頂板垮斷作用下巷道支護體系抗沖擊能力研究

趙志鵬，邱海濤，李紅平，姬振興，賈兵兵，孔令宇，楊 旭，秦洪巖，歐陽振華

（1.國能能源集團新疆能源有限責任公司，新疆 烏魯木齊 831215；2.華北科技學院，河北 廊坊 065201）

沖擊地壓是一種煤礦在開采過程中由于煤體彈性能突然釋放而產生劇烈破壞，造成支護結構破壞、采掘空間變形以及人員傷亡等重大損失的動力現象[1-2]。據統計，發生在巷道的沖擊地壓事故占比高達90%。由于外界動載擾動，巷道圍巖在動靜載疊加作用下產生動力破壞，而工作面支護強度遠高于兩巷，幾乎沒有沖擊地壓傷亡事故[3-5]。由此可見，維持巷道圍巖的長期穩定是有效預防和治理沖擊地壓事故的關鍵，優化支護體系、提高抗沖解危能力對于減少和避免發生沖擊地壓事故具有重要意義。

近年來，國內外學者對于巷道支護體系防沖能力和解危效果進行了大量的研究，針對巷道支護體系的支護方式和參數優化、支護效果模型提供了理論支持和評價方案，闡述了大能量事件在傳播時的能量耗散過程及巷道支護體系的響應特征[6-9]。以往研究表明：堅硬的頂板巖層易于誘發沖擊地壓事故，其在開采過程中的突然破壞或斷裂所產生的脈沖應力和震動極易導致周圍煤體彈性能的突然釋放[10-11]；上覆巖層的運動會對下部煤層及巷道的穩定性產生決定性影響，巷道上方堅硬頂板由于其強度大、整體性好而容易造成采空區周邊煤體應力集中并存儲大量彎曲應變能，頂板垮斷時產生的沖擊波能量巨大，會對下部巷道產生強擾動作用，是沖擊地壓防治的重點關注對象[12-13]；動、靜載載荷疊加狀態下的巷道更是沖擊地壓防治難點，沖擊地壓巷道處于自重應力以及構造和采動應力的共同作用下，應力結構復雜；且巷道堅硬頂板垮斷產生的沖擊荷載作用時間短，蘊含能量高，使得巷道支護體系極易產生變形[14-15]；作為防治沖擊地壓的最后1 道防線，合理的防護措施與支護體系可以有效降低巷道沖擊地壓事故，減少損失和破壞。因此，有必要采用動靜載組合作用的方式，對堅硬頂板條件下巷道支護體系的抗沖擊能力和動態響應特征進行深入的研究，以便于更好地防范此類型沖擊地壓。為此，以寬溝煤礦I010203 工作面為例，采用數值模擬方法，對堅硬頂板巷道動載擾動下的動力傳播過程以及巷道支護體系的變形響應特征進行研究，分析不同能量事件對單巷道以及臨近采空區巷道的影響，對該工作面的支護體系做出評價。

1 工程地質概況

寬溝煤礦I010203 工作面地處呼圖壁縣，礦井主采煤層為B2 號煤層，埋藏深度平均440 m，厚度8.62～20.84 m，平均9.5 m，屬特厚煤層；I010203 工作面東至運輸上山保護煤柱，南至井田邊界，北至I010201 工作面，之間留設煤柱15 m；工作面上部為已開采的I010405、I010403 工作面采空區，I010203工作面上部為I010405 工作面采空區。經鑒定，B2煤層具有弱沖擊傾向性，煤層頂板具有強沖擊傾向性。根據工作面基本條件、掘進期間的動力顯現，初步判斷該I010203 工作面回采過程中可能存在沖擊地壓風險。基本頂為致密堅硬的粉砂巖，厚4.8 m，直接頂厚度為19.3 m，是以砂巖為主，含少量中砂的細砂巖，直接底為粗砂巖，厚度為21 m。I010203工作面巷道沿底掘進，不留設底煤，I010203 工作面布置圖如圖1。

圖1 I010203 工作面布置圖Fig.1 Layout of I010203 working face

2 數值模型

2.1 模型建立

以寬溝煤礦I010203 工作面為例，采用Abaqus數值模擬軟件建立數值模型，對動靜載組合作用下巷道圍巖的變形特征以及圍巖抗沖擊能力進行分析。為了提高模擬結果的可靠性，利用MTS815 伺服控制測試系統對該工作面所在區域不同巖層的巖石力學參數進行了測定，巖石力學參數表見表1。

表1 巖石力學參數表Table 1 Rock mechanics parameters table

根據該工作面綜合地質鉆孔圖可得地層分布并結合實際工況建立了運輸巷模型，模型尺寸為100 m×100 m×2.4 m。模型巷道斷面為圓弧拱形，掘進寬度為4.7 m，巷道斷面中心掘進高度3.4 m。采用錨索結構單元模擬沿空巷道錨桿錨索支護，取1 個錨桿錨索支護單元厚度2.4 m 作為模型厚度。錨桿參數見表2。巷道模型及支護參數圖如圖2。

圖2 巷道模型及支護參數圖Fig.2 Roadway model and supporting parameters

表2 錨桿參數Table 2 The parameters of the anchor

2.2 頂板沖擊荷載模擬

工作面開采過程中，共監測到104J 以上的大能量事件10 次，且多發為相鄰采空區之間，I010203 工作面大能量事件統計見表3。保守起見，以寬溝煤礦微震監測預警值2×106J 進行模擬。動力加載過程中，主要考慮以下3 個方面，分別為機械阻尼、邊界條件以及動載荷施加和傳播。模型采用了局部阻尼以實現在傳播過程中的能量耗散，根據李可等[16]的研究，臨界阻尼比以5%計，通過對計算模型的模態分析，確定模型的瑞利阻尼系數α=0.122 74，β=0.004 69。

表3 I010203 工作面大能量事件統計Table 3 Statistics of large energy events of I010203 working face

2.3 初始應力及邊界條件

I010203 工作面平均埋深420 m，上覆巖層平均密度為2 500 kg/m3，考慮巖層自重應力，對模型上表面施加10.5 MPa 荷載。在初始靜力條件下，對模型的4 個垂直面和模型底部分別施加水平和垂直位移約束。根據煤礦錨桿支護技術規范以及現場工況，設定錨桿屈服應力為700 MPa，并施加190 kN的預應力。設定錨索屈服應力為1 860 MPa，并對錨索施加100 kN 的預應力。采用熱膨脹法在數值模擬中對錨桿施加了預應力。當溫度降低1 ℃時，由式（1）可得錨桿膨脹系數為0.001 28 m/s2，錨索膨脹系數為0.000 675 m/s2。預應力F 為：

式中：A 為錨桿橫截面積；E 為彈性模量；α 為膨脹系數；△T 為溫度梯度；F 為預應力，kN。

2.4 動載施加及傳播過程

鑒于之前的研究[17-19]，礦山地震活動的持續時間約為幾十毫秒，且能量值大于1×105J 的微震事件頻率在5 Hz 左右，故本例研究中頻率設置為5 Hz。根據Zhu 等[20]研究可知，如果動態干擾源是由頂板崩落引起的，則波形通常屬于單峰波形。因此，P 波可用于動態載荷的模擬。數值模擬中沖擊波輸入波形根據式（2）進行模擬[21]。巖爆沖擊點速度V 為：

式中：V0為波速幅值；τ 為沖擊脈沖時間跨度；t為沖擊波周期，t=1/f；f 為頻率。

根據A Mcgarr[22]提出的監測點峰值速度、震源到巷道的距離R 與巖爆強度之間的關系可知：

式中：R 為震源中心到巖爆沖擊點的距離，cm；v 為巖爆沖擊點的峰值速度，cm/s；ML為震級；EL為震源能量。

以礦震能量值最大的“3.8”礦震事件震源位置為參考，大能量事件發生于運輸巷上方約50 m 處，考慮到煤層上覆19.3 m 厚的細砂巖堅硬頂板，故將動載源設置在細砂巖之上并向右45°偏移，距離巷道直線距離50 m 位置處。根據式（3）和式（4）采用試算法，當震源距巖爆沖擊點半徑R 為50 m，且監測點峰值速度v 為0.4 m/s 時，可算得巖爆能量大約為2×106J。具體的動載參數見表4。

表4 加載的相關參數Table 4 Loading parameters

通過二分法對輸入波形進行迭代試算并根據數值模擬結果可知當波速幅值V0為14 m/s 時，震源處峰值速度V 約為6.18 m/s，動載作用下巷道監測點速度曲線如圖3。

圖3 動載作用下巷道監測點速度曲線Fig.3 Velocity curves of roadway monitoring point under dynamic load

由圖3 可知，動載抵達巷道時的峰值速度達0.45 m/s，與預設的0.4 m/s 速度基本一致，表明本數值模擬具有較強的可靠性。根據式（4）可算得該動載釋放能量等同于2.37 級礦震所釋放能量。

3 動載擾動下巷道圍巖動力響應

3.1 圍巖動力響應特征

動載傳播過程及特性如圖4。

圖4 動載傳播過程及特性Fig.4 Dynamic load propagation process and characteristics

由圖4（a）可知，沖擊動力逐漸傳遞至巷道并在巷道底部形成反射波，引起巷道在巖體中震蕩，并引起巷道幫部產生的壓縮應力。根據圖4（b）可知在整個動載沖擊過程中，巷道圍巖應力呈上下波動狀態。其中，頂板處應力較小，沖擊波初次抵達巷道后，頂板應力會有1 個增大的現象，并最終在1.5 MPa 上下浮動。而煤幫應力波動相對較大，波動幅度可達1 MPa。并且由于側方沖擊的原因，巷道圍巖應力逐漸顯現出不對稱性，卸壓區與應力集中區均有大約順時針方向10°～15°的偏移，且在動載加載末尾階段，偏移量最大。隨著巷幫應力集中區的偏移，巷幫應力由原來的最小9.1 MPa 降低至8.8 MPa 左右。

3.2 動載擾動下巷道抗沖擊特性

動力沖擊下，巷道圍巖變形情況如圖5。圖5（a）為巷道頂板垂直方向位移，可知受側方沖擊的原因，動載沖擊側的煤層位移較大，整體位移量呈傾斜狀態，并由傾斜曲線可知，在大約1 s 處頂板產生最大位移，約為0.56 m。圖5（b）為巷幫水平方向位移，可知整體水平位移受動載沖擊影響較為明顯，右側煤幫位移明顯高于左側。頂板垂直方向位移與巷幫水平方向位移曲線趨勢相同，但巷幫水平方向位移量整體較小，在0.43 m 上下波動。

圖5 圍巖位移云圖以及監測曲線Fig.5 The displacement cloud diagrams of surrounding rock and monitoring curves

錨桿支護和破壞情況如圖6。大巷開挖后在幫部近場圍巖中存在較大的壓縮主應力，大巷中的支護錨桿和錨索預應力如圖6（a），可見兩側支護的錨桿和錨索預應力與施工過程中的預應力值基本一致。動力沖擊2 s 時錨桿應力及塑性區如圖6（b）和圖6（c），可見右幫錨桿最大應力值達到預設的抗拉強度值700 MPa 而失效破壞，而左幫錨桿雖有不同程度破壞但仍處于屈服強度范圍內。頂板的錨桿錨索大部分完好。整體支護結構較完整，仍能有效防護圍巖的沖擊動能。I010203 工作面的支護結構在微震監測預警值2×106J 能量沖擊荷載作用下，支護結構較為完好，主體部分仍可有效防護圍巖的沖擊動能。

圖6 錨桿支護和破壞情況Fig.6 Anchor support and damage

3.3 巷道支護體系抗沖擊能力驗算

對該巷道支護體系極限抗沖擊能力進行試計算，調整動載幅值大小，并取可以順利計算的極限值作為該支護體系可抵抗的最大能量值。頂板垂直方向速度曲線如圖7，支護體系應力云圖如圖8。

由圖7 和圖8 可知，經過試計算，當動載位于巷道斜上方50 m，脈沖幅度為50 m/s 時，巷道頂板處峰值速度約1.3 m/s，多數錨桿所受荷載均已超出其屈服強度，退出工作狀態，并且錨索也已進入塑性破壞狀態。支護體系已失去其防護作用。

圖7 頂板垂直方向速度曲線Fig.7 Displacement curve of roof in vertical direction

圖8 支護體系應力云圖Fig.8 Stress diagram of support system

由式（3）～式（4）可算得該動載能量約為1.02×108J，約為3.27 級礦震所釋放能量。故寬溝煤礦I010203 工作面可承受的大能量事件極限值為1.02×108J，根據表3 中寬溝煤礦I010203 工作面歷次大能量事件統計可知，該支護體系具有較好的支護能力，對于常規大能量事件可起到有效防護作用。

4 結 語

1）以寬溝煤礦I010203 工作面為例，實現了基于Abaqus 的巷道支護體系抗沖能力的設計方法。取寬溝煤礦微震監測預警值2×106J，對巷道斜上方50 m 位置處施加動載進行模擬，該動載釋放能量等同于震級為2.37 級礦震。側方沖擊致使巷道圍巖應力出現不對稱性，并導致巷幫應力出現小幅降低。

2）動載沖擊側巷幫位移高于對向巷幫，但整體位移量低于頂板。且動載沖擊側巷幫錨桿出現失效破壞，左側錨桿有不同程度破壞，頂板的錨桿錨索大部分完好，整體支護結構仍能有效防護圍巖的沖擊動能。

3）驗算了I010203 工作面運輸巷支護體系的抗沖擊能力，得到了其可承受沖擊的最大能量值，結果表明該支護體系可承受較高的沖擊能量值，對歷次大能量事件可起到有效的支護作用。