长壁工作面Y 型通风护巷充填墙体合理设计

尚磊磊

（晋能控股煤业集团有限公司 安全生产指挥中心，山西 大同037003）

近年来，由于煤炭生产的集约化、高效化，瓦斯排放量也相应大幅度上升，而过多瓦斯的排出易在工作面上隅角处形成瓦斯积聚难题[1-3]。为解决这一问题，在工作面采掘工作开展之前进行煤层瓦斯预抽采措施。煤层瓦斯预抽措施主要包括地面抽采和井下抽采2 种方式[4]。地面抽采方式受煤层埋深、覆岩岩性及煤层透气性能等多种客观因素影响，使用范围比较有限[5-6]；井下抽采存在施工量大、封孔质量难以把控及抽采管路复杂等缺陷[7-8]。因此，有必要从开采工艺角度出发，以解决降低上隅角瓦斯积聚问题。近年来采空区沿空留巷技术在我国高瓦斯矿井得到了广泛应用，该技术即沿采空区侧滞后于回采工作面设置人工充填墙体，保留沿空侧平巷作为瓦斯抽放巷道使用；与传统的U 型通风巷道布置相比，该技术的应用有助于形成Y 型通风系统，使新鲜空气以更高的速率通过上隅角，从而解决上隅角瓦斯积聚问题[9-10]。大量的现场调研表明，充填墙体的力学性能和尺寸宽度在很大程度上决定了沿空巷道的稳定性[11-12]。因此，充填墙体的留设一直是沿空留巷实践中的关键技术之一。为此，通过充填墙体力学性能开展实验室试验，确定养护强度与抗压强度之间的关系，并在此基础上建立三维精细化数值模型，对充填墙体的最优留设宽度进行模拟分析，确定沿空抽采巷道能够满足瓦斯抽放要求时的最优充填墙体宽度值。

1 现场通风概况

1.1 传统U+L 型通风方式

山西大同地区王坪煤矿自从矿井投产以来，瓦斯涌出量随着矿井产量的增加而相应的逐年增大，目前其主采3#煤层相对瓦斯涌出量为12.29～16.31 m3/t，高于《煤矿瓦斯等级鉴定暂行办法》规定的10 m3/t，属于高瓦斯矿井。该高瓦斯矿井回采工作面传统采用U+L 型通风方式（图1）。

图1 传统U+L 型通风方式Fig.1 Traditional ventilation of U+L form

图1 中，1#平巷和2#平巷用于进风，3#平巷用于回风，且为了保证回采工作面和接续工作面之间有效接续，将3#平巷留用兼作为接续工作面的进风平巷使用，2#平巷和3#平巷之间煤柱宽度一般留设为20 m。现场应用表明，该种通风方式会导致工作面上隅角瓦斯积聚、遗留煤柱造成煤炭资源浪费等问题。此外，3#平巷将会受到两相邻工作面依次回采扰动影响，导致巷道围岩碎裂、稳定性较差。

1.2 改进Y 型通风方式

针对传统U+L 型通风方式存在的问题，提出了优化改进后的Y 型通风方式，并将其应用于矿区北翼的N3205 工作面内，改进Y 型通风方式如图2。

图2 改进Y 型通风方式Fig.2 Improved ventilation of Y form

图2 中，N3205 工作面位于N3203 采空区东侧，由南向北回采3#煤层。3#煤层平均埋深360 m，均厚3.5 m，平均倾角8°，属于近水平中厚煤层一次采全高开采。采用“两进一回”的通风方式，其中由运输平巷和轨道平巷共同进风、沿空保留轨道平巷兼做回风平巷的通风方式。采用此种通风方式能够解决工作面上隅角瓦斯积聚难题，同时不留设煤柱体而提高了煤炭资源采出率。

2 充填体及煤岩体物理力学特性

2.1 充填体物理力学特性

沿空保留轨道平巷兼做回风平巷进行回风时，护巷充填墙体所用充填材料的物理力学性能将直接影响回风平巷围岩的稳定性。对于充填墙体所用膏体材料的物理力学性能测试，采用如下步骤进行。

1）圆形模具，由聚氯乙烯管制成，其高为100 mm，内径为50 mm。

2）模具内表面刷油后再填充膏体材料，膏体材料由36%中砂、35%碎石子、14%水泥、8%水、6%粉煤灰、1%外加剂组成。这种膏体材料具有良好的流动性和抗胶凝性，且质量分数大于85%。

3）填充后的模具存放在养护箱中，养护时间分别为1、3、5、7、10、13、16 d，且每个特定固化时间均制备3 个试件。

4）试件脱模后，在MTS 815 伺服系统上进行力学性能测试。实际中随着工作面回采，充填墙体上的载荷逐渐增加，因此为了测试试件的准静态力学性能，选择轴向压缩速率为0.01 mm/min。

最终得到的不同养护时间下充填材料试件的单轴抗压强度规律如图3。

图3 充填材料试件单轴抗压强度变化规律Fig.3 The change law of uniaxial compressive strength of samples made by filling material

由图3 可知，充填材料试件与养护时间之间的变化曲线在养护时间为10 d 时出现拐点，此后随着养护时间增加，充填材料试件的单轴抗压强度增长幅度较缓，最终在养护时间为16 d 时稳定于14.7 MPa。由此可见当充填材料试件在养护时间为10 d时，其自身单轴抗压强度为13.1 MPa，为充填材料试件最终单轴抗压强度的89%，之后养护时间的延长并不能有效提高充填材料试件的单轴抗压强度，因此确定充填材料的最佳养护时间为10 d，即现场沿空留巷期间充填墙体要保证10 d 的养护期。

2.2 煤岩体物理力学特性

现场通过在N3205 工作面内进行打钻取心作业，并加工成标准试件在室内实验室进行力学性能测试，可以得到煤岩样的物理力学特性。但考虑到所加工的标准试件不像广义的煤岩体存在不确定性的节理、裂隙等原生构造，因此直接采用实验室测试数据结果并不能很好地反应出现场煤岩体的真实物理力学参数情况。基于广义Hoek-Brown 破坏准则理论编程开发了RocLab 软件，并根据多个矿井的工程地质调研情况对RocLab 软件进行了优化调试，最终开发确定了RocLab 10.0 软件[13-14]。将实验室测得的煤岩样物理力学参数录入RocLab 10.0 软件中，最终得到的N3205 工作面现场数值模拟所需要的煤岩体物理力学参数值见表1。

3 精细化三维模型

3.1 三维模型的建立

N3205 工作面倾向宽度为210 m，但考虑到数值模拟研究重点为沿空保留下来的回风平巷，因此在此截取三维模型的宽度为200 m；由于工作面沿走向方向长为1 400 m，因此在此截取三维模型的长度为10 m，视作平面应变问题进行研究[15]；三维模型的高度根据工作面内的钻孔柱状图确定，截取三维模型的高度为80 m。沿空侧回风巷道的尺寸为宽×高=4.8 m×3.5 m，三维模型如图4。

表1 煤岩体物理力学参数值Table 1 Physical and mechanical parameters of coal and rock mass

图4 三维数值模型Fig.4 Three dimensional numerical model

对图数值模型四周边界进行水平位移约束，底端边界进行固定位移约束，并在考虑N3205 工作面平均埋深的基础上对模型上表面施加等效均布载荷9.0 MPa。传统三维数值模型煤岩体均采用Mohr-Coulomb 本构方程，这将会影响数值模拟的精确性，因此在此对所建三维数值模型进行精细化划分，煤岩层采用Mohr-Coulomb 本构模型，赋值参数见表1，充填墙体和采空区矸石分别采用应变软化本构模型和双屈服本构模型[16-17]，参数需进一步确定。

根据现场支护方案对沿空侧回风平巷施加模拟支护方案，其中锚杆、锚索选用FLAC3D软件自带的锚杆/索结构单元体。实体煤帮侧施打5 根锚杆，选用直径22 mm、长度2 400 mm 的高强度螺纹钢锚杆，锚杆间距为750 mm，肩窝、肩角处锚杆与水平方向呈6°夹角，此2 处锚杆分别与顶、底板间距为250 mm；充填墙体侧施打4 根锚杆，同样选用直径22 mm、长度2 400 mm 的高强度螺纹钢锚杆，锚杆间距为1 000 mm；顶板非对称性的施打5 根锚杆，选用直径20 mm、长度2 000 mm 的高强度螺纹钢锚杆，锚杆间距为1 000 mm，且最左端锚杆与竖直方向夹角为6°，与左侧实体煤帮间距为250 mm；每2 排锚杆之间间距为800 m，并在2 排锚杆中间位置施打3 根锚索，选用直径17.8 mm、长度5 600 mm 的钢绞线锚索，锚索间距为1 500 mm，两侧锚索与竖直方向夹角为10°。

3.2 充填墙体模拟参数

根据充填材料试件养护时间为10 d 时在实验室内测试的应变-应力关系，采用FLAC3D软件建立同样尺寸大小的三维数值模型，并在模型两端面施加相向的恒定速率v（0.01 mm/min），且所建模型采用应变软化本构模型。所建三维数值模型的体积模量、剪切模量和密度参数大小根据实验室测试得到，分别取值为1.36 GPa、0.41 GPa、1 150 kg/m3。在应变软化本构模型中，黏聚力和内摩擦角是随着应变的变化而变化的，因此有必要针对应变变化期间黏聚力和内摩擦角的大小进行确定。基于插值法理论[18]对应变软化本构模型中的黏聚力和内摩擦角进行确定，当数值模拟与实验室测试的应变-应力关系曲线吻合度较高时（图5），此时得到的1 组随着应变变化而变化的黏聚力和内摩擦角即为应变软化本构模型所需的最优参数值（表2）。

图5 数值模拟和实验室测试的应变-应力关系曲线Fig.5 Strain-stress curves between simulation and laboratory test

表2 黏聚力和内摩擦角最优参数Table 2 The optimal parameters of cohesion and internal friction angle

3.3 采空区矸石模拟参数

采空区矸石会随着覆岩的下沉而逐渐被压实，这期间表现出应变硬化的特征，因此选用双屈服本构模型来模拟采空区矸石的应变-应力关系。根据Salamon 经验公式[19]可以计算求得采空区矸石压实阶段理论上的应变-应力关系，计算公式如下：

式中：σ 为覆岩下沉对矸石的压实载荷，MPa；E0为矸石初始切线模量，MPa；ε 为矸石体积应变；εmax为矸石最大体积应变；b 为矸石碎胀系数；σi为覆岩与矸石接触位置初始垂直应力，MPa。

根据N3205 采空区工程地质调研结果，σi取值为10.18 MPa，b 取值为1.32，代入式（1）中可以计算出σ 和ε 之间的理论关系曲线。同时建立尺寸为1 m×1 m×1 m 的三维数值模型，并在模型上表面施加向下的恒定速率v（取值为0.01 mm/min），且所建模型采用双屈服本构模型。所建三维数值模型的密度参数根据实验室测试得到，取值为1 000 kg/m3，基于插值法理论对双屈服本构模型中的体积模量、剪切模量、内摩擦角和剪胀角进行确定，当数值模拟与理论计算的应变-应力关系曲线吻合度较高时（图6），此时得到的1 组参数值即为双屈服本构模型所需的最优参数值（表3）。

3.4 精细化三维模型校核

通过对所建三维模型不同区域进行精细化划分，在此基础上对不同区域根据其自身特性选用不同的本构模型，并对本构模型赋值参数基于插值法理论进行了确定。在此基础上对所建立的精细化三维模型进行运行求解，并监测相关数据对比分析，以期校核模型的合理性。

图6 数值模拟和理论计算的应变-应力关系曲线Fig.6 Strain-stress curves between simulation and theoretical calculation

表3 矸石数值模拟所需最优参数Table 3 The optimal parameters of gangue in numerical simulation

对于N3205 采空区矸石压实后的最终受力状态进行了监测，可知采空区矸石在距离充填墙体外帮87 m 位置处承载应力最大，为9.54 MPa，N3205采空区矸石受力状况如图7。由于N3205 采空区埋深为407 m，原岩应力大小为10.18 MPa，这表明采空区矸石在埋深的0.21 倍位置处恢复至最大承载应力，此处最大承载应力为原岩应力的93.7%。国外Wilson 教授基于大量现场调查和分析指出[20]，采空区矸石承载应力从0 增大至原岩应力的距离为埋深的0.2～0.3 倍，这与数值模拟结果相一致。

图7 N3205 采空区矸石受力状况Fig.7 Stress state of gangue in gob N3205

4 充填墙体合理宽度

4.1 不同宽度时锚杆/索轴向受力分析

不同宽度充填墙体时沿空巷道围岩中锚杆/索轴向受力变化情况模拟结果见表4。从表可知，当充填墙体宽度小于等于2.0 m 时，存在锚杆轴向受力超过其最大轴向力130 kN 的情况，因此充填墙体宽度要大于2.0 m；当充填墙体宽度大于等于2.5 m时，顶板2#～3#锚杆随着墙体宽度增加而轴向受力减小，但充填墙体侧的4#锚杆轴向受力却增大，同时5#～7#锚索轴向受力也减小。这表明随着充填墙体宽度增大，沿空巷道顶板自身结构稳定性也随之增加，可见护巷充填墙体宽度不能小于2.5 m。

表4 锚杆/索轴向受力变化情况Table 4 Axial force change of bolt/cable

4.2 不同宽度时围岩塑性区分析

不同宽度充填墙体时沿空巷道围岩塑性区演化规律如图8。从图8 中可知，在护巷充填墙体宽度为2.5、3.0、3.5 m 3 种可行宽度条件下，随着充填墙体宽度的递增，充填墙体内拉伸破坏范围逐渐减小，但是实体煤帮内拉伸破坏范围却增大；巷道围岩中实体煤帮剪切破坏深度均保持在2.5 m，顶板中剪切破坏深度均保持在3.4 m。可见随着充填墙体宽度的增加，对于围岩中剪切破坏的影响甚微，而实体煤帮拉伸破坏程度却增大。

图8 围岩塑性区演化规律Fig.8 Evolution law of plastic zone of surrounding rock

4.3 不同宽度时围岩移近量分析

不同宽度充填墙体时沿空巷道围岩移近量变化情况如图9。从图9 中可知，随着护巷充填墙体宽度的递增，围岩整体移近量呈现出减小的趋势；当充填墙体宽度为2.5、3.0、3.5 m 3 种可行宽度条件时，围岩移近后剩余横截面积开始大于9.0 m2，由于现场回风平巷瓦斯排放最小临界横截面积要求9.0 m2，此时能够满足瓦斯回风要求。

图9 围岩移近量变化情况Fig.9 Convergence law of surrounding rock

4.4 充填墙体合理宽度的确定

在实际工程中，一旦充填墙体成型，先前由煤体承载的顶板载荷将分别传递给充填墙体和实体煤帮。当充填墙体宽度较小时，其承载力较低，不能承载更多的顶板载荷，于是大部分顶板载荷转移到实体煤帮侧。因此，护巷充填墙体需具备一定的宽度值，以满足承载能力要求，同时考虑到不同宽度充填墙体下锚杆/索轴向受力、围岩塑性区和移近量变化情况，综合确定充填墙体的合理宽度为2.5 m。

5 现场工业性试验

现场工业性试验期间在沿空留设的回风平巷（护巷充填墙体宽度2.5 m）内设置3 个间隔30 m的测站（图2 中1#～3#红色虚线方框），每个测站分别对顶底板和两帮移近量、充填墙体承载能力进行监测，监测数据平均值如图10。从图10 可知，N3205 工作面依次回采经过各测站后，当测站滞后N3205 工作面距离为70 m 时，顶底板和两帮移近量趋于稳定，分别为719.6 mm 和672.7 mm，这一围岩移近量监测结果与前述数值模拟结果吻合性较高，且此时沿空巷道剩余横截面积大于9.0 m2，能够满足现场瓦斯回风需求。充填墙体承载能力在测站滞后N3205 工作面距离为23 m 时开始急剧增大，当测站滞后N3205 工作面距离为34 m 时承载能力达到最大值9.0 MPa，此后稳定在8.6 MPa 左右，远小于其单轴抗压强度13.1 MPa，充填墙体受力环境较好。

图10 监测数据平均值Fig.10 Mine pressure monitoring results of surrounding rock

6 结 语

1）工作面改进后的Y 型通风系统较传统的U+L 型通风系统能够更好地解决上隅角瓦斯积聚问题，同时不留设煤柱体而提高了煤炭资源采出率。

2）充填材料试件在养护时间为10 d 时力学性能最佳，此时其自身单轴抗压强度为13.1 MPa，为充填材料试件最终单轴抗压强度的89%。

3）采用FLAC3D软件建立了精细化三维模型，其中充填墙体和采空区矸石分别采用应变软化本构模型和双屈服本构模型。基于插值法理论对应变软化本构模型和双屈服本构模型最优参数进行了确定。

4）通过数值模拟分析了不同宽度充填墙体下锚杆/索轴向受力、围岩塑性区和移近量变化情况，在此基础上综合确定了最合理充填墙体设计宽度为2.5 m。

5）现场工业性试验期间矿压监测结果表明沿空巷道围岩顶底板和两帮移近量与数值模拟结果相一致；沿空巷道剩余横截面积大于9.0 m2，能够满足现场瓦斯回风需求；充填墙体承载能力保持在8.6 MPa 左右，小于其单轴抗压强度13.1 MPa，应力环境较好。