席 杰，王兆豐,2, 3，陳金生,2，李學(xué)臣，李艷飛，馬雄偉

(1.河南理工大學(xué) 安全科學(xué)與工程學(xué)院，河南 焦作 454003；2.河南理工大學(xué) 煤礦災(zāi)害預(yù)防與搶險(xiǎn)救災(zāi)教育部工程研究中心，河南 焦作 454003；3.煤炭安全生產(chǎn)與清潔高效利用省部共建協(xié)同創(chuàng)新中心，河南 焦作 454003；4.焦作煤業(yè)(集團(tuán))有限責(zé)任公司，河南 焦作 454000；5.河南能源集團(tuán)焦煤公司古漢山礦，河南 焦作 454300)

0 引言

我國(guó)煤儲(chǔ)層在形成過(guò)程中經(jīng)歷多期地質(zhì)構(gòu)造，普遍具有瓦斯含量高、煤層透氣性低的特征，造成井下瓦斯抽采困難[1]。卸壓開(kāi)采抽采瓦斯理論和技術(shù)可有效解決這一難題[2]。煤層開(kāi)采對(duì)本煤層未開(kāi)采部分和相鄰煤層均有一定的卸壓作用[3-4]。超前自卸壓區(qū)為工作面前方煤體受到本煤層采動(dòng)影響產(chǎn)生的應(yīng)力釋放區(qū)，在此區(qū)域煤體膨脹變形，產(chǎn)生大量新生裂隙，使煤層透氣性系數(shù)增大。因此，預(yù)計(jì)相應(yīng)條件下的超前自卸壓區(qū)寬度是合理布置邊采邊抽鉆孔、強(qiáng)化瓦斯抽采的重要依據(jù)。

目前卸壓區(qū)寬度研究主要采用數(shù)值模擬、現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)和理論分析等手段。陳滔等[5]分析采面超前卸壓機(jī)理并應(yīng)用COMSOL Multiphysics軟件對(duì)極近距離上鄰近層超前卸壓帶寬度進(jìn)行模擬，結(jié)果與實(shí)測(cè)寬度基本一致；付帥[6]提出采用鉆孔氣體漏失量法實(shí)測(cè)巷幫卸壓帶寬度；郭敬遠(yuǎn)等[7]采用FLAC3D軟件模擬出掘進(jìn)煤巷巷幫卸壓區(qū)域隨巷道開(kāi)挖深度的變化規(guī)律；鄭吉玉等[8]采用鉆孔應(yīng)力傳感器實(shí)測(cè)采煤工作面前方卸壓區(qū)寬度，根據(jù)卸壓區(qū)范圍和鉆孔失效距離，得出不同偏角下的鉆孔卸壓瓦斯抽采量計(jì)算公式；文獻(xiàn)[9-10]對(duì)修正后的Fenner公式和Kastner進(jìn)行適用性分析，并對(duì)比研究深部圓形截面巷道不同荷載下的塑性區(qū)范圍；陳旭光等[11]推導(dǎo)圓形截面巷道分區(qū)破裂形成的破裂區(qū)范圍表達(dá)式，解釋周?chē)鷩鷰r應(yīng)變和位移隨距離斷面增加呈波浪形變化的特征；姚國(guó)圣等[12]提出考慮擴(kuò)容梯度和塑性軟化特性的塑性區(qū)、破裂區(qū)半徑表達(dá)式，分析巷道圍巖破碎規(guī)律。

目前，超前自卸壓區(qū)的現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)、數(shù)值模擬研究已有較大進(jìn)展，但是卸壓帶寬度理論分析大多以掘進(jìn)工作面為研究對(duì)象，而對(duì)綜采工作面的卸壓帶寬度理論研究較少。當(dāng)前綜采工作面的卸壓寬度理論分析主要以莫爾強(qiáng)度理論為準(zhǔn)則，結(jié)合不同開(kāi)采條件下的經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，求解在極限應(yīng)力平衡區(qū)煤層界面的應(yīng)力微分方程。但隨著礦井機(jī)械化水平提高以及開(kāi)采深度及厚度增大，現(xiàn)有理論公式計(jì)算的卸壓帶寬度往往比現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果小。隨著工作面的不斷回采，勢(shì)必引起上覆巖層的失穩(wěn)破壞，最直接的表現(xiàn)是冒落帶隨開(kāi)采垮落，造成工作面前方煤體的應(yīng)力重分布，此理論細(xì)化了冒落帶對(duì)于超前自卸壓范圍的影響，因此本文基于覆巖破壞傳遞的超前自卸壓過(guò)程，提出1種新的綜采工作面超前自卸壓區(qū)影響寬度的計(jì)算思路和方法，并通過(guò)順層鉆孔瓦斯抽采試驗(yàn)驗(yàn)證卸壓影響區(qū)，量化卸壓抽采區(qū)抽采效果，為煤礦高效邊采邊抽提供參考。

1 超前自卸壓理論分析

原本承受上覆載荷的煤體受到采動(dòng)后，其應(yīng)力短時(shí)間內(nèi)集中到采面附近的煤體上，達(dá)到煤體強(qiáng)度極限便發(fā)生塑性破壞，致使煤體卸壓，從而使集中應(yīng)力向煤層深部轉(zhuǎn)移，達(dá)到應(yīng)力平衡后，工作面前方便形成卸壓區(qū)、應(yīng)力集中區(qū)和原始應(yīng)力區(qū)[7]。在卸壓區(qū)內(nèi)，煤巖強(qiáng)度降低，裂隙發(fā)育，煤層透氣性好，可強(qiáng)化瓦斯抽采。

1.1 基于殘存煤體強(qiáng)度推導(dǎo)卸壓區(qū)

由于回采過(guò)程破壞了煤體的原巖應(yīng)力，采面前方的煤體承受超前支承壓力發(fā)生變形，根據(jù)煤體變形的不同程度，煤壁前方一定區(qū)域內(nèi)分為塑性變形區(qū)和彈性變形區(qū)[13]。根據(jù)極限平衡條件，塑性區(qū)支承壓力分布規(guī)律滿足式(1)[14]：

(1)

在塑性變形區(qū)以外的圍巖變形為彈塑性變形，超前支撐壓力分布為負(fù)指數(shù)曲線[15]，如式(2)所示：

σy=γH[1+Δke-δ(x-x0)]

(2)

聯(lián)立可得由殘存煤體強(qiáng)度推導(dǎo)出的卸壓范圍[16]，如式(3)所示：

(3)

式中：k為最大應(yīng)力集中系數(shù)，Δk=k-1；σy為超前支承壓力，為使煤體產(chǎn)生豎向壓縮變形的力，MPa；Rc為煤壁殘余強(qiáng)度，MPa；h為工作面采高，m；Δh為上覆巖層破壞高度，m；f為層面摩擦因數(shù)，大小為該層面煤層與其頂?shù)装鍖用婺Σ两堑恼兄担沪脼槊簩尤葜?，N/m3；H為煤層埋深，m；δ為超前支承壓力的衰減系數(shù)；x0為由殘存煤體強(qiáng)度推導(dǎo)的卸壓范圍，m；x為距離煤層的距離，m；φ為煤層的內(nèi)摩擦角，(°)。

1.2 考慮瓦斯壓力的卸壓區(qū)范圍

根據(jù)卸壓區(qū)水平方向的應(yīng)力平衡方程，結(jié)合Mohr-Coulomb準(zhǔn)則，推導(dǎo)出包含孔隙瓦斯壓力的卸壓區(qū)寬度計(jì)算公式。在煤礦開(kāi)采過(guò)程中，工作面前方煤體應(yīng)力狀態(tài)看做二維平面問(wèn)題，只考慮上覆巖層施加的垂直應(yīng)力。

根據(jù)摩爾-庫(kù)侖理論，煤體破壞時(shí)，滑移面上的正應(yīng)力(也稱(chēng)之為超前支承壓力)σy和剪應(yīng)力τxy關(guān)系如式(4)所示：

τxy=-(σytanφ+c)

(4)

式中：τxy為剪應(yīng)力，MPa。

在卸壓平衡區(qū)水平方向的合力為0，即滿足式(5)：

(5)

假設(shè)xb為考慮瓦斯壓力的卸壓區(qū)范圍邊界，m。在卸壓區(qū)邊界，即當(dāng)x=xb時(shí)，水平應(yīng)力σx和正應(yīng)力σy的賦值可表示為式(6)：

(6)

式中：σx為水平應(yīng)力，MPa。

聯(lián)立煤體應(yīng)力平衡方程和有效應(yīng)力方程，卸壓區(qū)寬度xb計(jì)算公式[8]如式(7)所示：

(7)

式中：a′為有效應(yīng)力系數(shù)；Ac為卸壓區(qū)邊界處卸壓系數(shù)；p1為煤層瓦斯壓力，MPa；p0為大氣壓，MPa；Rx為側(cè)向支護(hù)阻力，MPa；c為黏聚力，MPa；Δp為煤層瓦斯壓力與大氣壓的差值，MPa

1.3 超前自卸壓影響因素分析

由式(3)和式(7)可知，卸壓區(qū)寬度的范圍與煤層的采高、超前支承壓力、煤層瓦斯壓力以及煤巖的物理特性密切相關(guān)。然而實(shí)際上煤礦井下環(huán)境復(fù)雜，影響超前卸壓范圍的因素較多，主要為煤巖特性物理?xiàng)l件(煤層賦存深度、煤層厚度、頂?shù)装鍘r性、煤體強(qiáng)度等)和開(kāi)采技術(shù)條件(作面長(zhǎng)度、推進(jìn)速度、采煤方法等)2部分。

煤層埋藏深度越大，工作面前方支承壓力峰值越大，集中系數(shù)越小，其峰值距離煤壁的距離越遠(yuǎn)，則對(duì)應(yīng)卸壓影響區(qū)范圍變大；煤質(zhì)堅(jiān)固性系數(shù)越小，支承壓力峰值點(diǎn)距煤壁越遠(yuǎn)，而煤體強(qiáng)度變大時(shí)，塑性變形區(qū)范圍變小，則支承壓力峰值變大，卸壓分布范圍變小[17]；對(duì)于放頂煤開(kāi)采，1次采出煤體的厚度越大，支承壓力峰值點(diǎn)距煤壁越遠(yuǎn)，支承壓力極限平衡區(qū)寬度明顯增大；工作面長(zhǎng)度越長(zhǎng)，支承壓力的峰值和集中系數(shù)越大。相同采深時(shí)，隨著采厚的加大，煤壁前方的塑性變形區(qū)和破壞區(qū)范圍隨采高的同步增大,超前應(yīng)力增加緩慢，支承壓力的集中系數(shù)趨于減小[18]。

因此超前支承應(yīng)力的分布特征直接影響煤體前方卸壓區(qū)的范圍，而采場(chǎng)上覆巖層的破碎斷裂是支承壓力形成的根本原因。研究上覆巖層破壞傳遞規(guī)律和受力狀態(tài)是分析支承壓力的理論基礎(chǔ)，也是分析超前自卸壓范圍的重要考慮因素。

2 覆巖破壞傳遞對(duì)超前自卸壓寬度的影響分析

2.1 冒落帶垮落對(duì)卸壓的影響過(guò)程分析

在工作面推進(jìn)過(guò)程中，采空區(qū)上覆巖層發(fā)生沉降運(yùn)移形成三帶，即緩沉帶、裂隙帶和冒落帶。冒落帶也稱(chēng)垮落帶，其在采場(chǎng)由支架暫時(shí)支撐，在推進(jìn)方向不能保持水平力在煤巖層之間的傳遞；裂隙帶巖層裂隙較發(fā)育，在采場(chǎng)推進(jìn)過(guò)程中能夠以“傳遞巖梁”的形式周期性斷裂運(yùn)動(dòng)，在推進(jìn)方向可保持水平力在煤巖層之間的傳遞。該部分巖層也是內(nèi)應(yīng)力場(chǎng)的主要壓力來(lái)源。

馮軍發(fā)等[19]通過(guò)分析覆巖破壞垮落過(guò)程中產(chǎn)生的壓力拱現(xiàn)象發(fā)現(xiàn)，隨回采推進(jìn)，壓力拱拱跡線不斷擴(kuò)展變化，最終拱跡線高度趨于一致，反映上覆巖層的動(dòng)態(tài)垮落過(guò)程。垮落帶和裂隙帶中已發(fā)生明顯運(yùn)動(dòng)的巖層位于壓力拱內(nèi)，而垮落帶和裂隙帶中尚未發(fā)生明顯運(yùn)動(dòng)的巖層及緩沉帶巖層位于壓力拱外，基于壓力拱曲線的超前卸壓示意如圖1所示。

圖1 基于壓力拱曲線的超前卸壓示意

當(dāng)煤層以設(shè)計(jì)采高開(kāi)采時(shí)，開(kāi)采區(qū)域周?chē)a(chǎn)生斷裂，開(kāi)裂形狀為與開(kāi)采區(qū)平行的拱跡線，靠近開(kāi)采位置的原極限平衡區(qū)與圍巖分離，工作面的煤層開(kāi)采移架后，支架上方煤巖體隨即垮落，也近似等同于該部分煤巖體進(jìn)行回采，原本形成的彈塑性邊界區(qū)變成新的自由表面。此種現(xiàn)象在卸壓理論計(jì)算推導(dǎo)上相當(dāng)于新的開(kāi)采斷面形成，使工作面前方應(yīng)力重分布。

2.2 基于覆巖破壞傳遞的超前自卸壓范圍推導(dǎo)

根據(jù)覆巖破壞規(guī)律，將冒落帶高度考慮進(jìn)單一厚煤層綜采工作面卸壓區(qū)推導(dǎo)中，由于煤層工作面斷面往往是長(zhǎng)條狀，將切眼斷面沿工作面傾向劃分為寬度無(wú)限小的微分單元，每個(gè)單元沿工作面走向近似為圓形斷面，采高作為圓形斷面半徑，采場(chǎng)前方的應(yīng)力場(chǎng)分布為每個(gè)微分單元的彈塑性變化分布，假設(shè)巖石破壞服從摩爾庫(kù)倫準(zhǔn)則。工作面前方應(yīng)力變化如圖2所示。

圖2 摩爾庫(kù)倫準(zhǔn)則下的工作面前方應(yīng)力變化

由于現(xiàn)場(chǎng)環(huán)境的復(fù)雜性，對(duì)卸壓范圍推導(dǎo)進(jìn)行以下3個(gè)假設(shè)：1)取采面中間某一微分圓形斷面，近似代表采面開(kāi)采。2)圍巖為均質(zhì)各向同性。3)圍巖應(yīng)力場(chǎng)的均勻載荷在無(wú)限遠(yuǎn)處形成。假定地應(yīng)力為P0，MPa；內(nèi)部所受壓力即支護(hù)體的作用力為p，MPa；側(cè)壓力系數(shù)為1，黏聚力和內(nèi)摩擦角為常數(shù)，將圓形截面巷道的塑性區(qū)分析作為軸對(duì)稱(chēng)問(wèn)題。設(shè)隧洞開(kāi)挖的內(nèi)徑為r1，m；塑性區(qū)的范圍為小于rp的環(huán)形區(qū)，其中，rp為覆巖破壞傳遞的卸壓區(qū)寬度，m。

先分析塑性區(qū)的應(yīng)力，在不計(jì)體積力時(shí)，極坐標(biāo)系下軸對(duì)稱(chēng)問(wèn)題的平衡微分方程如式(8)所示：

(8)

式中：σθ，σr為洞室圍巖切向應(yīng)力和洞室圍巖徑向應(yīng)力，MPa；r為微單元孔的半徑，m。

深部圓形截面巷道原始應(yīng)力破壞后，巷道周?chē)鷩鷰r產(chǎn)生應(yīng)力重分布。當(dāng)周?chē)鷩鷰r應(yīng)力大于摩爾庫(kù)倫準(zhǔn)則下的巖石強(qiáng)度屈服極限時(shí)，圍巖將產(chǎn)生塑性破壞，摩爾庫(kù)倫準(zhǔn)則如式(9)所示：

(9)

式中：c為圍巖黏聚力，MPa；φ為圍巖內(nèi)摩擦角，(°)；聯(lián)立公式(8)～(9)可得式(10)：

(10)

代入邊界條件，當(dāng)隧道開(kāi)挖半徑為r1時(shí)，內(nèi)部所受壓力為P，MPa，即：(σr)r=r1=-P。

解得半徑為r1的圓形塑性區(qū)內(nèi)應(yīng)力表達(dá)式為式(11)：

(11)

假設(shè)在應(yīng)力極限平衡狀態(tài)即r=rp處的應(yīng)力為σrp，MPa，距采面無(wú)限遠(yuǎn)處的地應(yīng)力可視為原始地應(yīng)力為P0，MPa。對(duì)于彈性區(qū)內(nèi)一點(diǎn)的徑向應(yīng)力與切向應(yīng)力表達(dá)式，可由拉密解答給出，如式(12)所示：

(12)

由于(σr)r=rp(σrp)，聯(lián)立塑性區(qū)內(nèi)的應(yīng)力表達(dá)式和彈性區(qū)內(nèi)的應(yīng)力表示式可得rp，如式(13)所示：

(13)

隨工作面的不斷推進(jìn)，覆巖運(yùn)動(dòng)范圍逐漸擴(kuò)大，壓力拱的影響高度最終趨于一致，“傳遞巖梁”周期性斷裂運(yùn)動(dòng)在工作面表現(xiàn)為周期來(lái)壓?；谥芷趤?lái)壓，冒落帶隨回采周期性垮落，且垮落高度也隨壓力拱拱跡線高度趨于一致，而冒落帶垮落后，形成新的自由斷面。因此，對(duì)于超前卸壓理論計(jì)算半徑應(yīng)為工作面采高與冒落帶之和。根據(jù)《建筑物、水體、鐵路及主要井巷煤柱留設(shè)與壓煤開(kāi)采規(guī)范》，堅(jiān)硬覆巖的冒落帶高度Hm的經(jīng)驗(yàn)公式[20-21]如式(14)所示：

(14)

因此基于覆巖破壞傳遞的卸壓區(qū)寬度rp計(jì)算如式(15)所示：

(15)

式中：∑m為累計(jì)采厚，m；Hm為冒落帶高度，m。

3 工程實(shí)例分析

3.1 工程概況

以古漢山礦1604綜采工作面為試驗(yàn)對(duì)象。工作面標(biāo)高-427～-564 m，走向長(zhǎng)度978～1 010 m，傾向長(zhǎng)度152 m。單一開(kāi)采二疊系山西組二1煤層，煤層賦存穩(wěn)定，煤層平均傾角14°，平均厚度5.3 m，采高2.8 m，采用后退式走向長(zhǎng)壁采煤法、全部陷落法管理頂板。煤層最大原始瓦斯含量為28.04 m3/t，原始瓦斯壓力平均1.11 MPa。試驗(yàn)煤層力學(xué)性能參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 試驗(yàn)煤層力學(xué)性能參數(shù)

3.2 實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)分析

在1604工作面切眼前方大于90 m范圍內(nèi)布置順層瓦斯抽采鉆孔，每個(gè)單孔瓦斯抽采影響半徑為2.5 m，試驗(yàn)鉆孔間距為1.6 m，孔深75～80 m，鉆孔高度為距底板1.5 m，每12～15個(gè)鉆孔為1組，每組安裝孔板流量計(jì)定期測(cè)量5組試驗(yàn)鉆孔的瓦斯抽采濃度、流量?，F(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)鉆孔布置如圖3所示。

圖3 工作面順層鉆孔抽采布置

隨著工作面推移,鉆孔瓦斯抽采量隨采面前方應(yīng)力變化而動(dòng)態(tài)變化[22]，5組孔板瓦斯抽采純量如圖4所示。

圖4 組孔瓦斯抽采純量隨切眼距離變化曲線

由圖4可知，5組孔板瓦斯抽采純量在整體上呈現(xiàn)同一規(guī)律的變化趨勢(shì)。距離切眼>60～90 m，瓦斯抽采純量維持在較低的數(shù)值小幅度波動(dòng)，說(shuō)明試驗(yàn)鉆孔距離工作面較遠(yuǎn)，尚未受到開(kāi)采卸壓擾動(dòng)；距離切眼>40～60 m范圍，瓦斯抽采純量小幅度上升，煤體處于集中應(yīng)力帶向卸壓帶的過(guò)渡區(qū)域，透氣性緩慢增加，鉆孔瓦斯抽采量逐步升高；距工作面>20～40 m范圍內(nèi)，瓦斯抽采純量明顯上升，在距離工作面30 m附近的位置達(dá)到峰值，之所以產(chǎn)生此種現(xiàn)象是由于開(kāi)采擾動(dòng)使煤層處于卸載狀態(tài)，有效降低煤層瓦斯壓力，煤體內(nèi)部膨脹變形，微孔裂隙通道發(fā)育，煤體中吸附的瓦斯大量解吸，鉆孔瓦斯抽采量升高，此區(qū)域是卸壓瓦斯抽采的最佳區(qū)間。距工作面>0～20 m范圍內(nèi)鉆孔瓦斯抽采純量逐漸降低，這是由于當(dāng)距離工作面越近時(shí)，煤巖巖塊越松散，裂隙孔隙越發(fā)育，此處抽采鉆孔的封孔效果受此影響，不能有效抽取煤層中的瓦斯，反而在負(fù)壓下沿煤壁裂隙吸入巷道中的空氣，可降低抽采瓦斯?jié)舛取?/p>

3.3 卸壓寬度預(yù)計(jì)對(duì)比分析

將1604工作面的煤層基本參數(shù)代入公式(15)，冒落帶高度(12.79±2.5)m。取高度14 m，理論計(jì)算半徑應(yīng)為工作面釆高與冒落帶高度之和，計(jì)算得出卸壓帶寬度為29.97 m。

試驗(yàn)鉆孔各組瓦斯抽采純量見(jiàn)表2。由表2可知，在距離工作面>20～40 m范圍內(nèi)的平均瓦斯抽放純量為0.074 m3/min,分別為>0～20 m，>40～60 m，>60～90 m范圍內(nèi)的3.08，1.85，3.89倍。通過(guò)實(shí)測(cè)采面前方順層鉆孔抽采濃度變化特性確定超前卸壓區(qū)寬度為28～30 m；距工作面>20～40 m范圍為瓦斯高效抽采區(qū)。

表2 各組孔瓦斯抽采純量隨工作面距離變化

4 結(jié)論

1)為研究基于覆巖破壞傳遞的超前自卸壓區(qū)影響寬度，分析回采過(guò)程中的壓力拱運(yùn)移特性。隨著工作面的不斷推進(jìn)，會(huì)引起上覆巖層破壞及冒落帶垮落，造成超前支承應(yīng)力重分布，使超前卸壓區(qū)范圍變大。

2)通過(guò)理論分析，簡(jiǎn)化工作面開(kāi)采條件，提出以摩爾庫(kù)倫準(zhǔn)則為判據(jù)，基于覆巖破壞傳遞過(guò)程中冒落帶垮落的超前卸壓影響寬度理論計(jì)算新方法。

3)在1604綜采工作面利用抽采順層鉆孔抽采純量變化確定卸壓帶寬度為28～30 m，距工作面>20～40 m范圍為瓦斯高效抽采區(qū)，平均瓦斯抽采純量0.074 m3/min，為原始應(yīng)力抽采區(qū)的3.89倍?？紤]冒落帶垮落的超前卸壓理論計(jì)算寬度為29.97 m，與實(shí)測(cè)值較為吻合，證明該方法的可行性。