李彥恒，許勁峰，滿劍奇，陶 真，任 川，李文慧，趙 昕，李 沖

(1.河北工程大學(xué)地球科學(xué)與工程學(xué)院，河北 邯鄲 056038；2.河北工程大學(xué)河北省資源勘查研究重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北省煤炭開(kāi)發(fā)協(xié)同創(chuàng)新中心，河北 邯鄲 056038；3.中國(guó)煤炭地質(zhì)總局水文地質(zhì)局，河北 邯鄲 056038)

實(shí)踐證明，煤層開(kāi)采過(guò)程中，由于覆巖頂重的傳遞作用，底板巖體應(yīng)力會(huì)發(fā)生周期性變化，這種變化可能導(dǎo)致底板產(chǎn)生大量的裂隙與裂縫，最終形成一定深度的底板破壞帶[1-2]。底板破壞帶的產(chǎn)生大大降低了隔水層厚度，為下部含水層提供突水通道，引發(fā)突水事故。因此，在采煤過(guò)程中，提前預(yù)判地下水在何時(shí)、何地以及如何涌入是非常重要的[3-4]。長(zhǎng)期以來(lái)，很多專家學(xué)者從不同方面對(duì)底板突水通道發(fā)育規(guī)律進(jìn)行了研究[5-9]。隨著淺部煤炭資源逐漸枯竭化，煤炭開(kāi)采開(kāi)始轉(zhuǎn)向“三高”賦存環(huán)境及“強(qiáng)擾動(dòng)”和“強(qiáng)時(shí)效”的深部?jī)A斜煤層[10]，尤其是底部受高承壓水的威脅，一旦底板破壞溝通含水層，往往導(dǎo)致難以防止的礦井突水事故，造成人員傷亡和經(jīng)濟(jì)損失[11]。因此，原有針對(duì)淺部或近水平煤層開(kāi)采的理論研究，已經(jīng)不適合用于分析深部?jī)A斜煤層底板的破壞特征[12-13]；室內(nèi)相似試驗(yàn)強(qiáng)烈改變了深部巖體的“三高”環(huán)境，得出的結(jié)果具有很大不確定性[14]；對(duì)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)的工作要求，也必須根據(jù)特定的環(huán)境條件來(lái)選擇合適的方法；而數(shù)值模擬軟件則更加需要靈活地發(fā)揮模擬參數(shù)賦值和邊界條件確定的特長(zhǎng)。

鑒于以上情況，本文以羊東煤礦開(kāi)采深部4#傾斜煤層為例，在彈塑性力學(xué)和滑移線場(chǎng)等理論基礎(chǔ)上，結(jié)合數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的方法，對(duì)深部?jī)A斜煤層底板破壞情況、應(yīng)力變化情況及破壞深度進(jìn)行系統(tǒng)分析。

1 理論分析

1.1 傾斜煤層底板受力及破壞特征分析

長(zhǎng)期以來(lái)的研究表明，煤層采動(dòng)會(huì)使周圍處于初始平衡狀態(tài)的巖層發(fā)生擾動(dòng)，導(dǎo)致應(yīng)力重新分布，進(jìn)而在采場(chǎng)周圍巖體形成支承壓力[15](近似等效荷載q)，該支承壓力可以分解為垂直于工作面方向的垂向壓力q1和平行于煤層傾斜方向的剪切力q2，如圖1所示。該應(yīng)力變化過(guò)程主要表現(xiàn)為工作面上方原始應(yīng)力發(fā)生轉(zhuǎn)移，形成應(yīng)力傳遞區(qū)(Ⅰ)，隨后應(yīng)力逐漸減小(Ⅱ)；而在工作面前方煤層形成了應(yīng)力集中區(qū)(Ⅲ)，在一定距離處應(yīng)力達(dá)到最大；而未被擾動(dòng)的前方煤層地方仍為原始應(yīng)力區(qū)(Ⅳ)，支承壓力分布形態(tài)近似呈現(xiàn)馬鞍狀。

由圖1可知，當(dāng)施加在巖體上的支承壓力達(dá)到或超過(guò)某一臨界值時(shí)，底板巖體在卸壓過(guò)程中發(fā)生鼓脹破壞，形成底板采動(dòng)破壞帶(①區(qū))；在傾斜剪切應(yīng)力q2作用下，已發(fā)生破壞的底板巖體將向下方滑動(dòng)，并形成一個(gè)連續(xù)的滑移破壞帶，同時(shí)也帶動(dòng)了最大破壞深度的移動(dòng)[16](②區(qū))。在形狀上，沿煤層傾斜方向大致呈現(xiàn)一個(gè)下大上小的勺型。

圖1 傾斜煤層底板破壞特征及力學(xué)模型Fig.1 Failure characteristics and mechanical model ofinclined coal seam floor

1.2 底板巖層破壞深度分析

圖2是煤層底板任意單元在極坐標(biāo)系下受力計(jì)算模型[10]。由彈性力學(xué)中的空間半無(wú)限平面體理論[17]可知，作用在煤層底板巖層中的應(yīng)力，可以看作由各個(gè)微小集中應(yīng)力疊加而成。當(dāng)煤層底板內(nèi)任意一點(diǎn)M(ρ,θ)發(fā)生破壞，在應(yīng)力極限平衡條件下，可得出傾斜煤層底板最大破壞深度[18]，見(jiàn)式(1)。

圖2 煤層底板任意點(diǎn)處分布荷載計(jì)算模型圖Fig.2 Calculation model of distributed load atany point of coal seam floor

(1)

式中：β=arccos(cosαsinφ0-sinα)；H、M分別為煤層埋深和采厚，m；α、φ0分別為煤層傾角和底板巖層內(nèi)摩擦角，(°)；k、λ分別為工作面支承壓力系數(shù)、頂板巖層冒落帶系數(shù)；C為底板巖層的內(nèi)聚力，MPa；ρ為底板巖層密度，kg/m3。

根據(jù)羊東煤礦8469工作面情況，深部4#煤層傾角為10°，煤層埋深和采厚分別為700 m和1.2 m，底板巖層平均內(nèi)摩擦角為30°，支承應(yīng)力系數(shù)和頂板冒落帶系數(shù)分別取值為1.875、1.250；底板巖層平均內(nèi)聚力為4.4 MPa，平均密度為2 395 kg/m3。將數(shù)據(jù)代入式(1)，得出最大破壞深度為29.2 m。

2 傾斜煤層采動(dòng)底板破壞數(shù)值模擬

2.1 研究區(qū)工程概況

羊東煤礦8469工作面走向長(zhǎng)度為712 m，傾向長(zhǎng)度為160 m，埋深為700 m。主要開(kāi)采深部4#煤層，該煤層平均厚度1.20 m，煤層傾角為10°，煤層上部結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，穩(wěn)定可采。在實(shí)際開(kāi)挖過(guò)程中，采用全部垮落法對(duì)采空區(qū)進(jìn)行處理。

2.2 數(shù)值模擬計(jì)算

2.2.1 模型建立

為進(jìn)一步了解煤層采動(dòng)底板破壞情況，本次選用FLAC3D軟件進(jìn)行數(shù)值模擬。靈活的FISH語(yǔ)言可以在開(kāi)挖過(guò)程中獲取任意時(shí)刻任意單元所發(fā)生的變化。計(jì)算破壞服從摩爾-庫(kù)倫準(zhǔn)則，根據(jù)羊東煤礦8469工作面概況，設(shè)置巖層傾向、走向和垂直方向分別為模型的X軸方向、Y軸方向和Z軸方向，建立一個(gè)260 m×400 m×220 m的數(shù)值模型。考慮到工作面所處地質(zhì)環(huán)境，在工作面四周各留出50 m的煤柱，以抵消邊界效應(yīng)。同時(shí)，對(duì)模型四周和底部進(jìn)行位移和應(yīng)力約束，模型頂部施加等效荷載代替上覆巖層，如圖3和圖4所示。在開(kāi)采過(guò)程中，設(shè)置開(kāi)挖步距為15 m，一次采全高，讓垮落的巖體充填采空區(qū)，經(jīng)節(jié)點(diǎn)應(yīng)力收斂平衡后方可進(jìn)行下一步開(kāi)挖工作，共計(jì)開(kāi)挖20步。模擬模型中所用的相關(guān)巖石力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1。

圖3 工作面開(kāi)挖示意圖Fig.3 Schematic diagram of working face excavation

圖4 數(shù)值模型圖Fig.4 Numerical simulation model

表1 巖石物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of rock

2.2.2 底板塑性發(fā)育及破壞特征分析

在開(kāi)挖過(guò)程中，對(duì)采動(dòng)過(guò)程中所有節(jié)點(diǎn)應(yīng)力變化進(jìn)行監(jiān)測(cè)，所得出的均是節(jié)點(diǎn)應(yīng)力平衡之后的結(jié)果。煤層走向上，選取推進(jìn)75 m、150 m、225 m和300 m的模擬結(jié)果；煤層傾向上，選取推進(jìn)180 m時(shí)的塑性圖。監(jiān)測(cè)每一步發(fā)生塑性變形的單元，得出其最大破壞深度與推進(jìn)距離關(guān)系。

由圖5可知，推進(jìn)75 m時(shí)，采空區(qū)的產(chǎn)生使得頂板、底板巖層先發(fā)生拉張破壞，底板巖層受到垮落巖體的擠壓作用被壓實(shí)壓密，從而形成剪切破壞和拉張破壞的塑性區(qū)；在工作面兩端主要發(fā)生剪切破壞，裂隙發(fā)育范圍較小，此時(shí)周圍巖體處于較為穩(wěn)定的狀態(tài)。隨著工作面繼續(xù)向前推進(jìn)，塑性區(qū)發(fā)育范圍進(jìn)一步擴(kuò)展，煤層底板發(fā)生大規(guī)模變形破壞；在推進(jìn)225 m時(shí)，雖然巖層塑性變形區(qū)也在不斷擴(kuò)大，但垂向上變化相對(duì)較小，此時(shí)底板巖層逐漸產(chǎn)生穩(wěn)定破壞帶；結(jié)合圖6，推進(jìn)255 m以后，底板垂向上破壞深度不在發(fā)生變化，此時(shí)底板由拉張破壞轉(zhuǎn)向以剪切破壞為主。 此時(shí)裂隙發(fā)育最大深度為28.75 m。

圖5 推進(jìn)不同距離走向切片塑性區(qū)圖Fig.5 Plastic zone of slices along different distances

圖6 推進(jìn)距離與底板最大破壞深度關(guān)系圖Fig.6 Relationship between pushing distance andmaximum failure depth of bottom plate

由圖7可知，沿煤層傾向方向，底板巖層破壞近似呈一個(gè)下大上小的勺型形狀，與理論分析較為相符，最大破壞深度結(jié)果也較為吻合。

圖7 推進(jìn)180 m時(shí)傾向切片塑性區(qū)圖Fig.7 Plastic zone of inclined slice when advancing 180 m

2.2.3 底板應(yīng)力變化分析

圖8和圖9是工作面推進(jìn)300 m時(shí)的應(yīng)力等值線圖。對(duì)比圖8和圖9可知，煤層開(kāi)挖后，頂板巖層失去下部支撐，發(fā)生垮落，將原來(lái)的壓力轉(zhuǎn)移到工作面周邊煤柱，導(dǎo)致工作面兩端產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象。隨著工作面的推進(jìn)，垮落的巖體被壓實(shí)壓密，逐漸將重量傳遞到煤層底板，煤柱上的支承壓力逐漸降低。在應(yīng)力達(dá)到平衡時(shí)形成一個(gè)穩(wěn)定的壓力拱，在形狀上近似呈馬鞍狀。應(yīng)力擾動(dòng)情況與理論分析相符。走向方向上發(fā)生較為對(duì)稱的應(yīng)力變化；而傾向方向上，由于剪切力的作用，底板巖體發(fā)生滑移現(xiàn)象，工作面下側(cè)最大集中應(yīng)力大于上側(cè)，在形狀上呈下大上小的勺型形狀。

圖8 走向方向垂直應(yīng)力等值線圖Fig.8 Vertical stress contour map in strike direction

圖9 傾向方向垂直應(yīng)力等值線圖Fig.9 Vertical stress contour map in dip direction

3 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)驗(yàn)證分析

目前，對(duì)煤層底板破壞深度的實(shí)測(cè)研究有大量方法[19-21]。雖然每種方法都能很好地探測(cè)煤層采后底板破壞情況，但不同的測(cè)試方法往往受到現(xiàn)場(chǎng)條件的制約。根據(jù)測(cè)試條件和實(shí)際開(kāi)采情況，本次選用鉆孔注水觀測(cè)法。在距離切眼25 m處布置3個(gè)注水試驗(yàn)孔，如圖10所示。測(cè)試期間采用持續(xù)注水、間斷觀測(cè)的方式，通過(guò)注水量的大小分析底板裂隙發(fā)育情況，確定底板破壞深度，試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)圖11。注水鉆孔設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 各鉆孔設(shè)計(jì)參數(shù)Table 2 Designed parameters of each borehole

圖10 鉆孔設(shè)計(jì)示意圖Fig.10 Schematic diagram of test borehole design

由圖11可知，孔1處最先受到擾動(dòng)，其最大注水量明顯大于其他監(jiān)測(cè)孔，而且注水量一直處于較高的狀態(tài)，說(shuō)明此處底板破壞嚴(yán)重，產(chǎn)生大量的裂隙、裂縫，而且彼此之間相互連通；當(dāng)停采線距離孔3較近時(shí)，孔3處的注水量才發(fā)生變化，雖然注水量也在隨著推進(jìn)距離的增加不斷增大，但最大單位注水量?jī)H為0.28 L/min，注水量變化波動(dòng)較不明顯，大多處于0.02 L/min左右。說(shuō)明煤層采動(dòng)過(guò)程中對(duì)此處影響甚微，裂隙發(fā)育較少或者幾乎沒(méi)有；孔2處最大單位注水量和受到擾動(dòng)的距離都介于另外兩個(gè)鉆孔之間，而且注水量一直處于比較平穩(wěn)的變化中。說(shuō)明此處在開(kāi)挖過(guò)程中，底板巖層中裂隙的產(chǎn)生-壓實(shí)壓密不斷循環(huán)發(fā)生的結(jié)果。由此可以得出底板最大破壞深度達(dá)25 m左右，與理論分析和數(shù)值模擬中破壞深度得出得結(jié)果比較相似。

圖11 單位注水量與停采線關(guān)系圖Fig.11 Relationship between unit water injectionvolume and stoppage line

4 結(jié) 論

1) 在支承壓力形成過(guò)程中，周圍巖體會(huì)發(fā)生不同的擾動(dòng)應(yīng)力分區(qū)，即應(yīng)力傳遞區(qū)、卸壓區(qū)、應(yīng)力集中區(qū)和原始應(yīng)力區(qū)；在傾斜煤層中，形成的底板采動(dòng)破壞帶在傾斜剪切力作用下轉(zhuǎn)變成滑移破壞帶，在形狀上近似呈一個(gè)勺型。通過(guò)底板任意點(diǎn)破壞深度計(jì)算模型，可得出底板最大破壞深度為29.2 m。

2) 煤層底板塑性破壞范圍與推近距離呈線性變化關(guān)系，但而推進(jìn)255 m后，煤層底板破壞深度不再繼增加，此時(shí)最大破壞深度為28.75 m。破壞形式轉(zhuǎn)向以剪切破壞為主。擾動(dòng)應(yīng)力分區(qū)與理論分析相似，在形狀上呈馬鞍式分布。走向方向上，應(yīng)力呈對(duì)稱式變化規(guī)律。沿工作面傾向方向，底板巖層塑性區(qū)和應(yīng)力變化都呈現(xiàn)出一種非對(duì)稱的勺型分布形態(tài)，符合理論分析模型對(duì)底板破壞形態(tài)的描述，且模擬結(jié)果也與理論計(jì)算結(jié)果相似。

3) 通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)鉆孔注水試驗(yàn)，隨著工作面不斷推進(jìn)，單位注水量的波動(dòng)變化反應(yīng)出工作面推進(jìn)中底板巖體裂隙產(chǎn)生-壓實(shí)壓密之間得交替循環(huán)過(guò)程。底板淺部巖層先發(fā)生破壞，且受到擾動(dòng)影響程度最大，擾動(dòng)范圍隨最大注水量的減小而增加，在底板下25 m處受到影響較小，與理論、模擬結(jié)果較為相符。