孤岛工作面长度对下伏大巷稳定性影响研究*

王志强，苏　越，孙中文，任亚军

(中国矿业大学(北京)，北京 100083)

0　引言

由于早期设计施工等原因，在我国东部矿井存在大量残留孤岛煤柱，孤岛煤体的回采会影响到下伏大巷围岩应力与稳定性，研究孤岛工作面长度对下伏大巷稳定性的影响显得尤为重要。在研究孤岛煤体对下伏大巷的稳定性影响时，应先对孤岛工作面底板应力分布规律进行研究，建立与实际相符合的孤岛工作面底板力学模型[1-4]。

华心祝[5]等建立了孤岛工作面基本顶力学模型，研究孤岛工作面超前支承压力分布规律；黄炳香[6]等通过数值模拟不同孤岛工作面长度留设不同宽度的区段煤柱，确定孤岛工作面区段煤柱的合理尺寸；冯宇[7]等通过建立孤岛工作面顶板传力机制，确立了一种孤岛工作面围岩失稳的判定依据；李振雷[9]等通过现场微震监测技术建立了孤岛煤柱的冲击评价机制；张华磊[10]采用附加应力计算方法建立了采场底板应力分布模型,得到了工作面回采时支承压力影响下底板某一点处的应力变化规律。

综合现有成果发现，针对孤岛工作面长度对下伏大巷围岩稳定性的影响的研究报道较少，本论文基于此，以开滦矿区某矿8#孤岛工作面为工程背景，讨论孤岛工作面长度对下伏大巷围岩破坏的影响。

1　工程背景

该矿8#孤岛工作面位于-500 m水平中央采区，残留煤柱标高-420～-452 m，地面标高16.9 m，走向长1 816.1 m，倾斜长75～105 m，可采储量83.5 万t，其位置关系情况见图1所示，8#孤岛煤柱工作面煤层厚度在2.2～4 m之间，平均煤层厚度为3.3 m，煤层倾角平均20°，可采指数1.0，为稳定煤层，结构简单。

图1　残留孤岛煤柱与下伏大巷的空间关系Fig.1　Spatial relationship between the remaining island pillars and the lower alley

现要开采8#煤层中孤岛煤柱所形成的工作面，在其下方有-480 m水平南翼运输大巷，运输大巷与开采煤层距离较近，法向距离47 m，垂直距离50 m。目前大巷部分区段已发生严重变形，如图2所示。

图2　水平大巷变形情况Fig.2　Horizontal alley deformation

2　两侧采空孤岛工作面底板垂直应力分布规律

2.1　底板力学模型

本文建立了工作面倾向方向上的采场底板垂直应力受力模型。把煤体看作连续介质体，为便于计算将物理模型做了相应的简化，将支承压力的变化曲线看作线性变化，采空区对底板产生的应力视为0。简化后倾向方向上的底板垂直应力计算力学模型，如图3所示。

图3　煤层底板受力模型Fig.3　Stress model of coal floor

图3中，a1，a5为孤岛工作面内的应力升高区；a2,a4为孤岛工作面内的应力降低区；a3为孤岛工作面内的原岩应力区。θ1～θ5是底板处某一点与各个应力区域在底板的夹角。

2.2　底板应力计算公式推导

在底板中任意取一个位置采用半无限体空间理论进行分析，把煤层底板受力模型分成不同的区域进行分析，分别对每个区域的应力进行计算，最后将各区域对该点的应力进行叠加，即可求出底板处任意一点的垂直应力大小。当底板内任意一点受到的载荷为p时，产生的应力分量分别为：

(1)

式中：p为底板某一点处受到的载荷，MPa;θ为底板某一点与载荷之间的夹角，(°)；r为底板某一点处与所受载荷之间的距离，m。

而当分布力的集度有变化时有：

(2)

(3)

式中：q为任意微元体的载荷集度。

由图4知：

dp1=q1dx

(4)

式中：P1为a1范围内的应力；q1为a1范围内的载荷集度。

图4　载荷p1对底板内某一点p产生的应力Fig.4　Load p1 on the bottom of a point p generated by the stress

将q1代入式(3)中：

(5)

因为，a1=y(tanθ2-tanθ1)，故：

(6)

式中：y为底板某一点处的纵向坐标。

将式(6)代入式(5)得:

(7)

同理，可以推出其他几个区域对该点产生的载荷为：

(8)

(9)

(10)

(11)

将式(7)～(11)的计算结果相加，即可求得σy：

(12)

再经过坐标转换得：

(13)

由式(13)可知：孤岛工作面开采时对下方底板处任意一点的应力大小，与该点距孤岛工作面的距离，孤岛工作面长度，应力集中系数有关。由于本文研究孤岛工作面布置宽度对下伏大巷的影响，故应控制其他变量，考虑孤岛工作面长度对-480 m水平大巷的影响。

将该矿地质条件下的实际数据q0=9 MPa,kq0=18 MPa,a1=a4=12 m,a2=a5=9 m，以及将-480 m水平大巷的坐标代入公式计算得到孤岛工作面长度对下伏大巷压应力的影响示意图，如图5所示。

图5　工作面长度与垂直应力关系Fig.5　The relationship between the length of the face and the vertical stress

如图5所示，下伏大巷压垂直应力的变化曲线呈先减小后增大的趋势。当孤岛工作面面长<60 m时，下伏大巷所受到的压应力逐渐减小；当孤岛工作面面长>60～130 m时，下伏大巷所受到的压应力逐渐增大；而当孤岛工作面面长>130 m后，虽然应力仍然增大但是增长幅度缓慢。

该曲线反映了该地质条件下，-480 m水平大巷上覆孤岛工作面面长对水平大巷的应力影响。对于实际生产中有相似地质条件的矿井布置孤岛工作面长度有一定的指导意义。

3　数值模拟方案

3.1　计算模型的建立

由图6曲线知在该矿地质条件下工作面布置长度在60 m时下伏大巷所受的应力最小，为了验证孤岛工作面长度对下伏大巷稳定性的影响，分别建立2个模型:①工作面长度100 m(8#孤岛工作面实际长度);②工作面长度60 m。并用这2个模型进行对比分析。如2个模型根据相同的煤岩层地质条件建立，煤柱情况相同,孤岛工作面与两侧采空区之间均留设7 m煤柱。为了控制变量，只研究孤岛工作面长度对大巷稳定性的影响，根据该矿-480 m水平大巷实际支护方案进行模拟，模拟采用锚网喷的支护形式，顶板采用φ22 mm×2 500 mm左旋螺纹钢高强锚杆7根，间排距850 mm×600 mm，锚索采用φ18.9 mm×6 300 mm左旋钢绞线，间排距2 400 mm×800 mm；帮部安设锚杆4根，间排距750 mm×800 mm，底脚使用φ22 mm×2 500 mm左旋螺纹钢高强锚杆。锚杆锚索采用FLAC 3D内置单元体锚杆锚索(cable)进行模拟，锚喷采用衬砌(linder)单元体进行模拟，支护体结构单元如图6所示。

图6　支护体结构单元模型Fig.6　Supporting body structure unit model

1)模型1：工作面长100 m的计算模型(该矿孤岛煤体实际开采尺寸)

模型尺寸为x×y×z=240 m×150 m×195 m, 模型由36 204块组成，包括40 912个格点。根据工程实践，按照8#孤岛工作面实际的地质情况，模型设置煤层厚度均为3.5 m，平均倾角为20°，巷道尺寸为3.2 m(巷高)× 4.8 m(巷宽)，模型埋深约为300 m，则模型顶部施加300 m×0.025 MN/m3=7.5 MPa的荷载以模拟上覆未建岩层的重量。模型底部边界对节点水平和竖直方向的速度进行约束，同时模型两侧边界对节点的水平向速度也进行约束。上边界为自由边界。

2) 模型2：工作面长60 m的计算模型(理论分析后对下伏大巷维护最有利的孤岛工作面长度)

模型尺寸为200 m ×150 m ×195 m，模型由25 360块组成，包括29 207个格点。其他情况与100 m工作面相同。 FLAC 3D5.0数值模拟网格图如图7所示。

3.2　计算模型各岩层物理力学参数

本数值模拟用到的相关岩层力学参数详见表1。

3.3　计算模拟过程和变化条件

计算模型采用莫尔一库仑强度准则进行，先开挖该矿-480 m水平大巷，再采2 087和2 089工作面，计算平衡后即形成8#孤岛工作面，8#孤岛工作面每次开挖推进长度10 m。

3.4　开采前下伏大巷稳定性分析

如图8所示，在2个工作面回采结束后，会在采空区垂直方向上形成应力降低区，而在孤岛工作面两端会形成应力升高区。在模型1中大巷顶底板的应力很小，大巷顶板应力值为2.5 MPa，底板应力值为2.5 MPa，大巷两帮应力达到17.5 MPa，两帮应力集中系数较大，约为1.95。而在模型2中，由于大巷上方的孤岛工作面长度较短，大巷顶板应力值为0.6 MPa，底板应力值为2.5 MPa，大巷两帮的应力为12.5 MPa,应力集中系数约为1.38，小于模型1中的应力集中系数。对比发现，在该地质条件下大巷上方工作面长度为60 m时对于下伏大巷的维护有利。

表1　各岩层力学参数Table 1　Mechanics parameters of each rock formation

图7　三维计算模型Fig.7　Three-dimensional calculation model

图8　应力分布对比Fig.8　Comparison of stress distribution

3.5　回采后下伏大巷稳定性分析

如图9所示，模型1中，大巷顶板应力值为2.9 MPa，底板应力值为3.5 MPa，左右帮应力较高，为7.5 MPa。模型2中，大巷整体处于8#孤岛工作面完整的应力降低区中，整体应力值为1.97 MPa。由于模型1中孤岛工作面较长，应力降低区向底板的传递不如模型2中充分，应力云图形状也不像模型2中向底板发育完全。故与模型2相比，模型1中-480 m水平大巷处于更高的应力区之中，为大巷的支护和维修带来困难。

图9　开采孤岛工作面应力分布对比Fig.9　Comparison of stress distribution in isolated island face

如图10所示，模型1中，在巷道顶板位置，左侧破坏深度为4.5 m，右侧破坏深度为2.3 m；大巷两帮破坏深度约为1.5 m，底板破坏约为6.0 m。模型2中，在巷道顶板位置，左侧破坏深度为1.2 m，右侧破坏深度为3.4 m；大巷两帮破坏深度约为1.5 m，大巷底板发生破坏深度约为2.0 m。

图10　开采孤岛工作面塑性区分布对比Fig.10　Comparison of distribution of plastic zone in isolated island face

从大巷稳定性上来看，大巷围岩塑性区呈现出“X”型破坏。由于模型2中孤岛工作面的开采范围小，并且模型2中大巷所处的应力区应力较低，所以模型2中的大巷塑性区范围小于模型1中的大巷塑性区的破坏范围。

由此分析知，对于该地质条件下水平大巷上方的孤岛工作面，相较于孤岛工作面长度为100 m时，布置的孤岛工作面长度为60 m时可以有效地控制下伏大巷的塑形破坏范围，对下伏大巷维护有利。

4　结　论

1)对在该矿地质条件下孤岛工作面长度对下伏水平大巷垂直应力影响的曲线图分析知，在该地质条件下布置孤岛工作面长度为60 m时，-480 m水平大巷受孤岛工作面回采影响最小，对大巷的维护更为有利。

2)通过FLAC 3D数值模拟软件对比分析了该地质条件下孤岛工作面长度分别为60和100 m 2种情况：孤岛工作面回采前和孤岛工作面回采过程中-480 m水平大巷的垂直应力分布云图和塑性区范围。对比发现，当孤岛工作面为60 m时，对下伏-480 m水平大巷的维护更为有利，验证了公式推导得出的结论。

3)下伏水平大巷的稳定性与孤岛工作面回采时的很多因素有关，如采高、巷道布置形式、工作面回采参数(尤其是推进速度)等因素，着重研究了孤岛工作面长度的影响，而如何与上述其他主要因素结合研究孤岛工作面和下伏水平大巷的关系，是下一步的主要研究内容。

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