深井回采巷道底鼓變形與支承壓力關系分析

谷拴成，王興明，薛 蛟，牛宏新

(西安科技大學 建筑與土木工程學院，陜西 西安 710054)

隨著我國煤礦開采逐年向深部發展，在淺部開采時巖體表現為硬巖的力學特性，而在深部開采時巖體表現出軟巖的力學特征，致使巷道出現大變形、大地壓、難支護等問題。底鼓是伴隨礦井開采的一種常見現象，隨著開采深度的增加巷道底鼓問題日趨嚴重，煤礦安全生產受到極大的威脅[1-2]。出現底鼓現象后，巷道內的行人、通風、運輸、排水都將受到嚴重影響[3]。

楊仁樹等[4]為研究軟巖巷道底板層狀特性對底鼓的影響，采用數值模擬與力學分析相結合的方法，對層狀底板失穩機理進行了研究；高樹生等[5]研究表明，造成底鼓嚴重的主要原因是回采期間巷道受工作面動壓、兩幫支護強度低及底板巖性差等影響；張官禹等[6]通過圍巖變形監測與現場觀察，認為底鼓的關鍵影響因素主要有底板巖性和結構狀態、巖層應力、支護強度、水理作用等；孫曉明等[7]基于歐拉公式，利用壓桿穩定理論、莫爾-庫侖準則和撓曲破壞力學模型，研究了不同層狀巖體巷道底鼓變形的破壞機理；文志杰等[8]根據巷道圍巖本構關系及應力作用模式，建立了剪切錯動型巷道底鼓力學模型，提出了巷道底鼓力源的計算方程；劉成等[9]分析了煤柱巷道圍巖周邊應力環境特征及其作用下的變形破壞形態；鄭朋強等[10]認為巷道底鼓變形主要是軟弱圍巖在較高的水平構造應力作用下，產生明顯的流變變形所致。

上述相關研究人員針對巷道底鼓機理提出了不同的分析方法，但是關于回采巷道底鼓變形與支承壓力關系的分析還存在著許多不足[11-14]。因此，在總結其他學者研究成果的基礎上，筆者以銅川玉華煤礦2407工作面回風巷道為研究對象，通過建立巷道底板等效載荷力學分析模型，推導出在支承壓力作用下回風巷道底板最大底鼓量的表達式。研究成果可為相似地質環境下巷道底鼓的分析提供參考。

1 工程概況

銅川玉華煤礦2407工作面位于二盤區東翼，為二盤區第6個工作面。回采煤層為4-2煤層，賦存穩定，可采儲量約為280.7萬t。煤層埋深為600 m，厚度為4.63～7.34 m，平均厚度為6.87 m，煤層由運輸巷道至回風巷道逐漸變薄，由終采線至開切眼逐漸變薄。煤層傾角為3°～9°，回采工作面走向長度為1 600 m，傾向長度為240 m。該工作面西南方向布置有盤區生產系統，東南方向毗鄰2405工作面，西北方向為二盤區無煤帶，東北方向為柴溝煤礦邊界。

銅川玉華煤礦2407工作面巷道沿煤層走向布置，傾向布置有2條回采巷道，分別為運輸巷道、回風巷道，2條巷道均與二盤區延伸巷道成垂直關系。2407回風巷道位于2405運輸巷道以里，與2405運輸巷道之間留設煤柱寬度為30 m，通過2407工作面回風巷道聯絡巷與第二回風巷道聯通，主要用于掘進、回采期間2407工作面回風。2407工作面回風巷道空間位置如圖1所示。

圖1 2407工作面巷道空間位置圖

2407工作面回風巷道頂板均采用錨網梁索支護，幫部采用錨網支護。錨桿間排距為800 mm×800 mm，幫部使用?22 mm×2 250 mm麻花頭圓鋼錨桿，錨固長度350 mm，設計錨固力50 kN；頂板使用?22 mm×2 600 mm左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，150 mm×150 mm×8 mm 拱形預應力鋼托板，錨固長度700 mm，設計錨固力100 kN。錨索規格：索繩使用?17.8 mm×8 000 mm預應力鋼絞線，錨固長度1.4 m，設計錨固力200 kN，間排距為1 800 mm×1 800 mm。

2 礦山壓力顯現分析

2.1 支承壓力分布

工作面回采過程中回采巷道圍巖應力將重新分布，相鄰煤柱和實體煤兩側的切向應力也隨之改變，在工作面前方和回采巷道側方形成支承壓力[15]。工作面超前支承壓力分布如圖2所示，巷道兩側支承壓力分布如圖3所示。其中a為壓力增高區、b為壓力降低區、c為原巖應力區。

圖2 工作面超前支承壓力分布圖

圖3 巷道兩側支承壓力分布圖

2.2 巷道破壞特征

在2407工作面回采過程中，回風巷道發生了嚴重的破壞變形。根據現場觀測結果，巷道破壞特征主要表現為：巷道底板變形量大于頂板變形量，最大底鼓量為1 250 mm，頂板最大位移量為85 mm，均位于巷道中部靠近煤柱一側；巷道煤柱側幫部和實體煤側幫部變形量存在較大差異，煤柱幫最大變形量為315 mm，實體煤幫最大變形量為207 mm。巷道底鼓現象比較嚴重，導致巷道內的行人、通風、運輸受到嚴重影響，現場需要采用挖底、擴幫等措施才能滿足正常生產需要。

筆者主要分析2407工作面回采過程中巷道兩側形成的支承壓力對巷道底板變形的影響，不考慮工作面前方形成的超前支承壓力對巷道底板變形的影響。

3 支承壓力引起巷道底鼓

3.1 巷道底板力學模型建立

工作面回采過程中巷道圍巖應力將重新分布，巷道底板在煤幫兩側支承壓力作用下將出現底鼓現象。工作面回采后巷道的最終應力狀態由初始應力狀態和回采過程產生的應力狀態構成。由于初始應力狀態下巷道不產生變形，則工作面回采后巷道的最終變形量由回采過程中產生的變形量決定[16]。假設煤柱和實體煤兩側的支承壓力分布相同，為了計算方便，對煤壁兩側壓力增高區載荷及壓力降低區載荷進行線性簡化。以巷道底板中心為原點，沿巷道水平向右為x軸正方向，垂直底板向下為y軸正方向，建立直角坐標系。在建立模型過程中，將引入等效載荷的概念，巷道底板等效載荷的力學模型如圖4所示。

圖4 巷道底板等效載荷力學模型

3.2 確定支承壓力作用下巷道底鼓量

根據圖4建立的巷道底板力學模型，可得在支承壓力作用下底板所承受的載荷為：

(1)

式中：l1為巷道寬度的一半，m；l2為煤幫破裂區到巷道中心的距離，m；l3為煤幫塑性區到巷道中心的距離，m；l4為煤幫彈性區到巷道中心的距離，m；k為集中應力系數；p為原巖應力，MPa；σp為巷道煤壁對底板的作用力，MPa。

由彈性力學可知，為了保證位移分量u和w的存在，變形分量必須滿足相容方程[17]，即：

(2)

(3)

式中：εx、εy分別為x和y方向的線應變；γxy為x與y兩正方向的切應變；σx、σy分別為x和y方向的應力；fx、fy分別為x和y方向的巖體體力分量；μ為泊松比。

由于底板巖體體力分量fx、fy為常量，則式(3)可簡化為：

(4)

由彈性力學可知，在體力不變的情況下，存在一個應力函數Φ，滿足重調和方程：

(5)

應力函數與應力分量σx、σy、τxy的關系為：

(6)

根據幾何方程和物理方程可以確定位移分量：

(7)

式中：G為切變模量，MPa；τxy為x與y兩正方向的切應力,MPa。

巷道底板表面處，邊界條件為：

(8)

式中：p(x)為巷道底板所承受的載荷，MPa；w為巷道底板垂直方向位移量，m。

求解過程中，采用傅里葉積分變換方法中的余弦和正弦變換，函數f(t)的傅里葉積分變換公式如下[18]：

(9)

其對應的逆變換公式為：

(10)

根據式(9)對式(5)～(7)進行傅里葉余弦或正弦變換，則位移分量的傅里葉變換式如下：

(11)

式中A、B為積分常數。

根據巷道底板表面處的邊界條件可確定出積分常數A、B，則可以得到巷道底板位移表達式：

(12)

式中J1(·)為第一類1階貝塞爾函數。

由式(12)中的第2式可得，巷道底板巖層表面處的位移為：

(13)

利用貝塞爾函數的性質，可以得出在支承壓力作用下，巷道底板最大底鼓量為：

(14)

式中：E為彈性模量，GPa；γ為巖層平均重度，kN/m3；H為煤層埋深，m。

分析式(14)可知，在支承壓力作用下，巷道底板最大底鼓量發生在巷道中心位置，并且巷道底板最大底鼓量與底板彈性模量呈負相關關系；與底板泊松比的平方呈負相關關系；與上覆巖層載荷γH呈正相關關系；與煤幫彈性區到巷道中心的距離呈正相關關系。

根據玉華煤礦2407工作面回風巷道礦壓顯現規律、圍巖特性、地質環境等條件,取泊松比μ=0.4,彈性模量E=1 GPa,H=600 m,γ=23 kN/m3,煤幫彈性區到巷道中心的距離l4=36 m。

將上述參數值代入到式(14)中可以計算出由支承壓力產生的底鼓量為192 mm。現場監測得到巷道總底鼓量為1 250 mm，則支承壓力引起的巷道底鼓量占總底鼓量的15.4%。

4 數值模擬分析

4.1 建立數值模型

采用FLAC3D數值模擬軟件對玉華煤礦2407工作面回風巷道進行數值計算分析。模型設計為 120 m(x軸)×80 m (y軸)×45 m (z軸)，共劃分 64 000 個單元、68 630個節點。模擬過程中，采用Mohr-Coulomb模型，選擇大應變模式。模型上表面采用應力邊界條件，上表面按上覆巖層的自重計算，施加相對應的垂直應力13.8 MPa，水平應力16.5 MPa。底面固定，4個側面限制水平位移，計算過程首先建立模型，然后生成原巖應力場，開挖巷道并支護，最后進行回采工作面計算。數值計算模型如圖5所示。

圖5 回風巷道數值計算模型圖

2407工作面直接頂為粉砂巖、細砂巖，水平及波狀層理，見植物根莖化石，厚度為3.50～10.72 m，平均厚度為6.45 m，屬于中等堅硬至極不堅硬頂板；老頂為細砂巖、中砂巖，局部老頂中含礫石，平均厚度為12.90 m，屬于中等穩定頂板；偽頂為泥巖、砂質泥巖，厚度為0.30～0.70 m，平均厚度為0.50 m；煤層為4-2煤，以半亮型為主，瀝青光澤；直接底板為泥巖、炭質泥巖，厚度為0.80～2.51 m，一般厚度為1.40 m；其下為根土巖、砂質泥巖，厚度為2.50～14.62 m，一般厚度為9.52 m。

煤層及頂底板巖層力學參數如表1所示。

表1 煤巖層力學參數

4.2 煤柱寬度對底鼓的影響

工作面回采過程中，巷道圍巖應力將重新分布，相鄰煤柱和實體煤兩側的切向應力也隨之改變。通過現場觀測了解到2407工作面回風巷道底板破壞比較嚴重，并且煤柱幫底部也發生了破壞。分析可知，回風巷道底鼓現象嚴重的原因可能是由于鄰近采空區煤柱寬度留設過大導致工作面回采過程中應力疊加所致。因此，分析不同煤柱寬度下巷道兩幫煤柱側及煤壁側垂直應力分布有重要意義。采用FLAC3D軟件模擬計算得到不同煤柱寬度下2407工作面回風巷道兩幫煤柱側及煤壁側垂直應力分布曲線，如圖6所示。

圖6 不同寬度煤柱下回風巷道兩幫煤柱側及煤壁側垂直應力分布曲線

由圖6可知，當煤柱寬度不同時，煤柱側和煤壁側所受的垂直應力也不同。隨著煤柱寬度增大，煤壁側所受應力逐漸降低，煤柱側所受應力逐漸增高。當煤柱寬度為10、15、20 m時，煤柱所受應力全部低于原巖應力；當煤柱寬度為 25 m 時，煤柱內垂直應力峰值為14.8 MPa，煤柱具有明顯承載能力，并且煤柱內垂直應力呈對稱分布；當煤柱寬度為30、35 m時，煤柱大部分范圍所受應力高于原巖應力，并且呈現不同幅度增大。巷道煤壁側垂直應力增高部分影響范圍達55 m。

通過上述分析可知，工作面回采過程中煤柱所受應力隨著煤柱寬度的增加而呈不同幅度增大。為避免因采動導致煤柱內垂直應力增大而對巷道產生的影響，煤柱寬度不宜大于25 m。當煤柱寬度為 25 m 時，在工作面回采過程中，支承壓力對巷道底板破壞的影響最小。

5 現場觀測

5.1 塑性區范圍分析

為了得到煤柱側和煤壁側幫部塑性區范圍，現場采用鉆孔窺視儀對巷道兩幫進行觀測。2407工作面回風巷道煤柱側幫部不同位置破壞區探測圖如圖7 所示。

(a)6.0 m(b)4.0 m

(c)3.0 m(d)0.5 m

由圖7可知，在煤柱側幫部6.0 m處，巷道還未發生破壞，圍巖比較完整；在煤柱側幫部3.0～0.5 m內，巷道圍巖出現不連續情況，說明塑性區范圍在3.0～0.5 m；在煤柱側幫部0～0.5 m內，巷道圍巖基本已經全部破碎，則此區域為圍巖破碎區。

2407工作面回風巷道煤壁側幫部不同位置破壞區探測圖如圖8所示。

(a)6.0 m(b)4.0 m

(c)2.5 m(d)0.5 m

由圖8可知，在煤壁側幫部6.0～2.5 m內，巷道還未發生破壞，圍巖比較完整；在煤壁側幫部 2.5 m處，巷道圍巖逐漸出現破壞區；在煤壁側幫部2.5～0.5 m內，巷道圍巖出現不連續情況，說明塑性區范圍在2.5～0.5 m；在煤壁側幫部0～0.5 m內，巷道圍巖基本全部破碎，則此區域為圍巖破碎區。

綜上分析可知，受深井回采巷道工作面采動影響，靠近采空區一側的圍巖比遠離采空區一側的圍巖變形要大，并且塑性區范圍也較大。這是由于采動應力在傳遞時巷道起到了卸壓槽的作用，使得應力傳遞被中斷。

5.2 工業性試驗分析

根據研究成果，進行現場工業性試驗分析。銅川玉華煤礦2403工作面位于二盤區東翼，工作面回風巷道煤柱留設寬度為25 m，其地質情況與2407工作面類似。在巷道中距離回采工作面80 m處布置礦壓觀測站，在測站內頂板、底板、煤柱幫、煤壁幫均勻布置礦壓觀測點，監測2403工作面回采期間巷道圍巖變形量，結果如圖9所示。

圖9 巷道圍巖變形量監測曲線

由圖9可知，頂板最大下沉量為86 mm，底板最大底鼓量為615 mm，煤柱側幫部最大變形量為 207 m，煤壁側幫部最大變形量為184 m。2403工作面回采巷道內行人、通風、運輸、排水都能夠正常進行，巷道圍巖變形控制效果較好。實踐表明，煤柱尺寸對巷道圍巖變形具有一定的影響，留設25 m煤柱與留設30 m煤柱相比較，巷道底鼓量明顯減小。

6 結論

1)工作面回采過程中在巷道兩側形成固定支承壓力，通過建立巷道底板力學分析模型，推導出在支承壓力作用下巷道底板最大底鼓量的表達式。經計算，支承壓力引起的巷道底鼓量占總底鼓量的15.4%。

2)通過FLAC3D軟件模擬得到不同寬度煤柱條件下巷道煤柱側及煤壁側垂直應力分布。當煤柱寬度為25 m時可減小采動影響，支承壓力對巷道底鼓變形的影響最小。

3)在采動影響下，巷道兩側幫部塑性區呈不對稱分布。煤柱側幫部塑性區范圍較大，煤壁側幫部塑性區范圍較小。說明采動應力在傳遞時巷道起到了卸壓槽的作用，使得應力傳遞被中斷。