为采煤工作面设备快速撤出而在停采线处沿倾向掘出2条巷道，与联巷及贯通后的工作面共同形成回撤空间的布置方式为预掘双回撤通道[1]．为工作面停采后快速撤出生产设备以缓解工作面连续紧张的局面，越来越多的大型煤矿采用预掘双回撤通道的布置方式[2]．由于末采期间工作面逐渐接近主回撤通道直至贯通，因此回撤通道可视为特殊的保留巷道，贯通前两回撤通道都受到移动支承压力的影响，贯通后辅回撤通道受固定支承压力影响．关于动压巷道的研究，文献[3-6]开创性地提出采动非均匀应力作用下的蝶形塑性区理论；文献[7-8]基于蝶形塑性区理论获得采动巷道围岩塑性区形态并提出支护参数优化方案．在采动区域应力场的演化研究方面，文献[9-10]通过数值模拟分析获得了工作面强采动时侧方区域应力场的矢量分布特征和保留巷道的围岩破坏演化规律；文献[11]系统研究了采动侧方保留巷道轴向主应力分布特征及塑性区形态特征，并提出针对性的围岩控制方案．在回撤通道围岩控制方面，文献[12-13]在分析不同地质条件的回撤通道失稳因素后提出支护方案，现场应用效果良好；文献[14]针对末采期间强矿压显现总结了区间煤柱载荷及煤柱尺寸的计算方法．虽然众多研究者对巷道稳定性的问题进行了系统研究，但是不同煤矿的地质条件复杂多变，导致回撤通道的失稳问题层出不穷．鉴于以往对回撤通道的研究较少，仅利用工程类比法施工缺少理论指导，因此本研究可为安全生产提供技术支持．1 预掘双回撤通道巷道破坏机理万利一矿位于内蒙古鄂尔多斯市东胜煤田，现主采的3-1煤层3盘区平均厚度为4.5 m，平均埋深为120 m．煤层赋存稳定但顶板结构复杂，煤层顶底板均为粉砂岩，直接顶(底)平均厚度为4 m(3.8 m)，其中直接顶含有1~2层泥岩夹矸．3盘区各工作面长度均为300 m，设备回撤采用预掘双回撤通道技术，如图1所示，根据设备尺寸设计主、辅回撤通道断面分别为5.2 m×4.0 m和5.0 m×3.8 m．31301~31304工作面在回撤期间顶板曾发生多次冒漏．10.13245/j.hust.210403.F001图1预掘双回撤通道布置示意图1.1　采动区域应力场矢量特征工作面回采后，采空区四周应力重新分布，工作面前方支承压力的分布特征已通过理论及现场实测得到验证[15-17]，采场区域高偏应力场形成示意如图2所示．10.13245/j.hust.210403.F002图2采场区域高偏应力场形成示意图在工作面前方，垂直应力急剧增大，达到原岩应力的3~5倍之后逐渐减小，最后趋向于原岩应力；水平应力则由工作面煤壁开始从零逐渐增大再缓慢减小，最后趋向于原岩应力[16]．因此，若将垂直应力视为最大主应力，水平应力视为最小主应力，围压比值η(垂直应力比水平应力)的分布规律将与垂直应力的分布趋势一致，先增大，达到峰值点后逐渐减小，最后趋近于原岩状态[9]．由于工作面前方支承压力系数K可达到3~5[17]，因此采动期间工作面前方形成了高偏应力区域．1.2　非均匀应力场塑性区边界形态修正的Fenner公式或Kastner公式适用于双向等压的应力场条件，获得的圆形孔塑性区边界显然不适用于采动巷道[18]．以采动非均匀应力环境为基础，文献[18-19]运用弹性力学理论，采用Mohr-Coulomb(摩尔-库伦)准则，获得了双向非等压巷道围岩塑性边界R0关于θ的隐性方程，有9(1-λ)2(a/R0)8-[12(1-λ)2+6(1-λ2)∙cos2(θ-β)](a/R0)6+{2(1-λ)2[cos22(θ-β)∙(5-2sin2 φ)-sin22(θ-β)]+(1+λ)2+4∙(1-λ2)cos 2(θ-β)}(a/R0)4-[4(1-λ)2∙cos4(θ-β)+2(1-λ2)cos2(θ-β)∙(1-2sin2φ)-4(1-λ)Ccos2(θ-β)∙(sin 2φ)/p](a/R0)2(1-λ)2-sin2 φ∙[1+λ+2Ccos φ/(psin φ)]2=0, (1)式中：λ为侧压系数；a为巷道等效圆半径；θ为任一点极坐标角度；β为最大主应力垂直偏转角；C和φ分别为围岩内聚力和内摩擦角；p为巷道竖向载荷．1.3　非均匀应力场巷道围岩塑性区形态演化规律通过VB软件对式(1)进行可视化编程计算，并利用FLAC3D软件对非等压圆形巷道进行仿真模拟，获得了围岩参数相同时(p=20 MPa，a=2 m，C=2.7 MPa，φ=24°)不同应力条件下圆形巷道围岩塑性区形态，如图3所示．图3(a)4个分图中从左至右图的参数条件分别为：λ=1，α=0°；λ=0.8，α=0°；λ=0.4，α=0°；λ=0.4，α=50°．图3(b)4个分图中从左至右图的参数条件同图3(a)．10.13245/j.hust.210403.F003图3不同应力条件下巷道围岩塑性区计算结果由图3可知理论计算与数值模拟的结果基本符合[6]．当双向等压时，巷道围岩塑性区形态为圆形；当双向压力差别不大时，围岩塑性区演化为近似椭圆形，随着双向压力比值的减小，塑性区边界呈蝶形分布．采动影响下的非均匀应力叠加导致区域围岩主应力发生一定程度的空间偏转，因此巷道围岩塑性区形态也产生旋转，如图3中第4分图(λ=0.4，α=50°)所示．由此可知：末采期间随着工作面的推进，回撤通道塑性区将由对称类圆形分布逐渐演化为非对称蝶形分布．当最终贯通时，主回撤通道完全纳入采空区塑性区内，而辅回撤通道在保护煤柱作用下应力集中程度有限，其围岩塑性区也只能演化为有限范围的蝶形形态．因此，回撤通道围岩稳定性控制须要合理煤柱尺寸的应力调控配合一定强度的锚索支护．2 回撤通道间煤柱尺寸的确定2.1　通道间保护煤柱荷载分析与宽度确定当工作面即将与主回撤通道贯通时，工作面与主回撤通道之间的煤柱逐渐失去承载能力而成为破坏煤柱，导致其原承载的覆岩荷载转移到主、辅回撤通道间的煤柱上，造成工作面上方冒落拱的拱脚扩展至回撤通道间的煤柱内，在采空区与回撤通道煤柱间形成一个扩大的冒落拱[14]，如图4所示，图中：A=5.2 m为主回撤通道宽度；E=4 m为主回撤通道高度；B为主、辅回撤通道间保护煤柱宽度；L为工作面前方失稳煤柱距离，工程类比后取10 m；D=6.2 m为支架控顶距；H为冒落拱高度．10.13245/j.hust.210403.F004图4回撤通道上方的扩大冒落拱示意图工作面煤柱破坏后冒落拱的跨度W=A+L+D+2Ctan(45°-φ/2)．扩大的冒落拱高度H=W/(2f)．保护煤柱上的荷载p1=γ[4hf(B+A+L+D)-W12]/(8f)．辅回撤通道开挖转移到保护煤柱上的荷载为p2=γ[4hf(B+A)-A2]/(8f)．保护煤柱的平均应力σ=(p1+p2)/B．参照文献[20-21]的煤柱强度计算公式可得煤柱的极限强度T=σc'(0.64+0.54B/E)．当煤柱平均应力与其极限强度相等时，煤柱处于极限平衡状态，即σ=(p1+p2)/B=T=σc'(0.64+0.54B/E)，由此可得(p1+p2)/B=σc'(0.64+0.54B/E)．3-1煤直接顶岩层的φ=30°，普氏系数f=1.5；煤层平均埋深h=120 m，上覆岩层容重γ=25 kN/m3，煤体单轴抗压强度σc'=2 MPa．由此计算可得31306工作面两回撤通道之间的保护煤柱应满足B≥18.34 m．考虑至少1.5 m的安全余量回撤通道间煤柱可取为20 m．2.2　通道间不同保护煤柱尺寸的应力分布特征本研究建立了FLAC3D采动数值模型以分析回撤通道间不同煤柱尺寸的应力分布特征[22]．数值模型根据31306工作面辅回撤通道附近地质钻孔资料建立．模型尺寸为800 m×600 m×200 m(长×宽×高)，对主回撤通道前后50 m范围的网格优化为0.5 m/格，其他区域网格尺寸由1 m逐渐过渡到5 m．模型运算时限制模型四周和底部边界位移，底面为固定约束，采用Mohr-Coulomb准则，首先开挖辅助回撤通道，并连续推进31306工作面，获取主、辅回撤通道不同煤柱尺寸时的采动应力分布特征．岩层赋存及其力学参数如表1所示，模型运算平衡后应力处理结果如图5所示，图中：σ1为垂直应力；l1为距辅回撤巷道距离；0~5 m为辅回撤通道所处位置．10.13245/j.hust.210403.T001表1各岩层岩性及岩石力学参数岩性埋深/m体积模量/GPa剪切模量/GPa内摩擦角/(°)内聚力/MPa抗拉强度/MPa细砂岩85.94.52.8332.62.11砂质泥岩96.13.81.8291.31.262-2中煤99.53.51.6321.50.92中砂岩102.73.91.9311.41.35粉砂岩117.33.71.7301.21.063-1煤121.33.51.6291.61.12粉砂岩125.83.81.8281.31.01粗砂岩129.64.93.5321.81.3510.13245/j.hust.210403.F005图5不同煤柱尺寸应力图由图5可知：在工作面与主回撤通道贯通后，回撤通道间煤柱应力极值随煤柱尺寸减小而增大，当煤柱尺寸由30 m减小到10 m时，煤柱内的两个应力极值差逐渐减小，应力由双峰非对称分布逐渐演化为对称分布．当煤柱尺寸由30 m减小至20 m时，煤柱内应力增加缓慢，非对称性明显；当煤柱尺寸为15 m时，煤柱应力急剧增加，双峰分布趋于对称；当煤柱尺寸为10 m时，煤柱内应力极值对称分布且垂直应力最小值接近20 m煤柱时的最大值．由此可知煤柱尺寸的减小导致其应力增加．当煤柱尺寸小于20 m时，在持续高应力作用下，煤柱塑性区将产生流变失稳，进而增加巷道非连续性大变形，因此回撤通道间的煤柱合理尺寸至少为20 m．3 给定煤柱采动应力与塑性区演化利用上述FLAC模型计算20 m煤柱时末采期间回撤通道区域应力场演化规律及塑性区动态调整过程．以往工程经验为距离贯通20 m开始矿压显现急剧加强，因此主要研究贯通前20 m至贯通时的应力与塑性区分布．3.1　末采期间应力场演化规律当31306工作面距离贯通前20 m不断推进至回撤通道贯通时，提取不同回撤通道区域应力场分布特征，获得区域应力场演化规律如图6所示，图中：l2为超前主回撤通道距离；0~5 m为主回撤通道所处位置，25~30 m为辅回撤通道所处位置．10.13245/j.hust.210403.F006图6末采期间区域应力场分布规律由图6可知：随工作面与主回撤通道距离的逐渐减小，工作面前方煤柱内的应力由双峰分布非对称特征演化为双峰对称分布并最终呈单峰对称分布．这是由于末采期间工作面前方煤柱受采空区及回撤通道应力双重叠加作用逐渐增大，当应力大于煤柱承载能力时，煤柱失稳进入岩体残余强度，承载能力下降．末采期间，主、辅回撤通道间煤柱应力随贯通距离减小而呈现更加明显的高应力双峰非对称分布，煤柱内的垂直应力达到了未采动时原岩应力(3 MPa)的1.97~5.07倍．由于采动应力叠加作用具有明显的空间效应，导致煤柱内垂直应力最大值始终位于煤柱内靠近主回撤通道一侧，因此末采期间应加强主回撤副帮的支护，防止围岩长时间在高偏应力作用下的片帮失稳．3.2　末采期回撤通道塑性破坏动态调整过程原岩应力的对称分布使得回撤通道围岩初始塑性区也对称分布，而末采期间采动区域应力场的空间动态调整造成了巷道塑性区的非对称动态演化，并造成围岩塑性区尺寸大幅度增加，如图7所示．10.13245/j.hust.210403.F007图7末采期间回撤通道塑性区演化由图7可知：当距贯通20 m时，区域空间应力矢量关系的变化导致回撤通道塑性区呈现非对称性蝶形扩展，局部塑性区较掘进期间扩展3~4倍，如图7(a)所示；当距贯通10 m时，工作面前方煤柱塑性区与主回撤通道连接，当距贯通5 m时，工作面前方煤柱完全进入塑性状态，主回撤通道副帮塑性区增加至3 m，而辅回撤通道围岩塑性区变化较小，如图7(b)~(c)所示，这与末采期间主回撤通道正帮帮鼓量、锚杆崩断数量明显大于副帮的现象基本相符；当贯通时，主回撤通道的顶板完全沦为塑性区，帮部与顶板的塑性区完全连成一片，这也是回撤期间主回撤通道易发生漏顶、冒顶事故的主要原因，而辅回撤通道帮部仅局部存在较大塑性区，如图7(d)所示．末采期间辅回撤通道在20 m保护煤柱作用下巷道围岩塑性区仅面积略微增加但深度无变化，由于其服务周期较短，因此在锚索支护作用下能够保证回撤期间的稳定．4 围岩控制方案与现场实践4.1　围岩控制方案结合以往回撤通道的变形破坏及使用情况，并根据数值模拟所得末采期间应力分布与塑性区演化规律对回撤通道进行支护设计．a. 初始支护设计主回撤通道顶板为Φ17.8×8 000 mm锚索3根/排，3-3布置，Φ18×2 100 mm锚杆6根/排；正帮为Φ18×2 000 mm玻璃钢锚杆2根/排；副帮为Φ18×2 000 mm圆钢锚杆3根/排．辅回撤通道顶板为Φ17.8×6 500 mm锚索2根/排，2-2布置，Φ18×2 100 mm锚杆6根/排；帮部Φ16×1 800 mm圆钢锚杆3根/排．锚杆索排距均为1 000 mm．b. 支护补强方案由于辅回撤通道服务周期短、围岩变形量小、塑性区扩展有限，因此初始加强支护即可，主回撤通道在受工作面强采动前须进行补强支护，补强方案为：当贯通距离大于120 m时在顶板两排锚索之间补打一排高强大延伸率锚索(Φ28.6×8 000 mm)维护顶板整体性，协调变形；副帮补打Φ17.8×5 000 mm锚索，3-2-3布置排距1 000 mm，防止塑性区围岩在持续高应力作用下片帮，如图8所示．10.13245/j.hust.210403.F008图8主回撤通道补强支护方案平面图(mm)c. 垛式支架加强支护为防止老顶在不利位置断裂使得回撤通道围岩变形破坏加剧，采用垛式支架加强支护以保证回撤通道的围岩稳定．在主回撤通道内布置两排工作阻力为1.8×107 N的垛式支架，每排61架，4个联络巷中各布置两个垛式支架，共130架．4.2　工程现场实践31306工作面预掘双回撤通道间留设20 m保护煤柱，锚杆索联合支护按照初始支护设计方案施工，后期及时对主回撤通道加强支护．当工作面距贯通140 m至2 m时，对主回撤通道围岩变形进行帮部收敛实测，监测点为两帮距离底板1.8m处，回撤期间及时跟进工程进展．a. 两帮表面位移监测距贯通140 m至2 m时主回撤通道帮部位移监测数据如图9所示，图中：ds为两帮移近量；l3为工作面与主回撤通道间的距离．由图9可知：末采期间的主回撤通道变形分区明显，可分为稳定期、缓慢变形期和剧烈变形期，分别对应工作面距离贯通大于30 m(各测点变形量为3~6 mm)、30~10 m(各测点变形量为12~51 mm)和10 m以内(各测点变形量为56~173 mm)．辅回撤通道帮部收敛均不足40 mm．回撤通道使用期间未发生围岩失稳，回撤顺利．10.13245/j.hust.210403.F009图9主回撤通道巷帮移近量b. 垛式支架活柱下缩量监测垛式支架活柱下缩量监测结果如图10所示，图中：s为垛式支架活柱下缩量；n为支架编号(辅运顺槽→胶运顺槽)．由图10可知：31306回撤通道内两排垛式支架下缩量差别较大，工作面帮的下缩量明显大于煤柱帮侧，且最大活柱下缩量为246 mm．工作面帮一侧垛式支架下缩量的平均值为133.3 mm，煤柱帮一侧垛式支架下缩量为92.4 mm，二者相差40.9 mm．由于辅运顺槽侧受31305采空区的影响，靠近辅运顺槽侧的支架下缩量大于胶运顺槽侧．总体而言，垛式支架累计下沉量较小，设备回撤期间未发生漏顶，回撤工程顺利．10.13245/j.hust.210403.F010图10垛式支架活柱下缩量5 结语分析了回撤通道末采期间围岩区域应力场矢量分布规律及主辅回撤通道蝶形失稳机理．理论计算得出主辅回撤通道间合理煤柱尺寸为20 m，数值分析显示20 m煤柱时应力双峰非对称分布，煤柱内应力相对较小有利于长期稳定．末采期间工作面前方煤柱应力由双峰非对称分布演化为双峰对称分布并最终演化为单峰对称分布，回撤通道间煤柱应力始终双峰非对称分布．贯通后主回撤通道完全处于塑性区内，辅回撤通道仅处于有限的蝶形塑性区内．针对20 m煤柱提出联合支护方案并配合末采期间主回撤通道的加强支护方案，现场应用后回撤通道稳定性良好，回撤工程进展顺利．