尚磊磊

（晉能控股煤業(yè)集團(tuán)有限公司 安全生產(chǎn)指揮中心，山西 大同037003）

近年來，由于煤炭生產(chǎn)的集約化、高效化，瓦斯排放量也相應(yīng)大幅度上升，而過多瓦斯的排出易在工作面上隅角處形成瓦斯積聚難題[1-3]。為解決這一問題，在工作面采掘工作開展之前進(jìn)行煤層瓦斯預(yù)抽采措施。煤層瓦斯預(yù)抽措施主要包括地面抽采和井下抽采2 種方式[4]。地面抽采方式受煤層埋深、覆巖巖性及煤層透氣性能等多種客觀因素影響，使用范圍比較有限[5-6]；井下抽采存在施工量大、封孔質(zhì)量難以把控及抽采管路復(fù)雜等缺陷[7-8]。因此，有必要從開采工藝角度出發(fā)，以解決降低上隅角瓦斯積聚問題。近年來采空區(qū)沿空留巷技術(shù)在我國高瓦斯礦井得到了廣泛應(yīng)用，該技術(shù)即沿采空區(qū)側(cè)滯后于回采工作面設(shè)置人工充填墻體，保留沿空側(cè)平巷作為瓦斯抽放巷道使用；與傳統(tǒng)的U 型通風(fēng)巷道布置相比，該技術(shù)的應(yīng)用有助于形成Y 型通風(fēng)系統(tǒng)，使新鮮空氣以更高的速率通過上隅角，從而解決上隅角瓦斯積聚問題[9-10]。大量的現(xiàn)場調(diào)研表明，充填墻體的力學(xué)性能和尺寸寬度在很大程度上決定了沿空巷道的穩(wěn)定性[11-12]。因此，充填墻體的留設(shè)一直是沿空留巷實(shí)踐中的關(guān)鍵技術(shù)之一。為此，通過充填墻體力學(xué)性能開展實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)，確定養(yǎng)護(hù)強(qiáng)度與抗壓強(qiáng)度之間的關(guān)系，并在此基礎(chǔ)上建立三維精細(xì)化數(shù)值模型，對充填墻體的最優(yōu)留設(shè)寬度進(jìn)行模擬分析，確定沿空抽采巷道能夠滿足瓦斯抽放要求時(shí)的最優(yōu)充填墻體寬度值。

1 現(xiàn)場通風(fēng)概況

1.1 傳統(tǒng)U+L 型通風(fēng)方式

山西大同地區(qū)王坪煤礦自從礦井投產(chǎn)以來，瓦斯涌出量隨著礦井產(chǎn)量的增加而相應(yīng)的逐年增大，目前其主采3#煤層相對瓦斯涌出量為12.29～16.31 m3/t，高于《煤礦瓦斯等級鑒定暫行辦法》規(guī)定的10 m3/t，屬于高瓦斯礦井。該高瓦斯礦井回采工作面?zhèn)鹘y(tǒng)采用U+L 型通風(fēng)方式（圖1）。

圖1 傳統(tǒng)U+L 型通風(fēng)方式Fig.1 Traditional ventilation of U+L form

圖1 中，1#平巷和2#平巷用于進(jìn)風(fēng)，3#平巷用于回風(fēng)，且為了保證回采工作面和接續(xù)工作面之間有效接續(xù)，將3#平巷留用兼作為接續(xù)工作面的進(jìn)風(fēng)平巷使用，2#平巷和3#平巷之間煤柱寬度一般留設(shè)為20 m?，F(xiàn)場應(yīng)用表明，該種通風(fēng)方式會導(dǎo)致工作面上隅角瓦斯積聚、遺留煤柱造成煤炭資源浪費(fèi)等問題。此外，3#平巷將會受到兩相鄰工作面依次回采擾動(dòng)影響，導(dǎo)致巷道圍巖碎裂、穩(wěn)定性較差。

1.2 改進(jìn)Y 型通風(fēng)方式

針對傳統(tǒng)U+L 型通風(fēng)方式存在的問題，提出了優(yōu)化改進(jìn)后的Y 型通風(fēng)方式，并將其應(yīng)用于礦區(qū)北翼的N3205 工作面內(nèi)，改進(jìn)Y 型通風(fēng)方式如圖2。

圖2 改進(jìn)Y 型通風(fēng)方式Fig.2 Improved ventilation of Y form

圖2 中，N3205 工作面位于N3203 采空區(qū)東側(cè)，由南向北回采3#煤層。3#煤層平均埋深360 m，均厚3.5 m，平均傾角8°，屬于近水平中厚煤層一次采全高開采。采用“兩進(jìn)一回”的通風(fēng)方式，其中由運(yùn)輸平巷和軌道平巷共同進(jìn)風(fēng)、沿空保留軌道平巷兼做回風(fēng)平巷的通風(fēng)方式。采用此種通風(fēng)方式能夠解決工作面上隅角瓦斯積聚難題，同時(shí)不留設(shè)煤柱體而提高了煤炭資源采出率。

2 充填體及煤巖體物理力學(xué)特性

2.1 充填體物理力學(xué)特性

沿空保留軌道平巷兼做回風(fēng)平巷進(jìn)行回風(fēng)時(shí)，護(hù)巷充填墻體所用充填材料的物理力學(xué)性能將直接影響回風(fēng)平巷圍巖的穩(wěn)定性。對于充填墻體所用膏體材料的物理力學(xué)性能測試，采用如下步驟進(jìn)行。

1）圓形模具，由聚氯乙烯管制成，其高為100 mm，內(nèi)徑為50 mm。

2）模具內(nèi)表面刷油后再填充膏體材料，膏體材料由36%中砂、35%碎石子、14%水泥、8%水、6%粉煤灰、1%外加劑組成。這種膏體材料具有良好的流動(dòng)性和抗膠凝性，且質(zhì)量分?jǐn)?shù)大于85%。

3）填充后的模具存放在養(yǎng)護(hù)箱中，養(yǎng)護(hù)時(shí)間分別為1、3、5、7、10、13、16 d，且每個(gè)特定固化時(shí)間均制備3 個(gè)試件。

4）試件脫模后，在MTS 815 伺服系統(tǒng)上進(jìn)行力學(xué)性能測試。實(shí)際中隨著工作面回采，充填墻體上的載荷逐漸增加，因此為了測試試件的準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)性能，選擇軸向壓縮速率為0.01 mm/min。

最終得到的不同養(yǎng)護(hù)時(shí)間下充填材料試件的單軸抗壓強(qiáng)度規(guī)律如圖3。

圖3 充填材料試件單軸抗壓強(qiáng)度變化規(guī)律Fig.3 The change law of uniaxial compressive strength of samples made by filling material

由圖3 可知，充填材料試件與養(yǎng)護(hù)時(shí)間之間的變化曲線在養(yǎng)護(hù)時(shí)間為10 d 時(shí)出現(xiàn)拐點(diǎn)，此后隨著養(yǎng)護(hù)時(shí)間增加，充填材料試件的單軸抗壓強(qiáng)度增長幅度較緩，最終在養(yǎng)護(hù)時(shí)間為16 d 時(shí)穩(wěn)定于14.7 MPa。由此可見當(dāng)充填材料試件在養(yǎng)護(hù)時(shí)間為10 d時(shí)，其自身單軸抗壓強(qiáng)度為13.1 MPa，為充填材料試件最終單軸抗壓強(qiáng)度的89%，之后養(yǎng)護(hù)時(shí)間的延長并不能有效提高充填材料試件的單軸抗壓強(qiáng)度，因此確定充填材料的最佳養(yǎng)護(hù)時(shí)間為10 d，即現(xiàn)場沿空留巷期間充填墻體要保證10 d 的養(yǎng)護(hù)期。

2.2 煤巖體物理力學(xué)特性

現(xiàn)場通過在N3205 工作面內(nèi)進(jìn)行打鉆取心作業(yè)，并加工成標(biāo)準(zhǔn)試件在室內(nèi)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行力學(xué)性能測試，可以得到煤巖樣的物理力學(xué)特性。但考慮到所加工的標(biāo)準(zhǔn)試件不像廣義的煤巖體存在不確定性的節(jié)理、裂隙等原生構(gòu)造，因此直接采用實(shí)驗(yàn)室測試數(shù)據(jù)結(jié)果并不能很好地反應(yīng)出現(xiàn)場煤巖體的真實(shí)物理力學(xué)參數(shù)情況。基于廣義Hoek-Brown 破壞準(zhǔn)則理論編程開發(fā)了RocLab 軟件，并根據(jù)多個(gè)礦井的工程地質(zhì)調(diào)研情況對RocLab 軟件進(jìn)行了優(yōu)化調(diào)試，最終開發(fā)確定了RocLab 10.0 軟件[13-14]。將實(shí)驗(yàn)室測得的煤巖樣物理力學(xué)參數(shù)錄入RocLab 10.0 軟件中，最終得到的N3205 工作面現(xiàn)場數(shù)值模擬所需要的煤巖體物理力學(xué)參數(shù)值見表1。

3 精細(xì)化三維模型

3.1 三維模型的建立

N3205 工作面傾向?qū)挾葹?10 m，但考慮到數(shù)值模擬研究重點(diǎn)為沿空保留下來的回風(fēng)平巷，因此在此截取三維模型的寬度為200 m；由于工作面沿走向方向長為1 400 m，因此在此截取三維模型的長度為10 m，視作平面應(yīng)變問題進(jìn)行研究[15]；三維模型的高度根據(jù)工作面內(nèi)的鉆孔柱狀圖確定，截取三維模型的高度為80 m。沿空側(cè)回風(fēng)巷道的尺寸為寬×高=4.8 m×3.5 m，三維模型如圖4。

表1 煤巖體物理力學(xué)參數(shù)值Table 1 Physical and mechanical parameters of coal and rock mass

圖4 三維數(shù)值模型Fig.4 Three dimensional numerical model

對圖數(shù)值模型四周邊界進(jìn)行水平位移約束，底端邊界進(jìn)行固定位移約束，并在考慮N3205 工作面平均埋深的基礎(chǔ)上對模型上表面施加等效均布載荷9.0 MPa。傳統(tǒng)三維數(shù)值模型煤巖體均采用Mohr-Coulomb 本構(gòu)方程，這將會影響數(shù)值模擬的精確性，因此在此對所建三維數(shù)值模型進(jìn)行精細(xì)化劃分，煤巖層采用Mohr-Coulomb 本構(gòu)模型，賦值參數(shù)見表1，充填墻體和采空區(qū)矸石分別采用應(yīng)變軟化本構(gòu)模型和雙屈服本構(gòu)模型[16-17]，參數(shù)需進(jìn)一步確定。

根據(jù)現(xiàn)場支護(hù)方案對沿空側(cè)回風(fēng)平巷施加模擬支護(hù)方案，其中錨桿、錨索選用FLAC3D軟件自帶的錨桿/索結(jié)構(gòu)單元體。實(shí)體煤幫側(cè)施打5 根錨桿，選用直徑22 mm、長度2 400 mm 的高強(qiáng)度螺紋鋼錨桿，錨桿間距為750 mm，肩窩、肩角處錨桿與水平方向呈6°夾角，此2 處錨桿分別與頂、底板間距為250 mm；充填墻體側(cè)施打4 根錨桿，同樣選用直徑22 mm、長度2 400 mm 的高強(qiáng)度螺紋鋼錨桿，錨桿間距為1 000 mm；頂板非對稱性的施打5 根錨桿，選用直徑20 mm、長度2 000 mm 的高強(qiáng)度螺紋鋼錨桿，錨桿間距為1 000 mm，且最左端錨桿與豎直方向夾角為6°，與左側(cè)實(shí)體煤幫間距為250 mm；每2 排錨桿之間間距為800 m，并在2 排錨桿中間位置施打3 根錨索，選用直徑17.8 mm、長度5 600 mm 的鋼絞線錨索，錨索間距為1 500 mm，兩側(cè)錨索與豎直方向夾角為10°。

3.2 充填墻體模擬參數(shù)

根據(jù)充填材料試件養(yǎng)護(hù)時(shí)間為10 d 時(shí)在實(shí)驗(yàn)室內(nèi)測試的應(yīng)變-應(yīng)力關(guān)系，采用FLAC3D軟件建立同樣尺寸大小的三維數(shù)值模型，并在模型兩端面施加相向的恒定速率v（0.01 mm/min），且所建模型采用應(yīng)變軟化本構(gòu)模型。所建三維數(shù)值模型的體積模量、剪切模量和密度參數(shù)大小根據(jù)實(shí)驗(yàn)室測試得到，分別取值為1.36 GPa、0.41 GPa、1 150 kg/m3。在應(yīng)變軟化本構(gòu)模型中，黏聚力和內(nèi)摩擦角是隨著應(yīng)變的變化而變化的，因此有必要針對應(yīng)變變化期間黏聚力和內(nèi)摩擦角的大小進(jìn)行確定?；诓逯捣ɡ碚揫18]對應(yīng)變軟化本構(gòu)模型中的黏聚力和內(nèi)摩擦角進(jìn)行確定，當(dāng)數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)室測試的應(yīng)變-應(yīng)力關(guān)系曲線吻合度較高時(shí)（圖5），此時(shí)得到的1 組隨著應(yīng)變變化而變化的黏聚力和內(nèi)摩擦角即為應(yīng)變軟化本構(gòu)模型所需的最優(yōu)參數(shù)值（表2）。

圖5 數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)室測試的應(yīng)變-應(yīng)力關(guān)系曲線Fig.5 Strain-stress curves between simulation and laboratory test

表2 黏聚力和內(nèi)摩擦角最優(yōu)參數(shù)Table 2 The optimal parameters of cohesion and internal friction angle

3.3 采空區(qū)矸石模擬參數(shù)

采空區(qū)矸石會隨著覆巖的下沉而逐漸被壓實(shí)，這期間表現(xiàn)出應(yīng)變硬化的特征，因此選用雙屈服本構(gòu)模型來模擬采空區(qū)矸石的應(yīng)變-應(yīng)力關(guān)系。根據(jù)Salamon 經(jīng)驗(yàn)公式[19]可以計(jì)算求得采空區(qū)矸石壓實(shí)階段理論上的應(yīng)變-應(yīng)力關(guān)系，計(jì)算公式如下：

式中：σ 為覆巖下沉對矸石的壓實(shí)載荷，MPa；E0為矸石初始切線模量，MPa；ε 為矸石體積應(yīng)變；εmax為矸石最大體積應(yīng)變；b 為矸石碎脹系數(shù)；σi為覆巖與矸石接觸位置初始垂直應(yīng)力，MPa。

根據(jù)N3205 采空區(qū)工程地質(zhì)調(diào)研結(jié)果，σi取值為10.18 MPa，b 取值為1.32，代入式（1）中可以計(jì)算出σ 和ε 之間的理論關(guān)系曲線。同時(shí)建立尺寸為1 m×1 m×1 m 的三維數(shù)值模型，并在模型上表面施加向下的恒定速率v（取值為0.01 mm/min），且所建模型采用雙屈服本構(gòu)模型。所建三維數(shù)值模型的密度參數(shù)根據(jù)實(shí)驗(yàn)室測試得到，取值為1 000 kg/m3，基于插值法理論對雙屈服本構(gòu)模型中的體積模量、剪切模量、內(nèi)摩擦角和剪脹角進(jìn)行確定，當(dāng)數(shù)值模擬與理論計(jì)算的應(yīng)變-應(yīng)力關(guān)系曲線吻合度較高時(shí)（圖6），此時(shí)得到的1 組參數(shù)值即為雙屈服本構(gòu)模型所需的最優(yōu)參數(shù)值（表3）。

3.4 精細(xì)化三維模型校核

通過對所建三維模型不同區(qū)域進(jìn)行精細(xì)化劃分，在此基礎(chǔ)上對不同區(qū)域根據(jù)其自身特性選用不同的本構(gòu)模型，并對本構(gòu)模型賦值參數(shù)基于插值法理論進(jìn)行了確定。在此基礎(chǔ)上對所建立的精細(xì)化三維模型進(jìn)行運(yùn)行求解，并監(jiān)測相關(guān)數(shù)據(jù)對比分析，以期校核模型的合理性。

圖6 數(shù)值模擬和理論計(jì)算的應(yīng)變-應(yīng)力關(guān)系曲線Fig.6 Strain-stress curves between simulation and theoretical calculation

表3 矸石數(shù)值模擬所需最優(yōu)參數(shù)Table 3 The optimal parameters of gangue in numerical simulation

對于N3205 采空區(qū)矸石壓實(shí)后的最終受力狀態(tài)進(jìn)行了監(jiān)測，可知采空區(qū)矸石在距離充填墻體外幫87 m 位置處承載應(yīng)力最大，為9.54 MPa，N3205采空區(qū)矸石受力狀況如圖7。由于N3205 采空區(qū)埋深為407 m，原巖應(yīng)力大小為10.18 MPa，這表明采空區(qū)矸石在埋深的0.21 倍位置處恢復(fù)至最大承載應(yīng)力，此處最大承載應(yīng)力為原巖應(yīng)力的93.7%。國外Wilson 教授基于大量現(xiàn)場調(diào)查和分析指出[20]，采空區(qū)矸石承載應(yīng)力從0 增大至原巖應(yīng)力的距離為埋深的0.2～0.3 倍，這與數(shù)值模擬結(jié)果相一致。

圖7 N3205 采空區(qū)矸石受力狀況Fig.7 Stress state of gangue in gob N3205

4 充填墻體合理寬度

4.1 不同寬度時(shí)錨桿/索軸向受力分析

不同寬度充填墻體時(shí)沿空巷道圍巖中錨桿/索軸向受力變化情況模擬結(jié)果見表4。從表可知，當(dāng)充填墻體寬度小于等于2.0 m 時(shí)，存在錨桿軸向受力超過其最大軸向力130 kN 的情況，因此充填墻體寬度要大于2.0 m；當(dāng)充填墻體寬度大于等于2.5 m時(shí)，頂板2#～3#錨桿隨著墻體寬度增加而軸向受力減小，但充填墻體側(cè)的4#錨桿軸向受力卻增大，同時(shí)5#～7#錨索軸向受力也減小。這表明隨著充填墻體寬度增大，沿空巷道頂板自身結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性也隨之增加，可見護(hù)巷充填墻體寬度不能小于2.5 m。

表4 錨桿/索軸向受力變化情況Table 4 Axial force change of bolt/cable

4.2 不同寬度時(shí)圍巖塑性區(qū)分析

不同寬度充填墻體時(shí)沿空巷道圍巖塑性區(qū)演化規(guī)律如圖8。從圖8 中可知，在護(hù)巷充填墻體寬度為2.5、3.0、3.5 m 3 種可行寬度條件下，隨著充填墻體寬度的遞增，充填墻體內(nèi)拉伸破壞范圍逐漸減小，但是實(shí)體煤幫內(nèi)拉伸破壞范圍卻增大；巷道圍巖中實(shí)體煤幫剪切破壞深度均保持在2.5 m，頂板中剪切破壞深度均保持在3.4 m?？梢婋S著充填墻體寬度的增加，對于圍巖中剪切破壞的影響甚微，而實(shí)體煤幫拉伸破壞程度卻增大。

圖8 圍巖塑性區(qū)演化規(guī)律Fig.8 Evolution law of plastic zone of surrounding rock

4.3 不同寬度時(shí)圍巖移近量分析

不同寬度充填墻體時(shí)沿空巷道圍巖移近量變化情況如圖9。從圖9 中可知，隨著護(hù)巷充填墻體寬度的遞增，圍巖整體移近量呈現(xiàn)出減小的趨勢；當(dāng)充填墻體寬度為2.5、3.0、3.5 m 3 種可行寬度條件時(shí)，圍巖移近后剩余橫截面積開始大于9.0 m2，由于現(xiàn)場回風(fēng)平巷瓦斯排放最小臨界橫截面積要求9.0 m2，此時(shí)能夠滿足瓦斯回風(fēng)要求。

圖9 圍巖移近量變化情況Fig.9 Convergence law of surrounding rock

4.4 充填墻體合理寬度的確定

在實(shí)際工程中，一旦充填墻體成型，先前由煤體承載的頂板載荷將分別傳遞給充填墻體和實(shí)體煤幫。當(dāng)充填墻體寬度較小時(shí)，其承載力較低，不能承載更多的頂板載荷，于是大部分頂板載荷轉(zhuǎn)移到實(shí)體煤幫側(cè)。因此，護(hù)巷充填墻體需具備一定的寬度值，以滿足承載能力要求，同時(shí)考慮到不同寬度充填墻體下錨桿/索軸向受力、圍巖塑性區(qū)和移近量變化情況，綜合確定充填墻體的合理寬度為2.5 m。

5 現(xiàn)場工業(yè)性試驗(yàn)

現(xiàn)場工業(yè)性試驗(yàn)期間在沿空留設(shè)的回風(fēng)平巷（護(hù)巷充填墻體寬度2.5 m）內(nèi)設(shè)置3 個(gè)間隔30 m的測站（圖2 中1#～3#紅色虛線方框），每個(gè)測站分別對頂?shù)装搴蛢蓭鸵平?、充填墻體承載能力進(jìn)行監(jiān)測，監(jiān)測數(shù)據(jù)平均值如圖10。從圖10 可知，N3205 工作面依次回采經(jīng)過各測站后，當(dāng)測站滯后N3205 工作面距離為70 m 時(shí)，頂?shù)装搴蛢蓭鸵平口呌诜€(wěn)定，分別為719.6 mm 和672.7 mm，這一圍巖移近量監(jiān)測結(jié)果與前述數(shù)值模擬結(jié)果吻合性較高，且此時(shí)沿空巷道剩余橫截面積大于9.0 m2，能夠滿足現(xiàn)場瓦斯回風(fēng)需求。充填墻體承載能力在測站滯后N3205 工作面距離為23 m 時(shí)開始急劇增大，當(dāng)測站滯后N3205 工作面距離為34 m 時(shí)承載能力達(dá)到最大值9.0 MPa，此后穩(wěn)定在8.6 MPa 左右，遠(yuǎn)小于其單軸抗壓強(qiáng)度13.1 MPa，充填墻體受力環(huán)境較好。

圖10 監(jiān)測數(shù)據(jù)平均值Fig.10 Mine pressure monitoring results of surrounding rock

6 結(jié) 語

1）工作面改進(jìn)后的Y 型通風(fēng)系統(tǒng)較傳統(tǒng)的U+L 型通風(fēng)系統(tǒng)能夠更好地解決上隅角瓦斯積聚問題，同時(shí)不留設(shè)煤柱體而提高了煤炭資源采出率。

2）充填材料試件在養(yǎng)護(hù)時(shí)間為10 d 時(shí)力學(xué)性能最佳，此時(shí)其自身單軸抗壓強(qiáng)度為13.1 MPa，為充填材料試件最終單軸抗壓強(qiáng)度的89%。

3）采用FLAC3D軟件建立了精細(xì)化三維模型，其中充填墻體和采空區(qū)矸石分別采用應(yīng)變軟化本構(gòu)模型和雙屈服本構(gòu)模型?；诓逯捣ɡ碚搶?yīng)變軟化本構(gòu)模型和雙屈服本構(gòu)模型最優(yōu)參數(shù)進(jìn)行了確定。

4）通過數(shù)值模擬分析了不同寬度充填墻體下錨桿/索軸向受力、圍巖塑性區(qū)和移近量變化情況，在此基礎(chǔ)上綜合確定了最合理充填墻體設(shè)計(jì)寬度為2.5 m。

5）現(xiàn)場工業(yè)性試驗(yàn)期間礦壓監(jiān)測結(jié)果表明沿空巷道圍巖頂?shù)装搴蛢蓭鸵平颗c數(shù)值模擬結(jié)果相一致；沿空巷道剩余橫截面積大于9.0 m2，能夠滿足現(xiàn)場瓦斯回風(fēng)需求；充填墻體承載能力保持在8.6 MPa 左右，小于其單軸抗壓強(qiáng)度13.1 MPa，應(yīng)力環(huán)境較好。