近距離采空區下大斷面巷道頂板穩定分析

2022-02-13 11:52:18孫夢迪劉增輝王帥帥黃凱

科學技術與工程 2022年36期

孫夢迪, 劉增輝, 王帥帥, 黃凱

(安徽理工大學礦業工程學院，淮南 232000)

近距離采空區下巷道頂板受上覆煤層開采和巷道掘進兩次采掘擾動，這兩次擾動不僅會改變采空區下煤巖體的應力分布情況，還會對煤層底板產生塑性破壞，直接影響到下覆巷道頂板的安全，特別是斷面大而且采用一次成巷施工工藝的巷道。而頂板是否安全直接影響著煤炭資源能否安全高效開采[1-2]。

目前，中外學者針對采空區下巷道頂板安全的問題開展了大量研究。在失穩機理研究方面，郝登云等[3]運用多種研究方法提出了近距離采空區下特厚煤層回采巷道頂板失穩機理；汪北方等[4]利用理論分析與相似實驗的方法對采空區下煤層頂板破斷失穩規律進行研究。在研究采空區對下部巖體擾動規律方面，劉增輝等[5]、張向陽等[6]利用數值模擬和理論計算的方法研究了采空區對下部巖體應力擾動特征，總結了采空區下巷道掘進與回采對卸壓范圍內巖體的擾動規律。在研究回采巷道頂板穩定方面，馮國瑞等[7]、董宇等[8]利用數值模擬和現場實測的方法提出近距離采空區下回采巷道頂板變形機理；王震等[9]通過數值模擬和現場試驗的方法，對極近距離采空區下回采巷道頂板應力及位移變化特征進行了研究，并提出了合理的支護方案。

回采巷道一次成巷具有施工速度快、節約成本的優勢，但是巷道跨度和截面面積大，對頂板的穩定性要求高。目前，前人研究多集中在采空區下一次成巷其支護技術[10-11]，而關于煤層開采與巷道掘進對頂板的穩定性影響的研究較少。為此，以任樓煤礦Ⅱ8224切眼巷道為工程背景，利用理論分析、數值模擬和現場實測的方法對采空區卸荷影響深度及大斷面巷道一次成巷對頂板的應力分布規律進行研究。

1 工程概況

Ⅱ8224切眼巷道位于平均埋深為520 m的82煤層內，82煤層平均厚度為2.2 m，煤層上方73煤層采空區高2.3 m，與82煤層的平均距離為11.2 m，距離較近。切眼巷道高3.6 m，寬7.6 m，斷面面積為27.36 m2，斷面相對較大，且采用一次成巷施工工藝。Ⅱ8224切眼巷道與上方73煤層采空區的空間位置關系如圖1所示。

圖1 工程地質圖Fig.1 Engineering geological map

2 煤層開采卸荷擾動破壞深度分析

2.1 煤層底板塑性破壞深度理論分析

在煤層開采過程中，支承壓力會通過實體煤向煤層底板傳遞，當底板承受的壓力大于巖層底板所能承受的臨界值后，會產生塑性變形，形成底板塑性區；當支承應力的大小達到使巖體發生完全破壞的極限載荷后，底板處于塑性區的巖體將會連成一片，塑性區范圍內的巖體向采空區移動，形成1個連續的滑移面，這時煤層的采動效應對底板巖體的影響最大。此時可以把煤層底板的破壞區分為：Ⅰ主動極限區、Ⅱ過渡區、Ⅲ被動極限區[12]。底板屈服破壞深度計算模型如圖2所示。

Ⅰ為主動極限區；Ⅱ為過渡區；Ⅲ為被動極限區；α為底板任意破壞點與煤壁連線和底板最大破壞點與煤壁聯線的夾角；x0為塑性區寬度；h為塑性破壞深度圖2 煤層底板塑性破壞計算模型Fig.2 Calculation model of coal seam floor failure

依據滑移線場理論可得出采空區卸荷后底板破壞深度h的表達式為

(1)

依據極限平衡理論計算煤壁塑性區寬度x0，計算公式為

(2)

(3)

式中：m為采高，m；K為應力集中系數，2.5；ρ為采場上覆巖層的平均密度，kg/m3；C為煤體的黏聚力，Pa；f為煤層與頂底板接觸面的摩擦系數；ξ為三軸應力系數；φf為底板巖層的內摩擦角；φ為煤體的內摩擦角；H為煤層埋深，m；g為重力加速度，m/s2。

(4)

依據任樓煤礦Ⅱ8224切眼巷道工程地質報告，73煤層平均采高為2.3 m，平均埋深507.3 m，上覆巖層的平均密度ρ=2.2 t/m3；煤體與煤層頂底板接觸摩擦系數f取值為0.14，依據表1中的數據將73煤層及底板相關參數代入式(4)中，計算得出73煤層的底板最大塑性破壞深度為5.34 m。

表1 各巖層的物理參數Table 1 Mechanical parameters of rock stratums

2.2 煤層底板塑性破壞深度數值模擬分析

運用FLAC3D建立三維模型對采空區卸荷擾動破壞進行模擬計算，依據任樓煤礦Ⅱ8224切眼巷道工程地質報告，82煤層底板及上方部分巖層的物理參數如表1所示。依據表1中巖層物理性質，對各層巖石進行賦參，如圖3所示。模型尺寸大小取x×y×z=107.6 m×100 m×46.4 m。對模型前后、左右和底部設為固定邊界，采取零位移邊界條件處理，模型上部為自由邊界。

計算模型采用Mohr-Coulomb強度屈服準則，在模型的頂部垂直方向上施加大小等于模型上部地層自重的載荷，10 MPa。為消除邊界效應煤層與巷道沿y軸方向進行開挖，煤層開采邊界與模型邊界的距離為30 m，為增加計算結果的準確性，將巷道上方的網格進行加密處理。計算至各個單元初始應力平衡后，在不影響計算結果的情況下，對73煤層進行開采。每20 m設置為一個開采步距，每個步距開挖后再次計算至應力平衡，依次計算。模型塑性屈服破壞計算結果如圖4所示，可以看出，73煤層開采后對底板的塑性破壞深度為5.3 m。

圖3 幾何模型圖Fig.3 Geometric model

None為無；shear為剪切破壞；tension為拉伸破壞；n為現在；p為過去圖4 塑性特征分布Fig.4 Plastic zone distribution

2.3 RQD法對底板塑性破壞深度分析

在Ⅱ8224切眼巷道與采空區之間的巖層取巖芯，在取芯過程中使試樣原有的結構和狀態盡可能不受破壞，利用RQD(rock quality designation)法對巖石質量進行評價。選用堅固完整的，其長度大于或等于10 cm[15]的巖芯總長度與鉆孔長度之比，即RQD，可按式(5)計算。

(5)

式(5)中：l為單節巖芯大于或等于10 cm的長度，m；L為同一巖層中鉆孔長度，m。

Ⅱ 8224切眼直接頂粉砂巖區巖芯總長度為2.55 m，老頂細砂巖取巖芯總長度為6.6 m，泥巖的取芯長度為2.2 m。單節大于或等于10 cm的巖芯、巖層的RQD值及巖層工程分級結果，如表2所示。

從表2中的分級結果可知，粉砂巖工程分級為中等的Ш級巖體，73煤底板泥巖在工程上被分為極差的Ⅴ級巖體，靠近73煤層采空區的部分細砂巖也被分為極差的Ⅴ級巖體。由于采空區對底板的卸荷擾動破壞，使細砂巖在同一個工程條件下，上、下兩部分在工程分級結果上有所差別。采空區下被分為Ⅴ級的巖體深度為5.2 m，所以73煤開采后，采空區底板受卸荷擾動塑性破壞深度為5.2 m。

表2 頂板巖層工程分級結果Table 2 Results of rock grade evaluation

3 巷道開挖對頂板的擾動分析

3.1 巷道開挖對頂板垂直應力的影響

利用FLAC3D數值模擬軟件對巷道頂板所受應力變化規律進行分析。當73煤開采計算至應力平衡后，在巷道開采方向的中間點取剖面，垂直應力計算結果的分布云圖如圖5(a)所示，依據計算結果對巷道頂板內的垂直應力進行分析。切眼巷道開挖后，垂直應力計算結果如圖5(b)所示。

在巷道中點設置監測點并提取監測點的計算結果，為直觀地表示出切眼巷道上方巖層內的垂直應力與切眼距離兩者之間的關系變化，如圖6所示。

從圖6中可以看出，73煤開采后，采空區下巷道頂板內的垂直應力與切眼的距離越大，應力越小；切眼開挖后頂板內巖石受到的垂直應力與頂板的距離呈“^”字形關系，先增加后減小。0～6 m為應力升高區，6～11 m為應力降低區。在第6 m處應力值最大，為1.05 MPa。切眼巷道開挖后，巷道受到的垂直應力小于開挖前。

圖5 垂直應力分布云圖Fig.5 Vertical stress distribution graph

圖6 頂板內垂直應力分布Fig.6 Vertical stress distribution of roadway’s roof

3.2 巷道開挖對頂板水平應力的影響

在計算模型的中間點取x-x剖面，對模型中的水平應力計算結果進行分析。模型水平應力計算結果如圖7所示。

從圖7中可以看出，采空區下巷道頂板既有壓應力又有拉應力，切眼巷道開挖雖然改變了頂板中水平應力的大小，但應力的拉、壓狀態沒有改變。

提取巷道中心線上頂板內的水平應力并繪制折線圖，如圖8所示。可以看出，切眼巷道沒有開挖時，巷道頂板0～3 m范圍水平應力波動較大，切眼巷道的開挖幾乎不影響3～11 m范圍的頂板所受應力。0～5.5 m范圍的巷道頂板一直處于受壓狀態，5.5～11 m范圍頂板一直處于受拉狀態，巷道頂板的應力狀態不受巷道開挖的影響。