厚煤层大倾角煤顶下掘进围岩控制数值模拟研究

高建华， 庞现军

(淮北青东煤业有限公司， 安徽 淮北 235143)

随着煤炭资源开发力度的加大，条件较好的近水平、缓倾斜煤层的现有量也急剧减少。为了满足国家经济的发展需求，大倾角煤层的开采问题逐渐引起国家的高度重视。大倾角煤层开采过程中需要掘进大量巷道，而巷道围岩稳定问题是保证大倾角煤层高效安全开采的先决条件，是确保矿井可持续发展的必要前提，巷道围岩的稳定状况和维护质量好坏直接关系到矿井安全生产和社会经济效益[1-2]。合理、有效的支护形式不仅能控制巷道的变形，保持巷道稳定，还可以大大提高巷道掘进速度以及降低工程成本费用。

对于大倾角煤巷而言，由于煤岩层理方向与重力方向所成夹角变小，重力沿层理方向的作用力大大增加，与近水平巷道相比，大倾角煤巷表现出不同的围岩破坏特征，其变形破坏机理也不尽相同。常规的支护手段难以控制此类巷道的有害变形，通常大倾角煤巷的支护成本较近水平巷道高出约30%，若不了解巷道围岩的变形破坏机理，盲目设计支护参数，巷道将发生严重的失稳破坏，直接威胁生产安全，故开展大倾角煤巷围岩稳定性及控制技术研究是为确保大倾角煤层矿井安全生产和降低工程成本费用的迫切需求。

鉴于此，以青东矿837机、风巷为工程背景，通过数值模拟对不同巷道布置位置和不同巷道掘进工艺条件下的围岩稳定性进行研究分析，对比巷道围岩破坏范围和变形量，以期为工程实践提供参考。

1 837工作面地质概况

1.1 岩层分布条件

淮北青东矿837煤巷掘进工作面位于三采区上山阶段，部分巷道跟底板掘进。所处煤层厚度为4.63～7.08 m，平均厚度6.00 m，煤层倾角18°～27°，平均22°，直接顶为2.1 m的泥岩，基本顶为砂岩，直接底为2.2 m的泥岩，基本底为砂岩，该处巷道属于典型的大倾角三软煤巷，围岩强度低，巷道稳定性差，易发生大变形，支护难度大。煤层顶底板情况见表1。

表1 煤层顶底板情况

1.2 水文地质条件

工作面掘进期间不仅受到8煤层顶板砂岩裂隙水、断层水的影响，还受到“四含”水的影响。8煤层顶板砂岩裂隙水作为工作面的直接充水水源以静储量为主，且富水不均一，掘进期间表现为滴、淋水现象，对巷道掘进无明显影响。如果遇到构造或裂隙较为发育的区域，淋水现象可能会较为严重，恐对巷道掘进造成一定影响。

2 不同掘进工艺巷道围岩稳定性数值模拟

2.1 煤层顶底板岩石力学参数实验室测试

目前，在岩石抗拉强度的测试方法中，直接法和间接法应用最为广泛。但是直接法是有局限性的，因为该方法对于加载方式的要求较为苛刻，且加载方法对试验结果影响较大。而间接试验方法名为巴西劈裂试验，也可测试岩石抗拉强度。该方法制样简单，对于加载方式要求不高，因此是目前普遍用来确定岩石抗拉强度的方法。

对837煤巷顶板围岩取芯，以确定较为详细的顶板岩性，并且对取样岩心进行试样加工，随后测定其物理、力学参数，测试结果可以作为后续数值模拟和支护参数的重要数值依据。

试样破坏情况如图1所示，从图中可以看出，试件破坏形式以劈裂破坏为主，径向一分为二，试样的破坏裂痕是由轴线开始向外扩展的。若重新拼接已经破坏的砂岩试样可以发现，拼接后的整体岩样形态完整，并且劈裂所产生的裂隙也紧密贴合。

图1 试样破坏情况

图2 抗拉强度理论计算

抗拉强度理论计算方法如图2所示，在外载荷F作用下，经过弹性力学的理论解答得到任意一点A处巴西劈裂试件的正应力计算式：

(1)

(2)

式中：D为圆盘的直径；L为圆盘的厚度。由式(1)，式(2)和图2可知，在与载荷方向平行的直径上，拉、压应力同时达到最大值。同时在此方向上的拉应力大小不变，压应力在圆心处取得最小值，圆心处的压、拉应力可以由(3)、式(4)计算得到，岩石受拉应力和压应力的影响，随着压应力的增加岩石的抗拉强度逐渐变低，在圆心位置抗拉强度达到最小值，所以在理想的巴西劈裂状况下，圆盘在中心处最先破裂。已知岩石的抗压强度远大于抗拉强度，前者通常是后者的8～12倍，而圆盘中心的压应力仅为拉应力大小的3倍，故巴西劈裂是拉破坏，且圆盘中心点处的压应力和拉应力为

(σx)x=0=-2F/πDL

(3)

(σy)x=0,y=0=6F/πDL

(4)

式中：F为试验载荷；D为巴西圆盘试件直径；L为巴西圆盘试件厚度。

图3是由实验数据结果绘制的巴西劈裂试件的拉应力-拉应变曲线，各样本对应的应力-应变曲线总体上都表现出压密、弹性和塑性3个阶段。在加载初期，样本试件与加载平面接触后产生压密变形，载荷加大时，应力-应变曲线近似呈现直线上涨的趋势，表现出弹性特征，达到加载载荷峰值时，拉应力达到最大值，样本试件发生拉裂破坏，试件破坏前没有明显的屈服阶段，试件脆性较强使得破坏在瞬间产生，所有没有明显的峰后曲线。

图3 巴西劈裂试件的拉应力-拉应变曲线

根据巴西劈裂试验，测得顶板砂岩单轴抗拉强度为3.922～4.593 MPa，平均单轴抗拉强度为4.293 MPa，泥岩单轴抗拉强度为1.715～2.321 MPa，平均单轴抗拉强度为2.018 MPa。

图4 巴西劈裂试件的压应力-压应变曲线

图4是由实验数据结果绘制的巴西劈裂试件的压应力-压应变曲线，岩石取芯样本具有不可避免的离散性，同岩性的不同样本其压应力-压应变曲线也有较大差异，现在分别取6组样本压应力-压应变曲线中的弹性阶段部分，由式(5)近似计算样本的弹性模量E。

(5)

计算得到两组泥岩样本的弹性模量分别为14.8、16.1 GPa，泥岩样本平均弹性模量E1=14.45 GPa，4组砂岩样本的弹性模量分别为24.4、41.2、22.37、33.9 GPa，砂岩样本平均弹性模量E2=30.46 GPa。

2.2 力学模型与参数

为研究软弱特厚煤层巷道分别在跟顶板掘进、全煤层掘进、破底掘进(不同破底深度)条件下巷道围岩破坏范围和变形特征，本节以青东煤矿837工作面煤巷为模拟对象，采用FLAC3D软件建立三维精细化数值计算模型，如图5所示。

图5 计算模型

为重点研究软弱特厚煤层巷道安全高效掘进技术，在建立模型时考虑到巷道开挖时巷道边界线附近围岩变形较大，应力变化活动较为剧烈，在提高计算精准度的同时提高计算速度，减少模型计算时间，因此整个模型尺寸选择x向宽20 m，y向长20 m，z向高50 m，三维模型单元网格共计285 000个。巷道宽5 940 mm，高3 600 mm。在837工作面煤巷附近六面体网格尺寸较小，网格呈放射状向其余部分发散。

模型的xoy、xoz和yoz面为法向位移约束，其余边界均为应力边界，其中x、y、z方向的应力分别为16、19.2、16 MPa。基于煤岩体破坏特征，选取Mohr-Coulomb模型开展相关模拟，分别计算分析不同掘进工艺条件下巷道围岩变形规律及破坏机理。

计算时，整体模型先被赋予统一的弹性参数，然后计算至平衡，得到初始的地应力分布，之后将砂岩、泥岩和煤赋予各自的力学参数并采用应变硬化/软化本构模型，接着开始分步开挖计算，水平方向每开挖1.2 m，施加一次相应的支护，接着计算6 000步，然后进行下一次开挖，共开挖14.4 m。支护结构中，U型棚和shell结构单元均使用各项同性的弹性本构模型，为了使shell单元在应力作用下能够产生较大的变形量，将其弹性模量设置为较低的值。为了简化模型，迎头端面临时支护使用5 000 N均布力代替，锚索和管棚结构使用cable结构单元建立。

为了监测不同开挖阶段的围岩变形与破坏的演化规律与支护结构支护阻力的演化规律，在5.2 m处布置监测断面，如图6所示，3个监测点分布在硐室周围，其中在巷道顶板中间和底板中间各布置1个监测点，记录该位置垂直方向上的位移，在巷道帮部中间布置的1个监测点用于监测该位置的水平位移。此外监测所有顶板及帮部锚杆的轴力变化，分析其支护阻力的演化规律。

根据青东矿837工作面煤巷取样的实验室测定结果，参考矿井相关地质资料，模型中各岩层的基本力学参数以及施加各支护构件的力学参数见表2～表5。

图6 数值模拟监测方案

表2 模型中各岩层参数

表3 模型中锚索单元参数

表4 U29型钢支架几何参数与力学参数

表5 模型中shell结构单元参数

2.3 跟顶板掘进时巷道围岩变形规律及破坏机理

塑性区的发育范围表征了围岩体的受力和承载状态，围岩塑性区范围受围岩体自身岩性、支护结构强度、采动支撑压力等因素的影响。支护滞后开挖面的距离增大，采动支撑压力增大，帮顶协同变形，围岩塑性区的发育深度就会逐渐增加。跟顶板掘进时巷道监测断面围岩塑性区如图7所示。

图7 跟顶板掘进时巷道监测断面围岩塑性区

从图7中可以看出，工作面在经过监测断面之后，巷道浅部围岩发生破坏，围岩塑性区首先向底板下方煤层扩展，围岩的塑性破坏主要表现为剪切破坏，随着巷道开挖的继续进行，工作面采场支撑压力不断增大，塑性区由巷道围岩浅部向深部扩展，最终底板塑性区深度为5.54 m，顶板塑性区深度为2 m，帮部塑性区深度为3.4 m，巷道底板塑性破坏区明显大于顶板和帮部的塑性破坏区，围岩的塑性破坏主要发生在巷道底板下方，说明跟顶板掘进方式下，需要特别注意加强对底板的支护，底鼓之后应及时卧底。

跟顶板掘进时巷道监测断面围岩变形演化规律如图8所示。

图8 跟顶板掘进时巷道监测断面围岩变形演化规律

从图8中可以看出，在跟顶板掘进条件下，工作面推至监测断面位置后，监测点的位移均迅速增加，巷道底板发生显著变形，巷道底鼓量最终达到98.25 mm，顶板最大下沉量为27.2 mm，顶底最大移进量为125.45 cm，巷道围岩水平位移主要集中在巷帮部位以及底板靠近帮脚处位置，右帮移进量为67.98 mm，巷道顶板、两帮明显向巷道中心运动，巷道底板的垂直位移一直高于巷道顶板的垂直位移，造成这种现象的主要原因是巷道在煤层中沿顶板掘进，采场支撑压力不断增大，底板和测帮的煤体强度低于顶板泥岩强度，在巷道围岩应力释放产生变形的过程中，软弱的底板和侧帮承担了大部分变形，而且底板也没有进行针对性的支护，巷道帮脚处也表现出明显的内挤，帮脚和底板变形破坏严重。

2.4 跟底板掘进时巷道围岩变形规律及破坏机理

跟底板掘进时巷道监测断面围岩塑性区如图9所示。

图9 跟底板掘进时巷道监测断面围岩塑性区

从图9中可以看出，在跟底板掘进条件下，塑性破坏区主要位于巷道顶板及帮部煤体中，塑性破坏主要表现为剪切破坏，巷道顶板塑性区深度为5.55 m，说明在跟底板掘进条件下，现有的支护不能对巷道顶部的破坏进行有效的控制，底板塑性区深度为2 m，帮部塑性区深度为3.3 m，巷道顶板和帮部的塑性破坏区明显大于底板的塑性破坏区，说明在跟底板的掘进方式下，现有的支护条件不能有效的控制巷道顶板和帮部。

跟底板掘进模型经过计算平衡后的巷道监测断面垂直位移云图、巷道监测断面水平位移云图、巷道总体位移矢量图如图10所示。

图10 跟顶板掘进时巷道监测断面围岩变形演化规律

从图10中可以看出，在跟底板掘进条件下，巷道顶板及帮部变形量相对较大，巷道顶板下沉量为81.06 mm，帮部移进量为97.72 mm，由于巷道跟底板掘进，底板泥岩强度比顶板和侧帮煤体强度更强，最终巷道底鼓量为51.23 mm，明显小于巷道顶板和侧帮的位移量，由于U型棚对上覆煤体载荷的传递较好且自身强度较高，在巷道帮脚处对底板有明显的挤压作用，在底板中靠近帮脚的小范围内产生严重底鼓，可见只施加U型棚和在帮脚处的锁腿锚杆不能控制帮脚挤压底板产生的底鼓，所以跟底板掘进时应当针对该问题加强对帮脚和巷帮的支护。

2.5 在全煤层中掘进时巷道围岩变形规律及破坏机理

在全煤层中掘进时巷道监测断面围岩塑性区如图11所示。

图11 在全煤层中掘进时巷道监测断面围岩塑性区

全煤层掘进条件下，巷道开挖后，随着巷道开挖距离的不断增加，采动支撑压力不断增大，塑性区由浅部围岩逐渐向深部扩展，顶底板塑性区分布范围较为对称，底板塑性区范围为3.15 m，顶板塑性区范围为3.27 m，帮部塑性区范围最大为4.04 m，全煤层掘进条件下巷道围岩塑性区范围明显大于跟顶板掘进条件和跟底板掘进条件下的围岩塑性区范围，说明现有的支护方式在全煤层掘进条件下不能对巷道围岩的破坏进行有效的控制，巷道整体都发生较大范围的塑性破坏，该巷道布置方式下塑性区的破坏情况较为严重，不利于维持巷道稳定。在全煤层中掘进时巷道监测断面围岩变形演化规律如图12所示。

图12 在全煤层中掘进时巷道监测断面围岩变形规律

由图12可见，全煤层掘进条件下巷道顶板、两帮和底板均发生显著变形，巷道围岩产生整体向内收缩的趋势，底板底鼓量达到92.74 mm，顶板下沉量达到92.72 mm，顶底最大移进量为185.66 mm，侧帮移进量达到84.81 mm。巷道在厚煤层中掘进，巷道围岩软弱，导致开挖后巷道顶板、底板和侧帮均向巷道中心运动，主要变形为巷道底鼓与顶板下沉，顶底板破坏严重。

3 结 论

为研究大倾角煤层开采过程中巷道围岩的稳定状况，以青东矿837机、风巷为工程背景，综合利用实验室试验、理论分析与数值模拟等方法对不同巷道布置位置、不同巷道掘进工艺条件下的围岩变形与破坏进行研究，得到以下结论：

1)通过巴西劈裂试验，测得泥岩平均单轴抗压强度为2.018 MPa，平均弹性模量E1=14.45 GPa；顶板砂岩平均单轴抗压强度为4.293 MPa，平均弹性模量E2=30.46 GPa。

2)利用FLAC3D软件建立了不同掘进工艺条件下的数值计算模型，分析了软弱特厚煤层巷道分别在跟顶板掘进、全煤层掘进、破底掘进条件下巷道围岩破坏范围和变形特征。结果表明：①跟顶板掘进条件下，围岩的变形和塑性破坏主要发生在底板，说明跟顶板掘进方式下，需要特别注意加强对底板的支护，底鼓之后应及时卧底；②跟底板掘进条件下，巷道塑性破坏和变形主要位于巷道顶板及帮部煤体中，故应加强对巷道顶板和帮部的支护；且由于U型棚的挤压作用，在底板中靠近帮脚的小范围内产生严重底鼓，所以跟底板掘进时应当针对该问题加强对帮脚和巷帮的支护；③全煤层掘进条件下，顶底板塑性区分布范围较为对称，且明显大于跟顶板掘进和跟底板掘进条件下的围岩塑性区范围，并出现道底鼓与顶板下沉现象，说明原支护方式在全煤层掘进条件下不能对巷道围岩的破坏进行有效的控制。