近距離上位煤層開采底板破壞規律分析

李宗岑，王培強，石彥磊

(1.平頂山工業職業技術學院，河南 平頂山 467000； 2.平煤股份四礦，河南 平頂山 467093)

對于近距離煤層開采，采場周圍的應力在上煤層開采后重新分布，在上煤層留設的煤柱中形成應力集中并傳遞到底板。由于上煤層與下煤層的距離很小，下煤層開采前頂板的完整性受到上煤層開采破壞的影響。因此下位煤層開采過程中出現了一些新的開采技術難題。下位煤層回采巷道布置主要受上部煤層開采條件的影響，合理的巷道布置形式是影響采面推進過程中巷道穩定性的關鍵因素。上部煤層留設的保護煤柱會在下位煤層生成復雜的應力場。不同的煤柱寬度、埋藏深度、開采高度和巖石性質都會影響留設保護煤柱應力場的分布。當前，采礦學者對單煤層開采采場礦壓活動規律和巷道圍壓控制技術研究較成熟，但是對近距離煤層而言，相關研究成果較少，還處于經驗性和實踐性總結上，目前近距離煤層群開采中還存在以下問題[1-3]：①開采中受多重動壓影響。多煤層開采中，回采一層煤時，一般會從頂幫底三方面進行分析，同時也會考慮上覆煤層采動對本煤層的影響，卻很少考慮本煤層采動時的影響，即便考慮到多煤層開采影響，至今也沒有相關理論能進行定量計算。②煤柱留設、巷道布置隨意性強。近距離煤層開采設計中保護煤柱的留設一般都是通過經驗來確定，在經歷多次支護失效后，通過經驗得到煤柱尺寸，造成巷道失修，維護困難，接替緊張；巷道布置時隨意性強，摸著石頭過河，沒有成熟的理論進行指導，造成工程浪費，影響安全生產。③缺少有效支護方式。因極近距離煤層條件下，下覆巷道條件困難，應力環境復雜，巷道支護往往不能用單一支護形式支護住，必須采用主動被動聯合支護方式，巷道支護存在成本高、效率低、難度大等問題。

本文以平頂山天安煤業股份有限公司四礦為依托，以己16-17-23140運輸巷為研究對象，采用理論分析、數值模擬的系統研究方法，根據己16-17-23140運輸巷圍巖、空間位置關系等，構建數學計算模型，分析己15煤層開采后的底板最大損傷破壞深度，分析己16-17-23140運輸巷上覆巖層不同區域支承壓力分布變化情況。

1 工程概況

1.1 巷道空間層位關系

己16-17-23140運輸巷空間層位關系如圖1所示。

圖1 己16-17-23140運輸巷空間層位關系Fig.1 Spatial layer relationship of Ⅴ16-17-23140 haulage gateway

1.2 巷道支護影響因素分析

(1)巷道處于大采深范圍。埋深達到900～990 m。采深大，地應力大，巷道受到高地壓擠壓的作用力大，會使巷道產生大變形。

(2)巷道所處位置圍巖松軟。根據現場觀察，巖石為灰色沙泥巖，強度較低，又受到己15-23140工作面的采動影響，己16煤層頂板較破碎，巷道開挖時，自穩時間較短，容易掉頂。

(3)己15煤至己16煤層間距較小、且變化大。己15煤開采后，對己16直接頂擾動明顯。且對錨梁網索支護的錨索長度選擇帶來影響。尤其是錨索與采空區連通后，可能導致水對頂板強度和錨桿、錨索支護質量的侵害，在此次試驗研究中是不允許出現的。小層間距在己15煤層采動影響擾動范圍內，巖體松散，巖層穩定性會更差。

(4)2處煤柱支承壓力影響區會對巷道維護帶來顯著影響。大采深、高地壓加上疊加支承壓力的影響，往往需采取二次支護的措施來解決，先進行應力釋放，再進行二次加強支護。

(5)地質構造影響區。雖然斷層落差不大，但是對圍巖會產生破壞性影響。弱化圍巖強度，影響施工安全和錨梁網索加固層強度。

1.3 巷道支護難點分析

己16-17-23140運輸巷在己15-23140終采線以西均處于實體煤柱區，巷道壓力顯現。巷道中段對應四六礦丁戊組井田邊界，邊界兩側440 m丁戊組煤層均未回采，受煤柱支撐應力影響，推測該段礦壓顯現現象嚴重，支護極為困難。施工巷道為己16-17煤層頂板，自運輸巷交岔點以西7 m為下穿原己15-23140回風巷片盤位置，層間距約5.0 m左右，頂板較破碎。不考慮具體巖性及應力條件，從工作面開采設計角度上來講，運輸巷布置在采空區或區段煤柱下方，其布置方式優缺點分析見表1。

表1 采空區和保護煤柱下方布置巷道優缺點分析Tab.1 Analysis of advantages and disadvantages of roadways arranged under goaf and protective pillars

1.4 煤柱應力向底板傳遞規律

(1)巷道上覆遺留煤柱情況。由于四礦為丁、戊、己、庚、組9層煤同時開采，且與鄰近五礦、六礦劃分邊界煤柱時，這4組煤存在邊界煤柱壓茬現象，所以丁戊組邊界保護煤柱底板形成的支承壓力對己組煤開采有很大的影響。己16-17-23140運輸巷上覆煤柱情況可分為3個階段：第1段，0～230 m處于上位煤層(己15)采區下山保護煤柱下面，層間距平均9 m；第2段，440～490 m為四礦戊8煤層2個采面遺留煤柱，層間距平均160 m；第3段，780～1 285 m為四礦、六礦戊組邊界煤柱和六礦戊組實體煤區域，層間距平均160 m。

(2)巷道總體應力分布情況。根據礦山壓力與巖層控制規律，推出己16-17-23140運輸巷不同位段應力分布情況，其總體分布情況見表2。

表2 己16-17-23140運輸巷應力總體分布情況Tab.2 General distribution of stress in Ⅵ16-17-23140 haulage gateway

2 上煤層開采采場應力分布

開采時，煤層頂板和底板會因采動影響而造成不同程度的破壞。近距離煤層群開采時，煤層間距較小，上位煤層的底板通常會作為下位煤層的頂板，上位煤層開采造成的底板破壞會對下位煤層開采影響嚴重。當上位煤層底板破壞比較嚴重時，下位煤層的頂板往往較破碎，對礦井安全高效回采、巷道布置都會帶來很大困難，對下位煤層回采巷道煤巖體控制造成較大影響。特別是針對近距離多煤層開采，采面布置不合理，采空區的支撐壓力相互集中疊加影響，導致工作面回采過程中的應力局部集中，不利于后續工作面開采。對于走向長壁回采工作面，隨著工作面回采，在采面周圍形成支承壓力，工作面兩翼形成側向支承壓力，工作面后方采空區內應力降低，形成采空區支承壓力，煤壁前方一定范圍內應力增加，形成超前支承壓力，如圖2所示[4-5]。

圖2 采場周圍應力分布Fig.2 Stress distribution around the stope

(1)計算側向支承壓力集度[6-7]。側向支承壓力峰值隨著與煤壁距離增大，快速達到載荷峰值，隨后逐步降低到原始應力，為便于載荷計算的簡化，假設其側向支承壓力的增降變化和煤壁距離為正比線性關系，得出側向支承壓力集度計算公式：

(1)

(2)計算采空區支承壓力集度。隨著工作面回采，上覆垮落巖層逐步被壓實后趨于穩定，采空區支承壓力基本恢復到原巖應力，采空區支承壓力集度為：

qkp=γ(H-M)

(2)

式中，qkp為采空區支撐載荷集度；γ為上覆巖層平均容重；H為埋深；M為采高。

上位煤層采面推進后頂板冒落形式不一樣，會影響下位煤層應力場環境。對于平煤股份四礦己16-17-23140工作面而言，工作面頂板已充分垮落，因此考慮采空區充分垮落條件下，分析上位煤層開采底板損傷情況。

2.1 彈性條件下損傷深度計算

力學模型如圖3所示[8-11]。

圖3 采場應力計算模型Fig.3 Calculation model of stope stress

走向長壁采煤工作面傾斜長度比采高大得多，可將采空區看成一個大矩形，假設工作面長度L=2a，γH為自重應力，λγH為圍巖水平應力。

圖4 采場周邊巖體屈服破壞Fig.4 Yield failure of surrounding rock mass of stope

根據圖4所示，運用彈性力學相關理論，采面應力的極坐標分布可以用公式(3)進行計算：

(3)

增加采面長度L，采場支撐壓力變大，也會導致應力集中系數增加。根據平煤股份四礦地應力的實際參數，側壓系數為1，且考慮到r?L，由此可知式(3)中(1-λ)γH對δx幾乎沒有什么影響。

依據Mohr-Coulomb準則，得出圍巖發生破壞時應該滿足：

δ1-Kδ3=Rmc

(4)

則平面應力破壞表達式為：

(5)

將式(5)代入式(3)、式(4)得出采面邊緣破壞邊界方程為：

(6)

當θ=0時，根據式(3)—式(6)計算可得出采面圍巖水平方向屈服破壞長度為：

(7)

根據式(3)—式(7)算出采空區采面底板圍巖屈服破壞深度h為：

(8)

極坐標角θ=-74.83°時，采面推進過以后煤層底板破壞最大深度為：

(9)

通過式(9)可得出，采面推進過以后煤層底板破壞深度跟圍巖強度、原巖應力和采面長度有關系：原巖應力越大，煤層底板破壞深度越大；采面斜長越長，煤層底板破壞深度越大；圍巖強度越大，煤層底板破壞深度越小。

根據三角幾何函數，可以推算出采面推進過以后采面端部與煤層底板最大破壞處的水平距離為：

(10)

2.2 塑性條件下損傷深度計算

隨著工作面回采，工作面前方煤巖體因應力集中會產生塑性變形，煤巖體完整性遭到破壞，煤層底板也會鼓起，破壞的煤巖體受到擠壓力作用、向應力零約束的采空區方向移動，最終形成滑移面。煤層底板的塑性破壞邊界如圖5所示。

圖5 煤層底板的塑性破壞邊界Fig.5 Plastic failure boundary of coal seam floor

隨著采面向前推進，采空區周圍應力呈現動態分布規律，工作面前方的煤巖體內因應力集中系數變大而導致其發生塑性變形、破壞。主動極限區的煤巖體受到高應力的擠壓作用移向采空區，同時過渡區和被動極限區的煤巖體也受到擠壓作用，不斷移向采空區，從而導致底鼓和底板破碎等礦壓顯現。

根據相應的塑性理論，結合圍巖塑性破壞區的幾何參數，可對支承壓力作用下煤層底板破壞深度進行推理計算。破壞深度計算公式為：

(11)

(12)

(13)

將θ值代入公式(11)可得出最大破壞深度：

(14)

根據極限平衡基礎理論可知，煤壁內塑性區寬度：

(15)

聯立式(14)與式(15)便可得到采場底板最大損傷破壞深度：

(16)

式中，M為開采厚度；K為三軸應力系數；H為埋深；φ為煤層內摩擦角；k為應力集中系數；γ為上覆巖層平均容重；f為摩擦系數；Fj為支撐阻力；φf為底板內摩擦角；C為煤層內聚力。

2.3 上位煤層開采底板損傷深度實算

平煤股份四礦己16-17-23140工作面回采垂深在900～990 m。己15煤層下距己16-17煤層4.32～22.27 m，平均14.7 m，己16-17煤層(己16與己17合并部分)煤厚平均4.11 m。

根據地測科提供的資料，煤層內摩擦角φ=25°，煤層內聚力C=1.25 MPa，煤層與底板的摩擦系數f=0.2，應力集中系數k=2.7；底板巖石單軸抗壓強度Rmc=42 MPa；底板巖層內摩擦角φf=28°，節理裂隙影響系數β=0.32；K=2.46，上覆巖層平均容重γ=25 kN/m，支架支撐阻力Fj=0。將上述參數分別代入彈性條件和塑性條件公式進行計算，得出己15煤層回采后底板的最大破壞深度：

彈性條件下損傷深度計算：hmax=30.8 m，塑性條件下損傷深度計算：hmax=29.46 m。通過理論分析計算得出，平煤股份四礦己15煤層開采后的底板最大損傷破壞深度為30 m。

3 模擬結果分析

該試驗以平煤股份四礦己16-17-23140工作面的工程條件為基礎數據，采用FLAC3D對上部己15煤回采后底板應力場變化規律進行模擬分析。

己15煤層平均厚度1.7 m；直接頂為粉砂質泥巖，厚度4.0 m；基本頂為粉砂巖、中粒砂巖，厚度15.9 m；底板為粉砂質泥巖，厚度8.0 m。己16-17煤層平均厚度為3.5 m，煤層傾角5°～8°，平均采深997 m。己15、己16-17煤層的平均層間距為8.3 m。

3.1 試驗模型設計

(1)模型的基本參數。上位煤層開采后，采面頂底板巖層的應力、位移、裂隙均重新分布，本文主要研究采場下伏煤巖體的應力場變化規律，因此模型的研究主體為底板巖層。為了保證采面頂底板巖層和煤層之間的協調變形，試驗采用走向開采模型，尺寸長300 m，高156 m，其中己15煤厚1.7 m，頂板巖厚86.4 m，底板巖厚67.9 m，下位煤層己16-17與己15煤層層間距8.3 m。模型上部為自由邊界，模型可整體沉降，其他3個邊界為零位移條件。具體條件如下：左右邊界為單約束邊界，取u=0，v≠0(u為x方向，v為y方向)；下部邊界為全約束邊界，取u=v=0；上部邊界為自由邊界。模型上表面加上均布的載荷壓力，上覆巖體加載壓力為23.68 MPa。模型詳細情況如圖6所示。

圖6 模型示意Fig.6 Model diagram

(2)力學參數的選擇。平煤股份四礦地測科提供的巖層力學參數見表3。

表3 數值模擬巖層力學參數Tab.3 Numerical simulation of rock mechanics parameters

3.2 上位煤層開采下伏煤巖體應力變化規律分析

利用Tecplot軟件提取了不同開挖進度條件下底板巖層15 m深度處水平線上的垂直載荷數據，如圖7所示。

圖7 底板巖層15 m深度處垂直載荷數據變化規律Fig.7 Change rule of vertical load data at 15 m depth of floor rock

該深度上的原始垂直載荷為26.4 MPa，工作面推進到20 m時，開切眼側煤體受到支承應力影響，應力增加到27.98 MPa，應力集中系數為1.06，采空區下部區域應力降低，卸壓呈“V”字形，對稱分布，模型中央應力為12.6 MPa，達到最小。隨著開挖進行，采面前方煤體及切眼位置處的支承載荷逐漸加大，同時采空區支承載荷繼續降低，載荷分布逐漸不對稱。隨著開挖的推進，采空區卸壓的范圍越來越大。開挖到100 m位置時，支承載荷48.9 MPa，集中系數達到1.85，支承載荷低于10 MPa的區域占到采面開挖距離的68.7%。

開挖到100 m位置底板不同深度支承載荷變化情況如圖8所示。

圖8 開挖到100 m位置底板不同深度支承載荷變化規律Fig.8 Change rule of support load at different depths of the bottom slab from excavation to 100 m

采面采空區底板下方9.1 m范圍內垂直載荷很小，基本為0。采空區后方由于冒落帶逐步壓實，應力有所反彈。從圖8中可以看出：①隨著垂直距離增加，卸壓程度慢慢變弱，支承載荷慢慢變大。②隨著垂直距離增加，支承載荷集中系數慢慢減小，垂直距離2.5 m時，系數2.05；垂直距離23.4 m時，系數1.42；垂直距離57.2 m時，系數1.1。

采面51 m位置垂直線上底板支承載荷隨開挖進度的變化關系如圖9所示。從圖9中得出，開挖進度對采面51 m位置垂直觀測線上各點的支承載荷有很大影響。開挖至20 m時，底板淺部各點的垂直載荷稍大于原始垂直載荷，開挖至51 m時，垂直觀測線上各點支承載荷急劇降低，卸壓效果較好。

圖9 采面51 m位置垂直線上底板支承載荷隨開挖進度的變化關系Fig.9 Variation of support load of bottom plate on the vertical line of 51 m position of mining face with excavation progress

4 結論

(1)分析得出了側向支承壓力峰值隨著與煤壁距離增大快速達到載荷峰值，隨后逐步降低到原始應力。為便于載荷計算的簡化，假設其側向支承壓力的增降變化和煤壁距離為正比線性關系，得出側向支承壓力集度計算公式。

(2)根據平煤股份四礦的基礎地質資料，根據推導出的彈性條件和塑性條件公式進行計算，得出己15煤層回采后底板的最大破壞深度：彈性條件下損傷深度為30.8 m；塑性條件下損傷深度為29.46 m。因此，通過理論分析計算得出平煤股份四礦己15煤層開采后的底板最大損傷破壞深度為30 m。

(3)利用FLAC3D數值計算軟件模擬分析了上位煤層開采下伏煤巖體應力變化規律，隨著垂直距離增加，卸壓程度慢慢變弱，支承載荷慢慢變大。隨著垂直距離增加，支承載荷集中系數慢慢減小，垂直距離2.5 m時，系數2.05；垂直距離23.4 m時，系數1.42；垂直距離57.2 m時，系數1.1。

參考文獻(References)：

[1] 楊建華，汪東.近距離煤層群上位煤層開采底板破壞特征分析[J].煤炭科學技術，2017，45(7)：7-11.

Yang Jianhua，Wang Dong.Analysis on floor failure characteristics of upper coal seam mining in close range coal seam group[J].Coal Science and Technology，2017，45(7)：7-11.

[2] 劉愛卿.近距離下部煤層應力分布規律研究[J].能源與環保，2018，40(5)：175-179.

Liu Aiqing.Research on the stress distribution law of the lower coal seam at close range[J].China Energy and Environmental Protection，2018，40(5)：175-179.

[3] 王厚柱，鞠遠江，秦坤坤，等.深部近距離煤層開采底板破壞規律實測對比研究[J].采礦與安全工程學報，2020，37(3)：129-137.

Wang Houzhu，Ju Yuanjiang，Qin Kunkun，et al.Comparative study on actual measurement of floor failure law in deep and close coal seam mining[J].Journal of Mining & Safety Engineering，2020，37(3)：129-137.

[4] 孟浩.近距離煤層群下位煤層巷道布置優化研究[J].煤炭科學技術，2016，44(12)：44-50.

Meng Hao.Research on optimization of roadway layout in lower coal seam of close coal seam group[J].Coal Science and Technology，2016，44(12)：44-50.

[5] 張東輝.采動影響下煤巷圍巖變形破壞運移規律及其支護技術研究[J].能源與環保，2019，41(9)：190-193.

Zhang Donghui.Research on deformation，failure and movement law of coal roadway surrounding rock and its supporting technology under the influence of mining[J].China Energy and Environmental Protection，2019，41(9)：190-193.

[6] 梁華杰，顧天州，趙忠義.近距離煤層開采巷道布置合理性分析[J].煤礦安全，2019，50(7)：249-253.

Liang Huajie，Gu Tianzhou，Zhao Zhongyi.Analysis on the rationality of roadway layout in short-distance coal seam mining[J].Safety in Coal Mines，2019，50(7)：249-253.

[7] 張建杰.團柏煤礦近距離煤層上層開采底板破壞深度測定[J].現代礦業，2017，33(9)：107-108，111.

Zhang Jianjie.Determination of floor failure depth in the upper coal mining at close range in Tuanbai Coal Mine[J].Modern Mining，2017，33(9)：107-108，111.

[8] 王憲勇.采動影響下煤層底板破壞特征試驗研究[J].煤礦安全，2017，48(9)：54-57.

Wang Xianyong.Experimental study on failure characteristics of coal seam floor under the influence of mining[J].Safety in Coal Mines，2017，48(9)：54-57.

[9] 白慧君.帶壓開采煤層底板破壞突水規律分析[J].能源與節能，2019(10)：33-34.

Bai Huijun.Analysis on the law of water inrush from coal seam floor failure in mining under pressure[J].China Energy and Environmental Protection，2019(10)：33-34.

[10] 羅燁，王冬.上保護層開采底板破壞深度和應力分析研究[J].能源與環保，2020，42(1)：178-181.

Luo Ye，Wang Dong.Analysis and research on floor failure depth and stress in upper protective layer mining[J].China Energy and Environmental Protection，2020，42(1)：178-181.

[11] 馬文著，周曉敏，譚帥.承壓水上煤層底板破壞特征研究—以山西義棠煤礦為例[J].采礦與巖層控制工程學報，2020，2(3)：033011.

Ma Wenzhu，Zhou Xiaomin，Tan Shuai.Study on failure characteristics of coal seam floor above confined water：A case study of Shanxi Yitang Coal Mine[J].Journal of Mining and Strata Control Engineering，2020，2(3)：033011.