孤島工作面圍巖支承壓力分析與沿空掘巷支護(hù)參數(shù)優(yōu)化

馮英華， 劉增輝， 李英明， 史金偉

(1.淮南聯(lián)合大學(xué) 公共教育學(xué)院, 安徽 淮南 232001;2.安徽理工大學(xué) 能源與安全學(xué)院, 安徽 淮南 232001)

0 引 言

受地質(zhì)構(gòu)造、區(qū)段開采順序設(shè)計(jì)等影響形成孤島工作面，其兩側(cè)均為采空區(qū)，造成孤島工作面應(yīng)力集中程度增加，開采過程中礦壓現(xiàn)象明顯。因此，孤島工作面礦壓控制備受關(guān)注，國內(nèi)外專家學(xué)者對(duì)此已有一些研究成果，如華心祝等[1]、劉淑等[2]建立孤島工作面沿空掘巷基本頂?shù)牧W(xué)模型，推導(dǎo)出受動(dòng)壓影響時(shí)巷道頂板下沉量的計(jì)算公式；劉長友等[3]采用 FLAC3D有限元軟件對(duì)比分析了超長孤島工作面支承壓力分布特征；竇林名等[4]提出覆巖空間結(jié)構(gòu)失穩(wěn)型動(dòng)力災(zāi)害。根據(jù)工作面上覆巖層邊界狀態(tài)的不同，將覆巖空間結(jié)構(gòu)分為 OX，F(xiàn) 與 T 型 3 類。張煒等[5]構(gòu)建孤島工作面沿空掘巷窄煤柱的力學(xué)模型，揭示了該條件下圍巖控制機(jī)理；曹安業(yè)等[6]研究了厚硬巖層下孤島工作面開采“T”型覆巖結(jié)構(gòu)與動(dòng)壓演化特征；李志華等[7]采用 FLAC3D數(shù)值模擬軟件對(duì)比分析了采空區(qū)下孤島工作面礦壓顯現(xiàn)規(guī)律與一般孤島工作面的差異；洛鋒等[8]研究了不同開采模式煤層及采空區(qū)的應(yīng)力演化規(guī)律和分區(qū)特征。

受采空區(qū)條件影響，采用小煤柱護(hù)巷技術(shù)對(duì)降低巷道掘進(jìn)率、提高煤炭采出率，同時(shí)兼顧采空區(qū)對(duì)開采影響等優(yōu)勢(shì)[9]，在不同條件的煤礦均有使用，理論和實(shí)踐中均取得了一些成功經(jīng)驗(yàn)。文獻(xiàn)[10-12]提出巷道復(fù)合頂板按巖層層位和組合情況劃分為4種總結(jié)構(gòu)類型，按巖層厚度繼續(xù)劃分為6種亞結(jié)構(gòu)類型；軒召軍等[13]認(rèn)為大跨度復(fù)合頂板巷道圍巖設(shè)計(jì)了“錨桿(索)+金屬網(wǎng)+M 鋼帶+單體支柱”的支護(hù)方案;邊強(qiáng)等[14]提出以頂板夾矸劈裂與滲透注漿加固為主、煤體滲透注漿為輔的深厚煤壁與復(fù)合頂板深孔注漿控制技術(shù)；何滿潮等[15]提出快速無煤柱自成巷技術(shù);楊朋等[16]基于復(fù)合頂板條件下沿空留巷工程地質(zhì)條件，建立充填體力學(xué)計(jì)算模型，得到深井復(fù)合頂板條件下沿空留巷充填體內(nèi)移表達(dá)式;謝文兵等[17]認(rèn)為留巷頂板下沉是老頂回轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)與圍巖變形的綜合反映。

孤島工作面礦壓控制研究成果在安全高效生產(chǎn)實(shí)踐中起到了積極作用，有許多成功的經(jīng)驗(yàn)。文中采用數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法,研究孤島工作面沿空掘巷的錨桿和錨索支護(hù)參數(shù)之間的相互關(guān)系和支護(hù)系統(tǒng)整體的協(xié)調(diào)性，并確定最優(yōu)支護(hù)方案，為同類工程提供一定參考。

1 地質(zhì)和開采條件

1251(3) 工作面標(biāo)高-577～-687 m,位于1241(3)和1261(3)采后塌陷區(qū)內(nèi)，井下位置東至1532(3)采空區(qū)，西至-650 m西一石門，南到1261(3)軌道順槽,北至1241(3)運(yùn)輸順槽。該面總體呈一單斜構(gòu)造形態(tài)，構(gòu)造地質(zhì)條件較復(fù)雜，斷層較發(fā)育。1251(3)工作面開采煤層為13-1煤層，傾角平均26°，煤層平均厚度3.6 m。直接頂為砂質(zhì)泥巖(厚約2.5 m)，13-2煤(厚度約0.8 m)組成的復(fù)合頂板，砂質(zhì)泥巖水平層理，裂隙較發(fā)育，較破碎，上部含砂量較高，中部夾一層煤線，底部自東向西相變?yōu)槟鄮r。老頂為泥巖，平均厚度7.2 m，灰色，泥質(zhì)結(jié)構(gòu)，含植物化石碎片，局部含炭質(zhì)，裂隙較發(fā)育。工作面長度120 m，可采走向長度1 343 m，平均煤厚3.6 m，采用綜合機(jī)械化走向長臂后退式采煤。1251(3)回風(fēng)巷道采用沿空掘巷，設(shè)計(jì)煤柱寬度為7 m，支護(hù)結(jié)構(gòu)為錨索網(wǎng)，巷道斷面為矩形：高×寬=3 000 mm×4 800 mm；當(dāng)頂板較差錨索網(wǎng)無法施工時(shí)，采用架棚支護(hù)，架棚支護(hù)巷道斷面為拱型：高×寬=3 010 mm×4 770 mm。

2 數(shù)值計(jì)算方案

2.1 數(shù)值模型

孤島工作面長度礦壓特征、采空區(qū)側(cè)向煤體內(nèi)部應(yīng)力分布特征和煤體屈服深度直接影響沿空巷道煤柱的留設(shè)，該部分模擬同時(shí)也為沿空巷道的支護(hù)參數(shù)和護(hù)巷煤柱寬度提供依據(jù)。

為了研究不同開采工作面長度對(duì)孤島工作面礦壓和開采對(duì)側(cè)向煤體支承應(yīng)力分布狀態(tài)及其變化規(guī)律，建立了三維數(shù)值計(jì)算模型。孤島工作面長度分別為100、150、200、250、300 m幾個(gè)計(jì)算模型，在模型兩側(cè)分別留設(shè)100 m寬作為邊界單元；煤層底板厚度為40 m，煤層厚度為4 m，頂板厚度為60 m，模型總高度為104 m；由于工作面在推進(jìn)過程中頂板周期性變形和斷裂，在工作面推進(jìn)方向上的厚度取200 m；按平均埋深600 m考慮，均布荷載在模型的上部邊界施加上覆巖層重力。

在該部分的力學(xué)模型中,巷道開挖范圍內(nèi)采用零模型。對(duì)未開挖的巖層采用了Mohr-Coulomb模型進(jìn)行模擬。在FLAC3D中選擇彈性模型模擬工作面開采后對(duì)采空區(qū)進(jìn)行充填。

試驗(yàn)工作面圍巖物理力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 13煤巖層物理力學(xué)參數(shù)

Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則判別表達(dá)式為

式中:σ1，σ3----最大和最小主應(yīng)力；

C----材料的粘結(jié)力;

φ----材料的內(nèi)摩擦角；

當(dāng)fs=0時(shí)，材料發(fā)生剪切破壞；當(dāng)ft=0時(shí)，材料產(chǎn)生拉伸破壞。

2.2 試驗(yàn)方案

本次數(shù)值計(jì)算模型的孤島工作面長度為100、150、200、250、300 m幾個(gè)計(jì)算模型，研究孤島工作面不同長度礦壓顯現(xiàn)規(guī)律；對(duì)于1251(3) 工作面沿空掘巷的錨固參數(shù)模擬方案進(jìn)行比較，確定合理的支護(hù)方式和參數(shù)，支護(hù)設(shè)計(jì)數(shù)值模擬試驗(yàn)方案見表2。

表2 沿空掘巷支護(hù)參數(shù)數(shù)值模擬方案

3 采場(chǎng)圍巖支承壓力分布特征

3.1 采場(chǎng)的支承壓力峰值變化規(guī)律

由于孤島工作面兩側(cè)均為采空區(qū)，工作面兩側(cè)煤體承受的支承壓力能否相互影響取決于孤島工作面的長度，工作面長度越大，則工作面兩側(cè)煤體承受的支承壓力相互不會(huì)產(chǎn)生影響；同時(shí)工作面長度大小也會(huì)影響孤島工作面超前支承壓力，當(dāng)工作面長度較小時(shí)，孤島工作面的超前支承壓力增加，分別設(shè)計(jì)了100、150、200、250、300 m的數(shù)值計(jì)算模型,如圖1所示。

(a) 100 m

(b) 150 m

(c) 200 m

(d) 250 m

(e) 300 m圖1 采空區(qū)側(cè)向圍巖應(yīng)力分布

當(dāng)孤島工作面長度為100 m時(shí)，超前支承壓力為64.31 MPa，其應(yīng)力集中系數(shù)為4.12；當(dāng)孤島工作面長度為150 m時(shí)，超前支承壓力為64.10 MPa，其應(yīng)力集中系數(shù)為4.11；當(dāng)孤島工作面長度為300 m時(shí)，超前支承壓力為55.49 MPa，其應(yīng)力集中系數(shù)為3.55；孤島工作面長度小于150 m時(shí)，超前支承壓力及應(yīng)力集中系數(shù)均較高；當(dāng)孤島工作面長度大于200 m時(shí)，超前支承壓力及應(yīng)力集中系數(shù)均降低。因此，隨著孤島工作面長度增加，超前支承壓力相對(duì)降低,見表3。

表3 不同孤島工作面長度的超前支承壓力

由于超前支承壓力仍遠(yuǎn)大于普通工作面，適當(dāng)增加孤島工作面長度有助于降低孤島工作面開采過程中的超前支承壓力。

3.2 采空區(qū)側(cè)向應(yīng)力分布特征數(shù)值計(jì)算與分析

在該部分模擬沿空巷道錨桿支護(hù)，巷道開挖之前是在巖層運(yùn)動(dòng)已經(jīng)穩(wěn)定時(shí)，由于巷道的開挖，圍巖的應(yīng)力場(chǎng)重新分布。留設(shè)合理的煤柱寬度對(duì)巷道圍巖應(yīng)力場(chǎng)有直接的影響。在該部分和13煤復(fù)合頂板埋深600 m的模擬中分別研究留設(shè)煤柱寬度2 m，6 m和10 m沿空巷道支護(hù)參數(shù)。采空區(qū)側(cè)向圍巖應(yīng)力分布如圖2所示。

(a) 圍巖屈服特征圖 (b) 垂直應(yīng)力云圖

(c) 水平應(yīng)力云圖 (d) 主應(yīng)力分布特征圖圖2 采空區(qū)側(cè)向圍巖應(yīng)力分布

圖中顯示了采空區(qū)側(cè)向圍巖塑性區(qū)和應(yīng)力分布特點(diǎn)，圖2(a)1307工作面開采造成側(cè)向煤體最大塑性區(qū)深度為4.8 m，采空區(qū)側(cè)向煤體主要淺部為拉伸破壞和深部為剪切破壞；直接頂板的最大塑性深度4.0 m，煤層頂板主要是剪切破壞，其中老頂斷裂位置在采空區(qū)側(cè)向上方2.0 m處。采空區(qū)側(cè)向煤體在4.0～7.0 m為應(yīng)力集中區(qū)，其中應(yīng)力最大值為24.4 MPa。工作面開采后采空區(qū)側(cè)煤體形成的支承壓力集中系數(shù)為1.62；采空區(qū)側(cè)向煤體老頂在4.0～4.5 m有應(yīng)力集中區(qū)，其中應(yīng)力最大值為34.3 MPa。采空區(qū)側(cè)向煤巖體形成的最大主應(yīng)力為43.8 MPa。

采空區(qū)側(cè)向應(yīng)力分布特征數(shù)值模擬結(jié)果見表4。

表4 采空區(qū)側(cè)向應(yīng)力分布特征數(shù)值模擬結(jié)果

4 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與分析

4.1 沿空巷道的圍巖位移

煤柱6 m模擬方案頂?shù)装搴蛢蓭鸵平恳姳?。

表5 煤柱6 m模擬方案頂?shù)装搴蛢蓭鸵平?m

由表5可以看出，模擬方案錨固參數(shù)作用下巷道頂?shù)装搴蛢蓭鸵平?。隨著錨桿和錨索長度增加，巷道圍巖變形量相應(yīng)減小，其中錨索長度增加對(duì)圍巖變形量的影響相對(duì)錨桿明顯；結(jié)合13煤層賦存特點(diǎn)，直接頂為泥巖2.5 m，13-2煤0.8 m和泥巖1 m，老頂為砂巖5 m，錨索的有效錨固長度在穩(wěn)定巖層就能滿足要求；當(dāng)錨桿長度在2.0～2.2 m時(shí),巷道頂?shù)装逡平烤?.3 m以上，當(dāng)錨桿長度為2.6 m時(shí)，頂?shù)装逡平繛?.26 m，仍不能滿足要求；錨桿和錨索間排距減小，巷道圍巖變形量也相應(yīng)減小，其中錨桿間排距減小對(duì)圍巖變形量影響相對(duì)錨索間排距減小明顯。因此，控制巷道圍巖變形量需要結(jié)合錨桿錨索長度和間排距綜合考慮。

4.2 沿空巷道的圍巖應(yīng)力模擬結(jié)果

巷道圍巖的應(yīng)力結(jié)果見表6。

表6 沿空留巷數(shù)值模擬結(jié)果

綜合支護(hù)結(jié)構(gòu)對(duì)圍巖內(nèi)部作用和支護(hù)結(jié)構(gòu)受到的應(yīng)力來確定13煤復(fù)合頂板沿空巷道的支護(hù)參數(shù)。

13煤復(fù)合頂板埋深600 m護(hù)巷煤柱寬度6.0 m沿空巷道不同支護(hù)參數(shù)對(duì)巷道圍巖內(nèi)部拉應(yīng)力的影響如圖3所示。

(a) 錨桿長度 (b) 錨桿間排距

(c) 錨索長度 (d) 錨索間排距圖3 不同支護(hù)參數(shù)對(duì)巷道圍巖內(nèi)部拉應(yīng)力的影響

錨桿長度增加，巷道水平方向拉應(yīng)力降低，而垂直方向拉應(yīng)力升高。錨桿長度對(duì)巷道圍巖垂直方向的拉應(yīng)力影響大。隨著錨桿長度增加，水平方向的拉應(yīng)力降低，選擇錨桿長度為2.6 m。錨桿間排距對(duì)最大拉應(yīng)力的影響相對(duì)較小，在錨桿間排距為0.6 m×0.6 m時(shí),巷道圍巖垂直方向的拉應(yīng)力最大。錨索長度對(duì)巷道圍巖水平方向拉應(yīng)力影響相對(duì)較小，錨索長度增加巷道圍巖垂直方向拉應(yīng)力和最大拉應(yīng)力升高，錨索長度8.5 m時(shí)，錨索長度對(duì)圍巖拉應(yīng)力作用最大。隨著錨索間排距的增加，垂直方向和最大主應(yīng)力的拉應(yīng)力均下降，而錨索間排距1.8 m時(shí)，圍巖垂直方向拉應(yīng)力和最大拉應(yīng)力均最大，選擇錨索間排距2.0 m。

根據(jù)復(fù)合頂板不同支護(hù)參數(shù)的模擬，選擇采用錨桿長度為2.6 m，其間排距為0.6 m×0.6 m；錨索長度為8.5 m，其間排距為2.0 m×2.0 m。

復(fù)合頂板沿空巷道模擬結(jié)果見表7。

表7 復(fù)合頂板沿空巷道模擬結(jié)果

5 工程應(yīng)用與效果

5.1 支護(hù)材料和結(jié)構(gòu)

頂板采用7根無縱筋螺紋鋼預(yù)拉力錨桿，其參數(shù)為Φ20×2 400 mm，間排距為700 mm×700 mm，采用加長錨固方式，兩肩窩錨桿與豎直方向夾角20°，頂部錨桿扭矩不低于150 N·m。菱形金屬網(wǎng)用8#鐵編制，規(guī)格為900 mm×5 400 mm。鋼帶為M5型，長度4 600 mm。頂部錨索每隔兩排錨桿布置3根，其參數(shù)為Φ18×8 250 mm，間排距為1 200 mm×1 400 mm，初錨力8 t，錨索托盤下墊200 mm×200 mm×50 mm木墊板和120 mm×120 mm×18 mm鐵墊板。

上幫采用錨帶網(wǎng)+槽鋼桁架的聯(lián)合支護(hù)，M5型鋼帶長度1 600 mm，沿巷道縱向布置；錨桿規(guī)格為Φ20×2400 mm，間排距為800 mm×700 mm，錨桿扭矩不低于100 N·m，采用加長錨固方式，最下面俯角30°；桁架采用10#槽鋼，長度2 600 mm，槽鋼桁架兩根固定錨索規(guī)格：上幫上端錨索,Φ18×5 000 mm，鉆孔內(nèi)長度為3 600 mm；上幫下端錨索,Φ18×3 800 mm，鉆孔內(nèi)長度為2 500 mm，桁架排距1 400 mm，兩根錨索與垂直方向成40°，采用雙眼索具漲拉聯(lián)接。幫部菱形金屬網(wǎng)用10#鐵絲編制，規(guī)格為900 mm×3 200 mm。

下幫采用4根螺紋鋼預(yù)拉力錨帶網(wǎng)聯(lián)合支護(hù)，扁鋼規(guī)格為2 800 mm×200 mm×4 mm，沿巷道斷面垂直布置，錨桿規(guī)格為Φ20×2 400 mm，間排距為800 mm×700 mm，最下面俯角20°，幫部錨桿扭矩不低于100 N·m。幫部菱形金屬網(wǎng)用10#鐵絲編制，規(guī)格為900 mm×3 200 mm。

5.2 礦壓觀測(cè)結(jié)果分析

根據(jù)觀測(cè)數(shù)據(jù)并進(jìn)行整理，得到巷道表面移近量及變形速度曲線，如表8及圖4～圖5所示。

表8 試驗(yàn)巷道表面移近量情況一覽表

(a) 支護(hù)方案平面布置圖

(b) 錨桿支護(hù)參數(shù)設(shè)計(jì)圖 (c) 錨索及桁架參數(shù)設(shè)計(jì)圖圖4 復(fù)合頂板沿空巷道支護(hù)方案

(a) 頂?shù)孜灰屏?(b) 頂?shù)孜灰扑俣?/p>

(c) 兩幫位移量 (d) 兩幫位移速度圖5 復(fù)合頂板沿空巷道表面位移曲線

從圖5可以看出,受采動(dòng)影響劇烈范圍是在回采工作面前方35 m附近，隨著回采工作面開采，巷道圍巖變形量逐漸加大，巷道頂板和底板之間的變形量大于兩幫；沿空側(cè)巷道頂?shù)缀蛢蓭妥冃尉笥诿后w側(cè)巷道頂?shù)缀蛢蓭妥冃?，且巷道底臌量大于頂板下沉量；沿空?cè)巷道頂板下沉量大于底臌量。

隨著工作面的推進(jìn)，巷道變形速度逐漸增大，距工作面26 m左右，變形速度急劇增加，距工作面17 m左右，變形速度達(dá)到最大值，頂?shù)诪?42 mm/d，兩幫為74 mm/d，隨后變形速度開始減小，說明工作面前方17 m左右，由于超前支承壓力的作用，煤體被壓酥，使得變形速度反而變小。巷道圍巖變形速度急劇增加是在距離回采工作面37 m附近，巷道煤巖體受采動(dòng)影響劇烈；當(dāng)距離回采工作面18 m時(shí)，巷道圍巖變形速度逐漸減小；巷道兩幫變形較頂?shù)资懿蓜?dòng)影響程度劇烈，沿空側(cè)巷幫相對(duì)實(shí)體幫受回采影響程度大；距工作面25 m左右，實(shí)體側(cè)巷幫變形速度大于沿空側(cè)的，由于受到超前支承壓力影響小煤柱承受較大支承壓力，發(fā)生塑性變形破壞，實(shí)體煤巷幫承受的支承壓力增加，表現(xiàn)為實(shí)體側(cè)巷幫圍巖變形速度增加。

6 結(jié) 語

1)孤島工作面長度大小對(duì)開采過程中的超前支承壓力會(huì)產(chǎn)生影響，當(dāng)孤島工作面長度增加，超前支承壓力相對(duì)降低。因此，適當(dāng)增加孤島工作面長度有助于降低孤島工作面開采過程中的超前支承壓力。

2)從采空區(qū)側(cè)向應(yīng)力分布特征的試驗(yàn)數(shù)據(jù)看，在側(cè)向煤體4.8 m左右范圍內(nèi),圍巖發(fā)生了塑性屈服，留設(shè)煤柱尺寸應(yīng)大于5 m，當(dāng)留設(shè)煤柱尺寸小于5 m，則應(yīng)根據(jù)頂板巖性確定煤柱的合理尺寸。

3)對(duì)不同支護(hù)參數(shù)條件下巷道圍巖的垂直方向應(yīng)力、水平方向應(yīng)力、主應(yīng)力和巷道表面位移分析，獲得錨桿長度和間排距均存在最優(yōu)值，錨索長度對(duì)巷道復(fù)合頂板內(nèi)的壓應(yīng)力沒有作用，支護(hù)系統(tǒng)最大應(yīng)力隨著錨索間排距的增加而支護(hù)系統(tǒng)的單根錨索應(yīng)力降低，確定了支護(hù)參數(shù)。

4)巷道變形受采動(dòng)影響劇烈是在回采工作面前方35 m范圍，表現(xiàn)為巷道頂?shù)字g變形量大于兩幫的，其中巷道底臌量大于頂板下沉量，沿空側(cè)巷道頂板下沉量大于底臌量。距離工作面越近，巷道變形速率越大，但在17 m范圍內(nèi)變形速率降低，只有實(shí)體煤幫的變形速率增大。