深部开采沿空巷道冲击危险性的工程判据

姜福兴,王建超,孙广京,朱斯陶

(1.北京科技大学土木与环境工程学院,北京 100083;2.山东新巨龙能源有限责任公司,山东菏泽 274918)



深部开采沿空巷道冲击危险性的工程判据

姜福兴1,王建超1,孙广京2,朱斯陶1

(1.北京科技大学土木与环境工程学院,北京 100083;2.山东新巨龙能源有限责任公司,山东菏泽 274918)

摘 要:为研究深部开采沿空巷道冲击地压的发生条件,以沿空巷道应力场分布为切入点,建立了相应的工程力学模型,分析得到沿空巷道围岩高应力区附近的高应力差区是发生冲击地压的主要区域。以高应力差区的煤体为研究对象,分析得到了沿空巷道冲击地压发生的应力条件、应力梯度条件及煤体的冲击倾向性条件,并推导了冲击危险性的工程判据。结果表明:决定冲击地压危险性的关键因素是高应力差区域的应力峰值、应力差值、应力梯度和煤岩体强度以及冲击倾向性;通过调整沿空巷道实体煤巷帮与高应力峰值位置的间距,合理布置沿空巷道位置,可以有效控制沿空巷道的冲击地压灾害。

关键词:深部开采;沿空巷道;冲击地压;工程判据

责任编辑:常 琛

姜福兴,王建超,孙广京,等.深部开采沿空巷道冲击危险性的工程判据[J].煤炭学报,2015,40(8):1729-1736.doi:10.13225/ j.cnki.jccs.2014.1388

沿空巷道冲击地压灾害是深部煤矿开采面临的世界性难题[1-4]。近年来,在我国华东、东北、华中等地区的深部煤矿开采中,发生了多起沿空巷道的冲击地压事故,造成了大量的人员伤亡和财产损失,严重地影响了深部矿井的安全生产。

对于深部开采沿空巷道冲击地压问题,国内外专家学者从形成机制和防治手段等多个方面开展了深入的研究,解决了部分理论难题[5-8]。但深部开采沿空巷道冲击地压的形成机制极其复杂,当前的理论和实践研究都未能从根本上解决问题。

本文以沿空巷道应力场分布为切入点,重点分析了沿空巷道围岩高应力区和高应力差区对沿空巷道冲击地压的决定作用,基于此,通过建立模型和现场验证,提出了沿空巷道冲击危险性的工程判据,以期为深部开采沿空巷道冲击地压控制提供依据。

1 深部开采沿空巷道应力场分析

1.1 采空区初始侧向应力场

采空区初始侧向应力场是指沿空巷道掘进前,由上一工作面回采及上覆岩层运动形成的侧向支承压力场,依据宋振骐院士所提支承压力“内外应力场”概念[9],该应力场如图1所示。回采工作面上覆岩层运动后,下位岩层垮落并形成稳定结构,高位岩重向工作面两侧转移,形成支承压力峰值K1γH;而基本顶及直接顶悬露部分的岩重通过稳定结构向煤体和采空区转移,形成较低的应力峰值K2γH。

图1　采空区初始侧向应力分布曲线Fig.1 Original lateral stress distribution curve of goaf

图1中K1,K2分别为高应力峰值和低应力峰值应力集中系数;γ为岩体平均容重;H为煤层埋深, H1,H2分别为高位岩层和低位岩层的厚度;R1,R2分别为高应力峰值位置、低应力峰值位置与煤壁的距离。

高应力峰值位于煤岩体弹性区内,应力集中系数K1>1,低应力峰值位于煤岩体塑性区内,应力一般低于原岩应力(应力集中系数K2<1),且随岩层结构运动而变化。

1.2 重新分布的侧向应力场

由矿山压力及岩层控制研究可知:

式中,h为煤层采高。

则在千米深井条件下,

因此,与K1相比,K2影响可忽略。沿空巷道掘进后,巷道两侧的应力重新分布,实体煤侧巷帮深部煤体呈弹性状态,承载能力相对较强,出现新应力峰值kγH;而煤柱侧煤岩体呈塑性状态,承载能力相对较差,应力近似均匀分布,如图2所示。图中k为巷道实体煤侧应力峰值系数,l为高应力峰值位置与实体煤侧巷帮的距离,b为巷道宽度,q为煤柱均布载荷。

图2　巷道掘进后侧向应力分布曲线Fig.2 Lateral stress distribution curve of goafafter gob-side entry driving

1.3 沿空巷道应力场与冲击地压的关系

1.3.1 高应力区的整体作用

图1,2中,H2远远小于H1,则低位岩层运动对高位岩层的应力分布影响较小,可认为K1γH和R1均不发生明显变化,高位岩重转移形成的高应力区以静态载荷形式存在,构成了沿空巷道的基础应力场。

1.3.2 高应力差区的局部作用

沿空巷道掘进后,实体煤侧煤岩体中产生应力峰值kγH,煤帮处应力近似为0,则在煤帮和应力峰值kγH间存在应力差值区,应力差值为Δσ≈kγH,称之为高应力差区,如图2所示。该区距离煤帮较近,且应力差值较大,使得煤岩体处于高度不对称受力状态,产生较强剪切力,破坏煤岩体稳定性,若煤岩体具有冲击倾向性,则极易引起煤帮整体冲击性失稳而发生冲击地压灾害。

1.3.3 l值与沿空巷道冲击危险性的关系

实体煤侧巷帮与高应力峰值位置的间距l越小,巷帮应力集中程度越高,应力差值Δσ越大,则冲击危险性越大;反之,则冲击危险性越小,如图3所示。因此在地质和开采因素不发生明显变化的情况下,必然存在临界冲击地压状态对应的l值,使得高应力差区域处于冲击地压发生的临界状态。

2 沿空巷道围岩高应力及高应力差的工程力学模型

2.1 掘巷前采空区侧向应力场简化模型

为简化计算并能反映一般规律,建立采空区初始

图3　l值大小与冲击危险性关系示意Fig.3 Relationship between impact danger and the value of l

侧向应力场简化模型如图4所示。图4中,以采空区煤壁为坐标原点O,以煤体中一点与煤壁的水平距离为横坐标x,以该点的垂直应力值为纵坐标,建立初始应力场坐标系。依据图1,采空区初始侧向应力曲线可简化为分段函数,如式(5)所示。

图4　采空区初始侧向应力场简化模型Fig.4 Simplified model of the original lateral stress field of goaf

初始应力曲线可以看作是高位岩层应力曲线与低位岩层应力曲线的叠加结果,因此在低位岩层扰动范围外,煤岩体应力曲线可以视为高位岩层的应力显现,则曲线段[R3,R1]斜率为K1γH/ R1,曲线段[R1, R4]斜率为(K1-1)γH/ (R1- R4)。

式中,R3,R4分别为低位岩层应力影响边界和高位岩层应力影响边界与煤壁的距离。

2.2 掘巷后侧向应力场简化模型

依据图2,采用与图4相同的简化方法和坐标系建立沿空巷道掘进后重新分布的侧向应力坐标系及应力曲线,如图5所示。

图5　巷道掘进后侧向应力场简化模型Fig.5 Simplified model of the original lateral stress field after gob-side entry driving

沿空巷道掘进后侧向应力曲线也可简化为分段函数,如式(6)所示。

式中,x1,x2,x3,x4分别为煤柱侧巷帮、实体煤侧巷帮、应力差区峰值位置、重分布应力的影响边界与煤壁的距离,为形象表示各参数的含义,可以用以下公式进行代替:

式中,b为巷道宽度;l为实体煤侧巷帮位置至应力高峰值位置的距离;r为应力差峰值位置与实体煤侧巷帮位置的距离(也是应力差区域的宽度);s为重分布应力的影响范围,如图5所示。

2.3 掘进影响区高应力与高应力差的分析

根据初始应力场与重新分布应力场应力总量不变的原则,建立2个应力场之间的关系,即

式中,∑σ1和∑σ2分别为初始应力场和重新分布应力场的应力之和。

初始应力之和由式(5)积分得到,即

由于K1≫K2,则由低位岩层引起的应力变化量对高位岩层引起的整体应力变化量可以忽略不计,则[0,R3]应力叠加段的积分结果可以用单独由高位岩层引起的应力方程积分代替,即式(12)可化简为式(13),即

掘进后应力之和由式(6)积分得到,即

由式(11),(13)及(14)可化简得到

将式(7)~(10)代入式(15)中,得到

式中,b为定值;R1受开采扰动的变化量较小;kγH≫q,则q值对kγH可以忽略;相对R1而言,s,r较小,则在公式中对于kγH的影响较小。综上,能够引起应力差区峰值kγH发生较大变化的参数是K1γH和l, 式(16)是kγH关于K1γH和l的函数,K1γH越大或l越小,则kγH越大,发生冲击地压的可能性越大,反之,发生冲击地压的可能性越小。

3 沿空巷道发生冲击地压的工程判据

依据前文,沿空巷道应力场存在的高应力差区是沿空巷道发生冲击地压的主要区域,以该区域煤岩体为研究对象,取高度为h的单元体进行受力分析(图6)[10],单元体上下界面受摩擦力τ′,竖直截面受水平应力σx,水平截面受垂直压力σy,dσx为高应力差引起的水平应力增量,h为巷道高度,dx为单元体宽度。

由沿空巷道应力场分布规律与冲击地压的关系可知,影响沿空巷道发生冲击地压的主要应力场因素是高应力和高应力差,这2个因素与围岩的力学性质决定了沿空巷道发生冲击地压的危险性[11]。煤岩体须满足高应力、高应力差、强度以及冲击倾向性等条件,才能发生冲击地压。

图6所示模型中,高应力对煤岩体的影响对应于垂直应力σy,高应力差对煤岩体的影响对应于水平应力增量dσx。高应力以垂直载荷的形式作用于煤岩体,造成煤岩体内部的剪切破坏;高应力差形成水平应力增量造成煤岩体整体在水平方向上的滑动失稳;而煤岩体自身的力学性质则决定了煤体在上述作用下能否形成冲击。

3.1 沿空巷道发生冲击地压的应力条件

沿空巷道发生冲击地压的应力条件是指煤岩体在高应力垂直加载条件下发生剪切破坏[12](图7)。

图6　高应力差区围岩单元体应力模型[10]Fig.6 Stress model of surrounding rock element in the high stress difference region[10]

图7中,σ1,σ3分别为单元体的最大和最小主应力;σn和τn分别为剪切面的剪切力和正应力;θ为岩体破坏角。由此,可认为造成煤岩体剪切破坏的判据为

式中,[τn]为剪切面的剪切强度;In为发生冲击地压时,剪切面上的剪切力与相应剪切强度的临界比值。

由莫尔库仑准则,式(17)可近似演化为

式中,φ为煤岩体内摩擦角;Rc为煤岩体的单轴抗压强度;Ic为发生冲击地压时,最大主应力与煤岩体三轴抗压强度的临界比值。

高应力差区煤岩体垂直应力峰值为kγH,而巷帮水平应力值相对非常小,由文献[9],可近似认为最大主应力为kγH,最小主应力为0,式(18)化简为

式中,I1为发生冲击地压时,高应力差区应力峰值与煤岩体单轴抗压强度的临界比值。

kγH表达式见式(16)。

3.2 沿空巷道发生冲击地压的应力梯度条件

沿空巷道发生冲击地压的应力梯度条件是指煤岩体在应力差区域高度不对称应力下发生的滑动失稳,应力梯度是指应力差值Δσ与应力差区宽度r之比,即kγH/ r。

图6模型中,设高应力差区产生的水平剪切力为τ,则τ与煤岩交界面摩擦力τ′方向相反,且当高应力差区稳定时, |τ| = |τ′|;当高应力差区不稳定时,|τ|≥|τ′|。

建立水平方向的平衡方程[10],可得

当水平剪切力τ与煤岩体交界面抗剪强度[τ]之比达到临界值时,高应力差区煤岩体就会产生水平运动,沿空巷道即可能发生冲击地压,即

式中,I2为发生冲击地压时,煤岩交界面水平剪切力与交界面抗剪强度的临界比值。

由莫尔库仑准则,可得

式中,c,φ分别为煤岩体黏聚力及内摩擦角。

结合上述各式,可得

将高应力差区看作整体,对式(23)两端进行积分:

式中,λ为侧应力系数。

化简得到沿空巷道发生冲击地压的应力梯度条件为

可见,沿空巷道发生冲击地压的应力梯度条件与巷道高度、侧应力系数、煤岩体黏聚力和内摩擦角、应力差区峰值以及应力差区宽度等因素有关。在其他因素不变的条件下,若kγH不变,则r越小,应力梯度越大,式(25)越容易满足,冲击危险性就越大,此时冲击危险性与应力梯度呈正相关。

3.3 煤岩体的冲击倾向性条件

应力和应力梯度条件是应力差区煤岩体的破坏条件,在工程实践中,为判断煤岩体缓慢破坏形成围岩大变形还是快速破坏形成冲击地压,还需引入煤岩体的冲击倾向性参数,依据中华人民共和国国家标准《煤的冲击倾向性分类及指数的测定方法》(GB/ T 25217.2—2010),当煤岩体满足式(26)所示的冲击倾向性条件时,则煤岩体发生冲击地压的可能性非常大。

其中,DT,WET和KE分别为煤岩体的动态破坏时间、弹性能指数和冲击能量指数。工程应用中,式(26)中任一指标达到冲击倾向性的标准,即认为煤层满足冲击倾向性条件,因此各指标之间是“或”的关系。

3.4 沿空巷道冲击危险性的工程判据

基于高应力分析的应力条件、基于高应力差分析的应力梯度条件以及煤岩体的冲击倾向性条件可作为工程实践中判断沿空巷道冲击地压的关键因素,三者揭示了沿空巷道发生冲击地压时煤岩体内部结构破坏、煤岩体整体滑动失稳以及快速冲击的过程,既互相补充,又在力学本质上存在明显差异:

(1)互补性。

若煤岩体应力较低,则不易发生破坏;若应力梯度较低,则难以形成整体失稳;若煤体的冲击倾向性较低,则变形过程缓慢,难以形成冲击。因此,沿空巷道发生冲击地压的3个条件相互补充,缺一不可。

(2)差异性。

如前文所述,应力判据和应力梯度判据的力学本质都是剪切破坏,但二者具有本质差异:前者是垂直高应力作用下的煤岩体内部剪切破坏;后者是高应力差作用下的水平滑动剪切破坏。

综上,结合式(19),(25)~(26),深部开采沿空巷道冲击危险性的工程判据表达式为:

式(27)中各参数意义同前,条件①,②,③分别为沿空巷道冲击危险性工程判据的应力条件、应力梯度条件和冲击倾向性条件。实际应用中,将现场各参数代入式(27)中计算,其中一个或多个条件满足,对应着沿空巷道的不同的冲击危险性,见表1。

由式(27)可知,决定深部开采沿空巷道冲击地压危险性的关键因素是高应力差区的应力峰值、应力差值、应力梯度、煤岩体强度以及冲击倾向性。在围岩强度和应力场分布不发生明显变化的情况下,由式(16)可知,引起上述因素发生较大变化的人为因

表1　工程判据计算结果与冲击危险性的关系Table 1 Relationship between calculation of engineeringcriterion and rock burst hazard

素是实体煤侧巷帮与高应力区峰值位置的间距l,因此l是决定沿空巷道冲击危险性的可控因素,通过合理布置沿空巷道位置可以有效控制沿空巷道的冲击地压灾害。根据式(27)和(16)可以对深部开采沿空巷道的冲击危险性进行判断并计算得到合理的l值范围。

4 沿空巷道冲击地压危险性工程判据的应用

4.1 工程背景

某矿2302S综放工作面为深部开采沿空工作面,工作面长约2 300 m,宽约270 m。煤层厚度平均9 m,埋深超过850 m,具有冲击倾向性,煤层倾角平均为5°,割煤高度3.5 m,放煤高度5.5 m。覆岩最上层有超过600 m的表土层。2302S工作面紧邻2301S工作面采空区,采空区顶板岩层充分垮落,2302S工作面上平巷为沿空巷道,巷道布置采用留5 m小煤柱沿空掘巷技术,断面形状为矩形,尺寸为3.5 m× 5.0 m,如图8所示。

图8　2302S工作面上平巷侧向岩层结构示意Fig.8 Schematic diagram of the lateral strata structure ofupper entry of 2302S working face

4.2 理论计算

2302S直接顶厚度约为29 m,如图8所示。经计算和现场勘查,采空区岩层已充分垮落,侧向应力场分布基本稳定,根据生产经验和现场测量[10,13-14],在该矿的地质和开采条件下,深部开采沿空巷道冲击危险性工程判据中各参数的取值分别为:K1= 2,γ= 25 kN/ m3,H = 850 m,R1= 6h = 21 m,b = 5, s = 3h = 10.5 m,l = R1-b-5 = 11 m,r = 1.5h = 5.25 m,q =1 MPa,Rc=20 MPa,c=1.66 MPa,φ=18.6°,λ=1。由式(27)及式(16),判据计算结果如下:

在该矿防治冲击地压的理论和实践研究中,高应力与抗压强度之比的临界值I1一般取1.5[14-16]。

由式(21)可知,在静力学理想条件下,当τ/ [τ]=1时,煤岩体即容易在高应力差作用下发生滑动失稳。深部开采复杂应力条件下,在考虑围岩、动力影响、应力变化等多种因素的基础上,I2取值应≥1,但由于煤岩体抗剪能力一般弱于抗压能力,可认为

本案例中,为确保安全性,取I2=I1=1.5。

根据该矿主采煤层的冲击倾向性鉴定结果,煤层的动态破坏时间DT约为46 ms,冲击能指数约为5.46 kJ,弹性能指数约为7.86,单轴抗压强度为20 MPa且在开采过程中,该矿曾发生过冲击地压,因此可以确定煤层具有冲击倾向性。

由式(28)及煤岩体的冲击倾向性鉴定结果,表1中条件①、②、③同时满足,说明该矿沿空巷道达到了发生冲击地压的判别条件,存在较大的冲击危险性。

4.3 现场验证

采用应力动态监测技术对2302S工作面进行实时监测,监测结果表明2302S工作面沿空巷道实体帮煤体应力一直处于较高应力状态,导致工作面在短时间内需要采取多轮卸压措施。图9为2302S工作面沿空留巷第3组应力计在某一回采期间的应力曲线图。工作面在回采过程中该组应力计出现多次预警,及时采取卸压措施后应力降低至正常水平,但卸压后煤体应力恢复较快,需要采取2次甚至3次卸压。同时,沿空巷道围岩产生严重的超前大变形,2302S工作面回采期间两帮最大变形量达到3 615 mm,顶、底板最大变形量达到2 793 mm。

图9　2302S工作面超前第3组应力曲线Fig.9 Stress curve of the third group of stress meter before 2302S working face

现场监测表明2302S工作面沿空巷道具有较大的冲击危险性,这与工程判据结果一致。同时,预警时间长,多轮卸压效果不佳和围岩大变形的现象表明造成冲击危险性的主要原因并非临时因素,而是巷道位置不合理形成的长期影响,这与判据中l值过小导致冲击危险性较高的推断也是对应的。

4.4 灾害原因及工程建议

4.4.1 冲击危险性原因分析

从沿空巷道冲击地压危险性的工程判据角度分析,造成2302S工作面沿空巷道超前应力升高,冲击危险性大的主要设计原因是实体煤侧巷帮至应力峰值位置的间距l小于临界距离,合理间距l应满足:

依此求得2302S工作面沿空巷道所需的合理间距为

4.4.2 围岩超前大变形原因分析

2302S沿空巷道实体煤侧巷帮变形量大的主要原因是应力较高,如图9所示;而煤柱侧巷帮变形量大的主要原因是强度较低和回采面的扰动影响。欲控制2302S沿空巷道超前大变形,须保证围岩处于低应力环境以及最大程度上减小回采扰动。

4.4.3 工程建议——“负煤柱”沿空掘巷技术

由l>16.11 m,b=5 m,R1=21 m,可得煤柱宽度R1-b-l基本为0,因此建议将巷道布置在采空区内,如图10所示,从几何关系上,称该技术为“负煤柱”沿空掘巷。“负煤柱”沿空巷道满足式(31),可以保证巷道处于低应力和低应力差环境下,同时采空区垮落稳定后受沿空工作面回采的扰动影响较小,因此可以控制深部开采沿空巷道冲击地压和大变形灾害。

图10　“负煤柱”沿空掘巷技术示意Fig.10 Schematic diagram of gob-side entry driving with negative pillar

由于该矿井属于低瓦斯矿井,实际应用中,在采空区中掘进效率较高,可以采用“管棚注浆+U型钢”支护,表面喷浆及帷幕注浆等技术解决采空区围岩破碎,顶板冒落以及漏风等问题和隐患,具有较强的实际可操作性。

目前该矿已经在井下开展相关的准备和试验工作,预计该方案可以有效解决深部开采沿空巷道冲击地压与超前大变形灾害。

5 结 论

(1)提出了沿空巷道冲击危险性的工程判据,推导了判据的量化形式,并得到了现场验证。

(2)沿空巷道应力场中的高应力区附近的高应力差区是发生冲击地压的主要区域,决定冲击地压危险性的关键因素是高应力差区域的应力峰值、应力差值、应力梯度和煤岩体强度以及冲击倾向性。

(3)提出了沿空巷道实体煤帮与高应力峰值位置的间距是高应力差区域冲击危险性的关键因素,也是人为可控的因素,通过合理布置沿空巷道位置,可以有效控制沿空巷道的冲击地压灾害。

(4)以实际案例为工程背景,验证了“小煤柱”沿空掘巷方案的冲击危险性,论证了“负煤柱”沿空掘巷方案对于防治冲击地压和大变形的合理性。

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Engineering criterion of gob-side entry rock burst hazard in deep mining

JIANG Fu-xing1,WANG Jian-chao1,SUN Guang-jing2,ZHU Si-tao1

(1.School of Civil and Environmental Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China;2.Shandong Xinjulong Energy Limited Company,Heze 274918,China)

Abstract:In order to study the occurrence conditions of rock burst in gob-side entry in deep mining,the stress field distribution of gob-side entry was taken as entry point,and the corresponding engineering mechanical models were established.After analysis,the high stress difference region near the high stress region in the surrounding rock of gobside entry is the main region of rock burst.Taking the coal of the high stress difference region as study object,the stress condition,stress gradient condition and bursting liability condition of rock burst occurrence in gob-side entry were gained by mechanical analysis,and the engineering criterion of rock burst hazard was deduced.The results show that the key factors of rock burst hazard are the stress maximum,the stress difference,the stress gradient,the strength and bursting liability of coal in the high stress difference region.And rock burst disaster of gob-side entry can be controlled effectively by determining the reasonable position of gob-side entry to adjust the spacing between substance coal roadway side of gob-side entry and stress peak of the high stress region.

Key words:deep mining;gob-side entry;rock burst;engineering criterion

通讯作者:王建超(1990—),男,河北承德人,硕士研究生。E-mail:wangjianchao2009@163.com

作者简介:姜福兴(1962—),男,江苏常州人,教授。Tel:010-62332900,E-mail:jiangfuxing1@163.com。

基金项目:国家重点基础研究发展计划(973)资助项目(2010CB226803);国家自然科学基金资助项目(51274022,51174016)

收稿日期:2014-10-18

中图分类号:TD324

文献标志码:A

文章编号:0253-9993(2015)08-1729-08