深井厚煤層大巷孤立煤體沖擊危險性評價研究*

2022-08-06 03:30:30張世平李士棟崔小超梁記忠王高昂朱斯陶

中國安全生產科學技術 2022年6期

張世平，趙健，李士棟，周濤，崔小超，張東，梁記忠，王高昂，朱斯陶，孫波

(1.中煤資源發展集團有限公司，北京 100011；2.山東能源集團魯西礦業有限公司，山東菏澤 274700；3.兗煤菏澤能化有限公司趙樓煤礦，山東菏澤 274700；4.新汶礦業集團有限責任公司華豐煤礦，山東泰安 271400；5.北京科技大學土木與資源工程學院，北京 100083)

0 引言

隨著淺部煤炭資源采掘殆盡，煤礦開采逐漸向深部轉移，許多地區的開采深度達到甚至超過了1 000 m，以至于沖擊地壓事故頻頻發生，給煤炭資源的安全開采帶來了巨大的挑戰[1-5]。此外，相較于一般煤體，由大巷切割作用形成的孤立煤體所受應力更大，再加上煤層厚度等因素的共同影響，更易發生沖擊地壓事故，是深部煤炭開采亟需攻克的難點[6-9]。

我國眾多學者對大采深條件下厚煤層孤立煤體發生沖擊地壓事故進行了大量研究，例如王緒友[10]應用綜合指數法，從煤巖沖擊傾向性、采深、地應力方面進行分析，解決了大采深條件下多個煤層開采時相互影響的問題；薛成春等[11]采用數值模擬理論分析了大傾角厚煤層頂板能量分布特征，建立了傾斜懸頂結構力學模型，有效避免了大傾角厚煤層發生沖擊地壓災害；朱斯陶等[12-13]針對特厚煤層掘進工作面沖擊災害頻發的問題，提出了基于“地音大事件”概念的監測預警方法，揭示了復合厚煤層沖擊地壓的發生機制，建立了特厚煤層掘進工作面的危險性評價方法；王超等[14]通過應力監測等方法，研究了趙樓煤礦3304工作面深井厚煤層的合理區段煤柱寬度，保證了深井條件下厚煤層區段煤柱的穩定性。

以上學者的研究為本文提供了理論基礎，但大采深條件下大巷孤立煤體的開采依舊是發生沖擊地壓災害的重災區，因此本文從實際工程案例出發，從理論分析和數值模擬2方面對深井厚煤層大巷孤立煤體誘發沖擊地壓的影響因素進行研究，并采用模糊數學方法建立此種類型煤體的沖擊危險性評價方法，以期為相關工程提供理論參考。

1 深井厚煤層大巷孤立煤體沖擊案例

1.1 深井厚煤層大巷孤立煤體沖擊案例概況

2015年8月19日，山東趙樓煤礦七采區發生了2次大能量礦震事件(1.3級、2.11級)。2次大能量礦震事件均發生在七采區二集下山區域[15]，如圖1所示。礦震造成采區錨桿、錨索破斷，圍巖變形和動力性冒頂等災害，封閉了作業人員的逃生通道，嚴重危害了作業人員的安全以及事故救援工作的進行。

圖1 趙樓煤礦大能量礦震事件分布示意

2016年8月15日，肥礦集團梁寶寺煤礦35000采區發生了1次嚴重的沖擊地壓事故，此次事故震源臨近35000采區回風聯絡巷。此處巷道分布密集，完整煤體被巷道切割成孤立狀態，導致煤體內部應力集中程度高，煤體失穩誘發沖擊地壓。事故沖擊現場如圖2所示。

圖2 梁寶寺煤礦35000采區沖擊事故現場

2015年8月30日，山東古城煤礦32采區發生了1起沖擊地壓事故，事故造成大量巷道變形破壞，支護破斷，掘進機偏移。因地面存在村莊，古城煤礦采用條帶法開采以減少采掘活動對地面房屋產生破壞。事故區域分布有32采區集中皮帶巷、采區集中進風巷、3208皮帶順槽、軌道順槽等巷道，且煤體厚度大、埋藏深。事故現場和事故區域概況如圖3～4所示。

圖3 古城煤礦沖擊事故現場

1.2 深井厚煤層大巷孤立煤體誘沖因素分析

根據上述案例可以發現，煤層的埋深是誘發沖擊地壓的關鍵因素之一。尤其是對于埋深超過1 000 m的深井而言，煤體本身所受地應力程度高，再經過采掘活動的影響，發生沖擊地壓事故的幾率大大增加。此外，這類礦井還存在由于大巷布置位置不合理等原因，將完整煤體切割成孤立的煤柱，致使煤體內部應力集中，更易發生煤體失穩沖擊，如圖5所示。

圖5 大巷切割孤立煤體示意

此類煤體發生沖擊地壓一般有如下共同點：1)大巷切割成的孤立煤體內部應力集中程度高，處于即將失穩破壞的臨界狀態；2)由于受到采掘等活動的影響，孤立煤體臨界應力平衡狀態被打破，產生失穩；3)孤立煤體發生失穩破壞時釋放的能量大于圍巖及支護體的強度。

多起孤立煤體沖擊地壓事故的發生給礦山的安全生產帶來了極大的困擾，使礦井遭受了巨大的損失。通過對上述多起沖擊地壓事故案例分析可知，孤立煤體失穩誘發沖擊具有以下特點：1)事故區域大巷埋深為千米及千米以上，自重應力較高；2)沖擊地點都處于巷道切割形成的煤柱內，孤立煤體承受著較高的支承壓力；3)大巷均為煤巷布置，煤層厚度均為厚煤層，巷道圍巖綜合抗壓強度較低；4)事故發生區域附近均無工作面正在回采，沒有高位巖層破裂產生的大范圍動壓擾動。

而多起事故的不同之處在于：1)趙樓煤礦二集下山間距為40 m，在掘進過程中未進行卸壓活動，大能量礦震事件發生在掘進迎頭后方；2)梁寶寺煤礦35000采區聯絡巷間距為50 m，沖擊事故發生前該區域已進行過卸壓活動；3)古城煤礦32采區集中進風巷下山間距為70 m，沖擊事故發生前該區域已進行過卸壓活動。

通過以上事故分析可以發現，采深、煤厚、大巷間距等因素是導致煤體發生失穩沖擊的主要原因。在這些因素影響下，常見的大巷孤立煤體沖擊主要分為以下2種情況：1)小間距大巷孤立煤體，此情況由于大巷間距較小，為防止巷道產生大變形，大巷未采取卸壓活動，孤立煤體彈性承載區高應力主要來自于巷道圍巖應力的逐漸集中，表現為蠕變失穩特征，如趙樓煤礦二集下山礦震事件；2)大間距大巷孤立煤體，此類型為防止巷道產生局部沖擊，往往會采取巷道卸壓進行應力轉移，孤立煤體承載區高應力主要來自于巷道卸壓后產生的應力集中，表現為整體失穩破壞特征，如梁寶寺煤礦和古城煤礦沖擊事故。

2 大巷孤立煤體開采影響因素數值分析

為探究不同開采條件對煤體應力的影響規律，以梁寶寺煤礦35000采區為工程背景，采用FLAC3D數值模擬軟件分別對誘發孤立煤體沖擊的影響因素：采深、煤層厚度、巷道間距等進行模擬分析，以采區回風巷和皮帶集中巷為研究對象，建立簡化模型尺寸為長×寬×高=300 m×200 m×70 m，如圖6所示。約束模型底部水平和垂直位移，固定模型2側水平位移，在頂部自由面施加均布荷載模擬上覆巖層自重。

圖6 數值模擬計算模型

2.1 采掘深度對孤立煤體沖擊影響性分析

根據35000采區實際地質條件，取下山間距D1=50 m，聯絡巷間距D2=150 m，煤層厚度7 m，采用Mohr-Coulomb破壞準則，分別模擬采深500，600，700，800，900，1 000，1 100，1 200 m條件下大巷孤立煤體垂直應力變化情況，其垂直應力峰值變化曲線如圖7所示。

圖7 不同采深孤立煤體應力曲線

由圖7可知，當大巷間距不變時，大巷孤立煤體上方垂直應力分布形式隨采深變化影響較小，500～1 200 m采深條件下孤立煤體應力均為平臺形分布，但煤體應力峰值隨采深增加不斷增大。已知梁寶寺煤礦3煤煤層單軸抗壓強度[σc]=20 MPa，同一尺寸的孤立煤體1 200 m采深時的垂直應力峰值約是埋深為500 m時的3倍。以動應力比Ic=σ/[σc]為沖擊危險判斷標準，Ic≥1.5時為弱沖擊危險，Ic≥1.8時為中等沖擊危險，Ic≥2.0時為強沖擊危險。從圖7可以看出，梁寶寺35000采區煤體采深超過800 m時達到弱沖擊危險，采深超過900 m時達到中等沖擊危險，采深超過1 000 m時達到強沖擊危險。在僅考慮自重應力影響下，采掘深度對孤立煤體沖擊影響的數值模擬計算結果如表1所示。

表1 不同采深孤立煤體沖擊危險性模擬結果

故當大巷間距和煤層厚度不變時，隨著采深的增加，孤立煤體應力集中程度逐漸增大，采深達到千米后，孤立煤體超過強沖擊危險。因此千米深井條件下高自重應力為大巷孤立煤體沖擊提供了基礎靜載，是大巷孤立煤體沖擊頻發的根源。

2.2 煤層厚度對孤立煤體沖擊影響性分析

根據35000采區實際地質條件，取下山間距D1=50 m，聯絡巷間距D2=150 m，巷道采深1 000 m，采用Mohr-Coulomb破壞準則，模擬煤厚分別為7，8，9，10，11，12，13，14 m時大巷孤立煤體垂直應力變化情況，模擬結果如圖8和表2所示。

圖8 不同煤層厚度孤立煤體應力曲線

從表2可知，梁寶寺35000采區煤體在1 000 m采深條件下，大巷間距為50 m，煤層厚度為7 m時已經達到了強沖擊危險。

表2 不同煤層厚度孤立煤體沖擊危險性模擬結果

通過數值模擬計算結果可知孤立煤體應力峰值與煤層厚度呈正相關，即煤層越厚，孤立煤體應力集中程度越高，孤立煤體應力分布形式逐漸由平臺形向單峰形轉化，且應力峰值逐漸向孤立煤體彈性承載區集中，煤厚為14 m時比煤厚為7 m時應力峰值增加了約8 MPa，表明煤層越厚，巷道圍巖積聚的彈性能越大，當煤體發生沖擊時產生的破壞越強。

當采深和大巷間距不變時，千米深井條件下厚煤層大巷孤立煤體隨著煤層厚度的增加，孤立煤體積聚的彈性能不斷增大，應力集中程度逐漸增大，沖擊危險性也隨之增大，煤層厚度是誘發孤立煤體沖擊的原因之一。

2.3 大巷間距對孤立煤體沖擊影響性分析

根據35000采區實際地質條件，取聯絡巷間距D2=150 m，采深1 000 m，煤層厚度7 m，采用Mohr-Coulomb破壞準則，對不同大巷間距條件下孤立煤體垂直應力變化進行模擬，模擬結果如圖9所示。

圖9 不同間距孤立煤體應力曲線

由圖9可知，當孤立煤體采深及煤層厚度不變時，大巷孤立煤體上方垂直應力分布形式隨大巷間距的變化而發生明顯改變，大巷間距為80 m時應力呈雙峰形分布，大巷間距為70 m時應力呈馬鞍形分布，大巷間距為60，50 m時應力呈平臺形分布，大巷間距為40，30 m時應力呈單峰形分布，煤體應力峰值隨大巷間距的減小而不斷增大。在僅考慮自重應力影響下，大巷間距對孤立煤體沖擊影響的數值模擬計算結果如表3所示。

表3 不同大巷間距孤立煤體沖擊危險性模擬結果

已知梁寶寺煤礦3煤煤層單軸抗壓強度[σc]=20 MPa，千米采深條件下孤立煤體大巷間距為40 m時的應力集中系數約是大巷間距為80 m時的應力集中系數的1.3倍。以動應力比Ic=σ/[σc]為沖擊危險判斷標準，Ic≥1.5時為弱沖擊危險，Ic≥1.8時為中等沖擊危險，Ic≥2.0時為強沖擊危險。從圖9可以看出，梁寶寺35000采區煤體大巷間距為80 m時達到弱沖擊危險，大巷間距為70，60 m時達到中等沖擊危險，大巷間距≤50 m時達到強沖擊危險。

由上述分析可知，當采深和煤層厚度不變時，隨著大巷間距的縮小，孤立煤體彈性承載區應力逐漸集中，當大巷間距小于50 m時有強沖擊危險，因此千米深井條件下大巷間距的不合理布置是孤立煤體沖擊頻發的主要原因。

3 深井厚煤層大巷孤立煤體沖擊危險性評價方法

煤體發生沖擊地壓的原因與煤體埋深、煤層厚度、大巷間距以及煤層的沖擊傾向性有著密切的關系。為了更直觀趨量化地分析各個影響因素對煤體發生沖擊地壓的影響，采用模糊數學方法，對各指標進行歸一化處理，建立孤立煤體沖擊危險性的隸屬度函數如式(1)所示：

U(x)=f(U1，U2)

(1)

式中：U(x)為煤體沖擊危險性的隸屬度函數；U1為煤體開采因素對沖擊危險性的隸屬度函數；U2為煤層沖擊傾向性因素對沖擊危險性的隸屬度函數。

3.1 煤體開采因素對沖擊危險性隸屬度

煤體發生沖擊失穩的必要條件是煤體所受支承壓力大于其單軸抗壓強度，而煤體所受應力與煤體埋深、煤層厚度、大巷間距直接相關。在煤體本身所能承受的最大應力一定的情況下，埋深越大、煤層越厚、大巷間距越小，煤體所承受的應力就越大，發生沖擊失穩的風險則越高。

建立煤體開采因素對沖擊危險性的隸屬度函數如式(2)所示：

U1=a1φ1+a2φ2+a3φ3

(2)

式中：φ1為煤層埋深對沖擊地壓的隸屬度函數；φ2為煤層厚度對沖擊地壓的隸屬度函數；φ3為大巷間距對沖擊地壓的隸屬度函數；a1為煤層埋深對沖擊地壓的敏感度系數；a2為煤層厚度對沖擊地壓的敏感度系數；a3為大巷間距對沖擊地壓的敏感度系數。

根據表1～3中的各項指標進行歸一化處理可得隸屬度函數φ1，φ2，φ3如式(3)～(5)所示：

(3)

(4)

(5)

式中：H為煤層埋深，m；M為煤層厚度，m；D為大巷間距，m。

依據大巷孤立煤體開采影響因素數值模擬結果可知，采掘深度和大巷間距對煤體沖擊危險性的敏感度相對較高，因此分配權重a1=0.4，a2=0.2，a3=0.4，并由式(2)～(5)可得煤體開采因素的隸屬度函數如式(6)所示：

U1=0.4φ1+0.2φ2+0.4φ3

(6)

3.2 煤層沖擊傾向性因素對沖擊危險性隸屬度

煤層的沖擊傾向性共有4個指標，分別是單軸抗壓強度RC、彈性能量指數WET、沖擊能量指數KE和動態破壞時間DT。如圖4所示建立煤層沖擊傾向性對沖擊危險性的隸屬度函數如式(7)所示：

圖4 古城煤礦下山區域概況

U2=b1φRC+b2φWET+b3φKE+b4φDT

(7)

式中：φRc為單軸抗壓強度對沖擊地壓的隸屬度函數；φWET為彈性能量指數對沖擊地壓的隸屬度函數；φKE為沖擊能量指數對沖擊地壓的隸屬度函數；φDT為動態破壞時間對沖擊地壓的隸屬度函數；b1為單軸抗壓強度對沖擊地壓的敏感度系數；b2為彈性能量指數對沖擊地壓的敏感度系數；b3為沖擊能量指數對沖擊地壓的敏感度系數；b4為動態破壞時間對沖擊地壓的敏感度系數。

對上述表4中的4項指標進行歸一化處理可得隸屬度函數φRc，φWET，φKE，φDT，如式(8)～(11)所示：