煤巖采動應力-裂隙帶發育規律研究
——以榆樹灣煤礦為例

2022-03-14 01:54:50馬建全吳鈳橋夏玉成李識博肖樂樂

西安科技大學學報 2022年1期

馬建全，吳鈳橋，彭昊，夏玉成，李識博，肖樂樂

(1.西安科技大學地質與環境學院，陜西西安 710054；2.陜西省煤炭綠色開發地質保障重點實驗室，陜西西安 710054)

0 引言

煤巖采動應力-裂隙發育規律研究是生態脆弱礦區煤炭資源開采和生態環境保護中“保水采煤”研究的熱點與難點之一[1-3]，也是煤炭開采資源保護和礦井水災害預測中的重點[4]。

目前對于采動裂隙帶(導水裂隙帶)預計高度的主要方法包括經驗公式、理論分析、數值模擬、物理模擬和鉆探驗證等。應用最為廣泛的《建筑物、水體、鐵路及主要井巷煤柱留設與壓煤開采規范》[5]和《礦區水文地質工程地質勘探規范》(GB 12719—91)[6]中推薦的經驗公式；基于錢鳴高院士提出關鍵層理論[7]的導水裂隙帶高度預計[8]等理論分析；采用有限元[9]、離散元[10-11]、有限差分[12]、RFPA[13]等數值模擬軟件對導水裂隙帶發育規律的分析；采用相似材料物理模擬實驗方法的導水裂隙帶發育高度探討[14]；運用鉆孔沖洗液漏失量觀測、鉆孔彩色電視觀測等觀測法對導水裂隙帶的分析[15]。綜合應用這幾種方法對導水裂隙帶發育進行研究的，通過相似模擬試驗結果、理論分析和經驗公式的對比，采用回歸分析法對經驗公式進行修正等[16]。

隨著數值模擬方法在導水裂隙帶發育規律研究中的廣泛應用，越來越多的學者在研究如何將開采圍巖應力場與導水裂隙帶發育高度相結合。王遺南基于采動前后應力場分布，提出主應力比值分析法探討導水裂隙帶預計[17]；鄒海等根據采厚覆巖應力的拉張區估算導水裂隙帶高度[18]；劉增輝等根據塑性條件、應力判別和塑性區域預測導水裂隙帶[19]；程香港等基于采動裂隙應力場-滲流場耦合作用下的塑性區得到導水裂隙帶發育高度[20]；夏玉成從構造應力角度探討了煤礦采動損害的影響探討[21]。

眾多學者從應力角度對導水裂隙帶高度進行了研究，但都是從主應力比和塑性區域估算煤層頂板破壞區的導水裂隙帶高度，對基巖-松散層接觸破壞區和淺表層破壞區的應力場、裂隙場探討較少，且也未能精確勾繪出破壞區域等。OKUBO等建立了應力場與圍巖破壞準則之間的關系[22]，可以定量描述圍巖局部穩定狀態。因此，在莫爾-庫倫強度破壞準則下，以簡明的幾何關系推導局部穩定指數計算公式，界定局部穩定指數概念，從煤層開采導致的圍巖應力場變化這一角度出發，建立數值分析模型，定量地勾繪開采覆巖破壞的區域，與已有常用方法進行對比分析，以期為預測導水裂隙帶發育規律研究提供一定的理論指導。

1 局部穩定指數

1.1 基本理論

局部穩定指數是指可以衡量巖土體內單個質點或局部區域穩定程度的尺度，揭露巖土體內隨著應力改變而產生破壞的區域。它的大小與該點處巖土體的黏聚力c、內摩擦角φ、重度γ、彈性模量E和泊松比μ等定參量條件下所對應的應力狀態(最大主應力和最小主應力)有關[23]。

在莫爾-庫倫強度破壞準則下，假設巖土體內某一質點或區域所受應力如圖1中實線圓所示，該點的局部穩定指數可定義為抗剪強度與其當前狀態所受剪應力的比值[24]，即

圖1 局部穩定指數定義

(1)

式中LSI為局部穩定指數；τf為局部潛在抗剪強度值，kPa；τ*為局部當前狀態下剪應力，kPa。

實線圓與莫爾-庫倫破壞包絡線的位置關系決定了該點應力狀態是否穩定。若該點巖(土)體發生破壞，其極限應力狀態應與破壞包絡線相交于E點，E點在縱坐標上的投影代表該點潛在抗剪強度值τf；F點在縱坐標上的投影代表該點當前狀態下的剪應力τ*。將實線圓向左平移至與莫爾-庫倫包絡線相切與點D，根據幾何知識和莫爾應力圓原理，可知

CE=CG·cosφ

(2)

(3)

(4)

將式(2)、(3)、(4)代入式(1)可得(5)

(5)

在巖土體內二維空間內任意一點的局部穩定指數均可用式(5)計算求得。由圖1可知當巖土體內剪應力低于莫爾-庫倫破壞包絡線時，局部穩定指數LSI>1，巖土體處于穩定狀態；當巖土體內剪應力與莫爾-庫倫破壞包絡線相切時，局部穩定指數LSI=1，巖土體處于極限平衡狀態。當巖土體內剪應力高于莫爾-庫倫破壞包絡線時，局部穩定指數LSI<1，巖土體處于失穩狀態。因此，局部穩定指數可以定量勾繪出巖土體內不穩定的區域。

1.2 采動裂隙帶計算方法

煤層開采前煤巖體處于穩定的原巖應力狀態，隨著開采工作面的推進，煤巖體應力狀態發生改變，為了重新達到應力平衡狀態，采出空間圍巖會產生變形破壞向采空區內移動，圍巖體內產生采動裂隙。局部穩定指數法就是在分析煤層采動過程中巖土體內各點的應力狀態基礎上，按式(5)計算各點的局部穩定指數，勾繪煤層上覆巖土體內破壞區域(LSI<1)和未破壞區域(LSI≥1)，以此來研究采動裂隙發育的方法。

首先建立計算模型，設置煤巖土層物理力學參數(巖土層厚、彈性模量、內摩擦角、重度、泊松比和黏聚力)，設定邊界條件，進入初始平衡狀態后，依據工作面推進實際情況，分步計算模型應力場并提取各步計算的最大主應力和最小主應力場，然后按式(5)計算各點的局部穩定指數，得到覆巖土體內局部穩定指數等值線圖，對局部穩定指數小于1等值線進行填充，得到具體的覆巖破壞區域，分析評價采動裂隙帶的發育規律(圖2)。

圖2 計算流程

2 模型建立

基于局部穩定指數計算方法，以文獻[13，25]中榆樹灣井田某綜采工作面為例，進行采動應力-裂隙發育規律研究。工作面位于榆神礦區南部的201盤區，工作面內地層平緩，傾角0°～3°，開采2-2煤層，煤層結構簡單，賦存穩定，平均厚度11.62 m，分2層開采，上分層采高5 m。井田內2-2煤層埋深110～300 m，平均埋深230 m，上覆基巖平均厚度120 m，松散層平均厚度110 m。采用綜合機械化開采，全部垮落法管理頂板。井田內主要含水層為第四系上更新統薩拉烏蘇組潛水含水層，隔水層是第四系中更新統離石黃土和新近系上新統三趾馬紅土，部分地段有上更新統馬蘭黃土，厚度83.75～175.0 m。

依據工作面實際地質條件和煤層賦存條件，在FLAC3D中建立數值計算模型(圖3)。計算模型沿x方向1 400 m，z方向263 m，共13層煤巖層，煤層厚12 m，開采上分層，采高5 m，模型兩側施加水平約束，底部固定，頂部為自由邊界。工作面總推進距離600 m，采用分步開采方式，每步開挖10 m，總共60步(表1)。

表1 數值模型計算參數

圖3 數值模型

3 計算結果

3.1 地表下沉量

為研究地表最大下沉量隨著工作面推進的變化規律，通過FLAC3D中的Fish編程，提取不同工作面推進距離時的地表最大下沉值，繪制地表最大下沉量和工作面推進距離的關系變化曲線(圖4)。

圖4 地表最大下沉值

由圖4可知工作面推進距離在100 m以內時，開采對覆巖的擾動影響較弱，當工作面推進距離在100～220 m時，地表最大下沉值的變化曲率逐漸增大，呈現“緩慢下沉”。當工作面推進距離在220～340 m時，地表最大下沉值近乎呈直線式快速增大，呈現“快速下沉”。當工作面推進距離在340～420 m時，地表最大下沉值的上升速度明顯減慢，又呈現“緩慢下沉”。當工作面繼續推進時，地表最大下沉值趨于穩定，呈現“基本穩定”。因此，地表下沉總體變化過程可以概括為“緩慢下沉-快速下沉-緩慢下沉-基本穩定”的過程。采高5 m的地表最大下沉值基本穩定在3 020 mm左右。

3.2 局部穩定指數

為研究覆巖破壞規律，通過FLAC3D中的Fish編程，提取不同工作面推進距離時覆巖單元的應力數據，代入式(5)計算局部穩定指數，繪制覆巖局部穩定指數小于1的分布圖(圖5)。

圖5 局部穩定指數分布(黑色填充部分即LSI<1)

由圖5可知，隨著工作面的推進煤層上覆巖土體內產生3個主要的破壞區域，由下至上分別為：煤層采空區直接頂板破壞區域，稱為煤層頂板破壞區(下層破壞區)；基巖層與松散層紅土層底部接觸部位破壞區域，稱為基巖-松散層接觸破壞區(中層破壞區)；近地表松散層破壞區域，稱為淺表層破壞區(上層破壞區)。

由圖5(a)～5(j)可知3個主要的破壞區域并不是同時發育的，隨著工作面推進，先在煤層采空區頂板區域發生破壞，發生整體變形時，在淺表層拉張區域發生破壞。當上覆巖層距離煤層較近的巖層會發生垮落與斷裂時，在基巖層與上部松散層中間會產生離層破壞區域，這一結果與朱慶偉等基于離層發展數學模型得到結果相一致[26]。因此，3個破壞區域發育先后順序為煤層頂板破壞區、淺表層破壞區、基巖-松散層接觸破壞區。這3個破壞區域并不是獨立發育，相互之間可導通。如工作面推進300 m左右時，煤層頂板破壞區和基巖-松散層接觸破壞區在局部導通。

3.3 采動裂隙帶發育規律

假定局部穩定指數小于1的范圍為采動裂隙帶發育區域，由于局部穩定指數法可定量地勾繪出采動裂隙帶發育范圍，因此在分析采動裂隙帶發育規律時，按照采動裂隙帶高度和寬度分別進行統計分析。

3.3.1 煤層頂板破壞區

采動裂隙帶發育高度：采動裂隙帶發育高度為從產生到向上發展，穩定后回落再向上發展到最大高度，最終趨于穩定的過程(圖6)。在工作面推進60 m后，采動裂隙帶逐漸產生，發育高度為14.9 m；工作面推進到80～180 m之間，采動裂隙帶高度呈直線式快速增大，由19.8 m上升至64.3 m，煤層上覆基巖破壞嚴重，頂板不斷垮落，裂隙不斷向上延伸；當工作面推進到260～350 m時，破壞的覆巖受開采擾動發生切落現象[27]，部分裂隙被壓實而閉合，致使采動裂隙帶發育高度降低；但隨著工作面推進，采動裂隙帶發育高度又逐漸升高，當工作面推進到480 m后，采動裂隙高度基本達到最大值75.0 m，并穩定在該值左右。

圖6 采動裂隙帶發育高度與工作面推進距離關系

采動裂隙帶發育寬度：采動裂隙帶發育寬度與工作面推進距離呈線性關系，隨著工作面推進距離的增加而增加(圖7)。

圖7 采動裂隙帶發育寬度與工作面推進距離關系

綜上所述，煤層頂板破壞區采動裂隙帶高度隨開采工作面呈現“上升—下降—上升—穩定”發育規律，采動裂隙帶寬度則呈現“線性增大”發育規律。

3.3.2 淺表層破壞區

采動裂隙帶發育高度：采動裂隙帶發育高度具有一定的滯后性(圖6)。在工作面推進100 m后出現，工作面推進100～160 m間，在地表移動盆地外邊緣區，可能發生平行于工作面的拉張裂隙致使采動裂隙帶高度直線快速向上延伸，由5.8 m上升至33.9 m；工作面推進160 m后，在地表移動盆地中心部位拉張裂隙逐漸被壓實而閉合，導致采動裂隙帶發育高度降低，最終隨著工作面的推進穩定在19.5 m左右。

采動裂隙帶發育寬度：采動裂隙帶發育寬度隨著工作面推進距離的增加先增加后降低再持續增加過程(圖7)。在工作面推進100 m后出現，工作面推進到100～190 m間，受開采擾動影響，開切眼后方和停采線前方的近地表松散層產生裂隙，并迅速地橫向延展，地表總跨度由569.7 m(破壞寬度200.1 m)上升至816.4 m(破壞寬度589.4 m)；工作面推進到200～330 m間，在地表移動盆地中心部位拉張裂隙逐漸被壓實而閉合，導致采動裂隙帶發育寬度降低，地表總跨度由805.9 m(破壞寬度585.8 m)下降至604.1 m(破壞寬度371.5 m)；隨著工作面繼續推進，近地表松散層內產生新的裂隙，采動裂隙帶繼續橫向延展。

綜上所述，淺表層破壞區采動裂隙帶高度隨開采工作面呈現“上升—下降—上升”發育規律，而采動裂隙帶寬度也呈現同樣的發育規律。

3.3.3 基巖-松散層接觸破壞區

采動裂隙帶發育高度：采動裂隙帶發育高度也具有一定的滯后性，晚出現于煤層頂板破壞區和淺表層破壞區的采動裂隙帶高度發育，采動裂隙帶高度從產生向上發展到最大高度后基本穩定(圖6)。工作面推進到160～180 m之間，采動裂隙逐漸發生并呈直線快速向上延伸，由3.8 m上升至16.5 m，之后采動裂隙發育速率明顯減小，開采220 m后，上升至20.1 m左右并穩定。

采動裂隙帶發育寬度：采動裂隙帶發育寬度具有一定的滯后性(圖7)，晚出現于煤層頂板破壞區和淺表層破壞區的采動裂隙帶寬度發育，但與工作面推進距離呈線性關系，隨著工作面推進距離的增加而增加。

綜上所述，基巖-松散層接觸破壞區出現具有一定滯后性，采動裂隙帶高度呈現“上升—穩定”發育規律，而采動裂隙帶寬度呈現“直線上升”發育規律。

3.4 裂采比

“裂采比”的概念在眾多導水裂隙帶研究文獻中均有論述，一般為“導水裂隙帶高度與煤層開采厚度之比”。從采動裂隙帶高度發育規律中發現導水裂隙帶高度一般為煤層頂板破壞區采動裂隙帶高度，當煤層頂板破壞區采動裂隙帶高度與基巖-松散層接觸破壞區采動裂隙帶高度導通后，導水裂隙帶高度為其兩者之和。采動裂隙帶寬度的發育規律也揭示了采動引起的裂隙水平發育范圍也具有一定的規律。

3.4.1 裂高采比

由導水裂隙帶發育高度和煤層開采厚度5 m，得到了裂高采比RHM與工作面推進距離的關系(圖8)。

圖8 裂高采比與工作面推進距離關系

由圖8可知裂高采比與工作面推進距離并不是呈線性關系，工作面推進距離180 m之前，裂高采比呈線性增加；工作面推進距離在180～470 m間，裂高采比曲線下降后又上升；工作面推進距離470 m之后，裂高采比基本穩定在19左右。

與其他裂高采比計算方法進行對比(表2)，局部穩定指數法計算得到的裂高采比比《建筑物、水體、鐵路及主要井巷煤柱留設與壓煤開采規范》的經驗公式值要大，比RFPA和FLAC數值模擬軟件的預計結果要小，與鉆孔實測值較接近。與文獻[28]中榆樹灣物理模擬結果(裂采比為18)對比，文中計算稍微偏高，計算結果是基本可信的。