綜放工作面過(guò)空巷礦壓顯現(xiàn)規(guī)律及控制技術(shù)研究

盧 恒，張傳寶，仵振華，王禹昌

(國(guó)家能源集團(tuán) 神華神東煤炭集團(tuán)大柳塔煤礦連掘二隊(duì)，陜西 榆林 719000)

由于歷史原因，很多中小型煤炭企業(yè)，尤其是以前存在的小煤窯一味追求煤炭產(chǎn)量，對(duì)煤炭無(wú)序開(kāi)采導(dǎo)致資源大量浪費(fèi)，更嚴(yán)重的是，造成我國(guó)眾多煤礦工作面開(kāi)采將面臨過(guò)空巷的危險(xiǎn)[1-3]?？障镉绊懝ぷ髅媲胺巾敯宸€(wěn)定性，易導(dǎo)致頂板大面積垮落、壓架事故，給礦井的安全生產(chǎn)帶來(lái)嚴(yán)峻的挑戰(zhàn)[4-9]。

目前國(guó)內(nèi)眾多學(xué)者對(duì)工作面過(guò)空巷期間頂板覆巖特征、礦壓顯現(xiàn)規(guī)律進(jìn)行了大量的研究，徐青云[10]等通過(guò)建立空巷基本頂力學(xué)模型，揭示了空巷頂板穩(wěn)定機(jī)理，確定頂板破斷產(chǎn)生滑落失穩(wěn)是造成壓架的主要原因；劉暢[11]等通過(guò)相似模擬得到了工作面過(guò)大斷面空巷基本頂會(huì)超前破斷，基本頂上方亞關(guān)鍵層隨基本頂破斷、滑落；尹超宇[12]等運(yùn)用尖點(diǎn)突變理論研究工作面與空巷之間煤柱的失穩(wěn)機(jī)理，認(rèn)為煤柱寬度等于臨界危險(xiǎn)寬度時(shí)，煤柱的塑性破裂區(qū)面積與煤柱總面積間滿足定量關(guān)系而發(fā)生能量控制型突變失穩(wěn)；郭富利[13]以綜放工作面空巷作為研究對(duì)象，以Winkler地基梁理論為基礎(chǔ)建立對(duì)應(yīng)上覆巖體關(guān)鍵結(jié)構(gòu)力學(xué)模型，對(duì)關(guān)鍵結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性進(jìn)行研究，認(rèn)為關(guān)鍵塊斷裂位置與直接頂性質(zhì)有關(guān)，并計(jì)算判定斷裂位置位于空巷上方；謝生榮[14]等基于工作面過(guò)空巷基本頂破斷的結(jié)構(gòu)模型，得到過(guò)空巷時(shí)長(zhǎng)關(guān)鍵塊條件下的支架臨界工作阻力，采用數(shù)值模擬方法分析綜放工作面過(guò)空巷時(shí)采動(dòng)影響下圍巖應(yīng)力分布、變形與破壞特征。根據(jù)關(guān)鍵層理論[15]可知，采場(chǎng)礦壓與覆巖關(guān)鍵層結(jié)構(gòu)破斷特征及其運(yùn)動(dòng)規(guī)律密切相關(guān)，懸臂梁結(jié)構(gòu)對(duì)支架壓力影響顯著大于砌體梁結(jié)構(gòu)，而砌體梁結(jié)構(gòu)時(shí)，支架上方斷裂關(guān)鍵塊體形態(tài)顯著影響支架壓力[16]，因此空巷通過(guò)影響基本頂斷裂特征間接影響了支架壓力載荷。

工作面空巷支護(hù)多采用木垛、錨桿(索)支護(hù)等形式，但其控制效果不佳，而高水材料充填技術(shù)能有效地解決工作面過(guò)空巷的難題，該技術(shù)主要研究充填材料配比、充填體強(qiáng)度、充填體與圍巖相互作用關(guān)系、充填對(duì)頂板影響等[17-21]。

筆者在前人研究的基礎(chǔ)上，對(duì)于綜放工作面過(guò)空巷礦壓顯現(xiàn)規(guī)律進(jìn)行研究，分析工作面推進(jìn)過(guò)程中前方煤柱失穩(wěn)破壞特征、頂板偏應(yīng)力演化規(guī)律，以及空巷對(duì)頂板斷裂的影響規(guī)律；采用數(shù)值模擬計(jì)算的方法研究工作面過(guò)空巷圍巖控制技術(shù)，確定合理控制方案，為同類(lèi)型綜放工作面采用過(guò)空巷技術(shù)提供重要的借鑒意義。

1 工程概況

某礦3-802工作面位于該礦八采區(qū)，底板標(biāo)高+490～+570 m，地面標(biāo)高+921～+945 m，采用放頂開(kāi)采工藝，采放比1∶1.4，工作面走向長(zhǎng)度1 170 m，傾向長(zhǎng)度213 m；主采3號(hào)煤層，煤層平均厚度6.2 m，該煤層穩(wěn)定，平均傾角5°。工作面的頂?shù)装鍘r性如圖1(a)所示。

在距離工作面357 m和961 m處發(fā)育X8-6、X8-9陷落柱，該陷落柱充填密實(shí)，導(dǎo)水性差，不影響工作面的正常開(kāi)采。工作面最大涌水量預(yù)計(jì)220 m3/h；瓦斯絕對(duì)涌出量11.04 m3/min，不易自燃，煤塵具有爆炸性。

現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研顯示，工作面開(kāi)采至450 m處時(shí)，工作面前方將揭露遺留空巷，該空巷為矩形巷道，沿煤層底板掘進(jìn)，斷面規(guī)格3 m×2.8 m，長(zhǎng)度為161 m，原支護(hù)為錨桿(索)支護(hù)。在工作面推進(jìn)過(guò)程中，空巷貫通前、后必然對(duì)工作面安全生產(chǎn)造成影響，給現(xiàn)場(chǎng)安全管理帶來(lái)巨大困難。工作面及空巷的位置關(guān)系如圖1(b)所示。

圖1 頂?shù)装鍘r性及工作面空巷位置關(guān)系Fig.1 Relationship between lithology of roof and floor and position of goaf in working face

2 工作面過(guò)空巷煤柱應(yīng)力、塑性區(qū)演化規(guī)律

2.1 工作面超前支承應(yīng)力分布

工作面與空巷之間煤柱的載荷與工作面前方超前支承應(yīng)力的分布有關(guān)，研究工作面前方超前支承應(yīng)力的分布有助于剖析煤柱破壞規(guī)律。

運(yùn)用極限平衡理論[22-23]建立工作面超前支承應(yīng)力的計(jì)算模型，如圖2所示。圖中Px為煤壁支護(hù)阻力，MPa；x為距煤壁的距離，m；K為超前支承壓力集中系數(shù)；γ為巖層容重，kN/m3；H為巖層埋深，m。0～x0部分為塑性區(qū)，x0～x1為彈性區(qū)。

圖2 超前支承應(yīng)力計(jì)算模型Fig.2 Calculation model of front abutment support pressure

從圖2中塑性區(qū)內(nèi)取一單元體，由x方向的受力平衡可知

式中，σx為煤體水平方向應(yīng)力，MPa；f1，f2為層面摩擦因數(shù)；c1為煤體與直接頂或偽頂巖層間的黏聚力，MPa；c2為煤體與直接底巖層間的黏聚力，MPa；M為煤層開(kāi)采高度，m。

假定塑性區(qū)內(nèi)煤體屈服滿足莫爾-庫(kù)侖準(zhǔn)則，即滿足

式中，Sc=2ccosφ/(1-sinφ)，ε=(1+sinφ)/(1-sinφ)；φ為煤體的內(nèi)摩擦角，(°)。

將式(2)代入式(1)得到

考慮邊界條件，當(dāng)x=0時(shí)，σx=Px，求得

將x=x0的邊界條件σy=KγH代入式(4)，計(jì)算得到超前支承應(yīng)力峰值點(diǎn)的位置為

從圖2彈性區(qū)內(nèi)取一單元體，由x方向的受力平衡可知

彈性區(qū)內(nèi)滿足：σx=λσy，dσx=λdσy，其中λ=μ/(1-μ)，μ為泊松比；代入式(6)，同理考慮邊界條件，求解得到

將x=x1的邊界條件σy=γH代入式(7)中，得到超前支承應(yīng)力作用的最遠(yuǎn)處位置為

2.2 數(shù)值模型的建立

根據(jù)3-802工作面的圍巖地質(zhì)條件建立FLAC3D數(shù)值計(jì)算模型，如圖3所示。數(shù)值模擬中的煤層、頂?shù)装辶W(xué)參數(shù)見(jiàn)表1。模型長(zhǎng)度x方向(工作面推進(jìn)方向)為300 m，寬度(y方向)為200 m，垂直方向(z方向)為55 m。模型的頂部施加均布載荷q=9.8 MPa，用以模擬原巖應(yīng)力，四周及底邊固定位移，設(shè)定法向約束。工作面埋深取430 m，側(cè)壓系數(shù)取1.2，開(kāi)挖區(qū)域保持與模型邊界相距50 m，以減少邊界效應(yīng)的影響?？障锏拈_(kāi)挖寬度取實(shí)際寬度3 m，為了重點(diǎn)研究煤柱寬度對(duì)采場(chǎng)礦壓的影響，簡(jiǎn)化模型使空巷與工作面推進(jìn)方向垂直布置，各巖層均使用莫爾-庫(kù)侖材料模型，并采用文獻(xiàn)[24]中的雙屈服模型來(lái)模擬采空區(qū)矸石壓實(shí)作用。由于空巷原有錨桿(索)支護(hù)強(qiáng)度較低，因此模擬過(guò)程中未考慮支護(hù)的影響。模型模擬過(guò)程：原巖應(yīng)力平衡→開(kāi)掘空巷道→開(kāi)挖工作面→充填采空區(qū)。

圖3 數(shù)值模擬模型Fig.3 Numerical simulation model

表1 數(shù)值計(jì)算模型中的煤巖體力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of coal and rock mass in numerical calculation model

2.3 煤柱應(yīng)力及塑性破壞規(guī)律

根據(jù)工作面的圍巖地質(zhì)條件，通過(guò)理論計(jì)算及數(shù)值模擬得到了工作面前方超前支承應(yīng)力曲線，如圖4所示。理論計(jì)算中的各參數(shù)根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況得到：M=6 m；φ=20°；μ=0.25；假設(shè)各層面摩擦因數(shù)相等，煤層與直接頂和直接底界面的黏聚力相等，即f1=f2= 0.2，c1=c2= 1.5 MPa；應(yīng)力集中系數(shù)K為2～3，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果，取3；煤壁支護(hù)阻力Px為0.3 MPa；γH=10.75 MPa。

圖4 超前支承應(yīng)力分布及錨索受力曲線Fig.4 Front abutment support pressure distribution and stress curves of anchor cable

由圖4可知，理論計(jì)算與數(shù)值模擬計(jì)算得到的超前應(yīng)力分布較為吻合，峰值點(diǎn)及峰值應(yīng)力相差較小，超前應(yīng)力分布影響范圍相差7 m，但主要高應(yīng)力影響范圍基本一致；該工作面回采巷道幫部錨索受力曲線顯示當(dāng)工作面距離測(cè)點(diǎn)8 m左右時(shí)錨索受力值最大，當(dāng)距離工作面約50 m后，錨索受力趨于穩(wěn)定，驗(yàn)證了超前應(yīng)力分布的合理性；綜合顯示該工作面超前影響范圍在45 m左右。

根據(jù)超前應(yīng)力的影響范圍可知：當(dāng)工作面推進(jìn)到距離空巷50 m時(shí)，工作面超前應(yīng)力與巷道兩側(cè)應(yīng)力開(kāi)始產(chǎn)生疊加作用，煤柱開(kāi)始在高應(yīng)力作用下發(fā)生失穩(wěn)破壞，筆者通過(guò)數(shù)值模擬的方法來(lái)研究工作面推進(jìn)到離空巷50，45，40，35，30，25，20，15，10，5 m時(shí)的煤柱應(yīng)力分布及塑性破壞規(guī)律；模擬過(guò)程中工作面的寬度和長(zhǎng)度保持不變，應(yīng)力值取煤柱垂直方向中間位置。

圖5為不同煤柱寬度下工作面前方垂直應(yīng)力分布曲線，空巷的位置為圖中坐標(biāo)0～3 m處。由圖5可知，當(dāng)工作面前方與空巷煤柱寬度為15～50 m時(shí)，煤柱側(cè)垂直應(yīng)力峰值隨著煤柱的寬度減小而不斷增大；當(dāng)煤柱寬度為5～15 m時(shí)，煤柱垂直應(yīng)力峰值隨著煤柱的寬度減小而不斷減小；實(shí)體煤側(cè)垂直應(yīng)力峰值隨著煤柱寬度的減小而不斷增大。在不同煤柱寬度下，實(shí)體煤側(cè)垂直應(yīng)力曲線均為“單峰”型，而在煤柱側(cè)，在煤柱寬度為20～50 m時(shí)，垂直應(yīng)力曲線均為“雙峰”型，并且隨著煤柱寬度的減小，煤柱垂直應(yīng)力雙側(cè)峰值應(yīng)力均不斷增大；在煤柱寬度為5～20 m時(shí)，垂直應(yīng)力曲線均為“單峰”型，在煤柱寬度為20 m時(shí)煤柱的垂直應(yīng)力達(dá)到最大值32 MPa；煤柱寬度為5 m時(shí)實(shí)體煤側(cè)垂直應(yīng)力達(dá)到最大值28 MPa。綜上說(shuō)明工作面前方離空巷越近，煤柱越窄，煤柱垂直應(yīng)力越高，失穩(wěn)破壞的趨勢(shì)越大。

圖5 不同煤柱寬度下工作面前方垂直應(yīng)力分布Fig.5 Vertical stress distribution in front of working face under different coal pillar widths

圖6為不同煤柱寬度下工作面前方煤體塑性區(qū)分布，從圖6可知，當(dāng)煤柱寬度為20～50 m時(shí)，在煤柱的中部并沒(méi)有塑性破壞，而靠近工作面?zhèn)燃翱障飩?cè)煤柱塑性破壞范圍隨著煤柱寬度的減小而增大；當(dāng)煤柱寬度小于20 m時(shí)，煤柱完全失穩(wěn)破壞，隨著煤柱寬度減小，空巷右側(cè)實(shí)體煤區(qū)域塑性破壞范圍不斷增大。

圖6 不同煤柱寬度下工作面前方煤體塑性區(qū)分布Fig.6 Distribution of coal plastic zone in front of working face under different coal pillar widths

綜上，在工作面不斷推進(jìn)的過(guò)程中，隨著煤柱寬度的不斷減小，超前應(yīng)力與空巷兩側(cè)應(yīng)力疊加作用不斷增強(qiáng)，煤柱塑性破壞程度隨著疊加應(yīng)力的增大而增大；當(dāng)煤柱寬度小于20 m時(shí)，煤柱在高應(yīng)力下破壞嚴(yán)重，空巷圍巖處在大變形中，工作面前方煤體的穩(wěn)定性極差，對(duì)工作面前方頂板的變形將帶來(lái)潛在危害。

3 工作面過(guò)空巷頂板破斷規(guī)律

3.1 基本頂破斷前力學(xué)模型建立

工作面過(guò)空巷過(guò)程中，由于工作面前方煤體失穩(wěn)破壞，導(dǎo)致工作面頂板懸露面積和支架控頂長(zhǎng)度大幅增大，致使頂板斷裂位置發(fā)生改變，巷道上方頂板斷裂線的位置影響著空巷的穩(wěn)定性，進(jìn)而影響工作面前方的安全生產(chǎn)。因此筆者結(jié)合Winkler彈性基礎(chǔ)梁模型[25]對(duì)基本頂斷裂位置進(jìn)行研究，取工作面中部位置頂板按砌體梁理論進(jìn)行分析，由于空巷離工作面起始位置較遠(yuǎn)，僅考慮頂板周期破斷。

圖7(a)～(b)分別為工作面前方有無(wú)空巷時(shí)基本頂破斷前力學(xué)模型。圖中q0為上覆巖層載荷，q1為采動(dòng)引起的側(cè)向載荷增量部分；M0，Q0和N分別為工作面前方煤壁位置(x=0)所對(duì)應(yīng)的梁截面彎矩、垂直和水平方向的內(nèi)力；已斷裂巖塊對(duì)其作用力為N′和Q′；qc為懸伸部分的分布載荷，包括基本頂自重及上部軟巖巖層所受重力；b為超前支承應(yīng)力影響范圍，根據(jù)前文計(jì)算取50 m；L為懸臂梁懸伸的長(zhǎng)度；xb為空巷寬度；xa為煤柱寬度。

圖7 基本頂破斷前力學(xué)模型Fig.7 Mechanical model before main roof fracture

3.2 基本頂破斷前力學(xué)模型求解

3.2.1 有空巷時(shí)

質(zhì)量監(jiān)管組的總滿意率96%，常規(guī)調(diào)劑組的總滿意率72%，組間總滿意率對(duì)比，差異有統(tǒng)計(jì)學(xué)意義（P＜0.05）。見(jiàn)表1。

在采動(dòng)影響范圍內(nèi)的采動(dòng)載荷可以表示為

式中，q0=γH；q1=K′γH，K′為應(yīng)力增加系數(shù)，根據(jù)前文取2。

假設(shè)把直接頂、煤層、直接底巖層看成基本頂巖梁下的Winkler地基基礎(chǔ)，垂直位移與壓力集度呈正比，即

式中，p為基本頂巖層上的覆巖壓力增量，Pa；y為基本頂?shù)拇怪蔽灰?，m；k為地基系數(shù)，與基本頂下部直接頂、煤層和底板的厚度和力學(xué)性質(zhì)有關(guān)，其值的大小為煤巖的彈性模量與煤層開(kāi)采高度之比，經(jīng)計(jì)算取0.06。

根據(jù)Timoshenko解[11]，可得有空巷時(shí)煤柱及實(shí)體煤上方基本頂梁彎曲變形微分方程為

式中，E為基本頂彈性模量，GPa，在平面應(yīng)變條件下，E應(yīng)取值E/(1 -u2)，u為泊松比；I為單位寬度基本頂?shù)膽T性矩，I=b1h13/ 12，b1為基本頂寬度，平面模型中取1；h1為基本頂厚度，取8.5 m。

將式(10)代入式(11)，并令

式(13)為四階常系數(shù)非齊次微分方程，它的解由其對(duì)應(yīng)的四階常系數(shù)齊次微分方程通解Y(x)和特解Y＊(x)組成。

通解Y(x)根據(jù)特征值法可表示為

其中

式(13)的特解為

因此得到式(13)的通解為

考慮x=0時(shí)的邊界條件，則

根據(jù)式(17)，(18)[26]求得

將式(19)代入式(17)便可求出煤柱及實(shí)體煤上方基本頂巖梁的豎向位移方程為

由式(20)求得基本頂?shù)膹澗胤匠虨?/p>

空巷存在時(shí)，空巷位置處基本頂下側(cè)各巖層不連續(xù)，因此空巷上方基本頂梁彎曲變形微分方程不考慮基本頂巖層上的覆巖壓力增量p，得到

將式(12)代入式(22)得到

同理得到：式(23)的通解由其對(duì)應(yīng)的四階常系數(shù)齊次微分方程通解Y1(x)和它的特解Y1＊(x)組成。

由于s＞0，四階常系數(shù)齊次微分方程通解可以表示為

式中，C1，C2，C3，C4為常數(shù)。

式(23)的特解為

由此得到方程(23)的通解為

由此求得空巷上方基本頂?shù)膹澗胤匠虨?/p>

在x0處的邊界條件為

實(shí)體煤上方與基本頂梁彎曲變形微分方程一致，同理求得實(shí)體煤上方基本頂豎向位移及彎矩方程為

在xa+xb處的邊界條件為

3.2.2 無(wú)空巷時(shí)

當(dāng)沒(méi)有空巷影響時(shí)，基本頂彎矩方程與式(21)一致，x的取值范圍為：0＜x＜b。根據(jù)工作面的實(shí)際情況及計(jì)算得到，E=24 GPa，I=53.005 m4，k=0.06，M0=3 198.375 MN·m，γ=25 kN/m3，r=0.006 m-2，N0=168.75 MN，Q0=168.45 MN，s=0.000 132 7 m-2，b=45 m，q0=10.75 MPa，q1=20 MPa，xa取5 m，xb分別取3，4，5 m。

利用工程計(jì)算軟件Mathcad對(duì)有無(wú)空巷基本頂彎矩進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果如圖8所示。

圖8 基本頂斷裂前彎矩Fig.8 Bending moment before main roof fracture

由圖8可知，當(dāng)工作面前方存在空巷時(shí)，基本頂彎矩峰值顯著增大，峰值點(diǎn)向工作面前方移動(dòng)，其中無(wú)空巷時(shí)，峰值點(diǎn)距離工作面8 m，峰值彎矩3 962 MN·m；空巷寬度2 m時(shí)，峰值點(diǎn)距離工作面16.6 m，峰值彎矩6 627 MN·m；當(dāng)空巷寬度3 m時(shí)，峰值點(diǎn)距離工作面18.2 m，峰值彎矩6 830 MN·m；當(dāng)空巷寬度4 m時(shí)，峰值點(diǎn)距離工作面19.6 m，峰值彎矩6 927 MN·m。當(dāng)基本頂彎矩超過(guò)其極限彎矩時(shí)，基本頂將在彎矩峰值處發(fā)生斷裂。因此得到結(jié)論：由于空巷的影響，基本頂斷裂位置將向工作面前方移動(dòng)；基本頂斷裂線前移，將導(dǎo)致空巷處在關(guān)鍵塊體B的下方，受其強(qiáng)烈回轉(zhuǎn)變形影響，空巷將劇烈變形，導(dǎo)致工作面液壓支架工作阻力急劇增大，誘發(fā)壓架事故。

4 工作面推進(jìn)過(guò)程中頂板偏應(yīng)力不變量演化規(guī)律

為了更深入了解工作面推進(jìn)過(guò)程中，空巷對(duì)工作面基本頂變形失穩(wěn)的影響，對(duì)工作面推進(jìn)過(guò)程中頂板偏應(yīng)力不變量演化規(guī)律進(jìn)行研究。由于偏應(yīng)力第二不變量J2能全面反映巖體的畸變能及剪應(yīng)力大小[27-29]，由此筆者選取J2為評(píng)價(jià)頂板穩(wěn)定性的指標(biāo)。J2的表達(dá)式可簡(jiǎn)化為

式中，σ1，σ2，σ3分別為第一、第二、第三主應(yīng)力。

而畸變能與J2的關(guān)系為

式中，G為剪切模量或剛性模量，GPa。

本文通過(guò)數(shù)值模擬的手段，獲取煤柱寬度分別為5，10，15，20 m時(shí)基本頂J2的相關(guān)參數(shù)，通過(guò)Origin軟件進(jìn)行數(shù)據(jù)處理得到工作面推進(jìn)到不同位置時(shí)基本頂J2分布圖及工作面中部基本頂J2分布曲線，分別如圖9～10所示。

圖9 不同煤柱寬度下基本頂J2分布Fig.9 Distribution of main roof J2 under different coal pillar widths

由圖9～10可知，工作面開(kāi)挖后，類(lèi)似于支承應(yīng)力向采空區(qū)周?chē)畈繃鷰r轉(zhuǎn)移，形成應(yīng)力集中區(qū)，基本頂偏應(yīng)力分布也具有同等規(guī)律，采空區(qū)上方基本頂J2值較低，接近于0；而在四周基本頂J2值較高，形成高偏應(yīng)力集中區(qū)；傾斜方向工作面兩側(cè)實(shí)體煤上方頂板J2值呈對(duì)稱(chēng)分布；在工作面推進(jìn)方向，兩端頂板J2值呈不對(duì)稱(chēng)分布。綜上，說(shuō)明工作面開(kāi)挖后，采空區(qū)上方頂板垮落后，巖層運(yùn)動(dòng)趨于穩(wěn)定，頂板畸變能較??；而在采空區(qū)四周由于應(yīng)力集中，導(dǎo)致該區(qū)域頂板畸變能較大，當(dāng)畸變能超過(guò)極限時(shí)，頂板趨于斷裂。

圖10 不同煤柱寬度下基本頂中部J2分布曲線Fig.10 Distribution curves of J2 in the middle of main roof under different coal pillar widths

當(dāng)工作面相對(duì)空巷距離不同時(shí)，工作面前方頂板J2分布規(guī)律不同，當(dāng)煤柱寬度大于10 m時(shí)，工作面前方頂板J2呈現(xiàn)雙峰值分布，第1個(gè)峰值靠近煤壁上方頂板，而第2個(gè)峰值位于空巷上方，明顯看出第1個(gè)J2峰值隨著煤柱寬度的減小而降低，第2個(gè)J2峰值隨著煤柱寬度的減小而增大；煤柱寬度20 m時(shí)，第1個(gè)J2峰值高于第2個(gè)J2峰值，隨著煤柱寬度的減小，第2個(gè)J2峰值逐漸高于第1個(gè)J2峰值；對(duì)比無(wú)空巷影響的一端，存在空巷時(shí)，上方頂板J2峰值低于無(wú)空巷時(shí)，但頂板高J2值區(qū)域更大，且當(dāng)煤柱寬度小于5 m時(shí)，頂板J2峰值接近于無(wú)空巷側(cè)。這說(shuō)明，當(dāng)工作面前方存在空巷時(shí)，頂板偏應(yīng)力轉(zhuǎn)移到空巷上方頂板，導(dǎo)致該區(qū)域頂板畸變能增大，并隨著煤柱寬度的減小而進(jìn)一步增大，當(dāng)畸變能達(dá)到巖體極限時(shí)，頂板將發(fā)生破斷，能量釋放，導(dǎo)致頂板的破斷位置向前方移動(dòng)，與上文基本頂彎矩的計(jì)算結(jié)果相符。

5 工作面過(guò)空巷圍巖控制技術(shù)

5.1 工作面過(guò)空巷圍巖控制數(shù)值模擬

根據(jù)前文研究顯示：當(dāng)空巷未采取合理措施時(shí)，工作面過(guò)空巷過(guò)程中，煤柱失穩(wěn)變形，頂板懸露面積增大，頂板斷裂位置超前移動(dòng)，導(dǎo)致空巷及支架上方基本頂斷裂巖塊長(zhǎng)度增大，巖塊回轉(zhuǎn)應(yīng)力增大，支架及空巷圍巖應(yīng)力增大，容易引發(fā)壓架事故。

因此需采取合理的空巷加強(qiáng)支護(hù)方案來(lái)加固圍巖，阻止基本頂超前破斷。而傳統(tǒng)的錨桿(索)支護(hù)無(wú)法對(duì)空巷上方頂板的大結(jié)構(gòu)變形產(chǎn)生影響，而目前在工作面過(guò)空巷時(shí)，廣泛地使用木垛或高水材料充填支護(hù)空巷，維護(hù)工作面前方的穩(wěn)定。筆者通過(guò)數(shù)值模擬分別研究工作面過(guò)空巷時(shí)，對(duì)空巷進(jìn)行木垛支護(hù)、高水材料充填支護(hù)時(shí)空巷及頂板控制的效果，并確定合理控制方案。數(shù)值模擬支護(hù)方案為：① 單木垛支護(hù)；② 雙木垛支護(hù)，間距1 m；③ 雙木垛支護(hù)，間距2 m；④ 不同充填體強(qiáng)度下的高水材料充填支護(hù)。方案中木垛長(zhǎng)度均為3 m，直徑0.16 m，支護(hù)強(qiáng)度0.5 MPa。木垛及充填體均采用莫爾-庫(kù)侖材料模型，模型中充填材料參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 充填材料參數(shù)Table 2 Filling material parameters

圖11為木垛支護(hù)下基本頂J2分布。由圖11可知，當(dāng)工作面推進(jìn)到距離空巷間距5 m時(shí)，無(wú)控制和單木垛、雙木垛(間距2 m)情況下基本頂?shù)钠珣?yīng)力都呈單峰值分布，三者峰值點(diǎn)的位置基本在一個(gè)區(qū)間，J2值差異不大；當(dāng)對(duì)空巷進(jìn)行雙木垛(間距1 m)支護(hù)時(shí)，偏應(yīng)力分布趨勢(shì)相同，但J2峰值明顯增大，其峰值點(diǎn)距工作面的距離縮短，約減小6 m，距工作面前方0～35 m基本頂J2值均大于無(wú)控制條件。

圖11 木垛支護(hù)下基本頂J2分布Fig.11 Distribution of main roof J2 under timber crib support

圖12為充填支護(hù)下基本頂J2分布。

圖12 充填支護(hù)下基本頂J2分布Fig.12 Distribution of main roof J2 under filling support

由圖12可知，當(dāng)對(duì)空巷進(jìn)行充填支護(hù)時(shí)，不同水灰比條件下，相對(duì)于無(wú)控制的情況頂板偏應(yīng)力分布都發(fā)生了明顯的變化，J2峰值均明顯增大，J2峰值點(diǎn)向工作面位置靠近，其中當(dāng)充填材料水灰比為1∶1時(shí)，充填體的強(qiáng)度最大，導(dǎo)致頂板J2峰值最大，增大的幅度最大，峰值點(diǎn)距離工作面距離最近；充填條件下工作面前方0～10 m基本頂?shù)钠珣?yīng)力顯著大于無(wú)控制條件。

綜上，說(shuō)明對(duì)空巷進(jìn)行支護(hù)后，基本頂偏應(yīng)力主要集中在工作面前方0～10 m位置，反映了該區(qū)域內(nèi)基本頂巖體內(nèi)畸變能及剪應(yīng)力較大，該區(qū)域的頂板更易于破壞，偏應(yīng)力峰值向工作面前方移動(dòng)也進(jìn)一步說(shuō)明了頂板斷裂位置向工作面移近了，減小了頂板超前斷裂的概率，能夠避免壓架事故的發(fā)生。

為了進(jìn)一步分析各控制方案的效果，通過(guò)數(shù)值模擬得到了不同控制方案下空巷圍巖塑性區(qū)的分布范圍，如圖13所示。由圖13可知，木垛支護(hù)下空巷圍巖塑性破壞程度變化不明顯，塑性破壞范圍減小量較??；相對(duì)于無(wú)支護(hù)及木垛支護(hù)，充填支護(hù)下，巷道圍巖塑性破壞程度明顯減小，尤其是巷道上方直接頂板的塑性破壞范圍明顯減小，充填材料的水灰比越小，充填體強(qiáng)度越大，圍巖塑性破壞程度越小。

圖13 不同控制措施下空巷圍巖塑性區(qū)分布Fig.13 Distribution of plastic zone of surrounding rock of goaf under different control measures

5.2 現(xiàn)場(chǎng)工業(yè)性實(shí)踐

綜合考慮工作面過(guò)空巷圍巖控制數(shù)值模擬研究的結(jié)果、現(xiàn)場(chǎng)情況、經(jīng)濟(jì)效益等方面，決定對(duì)所研究工作面過(guò)空巷時(shí)，對(duì)空巷采取分區(qū)控制的策略。

對(duì)空巷靠近運(yùn)輸巷的80 m段采用木垛支護(hù)，具體參數(shù)為：圓木直徑0.16 m，長(zhǎng)度3 m，配合1 000 mm×300 mm×100 mm的木質(zhì)墊板垂直于空巷頂?shù)装逵赏庀蚶镞M(jìn)行支設(shè)，每排支設(shè)2根，排距3 m，木點(diǎn)柱間距1 m，距離兩幫分別為1 m；靠近工作面中部80 m段的空巷區(qū)域受超前應(yīng)力影響更大，應(yīng)力集中程度更高，對(duì)該區(qū)域采用高水材料充填支護(hù)，水灰比2∶1，充填高度2.5 m。

現(xiàn)場(chǎng)對(duì)空巷進(jìn)行加強(qiáng)支護(hù)后，工作面安全地通過(guò)了空巷；在工作面過(guò)空巷的過(guò)程中，對(duì)空巷不同分區(qū)支架工作阻力進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)，每個(gè)分區(qū)選3個(gè)支架進(jìn)行數(shù)據(jù)收集處理，選取支架布置測(cè)站并進(jìn)行編號(hào)(1～6號(hào))，支護(hù)及監(jiān)測(cè)示意如圖14所示，監(jiān)測(cè)的結(jié)果如圖15所示。

圖14 分區(qū)支護(hù)及支架測(cè)站布置示意Fig.14 Layout of divisional support and support stations

圖15 不同位置的支架工作阻力監(jiān)測(cè)曲線Fig.15 Monitoring curves of support working resistance at different positions

圖中1～3號(hào)為過(guò)空巷時(shí)木垛支護(hù)區(qū)的液壓支架工作阻力曲線，4～6號(hào)為過(guò)空巷時(shí)充填支護(hù)區(qū)的液壓支架工作阻力曲線。整體來(lái)看，空巷支護(hù)后，工作面過(guò)空巷時(shí)，液壓支架工作阻力都有一定程度的增大，工作面充填支護(hù)區(qū)域過(guò)空巷時(shí)的支架工作阻力總體大于過(guò)木垛支護(hù)區(qū)域。1號(hào)支架由于受超前應(yīng)力與巷道兩側(cè)應(yīng)力的疊加影響，導(dǎo)致液壓支架工作阻力較大。液壓支架工作阻力增量最大的是靠近工作面中部的6號(hào)支架，其工作阻力由22.8 MPa增至29.0 MPa，增加27.19%，其最大壓力低于支架安全閥的開(kāi)啟壓。以上說(shuō)明了該控制方案可保證工作面能順利通過(guò)空巷。

6 結(jié) 論

(1)通過(guò)極限平衡理論計(jì)算、FLAC3D數(shù)值計(jì)算對(duì)工作面開(kāi)采超前支承應(yīng)力分布進(jìn)行研究，結(jié)果顯示超前支承應(yīng)力影響范圍約45 m，應(yīng)力峰值約30 MPa；利用數(shù)值模擬的手段對(duì)工作面推進(jìn)過(guò)程中，空巷兩側(cè)支承應(yīng)力及煤柱、實(shí)體煤塑性破壞范圍進(jìn)行研究，結(jié)果表明工作面推進(jìn)過(guò)程中，當(dāng)煤柱寬度為20～50 m時(shí)，煤柱垂直應(yīng)力曲線均為“雙峰”型，并且隨著煤柱寬度的減小，煤柱垂直應(yīng)力雙側(cè)峰值應(yīng)力均不斷增大；當(dāng)煤柱寬度為5～20 m時(shí)，煤柱垂直應(yīng)力曲線均為“單峰”型，且垂直應(yīng)力峰值隨煤柱寬度而減??；其中煤柱寬度為20 m時(shí)煤柱的垂直應(yīng)力達(dá)到最大值。煤柱塑性破壞程度隨煤柱寬度減小而增大，當(dāng)煤柱寬度小于20 m時(shí)，空巷圍巖破壞塑性嚴(yán)重，煤柱完全失穩(wěn)破壞。

(2)基于Winkler彈性基礎(chǔ)梁理論建立基本頂破斷力學(xué)模型，分別對(duì)工作面前方有無(wú)空巷影響下的基本頂彎曲分布方程進(jìn)行求解，得到了空巷寬度分別為2，3，4 m的基本頂彎矩分布曲線，結(jié)果顯示空巷將導(dǎo)致頂板彎矩增大，峰值點(diǎn)向工作面前方移動(dòng)，可能誘發(fā)頂板超前斷裂，使支架阻力突增，導(dǎo)致壓架事故；且空巷寬度越大，基本頂彎矩越大，峰值點(diǎn)離工作面越遠(yuǎn)。

(3)通過(guò)偏應(yīng)力理論，對(duì)工作面推進(jìn)過(guò)程中工作面前方基本頂偏應(yīng)力不變量演化規(guī)律進(jìn)行研究，以J2為評(píng)價(jià)指標(biāo)，結(jié)果顯示：由于空巷的影響，導(dǎo)致工作面前方基本頂J2呈雙峰值分布，第1個(gè)峰值點(diǎn)位于煤壁上方附近，第2個(gè)峰值位置位于空巷上方，且距離空巷越近，J2峰值越大，兩峰值點(diǎn)不斷移近。驗(yàn)證了空巷將誘發(fā)頂板超前斷裂，導(dǎo)致壓架事故產(chǎn)生的結(jié)論。

(4)采用數(shù)值模擬分析空巷充填支護(hù)、木垛支護(hù)對(duì)工作面過(guò)空巷頂板超前斷裂、空巷圍巖破壞的控制效果，結(jié)果顯示：充填支護(hù)的效果好于木垛支護(hù)，其能有效抑制頂板的超前斷裂，減小巷道圍巖破壞程度?，F(xiàn)場(chǎng)確定了高水材料充填與雙木垛支護(hù)的分區(qū)控制措施，現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)顯示，工作面過(guò)空巷過(guò)程中，液壓支架工作阻力處在安全的范圍內(nèi)，工作面能夠順利、安全通過(guò)空巷。