基于力學模型構建的留巷切頂高度確定與圍巖控制技術

辛亞軍，吳春浩，楊俊鵬，田孟含，祝忍忍

(1.河南理工大學 能源科學與工程學院，河南 焦作 454000；2.煤炭安全生產(chǎn)與清潔高效利用省部共建協(xié)同創(chuàng)新中心，河南 焦作 454000)

長期以來我國一直以煤炭為核心能源[1]，隨著淺、中部煤炭資源枯竭，礦井開采水平相繼步入深部開采狀態(tài)，工作面開采面臨著保護煤柱應力集中、煤層瓦斯含量高等復雜問題帶來的采掘接替緊張矛盾[2，3]，無煤柱沿空留巷可取消區(qū)段保護煤柱[4]、少掘巷道，減少煤炭資源浪費，給瓦斯治理提供足夠的時間與空間。

切頂卸壓沿空留巷技術通過巖石碎脹體積計算預裂切縫高度，垮落的破碎巖石有效填充了巷旁充采空區(qū)側頂板，進而實現(xiàn)對巷道頂板關鍵塊良好的支撐作用[5，6]。候公羽等認為合理的切頂高度使留巷圍巖穩(wěn)定性得增強，有效減弱基本頂懸臂梁對留巷結構的擠壓破壞程度[7，8]；何滿潮基于采空區(qū)矸石碎脹力學方程及模型，驗證了堅硬頂板無煤柱自成巷碎脹平衡調控的有效性[9]；吳玉意通過巷道結構力學模型，推導出卸壓條件下的自由端撓度公式[10]；孫江采用數(shù)值模擬對切頂沿空留巷礦壓特征進行分析，表明切頂可以切斷巷道頂板與采空區(qū)覆巖的應力傳導路徑[11]；席浩淼通過過理論分析、數(shù)值模擬，確定了特厚煤層切頂高度為41 m[12]；郝建通過總結留巷的礦壓顯現(xiàn)規(guī)律，初步劃分了巷道空間結構活動狀態(tài)[13]。煤礦沿空留巷技術在我國應用已超過60年，早期巷旁多采用砌墻、木垛等被動式非機械化支護，后期多采用單體液壓支柱、新型高水材料充填等主動式機械化支護[14-16]。

一直以來，沿空留巷在淺埋薄煤層得到廣泛應用，而中深部礦井煤層地質條件復雜，留巷優(yōu)越性往往難以充分發(fā)揮。本研究首先通過分析沿空巷道圍巖結構特征，構建了巷道穩(wěn)定性力學模型，闡述巷旁超前切頂懸壁端部結構“F-I型轉化”卸壓機理，其次采用不同切頂高度物理相似模擬試驗驗證，然后進行切頂留巷支護技術設計，研究成果最后在現(xiàn)場進行實踐。

1 工程背景

順和煤礦主要可采煤層為二2煤層，2401工作面平均埋深473 m，2401運輸巷道全長873 m，巷道斷面為斜梯形，工作面布置如圖1所示。

圖1 2401工作面布置方案Fig.1 2401 working face layout

工作面煤層平均厚度為2.5 m，煤層傾角5°～15°，直接頂為平均厚度7.5 m砂質泥巖，基本頂為平均厚度13.5 m細砂巖，全部垮落法處理采空區(qū)，2401運輸巷道頂?shù)装迩闆r如圖2所示。

圖2 運輸巷道頂?shù)装迩闆rFig.2 Transportation roadway roof and floor situation diagram

2 沿空留巷頂板力學結構模型

2.1 采空區(qū)覆巖結構及應力分布

工作面煤體采出之后，直接頂直接垮落，待工作面充分采動之后，采空區(qū)上方頂板巖層繼續(xù)垮落破斷，根據(jù)巖石破壞狀態(tài)可將采空區(qū)覆巖垂直方向上依此劃分為垮落帶Ⅰ、裂隙帶Ⅱ與彎曲下沉帶Ⅲ，位于巷道頂板不遠處巖石破斷后鉸接起來形成大保護結構，對巷道起到保護作用。

壓力拱上方軟弱巖層的載荷通過拱腳轉移到工作面兩端巷道圍巖上，巷道實體煤側受到集中載荷下，淺部位置發(fā)生彈塑性變形，集中應力向煤體深部轉移，而巷道采空區(qū)側垮落的矸石由于地質成因較短，難以形成穩(wěn)定的巖層，在大保護結構狀態(tài)下沿空巷道圍巖兩側位于非對稱應力降低的采動影響區(qū)B。壓力拱下部位置采空區(qū)大部分位于應力降低區(qū)C，離壓力拱較遠距離的實體煤距采動影響區(qū)B較遠，處于原巖應力區(qū)A，如圖3所示。

Ⅰ—垮落帶；Ⅱ—裂隙帶；Ⅲ—彎曲下沉帶；A—原巖應力區(qū)；B—采動影響區(qū)；C—應力降低區(qū)圖3 采空區(qū)覆巖結構及應力分布Fig.3 Overburden rock structure and stress distribution in goaf

2.2 未切頂沿空留巷力學模型

隨著本工作面向前推進，滯后工作面采空區(qū)頂板依次分層垮落，巷道采空區(qū)側頂板形成長F型懸頂結構[17]，巷道上方不遠處幾塊巖體(基本頂)互相銜接為關鍵塊。

巖塊B鉸接在巖塊A與巖塊C之間，巷道在上方這種大結構的保護作用下，巷道采空區(qū)側處于低應力區(qū)；隨著工作面繼續(xù)向前推進，巷道圍巖空間結構進一步動態(tài)平衡運動，巷道采空區(qū)側矸石在巖塊C及上覆軟弱巖層的載荷下不斷壓實，隨之巖塊C也不斷下沉，而巖塊B在下方一側實體的支撐下，受到自身與上覆巖層的載荷繞A點轉動下沉，對直接頂F型懸壁端部擠壓，采空區(qū)巷旁支護體載荷突然增大，造成巷道支護結構失效，引起巷道局部失穩(wěn)，如圖4所示。

圖4 未切頂沿空留巷空間結構Fig.4 Spatial structure of gob-side entry retaining without roof cutting

假設塊體B在實體煤柱側彈塑性區(qū)分界處斷裂，因巖塊B旋轉角較小，忽略其旋轉角度影響，忽略巷內基本支護對圍巖穩(wěn)定性影響。巷道軸向長度取1 m，將未切頂沿空巷道局部空間結構簡化為剛體平面平衡力系，如圖5所示。

圖5 未切頂沿空留巷力學模型Fig.5 Mechanical model of gob-side entry retaining without roof cutting

煤體內極限平衡區(qū)寬度x0和塑性區(qū)煤體對頂板的支撐力σy[18]為：

式中，m為煤層開采厚度，m；k為側壓系數(shù)；K為最大應力集中系數(shù)；C為煤體粘聚力，MPa；H為煤層埋深，m；φ1為煤體內摩擦角，(°)；γ為巖層平均容重，MN/m3；Px為實體煤柱側支護強度，MPa。

直接頂載荷W1與基本頂載荷W2為：

W1=γh1l1

(4)

W2=γh2l2

(5)

式中，h1為直接頂厚度，m；l1為直接頂側懸臂長度，m；h2為基本頂厚度，m；l2為基本頂側懸臂長度，m。

巖塊B所受上方軟弱巖層載荷W3：

W3=γH1l2

(6)

巖塊B垮落步距l(xiāng)2為：

l2=l1+c

(7)

巖塊B與巖塊A、C之間的摩檫力分別為：

FA=μTA

(8)

FC=μTC

(9)

式中，H1為巖塊B上方軟弱巖層厚度，m；c為未切頂沿空留巷巖塊B下方支撐矸石寬度，m；TA為巖塊A對巖塊B的水平推力，MPa；TC為巖塊C對巖塊B的水平推力，MPa；μ為巖塊之間的滑動摩擦系數(shù)。

塑性區(qū)煤體對頂板的支撐力F1：

(10)

合力∑Fy=0，得：

F1+F2+F矸+FA+FC=W1+W2+W3

(11)

O點力矩∑MO(F)=0，得：

聯(lián)立式(11)與式(12)，消除F矸，未切頂沿空留巷巷旁單位阻力為：

2.3 切頂沿空留巷力學模型

超前工作面在巷道采空區(qū)側預裂頂板，雖不能改變巷道頂板關鍵塊的回轉運動效應，采空側頂板切落后的矸石增加對巖塊B的支撐力，不僅能轉移巷旁采空區(qū)側的支護阻力，同時削弱巖塊B與頂板F型結構協(xié)同運動過程中對巷道支護結構的沖擊。

采空區(qū)頂板充分垮落后，上方存在數(shù)層關鍵層對上覆巖層起主要承擔作用，同時關鍵塊可對巷道圍巖起到保護作用。工作面正常回采時，超前工作面預裂頂板，切斷巷道頂板與采空區(qū)覆巖的水平應力傳遞，促使采空區(qū)頂板垮落下沉，工作面推進時，削弱或加快巖塊B回轉下沉的轉動力，工作面推進后，合理的切頂高度在不破壞覆巖大結構承載體的前提下，采空區(qū)側頂板沿切縫線垮落下來。巷道長F型覆巖懸頂結構變?yōu)镮型結構，巷旁采空區(qū)側垮落的矸石充滿巷旁空間，對巖塊B及時支撐，直接減小巷旁頂板載荷，同時弱化關鍵塊對直接頂懸壁端部擠壓，減小巷道頂板空間結構平衡過程中對巷道穩(wěn)定性的沖擊，如圖6所示。

圖6 切頂沿空留巷空間結構Fig.6 Spatial structure of gob-side entry retaining with roofcutting

巷道軸向長度取1 m，切落巷道采空區(qū)側直接頂懸頂，將切頂沿空巷道空間結構簡化為剛體平面平衡力系，如圖7所示。

圖7 切頂沿空留巷力學模型Fig.7 Mechanical model of gob-side entry retaining with roof cutting

切頂后直接頂載荷：

基本頂側懸臂長度l2為：

式中，c′為切頂后沿空留巷巖塊B下方支撐矸石寬度，m。

同理可得：合力∑Fy=0，得：

O點力矩∑MO(F)=0，得：

表1 沿空留巷各參數(shù)Table 1 Parameters of gob-side entry retaining

3 不同切頂高度相似模擬試驗研究

3.1 試驗方案

本實驗物理模型尺寸長×寬×高=2.5 m×0.2 m×1.1 m，模型鋪設共21層，分層均以干沙、石膏與碳酸鈣為主要成分，各巖層均鋪灑一層云母粉作為分層分界線；模型幾何相似比為1∶100，容重相似比1∶1.5，應力相似比1∶150。

巷道不同切頂高度參數(shù)選取以2401運輸巷道頂板巖性為基礎，研究巷道采空區(qū)側頂板切頂角度均為15°，切頂高度分別為0、4、8和16 cm四種不同切頂高度方案條件下隨煤層推進巷道圍巖狀態(tài)。

物理相似模型的巖層鋪設過程中，在巷道采空區(qū)側頂板切縫處通過預埋鋼絲線模擬頂板切縫；巷道采空區(qū)底板下2 cm傾斜每隔3 cm布置應變式壓力盒，采用XL2101C型靜態(tài)電阻應變儀對不同切頂高度巷道采空區(qū)側垂直應力變化進行采集，對模型上表面施加0.10 MPa垂直壓力模擬模型上覆巖層重量。邊界左右煤柱尺寸各留20 cm，減弱模型端部效應；模型從右側向左側推進，每次推進約6～8 cm，如圖8所示。

圖8 物理模擬方案(部分)Fig.8 Schematic diagram of physical simulation scheme(part)

3.2 巷道圍巖最終垮落結構形態(tài)

隨著煤層推進，滯后煤壁，采空區(qū)頂板自下而上呈層狀依此垮落，巷道采空區(qū)側頂板呈小塊體沿切縫線垮落。由于煤層推進過短，1巷采空區(qū)覆巖垮落范圍較少，未出現(xiàn)明顯的懸臂梁結構；隨著煤層推進距離加大，巷道頂板不遠處出現(xiàn)明顯的“大保護結構”，2巷、3巷“大保護結構”距巷道垂直距離約11 cm左右，2巷、3巷采空區(qū)側頂板沿切縫線呈塊體垮落，2巷由F型側懸臂緩慢過渡到小3巷I型，側懸臂縮短；隨著切縫高度加大，在切頂高度16 cm時，4巷切縫根部進入采空區(qū)覆巖裂隙帶中部，“大保護結構”較2巷、3巷上移，4巷“大保護結構”距巷道垂直距離18.8 cm，采空區(qū)側頂板由小I型轉換為大I型，如圖9、圖10所示。

圖9 不同切頂高度巷道圍巖垮落實物Fig.9 Collapse of surrounding rock of roadway with different roof cutting height

圖10 不同切頂高度巷道圍巖垮落素描Fig.10 Surrounding rock caving sketch map of roadway with different roof cutting height

3.3 巷道采空區(qū)側支撐應力變化

從總體規(guī)律上看，隨著煤層不斷推進，各測點處垂直應力值表現(xiàn)為初始緩慢增高至峰值，然后迅速下降，后期緩慢恢復至原巖應力；采空區(qū)側首個應力測點應力低于原巖應力，第2、3個應力測點應力高于原巖應力，屬于應力集中區(qū)，如圖11所示。

圖11 不同切頂高度巷道采空區(qū)側支撐應力變化Fig.11 Stress variation diagram of side support in goaf of roadway with different roof cutting height

巷道采空區(qū)初始應力值隨切頂高度不斷增加而增大，巷道一側切頂割裂了巷道頂板與煤柱頂板之間的聯(lián)系，深部集中應力逐漸轉移巷旁實體煤柱側。A2測點初始集中應力為0.12 MPa，B2測點初始集中應力為0.13 MPa，C2測點初始集中應力為0.15 MPa，D2測點初始集中應力為0.16 MPa，2巷、3巷與4巷初始應力值分別增大8.33%，25.00%，33.33%；在煤層未開始推進，隨著巷旁切頂高度增加，減弱集中應力向深部煤體轉移的趨勢。

隨著煤層開挖巷旁煤柱越短，對覆巖支撐能力較為集中，巷道采空區(qū)側疊加應力峰值隨割裂頂板高度增加具有減弱趨勢，在“大保護結構”下側懸臂由F型縮短到I型。1巷A2測點疊加處集中應力為0.32 MPa，2巷B2測點疊加處集中應力為0.29 MPa，3巷C2測點疊加處集中應力為0.23 MPa，4巷D2測點疊加處集中應力為0.24 MPa，切頂高度由8 cm增加到16 cm，因“大保護結構”上移，對巷道保護能力減弱，疊加應力峰值減弱速度減緩。相對于1巷，2巷、3巷與4巷疊加應力峰值分別下降9.38%，28.13%，25.00%。

4 工程應用

4.1 沿空留巷切頂參數(shù)設計

1)切頂高度。切頂高度由破碎巖塊的碎脹系數(shù)計算。合理的切頂高度為：

式中，Kp為頂板垮落殘余碎漲系數(shù)。

煤厚m取2.5 m，頂板垮落殘余碎漲系數(shù)Kp取1.35，代入公式(20)得切頂高度為最小為7.14 m，切頂高度H2初步取8.2 m(考慮安全系數(shù))。

2)切頂角度。不同的切頂角度直接影響切縫深度與切頂效果，切頂角度按圍巖作用下巖石破壞面計算。合理的切頂角度為：

α=arctan(cotφ2)-β

(21)

式中，φ2為巖石內摩擦角，(°)；β為巖層產(chǎn)狀角度，(°)。

根據(jù)2401運輸巷道頂?shù)装鍘r性，巖石內摩擦角φ2取60°～65°，產(chǎn)狀角度β取12°，代入式(21)得，切頂角度α為13°～18°，初步取15°。

3)鉆孔間隔。巷道采空區(qū)側頂板在自重及外力共同作用下沿切縫面滑落[21]，鉆孔間隔主要與頂板物理力學性質與切頂方式相關，鉆孔間隔一般為300～800 mm，初步取600 mm。

超前工作面30 m沿巷道采空區(qū)側頂板200 mm進行鉆孔切縫，鉆孔深度8.5 m(高度8.2 m)，切縫鉆孔與巷道垂線角度為15°，鉆孔間距為600 mm。

4.2 巷道圍巖支護方案

在巷道原支護基礎上，基于力學結構模型，針對留巷階段圍巖薄弱位置，對巷道進行長、短錨索補強支護，巷道采空區(qū)側沿切縫處加打一列恒阻長錨索，巷道幫部(實體煤柱側)加打兩列點錨索。

恒阻長錨索?21.6 mm×10000 mm布置在巷道中心左1800 mm處，距切縫邊緣300 mm，排距為800 mm，“一梁三索”；兩列點錨索?21.6 mm×5300 mm分別布置在實體煤幫部肩窩首錨桿下400 mm、1300 mm位置，排距800 mm，三花布置。留巷段外側采用“U形鋼柱腿+菱形金屬網(wǎng)”噴漿進行擋矸支護，里側主要采用單體液壓支柱作巷旁支護，一梁三柱(里側單體柱距600 mm，外側柱距800 mm)，排距為600 mm，巷道具體支護方案如圖12所示。

圖12 2401運輸巷道支護方案(mm)Fig.12 2401 Transportation roadway support scheme diagram

4.3 巷道礦壓監(jiān)測分析

2401運輸巷道采用切頂卸壓沿空方案后，留巷試驗段某測點礦壓觀測結果如圖13所示，巷道圍巖受切頂效果及超前支承壓力影響，運輸巷道距工作面30～50 m內，巷道圍巖狀態(tài)開始活躍，圍巖開始變形；滯后工作面0～50 m范圍，受采空區(qū)覆巖破斷垮落后巷道空間結構運動影響，圍巖變形劇烈；滯后工作面50～180 m范圍，巷道采空區(qū)側頂板垮落逐步壓實，巷道圍巖表面變形速度、頂板離層速度減弱；滯后工作面180 m以后，巷道圍巖空間結構處于穩(wěn)定狀態(tài)，巷道圍巖表面變形量、頂板離層量趨于平緩。最終此測點頂?shù)装逡平繛?68 mm，頂板離層量在106 mm。

圖13 巷道圍巖變形規(guī)律Fig.13 Deformation law of roadway surrounding rock

5 結 論

1)基于沿空留巷巷道圍巖結構特征，分別構建未切頂與切頂沿空留巷巷道穩(wěn)定力學結構模型，切頂有利于改善巷道圍巖結構，經(jīng)兩種留巷條件下巷旁支護阻力公式代入?yún)?shù)比較，切頂后巷旁支護阻力減少35.78%。

2)物理模擬實驗中，隨著切頂高度增加，巷道頂板采空區(qū)側懸臂變短，頂板由F型懸臂緩慢過渡到I型，與未切頂相比，4 cm切頂、8 cm切頂與16 cm切頂巷旁疊加應力峰值分別下降9.38%，28.13%，25.00%。

3)順和煤礦2401運輸巷道留巷試驗段，超前工作面30 m進行預裂頂板，切頂高度為8.2 m，巷旁采空區(qū)側采用3列單體支柱支護，排距600 mm，巷內加打錨索補強支護，現(xiàn)場礦壓監(jiān)測良好，能充分滿足巷道使用要求。