岩层组合特征对近直立煤岩互层巷道失稳的影响

Influence of strata combination characteristics on roadway instability in near-vertical coal-rock interbedded formations

摘要

针对近直立煤岩互层巷道采掘过程中易出现非对称变形及失稳问题，以新疆乌东煤矿为例，构建巷道围岩分区力学模型，分析不同煤岩组合特征对巷道稳定性的影响。研究结果表明：巷道开挖后围岩可分为6个区域，Ⅰ区和Ⅳ区较稳定，Ⅱ、Ⅲ、Ⅴ、Ⅵ区易破坏，整体以剪切破坏为主。软岩分布加剧了非对称变形和侧向剪切破坏，岩层组合特征与应力耦合作用是巷道失稳的根本原因。提出了“锚杆（索）+钢带+金属网+喷浆+顶板锚索加强支护 ”的联合差异化支护方案，有效遏制了围岩变形，大幅提升巷道稳定性。研究结论为近直立煤岩互层巷道的稳定性评估与灾害防治提供理论依据。

Abstract

Aiming at the problem of asymmetric deformation and instability in the mining process of nearly vertical coal-rock interbedded roadway, this study took Wudong Coal Mine in Xinjiang as an example, constructed a mechanical model of roadway surrounding rock partition to analyze the influence of different coal-rock combination characteristics on roadway stability. The results show that the surrounding rock after roadway excavation can be divided into six areas. Areas I and IV are relatively stable, areas II, III, V and VI are easily damaged, and the whole is dominated by shear failure. The distribution of soft rock aggravates asymmetric deformation and lateral shear failure. The combination characteristics of rock strata and stress coupling are the root causes of roadway instability. A combined differential support scheme of “ bolt ( cable ) + steel strip + metal mesh + shotcrete + roof anchor cable strengthening support ” was proposed, which effectively curbed the deformation of surrounding rock and greatly improved the stability of roadway. The research conclusions provide a theoretical basis for the stability evaluation and disaster prevention of near-vertical coal-rock interbedded roadway.

Graphical abstract

关键词

近直立煤岩互层 / 岩层组合特征 / 巷道稳定性 / 失稳机制 / 支护技术

Key words

near-vertical coal-rock interbedded strata / rock strata combination characteristics / gallery stability / instability mechanisms / support technology

0 引言

近年来，中国煤炭资源产量保持在较高规模，随着水平和缓倾斜煤层的持续开采^[1-2]，部分煤矿对特殊赋存条件下的煤层进行开采，尤其是近直立煤层^[3-4]。近直立煤岩互层巷道受围岩岩性变化影响较大且呈现显著的非对称变形破坏特征^[5-7]，近直立煤岩互层巷道围岩的变形与应力演化的复杂性，严重制约了近直立煤层的开采^[8-10]。

由于煤体比岩石强度低，煤岩互层可视为岩体中含软弱夹层的结构形式^[11-12]。近年来，学界围绕软弱夹层对巷道稳定性的影响开展了研究。王凯等^[13]、申付新等^[14]通过理论分析与数值模拟，研究了顶板软弱夹层的厚度、位置与数量对力学行为的影响，结果表明，软弱夹层削弱顶板的应力集中，并在夹层处出现显著的应力跳跃；由于煤岩界面的压应力拱，原生煤岩组合体的整体强度高于单一煤体，破坏后煤体呈拱形分布。任家苇等^[15]采用FLAC^3D软件研究软弱夹层倾角和位置对巷道稳定性的影响，结果表明：随着软弱夹层倾角的增加，巷道围岩变形量和塑性区体积均逐渐增大，巷道变形的不对称性更加明显。HUANG等^[16]、朱俊福等^[17]通过模型试验结合数值模拟研究了软弱夹层对隧道围岩破坏特征的作用机制，同时分析了软弱夹层位于顶、底板不同位置时，支护前后围岩最大松动圈厚度的变化。常博等^[18]、来兴平等^[19-20] 通过分析新疆地区急倾斜煤岩互层巷道围岩裂隙分布、锚杆拉力、巷道变形及应力分布规律，阐明了近直立煤岩互层巷道的采动应力演化驱动煤岩体破裂的机理，揭示应力场-裂隙场耦合诱发巷道围岩灾变的机制，并提出近直立巨厚煤层动力灾害防治理念与策略。解盘石等^[21]提出了大倾角采场上覆岩层在采动应力作用下的扰动分区，量化了工作面开采引起的覆岩采动应力路径空间演化规律。

现有研究多集中于缓倾斜或急倾斜岩石中软弱夹层对岩体的弱化作用，针对近直立煤岩互层巷道围岩变形及控制机理的研究较少，尤其是面向新疆复杂地质条件的研究，尚未形成系统的技术体系。本文以乌东煤矿为研究对象，分析近直立煤岩互层中不同岩层组合特征及其对巷道失稳的影响，为制定科学的巷道支护方案提供理论依据。

1 工程概况

1.1 煤矿概况及巷道布置

乌东煤矿位于新疆乌鲁木齐市东北部，位于准南煤田的东南段。乌东煤矿南采区煤层倾角为83°～89°，平均倾角为87°，煤层及岩层走向自西向东呈N58°～N60°，倾向西北，属近直立煤层。

400 m水平B8集中运输大巷（以下简称B8运输大巷）南区段设计总长度为786 m，沿B13～B14煤层走向布置，见图1。巷道地面标高为 800 m，井下标高为400 m，位于B13～B14煤岩层中，南侧距400 m水平泄水大巷270 m，北侧、上部为未经采动的原岩。巷道断面形式为直墙圆拱形，设计掘宽为5.6 m，掘高为3.6 m。

1.2 巷道围岩及地应力分布情况

采用钻孔窥视方法对B8运输大巷两帮围岩分布情况进行探测，巷道两帮钻孔窥视图见图2，巷道围岩的煤岩分布见图3，可以看出巷道围岩煤岩交互现象显著。

采用空心包体应力解除法对地应力分布进行现场实测，结果显示：乌东煤矿地应力场中的垂直主应力范围为7.43～9.13 MPa，平均值为7.90 MPa；最大水平主应力为23.75～24.85 MPa，平均值为24.3 MPa；最大水平主应力与垂直主应力的比值（侧压系数）为2.72～3.19，平均值为3.08。

2 煤岩体物理力学特征及理论分析

2.1 煤岩体物理力学特征

采集巷道围岩样品（包括煤、砂岩和泥岩）并在实验室进行岩石力学实验，分别测定其单轴抗压强度、抗拉强度、剪切强度等物理力学参数，结果见表1。

2.2 巷道围岩变形力学模型及剪切破坏判据

构建岩体梁结构模型^[22-24]，对巷道围岩的变形区域进行划分，见图4。Ⅱ区、Ⅲ区、Ⅴ区、Ⅵ区在巷道掘进过程中发生破坏。其中，Ⅱ区与Ⅲ区弯曲变形方向一致，Ⅴ区与Ⅵ区弯曲方向相同。Ⅰ区与Ⅳ区岩层结构完整，弯曲变形方向一致。

Ⅰ区和Ⅳ区岩体梁力学模型见图5。图中岩体梁的中性面为x轴，岩体梁的上边界为y轴，建立坐标系。q₁为岩体梁上部承受的均布载荷，q₂为相邻岩体的梁之间线性载荷，l为岩体梁的长度，α为岩层倾角，F为端部受到的轴向载荷。

由积分法可得岩体梁的弯矩为

M=\frac{ql}{\mathrm{2}}-\frac{q}{\mathrm{2}}{x}^{\mathrm{2}}-F\omega，（1）

式中：\omega为岩体的梁挠曲函数；q=q_{\mathrm{1}}-q_{\mathrm{2}}。

则有

\frac{{\mathrm{d}}^{\mathrm{2}}\omega }{\mathrm{d}{x}^{\mathrm{2}}}=\frac{M}{EI}=\frac{q}{\mathrm{2}El}lx-\frac{q}{\mathrm{2}El}{x}^{\mathrm{2}}-\frac{F}{EI}\omega，（2）

式中：E为岩体的弹性模量；I为截面惯性矩。

令\frac{F}{EI}=k^{\mathrm{2}}，代入式（2）有

\frac{{\mathrm{d}}^{\mathrm{2}}\omega }{\mathrm{d}{x}^{\mathrm{2}}}+k^{\mathrm{2}}\omega =\frac{k^{\mathrm{2}}}{F}\left(\frac{ql}{\mathrm{2}}x-\frac{q}{\mathrm{2}}{x}^{\mathrm{2}}\right)。（3）

式（3）的通解为

\omega =A\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}kx+B\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}kx-\frac{q}{\mathrm{2}F}{x}^{\mathrm{2}}+

\frac{ql}{\mathrm{2}F}+\frac{q}{F{k}^{\mathrm{2}}}，（4）

式中，A、B为待定常数。

将边界条件x=\mathrm{0}、\omega =\mathrm{0}与x=l/\mathrm{2}、\mathrm{d}\omega /\mathrm{d}x=\mathrm{0}分别代入式（4），可得岩体梁挠曲方程为

\omega =\frac{q}{F{k}^{\mathrm{2}}}\left(\mathrm{1}-\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}kx-\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\frac{ql}{\mathrm{2}}\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}kx\right)+

\frac{q}{\mathrm{2}F}\left(lx-x^{\mathrm{2}}\right) \mathrm{。}（5）

将式（5）代入弯矩方程可得

M=\frac{q}{k^{\mathrm{2}}}[\mathrm{1}-\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}kx-\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\frac{ql}{\mathrm{2}}\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}kx]。（6）

将x=l/\mathrm{2}、q=q_{\mathrm{1}}-q_{\mathrm{2}}代入式（6）可得

{\omega }_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}=\frac{q_{\mathrm{1}}-q_{\mathrm{2}}}{F{k}^{\mathrm{2}}}\left[\mathrm{1}-\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}(kl/\mathrm{2})}\right]。（7）

最大弯矩产生在x=l/\mathrm{2}处，将x=l/\mathrm{2}、q=q_{\mathrm{1}}-q_{\mathrm{2}}代入式（6）得

M=\frac{q_{\mathrm{1}}-q_{\mathrm{2}}}{k^{\mathrm{2}}}\left[\mathrm{1}-\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\left(kl/\mathrm{2}\right)}\right]。（8）

Ⅱ区、Ⅲ区、Ⅴ区及Ⅵ区岩体梁力学模型见图6。

由积分法可得

M=-\frac{q}{\mathrm{6}l}\left(\mathrm{1}-x^{\mathrm{2}}\right)，（9）

El\omega =-\frac{q}{\mathrm{120}l}{\left(\mathrm{1}-x\right)}^{\mathrm{5}}。（10）

将边界条件x=\mathrm{0}、\omega =\mathrm{0}与x=\mathrm{0}、\frac{\mathrm{d}\omega }{\mathrm{d}x}=\mathrm{0}分别代入式（9）、式（10），可得挠曲方程为

\omega =-\frac{q}{\mathrm{120}EIl}\left(\mathrm{1}-x^{\mathrm{5}}\right)-\frac{q{l}^{\mathrm{4}}}{\mathrm{24}EI}x+\frac{q{l}^{\mathrm{5}}}{\mathrm{120}EI}。（11）

最大挠度在x=l处，将x=l、q=q_{\mathrm{1}}-q_{\mathrm{2}}代入式（11）可得最大挠度的表达式为

{\omega }_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}=-\frac{\left(q_{\mathrm{1}}-q_{\mathrm{2}}\right)l^{\mathrm{4}}}{\mathrm{30}EI}。（12）

在地下工程中，岩石的剪切强度对地下巷道的稳定性影响最大。岩体梁横截面上的剪应力是判断岩体梁是否发生剪切破坏的关键指标。通过材料力学的分析，得到Ⅰ区和Ⅳ区简支岩体梁在中性轴上的最大剪应力为

{\tau }_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}=\frac{\mathrm{3}{F}_{\mathrm{s}}}{\mathrm{2}ef}，（13）

式中：τ_max为岩体梁在中性轴上的剪应力最大值；F_s为横截面上的剪力；e为横截面的宽度；f为横截面的高度。

Ⅰ区和Ⅳ区岩体梁的两端剪力最大，计算式为

F_{\mathrm{s},\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}=\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{2}}\left(q_{\mathrm{1}}-q_{\mathrm{2}}\right)。（14）

将式（13）代入式（14）得到Ⅰ区和Ⅳ区层状岩体梁的剪切破坏判据为

{\tau }_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}=\frac{\mathrm{3}\left(q_{\mathrm{1}}-q_{\mathrm{2}}\right)}{\mathrm{4}ef}\ge \left[{\tau }_r\right]，（15）

式中，[{\tau }_r]为岩石材料的抗剪强度。

Ⅱ区、Ⅲ区、Ⅴ区、Ⅵ区岩体梁的剪切破坏判据为

{\tau }_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}=\frac{\mathrm{3}\left(q_{\mathrm{1}}-q_{\mathrm{2}}\right)}{\mathrm{2}ef}\ge \left[{\tau }_r\right]。（16）

根据乌东煤矿地质条件，岩体梁上部承受的均匀载荷为230.4 kN，相邻岩体梁线性载荷为40.1 kN，横截面宽度为4 m，横截面高度为5 m。将上述参数代入式（15）和式（16），得到Ⅰ区和Ⅳ区岩体梁发生破坏时的最大剪切应力为7.1 MPa，Ⅱ区、Ⅲ区、Ⅴ区、Ⅵ区的岩体梁发生破坏时的最大剪切应力为14.3 MPa。

3 数值模拟分析

3.1 模型构建

基于乌东煤矿地质条件及煤岩体力学实验，采用FLAC^3D构建数值计算模型，采用Mohr-Coulomb弹塑性本构模型，并基于Hoek-Brown强度准则对实验得到的煤岩体力学参数进行折减，岩层参数见表2。模型见图7。模型尺寸为47 m（长）×40 m（宽）×27 m（高）。巷道为直墙圆拱形巷道，巷道埋深400 m。岩层的平均密度设为2 500 kg/m³，垂直应力设为9.8 MPa。模型四周采用水平约束，底部采用固定约束，模型顶面和左右两侧施加边界地应力。

为对比不同煤岩层组合特征条件下，近直立煤岩互层巷道围岩位移、塑性区分布及巷道围岩应力演化规律，根据现场地应力测试结果，数值模拟中测压系数设为3.08，并设置3种不同的煤岩层组合：泥岩、煤、砂岩（软-软-硬），泥岩、煤、泥岩（软-软-软），砂岩、煤、砂岩（硬-软-硬）。基于巷道围岩赋存条件，每种组合中各岩层厚度依次设为2.86 m、1.96 m、3.60 m。

3.2 模拟结果及分析

（1） 岩层组合对巷道围岩位移场的影响

不同岩层组合下巷道围岩位移见图8。泥岩、煤、砂岩组合时，顶板和底板位移较小，围岩变形稳定且均匀，但呈现非对称“蝴蝶”状分布；泥岩、煤、泥岩组合时，顶板中部下沉显著，底板鼓起，左侧围岩变形尤为突出，破坏最为严重；砂岩、煤、砂岩组合时，顶板下沉量最小，整体变形较小，围岩破坏程度最低。

不同岩层组合下巷道围岩位移变化见图9。泥岩、煤、砂岩组合下顶板位移达到118.5 mm，底板位移为108.3 mm，右帮位移最小，为52.3 mm。泥岩、煤、泥岩组合下围岩位移最大，特别是在巷道顶底板中表现更加明显，巷道顶板位移为 126.4 mm，底板位移为116.9 mm，随着围岩深度增加，位移逐渐减小。砂岩、煤、砂岩组合下围岩位移较小，巷道顶板位移最大，为78.6 mm，底板位移为75.8 mm，右帮位移最小，为52.2 mm。

岩性组合对巷道围岩的变形与破坏程度有显著影响。砂岩顶底板组合下围岩稳定性最好，变形量最小，破坏程度最低；泥岩顶底板组合下顶板和底板位移显著增加，整体变形剧烈且非对称，围岩最易失稳；泥岩、煤、砂岩组合下顶底板变形居中，变形速率较快但整体表现稳定。可见顶底板岩层坚硬程度越高，巷道围岩的稳定性越好，软岩夹持情况下巷道变形与破坏风险显著提升。

（2） 岩层组合特征对围岩剪应力的影响

不同岩层组合下巷道围岩剪应力云图见图10。3种岩层组合剪应力均集中在巷道顶板与两帮交界处及左右两帮底角处的岩层内，即Ⅰ、Ⅳ区与Ⅱ、Ⅴ区。泥岩、煤、砂岩组合下Ⅰ、Ⅳ区与Ⅱ、Ⅴ区最大剪应力分别为9.5 MPa、12.2 MPa；泥岩、煤、泥岩组合下最大剪应力分别为7.6 MPa、8.1 MPa；砂岩、煤、砂岩组合下最大剪应力分别为10.2 MPa、9.0 MPa。

数值模拟中，不同岩层组合条件下，Ⅰ、Ⅳ区和Ⅱ、Ⅴ区的剪切应力实际分布和峰值与理论计算值基本一致，受煤岩力学参数变化与层间黏结等条件的影响，局部数值存在差异。

（3） 岩层组合特征对围岩塑性区的影响

不同岩层组合下塑性区的变化见图11。虽然Ⅰ、Ⅳ区发生破坏时的最大剪切应力较Ⅱ、Ⅲ、Ⅴ、Ⅵ区小，但是在巷道掘进过程中对Ⅰ、Ⅳ区围岩结构完整性的破坏较小，对Ⅱ、Ⅲ、Ⅴ、Ⅵ区围岩结构完整性的破坏较大，且Ⅱ、Ⅲ、Ⅴ、Ⅵ区中存在大面积煤层赋存，进一步降低了这些区域岩体的强度和整体性。最终呈现Ⅰ、Ⅳ区塑性区范围较小，Ⅱ、Ⅲ、Ⅴ、Ⅵ区塑性区范围较大的现象。

不同岩层组合下巷道围岩塑性区分布及破坏深度差异较大。泥岩、煤、砂岩组合塑性区范围较大，顶底板煤破坏深度分别为3.84 m、4.50 m，顶底板砂岩破坏深度为2.71 m、3.45 m；左帮泥岩破坏深度为1.10 m，而右帮砂岩破坏深度为 0.48 m，主要发生剪切破坏。泥岩、煤、泥岩组合塑性区进一步扩大，巷道顶底板煤破坏深度分别为4.26 m、4.45 m，顶底板泥岩破坏深度分别为3.34 m、3.91 m，左帮、右帮泥岩破坏深度分别为0.95 m、0.47 m，巷道顶板泥岩的塑性区范围明显增大。砂岩、煤、砂岩组合塑性区范围最小，巷道顶底板煤破坏深度分别为3.70 m、3.92 m，顶底板砂岩破坏深度分别为2.68 m、3.36 m，左帮、右帮砂岩破坏深度分别为0.47 m、0.53 m，同样以剪切破坏为主。

岩性组合为软-软-软时，巷道围岩易发生大范围屈服与塑性破坏，对应塑性区显著扩展；而岩性组合为硬-软-硬时，围岩变形受控，塑性区明显减小。可见岩层弯曲变形程度是影响巷道围岩塑性区范围的关键因素。

4 巷道支护优化方案与工程验证

4.1 优化方案

基于乌东煤矿近直立煤岩互层巷道围岩变形机理，提出了差异化支护方案，优化后的常规支护方案为“锚杆（索）+钢带+金属网+喷浆”的联合支护方式，在巷道围岩揭露煤岩组合为软-软-软时对顶板进行加强支护，见图12（a）。在图12（a）的基础上，在顶板两侧肩窝处各增加一根锚索，并根据现场实际情况适当缩小锚杆间排距，见图12（b）。

4.2 工程实测

在B8运输大巷采用“十字中心法”布置了6组测点，以检测巷道优化支护前后的收敛程度，测点分别位于距400 m水平B8～B13石门与B8运输大巷交叉点200.0 m、226.3 m、241.0 m、275.6 m、290.8 m、304.6 m处，依次命名为测点A、B、C、1、2、3，其中测点A、B、C对应原始支护方案，测点1、2、3对应优化后的支护方案，测点布置见图13。每点每周观测一次，共观测16周，观测数据见图14。

由图14可知，巷道开挖后围岩收敛明显。优化支护前，3组测点累计位移持续增长且无明显收敛，最大值约为320 mm，表明原支护体系未能有效控制围岩变形。优化支护后，3组测点位移增长速率明显减缓，并于第10～12次观测后趋于平稳，最大累计位移降至220 mm以下，较优化前减少约100 mm，显著改善了围岩稳定性，表明优化支护体系能更有效约束围岩变形。现场支护效果见图15。

5 结论

（1）基于分区岩体梁力学模型与剪切破坏判据，揭示了近直立煤岩互层巷道受岩层倾角、软弱夹层及巷道开挖后应力重分布等多重因素影响，形成复杂应力路径，易引发围岩应力集中与重分布，使顶底板及两帮产生非对称弯曲和剪切破坏。数值模拟进一步细化了软-软-软、软-软-硬、硬-软-硬岩层组合条件下围岩变形与应力演化的空间分布，发现软岩夹层显著加剧了非对称变形与侧向剪切破坏。力学模型与数值结果相互印证，揭示岩层组合特征与应力耦合作用是巷道失稳的根本原因。

（2）实测数据分析表明，优化后支护方案能够显著减缓围岩的位移速度，并降低累计位移量，使围岩变形受到更有效的约束，最终实现了围岩稳定性的提升。这一结果表明，通过解析近直立煤岩互层巷道围岩失稳及变形破坏的机理，制定针对性的优化支护方案，可以显著提高巷道的围岩稳定性。

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基金资助

新疆维吾尔自治区重点研发项目(2023B01010-3)

新疆大学优秀研究生创新项目(XJDX2025YJS226)