王志強,仲啟堯,王 鵬,石 磊,黃玄皓

(1.中國礦業(yè)大學(北京) 能源與礦業(yè)學院 ，北京 100083；2.中國礦業(yè)大學(北京) 共伴生能源精準開采北京市重點實驗室，北京 100083;3.中國礦業(yè)大學(北京) 煤炭安全開采與地質保障國家級實驗教學示范中心，北京 100083)

0 引 言

我國礦井每年掘進大量的巷道中回采巷道占4/5，留窄煤柱沿空掘巷是回采巷道的一種布置方式，且在礦井進入深部開采，開采強度大，地質條件復雜，如何選擇合理的巷道位置及對圍巖變形有效控制[1-4]，專家學者們進行的研究有：李磊等[5]、鄭錚等[6]通過建立力學模型，推導出“內(nèi)應力場”寬度表達式，確定了合理的沿空掘巷位置。張常光等[7]建立傾斜煤層條帶煤柱留設寬度的統(tǒng)一解。柏建彪等[8]、張廣超等[9]通過數(shù)值模擬確定了合理的煤柱寬度范圍。祁方坤等[10]基于采空側煤體傾向支承壓力分布特征以及護巷煤柱體的極限平衡理論，確定了護巷窄煤柱合理留設寬度的上、下限值解析表達式。張科學等[11]運用極限平衡理論、數(shù)值分析和現(xiàn)場工業(yè)性試驗相結合的方法，確定了窄煤柱寬度。薛康生等[12]基于內(nèi)外應力場理論以及彈性核理論，理論分析確定了沿空掘巷煤柱寬度合理范圍解析表達式。崔建軍[13]提出了以強幫支護為主、頂幫協(xié)調支護的高預應力控制技術。郭金剛等[14]針對綜放沿空掘巷采動大提出了頂板以高強高預應力讓壓錨桿支護系統(tǒng)、梯級錨固的束錨索支護系統(tǒng)以及多錨索-鋼帶桁架支護系統(tǒng)的強力聯(lián)合控制技術。張鵬鵬等[15]理論計算了合理煤柱寬度的上下限值，回風巷掘巷期間采用錨桿+長短錨索一次支護，回采期間對煤柱幫進行鉆孔注漿加固2次支護。何富連等[16-17]針對綜放沿空掘巷提出了“高強錨桿支護+非對稱錨索+桁架錨索”的綜合控制措施。

基于此，以某礦的地質條件為背景，采用錯層位沿空掘巷的巷道布置方式，建立基本頂關鍵塊斷裂力學模型，求解煤柱上的應力和應力集中系數(shù)，建立緩斜中厚煤層采空側實體煤力學模型，理論推導出極限平衡區(qū)寬度，從而確定巷道布置位置，提出“相鄰巷道聯(lián)合支護和非對稱控制技術相結合”的綜合圍巖控制技術，確定巷道支護參數(shù)，通過數(shù)值模擬與傳統(tǒng)巷道支護進行比較，并進行工業(yè)試驗驗證錯層位沿空掘巷綜合圍巖控制技術效果。

1 工程概況

某礦礦井所采7號煤平均埋深480 m，煤層厚度3.10～3.56 m，平均厚3.3 m，傾角18°～23°，平均20°左右。工作面傾斜長度150 m，走向長度870 m。相鄰區(qū)段間留設寬35 m保護煤柱，煤損大，且接續(xù)面巷道采用普通錨桿索支護，巷道圍巖出現(xiàn)大變形，頂板發(fā)生離層，錨桿索出現(xiàn)失效、拉斷等現(xiàn)象，巷道圍巖穩(wěn)定性較差。為提高資源采出率及維護巷道穩(wěn)定，對巷道進行優(yōu)化布置，采用錯層位沿空掘巷巷道布置方式進行試驗，工作面平面圖如圖1所示，工作面布置如圖2所示。

圖1 工作面平面

圖2 工作面布置

直接頂為砂質泥巖，厚4 m，灰色，巖性不均勻含砂粒；基本頂為泥巖，厚6 m，黑色，巖性細膩均勻，質純凈，富含豌足類碎片；直接底為粉砂巖，厚2 m，成分以石英、巖屑為主，剪節(jié)理，具裂隙；基本底為砂質泥巖，厚4 m，具剪節(jié)理，遇水易變軟膨脹。7號 煤頂?shù)装寰C合柱狀圖如圖3所示。

圖3 綜合柱狀圖

2 煤柱應力集中系數(shù)計算

2.1 關鍵層確定

工作面回采后，頂板巖層從下往上垮落，為確定頂板關鍵層位置及基本頂所承受載荷，可用式(1)計算，基本頂及以上巖層參數(shù)見表1。

表1 基本頂及以上各巖層參數(shù)

(1)

式中：(qn)1為n層巖層對第1層影響時形成的載荷；h1，h2，…，hn為各巖層厚度，m；E1，E2，…，En為各巖層彈性模量，MPa；γ1，γ2，…，γ3為各巖層容重，kN/m3；α為煤層傾角,(°)。

經(jīng)計算：q1=129.69 kPa，(q2)1=160.71 kPa，(q3)1=29.77 kPa<(q2)1，經(jīng)過以上計算可知，第1，2層對第1層有影響，第3層對第1層沒有影響，故第3層位關鍵層，且第1層承受上覆巖層載荷為160.71 kPa。

2.2 基本頂周期及側向垮落步距

基本頂初次垮落后，工作面繼續(xù)向前推進，基本頂發(fā)生周期性垮落，其垮落步距為

(2)

式中：L1為基本頂周期垮落步距，m；h1為基本頂厚度，m；Rt為基本頂抗拉強度，MPa；q′為基本頂承受上覆載荷，MPa。

基本頂沿傾斜方向垮落步距為

(3)

將h1=6 m，Rt=2.17 MPa，q′=(q2)1=0.16 MPa代入式(2)可得：L1=12.73 m，L2=13.12 m。

2.3 塊體力學分析

1216工作面回采結束后，直接頂垮落充填采空區(qū)，基本頂斷裂形成巖體A、巖塊B和巖塊C，巖塊B的斷裂發(fā)生在彈塑性交界處，且在巖塊B下部煤巖體處于應力降低區(qū)，適合沿空掘巷布置1218進風巷，基本頂斷裂形成的鉸接結構力學模型如圖4所示。

圖4 關鍵塊斷裂力學模型

2.3.1 巖體A受力分析

如圖4所示，巖體A與巖塊B的鉸接點的豎直方向位移為

(4)

通過現(xiàn)場觀測巖塊A的位移為0.3 m，通過式(5)可推出fBA：

(5)

式中：q2為下位巖層支撐載荷，kN/m；q0為上覆巖層載荷，kN/m；fBA為B巖塊對A巖塊施加垂直作用力，kN；LA，E，I分別為巖塊A的長度(m)，彈性模量(MPa)和慣性矩(m4)。

2.3.2 巖塊C受力分析

根據(jù)力學關系可得：

TBC=RC

(6)

巖塊C對巖塊B的沿煤層傾向推力TBC可用式(7)計算

(7)

式中：GB為巖塊B自重，kN；GR為巖塊B上覆軟弱巖層重量，kN；hB為巖塊B厚度，m。

GB=Sh1γ2

(8)

GR=ShRγ1

(9)

式中：S為巖塊B面積，m2，S=L1L2/2;hR、γ1分別為巖塊B上覆軟弱巖層厚度(m)及體積力，kN/m3；γ2為巖塊B體積力，kN/m3。

2.3.3 巖塊B受力分析

對巖塊A,B鉸接點取矩，∑M鉸接點=0，可得:

(10)

巖塊A,B之間沿煤層傾向推力與巖塊B,C之間沿煤層傾向推力關系為

TAB=2TBCcosφ

(11)

將式(7)代入式(11)可得：

(12)

巖塊B受力平衡，得平衡方程為

GB+q3LBcosφ-FM-fCB-fAB=0

(13)

由式(10)、(12)和(13)可推導出煤柱所受壓力荷載：

(14)

根據(jù)現(xiàn)場實測和理論計算，可得出如下參數(shù)：E=2.1 MPa，I=236 m4，ω=0.3 m，q0=12.10×103kN/m，q2=12.11×103kN/m，q3=8×103kN/m，LA=LB=13.12 m，GA=23.05 kN，GB=11.52 kN，GR=6.41 kN，h1=6 m，φ=13.5°，θ=14°，l=5.5 m。將上述參數(shù)代入式(14)可計算煤柱承受載荷為55.71×103kN，則煤柱承受應力集中為55.71 MPa，故應力集中系數(shù)k=55.71/12.10=4.60。

3 窄煤柱寬度理論計算

3.1 理論推導

如圖5所示，沿煤層傾向和垂向建立直角坐標系，下方煤體受集中應力影響，沿坐標系產(chǎn)生的集中應力分量為σx、σy，且應考慮下部煤體受到采空區(qū)垮落矸石和遺留三角煤推力的影響，建立力學模型。

圖5 煤體內(nèi)應力分區(qū)

1216工作面開采后，直接頂垮落充填采區(qū)，由于基本頂斷裂形成垮落角，垮落角以上質量由基本頂及其上覆巖層承擔。則垮落矸石質量[18]為

(15)

式中：M′為三角煤高度，m；ψ為斜坡角，(°)；θ為巖層垮落角，(°)；γ1為直接頂容重，kN/m3；∑h為直接頂厚度，m。

采用錯層位開采，工作面開采會留一部分三角煤，則三角煤質量為

(16)

式中，γ2為煤層容重，MPa。

本文煤層緩傾斜，故分析重點為直接頂垮落矸石和三角煤體沿煤層傾斜方向對下幫煤體推力為

Px=F=(G1+G2)sinα

(17)

式中，α為煤層傾角，(°)。

按照圖2建立的坐標系的極限平衡方程為

τxy=c0+σytanφ0

(18)

式中：τxy為剪應力，MPa；σy為正應力，MPa；φ0為內(nèi)摩擦角，(°)。

由于煤層傾角存在，沿煤層傾向、垂向均會產(chǎn)生應力分量，則集中應力在下幫煤體x=x0處得[19]：

(19)

式中：A為側壓系數(shù)；k1,k2分別為煤層垂向、傾向應力集中分量，且k1=kcosα，k2=ksinα。

因此，在采空區(qū)前方建立極限平衡方程為

(20)

式中，M為煤層厚度，m。

將式(20)代入到平面平衡微分方程，得：

(21)

由式(21)可知，σy為關于x,y的函數(shù)，因此令下幫煤體垂直應力分布滿足σy=f(x)g(x)，式(21)可改寫為

(22)

令上述函數(shù)同等于常數(shù)B，則對等式兩邊分布求導，得：

(23)

因此可求得：

(24)

在煤層厚度范圍內(nèi)，可認為沿Y方向垂向應力不變。因此令B0=B1B2exp(B4)，代入(24)和(18)得：

(25)

由式(25)代入式(18)，(20)得：

(26)

將式(26)、式(17)代入式(25)、式(18)得

(27)

根據(jù)頂板巖石力學實驗和地應力測試，得到如下參數(shù)：M′=3.5 m，ψ=3°，θ=14°，M=3.5 m，α=20°，H=480 m，A=0.49，γ1=22 kN/m3，γ2=15 kN/m3，φ0=28°，c0=3.01 MPa，k1=4.33，k2=1.57。將上述參數(shù)代入式(27)，得到塑性區(qū)寬度為11.35 m。

3.2 確定煤柱寬度

為使1218回風巷處于低應力區(qū)，需將巷道布置在極限平衡區(qū)內(nèi)，此外窄煤柱寬度與巷道寬度之和應小于極限平衡區(qū)寬度，巷道寬4 m，則窄煤柱可選擇范圍為0～7 m。由于上工作面采空區(qū)垮落矸石與三角煤沿煤層傾向向下產(chǎn)生的擠壓力使下方煤體產(chǎn)生一定范圍的塑性破壞[6]，若窄煤柱寬度選擇0～3 m，裂隙比較發(fā)育，巷道易破碎，且不利于阻擋采空區(qū)的水、火、瓦斯等。若煤柱寬度在6～7 m，則巷道易靠近極限平衡區(qū)，支承壓力較大，巷道易發(fā)生變形失穩(wěn)，亦不宜布置巷道。則合理煤柱寬度為4～5 m，確定煤柱寬度5 m。

4 錯層位沿空掘巷圍巖控制技術

4.1 圍巖控制技術

采用相鄰巷道聯(lián)合支護技術[20]和非對稱控制技術。

1)相鄰巷道聯(lián)合支護技術。1216進風巷向右?guī)痛蝈^索與1218回風巷頂板錨索形成一個交叉區(qū)域，增加頂板支護密度，即形成一個聯(lián)合錨固區(qū)。對巷道頂板形成三重承載結構，第1重為頂錨桿形成的淺部錨固區(qū)，第2重為頂錨索打到穩(wěn)定巖層中形成懸吊作用，第3重為上巷側幫錨索與下巷頂錨索形成的聯(lián)合錨固區(qū)?？梢杂行Ц淖兩细矌r層的力學性質，提高圍巖的承載能力。

2)非對稱控制技術。1218回風巷煤柱幫側采用注漿錨桿并減少排距。1216工作面回采產(chǎn)生的側向支承壓力使煤體產(chǎn)生一定范圍破裂區(qū)，裂隙發(fā)育，1218回風巷掘進后圍巖應力重新分布，煤柱幫側進一步破碎，采用注漿錨桿可充填圍巖裂隙，可改善圍巖力學性能，提高圍巖的強度和剛度，通過減少排距，使圍巖承載力進一步增強。

4.2 支護參數(shù)

1218進風巷支護參數(shù)：頂板、幫部錨桿規(guī)格為?20 mm×2 400 mm，頂板錨桿間排距為800 mm×800 mm，1組5根，采用鋼筋托梁和菱形金屬網(wǎng)護頂；左幫錨桿間排距為800 mm×800 mm，1組4根，右?guī)湾^桿排距為800 mm，1組1根，采用塑料網(wǎng)護幫。采用錨索進行加強支護，頂錨索長度為8 m，間排距為1 800 mm×1 800 mm，1組2根。為配合接續(xù)工作面回風巷的支護，將該工作面進風巷右?guī)湾^索長度設計為9.5 m，間排距1 000 mm×1 000 mm，1組2根。

1216回風巷支護參數(shù)：頂板，兩幫錨桿規(guī)格為?22 mm×2 400 mm，左幫間排距為800 mm×700 mm，頂板及右?guī)烷g排距為800 mm×800 mm，其中頂板錨桿1組5根，采用菱形金屬網(wǎng)護頂；左幫錨桿為注漿錨桿，兩幫幫部錨桿每組各4根，采用鋼絲網(wǎng)護幫。區(qū)段回風巷頂板錨索長度14 m，間排距為1 800 mm×1 800 mm，1組2根，靠近煤柱側頂錨索為加強錨索。相鄰巷道支護斷面圖如圖6所示。

圖6 相鄰巷道聯(lián)合支護斷面

5 數(shù)值模擬

根據(jù)某礦地質情況，設計模型尺寸X×Y×Z=240 m×100 m×160 m，三維模型如圖7所示，模型上方按至地表巖體的自重施加12.10 MPa荷載，約束模型底部和四周縱向和橫向位移，采用摩爾-庫倫強度軟化模型，煤巖物理力學參數(shù)見表2。

圖7 三維模型

表2 模型各巖層的物理力學參數(shù)

5.1 垂直應力

由圖8a可以看出，相鄰區(qū)段間留設寬5 m煤柱，采用相鄰巷道聯(lián)合支護技術和非對稱控制技術的綜合圍巖控制技術，頂板應力分布較均勻，聯(lián)合錨固區(qū)顏色基本相同，垂直應力約為30 MPa，大于原巖應力12.1 MPa，可承載一部分上覆巖層重量；窄煤柱處仍會出現(xiàn)應力集中，最大值約為53 MPa，但由于上下區(qū)段相鄰巷道存在垂直錯距，1218回風巷左幫受應力集中影響減弱，約為30 MPa。由圖8b可看出，區(qū)段間留設寬35 m煤柱，煤柱間最小應力約為20 MPa，大于原巖應力，1218回風巷受上區(qū)段回采影響，且巷道頂?shù)装宕怪睉∮谠瓗r應力，說明破碎區(qū)已經(jīng)延展到圍巖深處，導致支護難以錨固進入較為穩(wěn)定巖層中，進而導致支護失效。

圖8 錯層位聯(lián)合支護和傳統(tǒng)巷道支護垂直應力

5.2 塑性區(qū)分布分析

圖例中“n”表示現(xiàn)在正在發(fā)生破壞，“p”表示先前發(fā)生破壞，現(xiàn)在未發(fā)生破壞。圖9a中1216進風巷右?guī)湾^索與1218回風巷頂板錨索形成的聯(lián)合錨固區(qū)域未發(fā)生破壞且聯(lián)合錨固區(qū)左側有一部分未發(fā)生破壞，說明聯(lián)合支護對破碎區(qū)繼續(xù)向深處延展起到了阻礙作用，非對稱支護可抑制塑性區(qū)擴展；1218回風巷左幫發(fā)生剪切破壞顏色均為紅色，說明左幫受力較均勻；1218回風巷除靠近右側巷幫處在發(fā)生剪切破壞，離右?guī)洼^遠處的剪切破壞已停止。圖9b中的傳統(tǒng)巷道支護條件下，35 m煤柱已發(fā)生破壞，1218回風巷頂板剪切破壞范圍大于錯層位聯(lián)合支護頂板破壞范圍，底板已發(fā)生剪切破壞，巷道兩幫發(fā)生剪切和拉伸破壞并且巷道圍巖的塑性區(qū)繼續(xù)向深部延展，支護基本失效，巷道最終失穩(wěn)。

圖9 錯層位聯(lián)合支護和傳統(tǒng)巷道支護塑性區(qū)

綜上所述，采用錯層位沿空掘巷綜合圍巖控制技術雖然煤柱尺寸減少了30 m，但仍能有效控制圍巖變形。

6 工業(yè)試驗

在1218回風巷道掘進過程中，在巷道頂板，底板，兩幫中部各布置測點，對巷道圍巖變化量進行為期90 d監(jiān)測，如圖10所示。

圖10 圍巖變形量

由圖10可知，巷道開掘后圍巖變形較大，50 d后逐漸趨于平緩，而后圍巖變形量雖有所增加，但變化不大，在75 d后基本保持不變。頂板最大下沉量為74 mm，底鼓最大為32 mm，煤柱幫側位移最大為58 mm，實體煤幫側最大位移量為45 mm。說明采用綜合圍巖控制技術可有效控制圍巖變形。

7 結 論

1)建立了錯層位巷道布置下基本頂鉸接巖塊力學模型，求解出作用在煤柱上的應力為55.71 MPa，應力集中系數(shù)為4.60，進而得出煤層垂向應力集中系數(shù)分量4.33、傾向應力集中系數(shù)分量1.57。

2)建立了緩斜中厚煤層錯層位沿空掘巷采空實體煤側力學模型，理論推導、計算極限平衡區(qū)范圍為0～11.35 m，確定了窄煤柱寬度為5 m。

3)為控制1218進風巷巷道圍巖變形，采用“相鄰巷道聯(lián)合支護技術+非對稱支護技術”的綜合圍巖控制技術，采用數(shù)值模擬對比分析錯層位沿空掘巷聯(lián)合支護和傳統(tǒng)巷道支護，綜合圍巖控制技術表現(xiàn)在頂板淺部垂直應力大于圍巖應力對頂板具有承載能力和塑性區(qū)在聯(lián)合錨固區(qū)部分未出現(xiàn)破壞，表明綜合圍巖控制技術可提高圍巖強度和抗破壞能力。對1218進風巷進行工業(yè)試驗，監(jiān)測結果表明采用綜合圍巖控制技術可有效控制圍巖變形。