深部開采沿空巷道沖擊危險性的工程判據

姜福興,王建超,孫廣京,朱斯陶

(1.北京科技大學土木與環境工程學院,北京 100083;2.山東新巨龍能源有限責任公司,山東菏澤 274918)

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深部開采沿空巷道沖擊危險性的工程判據

姜福興1,王建超1,孫廣京2,朱斯陶1

(1.北京科技大學土木與環境工程學院,北京 100083;2.山東新巨龍能源有限責任公司,山東菏澤 274918)

摘 要:為研究深部開采沿空巷道沖擊地壓的發生條件,以沿空巷道應力場分布為切入點,建立了相應的工程力學模型,分析得到沿空巷道圍巖高應力區附近的高應力差區是發生沖擊地壓的主要區域。以高應力差區的煤體為研究對象,分析得到了沿空巷道沖擊地壓發生的應力條件、應力梯度條件及煤體的沖擊傾向性條件,并推導了沖擊危險性的工程判據。結果表明:決定沖擊地壓危險性的關鍵因素是高應力差區域的應力峰值、應力差值、應力梯度和煤巖體強度以及沖擊傾向性;通過調整沿空巷道實體煤巷幫與高應力峰值位置的間距,合理布置沿空巷道位置,可以有效控制沿空巷道的沖擊地壓災害。

關鍵詞:深部開采;沿空巷道;沖擊地壓;工程判據

責任編輯:常 琛

姜福興,王建超,孫廣京,等.深部開采沿空巷道沖擊危險性的工程判據[J].煤炭學報,2015,40(8):1729-1736.doi:10.13225/ j.cnki.jccs.2014.1388

沿空巷道沖擊地壓災害是深部煤礦開采面臨的世界性難題[1-4]。近年來,在我國華東、東北、華中等地區的深部煤礦開采中,發生了多起沿空巷道的沖擊地壓事故,造成了大量的人員傷亡和財產損失,嚴重地影響了深部礦井的安全生產。

對于深部開采沿空巷道沖擊地壓問題,國內外專家學者從形成機制和防治手段等多個方面開展了深入的研究,解決了部分理論難題[5-8]。但深部開采沿空巷道沖擊地壓的形成機制極其復雜,當前的理論和實踐研究都未能從根本上解決問題。

本文以沿空巷道應力場分布為切入點,重點分析了沿空巷道圍巖高應力區和高應力差區對沿空巷道沖擊地壓的決定作用,基于此,通過建立模型和現場驗證,提出了沿空巷道沖擊危險性的工程判據,以期為深部開采沿空巷道沖擊地壓控制提供依據。

1 深部開采沿空巷道應力場分析

1.1 采空區初始側向應力場

采空區初始側向應力場是指沿空巷道掘進前,由上一工作面回采及上覆巖層運動形成的側向支承壓力場,依據宋振騏院士所提支承壓力“內外應力場”概念[9],該應力場如圖1所示。回采工作面上覆巖層運動后,下位巖層垮落并形成穩定結構,高位巖重向工作面兩側轉移,形成支承壓力峰值K1γH;而基本頂及直接頂懸露部分的巖重通過穩定結構向煤體和采空區轉移,形成較低的應力峰值K2γH。

圖1　采空區初始側向應力分布曲線Fig.1 Original lateral stress distribution curve of goaf

圖1中K1,K2分別為高應力峰值和低應力峰值應力集中系數;γ為巖體平均容重;H為煤層埋深, H1,H2分別為高位巖層和低位巖層的厚度;R1,R2分別為高應力峰值位置、低應力峰值位置與煤壁的距離。

高應力峰值位于煤巖體彈性區內,應力集中系數K1>1,低應力峰值位于煤巖體塑性區內,應力一般低于原巖應力(應力集中系數K2<1),且隨巖層結構運動而變化。

1.2 重新分布的側向應力場

由礦山壓力及巖層控制研究可知:

式中,h為煤層采高。

則在千米深井條件下,

因此,與K1相比,K2影響可忽略。沿空巷道掘進后,巷道兩側的應力重新分布,實體煤側巷幫深部煤體呈彈性狀態,承載能力相對較強,出現新應力峰值kγH;而煤柱側煤巖體呈塑性狀態,承載能力相對較差,應力近似均勻分布,如圖2所示。圖中k為巷道實體煤側應力峰值系數,l為高應力峰值位置與實體煤側巷幫的距離,b為巷道寬度,q為煤柱均布載荷。

圖2　巷道掘進后側向應力分布曲線Fig.2 Lateral stress distribution curve of goafafter gob-side entry driving

1.3 沿空巷道應力場與沖擊地壓的關系

1.3.1 高應力區的整體作用

圖1,2中,H2遠遠小于H1,則低位巖層運動對高位巖層的應力分布影響較小,可認為K1γH和R1均不發生明顯變化,高位巖重轉移形成的高應力區以靜態載荷形式存在,構成了沿空巷道的基礎應力場。

1.3.2 高應力差區的局部作用

沿空巷道掘進后,實體煤側煤巖體中產生應力峰值kγH,煤幫處應力近似為0,則在煤幫和應力峰值kγH間存在應力差值區,應力差值為Δσ≈kγH,稱之為高應力差區,如圖2所示。該區距離煤幫較近,且應力差值較大,使得煤巖體處于高度不對稱受力狀態,產生較強剪切力,破壞煤巖體穩定性,若煤巖體具有沖擊傾向性,則極易引起煤幫整體沖擊性失穩而發生沖擊地壓災害。

1.3.3 l值與沿空巷道沖擊危險性的關系

實體煤側巷幫與高應力峰值位置的間距l越小,巷幫應力集中程度越高,應力差值Δσ越大,則沖擊危險性越大;反之,則沖擊危險性越小,如圖3所示。因此在地質和開采因素不發生明顯變化的情況下,必然存在臨界沖擊地壓狀態對應的l值,使得高應力差區域處于沖擊地壓發生的臨界狀態。

2 沿空巷道圍巖高應力及高應力差的工程力學模型

2.1 掘巷前采空區側向應力場簡化模型

為簡化計算并能反映一般規律,建立采空區初始

圖3　l值大小與沖擊危險性關系示意Fig.3 Relationship between impact danger and the value of l

側向應力場簡化模型如圖4所示。圖4中,以采空區煤壁為坐標原點O,以煤體中一點與煤壁的水平距離為橫坐標x,以該點的垂直應力值為縱坐標,建立初始應力場坐標系。依據圖1,采空區初始側向應力曲線可簡化為分段函數,如式(5)所示。

圖4　采空區初始側向應力場簡化模型Fig.4 Simplified model of the original lateral stress field of goaf

初始應力曲線可以看作是高位巖層應力曲線與低位巖層應力曲線的疊加結果,因此在低位巖層擾動范圍外,煤巖體應力曲線可以視為高位巖層的應力顯現,則曲線段[R3,R1]斜率為K1γH/ R1,曲線段[R1, R4]斜率為(K1-1)γH/ (R1- R4)。

式中,R3,R4分別為低位巖層應力影響邊界和高位巖層應力影響邊界與煤壁的距離。

2.2 掘巷后側向應力場簡化模型

依據圖2,采用與圖4相同的簡化方法和坐標系建立沿空巷道掘進后重新分布的側向應力坐標系及應力曲線,如圖5所示。

圖5　巷道掘進后側向應力場簡化模型Fig.5 Simplified model of the original lateral stress field after gob-side entry driving

沿空巷道掘進后側向應力曲線也可簡化為分段函數,如式(6)所示。

式中,x1,x2,x3,x4分別為煤柱側巷幫、實體煤側巷幫、應力差區峰值位置、重分布應力的影響邊界與煤壁的距離,為形象表示各參數的含義,可以用以下公式進行代替:

式中,b為巷道寬度;l為實體煤側巷幫位置至應力高峰值位置的距離;r為應力差峰值位置與實體煤側巷幫位置的距離(也是應力差區域的寬度);s為重分布應力的影響范圍,如圖5所示。

2.3 掘進影響區高應力與高應力差的分析

根據初始應力場與重新分布應力場應力總量不變的原則,建立2個應力場之間的關系,即

式中,∑σ1和∑σ2分別為初始應力場和重新分布應力場的應力之和。

初始應力之和由式(5)積分得到,即

由于K1?K2,則由低位巖層引起的應力變化量對高位巖層引起的整體應力變化量可以忽略不計,則[0,R3]應力疊加段的積分結果可以用單獨由高位巖層引起的應力方程積分代替,即式(12)可化簡為式(13),即

掘進后應力之和由式(6)積分得到,即

由式(11),(13)及(14)可化簡得到

將式(7)~(10)代入式(15)中,得到

式中,b為定值;R1受開采擾動的變化量較小;kγH?q,則q值對kγH可以忽略;相對R1而言,s,r較小,則在公式中對于kγH的影響較小。綜上,能夠引起應力差區峰值kγH發生較大變化的參數是K1γH和l, 式(16)是kγH關于K1γH和l的函數,K1γH越大或l越小,則kγH越大,發生沖擊地壓的可能性越大,反之,發生沖擊地壓的可能性越小。

3 沿空巷道發生沖擊地壓的工程判據

依據前文,沿空巷道應力場存在的高應力差區是沿空巷道發生沖擊地壓的主要區域,以該區域煤巖體為研究對象,取高度為h的單元體進行受力分析(圖6)[10],單元體上下界面受摩擦力τ′,豎直截面受水平應力σx,水平截面受垂直壓力σy,dσx為高應力差引起的水平應力增量,h為巷道高度,dx為單元體寬度。

由沿空巷道應力場分布規律與沖擊地壓的關系可知,影響沿空巷道發生沖擊地壓的主要應力場因素是高應力和高應力差,這2個因素與圍巖的力學性質決定了沿空巷道發生沖擊地壓的危險性[11]。煤巖體須滿足高應力、高應力差、強度以及沖擊傾向性等條件,才能發生沖擊地壓。

圖6所示模型中,高應力對煤巖體的影響對應于垂直應力σy,高應力差對煤巖體的影響對應于水平應力增量dσx。高應力以垂直載荷的形式作用于煤巖體,造成煤巖體內部的剪切破壞;高應力差形成水平應力增量造成煤巖體整體在水平方向上的滑動失穩;而煤巖體自身的力學性質則決定了煤體在上述作用下能否形成沖擊。

3.1 沿空巷道發生沖擊地壓的應力條件

沿空巷道發生沖擊地壓的應力條件是指煤巖體在高應力垂直加載條件下發生剪切破壞[12](圖7)。

圖6　高應力差區圍巖單元體應力模型[10]Fig.6 Stress model of surrounding rock element in the high stress difference region[10]

圖7中,σ1,σ3分別為單元體的最大和最小主應力;σn和τn分別為剪切面的剪切力和正應力;θ為巖體破壞角。由此,可認為造成煤巖體剪切破壞的判據為

式中,[τn]為剪切面的剪切強度;In為發生沖擊地壓時,剪切面上的剪切力與相應剪切強度的臨界比值。

由莫爾庫侖準則,式(17)可近似演化為

式中,φ為煤巖體內摩擦角;Rc為煤巖體的單軸抗壓強度;Ic為發生沖擊地壓時,最大主應力與煤巖體三軸抗壓強度的臨界比值。

高應力差區煤巖體垂直應力峰值為kγH,而巷幫水平應力值相對非常小,由文獻[9],可近似認為最大主應力為kγH,最小主應力為0,式(18)化簡為

式中,I1為發生沖擊地壓時,高應力差區應力峰值與煤巖體單軸抗壓強度的臨界比值。

kγH表達式見式(16)。

3.2 沿空巷道發生沖擊地壓的應力梯度條件

沿空巷道發生沖擊地壓的應力梯度條件是指煤巖體在應力差區域高度不對稱應力下發生的滑動失穩,應力梯度是指應力差值Δσ與應力差區寬度r之比,即kγH/ r。

圖6模型中,設高應力差區產生的水平剪切力為τ,則τ與煤巖交界面摩擦力τ′方向相反,且當高應力差區穩定時, |τ| = |τ′|;當高應力差區不穩定時,|τ|≥|τ′|。

建立水平方向的平衡方程[10],可得

當水平剪切力τ與煤巖體交界面抗剪強度[τ]之比達到臨界值時,高應力差區煤巖體就會產生水平運動,沿空巷道即可能發生沖擊地壓,即

式中,I2為發生沖擊地壓時,煤巖交界面水平剪切力與交界面抗剪強度的臨界比值。

由莫爾庫侖準則,可得

式中,c,φ分別為煤巖體黏聚力及內摩擦角。

結合上述各式,可得

將高應力差區看作整體,對式(23)兩端進行積分:

式中,λ為側應力系數。

化簡得到沿空巷道發生沖擊地壓的應力梯度條件為

可見,沿空巷道發生沖擊地壓的應力梯度條件與巷道高度、側應力系數、煤巖體黏聚力和內摩擦角、應力差區峰值以及應力差區寬度等因素有關。在其他因素不變的條件下,若kγH不變,則r越小,應力梯度越大,式(25)越容易滿足,沖擊危險性就越大,此時沖擊危險性與應力梯度呈正相關。

3.3 煤巖體的沖擊傾向性條件

應力和應力梯度條件是應力差區煤巖體的破壞條件,在工程實踐中,為判斷煤巖體緩慢破壞形成圍巖大變形還是快速破壞形成沖擊地壓,還需引入煤巖體的沖擊傾向性參數,依據中華人民共和國國家標準《煤的沖擊傾向性分類及指數的測定方法》(GB/ T 25217.2—2010),當煤巖體滿足式(26)所示的沖擊傾向性條件時,則煤巖體發生沖擊地壓的可能性非常大。

其中,DT,WET和KE分別為煤巖體的動態破壞時間、彈性能指數和沖擊能量指數。工程應用中,式(26)中任一指標達到沖擊傾向性的標準,即認為煤層滿足沖擊傾向性條件,因此各指標之間是“或”的關系。

3.4 沿空巷道沖擊危險性的工程判據

基于高應力分析的應力條件、基于高應力差分析的應力梯度條件以及煤巖體的沖擊傾向性條件可作為工程實踐中判斷沿空巷道沖擊地壓的關鍵因素,三者揭示了沿空巷道發生沖擊地壓時煤巖體內部結構破壞、煤巖體整體滑動失穩以及快速沖擊的過程,既互相補充,又在力學本質上存在明顯差異:

(1)互補性。

若煤巖體應力較低,則不易發生破壞;若應力梯度較低,則難以形成整體失穩;若煤體的沖擊傾向性較低,則變形過程緩慢,難以形成沖擊。因此,沿空巷道發生沖擊地壓的3個條件相互補充,缺一不可。

(2)差異性。

如前文所述,應力判據和應力梯度判據的力學本質都是剪切破壞,但二者具有本質差異:前者是垂直高應力作用下的煤巖體內部剪切破壞;后者是高應力差作用下的水平滑動剪切破壞。

綜上,結合式(19),(25)~(26),深部開采沿空巷道沖擊危險性的工程判據表達式為:

式(27)中各參數意義同前,條件①,②,③分別為沿空巷道沖擊危險性工程判據的應力條件、應力梯度條件和沖擊傾向性條件。實際應用中,將現場各參數代入式(27)中計算,其中一個或多個條件滿足,對應著沿空巷道的不同的沖擊危險性,見表1。

由式(27)可知,決定深部開采沿空巷道沖擊地壓危險性的關鍵因素是高應力差區的應力峰值、應力差值、應力梯度、煤巖體強度以及沖擊傾向性。在圍巖強度和應力場分布不發生明顯變化的情況下,由式(16)可知,引起上述因素發生較大變化的人為因

表1　工程判據計算結果與沖擊危險性的關系Table 1 Relationship between calculation of engineeringcriterion and rock burst hazard

素是實體煤側巷幫與高應力區峰值位置的間距l,因此l是決定沿空巷道沖擊危險性的可控因素,通過合理布置沿空巷道位置可以有效控制沿空巷道的沖擊地壓災害。根據式(27)和(16)可以對深部開采沿空巷道的沖擊危險性進行判斷并計算得到合理的l值范圍。

4 沿空巷道沖擊地壓危險性工程判據的應用

4.1 工程背景

某礦2302S綜放工作面為深部開采沿空工作面,工作面長約2 300 m,寬約270 m。煤層厚度平均9 m,埋深超過850 m,具有沖擊傾向性,煤層傾角平均為5°,割煤高度3.5 m,放煤高度5.5 m。覆巖最上層有超過600 m的表土層。2302S工作面緊鄰2301S工作面采空區,采空區頂板巖層充分垮落,2302S工作面上平巷為沿空巷道,巷道布置采用留5 m小煤柱沿空掘巷技術,斷面形狀為矩形,尺寸為3.5 m× 5.0 m,如圖8所示。

圖8　2302S工作面上平巷側向巖層結構示意Fig.8 Schematic diagram of the lateral strata structure ofupper entry of 2302S working face

4.2 理論計算

2302S直接頂厚度約為29 m,如圖8所示。經計算和現場勘查,采空區巖層已充分垮落,側向應力場分布基本穩定,根據生產經驗和現場測量[10,13-14],在該礦的地質和開采條件下,深部開采沿空巷道沖擊危險性工程判據中各參數的取值分別為:K1= 2,γ= 25 kN/ m3,H = 850 m,R1= 6h = 21 m,b = 5, s = 3h = 10.5 m,l = R1-b-5 = 11 m,r = 1.5h = 5.25 m,q =1 MPa,Rc=20 MPa,c=1.66 MPa,φ=18.6°,λ=1。由式(27)及式(16),判據計算結果如下:

在該礦防治沖擊地壓的理論和實踐研究中,高應力與抗壓強度之比的臨界值I1一般取1.5[14-16]。

由式(21)可知,在靜力學理想條件下,當τ/ [τ]=1時,煤巖體即容易在高應力差作用下發生滑動失穩。深部開采復雜應力條件下,在考慮圍巖、動力影響、應力變化等多種因素的基礎上,I2取值應≥1,但由于煤巖體抗剪能力一般弱于抗壓能力,可認為

本案例中,為確保安全性,取I2=I1=1.5。

根據該礦主采煤層的沖擊傾向性鑒定結果,煤層的動態破壞時間DT約為46 ms,沖擊能指數約為5.46 kJ,彈性能指數約為7.86,單軸抗壓強度為20 MPa且在開采過程中,該礦曾發生過沖擊地壓,因此可以確定煤層具有沖擊傾向性。

由式(28)及煤巖體的沖擊傾向性鑒定結果,表1中條件①、②、③同時滿足,說明該礦沿空巷道達到了發生沖擊地壓的判別條件,存在較大的沖擊危險性。

4.3 現場驗證

采用應力動態監測技術對2302S工作面進行實時監測,監測結果表明2302S工作面沿空巷道實體幫煤體應力一直處于較高應力狀態,導致工作面在短時間內需要采取多輪卸壓措施。圖9為2302S工作面沿空留巷第3組應力計在某一回采期間的應力曲線圖。工作面在回采過程中該組應力計出現多次預警,及時采取卸壓措施后應力降低至正常水平,但卸壓后煤體應力恢復較快,需要采取2次甚至3次卸壓。同時,沿空巷道圍巖產生嚴重的超前大變形,2302S工作面回采期間兩幫最大變形量達到3 615 mm,頂、底板最大變形量達到2 793 mm。

圖9　2302S工作面超前第3組應力曲線Fig.9 Stress curve of the third group of stress meter before 2302S working face

現場監測表明2302S工作面沿空巷道具有較大的沖擊危險性,這與工程判據結果一致。同時,預警時間長,多輪卸壓效果不佳和圍巖大變形的現象表明造成沖擊危險性的主要原因并非臨時因素,而是巷道位置不合理形成的長期影響,這與判據中l值過小導致沖擊危險性較高的推斷也是對應的。

4.4 災害原因及工程建議

4.4.1 沖擊危險性原因分析

從沿空巷道沖擊地壓危險性的工程判據角度分析,造成2302S工作面沿空巷道超前應力升高,沖擊危險性大的主要設計原因是實體煤側巷幫至應力峰值位置的間距l小于臨界距離,合理間距l應滿足:

依此求得2302S工作面沿空巷道所需的合理間距為

4.4.2 圍巖超前大變形原因分析

2302S沿空巷道實體煤側巷幫變形量大的主要原因是應力較高,如圖9所示;而煤柱側巷幫變形量大的主要原因是強度較低和回采面的擾動影響。欲控制2302S沿空巷道超前大變形,須保證圍巖處于低應力環境以及最大程度上減小回采擾動。

4.4.3 工程建議——“負煤柱”沿空掘巷技術

由l>16.11 m,b=5 m,R1=21 m,可得煤柱寬度R1-b-l基本為0,因此建議將巷道布置在采空區內,如圖10所示,從幾何關系上,稱該技術為“負煤柱”沿空掘巷。“負煤柱”沿空巷道滿足式(31),可以保證巷道處于低應力和低應力差環境下,同時采空區垮落穩定后受沿空工作面回采的擾動影響較小,因此可以控制深部開采沿空巷道沖擊地壓和大變形災害。

圖10　“負煤柱”沿空掘巷技術示意Fig.10 Schematic diagram of gob-side entry driving with negative pillar

由于該礦井屬于低瓦斯礦井,實際應用中,在采空區中掘進效率較高,可以采用“管棚注漿+U型鋼”支護,表面噴漿及帷幕注漿等技術解決采空區圍巖破碎,頂板冒落以及漏風等問題和隱患,具有較強的實際可操作性。

目前該礦已經在井下開展相關的準備和試驗工作,預計該方案可以有效解決深部開采沿空巷道沖擊地壓與超前大變形災害。

5 結 論

(1)提出了沿空巷道沖擊危險性的工程判據,推導了判據的量化形式,并得到了現場驗證。

(2)沿空巷道應力場中的高應力區附近的高應力差區是發生沖擊地壓的主要區域,決定沖擊地壓危險性的關鍵因素是高應力差區域的應力峰值、應力差值、應力梯度和煤巖體強度以及沖擊傾向性。

(3)提出了沿空巷道實體煤幫與高應力峰值位置的間距是高應力差區域沖擊危險性的關鍵因素,也是人為可控的因素,通過合理布置沿空巷道位置,可以有效控制沿空巷道的沖擊地壓災害。

(4)以實際案例為工程背景,驗證了“小煤柱”沿空掘巷方案的沖擊危險性,論證了“負煤柱”沿空掘巷方案對于防治沖擊地壓和大變形的合理性。

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Engineering criterion of gob-side entry rock burst hazard in deep mining

JIANG Fu-xing1,WANG Jian-chao1,SUN Guang-jing2,ZHU Si-tao1

(1.School of Civil and Environmental Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China;2.Shandong Xinjulong Energy Limited Company,Heze 274918,China)

Abstract:In order to study the occurrence conditions of rock burst in gob-side entry in deep mining,the stress field distribution of gob-side entry was taken as entry point,and the corresponding engineering mechanical models were established.After analysis,the high stress difference region near the high stress region in the surrounding rock of gobside entry is the main region of rock burst.Taking the coal of the high stress difference region as study object,the stress condition,stress gradient condition and bursting liability condition of rock burst occurrence in gob-side entry were gained by mechanical analysis,and the engineering criterion of rock burst hazard was deduced.The results show that the key factors of rock burst hazard are the stress maximum,the stress difference,the stress gradient,the strength and bursting liability of coal in the high stress difference region.And rock burst disaster of gob-side entry can be controlled effectively by determining the reasonable position of gob-side entry to adjust the spacing between substance coal roadway side of gob-side entry and stress peak of the high stress region.

Key words:deep mining;gob-side entry;rock burst;engineering criterion

通訊作者:王建超(1990—),男,河北承德人,碩士研究生。E-mail:wangjianchao2009@163.com

作者簡介:姜福興(1962—),男,江蘇常州人,教授。Tel:010-62332900,E-mail:jiangfuxing1@163.com。

基金項目:國家重點基礎研究發展計劃(973)資助項目(2010CB226803);國家自然科學基金資助項目(51274022,51174016)

收稿日期:2014-10-18

中圖分類號:TD324

文獻標志碼:A

文章編號:0253-9993(2015)08-1729-08