曹 凱

（晉能集團陽泉公司上社煤礦，山西 盂縣 045100）

1 工作面概況

某礦7306工作面在該礦七采區(qū)的東南方向，處于七采取運輸巷的南側(cè)，南部與3下煤層沖刷邊界相鄰，東南部，七采中間膠帶巷南側(cè)，南部靠近3下煤層沖刷邊界，西側(cè)與7304、7305、7306、7308采空區(qū)相鄰，東鄰7311、7312采空區(qū)，由于工作面兩側(cè)采空，因此，該工作面為半孤島。7306工作面上方約260m處（高位頂板）存在97.90m厚的巨厚堅硬巖層（輝長巖），直接頂和老頂（低位頂板）均為堅硬砂巖，在工作面順槽掘進過程中低位堅硬頂板的運動會造成7306工作面出現(xiàn)強烈的礦壓顯現(xiàn)，在高應(yīng)力區(qū)域進行采掘活動，受采空側(cè)壓影響容易發(fā)生變形失穩(wěn)。

2 巷道圍巖變形力學(xué)分析

依據(jù)關(guān)鍵層理論[1]，7306工作面頂板會產(chǎn)生離層，離層所在的位置處于關(guān)鍵層（高位頂板巖層）與工作面軟巖（低位頂板巖層）之間。由于該工作面為孤島工作面，其采空區(qū)所在的一側(cè)離層在垂直方向上的連線為巖層移動線，而該線與水平方向之間有一定的夾角，該角稱為巖層移動角[2～3]，用α表示。7306工作面采空區(qū)一側(cè)方向上的支承壓力F由工作面上覆頂板巖層自重力G與由于采空區(qū)一側(cè)造成采空煤層頂板巖層懸露而懸空傳遞到煤層上的增力T共同組成。增力T由等腰梯形的形狀向煤層傳遞，其力傳遞分布示意圖如圖1所示[4～5]。

圖1 關(guān)鍵層理論力學(xué)模型

則：

式中：F*為關(guān)鍵層在采空側(cè)煤體上產(chǎn)生的最大支承壓力；M為關(guān)鍵層厚度；H為關(guān)鍵層厚度中心到煤層底板的距離；L為采空區(qū)寬度的一半；L為關(guān)鍵層厚度中心位置在采空區(qū)的懸露長度；Γ為巖層容重；

自重產(chǎn)生的應(yīng)力計算為：

式中：H為采深。

由于工作面低位頂板巖層厚度相對較大，根據(jù)實際條件，取巖層的的移動角α為80°。工作面平均開采深度為529.5m，采空區(qū)寬度的一半取l=200m，取巖層容重γ為2.5t/m3，為方便計算，依據(jù)采空區(qū)上覆巖層破斷的范圍將其作為整體的巖層組，將其厚度M取值379.5m。將工作面參數(shù)代入公式中得到側(cè)向支承壓力計算公式為：

通過計算得出7306工作面輔順槽外側(cè)采空區(qū)側(cè)向支承壓力分布規(guī)律：當(dāng)煤體距離采空一側(cè)約為60m時，該工作面采空區(qū)側(cè)向支承壓力出現(xiàn)峰值，峰值約為41.75MPa；采空區(qū)外側(cè)煤體側(cè)向支承壓力影響范圍大約為距采空區(qū)20～120m，距采空區(qū)0～20m范圍內(nèi)側(cè)向支承壓力低于原巖應(yīng)力，為低應(yīng)力區(qū)；距采空區(qū)120m以外為原巖應(yīng)力區(qū)。

3 工作面走向圍巖變形分析

采用RFPA模擬軟件對7306工作面推采到200m、400m、600m時支承壓力、巷道和煤柱變形破壞情況模擬。通過對主應(yīng)力、聲發(fā)射和應(yīng)力分布曲線和巷道圍巖變形曲線的總結(jié)和研究，分析工作面推采到200m、400和600m時工作面應(yīng)力及巷道變形情況。其模擬結(jié)果如圖2、3、4所示。

圖2 7306工作面走向主應(yīng)力圖

圖3 7306工作面走向聲發(fā)射圖

圖4 7306工作面超前支承壓力曲線圖

由圖2、圖3可知，工作面變形和聲發(fā)射主要出現(xiàn)在煤壁和頂板位置并隨著深度逐漸增加。由圖4可知，工作面超前支承壓力隨深度逐漸增加，但是增加幅度較小。200m時，超前支承壓力影響范圍約為48～50m，峰值位置出現(xiàn)在超前16～17m處，峰值大小約為30MPa，應(yīng)力集中系數(shù)約為1.56；400m時，超前支承壓力影響范圍約為50～52m，峰值位置出現(xiàn)在超前17～18m處，峰值大小約為33MPa，應(yīng)力集中系數(shù)約為1.59；600m時，超前支承壓力影響范圍約為52～54m，峰值位置出現(xiàn)在超前18m處，峰值大小約為35MPa，應(yīng)力集中系數(shù)約為1.59。

4 工作面不同推采度巷道及煤柱變形破壞分析

4.1 工作面不同推采度巷道及煤柱變形數(shù)值模擬分析

1）工作面推采200m時，工作面巷道及煤柱變形破壞分析。

圖5 工作面推采到200m時主應(yīng)力圖和發(fā)射圖

圖5 所示工作面推采到200m時主應(yīng)力表明，應(yīng)力主要集中在軌道順槽兩側(cè)的工作面煤體和小煤柱中，隨著時間推移，煤柱應(yīng)力集中現(xiàn)象減弱。這說明煤柱變形破壞，應(yīng)力轉(zhuǎn)移到工作面煤體。聲發(fā)射圖表明，聲發(fā)射主要集中在軌道順槽小煤柱側(cè)底板和小煤柱中，隨著時間推移，聲發(fā)射也逐漸出現(xiàn)在工作面?zhèn)让后w中，并且煤柱上聲發(fā)射逐漸減少，這說明軌道順槽的變形以煤柱側(cè)底板底鼓和煤柱側(cè)煤幫內(nèi)移為主，并逐漸發(fā)展到工作面?zhèn)鹊装搴兔后w中。

2）工作面推采400m時，工作面巷道及煤柱變形破壞分析。

圖6 工作面推采到400m時主應(yīng)力圖和聲發(fā)射圖

圖6 可知工作面推采到400m時主應(yīng)力和聲發(fā)射情況與200m是規(guī)律基本相同，只是相對更加嚴(yán)重。

（3）工作面推采600m時，工作面巷道及煤柱變形破壞數(shù)值模擬。

圖7 工作面推采到600m時主應(yīng)力圖和聲發(fā)射圖

圖7 可知，工作面推采到600m時主應(yīng)力和聲發(fā)射情況與400m是規(guī)律基本相同，只是集中現(xiàn)象相對有所增加，但是增加的很少。

4.2 工作面不同推采度巷道及煤柱變形破壞分析

7306工作面屬于深部軟巖，頂?shù)装鍙姸鹊停髯冃宰冃源?，這是造成巷道圍巖變形嚴(yán)重變形，且以底鼓和煤幫變形為主的原因；采空側(cè)壓是造成煤柱側(cè)變形比工作面?zhèn)却蟮闹饕蛩?。?為7306工作面推采到200m、400m和600m時軌道順槽變形量數(shù)據(jù)表。

表1 7306工作面軌道順槽變形量數(shù)據(jù)表

由表1可知，工作面推采到200m、400m和600m時，軌道順槽頂?shù)装搴蛢蓭途霈F(xiàn)了較大變形，并且以底板底鼓和兩幫移近為主，其中煤柱側(cè)煤幫變形量和煤柱側(cè)底板底鼓最為嚴(yán)重。其中400m處頂板下沉量、底板底鼓量、工作面?zhèn)让簬妥冃瘟亢兔褐鶄?cè)煤幫變形量分別是200m處的1.27倍、1.30倍、1.23倍和1.24倍；而600m處頂板下沉量、底板底鼓量、工作面?zhèn)让簬妥冃瘟亢兔褐鶄?cè)煤幫變形量分別只是400m處的1.02倍、1.04倍、1.02倍和1.04倍。

造成400m處（雙工作面見方）變形量是200m處（單工作面見方）1.24～1.30倍的原因，一是雙工作面采空側(cè)壓遠(yuǎn)大于單工作面?zhèn)葔海欢枪ぷ髅嫱撇蛇_(dá)到正常，超前支承壓力完全形成，兩者疊加致使400m處變形高于200m處很多。600m（三工作面見方）處變形量只是400m處（雙工作面見方）變形量得1.02～1.04倍的原因是：采空側(cè)頂板完全觸矸，600m處采空側(cè)壓和400m處采空側(cè)壓基本一致，并且超前支承壓力達(dá)到正常，600m處變形量比400m處大主要是受埋深增大的影響。

7306工作面為深部軟巖工作面是造成采空側(cè)軌道順槽變形量大的主因；采空側(cè)壓和超前支承壓力增加幅度大是造成400m處軌道順槽圍巖變形量大200m處變形量很多的主因；埋深加大是造成600m處軌道順槽圍巖變形量比400m處軌道順槽圍巖變形量略大的主因。

5 結(jié) 論

1）以關(guān)鍵層理論為基礎(chǔ)建立側(cè)向支承壓力計算模型，得出計算不同煤柱寬度下側(cè)壓的分段函數(shù)，代入?yún)?shù)計算出支撐壓力的峰值、影響范圍及分布規(guī)律。

2）采用RFPA對7306工作面推采到200m、400m、600m時支承壓力、巷道和煤柱變形破壞情況進行分析，得出巷道不同推進度時超前支承壓力影響范圍、峰值位置、峰值大小和應(yīng)力集中系數(shù)。

3）采用RFPA對7306工作面不同推采度巷道及煤柱變形破壞分析，并得到不同推進度時頂板下沉量、底板底鼓量、工作面?zhèn)让簬妥冃瘟亢兔褐鶄?cè)煤幫變形量，通過分析得到采空側(cè)壓和超前支承壓力增加幅度大是造成400m處軌道順槽圍巖變形量大主因；埋深加大是造成600m處軌道順槽圍巖變形量大主因。