孫夢迪, 劉增輝, 王帥帥, 黃凱

(安徽理工大學(xué)礦業(yè)工程學(xué)院， 淮南 232000)

近距離采空區(qū)下巷道頂板受上覆煤層開采和巷道掘進(jìn)兩次采掘擾動，這兩次擾動不僅會改變采空區(qū)下煤巖體的應(yīng)力分布情況，還會對煤層底板產(chǎn)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(xué)者針對采空區(qū)下巷道頂板安全的問題開展了大量研究。在失穩(wěn)機(jī)理研究方面，郝登云等[3]運(yùn)用多種研究方法提出了近距離采空區(qū)下特厚煤層回采巷道頂板失穩(wěn)機(jī)理；汪北方等[4]利用理論分析與相似實(shí)驗(yàn)的方法對采空區(qū)下煤層頂板破斷失穩(wěn)規(guī)律進(jìn)行研究。在研究采空區(qū)對下部巖體擾動規(guī)律方面，劉增輝等[5]、張向陽等[6]利用數(shù)值模擬和理論計算的方法研究了采空區(qū)對下部巖體應(yīng)力擾動特征，總結(jié)了采空區(qū)下巷道掘進(jìn)與回采對卸壓范圍內(nèi)巖體的擾動規(guī)律。在研究回采巷道頂板穩(wěn)定方面，馮國瑞等[7]、董宇等[8]利用數(shù)值模擬和現(xiàn)場實(shí)測的方法提出近距離采空區(qū)下回采巷道頂板變形機(jī)理；王震等[9]通過數(shù)值模擬和現(xiàn)場試驗(yàn)的方法，對極近距離采空區(qū)下回采巷道頂板應(yīng)力及位移變化特征進(jìn)行了研究，并提出了合理的支護(hù)方案。

回采巷道一次成巷具有施工速度快、節(jié)約成本的優(yōu)勢，但是巷道跨度和截面面積大，對頂板的穩(wěn)定性要求高。目前，前人研究多集中在采空區(qū)下一次成巷其支護(hù)技術(shù)[10-11]，而關(guān)于煤層開采與巷道掘進(jìn)對頂板的穩(wěn)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(shù)值模擬和現(xiàn)場實(shí)測的方法對采空區(qū)卸荷影響深度及大斷面巷道一次成巷對頂板的應(yīng)力分布規(guī)律進(jìn)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(nèi)，82煤層平均厚度為2.2 m，煤層上方73煤層采空區(qū)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(qū)的空間位置關(guān)系如圖1所示。

圖1 工程地質(zhì)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(shí)體煤向煤層底板傳遞，當(dāng)?shù)装宄惺艿膲毫Υ笥趲r層底板所能承受的臨界值后，會產(chǎn)生塑性變形，形成底板塑性區(qū)；當(dāng)支承應(yīng)力的大小達(dá)到使巖體發(fā)生完全破壞的極限載荷后，底板處于塑性區(qū)的巖體將會連成一片，塑性區(qū)范圍內(nèi)的巖體向采空區(qū)移動，形成1個連續(xù)的滑移面，這時煤層的采動效應(yīng)對底板巖體的影響最大。此時可以把煤層底板的破壞區(qū)分為：Ⅰ主動極限區(qū)、Ⅱ過渡區(qū)、Ⅲ被動極限區(qū)[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(qū)；Ⅱ?yàn)檫^渡區(qū)；Ⅲ為被動極限區(qū)；α為底板任意破壞點(diǎn)與煤壁連線和底板最大破壞點(diǎn)與煤壁聯(lián)線的夾角；x0為塑性區(qū)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(jù)滑移線場理論可得出采空區(qū)卸荷后底板破壞深度h的表達(dá)式為

(1)

依據(jù)極限平衡理論計算煤壁塑性區(qū)寬度x0，計算公式為

(2)

(3)

式中：m為采高，m；K為應(yīng)力集中系數(shù)，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?shù)装褰佑|面的摩擦系數(shù)；ξ為三軸應(yīng)力系數(shù)；φf為底板巖層的內(nèi)摩擦角；φ為煤體的內(nèi)摩擦角；H為煤層埋深，m；g為重力加速度，m/s2。

(4)

依據(jù)任樓煤礦Ⅱ8224切眼巷道工程地質(zhì)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?shù)装褰佑|摩擦系數(shù)f取值為0.14，依據(jù)表1中的數(shù)據(jù)將73煤層及底板相關(guān)參數(shù)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(shù)Table 1 Mechanical parameters of rock stratums

2.2 煤層底板塑性破壞深度數(shù)值模擬分析

運(yùn)用FLAC3D建立三維模型對采空區(qū)卸荷擾動破壞進(jìn)行模擬計算，依據(jù)任樓煤礦Ⅱ8224切眼巷道工程地質(zhì)報告，82煤層底板及上方部分巖層的物理參數(shù)如表1所示。依據(jù)表1中巖層物理性質(zhì)，對各層巖石進(jìn)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(shè)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(qiáng)度屈服準(zhǔn)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(yīng)煤層與巷道沿y軸方向進(jìn)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(jié)果的準(zhǔn)確性，將巷道上方的網(wǎng)格進(jìn)行加密處理。計算至各個單元初始應(yīng)力平衡后，在不影響計算結(jié)果的情況下，對73煤層進(jìn)行開采。每20 m設(shè)置為一個開采步距，每個步距開挖后再次計算至應(yīng)力平衡，依次計算。模型塑性屈服破壞計算結(jié)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(xiàn)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(qū)之間的巖層取巖芯，在取芯過程中使試樣原有的結(jié)構(gòu)和狀態(tài)盡可能不受破壞，利用RQD(rock quality designation)法對巖石質(zhì)量進(jìn)行評價。選用堅(jiān)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(jié)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(qū)巖芯總長度為2.55 m，老頂細(xì)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(jié)大于或等于10 cm的巖芯、巖層的RQD值及巖層工程分級結(jié)果，如表2所示。

從表2中的分級結(jié)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(qū)的部分細(xì)砂巖也被分為極差的Ⅴ級巖體。由于采空區(qū)對底板的卸荷擾動破壞，使細(xì)砂巖在同一個工程條件下，上、下兩部分在工程分級結(jié)果上有所差別。采空區(qū)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(qū)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(jié)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(yīng)力的影響

利用FLAC3D數(shù)值模擬軟件對巷道頂板所受應(yīng)力變化規(guī)律進(jìn)行分析。當(dāng)73煤開采計算至應(yīng)力平衡后，在巷道開采方向的中間點(diǎn)取剖面，垂直應(yīng)力計算結(jié)果的分布云圖如圖5(a)所示，依據(jù)計算結(jié)果對巷道頂板內(nèi)的垂直應(yīng)力進(jìn)行分析。切眼巷道開挖后，垂直應(yīng)力計算結(jié)果如圖5(b)所示。

在巷道中點(diǎn)設(shè)置監(jiān)測點(diǎn)并提取監(jiān)測點(diǎn)的計算結(jié)果，為直觀地表示出切眼巷道上方巖層內(nèi)的垂直應(yīng)力與切眼距離兩者之間的關(guān)系變化，如圖6所示。

從圖6中可以看出，73煤開采后，采空區(qū)下巷道頂板內(nèi)的垂直應(yīng)力與切眼的距離越大，應(yīng)力越?。磺醒坶_挖后頂板內(nèi)巖石受到的垂直應(yīng)力與頂板的距離呈“^”字形關(guān)系，先增加后減小。0～6 m為應(yīng)力升高區(qū)，6～11 m為應(yīng)力降低區(qū)。在第6 m處應(yīng)力值最大，為1.05 MPa。切眼巷道開挖后，巷道受到的垂直應(yīng)力小于開挖前。

圖5 垂直應(yīng)力分布云圖Fig.5 Vertical stress distribution graph

圖6 頂板內(nèi)垂直應(yīng)力分布Fig.6 Vertical stress distribution of roadway’s roof

3.2 巷道開挖對頂板水平應(yīng)力的影響

在計算模型的中間點(diǎn)取x-x剖面，對模型中的水平應(yīng)力計算結(jié)果進(jìn)行分析。模型水平應(yīng)力計算結(jié)果如圖7所示。

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

提取巷道中心線上頂板內(nèi)的水平應(yīng)力并繪制折線圖，如圖8所示?？梢钥闯?，切眼巷道沒有開挖時，巷道頂板0～3 m范圍水平應(yīng)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(yīng)力。0～5.5 m范圍的巷道頂板一直處于受壓狀態(tài)，5.5～11 m范圍頂板一直處于受拉狀態(tài)，巷道頂板的應(yīng)力狀態(tài)不受巷道開挖的影響。

圖7 水平應(yīng)力分布云圖Fig.7 Horizontal stress distribution graph

圖8 頂板內(nèi)水平應(yīng)力分布Fig.8 Horizontal stress distribution of roadway’s roof

3.3 巷道頂板下沉量實(shí)測

在巷道中點(diǎn)后60 m、巷道中點(diǎn)前60 m和巷道中點(diǎn)設(shè)置3個巷道監(jiān)測斷面，對巷道頂板下沉速度進(jìn)行監(jiān)測，得出頂板下沉速度隨時間的變化關(guān)系如圖9所示。

從圖9中可以看出，巷道頂板的最大下沉速度為15 mm/d，下沉速度較小。巷道頂板的下沉速度在第14天降為0，停止收斂。3個斷面中頂板最大下沉量為97 mm，平均下沉量為90.3 mm。與其他回采巷道相比，下沉?xí)r間和下沉量相對較小。

圖9 巷道頂板下沉速度Fig.9 Convergence rate of roof and floor

3.4 頂板離層變化

采用多點(diǎn)位移計對頂板離層情況進(jìn)行監(jiān)測，將多點(diǎn)位移計布設(shè)在巷道中心線上。監(jiān)測4個基點(diǎn)，分別為切眼巷道頂板內(nèi)1、3.5、6.5、8 m處。頂板離層監(jiān)測結(jié)果如圖10所示。

從圖10中可以看出，1、3.5、6.5 m這3個基點(diǎn)測得的數(shù)據(jù)沒有發(fā)生變化，巷道上方0～6.5 m的巖層沒有發(fā)生離層，而頂板深處8 m的基點(diǎn)監(jiān)測數(shù)據(jù)發(fā)生變化，與下方巖層的相對位移量為2 mm，離層量不同步。所以是8 m處的巖層向采空區(qū)內(nèi)隆起而形成離層。

圖10 頂板離層量Fig.10 Separation amount of roof

4 結(jié)論

(1)上覆煤層底板塑性破壞范圍的結(jié)合理論計算結(jié)果、數(shù)值模擬計算結(jié)果和RQD法分析結(jié)果三者一致，可得出采空區(qū)卸荷對底板擾動的塑性破壞深度為5.2 m。

(2)采空區(qū)下巷道開挖，主要影響巷道頂板垂直應(yīng)力的變化。巷道開挖后，頂板的垂直應(yīng)力小于開挖前。

(3)巷道頂板受上方采空區(qū)卸荷影響，下沉速度、下沉?xí)r間和下沉量都比較小，且卸荷擾動破壞范圍內(nèi)的巖層會向采空區(qū)內(nèi)隆起而形成離層。