姜福興,王建超,孫廣京,朱斯陶

(1.北京科技大學(xué)土木與環(huán)境工程學(xué)院,北京 100083;2.山東新巨龍能源有限責(zé)任公司,山東菏澤 274918)

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深部開采沿空巷道沖擊危險(xiǎn)性的工程判據(jù)

姜福興1,王建超1,孫廣京2,朱斯陶1

(1.北京科技大學(xué)土木與環(huán)境工程學(xué)院,北京 100083;2.山東新巨龍能源有限責(zé)任公司,山東菏澤 274918)

摘 要:為研究深部開采沿空巷道沖擊地壓的發(fā)生條件,以沿空巷道應(yīng)力場(chǎng)分布為切入點(diǎn),建立了相應(yīng)的工程力學(xué)模型,分析得到沿空巷道圍巖高應(yīng)力區(qū)附近的高應(yīng)力差區(qū)是發(fā)生沖擊地壓的主要區(qū)域。以高應(yīng)力差區(qū)的煤體為研究對(duì)象,分析得到了沿空巷道沖擊地壓發(fā)生的應(yīng)力條件、應(yīng)力梯度條件及煤體的沖擊傾向性條件,并推導(dǎo)了沖擊危險(xiǎn)性的工程判據(jù)。結(jié)果表明:決定沖擊地壓危險(xiǎn)性的關(guān)鍵因素是高應(yīng)力差區(qū)域的應(yīng)力峰值、應(yīng)力差值、應(yīng)力梯度和煤巖體強(qiáng)度以及沖擊傾向性;通過(guò)調(diào)整沿空巷道實(shí)體煤巷幫與高應(yīng)力峰值位置的間距,合理布置沿空巷道位置,可以有效控制沿空巷道的沖擊地壓災(zāi)害。

關(guān)鍵詞:深部開采;沿空巷道;沖擊地壓;工程判據(jù)

責(zé)任編輯:常 琛

姜福興,王建超,孫廣京,等.深部開采沿空巷道沖擊危險(xiǎn)性的工程判據(jù)[J].煤炭學(xué)報(bào),2015,40(8):1729-1736.doi:10.13225/ j.cnki.jccs.2014.1388

沿空巷道沖擊地壓災(zāi)害是深部煤礦開采面臨的世界性難題[1-4]。近年來(lái),在我國(guó)華東、東北、華中等地區(qū)的深部煤礦開采中,發(fā)生了多起沿空巷道的沖擊地壓事故,造成了大量的人員傷亡和財(cái)產(chǎn)損失,嚴(yán)重地影響了深部礦井的安全生產(chǎn)。

對(duì)于深部開采沿空巷道沖擊地壓?jiǎn)栴},國(guó)內(nèi)外專家學(xué)者從形成機(jī)制和防治手段等多個(gè)方面開展了深入的研究,解決了部分理論難題[5-8]。但深部開采沿空巷道沖擊地壓的形成機(jī)制極其復(fù)雜,當(dāng)前的理論和實(shí)踐研究都未能從根本上解決問(wèn)題。

本文以沿空巷道應(yīng)力場(chǎng)分布為切入點(diǎn),重點(diǎn)分析了沿空巷道圍巖高應(yīng)力區(qū)和高應(yīng)力差區(qū)對(duì)沿空巷道沖擊地壓的決定作用,基于此,通過(guò)建立模型和現(xiàn)場(chǎng)驗(yàn)證,提出了沿空巷道沖擊危險(xiǎn)性的工程判據(jù),以期為深部開采沿空巷道沖擊地壓控制提供依據(jù)。

1 深部開采沿空巷道應(yīng)力場(chǎng)分析

1.1 采空區(qū)初始側(cè)向應(yīng)力場(chǎng)

采空區(qū)初始側(cè)向應(yīng)力場(chǎng)是指沿空巷道掘進(jìn)前,由上一工作面回采及上覆巖層運(yùn)動(dòng)形成的側(cè)向支承壓力場(chǎng),依據(jù)宋振騏院士所提支承壓力“內(nèi)外應(yīng)力場(chǎng)”概念[9],該應(yīng)力場(chǎng)如圖1所示。回采工作面上覆巖層運(yùn)動(dòng)后,下位巖層垮落并形成穩(wěn)定結(jié)構(gòu),高位巖重向工作面兩側(cè)轉(zhuǎn)移,形成支承壓力峰值K1γH;而基本頂及直接頂懸露部分的巖重通過(guò)穩(wěn)定結(jié)構(gòu)向煤體和采空區(qū)轉(zhuǎn)移,形成較低的應(yīng)力峰值K2γH。

圖1　采空區(qū)初始側(cè)向應(yīng)力分布曲線Fig.1 Original lateral stress distribution curve of goaf

圖1中K1,K2分別為高應(yīng)力峰值和低應(yīng)力峰值應(yīng)力集中系數(shù);γ為巖體平均容重;H為煤層埋深, H1,H2分別為高位巖層和低位巖層的厚度;R1,R2分別為高應(yīng)力峰值位置、低應(yīng)力峰值位置與煤壁的距離。

高應(yīng)力峰值位于煤巖體彈性區(qū)內(nèi),應(yīng)力集中系數(shù)K1>1,低應(yīng)力峰值位于煤巖體塑性區(qū)內(nèi),應(yīng)力一般低于原巖應(yīng)力(應(yīng)力集中系數(shù)K2<1),且隨巖層結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng)而變化。

1.2 重新分布的側(cè)向應(yīng)力場(chǎng)

由礦山壓力及巖層控制研究可知:

式中,h為煤層采高。

則在千米深井條件下,

因此,與K1相比,K2影響可忽略。沿空巷道掘進(jìn)后,巷道兩側(cè)的應(yīng)力重新分布,實(shí)體煤側(cè)巷幫深部煤體呈彈性狀態(tài),承載能力相對(duì)較強(qiáng),出現(xiàn)新應(yīng)力峰值kγH;而煤柱側(cè)煤巖體呈塑性狀態(tài),承載能力相對(duì)較差,應(yīng)力近似均勻分布,如圖2所示。圖中k為巷道實(shí)體煤側(cè)應(yīng)力峰值系數(shù),l為高應(yīng)力峰值位置與實(shí)體煤側(cè)巷幫的距離,b為巷道寬度,q為煤柱均布載荷。

圖2　巷道掘進(jìn)后側(cè)向應(yīng)力分布曲線Fig.2 Lateral stress distribution curve of goafafter gob-side entry driving

1.3 沿空巷道應(yīng)力場(chǎng)與沖擊地壓的關(guān)系

1.3.1 高應(yīng)力區(qū)的整體作用

圖1,2中,H2遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于H1,則低位巖層運(yùn)動(dòng)對(duì)高位巖層的應(yīng)力分布影響較小,可認(rèn)為K1γH和R1均不發(fā)生明顯變化,高位巖重轉(zhuǎn)移形成的高應(yīng)力區(qū)以靜態(tài)載荷形式存在,構(gòu)成了沿空巷道的基礎(chǔ)應(yīng)力場(chǎng)。

1.3.2 高應(yīng)力差區(qū)的局部作用

沿空巷道掘進(jìn)后,實(shí)體煤側(cè)煤巖體中產(chǎn)生應(yīng)力峰值kγH,煤幫處應(yīng)力近似為0,則在煤幫和應(yīng)力峰值kγH間存在應(yīng)力差值區(qū),應(yīng)力差值為Δσ≈kγH,稱之為高應(yīng)力差區(qū),如圖2所示。該區(qū)距離煤幫較近,且應(yīng)力差值較大,使得煤巖體處于高度不對(duì)稱受力狀態(tài),產(chǎn)生較強(qiáng)剪切力,破壞煤巖體穩(wěn)定性,若煤巖體具有沖擊傾向性,則極易引起煤幫整體沖擊性失穩(wěn)而發(fā)生沖擊地壓災(zāi)害。

1.3.3 l值與沿空巷道沖擊危險(xiǎn)性的關(guān)系

實(shí)體煤側(cè)巷幫與高應(yīng)力峰值位置的間距l(xiāng)越小,巷幫應(yīng)力集中程度越高,應(yīng)力差值Δσ越大,則沖擊危險(xiǎn)性越大;反之,則沖擊危險(xiǎn)性越小,如圖3所示。因此在地質(zhì)和開采因素不發(fā)生明顯變化的情況下,必然存在臨界沖擊地壓狀態(tài)對(duì)應(yīng)的l值,使得高應(yīng)力差區(qū)域處于沖擊地壓發(fā)生的臨界狀態(tài)。

2 沿空巷道圍巖高應(yīng)力及高應(yīng)力差的工程力學(xué)模型

2.1 掘巷前采空區(qū)側(cè)向應(yīng)力場(chǎng)簡(jiǎn)化模型

為簡(jiǎn)化計(jì)算并能反映一般規(guī)律,建立采空區(qū)初始

圖3　l值大小與沖擊危險(xiǎn)性關(guān)系示意Fig.3 Relationship between impact danger and the value of l

側(cè)向應(yīng)力場(chǎng)簡(jiǎn)化模型如圖4所示。圖4中,以采空區(qū)煤壁為坐標(biāo)原點(diǎn)O,以煤體中一點(diǎn)與煤壁的水平距離為橫坐標(biāo)x,以該點(diǎn)的垂直應(yīng)力值為縱坐標(biāo),建立初始應(yīng)力場(chǎng)坐標(biāo)系。依據(jù)圖1,采空區(qū)初始側(cè)向應(yīng)力曲線可簡(jiǎn)化為分段函數(shù),如式(5)所示。

圖4　采空區(qū)初始側(cè)向應(yīng)力場(chǎng)簡(jiǎn)化模型Fig.4 Simplified model of the original lateral stress field of goaf

初始應(yīng)力曲線可以看作是高位巖層應(yīng)力曲線與低位巖層應(yīng)力曲線的疊加結(jié)果,因此在低位巖層擾動(dòng)范圍外,煤巖體應(yīng)力曲線可以視為高位巖層的應(yīng)力顯現(xiàn),則曲線段[R3,R1]斜率為K1γH/ R1,曲線段[R1, R4]斜率為(K1-1)γH/ (R1- R4)。

式中,R3,R4分別為低位巖層應(yīng)力影響邊界和高位巖層應(yīng)力影響邊界與煤壁的距離。

2.2 掘巷后側(cè)向應(yīng)力場(chǎng)簡(jiǎn)化模型

依據(jù)圖2,采用與圖4相同的簡(jiǎn)化方法和坐標(biāo)系建立沿空巷道掘進(jìn)后重新分布的側(cè)向應(yīng)力坐標(biāo)系及應(yīng)力曲線,如圖5所示。

圖5　巷道掘進(jìn)后側(cè)向應(yīng)力場(chǎng)簡(jiǎn)化模型Fig.5 Simplified model of the original lateral stress field after gob-side entry driving

沿空巷道掘進(jìn)后側(cè)向應(yīng)力曲線也可簡(jiǎn)化為分段函數(shù),如式(6)所示。

式中,x1,x2,x3,x4分別為煤柱側(cè)巷幫、實(shí)體煤側(cè)巷幫、應(yīng)力差區(qū)峰值位置、重分布應(yīng)力的影響邊界與煤壁的距離,為形象表示各參數(shù)的含義,可以用以下公式進(jìn)行代替:

式中,b為巷道寬度;l為實(shí)體煤側(cè)巷幫位置至應(yīng)力高峰值位置的距離;r為應(yīng)力差峰值位置與實(shí)體煤側(cè)巷幫位置的距離(也是應(yīng)力差區(qū)域的寬度);s為重分布應(yīng)力的影響范圍,如圖5所示。

2.3 掘進(jìn)影響區(qū)高應(yīng)力與高應(yīng)力差的分析

根據(jù)初始應(yīng)力場(chǎng)與重新分布應(yīng)力場(chǎng)應(yīng)力總量不變的原則,建立2個(gè)應(yīng)力場(chǎng)之間的關(guān)系,即

式中,∑σ1和∑σ2分別為初始應(yīng)力場(chǎng)和重新分布應(yīng)力場(chǎng)的應(yīng)力之和。

初始應(yīng)力之和由式(5)積分得到,即

由于K1?K2,則由低位巖層引起的應(yīng)力變化量對(duì)高位巖層引起的整體應(yīng)力變化量可以忽略不計(jì),則[0,R3]應(yīng)力疊加段的積分結(jié)果可以用單獨(dú)由高位巖層引起的應(yīng)力方程積分代替,即式(12)可化簡(jiǎn)為式(13),即

掘進(jìn)后應(yīng)力之和由式(6)積分得到,即

由式(11),(13)及(14)可化簡(jiǎn)得到

將式(7)~(10)代入式(15)中,得到

式中,b為定值;R1受開采擾動(dòng)的變化量較小;kγH?q,則q值對(duì)kγH可以忽略;相對(duì)R1而言,s,r較小,則在公式中對(duì)于kγH的影響較小。綜上,能夠引起應(yīng)力差區(qū)峰值kγH發(fā)生較大變化的參數(shù)是K1γH和l, 式(16)是kγH關(guān)于K1γH和l的函數(shù),K1γH越大或l越小,則kγH越大,發(fā)生沖擊地壓的可能性越大,反之,發(fā)生沖擊地壓的可能性越小。

3 沿空巷道發(fā)生沖擊地壓的工程判據(jù)

依據(jù)前文,沿空巷道應(yīng)力場(chǎng)存在的高應(yīng)力差區(qū)是沿空巷道發(fā)生沖擊地壓的主要區(qū)域,以該區(qū)域煤巖體為研究對(duì)象,取高度為h的單元體進(jìn)行受力分析(圖6)[10],單元體上下界面受摩擦力τ′,豎直截面受水平應(yīng)力σx,水平截面受垂直壓力σy,dσx為高應(yīng)力差引起的水平應(yīng)力增量,h為巷道高度,dx為單元體寬度。

由沿空巷道應(yīng)力場(chǎng)分布規(guī)律與沖擊地壓的關(guān)系可知,影響沿空巷道發(fā)生沖擊地壓的主要應(yīng)力場(chǎng)因素是高應(yīng)力和高應(yīng)力差,這2個(gè)因素與圍巖的力學(xué)性質(zhì)決定了沿空巷道發(fā)生沖擊地壓的危險(xiǎn)性[11]。煤巖體須滿足高應(yīng)力、高應(yīng)力差、強(qiáng)度以及沖擊傾向性等條件,才能發(fā)生沖擊地壓。

圖6所示模型中,高應(yīng)力對(duì)煤巖體的影響對(duì)應(yīng)于垂直應(yīng)力σy,高應(yīng)力差對(duì)煤巖體的影響對(duì)應(yīng)于水平應(yīng)力增量dσx。高應(yīng)力以垂直載荷的形式作用于煤巖體,造成煤巖體內(nèi)部的剪切破壞;高應(yīng)力差形成水平應(yīng)力增量造成煤巖體整體在水平方向上的滑動(dòng)失穩(wěn);而煤巖體自身的力學(xué)性質(zhì)則決定了煤體在上述作用下能否形成沖擊。

3.1 沿空巷道發(fā)生沖擊地壓的應(yīng)力條件

沿空巷道發(fā)生沖擊地壓的應(yīng)力條件是指煤巖體在高應(yīng)力垂直加載條件下發(fā)生剪切破壞[12](圖7)。

圖6　高應(yīng)力差區(qū)圍巖單元體應(yīng)力模型[10]Fig.6 Stress model of surrounding rock element in the high stress difference region[10]

圖7中,σ1,σ3分別為單元體的最大和最小主應(yīng)力;σn和τn分別為剪切面的剪切力和正應(yīng)力;θ為巖體破壞角。由此,可認(rèn)為造成煤巖體剪切破壞的判據(jù)為

式中,[τn]為剪切面的剪切強(qiáng)度;In為發(fā)生沖擊地壓時(shí),剪切面上的剪切力與相應(yīng)剪切強(qiáng)度的臨界比值。

由莫爾庫(kù)侖準(zhǔn)則,式(17)可近似演化為

式中,φ為煤巖體內(nèi)摩擦角;Rc為煤巖體的單軸抗壓強(qiáng)度;Ic為發(fā)生沖擊地壓時(shí),最大主應(yīng)力與煤巖體三軸抗壓強(qiáng)度的臨界比值。

高應(yīng)力差區(qū)煤巖體垂直應(yīng)力峰值為kγH,而巷幫水平應(yīng)力值相對(duì)非常小,由文獻(xiàn)[9],可近似認(rèn)為最大主應(yīng)力為kγH,最小主應(yīng)力為0,式(18)化簡(jiǎn)為

式中,I1為發(fā)生沖擊地壓時(shí),高應(yīng)力差區(qū)應(yīng)力峰值與煤巖體單軸抗壓強(qiáng)度的臨界比值。

kγH表達(dá)式見式(16)。

3.2 沿空巷道發(fā)生沖擊地壓的應(yīng)力梯度條件

沿空巷道發(fā)生沖擊地壓的應(yīng)力梯度條件是指煤巖體在應(yīng)力差區(qū)域高度不對(duì)稱應(yīng)力下發(fā)生的滑動(dòng)失穩(wěn),應(yīng)力梯度是指應(yīng)力差值Δσ與應(yīng)力差區(qū)寬度r之比,即kγH/ r。

圖6模型中,設(shè)高應(yīng)力差區(qū)產(chǎn)生的水平剪切力為τ,則τ與煤巖交界面摩擦力τ′方向相反,且當(dāng)高應(yīng)力差區(qū)穩(wěn)定時(shí), |τ| = |τ′|;當(dāng)高應(yīng)力差區(qū)不穩(wěn)定時(shí),|τ|≥|τ′|。

建立水平方向的平衡方程[10],可得

當(dāng)水平剪切力τ與煤巖體交界面抗剪強(qiáng)度[τ]之比達(dá)到臨界值時(shí),高應(yīng)力差區(qū)煤巖體就會(huì)產(chǎn)生水平運(yùn)動(dòng),沿空巷道即可能發(fā)生沖擊地壓,即

式中,I2為發(fā)生沖擊地壓時(shí),煤巖交界面水平剪切力與交界面抗剪強(qiáng)度的臨界比值。

由莫爾庫(kù)侖準(zhǔn)則,可得

式中,c,φ分別為煤巖體黏聚力及內(nèi)摩擦角。

結(jié)合上述各式,可得

將高應(yīng)力差區(qū)看作整體,對(duì)式(23)兩端進(jìn)行積分:

式中,λ為側(cè)應(yīng)力系數(shù)。

化簡(jiǎn)得到沿空巷道發(fā)生沖擊地壓的應(yīng)力梯度條件為

可見,沿空巷道發(fā)生沖擊地壓的應(yīng)力梯度條件與巷道高度、側(cè)應(yīng)力系數(shù)、煤巖體黏聚力和內(nèi)摩擦角、應(yīng)力差區(qū)峰值以及應(yīng)力差區(qū)寬度等因素有關(guān)。在其他因素不變的條件下,若kγH不變,則r越小,應(yīng)力梯度越大,式(25)越容易滿足,沖擊危險(xiǎn)性就越大,此時(shí)沖擊危險(xiǎn)性與應(yīng)力梯度呈正相關(guān)。

3.3 煤巖體的沖擊傾向性條件

應(yīng)力和應(yīng)力梯度條件是應(yīng)力差區(qū)煤巖體的破壞條件,在工程實(shí)踐中,為判斷煤巖體緩慢破壞形成圍巖大變形還是快速破壞形成沖擊地壓,還需引入煤巖體的沖擊傾向性參數(shù),依據(jù)中華人民共和國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)《煤的沖擊傾向性分類及指數(shù)的測(cè)定方法》(GB/ T 25217.2—2010),當(dāng)煤巖體滿足式(26)所示的沖擊傾向性條件時(shí),則煤巖體發(fā)生沖擊地壓的可能性非常大。

其中,DT,WET和KE分別為煤巖體的動(dòng)態(tài)破壞時(shí)間、彈性能指數(shù)和沖擊能量指數(shù)。工程應(yīng)用中,式(26)中任一指標(biāo)達(dá)到?jīng)_擊傾向性的標(biāo)準(zhǔn),即認(rèn)為煤層滿足沖擊傾向性條件,因此各指標(biāo)之間是“或”的關(guān)系。

3.4 沿空巷道沖擊危險(xiǎn)性的工程判據(jù)

基于高應(yīng)力分析的應(yīng)力條件、基于高應(yīng)力差分析的應(yīng)力梯度條件以及煤巖體的沖擊傾向性條件可作為工程實(shí)踐中判斷沿空巷道沖擊地壓的關(guān)鍵因素,三者揭示了沿空巷道發(fā)生沖擊地壓時(shí)煤巖體內(nèi)部結(jié)構(gòu)破壞、煤巖體整體滑動(dòng)失穩(wěn)以及快速?zèng)_擊的過(guò)程,既互相補(bǔ)充,又在力學(xué)本質(zhì)上存在明顯差異:

(1)互補(bǔ)性。

若煤巖體應(yīng)力較低,則不易發(fā)生破壞;若應(yīng)力梯度較低,則難以形成整體失穩(wěn);若煤體的沖擊傾向性較低,則變形過(guò)程緩慢,難以形成沖擊。因此,沿空巷道發(fā)生沖擊地壓的3個(gè)條件相互補(bǔ)充,缺一不可。

(2)差異性。

如前文所述,應(yīng)力判據(jù)和應(yīng)力梯度判據(jù)的力學(xué)本質(zhì)都是剪切破壞,但二者具有本質(zhì)差異:前者是垂直高應(yīng)力作用下的煤巖體內(nèi)部剪切破壞;后者是高應(yīng)力差作用下的水平滑動(dòng)剪切破壞。

綜上,結(jié)合式(19),(25)~(26),深部開采沿空巷道沖擊危險(xiǎn)性的工程判據(jù)表達(dá)式為:

式(27)中各參數(shù)意義同前,條件①,②,③分別為沿空巷道沖擊危險(xiǎn)性工程判據(jù)的應(yīng)力條件、應(yīng)力梯度條件和沖擊傾向性條件。實(shí)際應(yīng)用中,將現(xiàn)場(chǎng)各參數(shù)代入式(27)中計(jì)算,其中一個(gè)或多個(gè)條件滿足,對(duì)應(yīng)著沿空巷道的不同的沖擊危險(xiǎn)性,見表1。

由式(27)可知,決定深部開采沿空巷道沖擊地壓危險(xiǎn)性的關(guān)鍵因素是高應(yīng)力差區(qū)的應(yīng)力峰值、應(yīng)力差值、應(yīng)力梯度、煤巖體強(qiáng)度以及沖擊傾向性。在圍巖強(qiáng)度和應(yīng)力場(chǎng)分布不發(fā)生明顯變化的情況下,由式(16)可知,引起上述因素發(fā)生較大變化的人為因

表1　工程判據(jù)計(jì)算結(jié)果與沖擊危險(xiǎn)性的關(guān)系Table 1 Relationship between calculation of engineeringcriterion and rock burst hazard

素是實(shí)體煤側(cè)巷幫與高應(yīng)力區(qū)峰值位置的間距l(xiāng),因此l是決定沿空巷道沖擊危險(xiǎn)性的可控因素,通過(guò)合理布置沿空巷道位置可以有效控制沿空巷道的沖擊地壓災(zāi)害。根據(jù)式(27)和(16)可以對(duì)深部開采沿空巷道的沖擊危險(xiǎn)性進(jìn)行判斷并計(jì)算得到合理的l值范圍。

4 沿空巷道沖擊地壓危險(xiǎn)性工程判據(jù)的應(yīng)用

4.1 工程背景

某礦2302S綜放工作面為深部開采沿空工作面,工作面長(zhǎng)約2 300 m,寬約270 m。煤層厚度平均9 m,埋深超過(guò)850 m,具有沖擊傾向性,煤層傾角平均為5°,割煤高度3.5 m,放煤高度5.5 m。覆巖最上層有超過(guò)600 m的表土層。2302S工作面緊鄰2301S工作面采空區(qū),采空區(qū)頂板巖層充分垮落,2302S工作面上平巷為沿空巷道,巷道布置采用留5 m小煤柱沿空掘巷技術(shù),斷面形狀為矩形,尺寸為3.5 m× 5.0 m,如圖8所示。

圖8　2302S工作面上平巷側(cè)向巖層結(jié)構(gòu)示意Fig.8 Schematic diagram of the lateral strata structure ofupper entry of 2302S working face

4.2 理論計(jì)算

2302S直接頂厚度約為29 m,如圖8所示。經(jīng)計(jì)算和現(xiàn)場(chǎng)勘查,采空區(qū)巖層已充分垮落,側(cè)向應(yīng)力場(chǎng)分布基本穩(wěn)定,根據(jù)生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量[10,13-14],在該礦的地質(zhì)和開采條件下,深部開采沿空巷道沖擊危險(xiǎn)性工程判據(jù)中各參數(shù)的取值分別為: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),判據(jù)計(jì)算結(jié)果如下:

在該礦防治沖擊地壓的理論和實(shí)踐研究中,高應(yīng)力與抗壓強(qiáng)度之比的臨界值I1一般取1.5[14-16]。

由式(21)可知,在靜力學(xué)理想條件下,當(dāng)τ/ [τ]=1時(shí),煤巖體即容易在高應(yīng)力差作用下發(fā)生滑動(dòng)失穩(wěn)。深部開采復(fù)雜應(yīng)力條件下,在考慮圍巖、動(dòng)力影響、應(yīng)力變化等多種因素的基礎(chǔ)上,I2取值應(yīng)≥1,但由于煤巖體抗剪能力一般弱于抗壓能力,可認(rèn)為

本案例中,為確保安全性,取I2=I1=1.5。

根據(jù)該礦主采煤層的沖擊傾向性鑒定結(jié)果,煤層的動(dòng)態(tài)破壞時(shí)間DT約為46 ms,沖擊能指數(shù)約為5.46 kJ,彈性能指數(shù)約為7.86,單軸抗壓強(qiáng)度為20 MPa且在開采過(guò)程中,該礦曾發(fā)生過(guò)沖擊地壓,因此可以確定煤層具有沖擊傾向性。

由式(28)及煤巖體的沖擊傾向性鑒定結(jié)果,表1中條件①、②、③同時(shí)滿足,說(shuō)明該礦沿空巷道達(dá)到了發(fā)生沖擊地壓的判別條件,存在較大的沖擊危險(xiǎn)性。

4.3 現(xiàn)場(chǎng)驗(yàn)證

采用應(yīng)力動(dòng)態(tài)監(jiān)測(cè)技術(shù)對(duì)2302S工作面進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè),監(jiān)測(cè)結(jié)果表明2302S工作面沿空巷道實(shí)體幫煤體應(yīng)力一直處于較高應(yīng)力狀態(tài),導(dǎo)致工作面在短時(shí)間內(nèi)需要采取多輪卸壓措施。圖9為2302S工作面沿空留巷第3組應(yīng)力計(jì)在某一回采期間的應(yīng)力曲線圖。工作面在回采過(guò)程中該組應(yīng)力計(jì)出現(xiàn)多次預(yù)警,及時(shí)采取卸壓措施后應(yīng)力降低至正常水平,但卸壓后煤體應(yīng)力恢復(fù)較快,需要采取2次甚至3次卸壓。同時(shí),沿空巷道圍巖產(chǎn)生嚴(yán)重的超前大變形,2302S工作面回采期間兩幫最大變形量達(dá)到3 615 mm,頂、底板最大變形量達(dá)到2 793 mm。

圖9　2302S工作面超前第3組應(yīng)力曲線Fig.9 Stress curve of the third group of stress meter before 2302S working face

現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)表明2302S工作面沿空巷道具有較大的沖擊危險(xiǎn)性,這與工程判據(jù)結(jié)果一致。同時(shí),預(yù)警時(shí)間長(zhǎng),多輪卸壓效果不佳和圍巖大變形的現(xiàn)象表明造成沖擊危險(xiǎn)性的主要原因并非臨時(shí)因素,而是巷道位置不合理形成的長(zhǎng)期影響,這與判據(jù)中l(wèi)值過(guò)小導(dǎo)致沖擊危險(xiǎn)性較高的推斷也是對(duì)應(yīng)的。

4.4 災(zāi)害原因及工程建議

4.4.1 沖擊危險(xiǎn)性原因分析

從沿空巷道沖擊地壓危險(xiǎn)性的工程判據(jù)角度分析,造成2302S工作面沿空巷道超前應(yīng)力升高,沖擊危險(xiǎn)性大的主要設(shè)計(jì)原因是實(shí)體煤側(cè)巷幫至應(yīng)力峰值位置的間距l(xiāng)小于臨界距離,合理間距l(xiāng)應(yīng)滿足:

依此求得2302S工作面沿空巷道所需的合理間距為

4.4.2 圍巖超前大變形原因分析

2302S沿空巷道實(shí)體煤側(cè)巷幫變形量大的主要原因是應(yīng)力較高,如圖9所示;而煤柱側(cè)巷幫變形量大的主要原因是強(qiáng)度較低和回采面的擾動(dòng)影響。欲控制2302S沿空巷道超前大變形,須保證圍巖處于低應(yīng)力環(huán)境以及最大程度上減小回采擾動(dòng)。

4.4.3 工程建議——“負(fù)煤柱”沿空掘巷技術(shù)

由l>16.11 m,b=5 m,R1=21 m,可得煤柱寬度R1-b-l基本為0,因此建議將巷道布置在采空區(qū)內(nèi),如圖10所示,從幾何關(guān)系上,稱該技術(shù)為“負(fù)煤柱”沿空掘巷?！柏?fù)煤柱”沿空巷道滿足式(31),可以保證巷道處于低應(yīng)力和低應(yīng)力差環(huán)境下,同時(shí)采空區(qū)垮落穩(wěn)定后受沿空工作面回采的擾動(dòng)影響較小,因此可以控制深部開采沿空巷道沖擊地壓和大變形災(zāi)害。

圖10　“負(fù)煤柱”沿空掘巷技術(shù)示意Fig.10 Schematic diagram of gob-side entry driving with negative pillar

由于該礦井屬于低瓦斯礦井,實(shí)際應(yīng)用中,在采空區(qū)中掘進(jìn)效率較高,可以采用“管棚注漿+U型鋼”支護(hù),表面噴漿及帷幕注漿等技術(shù)解決采空區(qū)圍巖破碎,頂板冒落以及漏風(fēng)等問(wèn)題和隱患,具有較強(qiáng)的實(shí)際可操作性。

目前該礦已經(jīng)在井下開展相關(guān)的準(zhǔn)備和試驗(yàn)工作,預(yù)計(jì)該方案可以有效解決深部開采沿空巷道沖擊地壓與超前大變形災(zāi)害。

5 結(jié) 論

(1)提出了沿空巷道沖擊危險(xiǎn)性的工程判據(jù),推導(dǎo)了判據(jù)的量化形式,并得到了現(xiàn)場(chǎng)驗(yàn)證。

(2)沿空巷道應(yīng)力場(chǎng)中的高應(yīng)力區(qū)附近的高應(yīng)力差區(qū)是發(fā)生沖擊地壓的主要區(qū)域,決定沖擊地壓危險(xiǎn)性的關(guān)鍵因素是高應(yīng)力差區(qū)域的應(yīng)力峰值、應(yīng)力差值、應(yīng)力梯度和煤巖體強(qiáng)度以及沖擊傾向性。

(3)提出了沿空巷道實(shí)體煤幫與高應(yīng)力峰值位置的間距是高應(yīng)力差區(qū)域沖擊危險(xiǎn)性的關(guān)鍵因素,也是人為可控的因素,通過(guò)合理布置沿空巷道位置,可以有效控制沿空巷道的沖擊地壓災(zāi)害。

(4)以實(shí)際案例為工程背景,驗(yàn)證了“小煤柱”沿空掘巷方案的沖擊危險(xiǎn)性,論證了“負(fù)煤柱”沿空掘巷方案對(duì)于防治沖擊地壓和大變形的合理性。

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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

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

作者簡(jiǎn)介:姜福興(1962—),男,江蘇常州人,教授。Tel:010-62332900,E-mail:jiangfuxing1@163.com。

基金項(xiàng)目:國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(973)資助項(xiàng)目(2010CB226803);國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51274022,51174016)

收稿日期:2014-10-18

中圖分類號(hào):TD324

文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A

文章編號(hào):0253-9993(2015)08-1729-08