重复采动巷道塑性区时空演化规律及稳定控制

吴祥业，刘洪涛，李建伟，郭晓菲，吕 坤，王婧雅

(1.内蒙古科技大学 矿业研究院，内蒙古 包头 014010; 2.中国矿业大学(北京) 能源与矿业学院，北京 100083; 3.煤炭科学技术研究院有限公司 安全分院，北京 100013)

随着煤炭生产规模日益加大，工作面开采强度也不断增加，为了满足矿井通风、排水、连续采煤机快速掘进、无轨胶轮车辅助运输和解决接续紧张等需要，在我国内蒙古、山西、陕西、宁夏等地区工作面常采用双巷甚至三巷的布置方式[1-2]。这种方式导致部分需要保留的回采巷道受到重复采动影响，矿压显现剧烈，支护体失效严重、冒顶事故时有发生，严重影响了矿井的安全生产，制约煤矿安全高效回采。

由于受到采煤工作面推进引起的加卸载效应影响，回采巷道围岩一般处于非等压应力环境中，产生形态不规则的破坏区。近年来，众多学者围绕重复采动巷道围岩破坏机理与控制对策进行了大量的探讨和研究。康红普等[3]提出留巷围岩受采动影响范围较大，变形主要发生在本工作面后方，后逐步趋于稳定，2次开采工作面超前位置围岩位移再次显著增加;王书文等[4]现场实测重复采动巷道采空区侧支撑压力演化规律及微震活动全过程，并将其划分为5个阶段特征;张明等[5]针对多煤层扰动底板巷道变形时空规律分析，并提出对应的控制思路。李家卓等[6]通过数值模拟再现了煤层群开采条件下底板动压巷道围岩应力环境，以此获得多次动压巷道失稳力学机理。马念杰、赵志强等[7-9]提出巷道围岩的“蝶形塑性区理论”，并以此揭示了采动巷道围岩塑性区扩展的力学机制，认为巷道围岩变形破坏是由围岩塑性区的形成和发展引起的，塑性区的恶性扩展是围岩产生大变形、松动破坏和支护失效的直接原因。王卫军等[10]揭示了深部高应力巷道围岩大变形由巷道周边浅部破碎围岩的扩容与剪胀等非连续性变形和高应力致使巷道围岩产生的以塑性变形为主的连续性变形。贾后省等[11]对采动巷道围岩进行研究，得出采动空间不同位置围岩主应力大小、比值及方向明显不同，并提出主应力比值的升高与方向大幅旋转导致塑性区蝶叶偏向顶板造成冒顶事故。谢生荣等[12]对采动条件下留巷围岩偏应力及塑性区演化规律研究，并以此获得分区非对称围岩控制技术。刘洪涛等[13]对重复采动巷道围岩塑性区演化规律分析，提出主应力大小及角度变化是塑性区非均匀形态特征力学机制，解释了重复采动巷道非对称破坏问题。目前，重复采动巷道围岩叠加应力场大小及方向随采矿活动变化塑性区时空演化规律及控制尚缺乏系统研究。

因此，从围岩塑性区的形成机理、发展规律等方面研究重复采动巷道围岩塑性区和应力时空演化规律，阐明重复采动巷道塑性区变化的动-静组合机制，可对应解决各扰动区域不断发展变化的围岩破坏问题，对分析重复采动巷道变形机理及支护方案提出具有重要指导意义。

1 工程背景

布尔台煤矿是神东公司现代化主力矿井，目前开采2-2煤为二盘区首采煤层，煤层倾角1°～3°。22204综采工作面回采22煤上分层煤，工作面长320 m，平均采高2.5 m;22205工作面全煤巷掘进，22205综采工作面长度303 m，平均采高3.5 m。两工作面沿走向布置，一次采全高，全部垮落法处理采空区，巷间煤柱宽度20 m。22205回风巷道平均埋深300 m，长度4 865 m，巷道断面形状为矩形，宽×高=5 400 mm×3 400 mm。当22204工作面开采时，作为辅助运输巷道，开采过后保留作为回风巷为22205工作面服务，此留巷受重复采动影响。图1为重复采动巷道布置平面图。顶底板岩层结构如图2所示。

22205回风巷道顶板采用“左旋无纵筋螺纹钢锚杆+钢筋网+锚索+π型钢带”联合支护，锚杆型号为φ22 mm×2 000 mm左旋无纵筋螺纹钢锚杆，间排距1 000 mm×1 000 mm，一排6根，每排两端头顶锚杆中心距巷帮200 mm。锚索型号为φ22 mm×8 000 mm，间排距2 100 mm×2 000 mm，每排3根。煤壁及煤柱帮采用“4排矩形”布置方式，间排距800 mm×1 000 mm，煤壁帮采用“玻璃钢锚杆+木托板+塑料网”联合支护，锚杆型号为φ22 mm×2 100 mm;煤柱帮采用“螺纹钢锚杆+木托盘+铅丝网”联合支护，锚杆型号为φ18 mm×2 100 mm，具体参数如图3所示。

图3 重复采动巷道支护参数设计Fig.3 Support parameter design of repetitive mining roadway

2 重复采动巷道围岩塑性区时空演化规律

巷道受重复采动影响造成塑性区的扩展是一个动态演化过程，其过程可从2方面分析:① 时间效应，即巷道位置不变，其围岩塑性区随工作面推进发生改变;② 空间效应，即工作面推进距离一定，巷道围岩塑性区在不同位置产生分区破坏。根据现场开采顺序，采取控制变量的方法，对重复采动巷道围岩塑性区时空演化规律进行研究。

2.1 数值模型构建

为了获得重复采动巷道围岩破坏全过程塑性区演化规律，采用FLAC3D数值模拟软件，以布尔台煤矿工程地质条件为基础，建立三维数值模型如图4所示，尺寸为1 000 m×1 400 m×100 m(x×y×z)，巷道围岩单元格精确到0.5 m。模型上部施加5.5 MPa的垂直载荷，模拟上覆松散层自重，模型四周和底部为固定约束。水平初始应力采用Initial命令，初始值为-8 MPa和梯度值为0.025 MPa。

图4 三维数值模型Fig.4 3D numerical model

在岩石力学实验基础上，按照不同权重确定一定的折减系数，从而得到与现场实际较符合的岩体力学参数，计算模型范围内，物理性质相差不大的岩层合并组合简化处理，岩石力学参数见表1。

表1 模型岩体力学参数Table 1 Rock mass mechanical properties

长壁工作面开采后采用全部垮落法处理采空区时，开采空间被直接顶垮落形成的松散岩体充填，形成垮落带，可将双屈服本构模型(Double-yield)应用于充填采空区垮落带和冒落体[14]。并通过试错反演法，进而得到垮落带双屈服模型力学参数，见表2。根据现场工作面推进速度，工作面每推进10 m进行垮落带充填、平衡一个循环。

表2 垮落带双屈服模型力学参数Table 2 Material mechanics parameters for caved rock in Double-yield

图5为22204工作面由开切眼推进至1 000 m时垂直压力分布云图，由图5可知开采煤体形成采空区，周围煤岩体应力重新分布，采煤工作面周围垂直压力增高;随着顶板垮落，采空区内部被填充，直至恢复到原岩应力状态。

图5 22204工作面推进1 000 m垂直应力分布Fig.5 Vertical stress distribution of mining 1 000 meters coal seam 22204 working face

现场研究表明[15]，采空区恢复到原岩应力状态时的位置距工作面为0.12～0.6倍煤层埋深，现场采深平均300 m，数值模拟采空区应力恢复距离约为200 m，模拟结果与现场计算结果吻合，以此提高采动巷道围岩塑性区及应力场数值模拟的可靠性。

2.2 巷道围岩塑性区时间效应

模拟将监测截面设在重复采动巷道距开切眼500 m位置，22204工作面开采0～1 000 m,22205工作面开采0～500 m过程中，每推进100 m，监测面塑性区分布状态如图6所示。

由图6可知，监测面围岩塑性区随时间效应扩展具体呈现4个时间阶段:① 掘进影响稳定阶段A。工作面开采0～300 m过程中:塑性区破坏范围及深度未产生变化，塑性区呈现顶底板破坏范围较大而两帮较小的典型对称分布形态，此时塑性区形态特征由掘进引起，未受采动影响。② 一次采动扩展阶段B。工作面开采300～700 m过程中:塑性区范围扩展明显，塑性区形态向非对称分布转化。当监测面滞后工作面时，塑性区范围扩展较剧烈，顶板塑性区破坏深度由2 m增至3.5 m，底板由1.5 m增至2.5 m。此阶段监测面位置受一次采动影响。③ 一次采动过后稳定阶段C。工作面开采700 m至2次开采距监测面450 m过程中:监测面位置塑性区形态及范围均未发生变化。此时监测面位置处于一次采动影响后的稳定阶段。④ 二次采动扩展阶段D。二次开采距监测面450 m至监测面位置:其围岩塑性区形态及范围再次发生变化，非对称分布形态更明显，尤其距监测面20 m时，其顶板塑性区向煤壁帮发展至连接，底板塑性区向煤柱帮发展并连接，顶板塑性区破坏深度增至4 m，底板增至3.5 m。此时监测面位置进入二次采动影响阶段。

图6 重复采动影响巷道围岩塑性区演化时间效应Fig.6 Evolution of plastic zone of surrounding rock in time effect affected by repetitive mining

2.3 巷道围岩塑性区空间效应

数值模拟22204工作面开采至600 m位置处，一次采动塑性区空间状态分布如图7所示。

图7 一次采动巷道围岩塑性区分布Fig.7 Plastic zone distribution of surrounding rock of primary mining roadway

一次采动条件下，巷道围岩塑性区分布状态空间效应关系呈现4个空间区域:① 掘进影响稳定区Ⅰ。工作面前方200～400 m范围内，其围岩塑性区形态特征与时间效应初期稳定阶段相同。② 一次采动影响区Ⅱ。其影响范围约从工作面前方200 m到滞后200 m，塑性区范围、形态产生明显变化，尤其滞后工作面位置急剧扩展，形态由对称分布向非对称分布状态转化。其围岩塑性区形态特征与时间效应初期稳定阶段相同。其区域范围不随工作面推进而扩大，但会逐渐向前移动。③ 一次采动影响滞后稳定区Ⅲ。滞后工作面200～300 m内，塑性区形态及范围均不再发生变化。其区域范围随工作面推进而扩大。④ 一次非充分采动影响区(开切眼段)Ⅳ。距开切眼0～200 m内，呈反向扩展现象，距开切眼越远塑性区范围形态变化越明显，形态由对称型分布向非对称状态转化，直至达到一次采动影响区形态特征。

22204工作面开采1 000 m，22205工作面开采200 m处，其前方塑性区空间状态分布如图8所示。

图8 二次采动巷道围岩塑性区分布Fig.8 Plastic zone distribution of surrounding rock of secondary mining roadway

2次采动条件下，工作面前方巷道围岩塑性区分布状态呈现出3个空间区域:① 二次采动影响区Ⅴ。其影响范围约工作面前方0～50 m，塑性区范围、形态变化明显，越靠近二次采动工作面其范围扩展越急剧，形态继续向非对称分布状态转化。其围岩塑性区形态特征与时间效应再次扩展阶段相同。其区域范围逐渐向前移动，但不随工作面的推进而扩大。② 一次采动影响滞后稳定区Ⅲ。工作面前方50 m至距终采线200 m，塑性区形态及范围均未发生变化。随着工作面的推进其区域不断减少。③ 一次非充分采动影响区(终采线段)Ⅳ。距终采线0～200 m，距终采线越远塑性区范围形态变化越明显，由对称分布向非对称分布状态转化。该区塑性区形态特征及范围与一次采动影响滞后区相同，区域范围相对固定。

2.4 巷道围岩变形破坏空间现场观测

当22204工作面开采至距开切眼600 m处，对超前300 m与滞后600 m区域内巷道表面位移进行现场观测，每隔20 m测量顶底板及两帮移近量，观测曲线如图9所示。

观测数据可知，顶底板移近量呈现明显规律性且大于两帮。工作面前方200～300 m内移近量变化幅度较小，顶底板平均值约243 mm，两帮移近量平均值约42 mm;工作面前方40～200 m，顶底板及两帮移近量平均值小幅增加;工作面前方40 m到滞后180 m内移近量增幅较大，顶底板平均值由257 mm增至355 mm，两帮移近量平均值由约59 mm增至113 mm;滞后工作面180～420 m内移近量曲线基本保持稳定，其平均值达最大，顶底板约575 mm，两帮约120 mm;滞后工作面420 m到开切眼范围内顶底板移近量呈下降趋势，两帮略有升高，顶底板平均值约331 mm，两帮移近量平均值约160 mm。

当22204工作面开采至终采线位置，对滞后1 000 m区域内巷道表面位移进行一次非充分采动影响区(终采线段)空间效应现场观测，每隔20 m测量顶底板及两帮移近量，观测曲线如图10所示。

图10 一次非充分采动影响区现场观测移近量曲线Fig.10 Distance of roof to floor and two sides of surrounding rock in primary inadequate mining roadway

观测数据可知，终采线后方0～260 m内移近量变化幅度较大，两帮移近量呈明显上升趋势;终采线后方260～800 m移近量基本稳定，部分小幅变化，顶底板平均值由约420 mm增至672 mm，两帮移近量平均值由约177 mm增至334 mm。

通过现场移近量观测精确了22205回风巷道各采动影响区范围，顶底板移近量所呈现的规律性与数值模拟塑性区范围空间分布情况吻合。

综上所述，得到重复采动巷道围岩塑性区时空演化规律:① 由重复采动巷道围岩塑性区时间效应可知，塑性区扩展经历4个时间阶段，其中塑性区扩展发生在一次采动扩展阶段和二次采动扩展阶段，前者较后者持续时间长，另外两阶段塑性区不发生变化。由于一次采动过后稳定阶段所存在巷道长度最长，故其在所有阶段中持续时间最长。② 由重复采动巷道围岩塑性区空间效应可知，一次采动过程中塑性区状态分布呈4个区域特征，二次采动过程中呈3个区域特征。塑性区扩展区域为一次采动影响区及二次采动影响区，其中一次采动滞后影响稳定区在重复开采中同时存在。③ 重复采动巷道围岩塑性区扩展过程呈时空对应关系，即时间效应的掘进影响稳定阶段与空间效应的掘进影响稳定区、一次采动扩展阶段与一次采动影响区、一次采动过后稳定阶段与一次采动影响滞后稳定区、二次采动扩展阶段与二次采动影响区相互对应。采动过程中固定位置巷道围岩与扰动区域塑性区同时发展，时间效应塑性区扩展过程在空间效应中表现为多个区域塑性区状态集中体现，并表现出不同位置的周期性，时间效应是空间效应的时间集合，而空间效应是时间效应的空间展现。因此，阐明围岩从掘进到废弃的整个动态破坏过程，以及巷道不同位置围岩破坏状态静态展现，重复采动巷道围岩塑性区变化的动-静组合机制。

3 重复采动巷道围岩应力时空演化规律

重复采动影响巷道围岩塑性区扩展呈现明显时空演化规律，通过围岩应力时空演化规律研究，辨析各扰动阶段及分布区域应力变化情况，揭示塑性区时空演化及非对称扩展力学机制。

3.1 巷道围岩应力时间效应

数值模拟一次及二次开采扰动情况下，监测面位置主应力、偏应力及角度变化，如图11所示。

图11 重复采动影响巷道围岩应力及角度演化时间效应Fig.11 Evolution in time effect of stress and angle of surrounding rock with repetitive mining

重复采动影响巷道监测面位置最大、最小主应力、偏应力及最小主应力与竖直方向夹角随着工作面开采的时间效应分布曲线整体呈“台阶”上升趋势，最大主应力与竖直方向夹角曲线反之。时间效应分布曲线4个时间阶段特征:① 掘进影响稳定阶段。工作面开采0～300 m过程中:最大主应力呈水平向，其值恒定为11.2 MPa，最小主应力呈竖直向，其值恒定为7.7 MPa，偏应力恒定约1.2 MPa。该段塑性区呈顶底板较大而两帮较小的对称分布状态。② 一次采动扩展阶段。工作面开采300～700 m过程中:最大、最小主应力值均呈明显上升趋势分别升至15.7和11.4 MPa，约为前阶段的1.4倍和1.5倍;偏应力值升到5.81 MPa，约为前阶段的4.6倍。最大、最小主应力以较大幅度逆时针偏转。此阶段塑性区范围扩展明显，其形态明显偏转呈非对称畸变。③ 一次采动过后稳定阶段。工作面开采700 m至二次开采距监测面450 m过程中:最大、最小主应力值及角度整体呈基本恒定趋势，只在二次工作面开采之初，最大主应力值升至22 MPa、夹角下降6°随后稳定，但偏应力值未受影响仍保持稳定。此阶段塑性区范围并未发生明显变化，说明偏应力对塑性区范围变化起决定性作用。④ 二次采动扩展阶段。二次开采距监测面450 m至监测面位置:最大主应力值呈明显陡升趋势，工作面前方5 m达到33 MPa，约为恒定阶段的1.5倍;最小主应力值在工作面前20 m有所升高，越靠近工作面反呈小幅下降趋势;偏应力在此段呈指数增长趋势，越靠近工作面其值越大，工作面前方5 m达到12.1 MPa，约为恒定阶段的2.2倍;最大、最小主应力继续大幅逆时针偏转，最大主应力与Z轴夹角降至17°，最小主应力与Z轴的夹角增至73°。围岩塑性区范围及形态受偏应力及角度影响再次发生变化，越靠近工作面变化越明显，其形态发生偏转，扩展范围增大。

3.2 巷道围岩应力空间效应

模拟22204工作面开采600 m位置处;22204工作面开采1 000 m，22205工作面开采200 m处，整条巷道主应力、偏应力及角度分布情况如图12,13所示。

图12 一次采动巷道围岩应力及角度分布Fig.12 Stress and angle of surrounding rock of primary mining roadway

一次采动条件下，巷道围岩主应力、偏应力及最小主应力与竖直方向夹角空间效应分布曲线整体呈类“π型”分布特征，最大主应力与竖直方向夹角曲线反之。整体呈4个空间区域特征:① 掘进影响稳定区Ⅰ。工作面前方200～400 m内，其围岩主应力值、偏应力值及主应力与竖直方向夹角空间效应分布曲线基本恒定。② 一次采动影响区Ⅱ。影响范围约从工作面前方200 m到滞后200 m，主应力开始受采动影响，主应力及偏应力值曲线呈上升趋势，尤其滞后工作面位置呈陡增趋势。最大主应力与Z轴的夹角由水平向竖直方向偏转至40°，最小主应力与Z轴的夹角由竖直向水平方向偏转至51°。此区域内主应力、偏应力值及其偏转角度达到最大，塑性区范围急剧扩展，形态呈明显非对称分布特征。③ 一次采动影响滞后稳定区Ⅲ。滞后工作面200～300 m内，主应力、偏应力值恒定在最大值，其角度也未发生变化。此区域内塑性区形态及范围均不再变化。④ 一次非充分采动影响区(开切眼段)Ⅳ。距开切眼0～200 m内，距开切眼越远主应力及偏应力值越大，曲线呈现与一次采动影响滞后区域相对称分布特征;最大、最小主应力逆时针偏转。此区域内塑性区范围产生剧烈扩展，形态呈现与一次采动影响区反向扩展的非对称分布特征。

图13 二次采动巷道围岩应力及角度分布Fig.13 Stress and angle of surrounding rock of secondary mining roadway

二次采动条件下，整条巷道围岩主应力值、偏应力值及最小主应力与竖直方向夹角空间效应分布曲线整体呈“台阶”下降趋势。最大主应力与竖直方向夹角曲线反之。曲线呈3个空间区域:① 二次采动影响区Ⅴ。其影响范围约工作面前方0～50 m，越靠近二次采动工作面主应力值和偏应力值越大;偏应力值上升幅度要大于最大主应力值;最大、最小主应力方向整体呈顺时针偏转。在距工作面10 m范围内，最小主应力值略有小幅下降，最大主应力及最小主应力方向呈现小幅度的反向偏转。在此区域巷道围岩塑性区再次呈非对称形态急剧扩展。② 一次采动影响滞后稳定区Ⅲ。工作面前方50 m至距终采线200 m范围内，主应力、偏应力值恒定在最大值，其角度也不再发生变化。塑性区形态及范围均不再发生变化。③ 一次非充分采动影响区(终采线段)Ⅵ。距终采线0～200 m范围内，距终采线越远最大、最小主应力及偏应力值越大，曲线分布特征与一次采动影响滞后区相同。

3.3 塑性区非对称扩展机理分析

图14为不同工作面推进步距时，监测面位置巷道围岩塑性区分布形态演化过程。巷道左侧为煤壁帮、右侧为煤柱帮。

图14 不同时间阶段巷道围岩塑性区演化Fig.14 Evolution of plastic zone of surrounding rock at various stages

巷道围岩一定的情况下，图14(a),(b)对比可知，偏应力由1.2 MPa增至4.39 MPa，巷道围岩产生剪切破坏，塑性区范围增加，最大主应力由水平向竖直方向偏转47°，顶板与煤壁帮塑性区相互扩展接近，底板与煤柱帮塑性区同样也呈相互扩展趋势。

图14(b),(c)对比可知，偏应力增加1.34 MPa，最大主应力向水平方向偏转3°，塑性区较之前以同方向小幅扩展。图14(c),(d)对比可知，偏应力由5.73 MPa增至12.1 MPa，增长近1倍，最大主应力向竖直方向偏转23°，塑性区扩展范围明显增大，顶板塑性区向煤壁侧扩展至连接，底板塑性区向煤柱侧扩展至连接，煤壁帮扩展范围要明显大于煤柱帮，但深度变化不大。图14(a)～(c)对比可知，由于一次采动工作面后方形成采空区，周围煤岩体应力增加，采空区基本顶发生弯曲下沉，靠近煤柱侧铰接岩块回转形成主应力的偏转，直至达到稳定状态，应力不再发生偏转。图14(d)塑性区再次大幅度扩展是由二次开采工作面超前应力叠加影响，致使偏应力成倍增加;采空区基本顶因采动影响再次活化，产生进一步回转，致使偏转角度再次变化，且最大主应力方向继续向竖直方向偏转。

分析可知:偏应力增加使塑性区产生扩展，主应力角度偏转使塑性区扩展方位变化，顶底板扩展方向朝着最小主应力方向扩展，煤柱帮塑性区要大于煤壁帮塑性区，且朝着顶板方向发展;在偏应力大小及应力方向偏转共同作用下巷道塑性区产生非对称分布状态，导致巷道表面非对称变形。

基于以上分析，重复采动巷道围岩应力时空演化规律主要体现在3个方面:① 由重复采动巷道围岩应力时间效应可知，一次采动扩展阶段，偏应力值及角度变化明显，塑性区扩展范围及深度增加幅度大，顶、底板明显大于两帮形态向非对称变化。二次采动扩展阶段其偏应力值及角度变化再次增加，塑性区再次剧烈扩展，塑性区深度变化较小，而范围明显增加，破坏变形主要发生在煤壁帮顶角位置及煤柱帮底角位置。一次采动过后稳定阶段巷道围岩应力、角度、塑性区均不发生变化，持续时间主要取决于巷道长度。② 由重复采动巷道围岩应力空间效应可知，围岩应力及角度区域划分与塑性区区域划分相同;工作面开采带动应力及角度随扰动区域同时发生改变。③ 塑性区扩展范围由偏应力大小决定，塑性区扩展方位则由主应力方向主导，偏应力大小及角度共同作用造成塑性区非对称扩展，进而产生非对称变形。以此揭示了重复采动巷道塑性区随时空扩展力学机制。

4 重复采动巷道围岩稳定控制方法及效果分析

4.1 重复采动巷道围岩稳定控制方法

重复采动影响下巷道破坏呈现明显的时间阶段性和空间区域性演化特征。根据其时空对应关系，在不同阶段提出相应巷道控制对策。

(1)掘进影响稳定阶段A及掘进影响稳定区Ⅰ。巷道在掘进阶段巷道围岩单纯受地应力影响，塑性区破坏范围较小，顶、底板较大两帮较小的对称式破坏为主，顶底板中间深度最大。因此，现场支护应以锚杆支护配合经纬网为主，起到控制浅部围岩破坏和护表的作用[16-17];防止巷道局部区域围岩变化而导致掘进期间冒顶事故的发生，应配合顶板中部锚索。

(2)一次采动扩展阶段B及一次采动影响区Ⅱ。巷道在一次开采扰动期间，巷道围岩塑性区以非对称形式破坏为主，破坏范围及深度增加较大，超出锚杆支护长度。现场应在工作面开采前，将顶板两侧锚索补齐，且在两帮的中、上部增加帮部锚索，以适应巷道围岩受一次采动影响期间安全稳定。

(3)一次采动过后稳定阶段C及一次采动影响滞后稳定区Ⅲ。一次开采扰动过后塑性区深度达到最大，且范围、形态将长时间不发生变化，现场移近量观测确定区域范围为:采动初期工作面后方180 m至距开切眼180 m区域内;采动末期终采线后方260 m。现场应在二次采动扰动之前对此区域内巷道围岩变形破坏严重且支护体破坏程度较大位置，进行顶板补强支护，防止二次扰动发生冒顶事故。

(4)2次采动扩展阶段D及二次采动影响区Ⅴ。二次开采扰动期间，靠近工作面50 m位置巷道塑性区扩展启动，尤其在20 m区域内破坏变形集剧变化，巷道围岩塑性区破坏形态继续向非对称形式扩展，破坏深度增加较小，破坏范围较大增加，在煤壁帮顶角位置及煤柱帮底角位置围岩破坏变形严重。因此，补强后的支护参数要满足塑性区形态的变化，现场在工作面20 m区域内布置液压支架，以防止巷道围岩破坏造成巷道围岩失稳。

通过以上研究及现场观测，22205回风巷道支护参数设计能够满足掘进影响稳定阶段及掘进影响稳定区巷道围岩稳定，但是无法保证一次采动巷道围岩两帮破坏深度控制，因此，现场在掘进后、初次采动前，对两帮中部及上部加打间排距为850 mm×2 000 mm，φ22×6 500 mm锚索，第1排距顶板1 000 mm。

4.2 一次采动过后稳定阶段围岩破坏形态探测

巷道在经过一次采动影响后，现场观测发现在22204工作面终采线后方260～1 200 m区域内，围岩破坏变形最为明显，出现顶板锚索在锁具端被拉断掉落、锚索锁具脱落、锚索及锁具整体被拽进煤体内等支护体失效形式，并未出现冒顶现象，说明巷道支护设计参数能够满足一次开采顶板变形，为防止二次开采发生冒顶事故，应在一次采动过后稳定阶段及Ⅲ.一次采动影响滞后稳定区域内，采取补强支护措施。采用钻孔窥视对隐患区域顶板裂隙深度及形态进行探测，为补强支护参数设计提供依据。测站位置为距终采线600 m，在顶板中部及距两帮各1 m位置共布置3个8 m钻孔，得到顶板裂隙发育最深处情况如图15所示，及顶板裂隙发育情况并将其与塑性区形态进行对比，如图16所示。

图15 钻孔裂隙发育最深处情况Fig.15 Situation of the deepest development of borehole fractures

图16 稳定阶段顶板破坏范围形态实测与数值模拟结果对比Fig.16 Plastic failure zone numerical simulation compared with the measured result of gateway roof in the stable phase

钻孔裂隙发育最深处情况可看出:左侧钻孔裂隙发育在右侧，中间和右侧钻孔呈现明显横线贯通裂隙，且右侧钻孔裂隙发育程度较中间大。结合塑性区特征图可以看出，巷道表面以剪切拉伸破坏为主，围岩内部以剪切破坏为主，顶板受右侧临近工作面覆岩运动影响，主应力大小及方向改变，顶板围岩破坏向左侧煤壁帮发育明显。顶板裂隙呈非对称特征，靠煤壁侧比靠煤柱侧破坏深度大，顶板塑性区非均匀形态特征与实测结果基本吻合。

4.3 补强支护参数及控制效果

由现场观测围岩变形及支护体失效形式，配合前文结果可知，留巷受一次采动影响围岩塑性破坏深度可达4.53～5.19 m，围岩破坏深度未超过锚索锚固范围，2次采动围岩破坏范围虽变大，但深度变化不大。因此采用8 m锚索进行顶板补强可满足支护要求。

现场对冒顶隐患区域采用补强方案如下:采用φ22 mm×8 000 mm锚索，在原锚索支护1排3根的基础上，补打2根形成1排5根，在每2排中间补打1排3根锚索，间排距2 100 mm×2 000 mm，最终形成“3,5,3,5”形式，排距为1 m，配合200 mm×140 mm×8 mm π型托盘压钢带施工，顶板补强支护如图17所示。

图17 顶板补强支护参数平面Fig.17 Reinforcement support parameter of roadway roof

在已失效锚索附近重新补锚索，配合300 mm×300 mm×16 mm铁托盘施工。顶板因下沉将原支护顶网破坏，施工锚索前在破损顶网处补挂10号铅丝网，连网时绑丝间排距400 mm×400 mm。顶板支护效果如图18所示。

图18 顶板补强支护效果Fig.18 Effect of reinforcement support of roof of roadway

顶板补强后，在冒顶隐患区域内安设4组5 m和8 m两基点位移观测站，站间距100 m，对顶板中部进行持续17 d位移监测，前8 d产生3～8 mm小幅度的下沉量，之后趋于稳定未产生变化。在整个观测周期内，浅部顶板下沉量高于深部，与顶板窥视对比可知，在5 m范围内围岩较破碎，顶板采用锚索补强支护可以有效控制破碎围岩体垮落，在二次回采期间未发生冒顶事故。

基于重复采动塑性区时空演化规律研究结果，提出分次补强支护技术，能够有效提高掘进速度、节省支护费用，保证巷道围岩安全稳定。

5 结 论

(1)重复采动巷道围岩塑性区时空演化规律研究，获得重复采动巷道塑性区变化的动-静组合机制，围岩从掘进到废弃的整个动态破坏过程，以及不同位置围岩破坏状态的静态展现，塑性区扩展时间阶段与空间区域存在对应关系，是分析巷道变形机理及分次支护方案提出的重要基础。

(2)结合重复采动影响下巷道围岩应力时空演化规律，获得塑性区非对称扩展机理:其范围由偏应力大小决定，方位则由主应力方向主导，偏应力大小及角度共同作用造成塑性区非对称扩展，进而产生非对称变形，并以此揭示了重复采动巷道塑性区随时空扩展力学机制。

(3)根据重复采动巷道围岩塑性区扩展形态，一次采动过程中塑性区深度及范围扩展显著且顶、底板明显大于两帮;二次采动过程中塑性区深度变化较小，而范围明显增加，破坏变形主要发生在煤壁帮顶角位置及煤柱帮底角位置。

(4)基于重复采动过程中塑性区扩展时空关系，提出分次补强支护方法，解决重复采动巷道围岩稳定控制;根据塑性区扩展形态及现场实测明确具体补强时间、地点及参数，并进行顶板补强支护，节省工期同时保障了回采期间安全生产。