孤島工作面頂?shù)装鍛?yīng)力傳遞規(guī)律數(shù)值模擬研究

王志強(qiáng)，徐春虎，2，王鵬，羅健僑，石磊，孫中文

1.中國礦業(yè)大學(xué)(北京)能源與礦業(yè)學(xué)院，北京 100083；2.同煤大唐塔山煤礦有限公司，山西 大同 037000

在礦井設(shè)計(jì)中，常采用集中式開拓部署，在下伏大巷上方一般留有保護(hù)煤柱，形成上方孤島煤柱、下方大巷的空間關(guān)系。保護(hù)煤柱留設(shè)的意義是為了避免上覆煤層采動(dòng)對(duì)下伏運(yùn)輸大巷造成嚴(yán)重破壞，而實(shí)際上由于長期受上覆孤島煤柱應(yīng)力集中的影響，下伏運(yùn)輸大巷圍巖變形破壞嚴(yán)重、維護(hù)困難。

近年來，國內(nèi)外專家學(xué)者對(duì)孤島工作面進(jìn)行了大量研究。楊吉平、查文華、荊升國、譚志文、席志淵等[1-5]基于孤島工作面礦壓顯現(xiàn)規(guī)律，分析研究了孤島工作面的圍巖結(jié)構(gòu)特征、圍巖應(yīng)力變化規(guī)律；王愛文、孫強(qiáng)等[6-7]基于沖擊啟動(dòng)理論，采用相似模擬試驗(yàn)方法研究了孤島工作面上覆巖層空間結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，并對(duì)孤島工作面進(jìn)行分類；李雪華、王宏偉、沈榮喜、馬念杰、楊光宇等[8-12]為應(yīng)用數(shù)值模擬手段對(duì)沖擊地壓發(fā)生的風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行了預(yù)估，并利用鉆孔卸壓的方法降低孤島工作面開采過程中發(fā)生沖擊地壓的風(fēng)險(xiǎn)；張煒、黃炳香、華心祝、王同旭、劉長友等[13-17]通過分析了支承壓力分布對(duì)關(guān)鍵巖層的影響，并結(jié)合數(shù)值模擬軟件對(duì)孤島面巷道圍巖的應(yīng)力分布和變形特征進(jìn)行了分析；李文峰、黃琪嵩、王者鵬等[18-20]針對(duì)孤島煤柱下沿空掘巷圍巖應(yīng)力大、巷道底鼓嚴(yán)重的問題，分析了超長走向孤島綜采面在不同區(qū)段煤柱寬度條件下，巷道圍巖在掘進(jìn)期和回采期的應(yīng)力分布和位移特征；臧龍等[21-24]基于孤島煤柱下破碎軟巖巷道支護(hù)困難的問題，分析了影響煤柱屈服區(qū)寬度的關(guān)鍵因素，并推導(dǎo)了小煤柱寬度計(jì)算公式。

本研究是將孤島工作面進(jìn)行回收，探討分析下伏運(yùn)輸大巷與孤島工作面底板垂直距離不同時(shí)，孤島工作面回采前后頂?shù)装鍘r層應(yīng)力傳遞規(guī)律及圍巖破壞演化特征，以期改善下伏運(yùn)輸大巷長期受應(yīng)力集中影響破壞嚴(yán)重的現(xiàn)狀，提高礦井采出率。

1 工程概況

本研究以開灤集團(tuán)東歡坨礦8號(hào)煤層孤島煤柱為案例。孤島工作面位于-430 m水平中央采區(qū)，上方無采掘工程，-480 m水平有水平運(yùn)輸大巷，位于8號(hào)煤層下方，孤島工作面下伏運(yùn)輸大巷與孤島工作面底板之間距離為30～50 m，位置關(guān)系及工作面布置如圖1所示。孤島煤柱工作面開采8號(hào)煤層，煤厚3.6～4.2 m，平均4 m，煤層傾角3°～6°，平均4°。煤層抗壓強(qiáng)度3.18～3.36 MPa，巖性柱狀如圖2所示。

圖1 孤島工作面位置關(guān)系及布置Fig.1 Location relationship and placement drawing of isolated working face

圖2 巖性柱狀Fig.2 Strata column diagram

2 孤島工作面應(yīng)力傳遞規(guī)律

煤柱尺寸是影響煤柱穩(wěn)定性的主要因素，不同尺寸的煤柱，其支承壓力分布狀態(tài)不同。兩側(cè)均已采空的煤柱，其應(yīng)力分布狀態(tài)主要取決于回采引起的支承壓力影響寬度L及煤柱寬度B，當(dāng)B>2L時(shí)，煤柱中央為均勻荷載，且為原巖應(yīng)力γH(圖3)。由于煤柱邊緣應(yīng)力集中，煤柱從邊緣到中央，一般為破裂區(qū)、塑性區(qū)、彈性區(qū)以及原巖應(yīng)力區(qū)。兩側(cè)采空區(qū)尺寸很大時(shí)，可將其視為孤島煤柱，如圖4所示。

Ⅰ—破裂區(qū)；Ⅱ—塑性區(qū)；Ⅲ—原巖應(yīng)力的彈性區(qū)圖3 煤柱寬度很大時(shí)彈性區(qū)變形區(qū)及垂直應(yīng)力分布Fig.3 Deformation zone and vertical stress distribution in elastic zone when the width of coal pillar is very large

圖4 煤柱頂板應(yīng)力分布三維圖Fig.4 Stress distribution of coal pillar roof

下伏運(yùn)輸大巷沿工作面推進(jìn)方向布置，與孤島工作面煤層底板間距為30～50 m。由圖3和圖4可知，沿孤島工作面傾斜方向支承壓力分布不均勻，因此下伏大巷不同位置受支承壓力影響不同，孤島工作面支承壓力分布狀態(tài)是影響下伏運(yùn)輸大巷穩(wěn)定性的關(guān)鍵。當(dāng)孤島工作面未回采時(shí)，下伏大巷主要受底板應(yīng)力集中影響，區(qū)別于一般大巷上方無孤島煤體的圍巖應(yīng)力環(huán)境；當(dāng)孤島工作面回采時(shí)，回采空間影響范圍內(nèi)豎直方向突然卸載，圍巖應(yīng)力環(huán)境改變，但是否有利于下伏大巷圍巖穩(wěn)定性控制需要進(jìn)一步研究。

本研究基于摩爾庫倫準(zhǔn)則，通過數(shù)值模擬軟件FLAC3D進(jìn)行建模，分析工作面回采前后下伏運(yùn)輸大巷應(yīng)力狀態(tài)及塑性區(qū)特征。模型尺寸為560 m× 60 m×123.5 m(圖5)，巖性參數(shù)見表1。

圖5 數(shù)值模擬模型Fig.5 Numerical Simulation Model

表1 巖層巖性力學(xué)參數(shù)

Tab.1 Lithologic and mechanical parameters of strata

巖性厚度/m容重/(kg·m-3)體積模量/GPa剪切模量/GPa內(nèi)聚力/MPa內(nèi)摩擦角/(°)抗拉強(qiáng)度/MPa表土層20.02 0005.23.61.0280.3粉砂巖8.02 5509.56.52.2421.5黏土巖2.01 8006.13.51.5340.6細(xì)砂巖5.02 45013.410.13.5452.0粉砂巖4.52 4006.54.51.6351.08號(hào)煤4.01 4005.02.51.1300.15黏土巖2.01 9006.33.91.9370.6細(xì)砂巖4.52 50015.811.34.2502.4粉砂巖73.52 4006.54.51.6351.0

2.1 孤島工作面回采前頂?shù)装鍛?yīng)力及塑性區(qū)變化

孤島工作面回采前，大巷與煤層底板距離分別為30 m、35 m、40 m、45 m、50 m時(shí)，頂、底板應(yīng)力分布狀態(tài)及塑性區(qū)特征如圖6所示。

由圖6(a)可知，受孤島工作面上方應(yīng)力集中影響，底板應(yīng)力普遍較大，對(duì)圖6(a)中孤島工作面頂、底板應(yīng)力數(shù)據(jù)進(jìn)行提取分析，分別繪制頂板應(yīng)力曲線和底板應(yīng)力曲線，如圖7所示。由圖6(b)可知，受孤島工作面應(yīng)力集中影響，下伏運(yùn)輸大巷圍巖破壞嚴(yán)重，巷道圍巖總體呈現(xiàn)X形剪切破壞(圖6中shear-p所示)，隨著巷道與煤層底板間距由30 m增大至50 m，塑性區(qū)范圍逐漸減小，分別為1.75 m、1.63 m、1.45 m、1.38 m、1.33 m。當(dāng)間距大于40 m時(shí)，塑性區(qū)范圍減小程度降低，可知工作面回采前，隨著間距的增大，對(duì)下伏大巷的影響逐漸降低。

孤島工作面頂板應(yīng)力分布狀態(tài)主要受上覆巖層自重及工作面兩側(cè)采空后形成的支承壓力影響。由圖7(a)可知，在孤島工作面回采前，頂板應(yīng)力集中系數(shù)普遍較大，且當(dāng)大巷與煤層底板間距改變時(shí)，孤島工作面頂板應(yīng)分布狀態(tài)未發(fā)生改變，在工作面兩側(cè)形成應(yīng)力集中，應(yīng)力集中系數(shù)為3.31。

由圖7(b)可知，受孤島工作面頂板應(yīng)力集中影響，工作面底板應(yīng)力集中系數(shù)普遍大于1，即底板圍巖應(yīng)力普遍大于圍巖原巖應(yīng)力。同時(shí)還發(fā)現(xiàn)，由于巷道的存在，底板應(yīng)力集中系數(shù)呈現(xiàn)先增大后減小再增大的趨勢，在巷道位置處底板應(yīng)力集中系數(shù)相對(duì)較小。當(dāng)大巷高為3.2 m，在巷道頂?shù)装濉?.5 m范圍內(nèi)圍巖應(yīng)力集中系數(shù)明顯大于1。綜合孤島工作面回采前頂、底板應(yīng)力集中系數(shù)最大值及底板巷道塑性區(qū)范圍的研究結(jié)果(圖8)可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)大巷與底板距離分別為30 m、35 m、40 m、45 m、50 m時(shí)，大巷圍巖內(nèi)應(yīng)力集中系數(shù)最大值分別為1.51、1.46、1.42、1.38、1.35；下伏運(yùn)輸大巷受孤島工作面頂板支承壓力的影響，巷道圍巖應(yīng)力集中系數(shù)明顯增大，充分說明了下伏大巷圍巖破壞嚴(yán)重的現(xiàn)狀；隨著大巷與底板間距的增大，巷道圍巖應(yīng)力集中系數(shù)逐漸下降，說明增大巷道與煤層底板的間距，可以減小孤島工作面支承壓力對(duì)下伏大巷的影響，對(duì)維護(hù)下伏大巷穩(wěn)定性、控制圍巖變形量具有一定的意義。

如圖9所示，當(dāng)下伏大巷距離孤島工作面底板30 m時(shí)，巷道圍巖塑性區(qū)范圍最大為1.75 m；當(dāng)大巷距離工作面底板50 m時(shí)，巷道圍巖塑性區(qū)范圍最小為1.35 m；隨著大巷距工作面底板距離的增大，巷道圍巖塑性區(qū)范圍呈現(xiàn)減小的趨勢，但巷道圍巖由于受到上方孤島工作面應(yīng)力集中的影響，圍巖破壞普遍較為嚴(yán)重。

圖6 工作面回采前頂、底板圍巖應(yīng)力及塑性區(qū)分布Fig.6 Distribution of stress and plastic zone in surrounding rock of roof and floor of working face

圖7 工作面回采前頂、底板應(yīng)力集中系數(shù)曲線Fig.7 Stress concentration factor curve of roof and floor of working face

圖8 回采前頂、底板應(yīng)力集中系數(shù)最大值Fig.8 Maximum stress concentration factor of roof and bottom plate

圖9 回采前底板巷道塑性區(qū)范圍Fig.9 Scope of plastic zone of floor roadway

2.2 孤島工作面回采后頂、底板應(yīng)力及塑性區(qū)變化

孤島工作面回采后，大巷與煤層底板距離分別為30 m、35 m、40 m、45 m、50 m時(shí)頂、底板應(yīng)力分布狀態(tài)及塑性區(qū)特征如圖10所示。

圖10 工作面回采后頂、底板圍巖應(yīng)力及塑性區(qū)分布Fig.10 Distribution of stress and plastic zone in surrounding rock of roof and floor of working face

由圖10(a)可知，孤島工作面回采后，工作面頂、底板及巷道圍巖都出現(xiàn)明顯卸壓狀態(tài)。這是由于上覆孤島工作面回采后，工作面底板的應(yīng)力得到釋放，工作面底板進(jìn)入卸壓狀態(tài)，此時(shí)下伏大巷圍巖應(yīng)力明顯降低。對(duì)圖10(a)孤島工作面頂、底板應(yīng)力數(shù)據(jù)進(jìn)行提取分析，分別繪制頂板應(yīng)力集中曲線和底板應(yīng)力集中曲線如圖11所示。

由圖10(b)可知，孤島工作面回采后，工作面頂、底板均出現(xiàn)不同程度的破壞。下伏大巷與煤層底板間距分別為30 m、35 m、40 m、45 m、50 m時(shí)，底板破壞深度分別為2.7 m、2.66 m、2.63 m、 2.59 m、2.57 m；下伏大巷圍巖同時(shí)出現(xiàn)剪切破壞(圖10中shear-p所示)，破壞仍呈現(xiàn)X形，大巷圍巖塑性區(qū)范圍分別為2.27 m、2.09 m、2.05 m、1.91 m、1.77 m，較孤島工作面回采前分別擴(kuò)大了0.52 m、0.46 m、0.6 m、0.53 m、0.44 m。這一現(xiàn)象充分說明，孤島工作面回采過程中，超前支承壓力對(duì)下伏大巷采動(dòng)影響大，下伏巷道原有支護(hù)方案并不能滿足采動(dòng)要求，需要對(duì)巷道支護(hù)方案進(jìn)行優(yōu)化研究。

由圖11(a)可知，當(dāng)孤島工作面回采后，頂板應(yīng)力集中系數(shù)明顯降低。由于孤島工作面回采前、后頂板應(yīng)力受上覆巖層自重及工作面兩側(cè)采空區(qū)形成的支承壓力影響。因此，底板與下伏運(yùn)輸大巷距離改變時(shí)，孤島工作面頂板應(yīng)力集中曲線并未發(fā)生改變，此時(shí)工作面頂板應(yīng)力集中系數(shù)最大為0.69，工作面中部應(yīng)力集中系數(shù)為0.58。

圖11 工作面回采后頂、底板應(yīng)力集中系數(shù)曲線Fig.11 Stress concentration factor curve of roof and floor of working face

由圖11(b)可知，當(dāng)孤島工作面回采后，工作面底板應(yīng)力得到釋放，此時(shí)底板集中系數(shù)普遍小于1，底板應(yīng)力集中系數(shù)呈現(xiàn)先增大后減小再增大的趨勢。相比與孤島工作面回采前，底板巷道應(yīng)力集中系數(shù)明顯減小，原先受孤島工作面應(yīng)力集中影響，巷道圍巖應(yīng)力增大的現(xiàn)象明顯改善。當(dāng)與底板距離大于80 m后，巷道圍巖應(yīng)力集中系數(shù)近似為1，即當(dāng)工作面回采后，底板應(yīng)力受頂板應(yīng)力集中影響得到釋放，距離工作面底板較遠(yuǎn)位置處圍巖應(yīng)力值恢復(fù)為原巖應(yīng)力值。

圖12 頂、底板應(yīng)力集中系數(shù)最大值Fig.12 Maximum stress concentration factor of roof and bottom plate

圖12為頂、底應(yīng)力集中系數(shù)最大值，可以發(fā)現(xiàn)，下伏大巷與底板距離的改變對(duì)頂板應(yīng)力集中程度無影響，大巷高為3.2 m，在巷道頂、底板±7.5 m范圍內(nèi)，當(dāng)大巷與煤層底板間距分別為30 m、 35 m、40 m、45 m、50 m時(shí)，大巷圍巖應(yīng)力集中系數(shù)最大值分別為0.71、0.65、0.61、0.58、0.53，較回采前分別減小52%、55%、57%、58%、60%。

上述現(xiàn)象充分說明，孤島工作面回采后，底板應(yīng)力得到釋放，巷道圍巖應(yīng)力集中顯著降低，下伏運(yùn)輸大巷受頂板應(yīng)力集中影響應(yīng)力增大現(xiàn)象明顯改善。

3 結(jié) 論

本文通過實(shí)驗(yàn)室數(shù)值模擬研究了下伏運(yùn)輸大巷與孤島工作面底板垂直距離不同時(shí)，孤島工作面回采前后頂?shù)装鍛?yīng)力傳遞規(guī)律，取得的結(jié)論如下：

(1) 隨著孤島工作面與下伏運(yùn)輸大巷距離的增大，巷道圍巖應(yīng)力集中程度和巷道圍巖塑性區(qū)呈現(xiàn)減小的趨勢，即下伏運(yùn)輸大巷距孤島工作面底板距離最近時(shí)，巷道圍巖破壞程度最大。

(2) 在孤島工作面回采后，工作面底板應(yīng)力得到釋放，原先受孤島工作面應(yīng)力集中影響巷道圍巖應(yīng)力增大的現(xiàn)象明顯改善。相比于孤島工作面回采前，底板巷道應(yīng)力集中系數(shù)減小52%～60%，充分說明回收孤島煤柱工作面可以有效緩解巷道應(yīng)力集中的現(xiàn)象。

(3) 受孤島工作面應(yīng)力集中及采動(dòng)影響，在孤島工作面回采前后，底板下伏巷道圍巖剪切破壞呈現(xiàn)X形破壞。