尚磊磊

（晉能控股煤業(yè)集團有限公司 安全生產(chǎn)指揮中心，山西 大同037003）

近年來，由于煤炭生產(chǎn)的集約化、高效化，瓦斯排放量也相應大幅度上升，而過多瓦斯的排出易在工作面上隅角處形成瓦斯積聚難題[1-3]。為解決這一問題，在工作面采掘工作開展之前進行煤層瓦斯預抽采措施。煤層瓦斯預抽措施主要包括地面抽采和井下抽采2 種方式[4]。地面抽采方式受煤層埋深、覆巖巖性及煤層透氣性能等多種客觀因素影響，使用范圍比較有限[5-6]；井下抽采存在施工量大、封孔質(zhì)量難以把控及抽采管路復雜等缺陷[7-8]。因此，有必要從開采工藝角度出發(fā)，以解決降低上隅角瓦斯積聚問題。近年來采空區(qū)沿空留巷技術在我國高瓦斯礦井得到了廣泛應用，該技術即沿采空區(qū)側滯后于回采工作面設置人工充填墻體，保留沿空側平巷作為瓦斯抽放巷道使用；與傳統(tǒng)的U 型通風巷道布置相比，該技術的應用有助于形成Y 型通風系統(tǒng)，使新鮮空氣以更高的速率通過上隅角，從而解決上隅角瓦斯積聚問題[9-10]。大量的現(xiàn)場調(diào)研表明，充填墻體的力學性能和尺寸寬度在很大程度上決定了沿空巷道的穩(wěn)定性[11-12]。因此，充填墻體的留設一直是沿空留巷實踐中的關鍵技術之一。為此，通過充填墻體力學性能開展實驗室試驗，確定養(yǎng)護強度與抗壓強度之間的關系，并在此基礎上建立三維精細化數(shù)值模型，對充填墻體的最優(yōu)留設寬度進行模擬分析，確定沿空抽采巷道能夠滿足瓦斯抽放要求時的最優(yōu)充填墻體寬度值。

1 現(xiàn)場通風概況

1.1 傳統(tǒng)U+L 型通風方式

山西大同地區(qū)王坪煤礦自從礦井投產(chǎn)以來，瓦斯涌出量隨著礦井產(chǎn)量的增加而相應的逐年增大，目前其主采3#煤層相對瓦斯涌出量為12.29～16.31 m3/t，高于《煤礦瓦斯等級鑒定暫行辦法》規(guī)定的10 m3/t，屬于高瓦斯礦井。該高瓦斯礦井回采工作面?zhèn)鹘y(tǒng)采用U+L 型通風方式（圖1）。

圖1 傳統(tǒng)U+L 型通風方式Fig.1 Traditional ventilation of U+L form

圖1 中，1#平巷和2#平巷用于進風，3#平巷用于回風，且為了保證回采工作面和接續(xù)工作面之間有效接續(xù)，將3#平巷留用兼作為接續(xù)工作面的進風平巷使用，2#平巷和3#平巷之間煤柱寬度一般留設為20 m。現(xiàn)場應用表明，該種通風方式會導致工作面上隅角瓦斯積聚、遺留煤柱造成煤炭資源浪費等問題。此外，3#平巷將會受到兩相鄰工作面依次回采擾動影響，導致巷道圍巖碎裂、穩(wěn)定性較差。

1.2 改進Y 型通風方式

針對傳統(tǒng)U+L 型通風方式存在的問題，提出了優(yōu)化改進后的Y 型通風方式，并將其應用于礦區(qū)北翼的N3205 工作面內(nèi)，改進Y 型通風方式如圖2。

圖2 改進Y 型通風方式Fig.2 Improved ventilation of Y form

圖2 中，N3205 工作面位于N3203 采空區(qū)東側，由南向北回采3#煤層。3#煤層平均埋深360 m，均厚3.5 m，平均傾角8°，屬于近水平中厚煤層一次采全高開采。采用“兩進一回”的通風方式，其中由運輸平巷和軌道平巷共同進風、沿空保留軌道平巷兼做回風平巷的通風方式。采用此種通風方式能夠解決工作面上隅角瓦斯積聚難題，同時不留設煤柱體而提高了煤炭資源采出率。

2 充填體及煤巖體物理力學特性

2.1 充填體物理力學特性

沿空保留軌道平巷兼做回風平巷進行回風時，護巷充填墻體所用充填材料的物理力學性能將直接影響回風平巷圍巖的穩(wěn)定性。對于充填墻體所用膏體材料的物理力學性能測試，采用如下步驟進行。

1）圓形模具，由聚氯乙烯管制成，其高為100 mm，內(nèi)徑為50 mm。

2）模具內(nèi)表面刷油后再填充膏體材料，膏體材料由36%中砂、35%碎石子、14%水泥、8%水、6%粉煤灰、1%外加劑組成。這種膏體材料具有良好的流動性和抗膠凝性，且質(zhì)量分數(shù)大于85%。

3）填充后的模具存放在養(yǎng)護箱中，養(yǎng)護時間分別為1、3、5、7、10、13、16 d，且每個特定固化時間均制備3 個試件。

4）試件脫模后，在MTS 815 伺服系統(tǒng)上進行力學性能測試。實際中隨著工作面回采，充填墻體上的載荷逐漸增加，因此為了測試試件的準靜態(tài)力學性能，選擇軸向壓縮速率為0.01 mm/min。

最終得到的不同養(yǎng)護時間下充填材料試件的單軸抗壓強度規(guī)律如圖3。

圖3 充填材料試件單軸抗壓強度變化規(guī)律Fig.3 The change law of uniaxial compressive strength of samples made by filling material

由圖3 可知，充填材料試件與養(yǎng)護時間之間的變化曲線在養(yǎng)護時間為10 d 時出現(xiàn)拐點，此后隨著養(yǎng)護時間增加，充填材料試件的單軸抗壓強度增長幅度較緩，最終在養(yǎng)護時間為16 d 時穩(wěn)定于14.7 MPa。由此可見當充填材料試件在養(yǎng)護時間為10 d時，其自身單軸抗壓強度為13.1 MPa，為充填材料試件最終單軸抗壓強度的89%，之后養(yǎng)護時間的延長并不能有效提高充填材料試件的單軸抗壓強度，因此確定充填材料的最佳養(yǎng)護時間為10 d，即現(xiàn)場沿空留巷期間充填墻體要保證10 d 的養(yǎng)護期。

2.2 煤巖體物理力學特性

現(xiàn)場通過在N3205 工作面內(nèi)進行打鉆取心作業(yè)，并加工成標準試件在室內(nèi)實驗室進行力學性能測試，可以得到煤巖樣的物理力學特性。但考慮到所加工的標準試件不像廣義的煤巖體存在不確定性的節(jié)理、裂隙等原生構造，因此直接采用實驗室測試數(shù)據(jù)結果并不能很好地反應出現(xiàn)場煤巖體的真實物理力學參數(shù)情況?；趶V義Hoek-Brown 破壞準則理論編程開發(fā)了RocLab 軟件，并根據(jù)多個礦井的工程地質(zhì)調(diào)研情況對RocLab 軟件進行了優(yōu)化調(diào)試，最終開發(fā)確定了RocLab 10.0 軟件[13-14]。將實驗室測得的煤巖樣物理力學參數(shù)錄入RocLab 10.0 軟件中，最終得到的N3205 工作面現(xiàn)場數(shù)值模擬所需要的煤巖體物理力學參數(shù)值見表1。

3 精細化三維模型

3.1 三維模型的建立

N3205 工作面傾向寬度為210 m，但考慮到數(shù)值模擬研究重點為沿空保留下來的回風平巷，因此在此截取三維模型的寬度為200 m；由于工作面沿走向方向長為1 400 m，因此在此截取三維模型的長度為10 m，視作平面應變問題進行研究[15]；三維模型的高度根據(jù)工作面內(nèi)的鉆孔柱狀圖確定，截取三維模型的高度為80 m。沿空側回風巷道的尺寸為寬×高=4.8 m×3.5 m，三維模型如圖4。

表1 煤巖體物理力學參數(shù)值Table 1 Physical and mechanical parameters of coal and rock mass

圖4 三維數(shù)值模型Fig.4 Three dimensional numerical model

對圖數(shù)值模型四周邊界進行水平位移約束，底端邊界進行固定位移約束，并在考慮N3205 工作面平均埋深的基礎上對模型上表面施加等效均布載荷9.0 MPa。傳統(tǒng)三維數(shù)值模型煤巖體均采用Mohr-Coulomb 本構方程，這將會影響數(shù)值模擬的精確性，因此在此對所建三維數(shù)值模型進行精細化劃分，煤巖層采用Mohr-Coulomb 本構模型，賦值參數(shù)見表1，充填墻體和采空區(qū)矸石分別采用應變軟化本構模型和雙屈服本構模型[16-17]，參數(shù)需進一步確定。

根據(jù)現(xiàn)場支護方案對沿空側回風平巷施加模擬支護方案，其中錨桿、錨索選用FLAC3D軟件自帶的錨桿/索結構單元體。實體煤幫側施打5 根錨桿，選用直徑22 mm、長度2 400 mm 的高強度螺紋鋼錨桿，錨桿間距為750 mm，肩窩、肩角處錨桿與水平方向呈6°夾角，此2 處錨桿分別與頂、底板間距為250 mm；充填墻體側施打4 根錨桿，同樣選用直徑22 mm、長度2 400 mm 的高強度螺紋鋼錨桿，錨桿間距為1 000 mm；頂板非對稱性的施打5 根錨桿，選用直徑20 mm、長度2 000 mm 的高強度螺紋鋼錨桿，錨桿間距為1 000 mm，且最左端錨桿與豎直方向夾角為6°，與左側實體煤幫間距為250 mm；每2 排錨桿之間間距為800 m，并在2 排錨桿中間位置施打3 根錨索，選用直徑17.8 mm、長度5 600 mm 的鋼絞線錨索，錨索間距為1 500 mm，兩側錨索與豎直方向夾角為10°。

3.2 充填墻體模擬參數(shù)

根據(jù)充填材料試件養(yǎng)護時間為10 d 時在實驗室內(nèi)測試的應變-應力關系，采用FLAC3D軟件建立同樣尺寸大小的三維數(shù)值模型，并在模型兩端面施加相向的恒定速率v（0.01 mm/min），且所建模型采用應變軟化本構模型。所建三維數(shù)值模型的體積模量、剪切模量和密度參數(shù)大小根據(jù)實驗室測試得到，分別取值為1.36 GPa、0.41 GPa、1 150 kg/m3。在應變軟化本構模型中，黏聚力和內(nèi)摩擦角是隨著應變的變化而變化的，因此有必要針對應變變化期間黏聚力和內(nèi)摩擦角的大小進行確定。基于插值法理論[18]對應變軟化本構模型中的黏聚力和內(nèi)摩擦角進行確定，當數(shù)值模擬與實驗室測試的應變-應力關系曲線吻合度較高時（圖5），此時得到的1 組隨著應變變化而變化的黏聚力和內(nèi)摩擦角即為應變軟化本構模型所需的最優(yōu)參數(shù)值（表2）。

圖5 數(shù)值模擬和實驗室測試的應變-應力關系曲線Fig.5 Strain-stress curves between simulation and laboratory test

表2 黏聚力和內(nèi)摩擦角最優(yōu)參數(shù)Table 2 The optimal parameters of cohesion and internal friction angle

3.3 采空區(qū)矸石模擬參數(shù)

采空區(qū)矸石會隨著覆巖的下沉而逐漸被壓實，這期間表現(xiàn)出應變硬化的特征，因此選用雙屈服本構模型來模擬采空區(qū)矸石的應變-應力關系。根據(jù)Salamon 經(jīng)驗公式[19]可以計算求得采空區(qū)矸石壓實階段理論上的應變-應力關系，計算公式如下：

式中：σ 為覆巖下沉對矸石的壓實載荷，MPa；E0為矸石初始切線模量，MPa；ε 為矸石體積應變；εmax為矸石最大體積應變；b 為矸石碎脹系數(shù)；σi為覆巖與矸石接觸位置初始垂直應力，MPa。

根據(jù)N3205 采空區(qū)工程地質(zhì)調(diào)研結果，σi取值為10.18 MPa，b 取值為1.32，代入式（1）中可以計算出σ 和ε 之間的理論關系曲線。同時建立尺寸為1 m×1 m×1 m 的三維數(shù)值模型，并在模型上表面施加向下的恒定速率v（取值為0.01 mm/min），且所建模型采用雙屈服本構模型。所建三維數(shù)值模型的密度參數(shù)根據(jù)實驗室測試得到，取值為1 000 kg/m3，基于插值法理論對雙屈服本構模型中的體積模量、剪切模量、內(nèi)摩擦角和剪脹角進行確定，當數(shù)值模擬與理論計算的應變-應力關系曲線吻合度較高時（圖6），此時得到的1 組參數(shù)值即為雙屈服本構模型所需的最優(yōu)參數(shù)值（表3）。

3.4 精細化三維模型校核

通過對所建三維模型不同區(qū)域進行精細化劃分，在此基礎上對不同區(qū)域根據(jù)其自身特性選用不同的本構模型，并對本構模型賦值參數(shù)基于插值法理論進行了確定。在此基礎上對所建立的精細化三維模型進行運行求解，并監(jiān)測相關數(shù)據(jù)對比分析，以期校核模型的合理性。

圖6 數(shù)值模擬和理論計算的應變-應力關系曲線Fig.6 Strain-stress curves between simulation and theoretical calculation

表3 矸石數(shù)值模擬所需最優(yōu)參數(shù)Table 3 The optimal parameters of gangue in numerical simulation

對于N3205 采空區(qū)矸石壓實后的最終受力狀態(tài)進行了監(jiān)測，可知采空區(qū)矸石在距離充填墻體外幫87 m 位置處承載應力最大，為9.54 MPa，N3205采空區(qū)矸石受力狀況如圖7。由于N3205 采空區(qū)埋深為407 m，原巖應力大小為10.18 MPa，這表明采空區(qū)矸石在埋深的0.21 倍位置處恢復至最大承載應力，此處最大承載應力為原巖應力的93.7%。國外Wilson 教授基于大量現(xiàn)場調(diào)查和分析指出[20]，采空區(qū)矸石承載應力從0 增大至原巖應力的距離為埋深的0.2～0.3 倍，這與數(shù)值模擬結果相一致。

圖7 N3205 采空區(qū)矸石受力狀況Fig.7 Stress state of gangue in gob N3205

4 充填墻體合理寬度

4.1 不同寬度時錨桿/索軸向受力分析

不同寬度充填墻體時沿空巷道圍巖中錨桿/索軸向受力變化情況模擬結果見表4。從表可知，當充填墻體寬度小于等于2.0 m 時，存在錨桿軸向受力超過其最大軸向力130 kN 的情況，因此充填墻體寬度要大于2.0 m；當充填墻體寬度大于等于2.5 m時，頂板2#～3#錨桿隨著墻體寬度增加而軸向受力減小，但充填墻體側的4#錨桿軸向受力卻增大，同時5#～7#錨索軸向受力也減小。這表明隨著充填墻體寬度增大，沿空巷道頂板自身結構穩(wěn)定性也隨之增加，可見護巷充填墻體寬度不能小于2.5 m。

表4 錨桿/索軸向受力變化情況Table 4 Axial force change of bolt/cable

4.2 不同寬度時圍巖塑性區(qū)分析

不同寬度充填墻體時沿空巷道圍巖塑性區(qū)演化規(guī)律如圖8。從圖8 中可知，在護巷充填墻體寬度為2.5、3.0、3.5 m 3 種可行寬度條件下，隨著充填墻體寬度的遞增，充填墻體內(nèi)拉伸破壞范圍逐漸減小，但是實體煤幫內(nèi)拉伸破壞范圍卻增大；巷道圍巖中實體煤幫剪切破壞深度均保持在2.5 m，頂板中剪切破壞深度均保持在3.4 m?？梢婋S著充填墻體寬度的增加，對于圍巖中剪切破壞的影響甚微，而實體煤幫拉伸破壞程度卻增大。

圖8 圍巖塑性區(qū)演化規(guī)律Fig.8 Evolution law of plastic zone of surrounding rock

4.3 不同寬度時圍巖移近量分析

不同寬度充填墻體時沿空巷道圍巖移近量變化情況如圖9。從圖9 中可知，隨著護巷充填墻體寬度的遞增，圍巖整體移近量呈現(xiàn)出減小的趨勢；當充填墻體寬度為2.5、3.0、3.5 m 3 種可行寬度條件時，圍巖移近后剩余橫截面積開始大于9.0 m2，由于現(xiàn)場回風平巷瓦斯排放最小臨界橫截面積要求9.0 m2，此時能夠滿足瓦斯回風要求。

圖9 圍巖移近量變化情況Fig.9 Convergence law of surrounding rock

4.4 充填墻體合理寬度的確定

在實際工程中，一旦充填墻體成型，先前由煤體承載的頂板載荷將分別傳遞給充填墻體和實體煤幫。當充填墻體寬度較小時，其承載力較低，不能承載更多的頂板載荷，于是大部分頂板載荷轉移到實體煤幫側。因此，護巷充填墻體需具備一定的寬度值，以滿足承載能力要求，同時考慮到不同寬度充填墻體下錨桿/索軸向受力、圍巖塑性區(qū)和移近量變化情況，綜合確定充填墻體的合理寬度為2.5 m。

5 現(xiàn)場工業(yè)性試驗

現(xiàn)場工業(yè)性試驗期間在沿空留設的回風平巷（護巷充填墻體寬度2.5 m）內(nèi)設置3 個間隔30 m的測站（圖2 中1#～3#紅色虛線方框），每個測站分別對頂?shù)装搴蛢蓭鸵平?、充填墻體承載能力進行監(jiān)測，監(jiān)測數(shù)據(jù)平均值如圖10。從圖10 可知，N3205 工作面依次回采經(jīng)過各測站后，當測站滯后N3205 工作面距離為70 m 時，頂?shù)装搴蛢蓭鸵平口呌诜€(wěn)定，分別為719.6 mm 和672.7 mm，這一圍巖移近量監(jiān)測結果與前述數(shù)值模擬結果吻合性較高，且此時沿空巷道剩余橫截面積大于9.0 m2，能夠滿足現(xiàn)場瓦斯回風需求。充填墻體承載能力在測站滯后N3205 工作面距離為23 m 時開始急劇增大，當測站滯后N3205 工作面距離為34 m 時承載能力達到最大值9.0 MPa，此后穩(wěn)定在8.6 MPa 左右，遠小于其單軸抗壓強度13.1 MPa，充填墻體受力環(huán)境較好。

圖10 監(jiān)測數(shù)據(jù)平均值Fig.10 Mine pressure monitoring results of surrounding rock

6 結 語

1）工作面改進后的Y 型通風系統(tǒng)較傳統(tǒng)的U+L 型通風系統(tǒng)能夠更好地解決上隅角瓦斯積聚問題，同時不留設煤柱體而提高了煤炭資源采出率。

2）充填材料試件在養(yǎng)護時間為10 d 時力學性能最佳，此時其自身單軸抗壓強度為13.1 MPa，為充填材料試件最終單軸抗壓強度的89%。

3）采用FLAC3D軟件建立了精細化三維模型，其中充填墻體和采空區(qū)矸石分別采用應變軟化本構模型和雙屈服本構模型。基于插值法理論對應變軟化本構模型和雙屈服本構模型最優(yōu)參數(shù)進行了確定。

4）通過數(shù)值模擬分析了不同寬度充填墻體下錨桿/索軸向受力、圍巖塑性區(qū)和移近量變化情況，在此基礎上綜合確定了最合理充填墻體設計寬度為2.5 m。

5）現(xiàn)場工業(yè)性試驗期間礦壓監(jiān)測結果表明沿空巷道圍巖頂?shù)装搴蛢蓭鸵平颗c數(shù)值模擬結果相一致；沿空巷道剩余橫截面積大于9.0 m2，能夠滿足現(xiàn)場瓦斯回風需求；充填墻體承載能力保持在8.6 MPa 左右，小于其單軸抗壓強度13.1 MPa，應力環(huán)境較好。