綜放工作面超前范圍巷道圍巖變形特征研究

高騰龍

(晉能控股煤業集團 同發東周窯煤業有限公司,山西 大同 037000)

回采巷道超前支護段受工作面采動影響,圍巖裂隙相對發育,巷道變形加劇,表現出較為強烈的礦壓顯現,易造成冒頂、片幫,甚至引發沖擊地壓事故。因此,對回采巷道采取及時有效的超前支護形式,能夠在很大程度上降低甚至排除事故風險,提高巷道支護質量和巷道圍巖穩定性,有利于井下煤炭資源安全高效開采。

關于超前范圍巷道圍巖變形特征的問題,我國眾多學者已經進行了大量的研究。史澤坡等[1]通過數值模擬分析厚煤層堅硬頂板工作面開采過程中超前支承壓力分布特征,發現其影響范圍可達40 m以上,且應力集中程度普遍處于較高狀態。李學華等[2]從巷道圍巖應力轉移的角度提出底板松動爆破加注漿、巷道底板掘巷、巷道頂板掘巷等技術,為解決高應力巷道維護提供了理論依據和技術支持。王國法等[3]采用數值模擬和現場監測相結合的研究方法分析了采動應力分布規律與影響范圍,提出了“低初撐、高工阻”非等強耦合支護理念和超前支護設計原理。這些研究成果為巷道支護設計提供了有力的理論與技術支撐,尤其是超前巷道應力分布規律及圍巖變形特征作為支護設計的落腳點,決定了超前支護長度和支護強度。針對采動影響的回采巷道超前支護難題,本文利用理論分析研究超前支護段圍巖應力分布及變形特征,為掌握工作面四周支承壓力分布規律及確定超前支護強度、支護距離提供理論參考。

1 工程概況

同發東周窯煤礦8107工作面位于石炭系太原組5號層一盤區,東北側為C5號層8105工作面采空區,西北側為盤區大巷和8106工作面采空區,南側為未采實體,東側為未采實體煤和井田邊界。工作面推進長度1 533 m,寬度253 m.煤層平均厚度5.85 m,開采深度平均約519 m.

2 采動影響下巷道圍巖變形特征

2.1 垂直應力

沿走向方向,在本工作面煤體內,距離運輸巷右幫部10 m處取一測線,得到本工作面側幫部超前支承壓力分布,見圖1.由圖可知,應力峰值出現在工作面前方7 m處,峰值強度為21.8 MPa,應力集中系數2.7,支承壓力影響范圍大致在工作面前方35 m內。

圖1 工作面側幫部距運輸巷右幫表面10 m

2.2 垂直位移

超前工作面40 m范圍內,頂板最大下沉量見圖2.通過對比發現,受本工作面采動影響,運輸巷頂板下沉加劇,頂板最大下沉量達到140 mm.越遠離工作面,隨著超前支承壓力減小,巷道頂板受支承壓力影響程度降低,頂板最大下沉量逐漸減小。

圖2 超前工作面40 m范圍內運輸巷頂板最大下沉量

3 超前支護距離及強度確定方法

3.1 回采工作面超前支承壓力分布規律

工作面自切眼開始回采后,上覆巖層發生離層、破斷甚至冒落,而懸露巖層的重量將會傳遞至采場周圍的煤體,形成支承壓力。老頂極限破斷距越大,意味著懸頂面積越大,傳遞到煤體上的支承壓力則越大。覆巖結構及其穩定性隨工作面推進而變化,引起支承壓力分布具有明顯的區域性,因此支承壓力的分布規律實質上是覆巖結構系統變化的直接反映。總體上看,采場周圍支承壓力分布隨工作面推進、采高、采深等因素的變化而變化。

1) 超前支承壓力分布規律。工作面初采階段,工作面前方煤體基本上處于彈性階段,煤壁側即為支承壓力峰值處。隨著工作面的推進,穩定頂板懸露面積增大,出現彎曲下沉,運動趨勢明顯,所以應力峰值也相應增加。當煤壁處超前支承壓力大于煤體的抗壓強度,該區域的煤體就發生塑性破壞而卸壓,應力峰值則向煤體深部轉移。當老頂巖梁達到極限跨距,端部發生斷裂而向采空區回轉直至觸矸平衡。懸臂梁斷裂也是一個卸壓過程,導致斷裂處一定范圍內的支承壓力減小。換言之,當破斷的巖塊所形成的結構在其上部巖層重量影響下逐漸失穩,最終觸碰冒落的矸石,對采空區進行壓實,使其能承受一定程度的支承壓力影響。另外,靠近煤壁處的支承壓力范圍也逐漸縮小,應力水平顯著下降。老頂斷裂處往內的支承壓力分布規律主要由上覆巖層自重及巖層傳遞的力決定,因而此區域內的支承壓力峰值更大,影響范圍更廣,見圖3.

圖3 工作面前方支承壓力變化情況

老頂隨著工作面的推進而發生周期性破壞,超前支承壓力分布范圍及強度也相繼發生變化而達到穩定狀態,從支承壓力在層面分布情況上看,工作面中部超前支承壓力最大(該處破斷巖塊先觸矸),影響范圍更遠,靠近回采巷道兩側支承壓力相對小些。但輔運巷道受超前支承壓力及側向支承壓力的共同作用,應力峰值增大并向煤壁更深處轉移,因而該巷道的超前支護段及端頭需要特別嚴格的支護形式來克服強烈動壓的影響。

2) 采空區側向支承壓力分布規律。隨工作面不斷向前推進,老頂巖層發生“O—X”破斷,并伴隨其周期性破斷,破斷后的巖塊沿工作面走向方向形成“砌體梁”大結構,而沿傾向方向在工作面端頭形成弧形三角塊(圖4)。

圖4 采空區覆巖破斷后結構示意

煤層剛被回采時,只增加了老頂巖層的懸露面積,造成其并不顯著的彎曲下沉,此時采空區一側煤體處于彈性狀態,而支承壓力強度在不斷累積,煤體塑性區逐漸發展,此時支承壓力呈現單峰狀態。直至巖層破斷形成巖塊失穩時,側向支承壓力在斷裂處釋放,并向一側更遠處轉移,而呈現雙峰狀態。最終失穩的巖塊觸矸而趨于穩定,一段時間后,采空區傾向支承壓力分布達到穩定狀態[4](圖5)。但當鄰近工作面回采巷道掘進及回采時,會對上覆形成的穩定結構造成擾動,再次引起圍巖應力的重新分布,而形成復雜的疊加應力場,此時采空區一側煤體塑性破壞強烈,巷道變形明顯。

圖5 采空區側向支承壓力變化情況

3.2 超前支護距離確定方法

采場支承壓力分布的一般規律可循,但在多樣的開采參數、復雜的賦存情況、煤巖層特性等具體條件影響下,支承壓力應力峰值、峰值距離及支承壓力影響范圍存在明顯的區別。通過可靠的理論和測試技術確定支承壓力峰值位置以及支承壓力影響范圍,為實際生產敲定回采巷道超前支護距離提供依據。本小節采用極限平衡理論對回采巷道超前支承壓力影響范圍進行理論計算。

為簡化計算,做出以下假設:煤體視為均勻連續介質;取整個處于極限強度范圍內煤體為研究對象,模型為平面應變情況;煤層界面是煤體相對頂底板巖層運動的滑移面,沿此面發生剪切破壞,滿足摩爾-庫倫準則;極限平衡區與彈性區交界處有平衡方程:

式中:K為應力集中系數;γ為覆巖容重,kN/m;H為煤層埋深,m;λ為側壓系數.

根據極限平衡理論,建立如圖6的力學模型。

圖6 煤壁前方支承壓力計算力學模型

根據建立的力學模型,不計體積力,列出極限平衡區的應力平衡方程為:

式中:C0為煤層與頂底板界面的內聚力,MPa;φ0為煤層頂底板界面處摩擦角,°.

計算求得支承壓力影響范圍為:

3.3 超前支護強度確定方法

回采巷道超前支護強度應當根據回采期間超前支承壓力峰值或側向支承壓力與超前支承壓力疊加形成的應力峰值確定,分別對應了回采巷道運輸巷、輔運巷的最大超前支護強度。通常來說,工作面超前支承壓力峰值距煤壁約4～8 m,影響范圍為40～60 m,應力增高系數一般為2.5～3;傾斜方向固定支承壓力峰值深入煤壁15～20 m,影響范圍一般為15～30 m,應力增高系數為2～3.而上區段殘余固定支承壓力與本區段超前支承壓力疊加,在輔運巷端頭及前方一定范圍內形成很高的疊加支承壓力,應力增高系數可達4～7.

初次來壓后,支承壓力迅速發展,直至充分采動后,支承壓力峰值基本穩定。煤層厚度對支承壓力峰值、應力集中系數影響較大,具體表現為同等條件下煤層越厚,支承壓力峰值、支承壓力集中系數越小。支承壓力峰值還與工作面寬度、煤層埋深等有關。當煤層埋藏越深,支承壓力峰值愈大,但支承壓力集中系數愈小;當工作面寬度越大,相應的支承壓力峰值及應力集中系數都會增大。國內雖有不少學者依據不同理論對支承壓力峰值分布規律進行了較為深刻的研究,但各模型的適用性有限,且目前確定支承壓力峰值的主要方法仍是數值計算、相似模擬和現場實測等。理論計算所得的峰值大小能夠為超前支護強度設計提供依據,但也必須考慮采高、工作面寬度等開采參數以及賦存條件對超前支護強度進行修正。特別地,對位于采空區側的沿空巷道而言,煤柱的尺寸決定了巷道所處側向支承壓力的影響程度,關乎著巷道頂底板和幫部的穩定性,因此回采期間沿空巷道超前支護設計要考慮煤柱尺寸影響下的支承壓力分布情況。

經研究表明,應力集中系數可用下述經驗公式[6]進行計算:

K=-0.841+3.275×10-3H+0.455M+0.013L+0.084D-0.02α

式中:H為煤層埋深,m;M為煤厚,m;L為工作面寬度,m;D為頂板巖層與煤層的彈性模量之比;α為煤層傾角,°.

考慮原巖應力對支承壓力峰值影響,超前支承壓力峰值可用如下公式[7]計算:

σzmax=σ0+ξσi

則支承壓力峰值系數可表達為:

式中:γ為煤層覆巖容重,kN/m3;H為煤層埋深,m.

4 結 語

1) 采動影響使得運輸巷垂直應力集中于本工作面實體煤處,使頂板下沉最大增加140 mm,塑性區較發育,超前支承壓力峰值出現在工作面前方7 m處,峰值強度為21.8 MPa,應力集中系數2.7,支承壓力影響范圍大致在工作面前方35 m.

2) 超前工作面40 m范圍內,受工作面采動影響,運輸巷頂板下沉加劇,最大下沉量達到140 mm.越遠離工作面,隨著超前支承壓力減小,巷道頂板受支承壓力影響程度越低,頂板最大下沉量逐漸減小。