缓倾斜煤层沿含水采空区掘巷煤柱稳定性研究.pdf

第 ４８ 卷第 ６ 期煤 炭 科 学 技 术Ｖｏｌ􀆱 ４８ Ｎｏ􀆱 ６ ２０２０ 年６ 月Ｃｏａｌ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ Ｊｕｎ.２０２０ 移动扫码阅读 刘少伟ꎬ王 伟ꎬ王 强ꎬ等.缓倾斜煤层沿含水采空区掘巷煤柱稳定性研究[Ｊ].煤炭科学技术ꎬ２０２０ꎬ４８６ ７８－８７􀆱 ｄｏｉ１０􀆱 １３１９９/ ｊ􀆱 ｃｎｋｉ􀆱 ｃｓｔ􀆱 ２０２０􀆱 ０６􀆱 ００９ ＬＩＵ ＳｈａｏｗｅｉꎬＷＡＮＧ ＷｅｉꎬＷＡＮＧ Ｑｉａｎｇꎬｅｔ ａｌ.Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｓｔａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｃｏａｌ ｐｉｌｌａｒｓ ｏｆ ｒｏａｄｗａｙ ｅｘｃａｖａｔｅｄ ａｌｏｎｇ ｇｏｂ ｗｉｔｈ ｗａｔｅｒ ｉｎ ｇｅｎｔｌｙ ｉｎｃｌｉｎｅｄ ｃｏａｌ ｓｅａｍ [ Ｊ]. Ｃｏａｌ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ ２０２０ꎬ ４８ ６ ７８ － ８７􀆱 ｄｏｉ １０􀆱 １３１９９/ ｊ􀆱 ｃｎｋｉ􀆱 ｃｓｔ􀆱 ２０２０􀆱 ０６􀆱 ００９ 缓倾斜煤层沿含水采空区掘巷煤柱稳定性研究 刘少伟１ꎬ２ꎬ王 伟１ꎬ２ꎬ王 强３ꎬ蒋金华３ꎬ李海涛４ꎬ彭海斌４ １.河南理工大学 能源科学与工程学院ꎬ河南 焦作 ４５４０００ꎻ２.煤炭安全生产协同创新中心ꎬ河南 焦作 ４５４０００ꎻ ３.四川华蓥山龙滩煤电有限责任公司ꎬ四川 广安 ６３８６００ꎻ４.大同煤矿集团轩岗煤电有限责任公司 梨园河煤矿ꎬ山西 原平 ０３４０００ 摘 要针对缓倾斜煤层含水采空区沿空掘巷存在围岩失稳和突水风险ꎬ为了分析和判断防水煤柱及 其周围煤岩层的破坏规律和抗溃水能力与研究得出最优的沿空巷道支护控制技术ꎬ基于沿空掘巷的 煤柱留设理论研究和现场实践ꎬ研究了沿含水采空区掘巷时护巷煤柱留设宽度的理论计算与无支护 与有支护情况下护巷煤柱的流固耦合力学反应ꎬ采用正交试验设计和 ＦＬＡＣ３Ｄ数值模拟的方法综合 分析了影响护巷煤柱稳定性的因素敏感性、不同护巷煤柱留设宽度下围岩的应力场、位移场、孔隙水 压力的分布特征以及不同支护参数下的效果优化ꎮ 研究结果表明在煤柱宽度为 １２１８ ｍꎬ水头压力 为 ００.３ ＭＰａꎬ煤层倾角为 ２１０情况下ꎬ护巷煤柱稳定性影响因素的主次顺序为水压煤层倾角 煤柱宽度ꎻ在最大水头压力的作用下ꎬ护巷煤柱的合理宽度为 １２ ｍꎻ确定了 ２２１４ 回风巷的最优支护 参数ꎮ 井下工业性试验验证了留设 １２ ｍ 宽度的护巷煤柱安全经济ꎬ采用主被动联合支护参数的沿空 巷道的围岩表面位移均处于工程允许范围内ꎮ 关键词沿空掘巷ꎻ流固耦合ꎻ 正交试验ꎻ 孔隙水压力 中图分类号ＴＤ３２２.４ 文献标志码Ａ 文章编号０２５３－２３３６２０２００６－００７８－１０ Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｓｔａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｃｏａｌ ｐｉｌｌａｒｓ ｏｆ ｒｏａｄｗａｙ ｅｘｃａｖａｔｅｄ ａｌｏｎｇ ｇｏｂ ｗｉｔｈ ｗａｔｅｒ ｉｎ ｇｅｎｔｌｙ ｉｎｃｌｉｎｅｄ ｃｏａｌ ｓｅａｍ ＬＩＵ Ｓｈａｏｗｅｉ１ꎬ２ꎬＷＡＮＧ Ｗｅｉ１ꎬ２ꎬＷＡＮＧ Ｑｉａｎｇ３ꎬＪＩＡＮＧ Ｊｉｎｇｈｕａ３ꎬＬＩ Ｈａｉｔａｏ４ꎬＰＥＮＧ Ｈａｉｂｉｎ４ １.Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｅｎｅｒｇｙ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬＨｅｎａｎ Ｐｏｌｙｔｅｃｈｎｉｃ ＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬＪｉａｏｚｕｏ ４５４０００ꎬＣｈｉｎａꎻ２.Ｃｏｌｌａｂｏｒａｔｉｖｅ Ｉｎｎｏｖａｔｉｏｎ Ｃｅｎｔｅｒ ｆｏｒ Ｃｏａｌ Ｓａｆｅｔｙ ＰｒｏｄｕｃｔｉｏｎꎬＪｉａｏｚｕｏ ４５４０００ꎬＣｈｉｎａꎻ３.Ｓｉｃｈｕａｎ Ｈｕａｙｉｎｇｓｈａｎ－Ｌｏｎｇｔａｎ Ｃｏａｌ Ｐｏｗｅｒ Ｃｏ.ꎬＬｔｄ.ꎬＧｕａｎｇ′ａｎ ６３８６００ꎬＣｈｉｎａꎻ ４.Ｌｉｙｕａｎｈｅ Ｃｏａｌ Ｍｉｎｅꎬ Ｘｕａｎｇａｎｇ Ｃｏａｌ ａｎｄ Ｅｌｅｃｔｒｉｃｉｔｙ Ｃｏ.ꎬＬｔｄ.ꎬＤａｔｏｎｇ Ｃｏａｌ Ｍｉｎｅ ＧｒｏｕｐꎬＹｕａｎｐｉｎｇ ０３４０００ꎬＣｈｉｎａ 收稿日期２０１９－１０－２５ꎻ责任编辑曾康生 基金项目国家自然科学基金资助项目５１２７４０８７ꎬ５１６７４０９８ꎻ河南省高校创新人才资助项目１９ＨＡＳＴＩＴ０４８ 作者简介刘少伟１９７７ꎬ男ꎬ辽宁锦州人ꎬ教授ꎬ博士生导师ꎬ博士ꎮ Ｅ－ｍａｉｌｌｓｗｘｌｌ＠ １２６.ｃｏｍ ＡｂｓｔｒａｃｔＩｎ ｖｉｅｗ ｏｆ ｔｈｅ ｒｉｓｋ ｏｆ ｉｎｓｔａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇ ｒｏｃｋ ａｎｄ ｗａｔｅｒ ｉｎｒｕｓｈ ａｌｏｎｇ ｔｈｅ ｒｏａｄｗａｙ ｅｘｃａｖａｔｅｄ ｉｎ ｗａｔｅｒ－ｂｅａｒｉｎｇ ｇｏｂ ｉｎ ｇｅｎｔｌｙ ｉｎｃｌｉｎｅｄ ｃｏａｌ ｓｅａｍｓꎬａｎｄ ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ａｎａｌｙｚｅ ａｎｄ ｅｖａｌｕａｔｅ ｔｈｅ ｄａｍａｇｅ ｌａｗｓ ａｎｄ ａｎｔｉ－ｗａｔｅｒ ｒｕｐｔｕｒｅ ｃａｐａｂｉｌｉｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｗａｔｅｒｐｒｏｏｆ ｃｏａｌ ｐｉｌｌａｒｓ ａｎｄ ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇ ｃｏａｌ ｓｅａｍｓꎬｔｈｅ ｏｐｔｉｍａｌ ｓｕｐｐｏｒｔ ｃｏｎｔｒｏｌ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｆｏｒ ｒｏａｄｗａｙ ａｌｏｎｇ ｇｏｂ ｗａｓ ｏｂｔａｉｎｅｄ.Ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ｒｅｓｅａｒｃｈ ａｎｄ ｆｉｅｌｄ ｐｒａｃｔｉｃｅ ｏｆ ｃｏａｌ ｐｉｌｌａｒ ｒｅｔｅｎｔｉｏｎ ａｌｏｎｇ ｒｏａｄｗａｙ ｅｘｃａｖａｔｉｏｎꎬｔｈｅ ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｗｉｄｔｈ ｏｆ ｃｏａｌ ｐｉｌｌａｒ ｒｅｔｅｎｔｉｏｎ ｉｎ ｒｏａｄｗａｙ ｅｘｃａｖａｔｉｏｎ ａｌｏｎｇ ｗａｔｅｒ－ｂｅａｒｉｎｇ ｇｏｂ ｗａｓ ｓｔｕｄｉｅｄ ａｎｄ ｔｈｅ ｆｌｕｉｄ－ｓｏｌｉｄ ｃｏｕｐｌｉｎｇ－ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｒｅａｃｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏａｌ ｐｉｌｌａｒｓ ｉｎ ｒｏａｄｗａｙ ｐｒｏｔｅｃｔｉｏｎ ｗａｓ ａｎａｌｙｚｅｄ ｃｏｍｐｒｅｈｅｎｓｉｖｅｌｙ ｂｙ ｕｓｉｎｇ ｏｒｔｈｏｇｏｎａｌ ｔｅｓｔ ｄｅｓｉｇｎ ａｎｄ ＦＬＡＣ３Ｄｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄ.Ｔｈｅ ｓｅｎｓｉｔｉｖｉｔｙ ｏｆ ｆａｃｔｏｒｓ ａｆｆｅｃｔｉｎｇ ｔｈｅ ｓｔａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｒｏａｄｗａｙ ｐｉｌｌａｒｓ ａｎｄ ｔｈｅ ｗｉｄｔｈ ｏｆ ｃｏａｌ ｐｉｌｌａｒｓ ｉｎ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｒｏａｄｗａｙｓ ｗｅｒｅ ａｎａｌｙｚｅｄ.Ｔｈｅ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｓｔｒｅｓｓ ｆｉｅｌｄꎬｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｆｉｅｌｄꎬｐｏｒｅ ｗａｔｅｒ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｏｆ ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇ ｒｏｃｋ ａｎｄ ｔｈｅｉｒ ｅｆｆｅｃｔｓ ｗｅｒｅ ｏｐｔｉｍｉｚｅｄ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｕｐｐｏｒｔｉｎｇ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ.Ｔｈｅ ｒｅｓｅａｒｃｈ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｓｉｔｕａｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏａｌ ｐｉｌｌａｒｓ ｗｉｔｈ ａ ｗｉｄｔｈ ｏｆ １２ ｔｏ １８ ｍꎬａ ｈｅａｄ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｏｆ ０ ｔｏ ０.３ ＭＰａꎬａｎｄ ａ ｃｏａｌ ｓｅａｍ ｉｎｃｌｉｎａｔｉｏｎ ｏｆ ２ ｔｏ １０ꎬｔｈｅ ｐｒｉｍａｒｙ ａｎｄ ｓｅｃｏｎｄａｒｙ ｏｒｄｅｒ ｏｆ ｔｈｅ ｆａｃｔｏｒｓ ａｆｆｅｃｔｉｎｇ ｔｈｅ ｓｔａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｃｏａｌ ｐｉｌｌａｒｓ ｉｎ ｒｏａｄｗａｙ ｐｒｏｔｅｃｔｉｏｎ ｉｓ ｗａｔｅｒ ｐｒｅｓｓｕｒｅｃｏａｌ ｓｅａｍ ｄｉｐ ａｎｇｌｅｃｏａｌ ｐｉｌｌａｒ ｗｉｄｔｈꎻ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ａｃｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｍａｘｉｍｕｍ ｈｅａｄ ｐｒｅｓｓｕｒｅꎬｔｈｅ ｒｅａｓｏｎａｂｌｅ ｗｉｄｔｈ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏａｌ ｐｉｌｌａｒ ｆｏｒ ｐｒｏｔｅｃｔｉｎｇ ｔｈｅ ｒｏａｄｗａｙ ｉｓ １２ ｍꎻ ｔｈｅ ｏｐｔｉｍａｌ ｓｕｐｐｏｒｔ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ Ｎｏ.２２１４ ｒｅｔｕｒｎ ａｉｒ ｒｏａｄｗａｙ ａｒｅ ｄｅｔｅｒｍｉｎｅｄ.Ｕｎｄｅｒｇｒｏｕｎｄ ｉｎｄｕｓｔｒｉａｌ ｔｅｓｔｓ ｈａｖｅ ｖｅｒｉｆｉｅｄ ｔｈｅ ｓａｆｅｔｙ ａｎｄ ｅｃｏｎｏｍｙ ｏｆ ｒｅｔａｉｎｉｎｇ ｃｏａｌ ｐｉｌｌａｒｓ ｗｉｔｈ ａ ｗｉｄｔｈ ｏｆ １２ ｍ.Ｔｈｅ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｏｆ ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇ ｒｏｃｋ ｓｕｒｆａｃｅ ａｌｏｎｇ ｅｍｐ￣ ８７ 刘少伟等缓倾斜煤层沿含水采空区掘巷煤柱稳定性研究２０２０ 年第 ６ 期 ｔｙ ｒｏａｄｗａｙｓ ｗｉｔｈ ａｃｔｉｖｅ ａｎｄ ｐａｓｓｉｖｅ ｃｏｍｂｉｎｅｄ ｓｕｐｐｏｒｔ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｉｓ ｗｉｔｈｉｎ ｔｈｅ ａｌｌｏｗａｂｌｅ ｒａｎｇｅ ｏｆ ｔｈｅ ｐｒｏｊｅｃｔ. Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓｒｏａｄｗａｙ ｄｒｉｖｉｎｇ ａｌｏｎｇ ｔｈｅ ｇｏｂꎻ ｆｌｕｉｄ－ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｃｏｕｐｌｉｎｇꎻ ｏｒｔｈｏｇｏｎａｌ ｔｅｓｔꎻ ｐｏｒｅ ｗａｔｅｒ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ０ 引 言 近年来ꎬ煤炭行业大力提倡综放沿空掘巷留设 煤柱的开采技术ꎬ并且已取得了明显成效和大范围 的推广[１－３]ꎮ 对于缓倾斜煤层含水采空区沿空掘巷 留设防水护巷煤柱宽度的设计ꎬ目前采用较多的仍 是套用多年使用过的防隔水煤柱留设经验公式进行 计算[４]ꎬ而用直观的方式模拟在应力场、流－固耦合 作用下防水护巷煤柱变形破坏的相关研究还比较 少[５]ꎮ 沿空巷道的稳定与防水护巷煤柱的宽度有 很大的关系[６－８]ꎮ 于进广[９]对中等含水层下留设防 砂煤柱的安全开采机理进行了研究ꎻ廖学东等[１０]对 松散含水层下采煤合理煤岩柱高度的确定进行了探 讨ꎻ蔡荣[１１]对水体下采煤岩层的移动与保护层理论 及应用进行了研究ꎻ尹尚先[１２]对防水煤柱留设对围 岩变形的影响进行了数值模拟方面的研究ꎻ陈平 等[１３]以裂隙渗流理论和变形本构关系为基础进行 了耦合分析ꎻ王媛[１４]提出了四自由度全耦合分析方 法ꎬ其基本思路是将裂隙岩体渗流场和应力场作为 同一场进行考虑ꎬ联立裂隙岩体满足的渗流方程和 应力方程ꎬ建立起同时以结点位移和节点渗流水压 力为未知量的耦合有限元方程组ꎬ通过求解方程组ꎬ 同时得到应力场和渗流场ꎬ这样避免了 ２ 个场之间 的迭代ꎮ 笔者以缓倾斜煤层开采为主的刘家梁煤矿 ２２１４ 综放工作面为研究对象ꎬ采用理论分析与数值 模拟相结合的方法ꎬ确定 ２２１４ 回风巷沿空防水煤柱 合理宽度及最优支护参数ꎬ对防水煤柱及其周围岩 层的破坏规律以及防水煤柱的抗溃水能力进行分析 和判断ꎬ为防水煤柱宽度及锚固设计提供科学依据ꎮ １ 工程概况 １.１ 矿井概况 山西大同煤矿集团刘家梁煤矿 ２ 号煤层厚为 ５.８ ｍꎬ工作面采用放顶煤一次采全高工艺ꎬ自然垮 落法处理采空区顶板ꎮ 工作面走向长 ６８１ ｍꎬ倾向 长 １３３ ｍꎬ煤层倾角 ２１０ꎬ平均倾角 ６ꎬ２２１２ 工作 面开采后采空区有大量积水ꎮ ２２１４ 工作面标高为 ＋７９０＋８００ ｍꎬ２２１４ 综放工作面回风巷以下简称 “２２１４ 回风巷” 拟采用小煤柱沿空掘进ꎬ如图 １ 所示ꎮ ２ 号煤层直接顶为灰色砂质泥岩ꎬ平均厚度 ３.１６ ｍꎬ抗压强度 ４３.５ ＭＰａꎻ基本顶为灰白色中粗粒石 图 １ 巷道布置与采空区关系 Ｆｉｇ.１ Ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐ ｏｆ ｒｏａｄｗａｙ Ｌａｙｏｕｔ ａｎｄ ｇｏａｆ 英砂岩ꎬ平均厚度８.４６ ｍꎬ抗压强度 ６３.７１２２.６ ＭＰａꎻ 直接底为深灰色中细粒砂岩ꎬ平均厚度４.５７ ｍꎬ抗压 强度 ７０.６ ＭＰａꎬ煤层顶底板情况如图 ２ 所示ꎮ 图 ２ ２２１４ 回风巷煤岩层综合柱状 Ｆｉｇ.２ Ｃｏｍｐｒｅｈｅｎｓｉｖｅ ｈｉｓｔｏｇｒａｍ ｏｆ ｃｏａｌ ａｎｄ ｒｏｃｋ ｓｔｒａｔａ ｉｎ Ｎｏ.２２１４ ｒｅｔｕｒｎ ａｉｒｗａｙ １.２ 问题描述 ２２１４ 综放工作面与 ２２１２ 工作面采空区之间留 设的煤柱不但要承受 ２２１４ 综放工作面采空区覆岩 残余压力、自身工作面回采动压的影响ꎬ还承受采空 区积水压力的作用ꎬ该矿其他工作面的回采巷道在 留设大煤柱２０ ｍ时均存在围岩淋水情况ꎮ 因此ꎬ 预先研究 ２２１４ 工作面回风巷防水煤柱的稳定性意 义重大ꎮ ２ 流固耦合作用下沿空掘巷窄煤柱留设 ２.１ 采空水与煤柱体流固耦合机理 ２２１４ 回风巷沿空防水煤柱可视为上覆岩层载 ９７ ２０２０ 年第 ６ 期煤 炭 科 学 技 术第 ４８ 卷 荷与 ２２１２ 采空区水压力作用下的地下结构物ꎮ 由 于煤岩体为一种可变形多孔介质ꎬ煤柱存在大量导 水裂隙和孔隙ꎬ老空水沿着这些导水通道渗入到煤 柱内部一定深度ꎬ在孔隙水压力作用下ꎬ煤柱强度和 变形性质将发生变化ꎬ即使上覆岩层载荷与 ２２１２ 采 空区水压力不变ꎬ煤柱内渗水区域及煤柱变形都将 随时间变化ꎬ当满足一定条件时ꎬ煤柱将突然破坏而 发生突水ꎬ防水煤柱失稳破坏ꎮ 流固耦合效应如图 ３ 所示ꎮ 图 ３ 防水煤柱流固耦合效应示意 Ｆｉｇ.３ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｏｆ ｆｌｕｉｄ－ｓｏｌｉｄ ｃｏｕｐｌｉｎｇ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｗａｔｅｒｐｒｏｏｆ ｃｏａｌ ｐｉｌｌａｒ ２.２ 沿空防水煤柱稳定主控影响因素分析 影响沿空防水煤柱稳定的因素主要包括以下方 面①煤柱宽度越大小ꎬ煤柱体中心弹性核区越 大小ꎬ抵御变形破坏能力越强弱ꎻ②煤层倾角 变化使得煤柱应力偏心程度和老空水头压力发生变 化ꎬ从而影响煤柱承载强度ꎻ③老空水含量及压力是 不断变化的ꎬ研究得到使煤柱发生破坏的临界水压 尤为重要ꎮ ２.３ 考虑水压时沿空护巷煤柱尺寸理论分析 ２２１２ 含水采空区与 ２２１４ 回风巷之间煤柱受采 空区和采动共同作用影响ꎬ煤柱部分宽度为屈服区ꎬ 在采空区水作用下成为强渗透区ꎬ隔水能力弱ꎬ真正 起隔水作用的是煤柱中间的弹性核区ꎮ 因此煤柱宽 度大于等于两端屈服区Ｌ１、Ｌ３ 和中间弹性核区 Ｌ２之和ꎬ结构示意图如图 ４ 所示ꎮ 图 ４ 煤柱空间结构与计算 Ｆｉｇ.４ Ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ａｎｄ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｏｆ ｗａｔｅｒｐｒｏｏｆ ｃｏａｌ ｐｉｌｌａｒ １两侧屈服区宽度计算ꎮ 煤柱屈服区宽度计 算公式[ １５ ]为 Ｌ３＝ Ｍｄ ２ｔａｎ φ０ ｌｎ Ｃ０ ＋ σ ｓｔａｎ φ０ Ｃ０＋ Ｆ β ｔａｎφ０ β ＋ ｔａｎ２φ０ １ 式中Ｍ 为煤层厚度ꎬ取 ５.８ ｍꎻｄ 为开采扰动因子ꎬ 取 ２.８ꎻφ０为煤体内摩擦角ꎬ取 ２９.８ꎻβ 为屈服区与 弹性核区界面处的侧压力系数ꎬ取 ０.２７ꎻＣ０为煤层顶 板接触面的黏聚力ꎬ取 ２.０ ＭＰａꎻσｓ为煤柱极限抗压 强度ꎬ取 １０ ＭＰａꎻＦ 为煤壁的侧向约束力ꎬ取 ０ꎮ ２２１２ 工作面含水采空区一侧的煤柱屈服区宽 度为 ５.０ ｍꎻ因 ２２１４ 回风巷尺寸较小ꎬ所以该侧煤柱 的屈服区宽度 Ｌ１取 １.０ ｍꎮ ２煤柱弹性核区宽度计算ꎮ 采用煤矿防治水 规定提供经验公式计算ꎬ即 Ｌ２＝ ０.５ＫＭ ３Ｐ σｔ ２ 式中Ｋ 为安全系数ꎬ取 ２５ꎻＰ 为水头压力ꎬ即 Ｐ ＝ ρｇｈꎬρ 为水的密度ꎬｇ 为重力加速度ꎬｈ 为最大水头 高度ꎬ取 ２３ ｍꎻσｔ为煤层抗拉强度ꎬ取 １.０ ＭＰａꎮ 当 Ｋ＝２ 时ꎬＬ２＝ ４.８２ ｍꎻＫ ＝ ５ 时ꎬＬ２＝ １２.０５ ｍꎮ 因此ꎬ当该矿 ２２１２ 工作面采空区积水最大水头高度 为 ２３ ｍ 时ꎬ与之相邻的 ２２１４ 回风巷沿空掘巷留设 的最小防水煤柱宽度 Ｌ 为 １０.８２ ｍꎬ安全防水煤柱宽 度 Ｌ 为 １８.０５ ｍꎮ ３ 沿空掘巷无支护煤柱稳定性数值分析 ３.１ 数值试验正交设计 根据沿含水采空区防水煤柱的稳定性影响因素 与考虑水压时沿空护巷煤柱的尺寸留设理论分析ꎬ ＦＬＡＣ３Ｄ数值模拟的主控因素定为煤柱宽度、煤层倾 角以及水头压力ꎬ采用正交试验设计方法ꎬ进而确定 各主控影响因素的水平值ꎬ具体见表 １ꎮ 表 １ 各主要影响因素的水平值 Ｔａｂｌｅ １ Ｌｅｖｅｌ ｖａｌｕｅｓ ｏｆ ｍａｊｏｒ ｉｎｆｌｕｅｎｃｉｎｇ ｆａｃｔｏｒｓ 因素 水平 １２３４ Ａ煤柱宽度/ ｍ１２１４１６１８ Ｂ煤层倾角/ ２６８１０ Ｃ水压/ ＭＰａ００.１０.２０.３ 在考虑煤柱宽度、煤层倾角、水压对煤柱稳定影响 敏感度时ꎬ不考虑各因素水平间的相互作用ꎮ 为此ꎬ采 用３ 因素 ４ 水平的正交表 Ｌ１６４３进行方案设计表 ２ꎮ 表２ 中因素下的数值表示该因素所取的第几种水 平ꎬ以此为依据建立各主控因素的模拟试验方案ꎮ ０８ 刘少伟等缓倾斜煤层沿含水采空区掘巷煤柱稳定性研究２０２０ 年第 ６ 期 表 ２ 试验方案正交表 Ｌ１６４３ Ｔａｂｌｅ ２ Ｔｅｓｔ ｐｌａｎ ｏｒｔｈｏｇｏｎａｌ ｔａｂｌｅ Ｌ１６４３ 试验方案 因素水平 ＡＢＣ １１１１ ２１２２ ３１３３ ４１４４ ５２１２ ６２２１ ７２３４ ８２４３ ９３１３ １０３２４ １１３３１ １２３４２ １３４１４ １４４２３ １５４３２ １６４４１ ３.２ 流－固耦合数值建模及参数 ３.２.１ 流－固耦合计算模型 ＦＬＡＣ３Ｄ软件在模拟煤岩体和水的耦合作用时ꎬ 视煤岩体为多孔介质ꎬ水在孔隙介质中的流动符合 Ｄａｒｃｙ 定律ꎬ同时满足 Ｂｉｏｔ 流固耦合方程ꎬ其偏微分 方程[１６]为 Ｇ ２ｕｊ－λ ＋ Ｇ ∂εｖ ∂ｘｊ － ∂ｐ ∂ｘｊ ＋ ｆ ｘｊ ＝ ０ Ｋｍ２ ｐ ＝ １ Ｓ ∂ｐ ∂ｔ － ∂εｖ ∂ｔ εｖ＝－ ∂ｕｘ ∂ｘ ＋ ∂ｕｙ ∂ｙ ＋ ∂ｕｚ ∂ｚ ３ 式中λ、Ｇ 为第一、二 Ｌａｍｅ 常数ꎻｐ 为孔隙压力ꎻεｖ 为体应变ꎻｘｊ、ｕｊ、ｆｘｊ分别为 ｊ 向的坐标、位移及体积 力ꎻＫｍ为渗透系数ꎻ∇为拉普拉斯算子ꎻＳ 为弹性释 水系数ꎻ∂ｐ/ ∂ｘｊ反映渗流场对煤岩体影响ꎬ是水流动 时产生的孔隙压力影响煤岩体有效应力而产生变形 破坏ꎻ∂εｖ/ ∂ｔ 项反映煤岩体体积变形对渗流场的 影响ꎮ ３.２.２ 数值模型建立及参数 根据 ２２１４ 回风巷的实际地质条件ꎬ通过采用 ＦＬＡＣ３Ｄ数值模拟软件中内置的 Ｍｏｈｒ－Ｃｏｕｌｏｍｂ 弹－ 塑性模型和流－固耦合模型图 ５ꎬ来分别对应力 场和渗流场进行耦合数值计算ꎬ数值模型中各部 分的物理力学参数均来自工程现场所取的实际 煤、岩样本的力学实验测试结果ꎬ各岩层力学参数 见表 ３ꎮ 图 ５ 沿含水采空区掘巷 ＦＬＡＣ３Ｄ数值模型 Ｆｉｇ.５ Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ＦＬＡＣ３Ｄｅｘｃａｖａｔｉｏｎ ａｌｏｎｇ ｗａｔｅｒ－ｂｅａｒｉｎｇ ｇｏａｆ 表 ３ 各岩层力学参数 Ｔａｂｌｅ ３ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｅａｃｈ ｒｏｃｋ ｌａｙｅｒ 岩层 体积模 量/ ＧＰａ 剪切模 量/ ＧＰａ 密度/ ｋｇ􀅱ｍ －３ 内摩擦角 φ/ 黏聚力 Ｃ/ ＭＰａ 抗拉强 度/ ＭＰａ 渗透系 数/ ｎｍ􀅱ｓ －１ 孔隙率 粗砂岩 １１.２１.７２ ６３０３５１３.８３０.８０.８０００.５０ 砂质泥岩 １３.１１.７２ ５８０３５１１.２１３.７０.００６０.３５ 粗砂岩 ２１.０１.６２ ６３０３６１２.５１０.００.００６０.５０ 砂质泥岩 ２１.０１.７２ ６００３８１２.７１３.４９.００００.３５ 中粒砂岩１.１１.７２ ５８０３５１１.２１３.７０.００６０.４５ 粉砂岩１.９１.３２ ４６３２６３.２３.９５０.００００.４０ 细砂岩２.８２.３２ ５７０２６３.４３.７０.００６０.３０ 粗砂岩 ２２.７２.３２ ６３０２１２.７２.７０.８０００.５０ 砂质泥岩 ３２.６２.４２ ６００１９１.６１.６０.８０００.３５ ２ 煤０.５０.１１ ３９０２９.８２.０１.００.５０００.５０ 中细砂岩１.８１.４２ ５８０２２４.３４.３６５.００００.３５ 泥岩１.７１.３２ ４１６２５７.５７.３６５.００００.４０ ３ 煤１.１１.６１ ３９０３６３.１２.８８０.００００.５０ １８ ２０２０ 年第 ６ 期煤 炭 科 学 技 术第 ４８ 卷 数值模型中ꎬ２２１４ 综放工作面倾向与＋ｘ 方向 呈 ６ꎬ２２１４ 回风巷沿＋ｙ 方向进行掘进ꎬ＋ｚ 方向竖直 向上ꎮ 数值模型的两侧、底部以及前后界面均进行 位移和应力边界约束ꎬ在顶部界面施加垂直载荷 σｚ＝γＨ＝ １６.９ ＭＰａꎬ两侧界面施加水平应力载荷 σｘ ＝σ ｙ＝１８.５９ ＭＰａꎻ防水煤柱靠２２１２ 工作面采空区 一侧、顶部和底部界面设置孔隙水压均为 ０ꎮ ３.３ 数值试验结果分析 ３.３.１ 因素敏感性分析 巷道侧煤柱拉破坏深度 ＳＰ测试试验方案及结 果见表 ４ꎮ 表 ４ 试验方案及数据分析 Ｔａｂｌｅ ４ Ｔｅｓｔ ｐｌａｎ ａｎｄ ｄａｔａ ａｎａｌｙｓｉｓ 模拟实 验方案 因素及水平 ＡＢＣ Ｓｐ/ ｍ １１１２１２１０４.５ ２１２６２０.１６.１ ３１３８３０.２７.２ ４１４１０４０.３７.０ ５２１４１２６.４ ６２２１３.６ ７２３４７.３ ８２４３７.１ ９３１６１３６.３ １０３２４７.０ １１３３１５.０ １２３４２６.８ １３４１８１４７.０ １４４２３６.４ １５４３２６.３ １６４４１３.４ Ｋ１ ２４.８２４.２１６.５ Ｋ２２４.４２３.１２５.６ Ｋ３２５.１２５.８２７.０ Ｋ４２３.１２４.３２８.３ Ｋ１２ ６１５.０５８５.６２７２.３ Ｋ２２５９５.４５３３.６６５５.４ Ｋ３２６３０.０６６５.６７２９.０ Ｋ４２５３３.６５９０.５８００.９ Ｔ＝９７.４ Ｔ２＝９ ４８６.８ Ｃ＝５９２.９ Ｓｊ ０.６１.０２１.５ ＳＴ２３.１ Ｓｅ１.０ 注Ｋｉｉ＝１ꎬ２ꎬ３ꎬ４为各因素同一水平试验指标之和ｎ＝ １６ꎻＴ 为 ｎ 个试验方案的试验指标之和ꎻＣ 为矫正数ꎬＣ＝Ｔ２/ ｎꎻＳｊ为某 ｊ 因 素平方和ＳＡꎬＳＢꎬＳＣꎬＳｊ ＝Ｋ １２ ＋ Ｋ ２２ ＋ Ｋ ３２ ＋ Ｋ ４２ /４－ＣꎻＳＴ为总偏差 平方和ꎬ ＳＴ＝∑ ｎ ｉ ＝ １ ＝ Ｓ ＰꎬｉꎻＳｅ为误差偏差平方和ꎬＳｅ ＝ Ｓ Ｔ － Ｓ Ａ － Ｓ Ｂꎮ 不同煤层倾角对应不同水头压力ꎬ倾角越大ꎬ水 头压力越大ꎬ模拟不同煤柱宽度、倾角、水压作用下 对煤柱破坏的影响ꎬ模拟计算得到各方案下沿空巷 道侧煤柱破坏深度表 ４ꎮ 运用方差分析法对模拟数据分析处理ꎬ将各因 素的平均偏差平方和与误差平均偏差平方和比值ꎬ 记作 Ｆ 值ꎬ该值反映各因素对试验结果影响程度的 大小ꎬ计算公式为 Ｆ ＝ Ｓｊ/ ｆｊ Ｓｅ/ ｆｅ ４ 其中Ｓｊ、ｆｊ为各因素偏差平方和、自由度ꎻＳｅ、ｆｅ 为试验误差偏差平方和、自由度ꎮ 由式４得各因 素 Ｆ 值见表 ５ꎮ 表 ５ 方差分析结果 Ｔａｂｌｅ ５ Ｖａｒｉａｎｃｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｒｅｓｕｌｔｓ 方差 来源 偏差平 方和 自由度 均偏差 平方和 ＦＦｎ显著性 Ａ０.６３０.２００.６０ Ｂ１.０３０.３３０.９９ Ｃ２１.５３７.２０２１.６０Ｆ０.０５３ꎬ６∗∗ 误差 ｅ１.０３０.３３ 误差 ｅ△２.０６０.３３ 注查表① Ｆ０.０１３ꎬ６＝ ９.７８ꎬＦ０.０５３ꎬ６＝ ４.５３ꎻ②当 ＳｊＦ０.０１ｆｊꎬｆｅꎬ该因素高度显著ꎬ以∗∗表 示ꎻ④ Ｆ０.０５ｆｊꎬｆｅ０.４ 时ꎬ有 ４８ 刘少伟等缓倾斜煤层沿含水采空区掘巷煤柱稳定性研究２０２０ 年第 ６ 期 ｍ ＝ １ － ０.１２６ｎ′２－ １.０９ｎ′ ＋ ０.２１７６ ｎ′ ＝ Ｎ Ｎｕꎬｍ ＝ Ｍ Ｍｕ ７ 式中ｎ′为轴力系数ꎻＮ 为轴力ꎬＮꎻＮｕ为极限轴力ꎬ 取 １ ０８３.７ ｋＮꎻｍ 为弯矩系数ꎻＭ 为弯矩 ｋＮ􀅱ｍꎻＭｕ 为极限弯矩ꎬ取 ７１.３ ｋＮ􀅱ｍꎮ ４.２.３ 效果验证 调整前、后工字钢支架各单元平均轴力和弯矩 与轴向位移的变化曲线如图 １１ 所示ꎮ 由图 １０ 可知ꎬ对 Ｂｅａｍ 单元内力屈服极限处 理前ꎬ工字钢支架轴力在轴向位移 ２.５ ｍｍ 处达 到最大值 ４ ８５０ ｋＮꎬ约为给定 Ｉ－２２Ｂ 型工字钢支 架屈服轴力 Ｎｕ的 ５ 倍ꎬ并且ꎬ虽然工字钢支架逐 步产生弯曲ꎬ弯矩 Ｍ 达到 ７１.３ ｋＮ􀅱ｍ 并且屈服ꎬ 但轴力 Ｎ 上升的速率没有明显变化ꎬ处理前原始 模型仅产生弯曲行为ꎬ并没有压缩变形屈服点ꎮ 原始模型的承载能力明显夸张而且不适合安全 设计ꎮ 处理后的工字钢支架轴力最大值约为 １ １９１ ｋＮꎬ基本接近 Ｉ－２２Ｂ 型工字钢支架的真实屈服轴 力ꎮ 可见ꎬ 调 整 后 的 工 字 钢 支 架 性 能 更 符 合 实际ꎮ 图 １１ 工字钢支架内力－位移分布对比曲线 Ｆｉｇ.１１ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｃｕｒｖｅ ｏｆ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｆｏｒｃｅ－ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ Ｉ－Ｂｅａｍ ｂｒａｃｋｅｔ ４.３ 不同参数巷道围岩塑性区分布对比 ２２１４ 回风巷围岩塑性区分布如图 １２ｂ 和图 １２ｃ 所示ꎬ且为图 ７ 中的 Ｙ ＝ ２.０ ｍ 剖面内框选区域放 大图ꎮ 由图 １２ 可知ꎬ主动支护参数和主被动支护参 数下煤柱塑性区范围分别占 ２２１４ 回风巷煤柱侧 围岩范围的 ６２.１％和 ５４.０％ꎬ２ 种支护参数下煤柱 塑性区域比例柱状对比如图 １２ａ 所示ꎬ沿空巷道 在主动支护参数时的塑性区范围较主被动支护参 数时大ꎮ 图 １２ ２ 种支护参数下巷道围岩塑性区分布 Ｆｉｇ.１２ Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ ｐｌａｓｔｉｃ ｚｏｎｅ ａｒｏｕｎｄ ｔｈｅ ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇ ｒｏｃｋ ｕｎｄｅｒ ｔｗｏ ｓｕｐｐｏｒｔ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ４.４ 不同支护参数下巷道围岩变形对比 基于改进的工字钢支架 Ｂｅａｍ 单元的巷道主被 动联合支护及主动支护模拟结果ꎬ分别从 ２２１４ 回风 巷顶底板和两帮中心提取 ８ ｍ 范围内围岩变形量ꎬ 得到 １２ ｍ 宽度煤柱巷道围岩位移分布特征ꎬ如图 １３ 所示ꎮ 由图 １３ 可知ꎬ主被动联合支护时 ２２１４ 回风巷 围岩位移值远小于主动支护情况ꎮ 最大值分别降低 了 ３７.８％顶板、２６.７％底板、３４.６％实体煤帮 和 ７２.２％煤柱帮ꎮ ５８ ２０２０ 年第 ６ 期煤 炭 科 学 技 术第 ４８ 卷 图 １３ ２ 种支护参数下巷道围岩变形分布 Ｆｉｇ.１３ Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇ ｒｏｃｋ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｏｆ ｒｏａｄｗａｙ ｕｎｄｅｒ ｔｗｏ ｋｉｎｄｓ ｏｆ ｓｕｐｐｏｒｔ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ５ 工业性试验 综合以上分析ꎬ２２１４ 回风巷采用表 ６ 中的主被 动联合支护参数进行现场应用ꎮ 在沿空掘巷期间共 布置 ４ 个测站ꎬ测站 ４ 至巷道 １ ２４０ ｍꎬ测站 ３、测站 ２、测站 １ 依次间隔 ４０ ｍ 布设ꎬ各测站处设置的顶 板、两帮多基点位移计如图 １４ 所示ꎮ 图 １４ ２２１４ 回风巷监测设备安装 Ｆｉｇ.１４ Ｍｏｎｉｔｏｒｉｎｇ ｅｑｕｉｐｍｅｎｔ ｉｎｓｔａｌｌａｔｉｏｎ ｉｎ Ｎｏ.２２１４ ｒｅｔｕｒｎ ａｉｒｗａｙ 以沿空掘巷后支护完成时刻为时间起点ꎬ得到 监测期内巷道围岩变形曲线如图 １５ 所示ꎮ 从图 １５ 可得ꎬ２２１４ 回风巷在掘进后 ９０ ｄ 左右 巷道表面变形位移量达到峰值并基本保持稳定ꎬ图 １４ａ 中表明巷道顶煤的最大下沉量为 ９５ ｍｍꎬ两帮 的最大移近位移量为 １５６ ｍｍꎬ综合来看ꎬ巷道变形 位移量处于工程允许的范围内ꎬ通过后期持续的现 场监测ꎬ表明 ２２１４ 综放工作面沿空掘巷留设 １２ ｍ 煤柱安全