長(zhǎng)壁工作面沿空留巷充填墻體寬度模擬研究

高玉龍

(晉能控股煤業(yè)集團(tuán)馬道頭煤業(yè)有限公司，山西 大同 037003)

根據(jù)相關(guān)統(tǒng)計(jì)研究發(fā)現(xiàn)，我國(guó)70%以上的國(guó)有煤礦為高瓦斯礦井，存在瓦斯治理難題[1-2]。近年來(lái)伴隨著煤炭資源高產(chǎn)高效開采，瓦斯排放量也呈現(xiàn)出逐年增大的趨勢(shì)。瓦斯在采掘空間內(nèi)積聚易造成局部瓦斯?jié)舛壬?，進(jìn)而易引發(fā)井下人員瓦斯中毒、礦井火災(zāi)甚至瓦斯爆炸等嚴(yán)重事故[3-5]。我國(guó)進(jìn)行的煤礦瓦斯災(zāi)害防治，以煤層瓦斯預(yù)抽措施為主。雖然對(duì)煤層采取地面或者井下瓦斯預(yù)抽措施后能夠在一定程度上減少煤層瓦斯涌出量，但受煤層透氣性能及井下復(fù)雜開采系統(tǒng)布置的影響，容易在工作面上隅角等位置形成瓦斯積聚現(xiàn)象[6-7]。

僅采用傳統(tǒng)的瓦斯預(yù)抽措施，已經(jīng)很難適應(yīng)現(xiàn)有煤礦安全高效的開采節(jié)奏。長(zhǎng)壁工作面Y形通風(fēng)采用“兩進(jìn)一回”的通風(fēng)方式[8-9]，在提高煤炭資源采出率的同時(shí)，還能有效優(yōu)化進(jìn)回風(fēng)路線，避免工作面上隅角出現(xiàn)瓦斯積聚現(xiàn)象，因此在有條件的礦井采用工作面Y形通風(fēng)布局方式能夠更好地解決工作面瓦斯積聚的難題。

1 工程地質(zhì)概況

山西大同唐山溝煤礦主采8#煤層，煤層平均埋深超過(guò)430 m，煤層平均厚度和傾角分別為3.5 m和5°。8#煤層瓦斯含量為8.63～15.49 m3/t，大于我國(guó)規(guī)定的8 m3/t的瓦斯突出煤層臨界含量，表明煤層開采期間會(huì)存在較大的瓦斯災(zāi)害問(wèn)題。為解決工作面上隅角瓦斯積聚問(wèn)題并提高煤炭資源回采率，在N8205工作面(N為北翼采區(qū)，8為煤層編號(hào)，205為工作面編號(hào))實(shí)施了沿空留巷措施。N8205工作面走向長(zhǎng)為1 351 m，傾向長(zhǎng)為211 m。隨著N8205工作面的推進(jìn)，軌道平巷通過(guò)沿空側(cè)時(shí)充填墻體被保留下來(lái)，形成沿空巷道。N8205工作面軌道平巷和膠帶平巷均可用于進(jìn)風(fēng)，而沿空巷道用于回風(fēng)。N8205工作面兩進(jìn)一回“Y”型通風(fēng)系統(tǒng)布置方式如圖1所示。

圖1 工作面兩進(jìn)一回“Y”型通風(fēng)系統(tǒng)

2 沿空巷道圍巖物理力學(xué)特性

2.1 充填墻體材料物理力學(xué)特性

為了檢驗(yàn)由膏體充填材料制成的充填墻體的完整力學(xué)性能，對(duì)標(biāo)準(zhǔn)試件進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)。不同養(yǎng)護(hù)時(shí)間試件的單軸抗壓強(qiáng)度如圖2所示。

圖2 不同養(yǎng)護(hù)時(shí)間試件的單軸抗壓強(qiáng)度

由圖2可知，養(yǎng)護(hù)時(shí)間為7 d時(shí)試件的單軸抗壓強(qiáng)度已占最終強(qiáng)度的74.8%，強(qiáng)度增長(zhǎng)速度較快，已滿足現(xiàn)場(chǎng)需求。最終現(xiàn)場(chǎng)充填墻體的最佳養(yǎng)護(hù)時(shí)間確定為7 d。

2.2 巖體物理力學(xué)特性

巖體取芯后的力學(xué)性能測(cè)試參數(shù)不能直接應(yīng)用于數(shù)值模型中，這是因?yàn)閹r芯通常沒有明顯節(jié)理和缺陷，并不能客觀描述巖體的力學(xué)特征。數(shù)值模型通常尺寸較大，因此需要代入巖體的力學(xué)參數(shù)進(jìn)行模擬運(yùn)算。筆者基于廣義Hoek-Brown破壞準(zhǔn)則，開發(fā)了RocLab 10.0軟件[10]，利用巖芯的測(cè)試參數(shù)來(lái)確定對(duì)應(yīng)巖體的力學(xué)特性。存在節(jié)理的巖體的廣義Hoek-Brown準(zhǔn)則為[11-12]：

(1)

式中：σ1、σ3分別為最大、最小有效主應(yīng)力，MPa；σc為巖芯的單軸抗壓強(qiáng)度，MPa；mb、s和a均為巖體常數(shù)。

巖體常數(shù)mb、s和a的計(jì)算公式如下：

(2)

(3)

(4)

式中：mi為巖芯的材料常數(shù)；D為取決于爆炸損傷和應(yīng)力松弛引起的擾動(dòng)程度的因子；I為估算存在節(jié)理的巖體力學(xué)性能常數(shù)。

變形模量E與常數(shù)I的關(guān)系如下：

(5)

根據(jù)式(5)得到的變形模量，體積模量K和切變模量G可根據(jù)泊松比μ計(jì)算得到：

(6)

而抗拉強(qiáng)度σt可由下式計(jì)算得到：

(7)

本研究中，I和mi直接從表中查得；σc由單軸壓縮試驗(yàn)獲得；巷道在服務(wù)期內(nèi)會(huì)受到工作面回采引起的嚴(yán)重動(dòng)載擾動(dòng)影響，因子D取值為0.7；選擇應(yīng)用方案為“隧道”，埋深為430.9 m。

巖體的物理力學(xué)特性參數(shù)如表1所示。

表1 巖體的物理力學(xué)特性參數(shù)

3 數(shù)值模型的建立

根據(jù)N8205工作面平面位置關(guān)系及對(duì)應(yīng)的鉆孔柱狀圖，采用FLAC3D軟件[13-14]建立三維數(shù)值模型，如圖3所示。模型沿傾向橫截面的尺寸為200 m×80 m(長(zhǎng)×高)，沿空巷道橫截面的尺寸為4.8 m×3.5 m(寬×高)。

圖3 三維數(shù)值模型沿傾向橫截面模型圖

由圖3可知，模型中側(cè)面采用水平位移約束，底面采用固定約束，頂面施加等效載荷9.6 MPa，側(cè)壓系數(shù)根據(jù)地應(yīng)力測(cè)試結(jié)果取值1.6；模型中巖層采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型，而充填墻體和N8205采空區(qū)矸石本構(gòu)模型的確定，需通過(guò)進(jìn)一步分析；選用FLAC3D軟件自帶的錨桿/索結(jié)構(gòu)單元體進(jìn)行沿空巷道內(nèi)支護(hù)結(jié)構(gòu)體的模擬。沿空巷道頂板和兩幫采用?20 mm×2 400 mm的高強(qiáng)度錨桿，頂板錨桿間排距為850 mm×800 mm，兩幫錨桿間排距為750 mm×800 mm。在相鄰兩排錨桿中間位置安裝有高強(qiáng)度錨索，對(duì)其采用?20 mm×1 600 mm的高強(qiáng)度錨桿進(jìn)行支護(hù)，錨桿間排距為900 mm×800 mm。錨桿/索結(jié)構(gòu)單元的力學(xué)和幾何參數(shù)如表2所示。

表2 錨桿/索結(jié)構(gòu)單元參數(shù)

3.1 充填墻體本構(gòu)模型及參數(shù)確定

養(yǎng)護(hù)時(shí)間為7 d的試件在實(shí)驗(yàn)室測(cè)試的應(yīng)力—應(yīng)變曲線如圖4所示。

圖4 試件模擬與實(shí)驗(yàn)室測(cè)試應(yīng)力—應(yīng)變曲線對(duì)比

由圖4可以看出，當(dāng)試件的單軸抗壓強(qiáng)度達(dá)到11.06 MPa峰值應(yīng)力時(shí)，其對(duì)應(yīng)的應(yīng)變僅為1.7%，隨后試件抗壓強(qiáng)度衰減，在應(yīng)變?yōu)?.4%時(shí)峰后殘余應(yīng)力保持為4.73 MPa，為峰值應(yīng)力的42.7%。這表明養(yǎng)護(hù)時(shí)間為7 d的充填墻體有良好的塑性，其具有強(qiáng)度增長(zhǎng)速率快、殘余強(qiáng)度高等優(yōu)點(diǎn)，以及顯著的應(yīng)變軟化特征。

如圖4所示數(shù)值模型中對(duì)充填墻體采用應(yīng)變—軟化本構(gòu)模型[15]，且為了獲得模型的最優(yōu)參數(shù)，建立標(biāo)準(zhǔn)試件模型，并在試件模型兩端面施加相向的恒定速率v，以形成壓縮載荷。試件模擬材料參數(shù)中體積模量、切變模量和密度分別設(shè)定為1.18 GPa、0.26 GPa、1 100 kg/m3，而黏聚力和內(nèi)摩擦角通過(guò)試錯(cuò)法確定。最終校準(zhǔn)后的試件模擬應(yīng)力—應(yīng)變曲線與實(shí)驗(yàn)室測(cè)得的結(jié)果匹配度較高(見圖4)。校準(zhǔn)后的黏聚力和內(nèi)摩擦角數(shù)據(jù)如表3所示。

表3 黏聚力和內(nèi)摩擦角隨應(yīng)變變化數(shù)據(jù)

3.2 N8205采空區(qū)矸石本構(gòu)模型及參數(shù)確定

由于覆巖對(duì)采空區(qū)矸石的壓實(shí)作用，其會(huì)在壓實(shí)過(guò)程中表現(xiàn)出應(yīng)變硬化的特性。在此用雙屈服本構(gòu)模型對(duì)采空區(qū)矸石進(jìn)行建模，以模擬隨著采空區(qū)體積的逐漸壓縮，采空區(qū)矸石的支承能力逐漸增大的實(shí)際情況。覆巖對(duì)采空區(qū)矸石的壓實(shí)過(guò)程可由Salamon提出的經(jīng)驗(yàn)公式[16-17]計(jì)算得到：

(8)

式中：σ為覆巖對(duì)采空區(qū)矸石施加的載荷，MPa；E0為初始切線模量，MPa；ε為采空區(qū)矸石體積應(yīng)變；εmax為采空區(qū)矸石最大體積應(yīng)變；b為采空區(qū)矸石碎脹系數(shù)。

對(duì)于N8205采空區(qū)，σc和b分別取值為27 MPa和1.23，代入式(8)可以計(jì)算得到εmax和E0分別為0.19和65.44 MPa，進(jìn)而得到理論計(jì)算的載荷σ與應(yīng)變?chǔ)胖g的關(guān)系。采空區(qū)矸石數(shù)值模型參數(shù)的確定可通過(guò)建立尺寸為1 m×1 m×1 m的單元子模型，并在模型上表面施加恒定速率v來(lái)模擬覆巖加載效應(yīng)。通過(guò)試錯(cuò)法使其應(yīng)力—應(yīng)變曲線與理論計(jì)算結(jié)果匹配度較高，單元子模型模擬與理論計(jì)算應(yīng)力—應(yīng)變曲線對(duì)比如圖5所示。

校準(zhǔn)后的雙屈服本構(gòu)模型賦值參數(shù)如表4 所示。

3.3 數(shù)值模型合理性驗(yàn)證

對(duì)賦值后的三維數(shù)值模型進(jìn)行運(yùn)算，并監(jiān)測(cè)了側(cè)向支承應(yīng)力分布情況，得到N8205采空區(qū)側(cè)向支承應(yīng)力分布曲線如圖6所示。

圖5 單元子模型模擬與理論計(jì)算應(yīng)力—應(yīng)變對(duì)比曲線

表4 采空區(qū)矸石的物理力學(xué)特性參數(shù)

圖6 N8205采空區(qū)側(cè)向支承應(yīng)力分布曲線

由圖6可知，在距采空區(qū)邊緣87 m處支承應(yīng)力趨于穩(wěn)定，約為9.54 MPa，即在工作面埋深(430 m)的20.2%位置恢復(fù)至原巖應(yīng)力(10.5 MPa)的91%，該模擬結(jié)果與Wilson教授[18]基于大量現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查和分析所得結(jié)論相吻合。

將數(shù)值模擬得到的軌道平巷圍巖變形量與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果進(jìn)行比較，得到的數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)沿空巷道圍巖變形量對(duì)比曲線如圖7所示。

圖7 數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)沿空巷道圍巖變形量對(duì)比曲線

由圖7可知，數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)的頂?shù)装遄畲笠平糠謩e為268、249 mm，數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)的兩幫最大移近量分別為235、225 mm，兩者誤差均較小，表明所建的三維數(shù)值模型較為合理。

4 數(shù)值模擬結(jié)果分析

4.1 錨桿/索軸向力分析

在不同充填墻體寬度條件下，1#～4#錨桿和5#～7#錨索的最大軸向力變化如表5所示。

表5 不同充填墻體寬度時(shí)錨桿/索軸向力變化

由表5可知，實(shí)體煤幫側(cè)錨桿的最大軸向力基本保持不變，約為113.0 kN左右，小于其臨界軸向力 130 kN。對(duì)于頂板中2#和3#錨桿，當(dāng)充填墻體寬度在2.0 m及其以下時(shí)，其軸向力大于其臨界軸向力130 kN；當(dāng)充填墻體寬度大于2.0 m時(shí)，隨著頂板自身承載能力提高，其軸向力逐漸減??；相反，充填墻體中的4#錨桿軸向力顯著提高；對(duì)于5#～7#錨索，其軸向力基本隨著充填墻體寬度增大而減小，且與5#錨索相比，6#和7#錨索的軸向力變化較大。

綜上分析可知，當(dāng)充填墻體寬度大于2.0 m時(shí)，沿空巷道圍巖中支護(hù)體結(jié)構(gòu)才能完全發(fā)揮支護(hù)功效；隨著充填墻體寬度的繼續(xù)增大，充填墻體中錨桿的支護(hù)軸向力也相應(yīng)增大。

4.2 沿空巷道圍巖變形分析

不同充填墻體寬度條件下沿空巷道圍巖變形量曲線如圖8所示。

圖8 不同充填墻體寬度條件下圍巖變形量曲線

由圖8可知，頂板巖層變形量最大，充填墻體變形量次之，底板和實(shí)體煤幫變形量最小。隨著充填墻體寬度增大，圍巖變形量均有不同程度下降。當(dāng)充填墻體寬度從1.0 m增加到2.0 m時(shí)，圍巖變形較大，此時(shí)由于出現(xiàn)嚴(yán)重的頂板下沉和幫部凸出，巷道剩余橫截面面積僅為7.8～8.9 m2，小于試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)有效瓦斯排放臨界橫截面面積9.0 m2；當(dāng)充填墻體寬度超過(guò)2.0 m時(shí)，圍巖變形量較小，巷道剩余橫截面面積滿足試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)有效瓦斯排放需求[19-20]。

4.3 沿空巷道圍巖塑性區(qū)分析

不同充填墻體寬度條件下沿空巷道圍巖塑性區(qū)分布云圖如圖9所示。

圖9 不同充填墻體寬度條件下圍巖塑性區(qū)分布云圖

由圖9可知，當(dāng)充填墻體寬度在2.0 m及其以下時(shí)，隨著充填墻體寬度的增大，圍巖塑性區(qū)減小的幅度較大。這是因?yàn)殡S著充填墻體寬度增大，充填墻體承載能力也相應(yīng)增大，進(jìn)而顯著減小頂板的下沉量，從而使塑性區(qū)范圍發(fā)生明顯變化；當(dāng)充填墻體寬度大于2.5 m時(shí)，圍巖變形量基本趨于穩(wěn)定，充填墻體寬度的增大對(duì)減小頂板下沉量的影響不明顯，因此圍巖塑性區(qū)發(fā)育程度基本不變。

綜上分析可知，為了獲得一個(gè)圍巖控制較好的沿空巷道，充填墻體應(yīng)具有一定的承載能力，同時(shí)大部分頂板載荷應(yīng)由實(shí)體煤幫承載。顯然，當(dāng)充填墻體寬度為2.5 m時(shí)，其具有一定的承載能力，可以承受部分頂板載荷，而大部分頂板載荷轉(zhuǎn)移至實(shí)體煤幫側(cè)，此時(shí)沿空巷道處于相對(duì)較低的應(yīng)力環(huán)境中。因此，最佳充填墻體設(shè)計(jì)寬度為2.5 m。

5 現(xiàn)場(chǎng)礦壓觀測(cè)

為了評(píng)價(jià)留設(shè)寬度2.5 m充填墻體時(shí)沿空巷道圍巖的穩(wěn)定性，特設(shè)置3個(gè)間距為20 m的測(cè)站(見圖1中1#～3#測(cè)站)對(duì)沿空巷道圍巖變形量和承載力進(jìn)行監(jiān)測(cè)，沿空巷道圍巖礦壓觀測(cè)曲線如圖10 所示。

圖10 沿空巷道圍巖礦壓觀測(cè)曲線

由圖10可知，在測(cè)站超前回采工作面約30 m處，巷道表面移近量開始迅速增加，直至測(cè)站滯后工作面60 m處；當(dāng)測(cè)站滯后回采工作面 80 m 時(shí)，巷道表面移近量趨于穩(wěn)定。最終頂?shù)装搴蛢蓭鸵平糠謩e為636、545 mm，剩余橫截?cái)嗝婷娣e約為10 m2，此斷面能夠滿足試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)的瓦斯抽放和回風(fēng)要求；在回采工作面后方20 m范圍內(nèi)，充填墻體的承載力以平均每天0.25 MPa的速度緩慢增加；在回采工作面后方20～35 m內(nèi)，充填墻體的承載力以平均每天1.10 MPa的速度顯著增加；在回采工作面后方35 m范圍外，充填墻體的承載力緩慢下降，并穩(wěn)定保持在8.60 MPa左右，小于其峰值強(qiáng)度11.06 MPa。

6 結(jié)論

1)將膏體充填材料制成標(biāo)準(zhǔn)試件并進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試，確定充填墻體最佳養(yǎng)護(hù)時(shí)間為7 d?；趶V義Hoek-Brown破壞準(zhǔn)則開發(fā)了RocLab 10.0軟件，并根據(jù)巖體取芯實(shí)驗(yàn)室測(cè)試確定了數(shù)值模擬所需巖層的物理力學(xué)特性參數(shù)。

2)采用FLAC3D軟件建立三維數(shù)值模型，并對(duì)所建模型進(jìn)行修正，其中巖層部分采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型并賦值對(duì)應(yīng)巖層的物理力學(xué)特性參數(shù)；充填墻體和采空區(qū)矸石分別采用應(yīng)變—軟化本構(gòu)模型和雙屈服本構(gòu)模型，并通過(guò)試錯(cuò)法分別確定其合理的賦值參數(shù)。

3)對(duì)數(shù)值運(yùn)算后沿空巷道圍巖的錨桿/索軸向力、變形量和塑性區(qū)進(jìn)行了細(xì)致分析，確定了最佳充填墻體設(shè)計(jì)寬度為2.5 m?，F(xiàn)場(chǎng)礦壓觀測(cè)結(jié)果表明，沿空巷道剩余橫截?cái)嗝婷娣e能夠滿足試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)的瓦斯抽放和回風(fēng)要求。