基于位移反分析法的沿空留巷巷道礦壓分布規(guī)律

唐建新，王 瀟，袁 芳，孔令銳，李 偉，李 霜，魯思佳，林 圓

（1.重慶大學(xué) 煤礦災(zāi)害動(dòng)力學(xué)與控制國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400044；2.重慶大學(xué) 資源與安全學(xué)院，重慶 400044）

我國西南地區(qū)煤層賦存多以煤與瓦斯突出煤層為主[1]，突出煤層開采上隅角瓦斯超限嚴(yán)重制約了礦井產(chǎn)能，而采用沿空留巷“Y”型通風(fēng)方式可以很好地解決上隅角瓦斯超限事件頻發(fā)的問題[2]；同時(shí)，采用沿空留巷方式可以實(shí)現(xiàn)無煤柱開采，提高煤炭資源回收率，顯著減少礦井萬噸掘進(jìn)率[3-5]。但由于沿空留巷通常在時(shí)間和空間上需要經(jīng)歷本工作面和相鄰工作面2 次劇烈的采動(dòng)影響，因而礦壓顯現(xiàn)強(qiáng)烈，尤其是在圍巖條件較為軟弱時(shí)，巷道圍巖大變形，增大了巷道維護(hù)費(fèi)用[6-7]。因而研究軟弱圍巖條件下沿空留巷的巷道礦壓分布對(duì)分析巷道圍巖變形特征具有一定意義。王永秀等[8]采用正交試驗(yàn)法對(duì)數(shù)值模擬中的煤巖力學(xué)參數(shù)進(jìn)行了確定，但沒有分析巖體力學(xué)參數(shù)對(duì)巷道礦壓顯現(xiàn)特征的影響。位移反分析法[9-10]作為1 種預(yù)測(cè)巖體力學(xué)參數(shù)的重要方法已經(jīng)被廣泛應(yīng)用于隧道、采礦等地下工程領(lǐng)域。常用的位移反分析法主要有遺傳算法[11]、人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)方法[12]和基于現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)的經(jīng)驗(yàn)回歸方法[13]等，遺傳算法和人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)方法對(duì)樣本的要求較高，因此本研究采用基于現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)數(shù)據(jù)的經(jīng)驗(yàn)回歸方法來反演圍巖力學(xué)參數(shù)。首先分析了現(xiàn)場(chǎng)工作面回采過程中沿空留巷巷道礦壓顯現(xiàn)規(guī)律；分析了巖體力學(xué)參數(shù)對(duì)巷道礦壓顯現(xiàn)特征的影響；并采用位移反分析法，校準(zhǔn)了實(shí)驗(yàn)室得出的煤巖物理力學(xué)參數(shù)，并進(jìn)一步分析了工作面回采過程中沿空留巷巷道礦壓分布規(guī)律。

1 工程背景

以川煤集團(tuán)敘永一礦1295 工作面為工程背景，礦井主采C19、C20、C24煤層，1295 工作面主采C19煤層，為礦井12 采區(qū)首采煤層，工作面可采走向長338 m，傾斜長165 m，煤層平均傾角24°，煤層平均厚度1.1 m，工作面對(duì)應(yīng)地面埋深313～446 m。1295 工作面以東為12 采區(qū)至11 采區(qū)的采區(qū)隔離煤柱，以南為礦井邊界煤柱，以西為12 采區(qū)中央上山保護(hù)煤柱，以北為已開采的1297 采空區(qū)，1295 工作面示意圖如圖1。圖中1#、2#、3#、4#點(diǎn)為礦壓觀測(cè)點(diǎn)。礦井C19、C20屬于突出煤層，工作面采用U 型通風(fēng)時(shí)上隅角瓦斯超限事件頻發(fā)，嚴(yán)重影響工作面產(chǎn)能，因而1295 工作面回采期間采用Y 型通風(fēng)方式，在1295工作面回采時(shí)，對(duì)1295 風(fēng)巷組織實(shí)施沿空留巷。

圖1 1295 工作面示意圖Fig.1 Schematic diagram of 1295 working face

1295 工作面直接頂、直接底分別為5.31、2.5 m的砂質(zhì)泥巖，巖性較軟，工作面柱狀圖如圖2。

圖2 1295 工作面綜合柱狀圖Fig.2 Comprehensive histogram of 1295 working face

2 數(shù)值模擬

2.1 數(shù)值模擬模型

根據(jù)1295 工作面綜合柱狀圖，數(shù)值模擬將煤系地層簡化為19 層，采用Rhinoceros 6.0 和Griddle 2.0 軟件，生成1295 工作面網(wǎng)格模型，導(dǎo)入FLAC3D數(shù)值模擬分析軟件，進(jìn)行模型計(jì)算。FLAC3D網(wǎng)格模型如圖3，模型長、寬、高分別為400 m×250 m×200 m。模型底部及四周為固定邊界，頂部為自由應(yīng)力邊界，頂部施加上覆巖層自重應(yīng)力6.8 MPa。

圖3 FLAC3D網(wǎng)格模型Fig.3 FLAC3Dgrid model

2.2 參數(shù)獲取及校準(zhǔn)

2.2.1 煤巖物理力學(xué)試驗(yàn)

為獲得敘永一礦煤系地層基本煤巖物理力學(xué)參數(shù)，現(xiàn)場(chǎng)采集C19、C20、C24煤樣及頂?shù)装鍘r塊至實(shí)驗(yàn)室加工，按照國際巖石力學(xué)委員會(huì)（ISRM）建議方法，分別加工50 mm×100 mm 單軸和三軸壓縮試樣、φ50 mm×25 mm 間接拉伸圓柱形試樣。試驗(yàn)內(nèi)容包括單軸、三軸壓縮和間接拉伸試驗(yàn)。間接拉伸試驗(yàn)加載速率為0.12 mm/min，每組式樣重復(fù)進(jìn)行5次。單軸壓縮試驗(yàn)加載速率為0.1 mm/min，每組式樣重復(fù)進(jìn)行3 次。等圍壓三軸壓縮試驗(yàn)圍壓分別為5、10、15、20、25 MPa，三軸壓縮試驗(yàn)過程中首先按靜水壓力條件加載至預(yù)定圍壓值，保持圍壓恒定，然后以0.1 mm/min 的加載速率加載直至式樣破壞。參數(shù)測(cè)試結(jié)果見表1。

表1 煤巖物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of coal and rock

2.2.2 參數(shù)校準(zhǔn)

1295 工作面回采期間，在1295 風(fēng)巷內(nèi)共布置4個(gè)礦壓觀測(cè)點(diǎn)，測(cè)量頂?shù)装寮皟蓭褪湛s情況，采用實(shí)測(cè)巷道頂?shù)装逡平啃?zhǔn)模型參數(shù)。1295 風(fēng)巷巷道頂?shù)装逑鄬?duì)移近量如圖4。

由圖4 可知：工作面回采期間，1#、2#、3#和4#測(cè)點(diǎn)頂?shù)装遄畲笙鄬?duì)移近量分別為：364、743、606、692 mm，平均相對(duì)移近量607 mm，平均相對(duì)移近量變化曲線（綠色虛線）與3#測(cè)點(diǎn)大致相同。因此以3#測(cè)點(diǎn)巷道頂?shù)装逡平繛榛鶞?zhǔn)，校準(zhǔn)數(shù)值模型。

圖4 1295 風(fēng)巷巷道頂?shù)装逑鄬?duì)移近量Fig.4 Relative approach of roof and floor of 1295 air roadway

由于工程巖體和巖石物理力學(xué)性質(zhì)的差異（結(jié)構(gòu)面、完整性和組成礦物等），導(dǎo)致巖體的宏觀強(qiáng)度遠(yuǎn)低于巖石強(qiáng)度[14]。因此，實(shí)驗(yàn)室測(cè)定的巖石物理力學(xué)參數(shù)通常不能直接應(yīng)用于數(shù)值模擬。為此采用位移反分析法[15-16]，參考BIENIAWSKI[17]和Mohammad 等[18]人提出的參數(shù)折減方法，利用現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的1295 風(fēng)巷巷道頂?shù)装逡平?，進(jìn)行參數(shù)校準(zhǔn)。

數(shù)值模擬中影響巷道頂?shù)装逡平康膸r體力學(xué)參數(shù)主要有彈性模量、泊松比和抗拉強(qiáng)度等，因而首先分析各項(xiàng)參數(shù)對(duì)巷道頂?shù)装逡平康挠绊懯沁M(jìn)行參數(shù)校準(zhǔn)的必要前提。受圍巖變形、風(fēng)化和水的影響，巷道開挖影響區(qū)圍巖力學(xué)性質(zhì)逐漸“退化”，形成“松動(dòng)圈”[19]。巷道圍巖力學(xué)性質(zhì)的“退化”，可以認(rèn)為是圍巖力學(xué)性質(zhì)隨時(shí)間的不斷下降。假定彈性模量、黏聚力和抗拉強(qiáng)度分別“退化”為20%、10%、5%，泊松比增大為1.2、1.3、1.4[8]。對(duì)表1 中的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行強(qiáng)度折減，模擬分析各項(xiàng)參數(shù)對(duì)巷道頂?shù)装逡平康挠绊懱卣?。參?shù)敏感性分析如圖5。

圖5 參數(shù)敏感性分析Fig.5 Parameters sensitivity analysis

由圖5 可知：彈性模量、黏聚力的折減對(duì)頂?shù)装宓囊平坑酗@著影響，計(jì)算時(shí)步相同時(shí)，頂?shù)装逡平侩S彈性模量、黏聚力的減小而增大；當(dāng)彈性模量降低為20%時(shí)，巷道頂?shù)装逡平孔畲笾翟黾訛?00 mm（圖5（a））；而黏聚力的折減則導(dǎo)致頂?shù)装逡平砍示€性增長（圖5（b））；抗拉強(qiáng)度對(duì)頂?shù)装逡平康挠绊戄^小（圖5（c））；泊松比的增大會(huì)導(dǎo)致頂?shù)装遄畲笠平拷档停▓D5（d））。

數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果（圖5）代表了巷道開挖后的全部位移，而觀測(cè)結(jié)果（圖4）僅包含了測(cè)點(diǎn)安裝后部分位移，巷道開挖后、測(cè)量開始前的巷道位移稱為位移損失[19]。1295 風(fēng)巷巷道設(shè)計(jì)中高2 500 mm，初次測(cè)量時(shí)巷道中高2 336 mm，巷道位移損失量為164 mm?？紤]到巷道掘進(jìn)過程中可能會(huì)出現(xiàn)超挖、欠挖現(xiàn)象，因而進(jìn)一步采用頂?shù)装迤骄鄬?duì)移近速率來估計(jì)位移損失量。礦壓觀測(cè)期間1#測(cè)點(diǎn)巷道頂?shù)装逑鄬?duì)移近速率如圖6，圖中正軸表示工作面前方，負(fù)軸表示工作面后方。

圖6 1#測(cè)點(diǎn)巷道頂?shù)装逡平俾蔉ig.6 Roadway roof and floor approaching speed of measuring point 1#

根據(jù)測(cè)點(diǎn)與采煤工作面的空間位置關(guān)系及變形速率大小將巷道頂?shù)装逡平俾蕜澐譃椋壕蛳镉绊戨A段，采動(dòng)擾動(dòng)階段和頂板劇烈活動(dòng)影響階段。測(cè)點(diǎn)安裝時(shí)，采煤工作面煤壁距離1#測(cè)點(diǎn)約120 m，受采動(dòng)影響較小，此時(shí)測(cè)點(diǎn)仍處于掘巷影響階段，掘巷影響期間頂?shù)装迤骄冃嗡俾?.56 mm/d；巷道于2020 年8 月10 日竣工，測(cè)點(diǎn)安裝時(shí)間為2020 年11月19 日，測(cè)點(diǎn)安裝前巷道變形時(shí)間為101 d，則根據(jù)頂?shù)装迤骄平俾实贸龅南锏牢灰茡p失量為157.5 mm，與初次測(cè)量時(shí)巷道高度差基本相同，因此巷道位移損失量取平均值為161 mm。假設(shè)掘巷影響期間巷道變形速率相同，進(jìn)而得出紅色虛線所示的位移損失曲線。參數(shù)校準(zhǔn)后的對(duì)比曲線如圖7。

圖7 參數(shù)校準(zhǔn)結(jié)果Fig.7 Parameters calibration results

由圖7 可知：巷道頂?shù)装逡平坑^測(cè)結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果具有較高的一致性，且Pearson 相關(guān)性系數(shù)為0.95。巷道開挖至回采結(jié)束后的頂?shù)装逡平偭繛?70 mm。

根據(jù)折減系數(shù)進(jìn)行參數(shù)校準(zhǔn)，參數(shù)校準(zhǔn)后的煤巖物理力學(xué)參數(shù)見表2。

表2 校準(zhǔn)后的煤巖物理力學(xué)參數(shù)Table 2 Calibrated physical and mechanical parameters of coal and rock

采用Nikon Nivo2.M 型全站儀，測(cè)量工作面回采過程中巷道頂板高程，測(cè)點(diǎn)高程變化表見表3。

由表3 可知：1#、2#、3#和4#測(cè)點(diǎn)頂板下沉量分別為底鼓量的2.5、2.2、5.0、4.7 倍，平均3.6 倍。因此，1295 回風(fēng)平巷巷道頂?shù)装逡平绞揭皂敯逑鲁翞橹鳌?/p>

表3 測(cè)點(diǎn)高程變化表Table 3 Elevation change table of monitoring points

2.3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

1295 風(fēng)巷巷道高幫支承壓力變化規(guī)律如圖8。

圖8 巷道高幫支承壓力變化規(guī)律Fig.8 Variation law of supporting pressure of roadway high wall

由圖8 可知：巷道開挖后，高幫支承壓力分布沿巷道走向方向基本相同，平均支承壓力為8.5 MPa；當(dāng)工作面推進(jìn)長度為60 m 后，采煤工作面后方沿空留巷部分高幫支承壓力升高，支承壓力分布呈兩側(cè)低，中間高的“凸”起狀，支承壓力峰值為17.5 MPa。隨著工作面不斷推進(jìn)，支承壓力峰值不斷增大，當(dāng)工作面推進(jìn)長度分別為120、180、240、300 m 時(shí)，沿空留巷高幫支承壓力峰值分別為23.9、28.0、31.6、33.8 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)分別為2.8、3.3、3.7、4.0。

采煤工作面前后支承壓力分布規(guī)律如圖9，頂板位移變化特征如圖10。

圖9 采煤工作面前后支承壓力分布規(guī)律Fig.9 Distribution law of abutment pressure before and after coal mining

圖10 頂板位移變化特征Fig.10 Variation characteristics of roof displacement

由圖9 和圖10 可知：工作面前方支承壓力升高，當(dāng)采煤工作面推進(jìn)長度分別為60、120、180、240 m 時(shí)，超前支承壓力峰值分別為13.6、15.3、17.0、17.2 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)分別為1.2，1.4，1.5，1.6。平均超前支承壓力影響范圍為77 m。工作面后方頂板位移逐漸增大，最大位移為1.5 m。

3 結(jié) 論

1）現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)結(jié)果表明，1295 工作面回采過程中，巷道頂?shù)装遄畲笙鄬?duì)移近量743 mm，平均相對(duì)移近量607 mm，巷道整體變形大；同時(shí)，巷道頂?shù)装逡平皂敯逑鲁翞橹?，平均頂板下沉量為底鼓量?.6倍，數(shù)值模擬結(jié)果為3.5 倍。采用頂?shù)装迤骄鄬?duì)移近速率得出巷道開挖后、測(cè)量開始前的巷道位移損失量為164 mm。

2）采用實(shí)驗(yàn)室測(cè)試結(jié)果計(jì)算得出的巷道頂?shù)装遄畲笠平績H為40 mm，遠(yuǎn)低于現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)結(jié)果。參數(shù)敏感性分析結(jié)果表明，彈性模量、黏聚力的折減對(duì)頂?shù)装宓囊平坑酗@著影響，計(jì)算時(shí)步相同時(shí)，頂?shù)装逡平侩S彈性模量、黏聚力的減小而增大，當(dāng)彈性模量降低為20%時(shí)，巷道頂?shù)装逡平孔畲笾翟黾訛?00 mm；而黏聚力的折減則導(dǎo)致頂?shù)装逡平砍示€性增長。內(nèi)摩擦角對(duì)頂?shù)装逡平康挠绊戄^小，泊松比的增大會(huì)導(dǎo)致頂?shù)装遄畲笠平拷档汀?/p>

3）基于位移反分析法，校準(zhǔn)了煤巖力學(xué)參數(shù)，得出巷道頂?shù)装逡平繑?shù)值模擬結(jié)果和觀測(cè)結(jié)果具有較高的相關(guān)性，Pearson 相關(guān)性系數(shù)為0.95。數(shù)值模擬結(jié)果表明，采煤工作面后方沿空留巷高幫支承壓力顯著升高，支承壓力分布呈兩側(cè)低，中間高的“凸”起狀，且隨著工作面不斷推進(jìn)，支承壓力峰值不斷增大；工作面平均超前支承壓力影響范圍為77 m。