長壁工作面沿空留巷充填墻體寬度模擬研究

高玉龍

(晉能控股煤業集團馬道頭煤業有限公司，山西 大同 037003)

根據相關統計研究發現，我國70%以上的國有煤礦為高瓦斯礦井，存在瓦斯治理難題[1-2]。近年來伴隨著煤炭資源高產高效開采，瓦斯排放量也呈現出逐年增大的趨勢。瓦斯在采掘空間內積聚易造成局部瓦斯濃度升高，進而易引發井下人員瓦斯中毒、礦井火災甚至瓦斯爆炸等嚴重事故[3-5]。我國進行的煤礦瓦斯災害防治，以煤層瓦斯預抽措施為主。雖然對煤層采取地面或者井下瓦斯預抽措施后能夠在一定程度上減少煤層瓦斯涌出量，但受煤層透氣性能及井下復雜開采系統布置的影響，容易在工作面上隅角等位置形成瓦斯積聚現象[6-7]。

僅采用傳統的瓦斯預抽措施，已經很難適應現有煤礦安全高效的開采節奏。長壁工作面Y形通風采用“兩進一回”的通風方式[8-9]，在提高煤炭資源采出率的同時，還能有效優化進回風路線，避免工作面上隅角出現瓦斯積聚現象，因此在有條件的礦井采用工作面Y形通風布局方式能夠更好地解決工作面瓦斯積聚的難題。

1 工程地質概況

山西大同唐山溝煤礦主采8#煤層，煤層平均埋深超過430 m，煤層平均厚度和傾角分別為3.5 m和5°。8#煤層瓦斯含量為8.63～15.49 m3/t，大于我國規定的8 m3/t的瓦斯突出煤層臨界含量，表明煤層開采期間會存在較大的瓦斯災害問題。為解決工作面上隅角瓦斯積聚問題并提高煤炭資源回采率，在N8205工作面(N為北翼采區，8為煤層編號，205為工作面編號)實施了沿空留巷措施。N8205工作面走向長為1 351 m，傾向長為211 m。隨著N8205工作面的推進，軌道平巷通過沿空側時充填墻體被保留下來，形成沿空巷道。N8205工作面軌道平巷和膠帶平巷均可用于進風，而沿空巷道用于回風。N8205工作面兩進一回“Y”型通風系統布置方式如圖1所示。

圖1 工作面兩進一回“Y”型通風系統

2 沿空巷道圍巖物理力學特性

2.1 充填墻體材料物理力學特性

為了檢驗由膏體充填材料制成的充填墻體的完整力學性能，對標準試件進行單軸壓縮試驗。不同養護時間試件的單軸抗壓強度如圖2所示。

圖2 不同養護時間試件的單軸抗壓強度

由圖2可知，養護時間為7 d時試件的單軸抗壓強度已占最終強度的74.8%，強度增長速度較快，已滿足現場需求。最終現場充填墻體的最佳養護時間確定為7 d。

2.2 巖體物理力學特性

巖體取芯后的力學性能測試參數不能直接應用于數值模型中，這是因為巖芯通常沒有明顯節理和缺陷，并不能客觀描述巖體的力學特征。數值模型通常尺寸較大，因此需要代入巖體的力學參數進行模擬運算。筆者基于廣義Hoek-Brown破壞準則，開發了RocLab 10.0軟件[10]，利用巖芯的測試參數來確定對應巖體的力學特性。存在節理的巖體的廣義Hoek-Brown準則為[11-12]：

(1)

式中：σ1、σ3分別為最大、最小有效主應力，MPa；σc為巖芯的單軸抗壓強度，MPa；mb、s和a均為巖體常數。

巖體常數mb、s和a的計算公式如下：

(2)

(3)

(4)

式中：mi為巖芯的材料常數；D為取決于爆炸損傷和應力松弛引起的擾動程度的因子；I為估算存在節理的巖體力學性能常數。

變形模量E與常數I的關系如下：

(5)

根據式(5)得到的變形模量，體積模量K和切變模量G可根據泊松比μ計算得到：

(6)

而抗拉強度σt可由下式計算得到：

(7)

本研究中，I和mi直接從表中查得；σc由單軸壓縮試驗獲得；巷道在服務期內會受到工作面回采引起的嚴重動載擾動影響，因子D取值為0.7；選擇應用方案為“隧道”，埋深為430.9 m。

巖體的物理力學特性參數如表1所示。

表1 巖體的物理力學特性參數

3 數值模型的建立

根據N8205工作面平面位置關系及對應的鉆孔柱狀圖，采用FLAC3D軟件[13-14]建立三維數值模型，如圖3所示。模型沿傾向橫截面的尺寸為200 m×80 m(長×高)，沿空巷道橫截面的尺寸為4.8 m×3.5 m(寬×高)。

圖3 三維數值模型沿傾向橫截面模型圖

由圖3可知，模型中側面采用水平位移約束，底面采用固定約束，頂面施加等效載荷9.6 MPa，側壓系數根據地應力測試結果取值1.6；模型中巖層采用Mohr-Coulomb本構模型，而充填墻體和N8205采空區矸石本構模型的確定，需通過進一步分析；選用FLAC3D軟件自帶的錨桿/索結構單元體進行沿空巷道內支護結構體的模擬。沿空巷道頂板和兩幫采用?20 mm×2 400 mm的高強度錨桿，頂板錨桿間排距為850 mm×800 mm，兩幫錨桿間排距為750 mm×800 mm。在相鄰兩排錨桿中間位置安裝有高強度錨索，對其采用?20 mm×1 600 mm的高強度錨桿進行支護，錨桿間排距為900 mm×800 mm。錨桿/索結構單元的力學和幾何參數如表2所示。

表2 錨桿/索結構單元參數

3.1 充填墻體本構模型及參數確定

養護時間為7 d的試件在實驗室測試的應力—應變曲線如圖4所示。

圖4 試件模擬與實驗室測試應力—應變曲線對比

由圖4可以看出，當試件的單軸抗壓強度達到11.06 MPa峰值應力時，其對應的應變僅為1.7%，隨后試件抗壓強度衰減，在應變為5.4%時峰后殘余應力保持為4.73 MPa，為峰值應力的42.7%。這表明養護時間為7 d的充填墻體有良好的塑性，其具有強度增長速率快、殘余強度高等優點，以及顯著的應變軟化特征。

如圖4所示數值模型中對充填墻體采用應變—軟化本構模型[15]，且為了獲得模型的最優參數，建立標準試件模型，并在試件模型兩端面施加相向的恒定速率v，以形成壓縮載荷。試件模擬材料參數中體積模量、切變模量和密度分別設定為1.18 GPa、0.26 GPa、1 100 kg/m3，而黏聚力和內摩擦角通過試錯法確定。最終校準后的試件模擬應力—應變曲線與實驗室測得的結果匹配度較高(見圖4)。校準后的黏聚力和內摩擦角數據如表3所示。

表3 黏聚力和內摩擦角隨應變變化數據

3.2 N8205采空區矸石本構模型及參數確定

由于覆巖對采空區矸石的壓實作用，其會在壓實過程中表現出應變硬化的特性。在此用雙屈服本構模型對采空區矸石進行建模，以模擬隨著采空區體積的逐漸壓縮，采空區矸石的支承能力逐漸增大的實際情況。覆巖對采空區矸石的壓實過程可由Salamon提出的經驗公式[16-17]計算得到：

(8)

式中：σ為覆巖對采空區矸石施加的載荷，MPa；E0為初始切線模量，MPa；ε為采空區矸石體積應變；εmax為采空區矸石最大體積應變；b為采空區矸石碎脹系數。

對于N8205采空區，σc和b分別取值為27 MPa和1.23，代入式(8)可以計算得到εmax和E0分別為0.19和65.44 MPa，進而得到理論計算的載荷σ與應變ε之間的關系。采空區矸石數值模型參數的確定可通過建立尺寸為1 m×1 m×1 m的單元子模型，并在模型上表面施加恒定速率v來模擬覆巖加載效應。通過試錯法使其應力—應變曲線與理論計算結果匹配度較高，單元子模型模擬與理論計算應力—應變曲線對比如圖5所示。

校準后的雙屈服本構模型賦值參數如表4 所示。

3.3 數值模型合理性驗證

對賦值后的三維數值模型進行運算，并監測了側向支承應力分布情況，得到N8205采空區側向支承應力分布曲線如圖6所示。

圖5 單元子模型模擬與理論計算應力—應變對比曲線

表4 采空區矸石的物理力學特性參數

圖6 N8205采空區側向支承應力分布曲線

由圖6可知，在距采空區邊緣87 m處支承應力趨于穩定，約為9.54 MPa，即在工作面埋深(430 m)的20.2%位置恢復至原巖應力(10.5 MPa)的91%，該模擬結果與Wilson教授[18]基于大量現場調查和分析所得結論相吻合。

將數值模擬得到的軌道平巷圍巖變形量與現場監測結果進行比較，得到的數值模擬與現場監測沿空巷道圍巖變形量對比曲線如圖7所示。

圖7 數值模擬與現場監測沿空巷道圍巖變形量對比曲線

由圖7可知，數值模擬和現場監測的頂底板最大移近量分別為268、249 mm，數值模擬和現場監測的兩幫最大移近量分別為235、225 mm，兩者誤差均較小，表明所建的三維數值模型較為合理。

4 數值模擬結果分析

4.1 錨桿/索軸向力分析

在不同充填墻體寬度條件下，1#～4#錨桿和5#～7#錨索的最大軸向力變化如表5所示。

表5 不同充填墻體寬度時錨桿/索軸向力變化

由表5可知，實體煤幫側錨桿的最大軸向力基本保持不變，約為113.0 kN左右，小于其臨界軸向力 130 kN。對于頂板中2#和3#錨桿，當充填墻體寬度在2.0 m及其以下時，其軸向力大于其臨界軸向力130 kN；當充填墻體寬度大于2.0 m時，隨著頂板自身承載能力提高，其軸向力逐漸減小；相反，充填墻體中的4#錨桿軸向力顯著提高；對于5#～7#錨索，其軸向力基本隨著充填墻體寬度增大而減小，且與5#錨索相比，6#和7#錨索的軸向力變化較大。

綜上分析可知，當充填墻體寬度大于2.0 m時，沿空巷道圍巖中支護體結構才能完全發揮支護功效；隨著充填墻體寬度的繼續增大，充填墻體中錨桿的支護軸向力也相應增大。

4.2 沿空巷道圍巖變形分析

不同充填墻體寬度條件下沿空巷道圍巖變形量曲線如圖8所示。

圖8 不同充填墻體寬度條件下圍巖變形量曲線

由圖8可知，頂板巖層變形量最大，充填墻體變形量次之，底板和實體煤幫變形量最小。隨著充填墻體寬度增大，圍巖變形量均有不同程度下降。當充填墻體寬度從1.0 m增加到2.0 m時，圍巖變形較大，此時由于出現嚴重的頂板下沉和幫部凸出，巷道剩余橫截面面積僅為7.8～8.9 m2，小于試驗現場有效瓦斯排放臨界橫截面面積9.0 m2；當充填墻體寬度超過2.0 m時，圍巖變形量較小，巷道剩余橫截面面積滿足試驗現場有效瓦斯排放需求[19-20]。

4.3 沿空巷道圍巖塑性區分析

不同充填墻體寬度條件下沿空巷道圍巖塑性區分布云圖如圖9所示。

圖9 不同充填墻體寬度條件下圍巖塑性區分布云圖

由圖9可知，當充填墻體寬度在2.0 m及其以下時，隨著充填墻體寬度的增大，圍巖塑性區減小的幅度較大。這是因為隨著充填墻體寬度增大，充填墻體承載能力也相應增大，進而顯著減小頂板的下沉量，從而使塑性區范圍發生明顯變化；當充填墻體寬度大于2.5 m時，圍巖變形量基本趨于穩定，充填墻體寬度的增大對減小頂板下沉量的影響不明顯，因此圍巖塑性區發育程度基本不變。

綜上分析可知，為了獲得一個圍巖控制較好的沿空巷道，充填墻體應具有一定的承載能力，同時大部分頂板載荷應由實體煤幫承載。顯然，當充填墻體寬度為2.5 m時，其具有一定的承載能力，可以承受部分頂板載荷，而大部分頂板載荷轉移至實體煤幫側，此時沿空巷道處于相對較低的應力環境中。因此，最佳充填墻體設計寬度為2.5 m。

5 現場礦壓觀測

為了評價留設寬度2.5 m充填墻體時沿空巷道圍巖的穩定性，特設置3個間距為20 m的測站(見圖1中1#～3#測站)對沿空巷道圍巖變形量和承載力進行監測，沿空巷道圍巖礦壓觀測曲線如圖10 所示。

圖10 沿空巷道圍巖礦壓觀測曲線

由圖10可知，在測站超前回采工作面約30 m處，巷道表面移近量開始迅速增加，直至測站滯后工作面60 m處；當測站滯后回采工作面 80 m 時，巷道表面移近量趨于穩定。最終頂底板和兩幫移近量分別為636、545 mm，剩余橫截斷面面積約為10 m2，此斷面能夠滿足試驗現場的瓦斯抽放和回風要求；在回采工作面后方20 m范圍內，充填墻體的承載力以平均每天0.25 MPa的速度緩慢增加；在回采工作面后方20～35 m內，充填墻體的承載力以平均每天1.10 MPa的速度顯著增加；在回采工作面后方35 m范圍外，充填墻體的承載力緩慢下降，并穩定保持在8.60 MPa左右，小于其峰值強度11.06 MPa。

6 結論

1)將膏體充填材料制成標準試件并進行力學性能測試，確定充填墻體最佳養護時間為7 d?；趶V義Hoek-Brown破壞準則開發了RocLab 10.0軟件，并根據巖體取芯實驗室測試確定了數值模擬所需巖層的物理力學特性參數。

2)采用FLAC3D軟件建立三維數值模型，并對所建模型進行修正，其中巖層部分采用Mohr-Coulomb本構模型并賦值對應巖層的物理力學特性參數；充填墻體和采空區矸石分別采用應變—軟化本構模型和雙屈服本構模型，并通過試錯法分別確定其合理的賦值參數。

3)對數值運算后沿空巷道圍巖的錨桿/索軸向力、變形量和塑性區進行了細致分析，確定了最佳充填墻體設計寬度為2.5 m?，F場礦壓觀測結果表明，沿空巷道剩余橫截斷面面積能夠滿足試驗現場的瓦斯抽放和回風要求。