Coal pillar burst mechanism and prevention based on local mine stiffness (LMS) criterion
-
摘要:
冲击地压频发严重威胁煤炭资源安全高效回收，冲击地压机理研究是预测预警和灾害防治的基础。针对某矿井应力环境稳定且未受到动载影响的条件下发生的冲击事件，引入局部矿井刚度(LMS)概念，并以该矿井冲击事件高发区域为工程背景，综合运用数值分析和现场实测等方法，分析复杂采掘布置条件下大空间尺度采掘作业过程中煤柱力学响应规律，并考察该过程中局部矿井刚度演化。指出采掘作业导致局部矿井刚度降低，煤层及其顶底板系统中能量快速积累，超过煤柱破坏所需能量，在失稳瞬间迅速释放造成煤柱冲击破坏，并对比分析随工作面推进局部矿井刚度演化与现场地音及微震实测数据。基于煤柱冲击破坏机理，结合该矿生产实际，采用大直径钻孔弱化煤体，降低冲击危险性，并以实测微震数据验证防冲效果。研究表明：①煤柱变形、载荷及弹性能量积累随采掘作业整体呈增长趋势，但LMS呈降低趋势，采出空间尺寸及其与研究区域间距离是主要影响因素，LMS对工作面回采响应程度显著大于巷道掘进，工作面回采对LMS降低显著影响范围是巷道掘进的3.67倍，单位推进距离下LMS降幅是巷道掘进的6.41倍。②随工作面推进LMS演化与现场地音及微震数据的良好对应关系，表明煤层回采导致LMS降低直接影响煤柱破坏方式，煤层及其顶底板系统中能量随LMS降低而快速积累，在煤柱承载能力降低时迅速释放，致使煤柱发生冲击破坏。③采用大直径钻孔弱化煤体后，微震能量及频次均显著降低，表明大直径钻孔破坏该区域煤体，降低煤柱峰后刚度，冲击危险性降低。
Abstract:The frequent occurrence of coal burst seriously threatens the safe and efficient recovery of coal resources. The research on the mechanism of coal burst is the basis of prediction and disaster prevention. Aiming at the coal burst event under the condition that the stress environment is stable and not affected by dynamic load, the concept of local mine stiffness (LMS) is introduced. Taking the mining area with complex mining layout of the mine as the engineering background, the mechanical response of coal pillar in the process of large-scale mining is analyzed by comprehensively using numerical analysis and field measurement, The evolution of LMS in this process is investigated. It is pointed out that the mining leads to the reduction of LMS, the rapid accumulation of energy in the coal seam and its roof and floor system, and the rapid release of energy when the coal pillar is unstable, resulting in impact damage. The engineering verification is carried out by comparing the evolution of LMS with the mining and the field measured ground sound and microseismic data. The research shows that:①the deformation, load and elastic energy accumulation of coal pillar increase with the overall mining operation, but the LMS decreases. The mining space size and the distance between the mining space and the research area are the main influencing factors. The response degree of the two to the mining of the working face is significantly greater than that of the roadway excavation. The significant influence range of the mining of the working face on the LMS reduction is 3.67 times that of the roadway excavation, and the LMS reduction under the unit advancing distance is 6.41 times that of the roadway excavation.②The good correspondence between the evolution of local mine stiffness with the advancement of the working face and the on-site ground sound and microseismic data indicates that the reduction of local mine stiffness caused by coal mining directly affects the failure mode of coal pillars. The energy in the coal seams and their roof and floor systems accumulates rapidly with the reduction of local mine stiffness and is released rapidly when the bearing capacity of coal pillars decreases, resulting in impact damage. ③After using large-diameter drilling to weaken the coal body, the microseismic energy and frequency are significantly reduced, indicating that large-diameter drilling destroys the coal body in this area, reduces its post peak stiffness, and effectively realizes the impact prevention effect.
-
0. 引 言
大倾角煤层广泛分布在我国西南矿区与东部矿区深部，已探明的储量约为
1800 亿～3600 亿t，产量约为1.5亿～3.0亿t，分别占全国储量和产量的10%～20%和5%～8%[1-3]。在进行大倾角煤层群开采时，受限于瓦斯治理、采掘接替、技术水平升级等因素，部分巷道会受到多次重复采动影响[4-5]，巷道周边应力环境复杂且变化大，导致巷道围岩变形破坏出现常规理论无法解释的异化特征，如非均匀变形、最大破裂深度偏转、隔层破坏等，传统的断面设计和支护方法难以对此种围岩破坏形成有效控制。因此，掌握大倾角煤层重复采动巷道围岩破坏异化特征并针对性提出巷道围岩控制方法具有实际意义。大倾角煤层、重复采动条件下巷道周边应力环境较为复杂，这种复杂应力环境演化是造成巷道变形破坏的本质原因，近年来，诸多学者围绕复杂应力环境特征、巷道围岩破坏规律、巷道围岩控制方法及技术等方面进行了研究和实践。康红普、范明建等[6-8]针对矿井岩层倾角大、地应力水平高、巷道穿越不同岩层等围岩条件，提出深部大倾角复合岩层巷道全断面强力复合支护与巷道关键部位强化支护的设计理念。伍永平、罗生虎等[9-13]以相似模拟为主研究了大倾角煤层群长壁开采围岩变形破坏的演化特征，发现大倾角煤层群开采过程中，间隔岩层历经了“原岩应力状态−上煤层开采卸压−矸石非均衡约束−下煤层开采卸压”的复杂扰动历程。冯国瑞等[14-17]基于巷道围岩的自稳隐形拱理论，对非对称变形机理和控制对策进行了研究，并建立了近距采空区下回采巷道自稳隐形拱支护模型，提出采用预应力锚杆提供主动压应力使回采巷道两帮改变为类刚性结构，进而增加巷道的整体稳定性。张进鹏等[18-20]研究了深部大倾角煤层巷道围岩应力分布特征和层间剪切滑移变形机制，并综合考虑半圆拱形断面承载能力强、应力集中程度低和斜顶梯形两帮受力合理的优点，设计了偏心圆弧拱形断面及非对称耦合支护方案。
以上研究成果和技术实践为大倾角煤层重复采动巷道围岩控制起到了至关重要的作用，亦对此种条件下的非均匀支护与断面设计进行了有益探讨，然而大倾角煤层重复采动巷道应力环境和围岩变形破坏特征存在其特殊性，现有理论无法深入解释其周边应力环境变化造成的围岩破坏特征，更无法针对性地提出此种围岩异化破坏的控制对策。近年来，马念杰、王卫军等[21-28]基于大量工程实践，形成了钻孔与巷道围岩的“蝶形塑性区理论”，该理论充分考虑了巷道围岩周边应力的方向、主应力差值、主应力比值等与采动密切相关的因素对巷道围岩变形破坏的影响，为厘清大倾角重复采动这种复杂应力和围岩环境下的巷道围岩变形破坏规律提供了新的思路。据此，以代池坝31233运输巷为工程背景，系统研究大倾角煤层重复采动巷道的应力环境和围岩变形破坏特征，以断面形状优化与非均匀支护为核心的围岩控制方法，丰富大倾角煤层重复采动巷道围岩控制的理论体系和技术途径。
1. 巷道围岩结构与采动影响特征
1.1 巷道围岩结构特征
代池坝煤矿西翼303采区主采11号、12号煤层，其终12号煤层总厚1.95 m，纯煤厚度1.04 m，煤层倾角48°～62°，平均倾角50°，与上部11号煤层的平均距离仅有5.3 m，属于典型的大倾角极近距离煤层，并且巷道埋深较大，上巷埋深约480 m，下巷埋深约540 m。
12号煤层周边以泥质岩为主，且顶板复合结构明显，局部存在坚硬岩层，顶板钻孔窥视结果显示，12号顶底板岩性如图1所示，各分层的层理发育明显，强度差异较大，12号煤层顶板碳质泥岩偏软，而细砂岩及泥质粉砂岩较为坚硬，单轴抗压强度可达65～274 MPa。
1.2 巷道重复采动影响特征
尚未开掘的31233运输巷布置如图2所示。11号、12号煤层为极近距离煤层，受限于紧张的采掘关系，尚未开掘的31233运输巷将受3次采动影响，重复采动造成巷道周边应力环境复杂且变化较大，该巷道所受3次重复采动特征具体如下：
![]()
图 2 31233运输巷布置剖面Figure 2. Influence of mining on 31233 headentry and its spatiotemporal relationship1）第1次采动为上位31133工作面采空区影响，该工作面为303采区11号煤层首采工作面，且该上位工作面已经回采完超过1a，结合地表沉陷观测结果，可推断该工作面采空区覆岩运动已基本稳定，此次采动影响主要考虑该采空区造成的周边应力重新分布。
2）第2次采动为邻近31135工作面回采的动压影响，该工作面紧接着上位31133工作面进行回采，但由于采掘接替紧张，邻近31135采煤工作面回采过程中31233运输巷已开始掘进，必然会出现“采掘交锋”，此次采动影响主要考虑下位邻近工作面采动形成的超前支承压力与侧方支承压力对该巷道的动态影响。
3）第3次采动则是31233工作面回采的采动影响，主要是本工作回采形成的超前支承压力对该巷道的影响。
现场工程实践结果显示，这种泥质岩巷道对采动影响较为敏感。以与31233运输巷相同围岩环境的31233回风巷(图3)为例，31233回风巷在仅受上位工作面采空影响下，巷道掘出不久后便有明显的矿压显现，通过对31233回风巷距巷口220 m处的围岩变形量实测可知，巷道顶板出现明显的变形破坏，顶板最大下沉量为140 mm～160 mm，巷道围岩变形量主要集中在浅部，深部11号煤层底板（12号煤层顶板）围岩较为坚硬，变形破坏量较小。因此，推测同层位31233运输巷在受到多次采动影响时将会出现更加剧烈的矿压显现。
2. 大倾角极近距离煤层重复采动巷道围岩破坏规律
2.1 巷道应力环境特征分析
2.1.1 数值模型建立
为研究大倾角极近距离煤层重复采动巷道围岩应力环境特征，综合12号煤层围岩窥视结果与煤岩柱状图，为有效模拟巷道区域应力分布规律，选择有限差分FLAC3D数值模拟软件，建立了大倾角煤层重复采动巷道的数值模型，并为详细获取巷道区域应力环境的各项参量，对该区域的网格进行加密处理，数值模型如图4所示，模型长度与高度均为200 m。
为研究未开掘31233运输巷围岩破坏规律，以指导巷道合理布设位置，虽拟开掘31233运输巷将受到多次采动影响，但由于第3次采动影响主要体现在工作面超前支承压力影响区域巷道围岩的变形破坏，且该区域采用超前支护进行巷道围岩控制，模型未作对本煤层工作面的开挖运算，因此模型将分为2步进行开挖运算：首先开挖运算31133上位工作面，以模拟第1次采动影响，随后开挖运算31135下位工作面，以模拟第2次采动影响，并分析拟布设巷道的区域应力场矢量特征。由于影响实际巷道周边应力场特征的因素杂多，包括覆岩运动规律、煤层顶板岩层组合特征、采空区充填程度等多类因素的影响，单纯依赖数值模拟方法很难将这些因素纳入分析，因此，建模时只考虑了采掘工程的空间几何尺寸、覆岩结构特征、区域应力环境等主要因素，以获得采动空间周边区域应力场矢量特征。模型加载时，模型上表面施加$\gamma H = 25$ kN/m3×520 m = 13 MPa均匀垂直应力以模拟上覆岩层的自重，模型四周和底部为固定约束，模拟采用基于弹塑性理论的莫尔–库仑准则，巷道顶底板力学参数见表1。
表 1 巷道围岩物理力学参数Table 1. Surrounding rock physico-mechanics parameters of roadway岩性 密度/
(kg·m−3 )体积模量/
GPa剪切模量/
GPa黏聚力/
MPa内摩擦角/
(°)泥质粉砂岩 2100 3.20 3.50 5.5 34 细砂岩 2940 3.34 4.51 12.0 41 碳质泥岩 2140 2.88 3.41 5.2 33 泥质粉砂岩 1940 2.65 3.40 4.2 30 12号煤−1 1880 2.51 3.34 3.9 28 泥质粉砂岩 2030 2.70 3.41 4.3 30 12号煤−2 1900 2.50 3.30 3.8 27 碳质泥岩 2230 3.20 3.50 4.8 32 泥质粉砂岩 2700 1.94 3.48 4.0 30 2.1.2 巷道应力环境数值模拟结果
巷道周边应力环境直接决定了围岩变形破坏特征，由于受到多次采动影响，使得31233运输巷周边应力环境变的较为复杂。数值模拟主应力环境显示，巷道的内错距决定了其周边应力环境特征。
如图5a所示，当巷道内错距在0～5 m处时，此时巷道距离下位邻近采空区约25 m，其周边应力分布受邻近采空区影响较大，最大主应力可达20～25 MPa，此时最大主应力以垂线方向为基准逆时针偏转约20°；煤层内错距在5～10 m处时，最大主应力为15～20 MPa，最大主应力偏转角度增大；在内错距大于10 m时，最大主应力降低至10～15 MPa，此时最大主应力方向进一步偏转至约40°，与煤层近似平行。
主应力差值是影响巷道围岩破坏的另一主要因素，图5b是31233工作面周边主应力差值（σ1−σ3）云图，可以看出其变化趋势与最大主应力基本一致，当巷道内错距在0～3 m处时，主应力差值较大，为20～25 MPa，当巷道内错距在3～13 m处时，主应力差值减小为15～20 MPa内错距大于13 m时，主应力差值降低并稳定在10～15 MPa。
2.2 不同内错距巷道围岩破坏特征理论分析
巷道布设位置处应力环境数值模拟结果显示，在大倾角极近距离煤层多重采动影响作用下，巷道周边应力环境变化较为复杂，不仅是应力绝对值的变化，2个主应力的差值和主应力方向也在随之改变。这种非均匀应力场环境下的巷道围岩破坏可从理论上计算获取。根据已有成果[21-24]，均质围岩条件下圆形巷道围岩塑性区边界R0的数学表达式为
$$\small \begin{array}{c} 9{\left(1 - \dfrac{{{P_1}}}{{{P_3}}}\right)^2}{\left(\dfrac{a}{{{R_o}}}\right)^8} + \left[ { - 12{{\left(1 - \dfrac{{{P_1}}}{{{P_3}}}\right)}^2} + 6\left(1 - \dfrac{{{P_1}^2}}{{{P_3}^2}}\right)cos2\theta } \right]{\left(\dfrac{a}{{{R_o}}}\right)^6} + \\ \left[ \begin{array}{c} 10{\left(1 - \dfrac{{{P_1}}}{{{P_3}}}\right)^2}{\cos ^2}2\theta - 4{\left(1 - \dfrac{{{P_1}}}{{{P_3}}}\right)^2}{\sin ^2}\varphi {\cos ^2}2\theta- \\ 2{\left(1 - \dfrac{{{P_1}}}{{{P_3}}}\right)^2}{\sin ^2}2\theta - 4\left(1 - \dfrac{{{P_1}^2}}{{{P_3}^2}}\right)cos2\theta + {\left(1 + \dfrac{{{P_1}}}{{{P_3}}}\right)^2} \\ \end{array} \right]{\left(\dfrac{a}{{{R_o}}}\right)^4}+ \\ \left[ \begin{array}{c} - 4{\left(1 - \dfrac{{{P_1}}}{{{P_3}}}\right)^2}\cos 4\theta + 2\left(1 - \dfrac{{{P_1}^2}}{{{P_3}^2}}\right)cos2\theta - \\ 4\left(1 - \dfrac{{{P_1}^2}}{{{P_3}^2}}\right)si{n^2}\varphi \cos 2\theta - \dfrac{{4C\left({P_3} - {P_1}\right)sin2\varphi cos2\theta }}{{{P_3}^2}} \\ \end{array} \right]{\left(\dfrac{a}{{{R_o}}}\right)^2}+ \\ \left[ {{{\left(1 - \dfrac{{{P_1}}}{{{P_3}}}\right)}^2} - {{\sin }^2}\varphi {{\left(1 + \dfrac{{{P_1}}}{{{P_3}}} + \dfrac{{2C\cos \varphi }}{{{P_3}\sin \varphi }}\right)}^2}} \right] = 0 \\ \end{array} $$ (1) 式中：P1、P3为区域应力场最大主应力、最小主应力；C、$\varphi $为煤岩介质的内聚力、内摩擦角；a为巷道半径。
非均匀应力场条件下层状岩体巷道围岩塑性区边界尚无法直接通过理论计算获得，但是在不考虑塑性区围岩膨胀变形致使的围岩应力再次分布的情况下，巷道开挖后，围岩周边应力状态是一定的，因此，将各个分层的岩石力学参数对应其所处区域的应力值，代入式（1）计算，即可判别各岩层是否发生塑性破坏，然后将各岩层塑性破坏判别结果进行叠加，即可得到巷道围岩塑性区的等效理论计算结果[25-26]。分析发现区域应力场的双向主应力比值η=P1/P3控制着巷道围岩塑性区的形状。当双向主应力比值大于2时，巷道围岩塑性区为蝶形，蝶形塑性区的蝶叶位置（即最大塑性破坏深度）位于最大主应力和最小主应力夹角的角平分线附近，随着最大主应力方向的偏转，蝶形塑性区的蝶叶位置也会发生偏转。
据此，依据巷道布设位置处应力分布特征，对选取了不同巷道位置条件下的典型应力环境参数，进行了巷道塑性区分布理论计算，为使巷道围岩塑性区计算快速、方便的得出，将各岩层物理力学参数及巷道区域应力环境导入巷道塑性区分布快速计算系统分别进行计算，如图6所示。理论计算结果显示，巷道塑性区分布普遍呈现非均匀、局部湮灭、最大破坏深度偏转等与常规塑性区分布不同的特征，如图7所示。
![]()
图 6 巷道塑性区分布快速计算系统Figure 6. Rapid calculation system of plastic zone distribution in roadway当巷道位于煤柱边缘下方时，此时巷道周边最大主应力为20 MPa，且主应力比值可达2.6，巷道塑性区分布范围呈现出在最大主应力与最小主应力夹角中心线附近大范围扩展的蝶形特征，并在较软的12号煤层中出现急剧扩展的现象，而在煤层顶板坚硬的细砂岩中出现了塑性区湮灭现象。巷道顶板与实体煤侧巷帮最大破坏深度分别为1.77、1.55倍的巷道半径(图7a)；随着巷道所处内错距离的增大，最大主应力差值逐渐减小为15～20 MPa，主应力偏转角度逐渐增大。当巷道处于内错8 m位置时，巷道底板与采煤侧巷帮塑性破坏范围变化不大，但在12号煤层塑性区范围有了明显的收敛，最大破坏深度减小为1.31倍的巷道半径，巷道顶板与实体煤侧巷帮最大破坏深度分别减小为1.47、1.35倍的巷道半径，在坚硬细砂岩中依旧出现了塑性区湮灭的现象。当巷道处于内错12 m位置时，此时巷道周边主应力为13.5 MPa，最大主应力比值为2.7，同处于内错8 m位置的巷道塑性区分布相比，分布形态与最大破坏深度变化不大，仅巷道底板与采煤侧巷帮处的最大破坏深度分别减小为0.78、0.80倍的巷道半径，如图7b—图7c所示。
![]()
图 7 不同应力环境条件下巷道塑性区理论计算结果Figure 7. Theoretical calculation results of plastic zone in roadway under different stress environmental conditions随着巷道内错距的继续增大，当巷道内错距大于12 m时，最大主应力差值稳定在10～15 MPa，巷道周边应力环境趋于稳定。当巷道处于内错17 m位置时，由于巷道周边应力环境最大主应力及主应力比值变化不大，其蝶形塑性区最大破坏深度并未出现明显减小，但受到坚硬细砂岩的影响，深部塑性区出现湮灭现象，并未向更深处的岩层扩展。此时，巷道塑性区分布范围呈现随内错距离增大而逐渐减小的趋势，但变化幅度有限。当巷道位置位于内错27 m时，与处于内错17 m位置的巷道塑性区分布范围基本一致，仅巷道底板与采煤侧巷帮最大破坏深度减小为0.57、0.53倍的巷道半径。
综上，随着巷道的内错距的增大，巷道围岩最大破坏深度随主应力偏转而向煤层顶板方向逐渐偏转，且在坚硬岩层的塑性区湮灭的作用下巷道周边的塑性破坏分布范围逐渐减小，当巷道位置为内错17～27 m及以上时，巷道周边主应力差值稳定在10～15 MPa，巷道周边围岩塑性区大小及其形态变化不大，因此综合考虑巷道变形破坏特征及实际生产，内错17 m左右可作为合理的巷道开掘位置,具体巷道合理位置判定见表2。同时，11号、12号煤层存在不发生塑性破坏的坚硬细砂岩，是巷道顶板得以稳定的关键，也是理想的锚固层位。
表 2 不同应力环境条件下巷道合理位置判定Table 2. Reasonable location determination of roadway under different stress environmental conditions内错距/m 最大主应力/MPa 最大主应力与最小主应力比值 应力偏转角度/° 最大破坏深度 是否穿透顶板坚硬细砂岩 合理位置判定 0 20.0 2.60 25 1.77倍巷道半径 否 否 8 15.0 2.65 30 1.47倍巷道半径 否 否 12 13.5 2.70 35 1.32倍巷道半径 否 否 17 13.0 2.72 38 1.12倍巷道半径 是 是 27 12.5 2.75 40 1.05倍巷道半径 是 是 2.3 不同内错距条件下巷道围岩破坏特征数值模拟
巷道断面形状、所处层位、布设位置对于巷道围岩破坏特征均有直接影响，且影响规律各不相同。然而，围岩破坏的理论分析还只限于圆形断面，为更明确地揭示大倾角煤层重复采动影响下巷道布设位置对巷道围岩破坏的影响规律，并与理论分析作对比，在图4的数值模型基础之上，选择31233回风巷单边最大跨距4.2 m作为圆形巷道直径，并在相同层位进行开挖运算，以减少巷道断面、层位选择等因素的影响。模拟巷道在12号煤层中内错0～27 m，由巷道周边应力环境分布特征选择错距每增加4.0～10.0 m建立1个数值模型。
为进一步明确巷道围岩破坏特征，同样选取布置在内错距0、8、12、17、27 m处的巷道围岩塑性区分布进行分析。数值模拟结果显示，大倾角复合岩层重复采动影响下，巷道围岩周边破坏同理论计算结果基本一致，均呈现非均匀、局部湮灭、最大破坏深度偏转等特征，巷道内错距直接影响了其围岩塑性区分布与扩展的特征，如图8所示。
![]()
图 8 不同位置条件下巷道围岩塑性区分布规律Figure 8. Distribution law of plastic zone of roadway surrounding rock under different uplift position当巷道位于煤柱边缘下方时，此时巷道周边最大主应力差值可达18～20 MPa，巷道周边围岩出现大面积塑性区，由于此位置的巷道距离下位邻近采空区较近，巷道实体煤侧巷帮与底板的塑性区同上位煤柱有贯通趋势，但是因煤层顶板存在厚1.2 m坚硬的细砂岩，在此岩层内塑性区出现湮灭现象。巷道顶板也出现较大的扩展，最大破坏深度为4.2 m，巷道采煤侧巷帮出现较小的破坏，最大破坏深度为1.4 m。随着巷道逐渐远离下位邻近采空区，当巷道处于内错8 m位置时，沿煤层方向扩展的塑性破坏又明显减少，底板与实体煤侧巷帮塑性区破坏有了明显减小，最大破坏深度分别减小为3.5、3.7 m，但仍然存在向煤柱扩展的趋势。巷道顶板塑性破坏发生顺时针方向的偏转且最大破坏深度增大为4.7 m，巷道采煤侧巷帮最大破坏深度增大为1.7 m，且巷道塑性区在坚硬岩层中仍存在塑性区湮灭现象。当巷道处于内错12 m位置时，与内错8 m的巷道围岩塑性区分布范围相比，巷道顶板与实体煤侧巷帮塑性区分别增大为5.3、3.9 m，而底板塑性区分布减小为3.2 m，采煤侧巷帮最大破坏深度不变。
随着巷道进一步远离下位邻近采空区，当巷道处于内错17 m位置时，此时巷道周边最大主应力差值减小为10～15 MPa。巷道沿煤层方向扩展的塑性区进一步减小，采煤侧巷帮与底板的塑性区分布范围有明显的减小，最大破坏深度分别为1.3、1.5 m。巷道顶板与实体煤侧巷帮塑性区分布形态与深度变化不大。当巷道处于内错27 m位置时，巷道底板与采煤侧巷帮塑性破坏分布与范围变化不大，仅巷道顶板与实体煤侧巷帮塑性区稍有扩展。数值模拟与理论计算在相同围岩条件及区域应力环境的巷道周边塑性破坏分布特征基本一致，内错17 m以上可作为合理的巷道开掘位置。但由于理论计算未考虑到围岩的破坏路径，因此如图7所示的理论计算获得的塑性区与实际的围岩破坏相比总体偏小。
3. 大倾角极近距离煤层重复采动巷道断面优化及围岩控制方法
3.1 断面优化后巷道围岩破坏数值模拟
理论计算和数值模拟结果显示，大倾角极近距离重复采动巷道围岩破坏形态呈现为非均匀、局部湮灭、最大破坏深度偏转的特征，与近水平煤层巷道不同，巷道断面形状直接影响了其围岩蝶形破坏分布规律。据此，结合煤岩倾角、煤岩厚度、施工习惯等因素，以巷道单边最大跨距一致为基准，对非对称屋顶[29]形状进行数值分析，数值模型构建方案与图4相同，巷道位置为内错17 m。
数值模拟结果显示，圆形、非对称屋顶形巷道围岩破坏形态均呈现出相同的变化特征，其塑性区的区别主要在巷道顶板与实体煤侧巷帮，在12号煤层、底板与采煤侧巷帮处的塑性分布范围均较小。当巷道为非对称屋顶断面时（图9b），非对称屋顶断面巷道较圆形断面形状巷道塑性分布明显减小，受其长斜顶所在12号煤层顶板处的单边跨度影响，非对称屋顶巷道长斜顶相较于圆形断面形状巷道顶板以及实体煤侧巷帮的塑性区范围明显减小，且最大破坏深度也随之减小，长斜顶处最大破坏深度为1.9 m。
![]()
图 9 不同断面形状的巷道围岩塑性区分布Figure 9. Distribution of plastic zone of roadway surrounding rock with different cross-section shape通过对比2种断面形状下的巷道围岩塑性分布特征，可以看出，巷道单边跨度的大小影响了其所在侧的塑性破坏深度，因此，可充分利用顶板的大倾角和坚硬岩层湮灭塑性区的特性合理设计断面形状，即：可采用图9b所示的非对称屋顶巷道断面，将沿煤层的顶板边长尽量减小，以扼制沿煤层方向的塑性扩展，长斜顶侧围岩坚硬且塑性破坏本身扩展有限，可适当增加长斜顶长度以满足断面使用需求，同时长斜顶与煤层顶板平齐，以进一步减小塑性破坏范围。
3.2 重复采动回采巷道围岩控制机理
巷道顶板塑性破坏一般是引发顶板整体破裂、产生围岩大变形、造成支护失效进而导致巷道冒顶的重要原因，支护设计中也多依据围岩塑性区分布特征进行围岩控制设计。大倾角极近距离煤层重复采动影响条件下，巷道围岩塑性破坏形态呈现非均匀、局部湮灭、最大破坏深度偏转等特征，巷道支护设计应以此种塑性区分布进行针对性控制。而合理的锚固层位以及良好性能的支护材料是控制巷道围岩破裂区的关键，因此，为了保持巷道围岩的稳定，这就需要：
1）合理确定巷道位置与断面形状。大倾角极近距离煤层重复采动巷道周边塑性破坏范围主要取决于巷道位置以及断面形状，不影响采掘布局的前提下，巷道布置应尽量避开高应力差值区，并合理利用坚硬岩层塑性区湮灭特性，将巷道断面设计为有利于围岩塑性分布收敛的非对称屋顶形断面，避免巷道塑性区蝶叶过度扩展，如图10所示。
![]()
图 10 大倾角煤层重复采动影响巷道围岩控制原理示意Figure 10. Schematic diagram of control principle of roadway surrounding rock affected by repeated mining in steep coal seam2）锚杆（索）支护应根据巷道围岩塑性区的异化分布规律进行非均匀布置，保障将浅部塑性破坏围岩锚固于深部未发生塑性破坏岩层，以实现对塑性破坏围岩的持续控制。
3）锚杆（索）锚固层位应根据未发生破坏的坚硬岩层位置综合确定，长斜顶锚索应避开上位采空区形成的底板破坏区，锚杆优先选择锚固于长斜顶侧煤层顶板中位坚硬岩层中。
4. 现场试验
4.1 巷道断面及支护参数设计
根据大倾角极近距离煤层重复采动影响巷道围岩控制原理，对代池坝31233运输巷进行了巷道断面及支护参数设计。设计巷道短斜顶长2.0 m，采煤侧巷帮高3.0 m，长斜顶长3.7 m，实体煤侧巷帮高为0.6 m，底板宽度为4.3 m。巷道短斜顶与长斜顶的长度及倾角随着煤层倾角变化而改变，即巷道长斜顶与12号煤层顶板平齐，巷道短斜顶在保持一定的长度条件下，与采煤侧巷帮夹角随长斜顶长度及倾角的变化而改变。
为使锚杆（索）支护力稳定发挥，保障将浅部塑性破坏围岩锚固于深部未发生塑性破坏岩层，锚杆（索）锚固层位应根据未发生破坏的坚硬岩层位置综合确定，同时长斜顶锚索应避开上位采空区形成的底板破坏区，锚杆优先选择锚固于长斜顶侧煤层顶板中位坚硬岩层中，锚杆规格选为ϕ20 mm×
2400 mm，短斜顶锚索规格选为ϕ21.6×7000 mm，长斜顶锚索减短为ϕ21.6×4000 mm。以不出现大范围网兜为基本前提[30]，以巷道断面形状、施工方便、支护材料参数为依据，设计采用锚杆（索）非均匀支护，锚杆间排距为1000 /2000×1000 mm，短斜顶锚索间排距为1600 ×1000 mm，长斜顶锚索每排1根，布置于两根锚杆中间，排距2000 mm，长斜顶下部锚杆布置相对倾斜以便于锚杆安装锚固，巷道支护设计如图11所示。![]()
图 11 31233运输巷支护参数设计Figure 11. Design of non-uniform support parameters for 31233 headentry4.2 巷道支护效果监测及分析
在31233运输巷与31135工作面采掘交锋时期，巷道将受到下位邻近工作面超前支承压力与侧方支承压力的叠加影响，此时期的围岩稳定是巷道整体稳定的关键。为掌握此期间的巷道围岩控制效果，在距离巷口270、255 m处布置两个巷道顶板深部位移测站及锚索支护力测站，测站位置与深部位移监测基点、锚索支护力测点具体布置如图12所示。深部位移监测基点深度设为：3.0、6.0、9.0 m；锚索支护力测点布置在短斜顶的右侧长锚索与长斜顶短锚索。开始监测时，270 m测站距离31233运输巷掘进工作面2 m，距离下位邻近采煤工作面12 m。
![]()
图 12 采掘交锋期间巷道顶板深部位移及锚索支护力测站位置及布置方式Figure 12. Location and layout of measurement stations for deep displacement of roadway roof and anchor rod (cable) support force during the mining-tunneling encounter深部位移监测结果显示，270、255 m处巷道顶板总变形量分别为96、87 mm，均在锚杆（索）可承受的范围内，顶板整体稳定性较好，图13为采掘交锋时期31233运输巷的现场照片。从变形速率来看，巷道短斜顶变形量受下位邻近工作面回采影响显著，测站位置位于下位邻近采煤工作面超前5 m至滞后8 m的范围时，变形速率较大，采煤工作面每推进1 m，顶板变形可达4～6 mm，如图14所示。从变形层位分布来看，顶板变形量主要集中在0～3 m范围，分别达到69、61 mm，占总变形量的71.8%、70.1%；3～6 m范围内变形量分别占总变形量的11.5%、12.7%；6～9 m范围变形量分别占总变形量的16.7%、17.2%。由此可以推断，0～3 m层位内变形量主要是由顶板浅部软弱围岩塑性破坏引起，与数值模拟巷道顶板塑性区分布集中在0～2 m的巷道变形特征一致，3～6 m层位内围岩完整性较好，与数值模拟巷道顶板深部未发生破坏变现特征一致，其并未发生破坏的主要原因是由于该层位中存在未发生塑性破坏的坚硬细砂岩，因此监测结果与数值模拟分析得出的围岩塑性破坏分布结果在破坏层位上是一致的。
![]()
图 13 采掘交锋时期31233运输巷的现场照片Figure 13. Scene photo of 31233 headentry during the mining-tunneling encounter锚索支护力监测结果显示，锚索支护力整体呈现上升趋势，且同样显著受下位邻近工作面的回采影响，测站位置位于下位邻近采煤工作面超前5 m至滞后8 m的范围时，因顶板围岩变形速率显著提升，锚索支护力上升速率也随之增大，当测站位置超过下位邻近采煤工作面滞后8 m时，测站位置处的围岩变形趋于平缓，由于长短斜顶围岩塑性区最大破坏范围基本一致，且巷道长短斜顶处变形量相差不大，短斜顶顶板长锚索、及长斜顶短锚索支护力变化也趋于稳定并相差不大，最高分别达到266、278、264、274 kN，如图15所示，支护力发挥稳定，围岩控制效果较好。
![]()
图 14 31233运输巷顶板深部位移监测结果Figure 14. Deep displacement monitoring results of 31233 headentry roof![]()
图 15 31233运输巷锚索支护力监测结果Figure 15. Monitoring results of anchor cable support force of 31233 headentry roof5. 结 论
1）大倾角极近距离煤层群以及重复采动影响下，巷道周边双向主应力出现较大差值，且主应力方向随之偏转，导致巷道围岩周边破坏呈现非均匀、局部湮灭、最大破坏深度偏转等具有蝶形的特征，巷道内错距直接影响其围岩塑性区分布与扩展的程度，当巷道内错距大于17 m时，巷道周边应力趋于稳定，围岩塑性区与形态无明显变化。
2）巷道断面的单边跨度尺寸决定了其所在侧的塑性破坏深度，当巷道断面为非对称屋顶断面时，围岩塑性分布收敛程度显著，巷道断面设计时，巷道长斜顶应为所处煤层顶板，以便充分利用岩层塑性区湮灭特性，避免巷道围岩塑性区蝶叶过度扩展。
3）基于巷道围岩塑性区分布规律与合理锚固层位分布特征，充分利用了大倾角非对称屋顶形巷道断面的几何特征，进行了锚杆（索）支护设计，有效保障锚杆（索）支护力的发挥的同时，保障巷道围岩的整体稳定，31233运输巷试验结果表明，在采掘交锋影响下巷道变形总量控制在100 mm以内，且主要集中在巷道顶板浅部围岩，锚索工作状态良好，支护力发挥稳定，围岩控制效果较好。
4）综合大倾角极近距离煤层重复采动巷道围岩破坏异化规律及非对称屋顶形在此条件下的变形破坏特征，可将不同断面形状变形破坏规律与断面优化作为下一步研究重点，进一步完善在此条件下的巷道围岩控制方法。
-
![]()
图 1 冲击显现区域及相邻工作面采掘情况
Figure 1. Underground position of microseismic and excavation of adjacent working faces
![]()
图 5 随采掘作业研究区域煤柱响应规律
Figure 5. Study on evolution law of regional coal pillar compression deformation with mining operation
![]()
图 7 LMS随采掘作业演化过程
Figure 7. Evolution process of local mine stiffness (LMS) with mining operation
![]()
图 8 每一开挖阶段内LMS随采掘作业演化过程
Figure 8. Evolution process of local mine stiffness (LMS) with mining operation in each excavation stage
![]()
图 9 LMS演化与现场地音及微震信息对比分析
Figure 9. Comparative analysis of local mine stiffness (LMS) evolution and field geophonic and microseismic information
![]()
图 10 煤柱破坏模式与负载刚度间关系
Figure 10. Relationship between failure mode and stiffness of loading system
![]()
图 11 局部矿井刚度降低诱冲机理
Figure 11. Mechanism of coal burst due to reduction of local mine stiffness(LMS)
![]()
图 12 大直径钻孔施工位置及参数
Figure 12. Construction area and parameters of large diameter drilling
![]()
图 13 大直径钻孔施工前后微震事件分布状况
Figure 13. Distribution of microseismic events before and after large diameter drilling
![]()
图 14 大直径钻孔破坏煤体区域微震能量频次变化曲线
Figure 14. Microseismic energy and frequency in coal area damaged by large diameter borehole
表 1 数值模型岩层参数
Table 1 Numerical model rock parameters
层位 厚度/m 体积模量/
GPa剪切模量/
GPa黏聚力/
MPa抗拉强
度/MPa底板 30 2.2 0.8 1.6 1.0 煤层 5 2.1 0.7 1.5 0.8 直接顶 10 2.6 0.9 1.9 1.2 关键层 40 5.4 4.8 6.2 1.8 覆岩 150 2.5 0.8 1.6 1.0 
下载: 导出CSV
-
[1] 鞠文君,卢志国,高富强,等. 煤岩冲击倾向性研究进展及综合定量评价指标探讨[J]. 岩石力学与工程学报,2021,40(9):1839−1856. JU Wenjun,LU Zhiguo,GAO Fuqiang,et al. Research progress and comprehensive quantitative evaluation index of coal rock bursting liability[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2021,40(9):1839−1856.
[2] 康红普. 煤炭开采与岩层控制的空间尺度分析[J]. 采矿与岩层控制工程学报,2020,2(2):1−26. KANG Hongpu. Spatial scale analysis on coal mining and strata control technologies[J]. Journal of Mining and Strata Control Engineering,2020,2(2):1−26.
[3] 窦林名,王永忠,卢方舟,等. 急倾斜特厚煤层冲击地压防治探索与总结[J]. 煤炭科学技术,2024,52(1):84−94. doi: 10.12438/cst.2023-1700 DOU Linming,WANG Yongzhong,LU Fangzhou,et al. Exploration and summary of prevention and control of rock burst in steeply inclined and ultra-thick coal seam[J]. Coal Science and Technology,2024,52(1):84−94. doi: 10.12438/cst.2023-1700
[4] 陆 闯,王元杰,陈法兵,等. 基于地音监测技术的多类型冲击地压前兆特征研究[J]. 采矿与岩层控制工程学报,2023(1):85−93. LU Chuang,WANG Yuanjie,CHEN Fabing,et al. Study on the precursor characteristics of rockbursts based on acoustic emission monitoring technology[J]. Journal of Mining and Strata Control Engineering,2023(1):85−93.
[5] 曹安业,王常彬,杨 旭,等. 微震定位精度影响下采场裂隙表征与冲击地压预警[J]. 煤炭科学技术,2024,52(2):1−9. doi: 10.12438/cst.2023-1968 CAO Anye,WANG Changbin,YANG Xu,et al. Fractures characterization in mining field considering seismic location accuracy and its application on pre-warning coal burst hazards[J]. Coal Science and Technology,2024,52(2):1−9. doi: 10.12438/cst.2023-1968
[6] 朱小景,潘一山,齐庆新,等. 矿震诱发巷道冲击地压力学机制及判别准则研究[J]. 采矿与安全工程学报,2024,41(3):493−503. ZHU Xiaojing,PAN Yishan,QI Qingxin,et al. Study on mechanical mechanism and criterion of roadway rockburst induced by mine earthquake[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2024,41(3):493−503.
[7] 潘俊锋,闫耀东,马宏源,等. 一次成孔300 mm煤层大直径钻孔防冲效能试验[J]. 采矿与岩层控制工程学报,2022(5):1−11. PAN Junfeng,YAN Yaodong,MA Hongyuan,et al. Using 300 mm diameter boreholes for coal burst prevention a case study[J]. Journal of Mining and Strata Control Engineering,2022(5):1−11.
[8] 齐庆新,潘一山,李海涛,等. 煤矿深部开采煤岩动力灾害防控理论基础与关键技术[J]. 煤炭学报,2020,45(5):1567−1584. QI Qingxin,PAN Yishan,LI Haitao,et al. Theoretical basis and key technology of prevention and control of coal-rock dynamic disasters in deep coal mining[J]. Journal of China Coal Society,2020,45(5):1567−1584.
[9] 王爱文,范德威,潘一山,等. 基于能量计算的冲击地压巷道三级吸能支护参数确定[J]. 煤炭科学技术,2021,49(6):72−81. WANG Aiwen,FAN Dewei,PAN Yishan,et al. Determination of three-level energy absorbing support parameters in rock burst roadway based on energy calculation[J]. Coal Science and Technology,2021,49(6):72−81.
[10] COOK N G W. The failure of rock[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining ences & Geomechanics Abstracts,1965,2(4):389−403.
[11] XU Y H,CAI M. Influence of strain energy released from a test machine on rock failure process[J]. Canadian Geotechnical Journal,2018,55(6):777−791. doi: 10.1139/cgj-2017-0256
[12] 李东辉,何学秋,陈建强,等. 乌东煤矿近直立煤层冲击地压机制研究[J]. 中国矿业大学学报,2020,49(5):835−843. LI Donghui,HE Xueqiu,CHEN Jianqiang,et al. Inducing mechanism of rockburst occurring in steeply-inclined coal seam of Wudong coal mine[J]. Journal of China University of Mining & Technology,2020,49(5):835−843.
[13] 卢志国,鞠文君,高富强,等. 基于非线性储能与释放特征的煤冲击倾向性指标[J]. 岩石力学与工程学报,2021,40(8):1559−1569. LU Zhiguo,JU Wenjun,GAO Fuqiang,et al. Bursting liability index of coal based on nonlinear storage and release characteristics of elastic energy[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2021,40(8):1559−1569.
[14] 李玉生. 冲击地压机理及其初步应用[J]. 中国矿业学院学报,1985,14(3):42−48. LI Yusheng. Rock burst mechanism and its preliminary application[J]. Journal of China University of Mining & Technology,1985,14(3):37−43.
[15] 齐庆新. 层状煤岩体结构破坏的冲击矿压理论与实践研究[D]. 北京:煤炭科学研究总院,1996. QI Qingxin. The theory and practice of rockburst led by structure failure of bedded coal-rock mass[D].Beijing:China Coal Research Institute,1996.
[16] 章梦涛. 冲击地压机理的探讨[J]. 阜新矿业学院学报,1985,4(S1):65−72. ZHANG Mengtao. Discussion on the mechanism of coal burst[J]. Journal of Fuxin Mining Institute,1985,4(S1):65−72.
[17] 潘一山. 煤矿冲击地压扰动响应失稳理论及应用[J]. 煤炭学报,2018,43(8):2091−2098. PAN Yishan. Disturbance reponse instability theory of rockburst incoal mine[J]. Journal of China Coal Socety,2018,43(8):2091−2098.
[18] 潘俊锋,宁宇,毛德兵,等. 煤矿开采冲击地压启动理论[J]. 岩石力学与工程学报,2012,31(3):586−596. doi: 10.3969/j.issn.1000-6915.2012.03.017 PAN Junfeng,NING Yu,MAO Debing,et al. Theory of rockburst start-up during coal mining[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2012,31(3):586−596. doi: 10.3969/j.issn.1000-6915.2012.03.017
[19] 谭云亮,谭涛,张修峰,等. 正断层两盘动力灾害显现差异性及机制[J]. 煤炭科学技术,2023,51(1):214−223. TAN Yunliang,TAN Tao,ZHANG Xiufeng,et al. Difference and mechanism of dynamic behaviors between two walls of normal fault[J]. Coal Science and Technology,2023,51(1):214−223.
[20] 赵红亮,仇岩,梁海安,等. 地应力环境对深埋硐室岩爆特性影响的数值模拟研究[J]. 采矿与岩层控制工程学报,2023,5(6):063071. ZHAO Hongliang,QIU Yan,LIANG Haian,et al. Numerical study on the influence of in-situ stress environment on rock-burst characteristics in deep-buried chambers[J]. Journal of Mining and Strata Control Engineering,2023,5(6):063071.
[21] 窦林名,陆菜平,牟宗龙,等. 冲击矿压的强度弱化减冲理论及其应用[J]. 煤炭学报,2005,30(6):690−694. doi: 10.3321/j.issn:0253-9993.2005.06.003 DOU Linming,LU Caiping,MOU Zonglong,et al. Intensity weakening theory for rockburst and its application[J]. Journal of China Coal Society,2005,30(6):690−694. doi: 10.3321/j.issn:0253-9993.2005.06.003
[22] DOU L M,MU Z L,LI Z L,et al. Research progress of monitoring,forecasting,and prevention of rockburst in underground coal mining in China[J]. International Journal of Coal Science & Technology,2014,1(3):278−288.
[23] 齐庆新,雷毅,李宏艳,等. 深孔断顶爆破防治冲击地压的理论与实践[J]. 岩石力学与工程学报,2007,(S1):3522-3527. QIN Qingxin ,LEI Yi,LI Hongyan,et al. Theory and application of prevention of rock burst by break-tip blast in deep hole[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2007,(S1):3522-3527.
[24] 赵善坤,齐庆新,李云鹏,等. 煤矿深部开采冲击地压应力控制技术理论与实践[J]. 煤炭学报,2020,45(S2):626−636. ZHAO Shankun,QI Qingxin,LI Yunpeng,et al. Theory and practice of rockburst stress control technology in deep coal mine[J]. Journal of China Coal Society,2020,45(S2):626−636.
[25] PETUKHOV I M,LINKOV A M. The theory of post-failure deformations and the problem of stability in rock mechanics[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences & Geomechanics Abstracts,1979,16(2):57−76.
[26] SALAMON M D G. Stability,instability and design of pillar workings[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences & Geomechanics Abstracts,1970,7(6):613−631.
[27] KAISER P K,CAI M. Design of rock support system under rockburst condition[J]. Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering,2012,4(3):215−227. doi: 10.3724/SP.J.1235.2012.00215
[28] JAISWAL A,SHRIVASTVA B K. Stability analysis of the proposed hybrid method of partial extraction for underground coal mining[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences,2012,52:103−111. doi: 10.1016/j.ijrmms.2012.03.002
[29] Jaiswal A,Shrivastva B K. Proposed hybrid method of partial extraction[J]. Journal of Scientific and Industrial Research,2009,68(4):307−311.
[30] ADHIKARY D P,SHEN B,DUNCAN FAMA M E. A study of highwall mining panel stability[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences,2002,39(5):643−659. doi: 10.1016/S1365-1609(02)00062-X
[31] GAO F Q,KANG H P,LOU J F,et al. Evolution of local mine stiffness with mining process:insight from physical and numerical modeling[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering,2019,52(10):3947−3958. doi: 10.1007/s00603-019-01798-5
[32] 高富强,原贵阳,娄金福,等. 基于局部矿井刚度理论的冲击地压试验装置研制及应用[J]. 煤炭学报,2023,48(5):1985−1995. GAO Fuqiang,YUAN Guiyang,LOU Jinfu,et al. Development and application of coal burst experiment system based on local mine stiffness theory[J]. Journal of China Coal Society,2023,48(5):1985−1995.
[33] 卢志国. 基于局部矿井刚度理论的应变型冲击地压机理研究[D]. 北京:煤炭科学研究总院,2022. LU Zhiguo Study on strainbursts mechanism based on local mine stiffness theory[D].Beijing:China Coal Research Institute,2022.
[34] ZIPF R K. Using a post failure stability criterion in pillar design[C]. Proceedings of the second international workshop on coal pillar mechanics and design,NIOSH IC. 1999,9448:181-192.
[35] 陆闯. 红庆河煤矿冲击地压地音前兆信息识别及预警模型研究[D]. 北京:煤炭科学研究总院,2019. LU Chuang Study on precursor information recognition and warning model of rock burst earth-sound in hongqinghe coal mine[D].Beijing:China Coal Research Institute,2019.
[36] LU Z G,JU W J,GAO F Q,et al. Numerical analysis on the factors affecting post-peak characteristics of coal under uniaxial compression[J]. International Journal of Coal Science & Technology,2024,11(1):2.
计量
- 文章访问数: 98
- HTML全文浏览量: 27
- PDF下载量: 38
