基于復合弱化結構的上覆煤柱區沖擊地壓防控研究

潘立友,史明偉,董文卓,徐維正,劉宏軍

(1.山東科技大學 采礦工程研究院,山東 泰安 271000; 2.開灤(集團)有限責任公司,河北 唐山 063000)

深部開采的沖擊地壓礦井受區域地質構造及開采條件的影響,在部分異常區域往往留設有煤柱。殘留煤柱造成應力高度集中,易在其下部煤層采掘活動過程中誘發沖擊地壓[1-3]。鶴崗、開灤等礦區受上覆殘留煤柱的影響,曾發生過沖擊傷亡事故。可見,深部(老礦區)礦井中上覆煤柱的存在是沖擊災害的重要致災因素。國內針對本煤層采場周圍存在煤柱發生沖擊地壓的機理與防控技術研究較多,而對上覆殘留煤柱對下部采掘工程的沖擊地壓影響研究相對較少。艾春和[4]在研究深部不規則工作面煤柱影響區應力分布的基礎上,提出了合理設計開采順序防沖的方法;楊偉利等[5]通過理論計算和數值模擬分析得到了遺留煤柱的垂直應力分布特征,對遺留煤柱區進行了沖擊地壓危險性評價,提出了煤柱區沖擊地壓防治技術,并進行了工程驗證;凌志強等[6]通過統計分析巷道掘進過程中煤柱寬度變化前后的多種監測數據,總結出煤柱寬度變化對沖擊危險性的影響規律,提出了弱化靜載荷源、增強煤柱穩定性和提高支護強度等防治措施。

針對殘留煤柱通過開采保護層或類似保護層的結構進行沖擊地壓防治的研究也較多,保護層開采是防治沖擊地壓的重要防范措施之一[7-8]。吳向前等[9]通過相似模擬實驗,分析了開采作為保護層的上部煤層對下部煤層的卸壓效果,研究得出下保護層的開采可釋放被保護層的彈性能,從而達到防治沖擊地壓的目的;秦子晗等[10]利用數值模擬對不同煤層條件進行保護層模擬開采,對開采保護層后的應力分布規律進行了分析,得出開采下保護層時的卸壓范圍和卸壓效果要優于開采上保護層的結論;朱術云等[11]通過對大量現場實測資料的統計整理,分析了底板巖性及組合結構對采動底板變形破壞深度的影響,說明了底板巖性及組合結構對底板變形破壞深度具有重要的制約作用。

對于由上覆煤柱造成的下部煤層沖擊危險區域,目前一般采取降低應力集中程度、對煤巖層進行卸壓轉移高應力的方法來防控。這些方法對既定煤柱的卸壓、消災效果不徹底,且實施難度較高、工程量大。

筆者針對受上覆殘留煤柱影響的沖擊危險區域采用人為制造復合弱化結構體的方法,利用該弱化結構體的耗能作用,以控制和耗散沖擊地壓能量,使沖擊能量由大面積釋放轉化為在采掘時空上的分塊耗散,切斷沖擊煤層的連續性,從而降低煤柱下采掘空間沖擊地壓危險。該研究方法在開灤礦區的唐山礦進行了現場實施,實現了殘留煤柱區的安全回采。

1 復合弱化結構的構成

1.1 復合弱化結構的定義

復合弱化結構[12-13]是指具有不同物理力學性質的軟硬互層結構,一般由堅硬巖層(結構)和軟弱巖層(結構)組合而成,其力學特性由兩部分巖層自身性質的相互耦合作用所決定。其中軟弱結構具有強度低、變形大、裂隙多等特征,并在整個復合弱化結構中起主導作用。

1.2 復合弱化結構的分類

1)根據形成原因分類

根據形成原因不同,復合弱化結構可以分為自然復合弱化結構和工程復合弱化結構。自然復合弱化結構是指天然形成的缺陷結構。工程復合弱化結構是指為了達到某種目的,對完整的煤巖體采用爆破、注水[14]、開挖等手段制造出缺陷結構,缺陷結構與其附近區域形成強度差異的組合結構統稱為復合弱化結構。筆者主要研究工程復合弱化結構對煤柱下采掘空間沖擊地壓的防控作用。

2)根據空間分布形態分類

復合弱化結構在空間分布形態上可以分為縱向弱化結構和橫向弱化結構。將煤柱下被保護巷道作為中心,分別在垂直于巷道的頂底板設置縱向軟化結構和平行于巷道的兩幫設置橫向復合弱化結構[15],如圖1所示。

(a)縱向弱化結構

(b)橫向弱化結構

1.3 復合弱化結構的弱化度描述

由復合弱化結構的基本定義,依據軟弱巖層在復合弱化結構中所占比例,引入弱化系數(弱化度)KC,表示復合弱化結構的弱化程度。弱化度KC是指寬度一定,單位面積內軟弱巖層厚度與總厚度的比值,具體如圖2所示。

圖2 復合弱化結構弱化度示意圖

KC可表示為:

(1)

式中:∑hr為復合弱化結構中軟弱巖層厚度之和,m;H為復合弱化結構總厚度,m。

軟弱結構在整個體系中占比越高,則結構的弱化度越大,整體結構的強度就越低,黏性及穩定性就越差,沖擊危險性越低;反之,結構的弱化度越小,整體結構的強度就越高,結構的彈脆性質越顯現,沖擊危險性越高。

2 上覆煤柱誘發沖擊地壓的力學機制

在上覆殘留煤柱的作用下,不僅在殘留煤柱上會形成應力,且應力會向底板下部的煤巖層傳遞,對下方煤層回采巷道的布置和維護產生重要影響。煤柱應力分布模型如圖3所示,其中:σ上為5煤層殘留煤柱上的應力分布,因煤柱寬度不同形成2種應力分布形態,Ⅰ為凸形分布,Ⅱ為馬鞍形分布;σ下1為布置在采空區下方的巷幫應力分布,σ下2為布置在煤柱下方的巷幫應力分布。

圖3 煤柱應力分布模型圖

根據唐山礦Y484工作面煤層條件,運用RFPA[16]數值模擬軟件進行上部殘留煤柱應力影響下的模擬計算,結果如圖4～6所示。

圖4 殘留煤柱應力分布

由圖4可知,受采動影響,采空區內應力大大降低,在煤柱中分布著高集中應力,殘留煤柱的應力集中程度高于采空區側,說明此處的應力高度集中,且煤巖聚集較高的彈性能,煤柱下方巷道的沖擊危險性較高。

由圖5可知,受采動影響,采空區下方巷道應力降低(低于原巖應力),煤柱下方的巷道出現較大應力集中,沖擊危險性高。

圖5 下部巷道應力分布

由圖6可知,采空區下方巷道應力較低、變形破壞小、聲發射較少,說明采空區下方巷道沖擊危險性較低;煤柱下方巷道應力集中、變形破壞嚴重、聲發射密集,說明上覆煤柱下方巷道沖擊危險性較高。

圖6 研究區聲發射圖

3 復合弱化結構防控沖擊地壓原理

3.1 復合弱化結構對沖擊傾向性指數的調控

通過研究不同弱化度條件下的復合弱化結構對煤體沖擊傾向性評價指標中的彈性能指數和沖擊能指數的影響規律[17],分析復合弱化結構對沖擊傾向性指數的調控機理。

3.1.1 復合弱化結構對彈性能指數的調控

圖7為復合弱化結構的弱化度與彈性能指數關系圖[18-19]。

圖7 弱化度與彈性能指數關系示意圖

由圖7可知,隨著復合弱化結構弱化度的增大(KC1=0、KC2=10、KC3=30、KC4=40),煤體破壞過程中軟巖的特征越來越明顯,主要表現為峰值前彈性模量逐漸變小,形變量逐漸增大,積聚的彈性能逐漸減小,耗散的能量逐漸增大。根據式(2)可知,彈性能指數隨弱化度的增大而逐漸減小。

(2)

式中:WETn為第n層煤巖體的彈性能指數;φSPn為第n層煤巖體在破壞前所積聚的彈性能;φSTn為第n層煤巖體破壞峰值前所耗散的彈性能;S(AnBnCn)為第n條加載曲線所圍成的面積;S(AnOBn)為第n條卸載曲線所圍成的面積。

3.1.2 復合弱化結構對沖擊能指數的調控

圖8為復合弱化結構的弱化度與沖擊能指數關系圖[18-19]。

圖8 弱化度與沖擊能指數關系示意圖

由圖8可知,隨著復合弱化結構弱化度(KC1=0、KC2=10、KC3=30、KC4=40)的增大,煤體破壞后(峰值后)的一次性破壞程度越來越小,一次性突然釋放的彈性能越來越少,緩慢耗散的能量越來越多。根據式(3)可知,沖擊能指數隨弱化度的增大而逐漸減小。

(3)

式中:KEn為第n層煤巖體的沖擊能指數;ESn為第n層煤巖體破壞峰值前所積聚的沖擊能;EXn為第n層煤巖體破壞峰值后所耗散的沖擊能;S(AnOCn)為第n層煤巖體破壞峰值前的曲線與坐標軸圍成的面積;S(AnBnCnDn)為第n層煤巖體破壞峰值后的曲線與坐標軸圍成的面積。

3.2 復合弱化結構的防沖原理

3.2.1 復合弱化結構的弱化力學機制

復合弱化結構與原始煤層的應力應變曲線如圖9所示,其中曲線AE為原始煤層的應力應變曲線,曲線A′J′為復合弱化結構的應力應變曲線。原始煤巖體在單軸壓縮條件下可以劃分為5個階段,分別為:原始孔隙壓密階段(OA)、線彈性階段(AB)、彈塑性過渡階段(BC)、塑性階段(CD)和破壞階段(DE)。

圖9 含有缺陷結構的應力應變曲線

而復合弱化結構由于弱化層的影響,導致煤巖體的應力應變曲線呈現出分階段形式:OA′為裂隙壓密階段,因強度低,所以提前壓密階段縮短;B′C′為第一穩定階段,弱化結構破壞至一定程度,能量部分釋放;C′D′為再次壓密階段,當結構破壞達到穩定后便會繼續積聚能量;此后便重復進行,直到整個復合弱化結構的承受極限,就會出現和普通煤巖體一樣的破壞階段,釋放積聚的能量。此時能量經過分階段的耗散和釋放,到達破壞峰值時的應力、能量與普通煤巖體相比降低幅度大,釋放的能量較小,達到消除沖擊危險的目的。

3.2.2 復合弱化結構對沖擊能量耗散原理

采用多個復合弱化結構對沖擊危險區域的沖擊能量進行耗散,從而降低沖擊危險性。設定第1個復合弱化結構W1耗散的能量為UW1,第2個復合弱化結構W2耗散的能量為UW2,以此類推,第n個復合弱化結構Wn耗散的能量為UWn,如圖10所示。

圖10 多能級的復合弱化結構耗散原理圖

在n個復合弱化結構的復合作用下,經復合弱化結構耗散后的單元區剩余的能量為:

(4)

式中:Uq為經復合弱化結構耗散后剩余的能量,J;U為復合弱化結構耗散前的能量,J;UWi為第i個復合弱化結構耗散的能量,J;n為復合弱化結構的數量;U0為沖擊地壓發生的臨界能量,J。

由式(4)可知,可以通過2種方式來降低經復合弱化結構耗散后剩余的能量Uq:首先,可以通過增加復合弱化結構的個數n,將沖擊危險區域積聚的能量U進行多次耗散,從而降低結構體剩余的能量;然后,可以增加每個復合弱化結構耗散的能量UW,即加大復合弱化結構的弱化度KC,使每個復合弱化結構吸收和耗散更多的沖擊能,降低結構體剩余的能量。

3.2.3 確定合理參數

對于既定的煤巖層條件,煤柱的極限破壞寬度可通過現場實測基本確定;也可通過實測礦壓數據,采用數值模擬反演煤巖力學參數,然后獲取煤柱極限破壞寬度。針對唐山礦Y484工作面進行了數值模擬,得到煤柱極限破壞寬度為7.7 m。

4 復合弱化結構防沖實踐

4.1 工程概況

Y484工作面位于岳胥區14水平,開采9煤層,其北部為T1493采空區,南部為Y485、Y486工作面采空區及其煤柱,東部西部為本工作面,上部為5煤層的T1452、T1453采空區及其形成的不規則大面積煤柱(藍線內區域),9煤層和5煤層層間距50 m左右;本煤層工作面南側留有Y485、Y486保護煤柱(白色區域),該區域埋深約1 000 m,如圖11所示。

圖11 研究區域平面示意圖

該區域受上部煤柱及本層煤柱影響,且位于盆地區域,多因素疊加造成該區域沖擊危險性較高。

4.2 復合弱化結構的布置

1)凸形煤柱內制造工程復合弱化結構

在運輸巷分別向Y485運料巷、Y485運煤巷和Y485回風巷分割的2個煤柱內實施開挖硐室,結合鉆孔爆破[20]的工程復合弱化結構,硐室的開挖寬高深為2.5 m×2.5 m×4.0 m,并在硐室內均勻布置孔深為7.0 m爆破鉆孔;在煤柱側方其他位置布置爆破鉆孔,爆破鉆孔的參數與上述相同,通過硐室和爆破使殘留煤柱上積聚的能量得以提前釋放,降低煤柱中高應力區域的能量,形成復合弱化結構部分。具體布置如圖12所示。

圖12 凸形煤柱區工程復合弱化結構示意圖

2)在巷道圍巖內制造弱化結構

在巷道兩幫與頂板通過人工實施形成一個范圍較大的復合弱化結構,如圖13所示。

圖13 巷道返修形式的復合弱化結構

通過在工作面回風巷、運輸巷和煤柱區巷道中實施強力擴修,擴大煤層松動圈;通過向圍巖實施爆破,在松動圈外形成裂隙體。兩者聯合形成弱化結構。通過人為制造復合弱化結構,使變形破壞主要集中在巷道支護體外的原始煤巖層中,迫使支護圈內應力向外轉移,能量得到釋放,從而保護巷道的安全。

4.3 防治效果檢驗

采用鉆孔應力法和鉆屑法進行沖擊地壓監測。在工作面運輸巷具有強沖擊危險區域布置鉆孔應力計。距離強沖擊危險區域外50 m處布置第1臺鉆孔應力計,隨后向回采方向每隔30 m布置1臺。鉆孔直徑為42 mm,鉆孔深度10.0 m,鉆孔距底板高度1.2 m,單排布置,鉆孔方向為水平布置并垂直于巷道煤壁。采用上述措施后,由現場測得數據繪制危險區域的應力變化曲線,如圖14所示。

圖14 過煤柱期間運輸巷危險區域應力監測曲線

由圖14可知,在實施工程復合弱化結構后,運輸巷危險區域的壓力值隨著工作面向前開采逐漸趨于穩定,且始終小于沖擊危險預警值4.5 MPa,可見復合弱化結構已起到釋放能量的作用。通過減小巷道應力的作用,達到了消除沖擊危險的效果。

在強沖擊危險區域的運輸巷靠煤壁側每隔50 m布置一組鉆孔進行監測,每組3～5個鉆孔,鉆孔直徑為42 mm,鉆孔深8.0 m,鉆孔間距5.0 m,鉆孔距底板高度1.2 m,單排布置并垂直于煤壁。根據鉆屑法監測的數據,對其中一組(5個鉆孔)監測結果進行分析,可得煤粉鉆屑量變化曲線,如圖15所示。

圖15 過煤柱期間運輸巷危險區域鉆屑法監測數據

由圖15可知:1#～5#鉆孔的煤粉鉆屑量均隨鉆孔深度的增大而增大,在鉆孔深4.0 m后,鉆屑量相差較大,說明在煤壁內4.0 m后煤體穩定性下降,周圍煤體能夠產生擠壓力作用。在孔深7.0 m時鉆屑量較孔深4.0 m時出現了較大的增量,但都未超過臨界值4.0 kg/m。可見復合弱化結構已起到卸壓、降低煤體內積聚的沖擊能量的作用,消除了運輸巷危險區域的沖擊危險。

5 結束語

1)提出了工程復合弱化結構防沖思路,并進行了復合弱化結構的定義,同時提出了定量的描述方法。

2)采用理論分析和數值模擬的方法,分析了上覆煤柱誘發沖擊地壓的力學機制:在上覆煤柱作用下,應力集中程度高,當下部煤層工作面采動時,上覆煤柱下方巷道受上部煤柱高應力和本煤層采動應力疊加影響,沖擊危險性將會大大增高。

3)隨復合弱化結構弱化度的增大,彈性能指數、沖擊能指數得以大幅降低,復合弱化結構能夠分段耗散彈性能,降低沖擊危險性。

4)針對唐山礦Y484工作面的地質和開采條件,采取復合弱化結構的措施,形成了大范圍裂隙帶,有序減弱了煤柱內彈性能,實現了安全采掘的目標。