂隙擴(kuò)展過(guò)程受到原生裂隙的影響，其擴(kuò)展方向偏離工作面長(zhǎng)度方向，轉(zhuǎn)向能耗最小方向，即原生裂隙方向。為最大化體現(xiàn)原生裂隙誘導(dǎo)效應(yīng)，此處假設(shè)影響采動(dòng)裂隙擴(kuò)展方向的原生裂隙與走向平行，且裂隙面上沒(méi)有強(qiáng)度，如圖13 所示?？紤]局部破斷頂板回轉(zhuǎn)擠壓產(chǎn)生的支撐效應(yīng)，將裂隙位置處基本頂局部邊界條件視為簡(jiǎn)支條件。

圖13 基本頂破斷前采動(dòng)裂隙和原生裂隙分布Fig.13 Mining-induced and initial fractures in main roof

原生裂隙和超前采動(dòng)裂隙導(dǎo)致基本頂局部邊界發(fā)生改變，中部峰值影響區(qū)基本頂轉(zhuǎn)變?yōu)橐贿呁耆?jiǎn)支、兩邊局部簡(jiǎn)支、一邊固支的板狀結(jié)構(gòu)，如圖14(a)所示。由上限定理可以確定工作面中部峰值影響區(qū)基本頂發(fā)生局部破斷的條件為式(1)，由式(1)可得懸露基本頂極限承載能力隨巖板走向長(zhǎng)度和傾向?qū)挾鹊淖兓卣魅鐖D14(b)所示。巖板長(zhǎng)度和寬度增加，基本頂極限承載能力呈降低趨勢(shì)，極限承載能力對(duì)巖板寬度的敏感性高于巖板長(zhǎng)度。

圖14 中部峰值影響區(qū)基本頂邊界條件與承載能力Fig.14 Boundary condition and load-bearing capacity of main roof in middle peak point area

式中，q為峰值影響區(qū)基本頂極限承載能力，MPa；W為峰值影響區(qū)寬度，m；L為基本頂懸露跨距，m；m為弧形三角板高度，m；D為原生裂隙長(zhǎng)度，m；Ms為基本頂極限抗彎剛矩，N·m。

中部峰值影響區(qū)基本頂破斷后失去承載能力，高位覆巖載荷向兩側(cè)未破斷區(qū)域轉(zhuǎn)移，作用于非峰值影響區(qū)基本頂之上的載荷升高，基本頂局部破斷現(xiàn)象向工作面兩側(cè)遷移。假設(shè)原生裂隙對(duì)工作面兩側(cè)基本頂?shù)挠绊懴嗤?，僅分析左側(cè)基本頂分區(qū)破斷過(guò)程。非峰值影響區(qū)不存在超前采動(dòng)微裂隙，該區(qū)基本頂邊界條件轉(zhuǎn)變?yōu)閮蛇吂讨?、一邊局部?jiǎn)支、一邊完全自由，如圖15(a)所示。得到區(qū)域I-III 基本頂發(fā)生局部破斷的條件為式(2)，由該式可得懸露基本頂極限承載能力隨巖板走向長(zhǎng)度和傾向?qū)挾鹊淖兓卣魅鐖D15(b)所示。區(qū)域I-III 基本頂極限承載能力對(duì)巖板長(zhǎng)度的敏感性高于巖板寬度。同中部峰值影響區(qū)基本頂極限承載能力相比，邊界條件改變導(dǎo)致非峰值影響區(qū)基本頂極限承載能力降低。覆巖載荷傳遞和承載能力降低是基本頂分區(qū)破斷向工作面兩側(cè)動(dòng)態(tài)遷移的直接原因。

式中，qi為I-III 區(qū)基本頂極限承載能力，MPa。

基本頂局部破斷現(xiàn)象動(dòng)態(tài)遷移至兩側(cè)峰值影響區(qū)時(shí)，基本頂邊界條件轉(zhuǎn)變?yōu)橐贿吅?jiǎn)支、兩邊固支、一邊自由，如圖16(a)所示。得到該區(qū)基本頂發(fā)生局部破斷的條件式(3)，極限承載能力隨巖板走向長(zhǎng)度和傾向?qū)挾鹊淖兓卣魅鐖D16(b)所示。區(qū)域V 基本頂極限承載能力對(duì)巖板長(zhǎng)度和寬度的敏感性相當(dāng)。對(duì)比圖15(b)和圖16(b)可知，區(qū)域V 基本頂極限承載能力再次降低，促進(jìn)分區(qū)破斷現(xiàn)象的動(dòng)態(tài)遷移進(jìn)程。

式中，qv為V 區(qū)基本頂極限承載能力，MPa。

5 超長(zhǎng)工作面圍巖區(qū)域化控制方法

5.1 工作面圍巖區(qū)域化控制依據(jù)

千米深井超長(zhǎng)工作面基本頂存在分區(qū)破斷和動(dòng)態(tài)遷移現(xiàn)象，導(dǎo)致工作面礦壓顯現(xiàn)呈現(xiàn)分區(qū)特征。121304 工作面基本頂局部破斷尺寸受原生裂隙和超前采動(dòng)裂隙影響。本文假設(shè)原生裂隙對(duì)全區(qū)基本頂影響相同，但在中部和兩側(cè)峰值影響區(qū)，基本頂內(nèi)部存在超前采動(dòng)裂隙，勢(shì)必造成基本頂破斷尺寸減小。工作面來(lái)壓期間作用于支架之上的頂板載荷主要來(lái)源于基本頂破斷巖塊重力，基本頂破斷尺寸越小，傳遞至液壓支架的載荷越小。峰值影響區(qū)基本頂破斷尺寸小，非峰值影響區(qū)破斷尺寸大，導(dǎo)致121304 工作面支架阻力呈谷形分布。

鑒于千米深井超長(zhǎng)工作面基本頂存在分區(qū)破斷和動(dòng)態(tài)遷移現(xiàn)象，本文提出該類采場(chǎng)圍巖區(qū)域化控制方法。液壓支架是工作面圍巖控制的主體結(jié)構(gòu)，因此，區(qū)域化控制是指液壓支架的區(qū)域化管理模式。峰值影響區(qū)域內(nèi)，頂板破碎程度高，支架阻力小，液壓支架采用成組移架方式，減少支架反復(fù)升降對(duì)頂板的循環(huán)擾動(dòng)，降低破碎頂板漏冒等事故的發(fā)生概率，如圖17(a)所示。非峰值影響區(qū)頂板破碎程度低，可保持較好的完整性，支架阻力大，液壓支架采用常規(guī)單臺(tái)移架方式，如圖17(b)所示。

圖17 液壓支架分區(qū)管理模式Fig.17 Zonal control method for hydraulic supports

5.2 工作面圍巖區(qū)域化控制效果

121304 工作面兩端頭各安裝端頭架3 臺(tái)，型號(hào)為ZT13800-29/55，支架中心距2.5 m，其他區(qū)域安裝正常架184 臺(tái)，型號(hào)為ZZ13000-27/60D，支架中心距1.75 m。121304 工作面初始采用液壓支架無(wú)差異管理方法，液壓支架順序升降形成對(duì)頂板的循環(huán)擾動(dòng)，加劇了頂板破碎程度。移架過(guò)程中，頂板破碎巖塊發(fā)生旋轉(zhuǎn)，導(dǎo)致支架卡死移動(dòng)困難、支架傾斜位態(tài)失控、支架局部構(gòu)件損壞等現(xiàn)象時(shí)常發(fā)生。需要工作人員對(duì)液壓支架進(jìn)行檢修或放落局部破碎頂板，校正液壓支架工作位態(tài)，如圖18(a)所示。

圖18 工作面圍巖區(qū)域化控制前后效果對(duì)比Fig.18 Comparison of surrounding rock control effectiveness before and after application of zonal method

根據(jù)本文提出的深井超長(zhǎng)工作面圍巖區(qū)域化控制方法，峰值影響區(qū)采用成組協(xié)同移架模式。121304工作面中部峰值影響區(qū)寬度達(dá)到150 m，兩側(cè)峰值影響區(qū)因應(yīng)力梯度高，其寬度約為10 m，因此，工作面中部峰值影響區(qū)86 臺(tái)液壓支架采取成組移架方式，將3～5 臺(tái)液壓支架劃分為一組，同組支架協(xié)同前移，從而減少立柱升降對(duì)破碎頂板的循環(huán)擾動(dòng)次數(shù)，同時(shí)降低液壓支架移動(dòng)不當(dāng)導(dǎo)致位態(tài)失控等事故的發(fā)生概率，最大程度保持頂板完整性和自穩(wěn)能力?？紤]到兩側(cè)峰值影響區(qū)范圍小，且采用端頭架支護(hù)，支架尺寸大，中心距達(dá)到2.5 m，護(hù)頂能力強(qiáng)，因此，端頭峰值影響區(qū)和非峰值影響區(qū)共計(jì)104 臺(tái)液壓支架采用獨(dú)立移架方式，降低工作面生產(chǎn)管理難度。121304 工作面采用圍巖區(qū)域化控制方法后，工作面中部煤壁破壞和頂板漏冒等事故發(fā)生頻率顯著降低，如圖18(b)所示，有效提高了工作面推進(jìn)速度。

6 結(jié)論

(1)121304 工作面支架阻力呈現(xiàn)“中間小、兩端大”的谷形分布特征，與常規(guī)工作面“中間大、兩端小”的拱式分布差異明顯，埋深和工作面長(zhǎng)度增加導(dǎo)致深井超長(zhǎng)工作面基本頂破斷模式發(fā)生改變。

(2)121304 工作面不同來(lái)壓期間頂板產(chǎn)生的高能級(jí)微震事件沿工作面長(zhǎng)度方向呈現(xiàn)動(dòng)態(tài)分布特征，表明千米深井超長(zhǎng)工作面基本頂存在分區(qū)破斷和動(dòng)態(tài)遷移現(xiàn)象；工作面兩側(cè)高能級(jí)事件攜帶能量高于工作面中部，即兩側(cè)基本頂破斷尺度大于中部。

(3)將采動(dòng)應(yīng)力大于基本頂初始屈服強(qiáng)度的區(qū)域定義為峰值影響區(qū)，區(qū)內(nèi)應(yīng)力集中驅(qū)動(dòng)基本頂超前采動(dòng)裂隙萌生，應(yīng)力釋放和旋轉(zhuǎn)促進(jìn)裂隙擴(kuò)展，揭示了旋轉(zhuǎn)性采動(dòng)應(yīng)力驅(qū)動(dòng)超前采動(dòng)裂隙發(fā)育機(jī)理。

(4)考慮原生裂隙和超前采動(dòng)裂隙影響，通過(guò)簡(jiǎn)化基本頂局部邊界條件構(gòu)建了千米深井超長(zhǎng)工作面基本頂分區(qū)破斷和動(dòng)態(tài)遷移力學(xué)模型；推導(dǎo)了基本頂分區(qū)破斷條件，由工作面中部向兩側(cè)，基本頂局部極限承載能力降低，誘發(fā)基本頂局部破斷的動(dòng)態(tài)遷移現(xiàn)象。

(5)根據(jù)基本頂分區(qū)破斷和動(dòng)態(tài)遷移特征，提出了千米深井超長(zhǎng)工作面圍巖穩(wěn)定性區(qū)域化控制方法，中部峰值影響區(qū)液壓支架采用成組協(xié)同移架方式，減少移架工序?qū)ζ扑轫敯宓难h(huán)擾動(dòng)，分區(qū)控制模式提高了121304 工作面煤壁和頂板控制效果。