基于FLAC3D模擬的沿空掘巷煤柱留設(shè)尺寸研究

牛光勇，張建華

(潞安集團(tuán)余吾煤業(yè)公司，山西 長(zhǎng)治 046200)

隨著經(jīng)濟(jì)的發(fā)展，國(guó)家對(duì)煤炭資源的需求日漸增長(zhǎng)，煤炭開(kāi)采已從過(guò)去的淺部開(kāi)采逐漸轉(zhuǎn)入深部開(kāi)采。在深部條件下，由于高應(yīng)力的作用，導(dǎo)致深部巷道圍巖變形較淺部更加劇烈，極易出現(xiàn)大變形而失穩(wěn)[1-3]。因此，在實(shí)際生產(chǎn)中，通常留設(shè)大煤柱來(lái)達(dá)到改善巷道圍巖應(yīng)力和控制巷道圍巖變形的目的。但是煤柱尺寸過(guò)大，不僅導(dǎo)致資源浪費(fèi)，而且在部分礦井甚至出現(xiàn)煤柱內(nèi)部應(yīng)力集中嚴(yán)重的現(xiàn)象，進(jìn)而導(dǎo)致巷道圍巖變形更加劇烈，甚至引發(fā)一系列次生地質(zhì)災(zāi)害[4-5]。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)沿空掘巷技術(shù)進(jìn)行了大量研究，張科學(xué)等[6-7]通過(guò)對(duì)某礦3104工作面在平均埋深400m，平均煤厚6m和煤層傾角小于10°條件下進(jìn)行理論分析、數(shù)值模擬的方法，確定沿空掘巷窄煤柱寬度為5m；文獻(xiàn)[8-10]在確定合理沿空掘巷小煤柱寬度的基礎(chǔ)上， 提出了針對(duì)性的巷道支護(hù)參數(shù)設(shè)計(jì)，表明了合理的沿空巷道支護(hù)參數(shù)是保證沿空巷道穩(wěn)定性的重要因素之一。

以上研究在進(jìn)行沿空掘巷技術(shù)研究時(shí)，篇幅通常集中在煤柱寬度留設(shè)及其穩(wěn)定性驗(yàn)證上，對(duì)沿空巷道覆巖結(jié)構(gòu)分析較少，或者稍有涉及覆巖結(jié)構(gòu)，但只是簡(jiǎn)單介紹，因此對(duì)沿空掘巷技術(shù)的應(yīng)力環(huán)境和煤柱自身穩(wěn)定的系統(tǒng)研究缺少。

本文基于山西某礦1327E工作面實(shí)際地質(zhì)條件，首先對(duì)工作面覆巖結(jié)構(gòu)關(guān)鍵塊的特征和穩(wěn)定性進(jìn)行研究，然后在覆巖關(guān)鍵塊大結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上進(jìn)行沿空掘巷窄煤柱尺寸的確定，并進(jìn)行合理性驗(yàn)證，最終確定沿空掘巷窄煤柱的寬度。

1 工作面概況

山西某礦1327E工作面埋深752.5m，煤層平均傾角18°，煤厚1.4～4m，平均3m。受到埋深影響，在上區(qū)段工作面采掘結(jié)束頂板穩(wěn)定后，開(kāi)始布置下區(qū)段巷道，其中下區(qū)段回風(fēng)巷與采空區(qū)間留設(shè)30m大煤柱，同時(shí)巷道斷面為異形，采用錨桿+菱形金屬網(wǎng)+鋼帶+錨索支護(hù)。在回風(fēng)巷掘巷期間，巷道圍巖變形嚴(yán)重，對(duì)巷道掘進(jìn)工作產(chǎn)生了較大的影響。巷道支護(hù)布置示意如圖1所示。

圖1 巷道斷面支護(hù)示意

2 沿空掘巷覆巖結(jié)構(gòu)特征研究

在沿空巷道覆巖大結(jié)構(gòu)中，巖塊A處于實(shí)體煤上方，巖塊C處于上區(qū)段工作面垮落形成的矸石上方，兩關(guān)鍵塊未對(duì)巷道構(gòu)成直接影響，巷道處于巖塊B下方，巖塊B的結(jié)構(gòu)變形直接對(duì)巷道穩(wěn)定性造成很大的影響(圖2)。需要注意的是，在沿空巷道掘進(jìn)階段，巷道掘進(jìn)擾動(dòng)對(duì)關(guān)鍵塊B的影響很小，因此在巷道掘進(jìn)階段，關(guān)鍵塊B基本不發(fā)生結(jié)構(gòu)變形失穩(wěn)，但在本工作面回采階段，受工作面采動(dòng)應(yīng)力和煤體側(cè)向支承壓力的共同影響，巖塊B極易發(fā)生結(jié)構(gòu)變形失穩(wěn)，因此對(duì)關(guān)鍵塊B穩(wěn)定性的研究對(duì)于沿空巷道圍巖變形的控制十分有必要。

圖2 關(guān)鍵塊B結(jié)構(gòu)力學(xué)模型

弧形三角塊的結(jié)構(gòu)參數(shù)主要有3個(gè)：基本頂沿工作面推進(jìn)方向斷裂長(zhǎng)度L1；沿側(cè)向斷裂跨度L2；弧形三角塊在煤體中的斷裂位置L0。

(1)L1的確定 如圖2所示，弧形三角塊B沿工作面推進(jìn)方向的長(zhǎng)度L1即為基本頂周期來(lái)壓步距，其值可以通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)或理論計(jì)算獲得，L1用式(1)計(jì)算[11]：

(1)

式中，h為基本頂厚度，m；Rt為基本頂?shù)目估瓘?qiáng)度，MPa；q為基本頂單位面積承受的載荷，MPa。

基于現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)，取h=5.05m，Rt=5.76MPa，q=1.12MPa，計(jì)算得周期步距L1=6.12m。

(2)L2的確定 弧形三角塊B在基本頂斷裂后在采場(chǎng)側(cè)向形成沿側(cè)向斷裂跨度L2，基于板的屈服線分析法，可計(jì)算L2長(zhǎng)度為[12]：

(2)

式中，s為工作面長(zhǎng)度，m?；诠?1)結(jié)果，同時(shí)取工作面長(zhǎng)度s=190m，可得L2=7.05m。

(3)基本頂?shù)臄嗔盐恢肔0關(guān)鍵塊B斷裂位置距上區(qū)段采空側(cè)煤壁的距離L0可以用表達(dá)式(3)計(jì)算[13]：

(3)

式中，t為關(guān)鍵塊B懸頂距水平投影，m；θ為關(guān)鍵塊B的轉(zhuǎn)角，(°)。

基于現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)，取t=1.8m，由于基本頂下沉量很小，常可忽略不記，因此可取cosθ=1，計(jì)算L0=20.16m。

基本頂斷裂線位置對(duì)沿空掘巷影響很大，下一步將進(jìn)行實(shí)體煤側(cè)極限平衡區(qū)的確定，同時(shí)確定基本頂斷裂線位置。

3 沿空掘巷窄煤柱尺寸理論計(jì)算

3.1 窄煤柱破碎區(qū)寬度計(jì)算

由于煤層傾角的影響，傾斜煤層內(nèi)部的應(yīng)力重分布情況不同于水平煤層，因此進(jìn)行煤柱尺寸計(jì)算時(shí)，需要建立新的力學(xué)模型進(jìn)行煤柱尺寸的理論計(jì)算。因此，建立如圖3所示的煤柱力學(xué)模型[14]。

基于理論推導(dǎo)，獲得如下所示的極限平衡區(qū)力學(xué)公式[15]：

(4)

圖3 煤柱力學(xué)模型

式中，m為工作面采高，m；α為煤層傾角，(°)；A為側(cè)壓系數(shù)；K為應(yīng)力集中系數(shù)；γ為上覆巖層平均容重，MN/m3；H為巷道埋深，m；φ0為煤體內(nèi)摩擦角，(°)；C0為煤體黏聚力，MPa；Px為上區(qū)段工作面巷道煤幫的支護(hù)阻力，MPa。

在極限平衡區(qū)內(nèi)，破碎區(qū)與塑性區(qū)交界處垂直應(yīng)力值等于原巖應(yīng)力，即K= 1，因此公式(4)可轉(zhuǎn)變?yōu)椋?/p>

(5)

3.2 窄煤柱理論寬度計(jì)算

基于彈塑性力學(xué)理論和極限平衡區(qū)理論，設(shè)計(jì)煤柱寬度B范圍如圖4所示。

圖4 最小護(hù)巷煤柱寬度

因此最小煤柱寬度為：

B=X1+X2+X3

(6)

式中，X1為煤柱臨采空區(qū)側(cè)形成的破裂區(qū)寬度，即(5)中x1，m；X2為錨桿有效長(zhǎng)度，m；X3為考慮煤柱厚度較大而增加的煤柱穩(wěn)定性系數(shù)，m。

基于下區(qū)段工作面實(shí)際地質(zhì)條件，取m=3.0m，α=18°，C0=3.0MPa，A=0.5，Px=0.4MPa，φ0=32°，γ=0.27MN/m3，H=752.7m，X2=2.2m，代入式(2)可得：

X1=3.44m，X2=2.2m，

X3=(X1+X2)×(15%～30%)=0.846～1.638m

因此最后留設(shè)煤柱寬度范圍為B=6.3～7.1m。此時(shí)B

4 沿空掘巷窄煤柱留設(shè)數(shù)值模擬

基于窄煤柱B的理論寬度范圍，分別選取6m，7m，8m，9m煤柱方案進(jìn)行模擬，模型尺寸(X×Y×Z)確定為200m×200m×155m，模型底邊邊界垂直方向固定，左右邊界水平方向固定，模型頂部施加垂直應(yīng)力σzz=17.2MPa模擬埋深752.7m的巷道所受原巖應(yīng)力，根據(jù)地應(yīng)力測(cè)試結(jié)果，側(cè)壓系數(shù)取0.5，模型邊界條件具體如圖5所示，各巖層力學(xué)參數(shù)如表1所示。

圖5 數(shù)值模型

4.1 窄煤柱垂直應(yīng)力分布

通過(guò)對(duì)不同窄煤柱方案進(jìn)行數(shù)值模擬，獲得不同寬度窄煤柱下垂直應(yīng)力分布模擬文件，對(duì)模擬文件在模型中部，即Y=100m處進(jìn)行切片提取，獲得如圖6所示的不同寬度煤柱垂直應(yīng)力分布云圖。

分析圖6可知，當(dāng)煤柱寬度由6m變化到7m時(shí)，煤柱垂直應(yīng)力峰值呈線性增長(zhǎng)，變化趨勢(shì)較緩，6m煤柱時(shí)峰值應(yīng)力為28.66MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為1.58，7m煤柱時(shí)峰值應(yīng)力為29.62MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為1.62，相對(duì)于6m煤柱時(shí)，應(yīng)力增長(zhǎng)0.96MPa，增長(zhǎng)幅度較?。坏?dāng)煤柱寬度增加到8m時(shí)，煤柱時(shí)峰值應(yīng)力為37.10MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為2.03，相對(duì)于7m煤柱，峰值應(yīng)力增加了7.48MPa，是0.96MPa的7.79倍；而9m煤柱的峰值應(yīng)力為39.84MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為2.18，相對(duì)于8m煤柱，峰值應(yīng)力僅增長(zhǎng)2.74MPa，增長(zhǎng)幅度較7.48MPa小很多。因此垂直應(yīng)力峰值在煤柱為7m時(shí)發(fā)生應(yīng)力轉(zhuǎn)折，7m是垂直應(yīng)力峰值的拐點(diǎn)?；诿褐鶅?nèi)部支承應(yīng)力峰值只能說(shuō)明7m煤柱情況下，該煤柱具有一定承載能力，但并不能對(duì)煤柱內(nèi)部穩(wěn)定性進(jìn)行充分的說(shuō)明和合理的評(píng)價(jià)，因此

圖6 不同寬度煤柱垂直應(yīng)力分布云圖

在煤柱垂直應(yīng)力模擬的基礎(chǔ)上需要對(duì)煤柱-巷道位移場(chǎng)及煤柱內(nèi)部塑性區(qū)分布進(jìn)行深度討論，為確定合理煤柱寬度提供依據(jù)。

4.2 窄煤柱水平位移分布

通過(guò)對(duì)不同寬度煤柱模型中巷道的頂板，底板，煤柱幫和實(shí)體煤幫的位移量進(jìn)行提取，獲得如圖7所示的不同煤柱寬度下的巷道變形曲線。

圖7 不同煤柱寬度巷道變形曲線

分析圖7可知，在6m煤柱下，巷道頂?shù)装逡平繛?43.8mm，兩幫移近量為308.4mm；當(dāng)煤柱為7m時(shí)巷道頂?shù)装逡平繛?91.1mm，兩幫移近量為269.2mm，巷道圍巖變形整體呈下降趨勢(shì)，說(shuō)明7m煤柱對(duì)巷道圍巖變形的控制較6m有利。當(dāng)煤柱增加到8m時(shí)巷道頂?shù)装逡平吭龃蟮?21.1mm，兩幫移近量也相應(yīng)增大到289.2mm；煤柱為9m時(shí)，巷道圍巖繼續(xù)增大，其中頂?shù)装逡平繛?35.1mm，兩幫移近量為281.0m?；诖怪睉?yīng)力的分析結(jié)果，煤柱在8～9m時(shí)，巷道圍巖應(yīng)力集中現(xiàn)象較7m嚴(yán)重，進(jìn)而導(dǎo)致巷道位移變形較7m時(shí)增大。在圖7所示結(jié)果中，整個(gè)巷道圍巖變形曲線近似呈漏斗形狀，其中在煤柱為7m時(shí)，巷道圍巖整體變形量最小。

4.3 窄煤柱塑性區(qū)分布

通過(guò)對(duì)巷道不同煤柱寬度下的塑性區(qū)進(jìn)行模擬研究，在模型中部，即Y=100m處進(jìn)行切片提取，獲得如圖8所示的不同寬度下的煤柱-巷道塑性區(qū)分布示意圖。

分析圖8可知，當(dāng)煤柱為6m時(shí)，煤柱內(nèi)部基本完全破壞，由于煤層傾角作用明顯，煤柱內(nèi)部及巷道臨近煤柱側(cè)基本呈現(xiàn)剪切破壞，同時(shí)煤柱承載能力有限，使得原巖應(yīng)力沿煤柱向底板轉(zhuǎn)移，因此巷道底板呈現(xiàn)大面積破壞；當(dāng)煤柱為7m時(shí)，煤柱內(nèi)部完整區(qū)域擴(kuò)大，由于煤柱承載能力提高，充分緩解了巷道圍巖的應(yīng)力集中現(xiàn)象，因此，在巷道頂板深部及底板深部區(qū)域，圍巖完整區(qū)域開(kāi)始擴(kuò)展；當(dāng)煤柱為8m時(shí)，煤柱內(nèi)部完整區(qū)域進(jìn)一步擴(kuò)大，支承能力進(jìn)一步提高，煤柱穩(wěn)定性增強(qiáng)，但對(duì)巷道圍巖深部區(qū)域的改善能力與7m煤柱時(shí)相差不大；當(dāng)煤柱寬度為9m時(shí)，煤柱完整區(qū)域與巷道頂板圍巖深部區(qū)域逐漸連通，破壞區(qū)域主要集中在巷道四角位置，近似呈X形分布。結(jié)合前述4.1和4.2的模擬結(jié)果，當(dāng)煤柱寬度大于7m時(shí)，雖然巷道煤柱內(nèi)部完整區(qū)域擴(kuò)大，但是煤柱內(nèi)部應(yīng)力集中現(xiàn)象較7m煤柱時(shí)更加嚴(yán)重，巷道頂?shù)装逡平亢蛢蓭鸵平枯^7m煤柱時(shí)都有較大的增長(zhǎng)。

5 沿空巷道大小結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析

5.1 巷道支護(hù)參數(shù)

1327E工作面巷道采用倒梯形斷面，區(qū)段煤柱寬度采用7m。頂板采用高強(qiáng)錨桿壓鋼帶及塑鋼網(wǎng)支護(hù)；錨桿直徑22mm，長(zhǎng)度2400mm，間排距800mm×1600mm，每排6 根錨桿；兩幫采用高強(qiáng)錨桿壓鋼帶及雙向拉伸塑料網(wǎng)支護(hù)：錨桿直徑22mm，長(zhǎng)度2200mm，間排距1000mm×1000mm，每排4根錨桿。錨索采用1×19-φ22mm的預(yù)應(yīng)力非鍍鋅鋼絞線錨索，長(zhǎng)度8000mm，沿巷道掘進(jìn)方向橫向布置3路，第1路錨索沿巷道中心線位置布置，錨索間排距1600mm×1600mm。錨桿的安裝預(yù)緊轉(zhuǎn)矩不低于300N·m，錨索安裝預(yù)緊力不低于120kN。

5.2 覆巖穩(wěn)定性分析

基于“S-R”破斷理論可知，關(guān)鍵塊破斷形式主要有滑落失穩(wěn)和轉(zhuǎn)動(dòng)失穩(wěn)兩種形式[16-20]，結(jié)合圖1：

滑落失穩(wěn)

(7)

轉(zhuǎn)動(dòng)失穩(wěn)

(8)

式中，K1為滑落失穩(wěn)系數(shù)；K2為轉(zhuǎn)動(dòng)失穩(wěn)系數(shù)；φ為巖塊接觸面之間的摩擦角，(°)；η為巖塊間的接觸系數(shù)；σJ為關(guān)鍵塊B的抗壓強(qiáng)度，MPa；RAB為巖塊A作用于巖塊B的法向推力，MPa；TAB為巖塊A作用于巖塊B的傾向推力，MPa；h0為巖體A和巖塊C對(duì)關(guān)鍵塊B的作用位置，m。

經(jīng)過(guò)計(jì)算覆巖關(guān)鍵塊滑落失穩(wěn)系數(shù)K1=-0.15<1，因此發(fā)生滑落失穩(wěn)可能性較小，而轉(zhuǎn)動(dòng)失穩(wěn)系數(shù)K2=2.21>1，因而關(guān)鍵塊發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)失穩(wěn)的可能性較大。然后通過(guò)改變不同支護(hù)強(qiáng)度，可得如圖9所示關(guān)鍵塊與支護(hù)強(qiáng)度的關(guān)系。

圖9 關(guān)鍵塊轉(zhuǎn)動(dòng)失穩(wěn)與支護(hù)強(qiáng)度關(guān)系

由圖9可知，在低強(qiáng)度支護(hù)阻力下，實(shí)體煤對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)失穩(wěn)系數(shù)的改善效果要好于頂板和窄煤柱，這是由于基本頂斷裂線位于實(shí)體煤上方，關(guān)鍵塊以實(shí)體煤為鉸接轉(zhuǎn)點(diǎn)，此時(shí)實(shí)體煤為關(guān)鍵塊的主要承載結(jié)構(gòu)。隨著支護(hù)阻力的不斷增大，實(shí)體煤改善效果逐漸小于頂板，并在0.25MPa后，頂板對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)失穩(wěn)系數(shù)改善最好，其次為窄煤柱，最后為實(shí)體煤。隨著支護(hù)阻力繼續(xù)增大，此時(shí)窄煤柱和頂板對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)失穩(wěn)系數(shù)的改善效果逐漸相同，最后在0.6MPa位置，窄煤柱對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)失穩(wěn)系數(shù)的改善效果最佳，其次為頂板，最后為實(shí)體煤。這是由于隨著支護(hù)阻力的增大，窄煤柱自身承載能力提高，提高了巷道圍巖錨固區(qū)域所形成的小結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性，進(jìn)而提高覆巖關(guān)鍵塊大結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

沿空掘巷窄煤柱支護(hù)強(qiáng)度為0.4MPa，由圖9可知，此時(shí)覆巖關(guān)鍵轉(zhuǎn)動(dòng)失穩(wěn)系數(shù)為0.42<1，因此此時(shí)在7m煤柱寬度和0.4MPa支護(hù)強(qiáng)度下，巷道覆巖關(guān)鍵塊能夠保持較好的穩(wěn)定性，從而有助于沿空巷道圍巖的控制。

6 結(jié) 論

針對(duì)山西某礦1327E工作面的實(shí)際地質(zhì)條件，分別從理論分析和數(shù)值模擬對(duì)沿空掘巷窄煤柱留設(shè)進(jìn)行研究，獲得如下結(jié)論：

(1)基于沿空掘巷關(guān)鍵塊參數(shù)分析，確定了基本頂沿工作面推進(jìn)方向斷裂長(zhǎng)度L1=6.12m，沿側(cè)向斷裂跨度L2=7.05m，弧形三角塊在煤體中的斷裂位置L0=20.16m，并結(jié)合實(shí)體煤側(cè)極限平衡區(qū)寬度，獲得基本頂斷裂線位于實(shí)體煤側(cè)。

(2)基于沿空掘巷窄煤柱理論寬度進(jìn)行計(jì)算，獲得合理煤柱寬度范圍B=6.3～7.1m，為窄煤柱數(shù)值模擬提供了理論依據(jù)。

(3)通過(guò)對(duì)不同窄煤柱方案垂直應(yīng)力模擬的總結(jié)，獲得當(dāng)煤柱為6～7m時(shí)，煤柱在能夠有效承載的基礎(chǔ)上，支承峰值應(yīng)力增長(zhǎng)率較小，但煤柱寬度增加到8m時(shí)，煤柱支承壓力峰值增長(zhǎng)率增大顯著，當(dāng)煤柱為9m時(shí)，支承壓力峰值增幅減緩，因此7m煤柱是支承壓力峰值的拐點(diǎn)；通過(guò)對(duì)不同窄煤柱方案位移模擬的總結(jié)，可得巷道圍巖變形圖像總體呈漏斗形分布，其中當(dāng)煤柱為7m時(shí)，煤柱頂?shù)装逡平亢蛢蓭鸵平枯^其他寬度煤柱圍巖變形量?。煌ㄟ^(guò)對(duì)不同窄煤柱方案塑性區(qū)模擬的總結(jié)，可得當(dāng)煤柱為6m時(shí)，煤柱內(nèi)部基本完全破壞，承載能力有限；當(dāng)煤柱為7m時(shí)，煤柱-巷道圍巖完整性增大，煤柱承載能力增強(qiáng)；當(dāng)煤柱寬度大于7m時(shí)，巷道圍巖承載能力提高，對(duì)巷道圍巖改善能力增強(qiáng)，但結(jié)合前述結(jié)論，煤柱內(nèi)部應(yīng)力集中現(xiàn)象較7m煤柱時(shí)明顯。

(4)綜合理論分析和數(shù)值模擬的分析結(jié)果，確定煤柱寬度為7m時(shí)，應(yīng)力集中現(xiàn)象不明顯，而且對(duì)巷道圍巖變形的控制效果較好。

(5)基于1327E工作面巷道支護(hù)參數(shù)下，隨著支護(hù)阻力的增強(qiáng)，巷道頂板、窄煤柱幫和實(shí)體煤幫對(duì)覆巖關(guān)鍵塊轉(zhuǎn)動(dòng)失穩(wěn)系數(shù)改善效果逐漸增強(qiáng)，并確定巷道實(shí)際支護(hù)阻力0.4MPa條件下，巷道圍巖大結(jié)構(gòu)能夠保持較好的穩(wěn)定性。