新街矿区深部开采邻空巷道受载特征及冲击失稳规律分析.pdf

第 45 卷第 5 期煤 炭 学 报Vol. 45 No. 5 2020 年5 月JOURNAL OF CHINA COAL SOCIETYMay 2020 移动阅读 赵毅鑫,周金龙,刘文岗. 新街矿区深部开采邻空巷道受载特征及冲击失稳规律分析[J]. 煤炭学报,2020,45 51595-1606. doi10. 13225/ j. cnki. jccs. DY20. 0249 ZHAO Yixin,ZHOU Jinlong,LIU Wengang. Characteristics of ground pressure and mechanism of coal burst in the gob side roadway at Xinjie deep mining area[J]. Journal of China Coal Society,2020,4551595-1606. doi10. 13225/ j. cnki. jccs. DY20. 0249 新街矿区深部开采邻空巷道受载特征及冲击 失稳规律分析 赵毅鑫1,2,周金龙1,2,刘文岗3 1. 中国矿业大学北京 共伴生能源精准开采北京市重点实验室,北京 100083; 2. 中国矿业大学北京 能源与矿业学院,北京 100083; 3. 煤炭科学研究总院 应急科学研究院,北京 100013 摘 要随着我国煤炭资源开采战略西移,西部部分矿井已进入深部开采阶段,邻空巷道冲击失稳 频繁发生,严重威胁煤矿安全生产。 以新街矿区红庆河煤矿为工程背景,综合运用现场调研、理论 分析和数值模拟等方法对新街矿区深部开采邻空巷道受载特征及冲击失稳机制进行研究。 建立了 初次来压、充分采动阶段工作面前方邻空巷道动静载叠加力学模型;通过精细描述不同阶段静载及 扰动动载,提出了基于采空区侧向静载、超前静载及扰动动载的邻空巷道“三载荷”动静叠加原理, 并给出了发生冲击失稳的应力判据;揭示了邻空巷道围岩受“三载荷”叠加诱冲机制,即高应力、能 量经巷道“顶帮底”传递,巷道围岩形成应力集中,能量积聚,达到煤岩体冲击失稳临界值时, 诱发邻空巷道冲击失稳。 针对工作面上覆厚硬岩层的邻空巷道冲击地压灾害,提出了“切断动载 源、降低集中静载应力和恒阻大变形吸能锚杆锚固”的防治措施。 研究结果表明邻空工作面初次 来压阶段相邻双工作面采空区顶板形成非对称“T”型结构,亚关键层Ⅰ破断,亚关键层Ⅱ未破断, 工作面来压较缓和,邻空巷道围岩所受静载较大,扰动动载较小;周期来压充分采动阶段相邻双 工作面采空区顶板形成对称“T”型结构,两组亚关键层均破断,邻空巷道围岩所受静载及扰动动载 均较大,此时易诱发邻空巷道冲击失稳。 关键词新街矿区;邻空巷道;顶板结构;动静载;冲击失稳 中图分类号TD324 文献标志码A 文章编号0253-9993202005-1595-12 收稿日期2020-02-23 修回日期2020-04-16 责任编辑韩晋平 基金项目国家重点研发计划资助项目2016YFC0801401;国家自然科学基金资助项目51874312,U1910206 作者简介赵毅鑫1977,男,河南洛阳人,教授,博士生导师,博士。 Tel010-62331189,E-mailzhaoyx cumtb． edu． cn Characteristics of ground pressure and mechanism of coal burst in the gob side roadway at Xinjie deep mining area ZHAO Yixin1,2,ZHOU Jinlong1,2,LIU Wengang3 1. Beijing Key Laboratory for Precise Mining of Intergrown Energy and Resources,China University of Mining and Technology Beijing,Beijing 100083, China; 2. School of Energy and Mining Engineering,China University of Mining and Technology Beijing,Beijing 100083,China; 3. Research Institute of Emergency Science,China Coal Research Institute,Beijing 100013,China AbstractThe main mining areas of coal resources are moving to the western China,some western mines reach a deep mining level. The coal burst of gob side roadway occurs frequently,which threatens the safe mine production seriously. In this paper,the characteristics of ground pressure and mechanism of coal burst in the gob side roadway at Xinjie deep mining area is studied by site investigation,theoretical analysis and numerical simulation. The mechanical model 煤 炭 学 报 2020 年第 45 卷 of gob side roadway in front of longwall face under the dynamic and static combined loading is established. This model focuses on the initial weighting and full mining stages. The principle of dynamic and static combined loading for the gob side static load,the front abutment pressure and the mining induced dynamic load is proposed by finely describing the static load and mining induced dynamic load in different stages. The stress criterion of coal burst of gob side road- way is provided. The mechanism of coal burst of the gob side roadway is discovered,the high stress and energy will transfer from the roof strata to the rib and floor of roadway,which can result in the stress concentration and energy ac- cumulation. As the stress and energy reaches the threshold value of the coal burst,the coal burst in gob side roadway will occur. Moreover,as far as the coal burst disaster in gob side roadway with thick and hard stratum in the roof,the prevention s for coal burst are proposed. The consists of “cutting off the dynamic load sources”,“re- ducing the static load stress concentration” and “using energy absorption bolt anchorage with constant resistance at large deation”. The results show that the gob roof of adjacent double longwall faces can asymmetrical T-type structure when the initial weighting stage in gob side longwall face,the sub-key stratum SKS I is broken,but the SKS II is not broken. The roof weighting of longwall face is small,the static load in the surrounding rock of gob side roadway is large,and the mining induced dynamic load is relative small. However,the gob roof of adjacent double long- wall faces can a symmetrical T-type structure at the periodic weighting full mining stage. The double sub-key stratums are broken,the static load and mining induced dynamic load are both larger in the surrounding rock of gob side roadway,which can induce a coal burst in gob side roadway easily. Key wordsXinjie mining area;gob side roadway;roof structure;dynamic and static load;coal burst 我国煤炭资源开采深度以 10 25 m/ a 的速度增 加[1],近年来中东部矿区普遍进入深部开采且可采 资源日益枯竭,煤炭开采逐渐向西部转移。 随着西部 矿区的大范围、高强度开采,西部煤炭开采深度由原 来的普遍 100 300 m 不断增加,目前部分矿井采深 已达 600 750 m。 因此,西部煤炭开采也需面对深 部开采时采场和巷道围岩变形严重,矿压显现剧烈, 煤岩动力灾害频发等问题[1-2]。 新街矿区位于内蒙 古自治区鄂尔多斯市伊金霍洛旗,赋存大量优质煤炭 资源,是我国煤炭的重要供给区,部分矿井受到冲击 地压灾害的严重威胁,制约了煤炭安全高效开采,因 此研究该区域冲击地压发生规律及防治方法具有重 要意义。 针对冲击地压发生机理及防治方法,诸多学者 开展了卓有成效的研究和探索。 齐庆新等提出了 诱发冲击的“三因素”理论[3],提出以应力控制为中 心,以单位应力梯度为表征的冲击地压应力控制理 论[4];窦林名等提出了冲击地压的强度弱化减冲理 论[5],动静载叠加原理[6];潘一山[7-8]提出了冲击地 压扰动响应失稳理论,从机制、预测和防治方面形 成了一个完整体系;谭云亮等[9]研究了深部应变 型、断层滑移型和坚硬顶板型 3 类冲击地压的致灾 机制,提出了以冲击地压类型为导向的监测预警及 组合式卸压解危方法;潘俊锋等[10]提出了冲击地压 启动理论,将冲击地压发生分为启动阶段、能量传 递阶段和冲击地压显现 3 个阶段。 煤矿现场中冲 击地压多发生在工作面巷道,以往针对巷道冲击地 压机理,学者们建立了冲击巷道围岩力学模型、揭 示了巷道围岩能量积聚释放规律,提出了巷道围岩 控制方法。 如张晓春等[11]建立了巷道片帮型冲击 地压的层裂板压曲模型,认为巷道冲击由巷壁形成 的层裂板结构压曲失稳引起;黄庆享等[12]建立了煤 层平巷冲击地压的损伤断裂力学模型,认为薄煤层 壳弯曲变形压裂失稳引发冲击地压;高明仕[13]建立 了冲击地压巷道围岩“强弱强”结构力学模型,对巷 道在外部震源作用下破坏机理及表现出的“强弱 强”特征进行研究,提出了巷道冲击失稳判据及围 岩控制方法;姜福兴等[14]建立了沿空巷道力学模 型,认为沿空巷道围岩高应力区附近的高应力差区 域是冲击地压易显现区域;马念杰等[15]提出了巷道 蝶型冲击理论,阐明了冲击地压发生条件,给出了 “蝶型冲击三准则”,为巷道冲击地压预测、预报及 防治提供新思路;成云海等[16]建立了工作面端头覆 岩结构力学模型,明确了有效控制巷道冲击载荷的原 理;JIANG 等[17]将局部能量释放率指标用于深部隧 道冲击失稳判别;XU 等[18]提出了冲击地压能量释放 率概念,结合微震监测对巷道冲击危险区进行预测; 康红普等[19]分析了冲击地压巷道围岩变形与破坏特 征,提出了冲击地压巷道支护形式选择原则,为冲击 地压巷道围岩控制提供指导。 上述研究成果极大地推动了冲击地压理论及防 治技术发展。 然而,结合新街矿区矿井具体开采条 6951 第 5 期赵毅鑫等新街矿区深部开采邻空巷道受载特征及冲击失稳规律分析 件,针对工作面采动后覆岩结构形态、应力、载荷作用 方式等诱发邻空巷道冲击失稳的研究仍鲜有报道。 冲击地压的发生归根结底是由开采扰动所引起,采动 覆岩结构形态及形成的采动应力场、能量场对诱发冲 击地压至关重要。 笔者在前人研究基础上,以新街矿 区红庆河煤矿为典型研究对象,通过建立不同开采阶 段采场顶板结构力学模型,对邻空巷道围岩所受动静 载进行精细描述,结合工作面采动应力及能量演化规 律,得出新街矿区邻空巷道冲击失稳发生规律,进而 提出相应防治措施。 1 开采条件及邻空巷道冲击失稳特征 1． 1 工作面开采条件 红庆河煤矿位于东胜煤田新街矿区,设计产 能 1 500 万 t/ a,采用立井开拓方式,主采 3 -1 煤。 首 采工作面为 3 -1 101 工作面,位于矿井南翼,3 -1 103 为 首采工作面接续工作面,平均赋存深度 707． 15 m,工 作面长度210 m,回采长度2 480 m,煤层厚度5． 52 7． 20 m,平均 6． 36 m,采用长壁后退式一次采全高采 煤法,每日推进约 8 m,工作面布置 3 条巷道,分别为 3 -1 101 工作面辅运巷,3 -1 103 工作面运输巷及辅运 巷。 在 3 -1 101 工作面回采过程中,3 -1 101 工作面旧 辅运巷道发生严重冲击变形,影响生产,在距旧辅运 巷道 30 m 处重新掘进 3 -1 101 工作面辅运巷,3 -1 101, 3 -1 103 工作面及巷道布置如图 1 所示。 在 3 -1 103 工 作面回采过程中冲击地压主要发生在 3 -1 101 工作面 辅运巷邻空巷道,表现为巷道瞬间顶板下沉、片 帮、底臌、锚杆锚索崩断等动力现象,严重影响工作面 安全生产,成为红庆河煤矿安全高效开采的主要制约 因素。 图 1 3 -1 101,3 -1 103 工作面及巷道布置局部 Fig． 1 Layout of 3 -1 101,3 -1 103 longwall faces and roadways partial 笔者主要对发生在邻空巷道的冲击地压进行研 究,选取 3 -1 103 工作面回采过程中邻空巷道冲击失 稳频发区域附近的 18-12 号钻孔对上覆岩层进行分 析,钻孔柱状图局部如图 2 所示。 通过对直接顶 和部分基本顶岩层进行岩石力学实验可知顶板岩石 抗压强度为 65 75 MPa,普遍较大。 厚度较大、强度 较高的中粒砂岩和细粒砂岩亚关键层Ⅰ,Ⅱ的破 断运动将对工作面及巷道矿压显现产生显著影响。 1． 2 邻空巷道冲击失稳显现 以某次 3 -1 101 工作面辅运巷冲击地压事故为例 分析邻空巷道围岩变形破坏特征。 当 3 -1 103 工作面推进 271． 0 m 时,邻空巷道超 前工作面 50 m 范围垛式支架支护正常,无安全阀损 坏现象,巷道破坏不严重,超前支架以外 260 m 巷道 发生冲击失稳,伴随强冲击波,震感强烈,巷道煤尘扬 起,能见度极差,巷道冲击失稳特征如图 3 所示。 通 过对 3 -1 101 工作面辅运巷冲击破坏处巷道尺寸进行 实地测量,得到超前工作面不同位置巷道顶底板移近 量和两帮收缩量变化规律如图 4 所示。 由图 4 可知,3 -1 101 工作面辅运巷超前工作面 65 m超前支架以外处顶底板移近量最大约 2． 0 m, 两帮收缩量达 0． 8 m;远离工作面,顶底板移近量和 两帮收缩量均减小,在工作面前方 325 m 处减为 0． 1,-0． 2 m。 可知此次邻空巷道冲击失稳范围为超 前工作面 65 325 m,且随距工作面距离加大而减 弱。 1． 3 邻空巷道冲击失稳原因初步分析 根据红庆河煤矿 3 -1 煤层赋存条件、开拓布置方 式及回采过程中冲击失稳案例,分析得出以下诱因 1开采深度大、开采强度高,煤层及上覆岩层 7951 煤 炭 学 报 2020 年第 45 卷 图 2 18-12 号钻孔柱状图局部 Fig． 2 Drilling histogram for No． 18-12 partial 图 3 3 -1 101 辅运巷道冲击失稳现场照片 Fig． 3 Coal burst photos of 3 -1 101 subsidiary roadway 强度大,且煤层具有强冲击倾向性,顶底板岩层具有 弱冲击倾向性,是巷道发生冲击的基础条件; 2地表沉降量仅为 6 左右,说明采空区上方 岩层存在大范围悬空现象,上覆悬顶的大范围突然垮 落产生的矿震应力波可能诱发巷道冲击; 3在该区域地质条件下,宽煤柱的应力集中及 其影响范围比小煤柱大很多,采用大区段煤柱可能是 引发冲击失稳的原因; 图 4 3 -1 101 辅运巷道变形特征 Fig． 4 Deation characteristics of 3 -1 101 subsidiary roadway 4目前采取的各种顶板弱化和卸压解危措施 并未达到预期效果,高应力集中、高能量积聚区依然 存在;受开采扰动影响时,可能诱发冲击事故。 综上,针对红庆河煤矿生产过程中出现的巷道冲 击地压事故,应从采场覆岩结构形态、煤柱及巷道围 岩受载特征出发,对工作面及煤柱采动应力、能量分 布特征进行研究,以得出邻空巷道冲击失稳发生规 律,并提出相应防治措施。 2 顶板结构及邻空巷道受载分析 2． 1 工作面不同开采阶段顶板结构 根据岩层运动相关理论,建立 3 -1 101 工作面已 采,3 -1 103 工作面初次来压、周期来压及充分采动 3 个开采阶段的双工作面顶板结构模型。 13 -1 103 工作面初次来压阶段 当 3 -1 101 工作面已采,3 -1 103 工作面开采至初 次来压阶段,双工作面采空区顶板形成非对称“T”型 结构,如图 5a所示。 3 -1 101 工作面上覆亚关键层 Ⅰ,ⅡSKSⅠ,SKSⅡ均破断,沿工作面布置方向形 成“双斜砌体梁”结构;3 -1 103 工作面上覆亚关键层 Ⅰ破断,亚关键层Ⅱ未破断,出现悬顶现象,沿工作面 布置方向形成“单斜砌体梁”结构。 此时 3 -1 103 工作 面矿压显现较缓和,顶板载荷向工作面两端头煤岩体 传递,局部区域出现应力集中、能量积聚现象,为诱发 邻空巷道冲击失稳提供了条件。 23 -1 103 工作面周期来压阶段 3 -1 103 工作面周期来压阶段,上覆亚关键层Ⅱ破 断,沿工作面布置方向形成“双斜砌体梁”结构,双工 作面采空区顶板形成对称“T”型结构,如图 5b所 示。 亚关键层Ⅱ破断将对亚关键层Ⅰ、工作面及两端 头煤岩体产生动载作用,若受载煤岩体已存在高应力 集中或大量弹性能积聚,在动载作用下易发生邻空巷 道冲击失稳。 33 -1 103 工作面充分采动阶段 8951 第 5 期赵毅鑫等新街矿区深部开采邻空巷道受载特征及冲击失稳规律分析 图 5 双工作面顶板结构模型 Fig． 5 Roof structure of double longwall faces 3 -1 103 工作面充分采动阶段,双工作面采空区顶 板形成对称“T”型结构,如图 5c所示。 此时双工 作面上覆高位厚硬岩层发生大范围运动,使顶板储存 的弹性能充分释放,增加了亚关键层Ⅱ对其下方煤岩 体动载扰动,形成强烈扰动动载;当煤岩体所受总应 力或能量超过其发生冲击失稳临界值时,邻空巷道发 生冲击失稳。 与周期来压阶段相比,由于双工作面上 覆岩层大范围运动,形成更加强烈的动载效应,此阶 段邻空巷道冲击失稳发生几率更大。 2． 2 邻空巷道受载分析 在 3 -1 103 工作面不同开采阶段,工作面前方邻 空巷道3 -1 101 辅运巷受到已采 3 -1 101 工作面采空 区侧向支承压力的影响基本相同,采空区侧向支承压 力形成的采空区侧向静载应力 σj可通过数值模拟或 现场实测进行估算,分布规律如图 6 所示。 3 -1 103 工 作面前方邻空巷道围岩主要受到 3 -1 101 工作面采空 区侧向支承压力、本工作面超前支承压力及上覆厚硬 岩层破断动载的叠加影响,达到某个临界载荷时就有 可能发生冲击失稳。 工作面前方煤岩体所受载荷在 不同开采阶段有所不同,应根据各开采阶段顶板结构 具体分析,然后对邻空巷道受载状态进行精细描述。 13 -1 103 工作面初次来压阶段受载分析 3 -1 103 工作面自开切眼至工作面初次来压阶段 沿工作面推进方向顶板结构及工作面前方动静载叠 加情况,如图 7a所示。 图 6 3 -1 103 工作面前方采空区侧向静载分布示意 Fig． 6 Schematic of the gob side static load distribution in front of 3 -1 103 longwall face 图 7 初次来压和充分采动阶段工作面前方动静载叠加示意 Fig． 7 Dynamic and static combined loading in front of longwall face when initial weighting stage and full mining stage 3 -1 103 工作面初次来压阶段,工作面邻空侧端头 附近及工作面前方邻空巷道围岩所受静载主要为 3 -1 101 工作面采空区形成的侧向静载应力 σj及 3 -1 103 工作面超前支承压力形成的超前静载应力 σjc。 工作面支承压力大小及分布规律受煤层采深、采 高,顶板岩性及其结构等诸多因素影响,通常采用极 限平衡理论对工作面顶板支承压力分布进行分 析[20-21],可得极限平衡区和弹性区支承压力分布为 σy ξp ccot φe 2ξf mx- ccot φ 0,x0] KγHe 2f mλx0-x [x0, { 1 ξ 1 sin φ 1 - sin φ x0 m 2ξfln KγH ccot φ ξP ccot φ 式中,σy为垂直应力;ξ 为三轴应力系数;p 为工作面 支护阻力;c,φ 为煤体黏聚力和内摩擦角;f 为煤层与 顶底板接触面摩擦因数;m 为采高;x 为任一点距煤 9951 煤 炭 学 报 2020 年第 45 卷 壁距离;x0为极限平衡区宽度;K 为应力集中系数;γ 为岩层容重;H 为采深;λ 为侧压系数。 根据式1可估算出 3 -1 103 工作面初次来压、周 期来压充分采动阶段超前静载应力 σjc,σjz。 3 -1 103 工作面初次来压阶段,邻空巷道围岩所受 动载荷主要为亚关键层Ⅰ初次破断时产生的矿 震[22],矿震释放应力波并向工作面前方煤岩体传 播图 7a,最终形成的扰动动载大小与震源处能 级、传播模式及衰减特征等因素有关。 现场微震监测得到矿震能量一般为顶板破断释 放能量的 η 倍,结合初次来压阶段亚关键层Ⅰ初次 破断前积聚弹性能计算式[23],可得初次来压阶段亚 关键层Ⅰ破断产生的矿震能量为 Uk ηUwc η q2 cl 5 c 576EJ 2 式中, Uk为矿震能量; η 为能量转换系数, 可取 0． 1 1 [24];U wc为亚关键层Ⅰ初次破断前积聚的 弹性能;qc为亚关键层Ⅰ上覆岩层载荷;lc为亚关键 层Ⅰ初次破断步距;E 为顶板岩层的弹性模量;J 为 惯性矩。 文献[25]对煤矿井下震动波传播规律原位试验 数据进行拟合分析,得到质点峰值振动速度与矿震能 量间关系为 Vpm 0． 064 5U0． 356 6 k 3 式中,Vpm为质点峰值振动速度。 考虑震动波在传播过程中的衰减现象,文献 [26]开展了煤矿井下震动波传播规律原位试验,得 到矿震引起的质点振动速度衰减规律为 VL V 0L -μ 4 式中,VL为传播距离 L 处质点峰值振动速度;V0为震 源处质点峰值振动速度;L 为震动波传播距离;μ 为 衰减指数,可取 1． 526[27]。 矿震应力波在煤岩体中产生的动载[22]可表示为 σdP/ S ρVP/ SVPP/ S5 式中,σdP/ S为 P 波、S 波产生的动载;ρ 为介质密度; VP/ S为 P 波、S 波传播速度;VPP/ S为质点由 P 波、S 波传播引起的峰值振动速度。 研究表明,覆岩关键层破断产生的高能量矿震 中 S 波振幅远比 P 波大,动力破坏强度也更大[28],因 此,选取 S 波进行顶板破断扰动动载估算。 通过式2 5可得 3 -1 103 工作面初次来压 阶段亚关键层Ⅰ破断时产生的扰动动载为 σdc 0． 064 5ρVSη q2 cl 5 c 576EJ 0． 356 6 L -μ 6 23 -1 103 工作面充分采动阶段受载分析 根据 2． 1 节分析可知,充分采动阶段比周期来 压阶段邻空巷道更易发生冲击失稳,因此在工作面 初次来压后,主要对 3 -1 103 工作面充分采动阶段工 作面前方邻空巷道受载状态进行分析。 当 3 -1 103 工作面开采至充分采动阶段时沿工作面推进方向 顶板结构及工作面前方动静载叠加情况,如图 7b所示。 此时 3 -1 103 工作面前方邻空巷道围岩所受静 载来源与初次来压阶段基本一致,所受动载荷的主 要来源为亚关键层Ⅰ,Ⅱ周期破断时所产生的扰动 动载图 7b,根据文献[29]可知,当亚关键层Ⅰ 单独破断时所引起的扰动动载较小,当两组亚关键 层Ⅰ,Ⅱ同步破断时所引起的扰动动载最大,在工 作面推进过程中扰动动载将出现大小交替变化现 象。 为确保邻空巷道围岩所受动载荷估算的合理 性,应按两组亚关键层同步破断时产生的强扰动动 载进行确定。 同理可得 3 -1 103 工作面充分采动阶段亚关键层 Ⅰ,Ⅱ同步破断时产生的扰动动载为 σdz 0． 064 5ρVS[ηUwzⅠ U wzⅡ] 0． 356 6L -μ 0． 064 5ρVSη q2 zⅠl 5 zⅠ q 2 zⅡl 5 zⅡ 8EJ 0． 356 6 L -μ 7 式中,UwzⅠ,UwzⅡ分别为亚关键层Ⅰ,Ⅱ同步破断前积 聚的弹性能;qzⅠ,qzⅡ分别为亚关键层Ⅰ,Ⅱ上覆岩层 载荷;lzⅠ,lzⅡ分别为亚关键层Ⅰ,Ⅱ周期破断步距。 2． 3 邻空巷道冲击失稳判据 针对特定的煤层赋存条件及开采工艺,煤岩体发 生冲击失稳所需的临界载荷应力基本是一定的, 主要受煤岩岩性、冲击倾向性、采区开拓布置,开采工 艺等因素影响,假设某种条件下发生冲击失稳的临界 应力为 σbmin [30]。 根据式6,7可得邻空巷道在初次来压及充 分采动阶段所受的扰动动载。 通过前文分析可知,邻 空巷道围岩所受总载荷由采空区侧向静载、超前静载 及扰动动载“三载荷”动静叠加组成 σ σj σ jcσjz σdcσdz 8 因此,当根据式8计算所得邻空巷道围岩所受 “三载荷”叠加应力达到临界应力 σbmin时,邻空巷道 将发生冲击失稳。 3 邻空工作面采动应力及能量演化 本节采用 FLAC3D数值模拟软件对不同区段煤 柱宽度条件下,3 -1 103 工作面充分采动阶段采动应力 及能量演化规律进行研究。 0061 第 5 期赵毅鑫等新街矿区深部开采邻空巷道受载特征及冲击失稳规律分析 3． 1 数值模型的建立 根据矿井地质资料构建三维模型,模型尺寸为 650 mX550 mY164 mZ,包含 815 100 个 网格单元和 883 620 个节点,如图 8 所示。 上覆未 模拟岩层用均布荷载代替,模型底部采用固定边 界,其余面均为滚支边界。 模型四周煤柱尺寸参考 以往相关文献设置为 50 m[31],需要指出在保证计 算效率的情况下模型边界煤柱尺寸对消除模型边 界效应影响仍有待深入研究。 计算采用摩尔-库仑 破坏准则,布置 3 -1 101 和 3 -1 103 两个工作面。 基 于 Hoek-Brown 强度准则[32]确定的模拟用煤岩物 理力学参数见表 1。 图 8 三维模型及工作面布置示意 Fig． 8 Schematic of 3D model and longwall faces 表 1 煤岩物理力学参数 Table 1 Physical and mechanical parameters of coal and rock mass 岩性 密度/ kgm -3 剪切模 量/ GPa 体积模 量/ GPa 黏聚力/ MPa 内摩擦 角/ 抗拉强 度/ MPa 砂质泥岩2 5104． 25． 64． 7344． 3 粉砂岩2 7505． 06． 93． 0323． 6 砂质泥岩2 5103． 55． 25． 0334． 5 细粒砂岩2 6502． 93． 92． 8363． 5 中粒砂岩2 8502． 44． 23． 0383． 7 中砾岩2 6002． 54． 23． 2323． 0 细粒砂岩2 6403． 34． 43． 1352． 9 粉砂岩2 7504． 56． 72． 9343． 3 煤层1 3801． 22． 32． 6251． 3 砂质泥岩2 4703． 84． 85． 0344． 6 充填体1 7000． 21． 00． 4150 3． 2 模拟方案 首先在模型中开挖回采巷道及工作面开切眼,采 用 Fish 语言编程对巷道进行锚杆支护、工作面布置 液压支架,然后分别对 3 -1 101,3 -1 103 工作面进行分 步开采,同时滞后工作面10 m 对采空区进行充填,每 次充填长宽高210 m10 m6． 4 m 的范围,充填 体力学参数见表 1。 在 3 -1 103 工作面前方 5,10,15,20,30,50,150, 200,250 m,3 -1 101 辅运巷顶板中部分别布置监测线, 在直接顶岩层中布置 1 个监测面,研究区段煤柱宽度 为 5,7． 5,10,20,30,40 m 时,3 -1 103 工作面开采后, 邻空巷道顶板垂直应力、工作面顶板垂直应力及能量 密度分布规律。 工作面周围应力测线布置如图 9 所 示。 图 9 工作面应力测线布置示意 Fig． 9 Schematic of stress monitoring lines in longwall face 图 10 不同煤柱宽度邻空巷道顶板垂直应力变化规律 Fig． 10 Variation of vertical stress of gob side roadway with different width coal pillar 3． 3 工作面采动应力、能量密度演化规律 3． 3． 1 邻空巷道顶板垂直应力变化规律 图 10 为不同宽度煤柱条件下邻空巷道顶板所受 垂直应力变化规律。 由图 10 可知,邻空巷道顶板垂 直应力随远离工作面先增大,在工作面前方约 30 m 处达到最大值 6． 00 9． 27 MPa,然后减小,减小速率 约为0． 01 MPa/ m。 在工作面前方250 m 处垂直应力 降为 4． 59 8． 21 MPa,此处巷道顶板基本处于稳定 状态, 可知邻空巷道超前工作面危险范围约为 250 m。 在模拟煤柱宽度范围内,邻空巷道顶板垂直 应力随煤柱宽度增大先增大后减小;若邻空巷道处在 采动影响较小区域稳压区则垂直应力趋于稳定; 当煤柱宽度在 20 m 范围内时,减小区段煤柱宽度可 降低邻空巷道顶板压力,有效改善邻空巷道受力环 1061 煤 炭 学 报 2020 年第 45 卷 境,降低邻空巷道失稳风险。 3． 3． 2 工作面顶板垂直应力变化规律 通过在工作面前方不同位置布置应力监测线,得 到不同煤柱宽度条件下工作面前方顶板所受垂直应 力变化规律,限于篇幅仅给出 4 种典型模拟结果,如 图 11 所示。 图 11 不同煤柱宽度工作面前方垂直应力变化规律 Fig． 11 Variation of vertical stress in front of longwall face with different coal pillar width 由图 11 可知,不同煤柱宽度条件下,3 -1 103 工作 面前方垂直应力受 3 -1 101 工作面采空区影响,呈左 高右低,非对称分布。 3 -1 103 工作面邻空侧端头处顶 板垂直应力集中使工作面前方约 250 m 范围内邻空 巷道围岩受到高静载作用,此为邻空巷道易发生冲击 失稳的重要原因。 随着远离工作面,煤柱垂直应力、 工作面顶板垂直应力均先增大后减小,在工作面前方 约 15 m 处达到最大值。 在模拟煤柱宽度范围内,区 段煤柱垂直应力随煤柱宽度减小而降低,再次说明适 当减小煤柱宽度不但可以降低邻空巷道顶板压力,还 可改善煤柱受力状态。 3 -1 103 工作面邻空侧端头处 顶板垂直应力峰值 σm介于 35． 50 45． 50 MPa,与煤 柱宽 度 b 呈 线 性 负 相 关 关 系, 减 小 速 率 约 为 0． 23 MPa/ m,应力集中系数 Ks介于 2． 2 2． 7,与煤 柱宽 度 b 呈 线 性 负 相 关 关 系, 减 小 速 率 约 为 0． 01/ m图 12。 3． 3． 3 工作面顶板能量密度分布规律 通过在直接顶岩层中布置应力监测面,计算得到 不同煤柱宽度条件下顶板不同区域能量密度分布规 律,同样仅给出 4 种典型模拟结果,如图 13 所示。 由图 13 可知,不同煤柱宽度条件下,3 -1 103 工作 面邻空侧端头处图 13 中标注的“三角”区顶板均 图 12 不同煤柱宽度顶板垂直应力峰