基于位移反分析法的沿空留巷巷道礦壓分布規律

唐建新，王 瀟，袁 芳，孔令銳，李 偉，李 霜，魯思佳，林 圓

（1.重慶大學 煤礦災害動力學與控制國家重點實驗室，重慶 400044；2.重慶大學 資源與安全學院，重慶 400044）

我國西南地區煤層賦存多以煤與瓦斯突出煤層為主[1]，突出煤層開采上隅角瓦斯超限嚴重制約了礦井產能，而采用沿空留巷“Y”型通風方式可以很好地解決上隅角瓦斯超限事件頻發的問題[2]；同時，采用沿空留巷方式可以實現無煤柱開采，提高煤炭資源回收率，顯著減少礦井萬噸掘進率[3-5]。但由于沿空留巷通常在時間和空間上需要經歷本工作面和相鄰工作面2 次劇烈的采動影響，因而礦壓顯現強烈，尤其是在圍巖條件較為軟弱時，巷道圍巖大變形，增大了巷道維護費用[6-7]。因而研究軟弱圍巖條件下沿空留巷的巷道礦壓分布對分析巷道圍巖變形特征具有一定意義。王永秀等[8]采用正交試驗法對數值模擬中的煤巖力學參數進行了確定，但沒有分析巖體力學參數對巷道礦壓顯現特征的影響。位移反分析法[9-10]作為1 種預測巖體力學參數的重要方法已經被廣泛應用于隧道、采礦等地下工程領域。常用的位移反分析法主要有遺傳算法[11]、人工神經網絡方法[12]和基于現場觀測的經驗回歸方法[13]等，遺傳算法和人工神經網絡方法對樣本的要求較高，因此本研究采用基于現場觀測數據的經驗回歸方法來反演圍巖力學參數。首先分析了現場工作面回采過程中沿空留巷巷道礦壓顯現規律；分析了巖體力學參數對巷道礦壓顯現特征的影響；并采用位移反分析法，校準了實驗室得出的煤巖物理力學參數，并進一步分析了工作面回采過程中沿空留巷巷道礦壓分布規律。

1 工程背景

以川煤集團敘永一礦1295 工作面為工程背景，礦井主采C19、C20、C24煤層，1295 工作面主采C19煤層，為礦井12 采區首采煤層，工作面可采走向長338 m，傾斜長165 m，煤層平均傾角24°，煤層平均厚度1.1 m，工作面對應地面埋深313～446 m。1295 工作面以東為12 采區至11 采區的采區隔離煤柱，以南為礦井邊界煤柱，以西為12 采區中央上山保護煤柱，以北為已開采的1297 采空區，1295 工作面示意圖如圖1。圖中1#、2#、3#、4#點為礦壓觀測點。礦井C19、C20屬于突出煤層，工作面采用U 型通風時上隅角瓦斯超限事件頻發，嚴重影響工作面產能，因而1295 工作面回采期間采用Y 型通風方式，在1295工作面回采時，對1295 風巷組織實施沿空留巷。

圖1 1295 工作面示意圖Fig.1 Schematic diagram of 1295 working face

1295 工作面直接頂、直接底分別為5.31、2.5 m的砂質泥巖，巖性較軟，工作面柱狀圖如圖2。

圖2 1295 工作面綜合柱狀圖Fig.2 Comprehensive histogram of 1295 working face

2 數值模擬

2.1 數值模擬模型

根據1295 工作面綜合柱狀圖，數值模擬將煤系地層簡化為19 層，采用Rhinoceros 6.0 和Griddle 2.0 軟件，生成1295 工作面網格模型，導入FLAC3D數值模擬分析軟件，進行模型計算。FLAC3D網格模型如圖3，模型長、寬、高分別為400 m×250 m×200 m。模型底部及四周為固定邊界，頂部為自由應力邊界，頂部施加上覆巖層自重應力6.8 MPa。

圖3 FLAC3D網格模型Fig.3 FLAC3Dgrid model

2.2 參數獲取及校準

2.2.1 煤巖物理力學試驗

為獲得敘永一礦煤系地層基本煤巖物理力學參數，現場采集C19、C20、C24煤樣及頂底板巖塊至實驗室加工，按照國際巖石力學委員會（ISRM）建議方法，分別加工50 mm×100 mm 單軸和三軸壓縮試樣、φ50 mm×25 mm 間接拉伸圓柱形試樣。試驗內容包括單軸、三軸壓縮和間接拉伸試驗。間接拉伸試驗加載速率為0.12 mm/min，每組式樣重復進行5次。單軸壓縮試驗加載速率為0.1 mm/min，每組式樣重復進行3 次。等圍壓三軸壓縮試驗圍壓分別為5、10、15、20、25 MPa，三軸壓縮試驗過程中首先按靜水壓力條件加載至預定圍壓值，保持圍壓恒定，然后以0.1 mm/min 的加載速率加載直至式樣破壞。參數測試結果見表1。

表1 煤巖物理力學參數Table 1 Physical and mechanical parameters of coal and rock

2.2.2 參數校準

1295 工作面回采期間，在1295 風巷內共布置4個礦壓觀測點，測量頂底板及兩幫收縮情況，采用實測巷道頂底板移近量校準模型參數。1295 風巷巷道頂底板相對移近量如圖4。

由圖4 可知：工作面回采期間，1#、2#、3#和4#測點頂底板最大相對移近量分別為：364、743、606、692 mm，平均相對移近量607 mm，平均相對移近量變化曲線（綠色虛線）與3#測點大致相同。因此以3#測點巷道頂底板移近量為基準，校準數值模型。

圖4 1295 風巷巷道頂底板相對移近量Fig.4 Relative approach of roof and floor of 1295 air roadway

由于工程巖體和巖石物理力學性質的差異（結構面、完整性和組成礦物等），導致巖體的宏觀強度遠低于巖石強度[14]。因此，實驗室測定的巖石物理力學參數通常不能直接應用于數值模擬。為此采用位移反分析法[15-16]，參考BIENIAWSKI[17]和Mohammad 等[18]人提出的參數折減方法，利用現場實測的1295 風巷巷道頂底板移近量，進行參數校準。

數值模擬中影響巷道頂底板移近量的巖體力學參數主要有彈性模量、泊松比和抗拉強度等，因而首先分析各項參數對巷道頂底板移近量的影響是進行參數校準的必要前提。受圍巖變形、風化和水的影響，巷道開挖影響區圍巖力學性質逐漸“退化”，形成“松動圈”[19]。巷道圍巖力學性質的“退化”，可以認為是圍巖力學性質隨時間的不斷下降。假定彈性模量、黏聚力和抗拉強度分別“退化”為20%、10%、5%，泊松比增大為1.2、1.3、1.4[8]。對表1 中的試驗結果進行強度折減，模擬分析各項參數對巷道頂底板移近量的影響特征。參數敏感性分析如圖5。

圖5 參數敏感性分析Fig.5 Parameters sensitivity analysis

由圖5 可知：彈性模量、黏聚力的折減對頂底板的移近量有顯著影響，計算時步相同時，頂底板移近量隨彈性模量、黏聚力的減小而增大；當彈性模量降低為20%時，巷道頂底板移近量最大值增加為800 mm（圖5（a））；而黏聚力的折減則導致頂底板移近量呈線性增長（圖5（b））；抗拉強度對頂底板移近量的影響較小（圖5（c））；泊松比的增大會導致頂底板最大移近量降低（圖5（d））。

數值模擬計算結果（圖5）代表了巷道開挖后的全部位移，而觀測結果（圖4）僅包含了測點安裝后部分位移，巷道開挖后、測量開始前的巷道位移稱為位移損失[19]。1295 風巷巷道設計中高2 500 mm，初次測量時巷道中高2 336 mm，巷道位移損失量為164 mm。考慮到巷道掘進過程中可能會出現超挖、欠挖現象，因而進一步采用頂底板平均相對移近速率來估計位移損失量。礦壓觀測期間1#測點巷道頂底板相對移近速率如圖6，圖中正軸表示工作面前方，負軸表示工作面后方。

圖6 1#測點巷道頂底板移近速率Fig.6 Roadway roof and floor approaching speed of measuring point 1#

根據測點與采煤工作面的空間位置關系及變形速率大小將巷道頂底板移近速率劃分為：掘巷影響階段，采動擾動階段和頂板劇烈活動影響階段。測點安裝時，采煤工作面煤壁距離1#測點約120 m，受采動影響較小，此時測點仍處于掘巷影響階段，掘巷影響期間頂底板平均變形速率1.56 mm/d；巷道于2020 年8 月10 日竣工，測點安裝時間為2020 年11月19 日，測點安裝前巷道變形時間為101 d，則根據頂底板平均移近速率得出的巷道位移損失量為157.5 mm，與初次測量時巷道高度差基本相同，因此巷道位移損失量取平均值為161 mm。假設掘巷影響期間巷道變形速率相同，進而得出紅色虛線所示的位移損失曲線。參數校準后的對比曲線如圖7。

圖7 參數校準結果Fig.7 Parameters calibration results

由圖7 可知：巷道頂底板移近量觀測結果和數值模擬結果具有較高的一致性，且Pearson 相關性系數為0.95。巷道開挖至回采結束后的頂底板移近總量為770 mm。

根據折減系數進行參數校準，參數校準后的煤巖物理力學參數見表2。

表2 校準后的煤巖物理力學參數Table 2 Calibrated physical and mechanical parameters of coal and rock

采用Nikon Nivo2.M 型全站儀，測量工作面回采過程中巷道頂板高程，測點高程變化表見表3。

由表3 可知：1#、2#、3#和4#測點頂板下沉量分別為底鼓量的2.5、2.2、5.0、4.7 倍，平均3.6 倍。因此，1295 回風平巷巷道頂底板移近方式以頂板下沉為主。

表3 測點高程變化表Table 3 Elevation change table of monitoring points

2.3 數值模擬結果分析

1295 風巷巷道高幫支承壓力變化規律如圖8。

圖8 巷道高幫支承壓力變化規律Fig.8 Variation law of supporting pressure of roadway high wall

由圖8 可知：巷道開挖后，高幫支承壓力分布沿巷道走向方向基本相同，平均支承壓力為8.5 MPa；當工作面推進長度為60 m 后，采煤工作面后方沿空留巷部分高幫支承壓力升高，支承壓力分布呈兩側低，中間高的“凸”起狀，支承壓力峰值為17.5 MPa。隨著工作面不斷推進，支承壓力峰值不斷增大，當工作面推進長度分別為120、180、240、300 m 時，沿空留巷高幫支承壓力峰值分別為23.9、28.0、31.6、33.8 MPa，應力集中系數分別為2.8、3.3、3.7、4.0。

采煤工作面前后支承壓力分布規律如圖9，頂板位移變化特征如圖10。

圖9 采煤工作面前后支承壓力分布規律Fig.9 Distribution law of abutment pressure before and after coal mining

圖10 頂板位移變化特征Fig.10 Variation characteristics of roof displacement

由圖9 和圖10 可知：工作面前方支承壓力升高，當采煤工作面推進長度分別為60、120、180、240 m 時，超前支承壓力峰值分別為13.6、15.3、17.0、17.2 MPa，應力集中系數分別為1.2，1.4，1.5，1.6。平均超前支承壓力影響范圍為77 m。工作面后方頂板位移逐漸增大，最大位移為1.5 m。

3 結 論

1）現場觀測結果表明，1295 工作面回采過程中，巷道頂底板最大相對移近量743 mm，平均相對移近量607 mm，巷道整體變形大；同時，巷道頂底板移近以頂板下沉為主，平均頂板下沉量為底鼓量的3.6倍，數值模擬結果為3.5 倍。采用頂底板平均相對移近速率得出巷道開挖后、測量開始前的巷道位移損失量為164 mm。

2）采用實驗室測試結果計算得出的巷道頂底板最大移近量僅為40 mm，遠低于現場觀測結果。參數敏感性分析結果表明，彈性模量、黏聚力的折減對頂底板的移近量有顯著影響，計算時步相同時，頂底板移近量隨彈性模量、黏聚力的減小而增大，當彈性模量降低為20%時，巷道頂底板移近量最大值增加為800 mm；而黏聚力的折減則導致頂底板移近量呈線性增長。內摩擦角對頂底板移近量的影響較小，泊松比的增大會導致頂底板最大移近量降低。

3）基于位移反分析法，校準了煤巖力學參數，得出巷道頂底板移近量數值模擬結果和觀測結果具有較高的相關性，Pearson 相關性系數為0.95。數值模擬結果表明，采煤工作面后方沿空留巷高幫支承壓力顯著升高，支承壓力分布呈兩側低，中間高的“凸”起狀，且隨著工作面不斷推進，支承壓力峰值不斷增大；工作面平均超前支承壓力影響范圍為77 m。