近距离上位煤层开采底板破坏规律分析

李宗岑，王培强，石彦磊

(1.平顶山工业职业技术学院，河南 平顶山 467000； 2.平煤股份四矿，河南 平顶山 467093)

对于近距离煤层开采，采场周围的应力在上煤层开采后重新分布，在上煤层留设的煤柱中形成应力集中并传递到底板。由于上煤层与下煤层的距离很小，下煤层开采前顶板的完整性受到上煤层开采破坏的影响。因此下位煤层开采过程中出现了一些新的开采技术难题。下位煤层回采巷道布置主要受上部煤层开采条件的影响，合理的巷道布置形式是影响采面推进过程中巷道稳定性的关键因素。上部煤层留设的保护煤柱会在下位煤层生成复杂的应力场。不同的煤柱宽度、埋藏深度、开采高度和岩石性质都会影响留设保护煤柱应力场的分布。当前，采矿学者对单煤层开采采场矿压活动规律和巷道围压控制技术研究较成熟，但是对近距离煤层而言，相关研究成果较少，还处于经验性和实践性总结上，目前近距离煤层群开采中还存在以下问题[1-3]：①开采中受多重动压影响。多煤层开采中，回采一层煤时，一般会从顶帮底三方面进行分析，同时也会考虑上覆煤层采动对本煤层的影响，却很少考虑本煤层采动时的影响，即便考虑到多煤层开采影响，至今也没有相关理论能进行定量计算。②煤柱留设、巷道布置随意性强。近距离煤层开采设计中保护煤柱的留设一般都是通过经验来确定，在经历多次支护失效后，通过经验得到煤柱尺寸，造成巷道失修，维护困难，接替紧张；巷道布置时随意性强，摸着石头过河，没有成熟的理论进行指导，造成工程浪费，影响安全生产。③缺少有效支护方式。因极近距离煤层条件下，下覆巷道条件困难，应力环境复杂，巷道支护往往不能用单一支护形式支护住，必须采用主动被动联合支护方式，巷道支护存在成本高、效率低、难度大等问题。

本文以平顶山天安煤业股份有限公司四矿为依托，以己16-17-23140运输巷为研究对象，采用理论分析、数值模拟的系统研究方法，根据己16-17-23140运输巷围岩、空间位置关系等，构建数学计算模型，分析己15煤层开采后的底板最大损伤破坏深度，分析己16-17-23140运输巷上覆岩层不同区域支承压力分布变化情况。

1 工程概况

1.1 巷道空间层位关系

己16-17-23140运输巷空间层位关系如图1所示。

图1 己16-17-23140运输巷空间层位关系Fig.1 Spatial layer relationship of Ⅴ16-17-23140 haulage gateway

1.2 巷道支护影响因素分析

(1)巷道处于大采深范围。埋深达到900～990 m。采深大，地应力大，巷道受到高地压挤压的作用力大，会使巷道产生大变形。

(2)巷道所处位置围岩松软。根据现场观察，岩石为灰色沙泥岩，强度较低，又受到己15-23140工作面的采动影响，己16煤层顶板较破碎，巷道开挖时，自稳时间较短，容易掉顶。

(3)己15煤至己16煤层间距较小、且变化大。己15煤开采后，对己16直接顶扰动明显。且对锚梁网索支护的锚索长度选择带来影响。尤其是锚索与采空区连通后，可能导致水对顶板强度和锚杆、锚索支护质量的侵害，在此次试验研究中是不允许出现的。小层间距在己15煤层采动影响扰动范围内，岩体松散，岩层稳定性会更差。

(4)2处煤柱支承压力影响区会对巷道维护带来显著影响。大采深、高地压加上叠加支承压力的影响，往往需采取二次支护的措施来解决，先进行应力释放，再进行二次加强支护。

(5)地质构造影响区。虽然断层落差不大，但是对围岩会产生破坏性影响。弱化围岩强度，影响施工安全和锚梁网索加固层强度。

1.3 巷道支护难点分析

己16-17-23140运输巷在己15-23140终采线以西均处于实体煤柱区，巷道压力显现。巷道中段对应四六矿丁戊组井田边界，边界两侧440 m丁戊组煤层均未回采，受煤柱支撑应力影响，推测该段矿压显现现象严重，支护极为困难。施工巷道为己16-17煤层顶板，自运输巷交岔点以西7 m为下穿原己15-23140回风巷片盘位置，层间距约5.0 m左右，顶板较破碎。不考虑具体岩性及应力条件，从工作面开采设计角度上来讲，运输巷布置在采空区或区段煤柱下方，其布置方式优缺点分析见表1。

表1 采空区和保护煤柱下方布置巷道优缺点分析Tab.1 Analysis of advantages and disadvantages of roadways arranged under goaf and protective pillars

1.4 煤柱应力向底板传递规律

(1)巷道上覆遗留煤柱情况。由于四矿为丁、戊、己、庚、组9层煤同时开采，且与邻近五矿、六矿划分边界煤柱时，这4组煤存在边界煤柱压茬现象，所以丁戊组边界保护煤柱底板形成的支承压力对己组煤开采有很大的影响。己16-17-23140运输巷上覆煤柱情况可分为3个阶段：第1段，0～230 m处于上位煤层(己15)采区下山保护煤柱下面，层间距平均9 m；第2段，440～490 m为四矿戊8煤层2个采面遗留煤柱，层间距平均160 m；第3段，780～1 285 m为四矿、六矿戊组边界煤柱和六矿戊组实体煤区域，层间距平均160 m。

(2)巷道总体应力分布情况。根据矿山压力与岩层控制规律，推出己16-17-23140运输巷不同位段应力分布情况，其总体分布情况见表2。

表2 己16-17-23140运输巷应力总体分布情况Tab.2 General distribution of stress in Ⅵ16-17-23140 haulage gateway

2 上煤层开采采场应力分布

开采时，煤层顶板和底板会因采动影响而造成不同程度的破坏。近距离煤层群开采时，煤层间距较小，上位煤层的底板通常会作为下位煤层的顶板，上位煤层开采造成的底板破坏会对下位煤层开采影响严重。当上位煤层底板破坏比较严重时，下位煤层的顶板往往较破碎，对矿井安全高效回采、巷道布置都会带来很大困难，对下位煤层回采巷道煤岩体控制造成较大影响。特别是针对近距离多煤层开采，采面布置不合理，采空区的支撑压力相互集中叠加影响，导致工作面回采过程中的应力局部集中，不利于后续工作面开采。对于走向长壁回采工作面，随着工作面回采，在采面周围形成支承压力，工作面两翼形成侧向支承压力，工作面后方采空区内应力降低，形成采空区支承压力，煤壁前方一定范围内应力增加，形成超前支承压力，如图2所示[4-5]。

图2 采场周围应力分布Fig.2 Stress distribution around the stope

(1)计算侧向支承压力集度[6-7]。侧向支承压力峰值随着与煤壁距离增大，快速达到载荷峰值，随后逐步降低到原始应力，为便于载荷计算的简化，假设其侧向支承压力的增降变化和煤壁距离为正比线性关系，得出侧向支承压力集度计算公式：

(1)

(2)计算采空区支承压力集度。随着工作面回采，上覆垮落岩层逐步被压实后趋于稳定，采空区支承压力基本恢复到原岩应力，采空区支承压力集度为：

qkp=γ(H-M)

(2)

式中，qkp为采空区支撑载荷集度；γ为上覆岩层平均容重；H为埋深；M为采高。

上位煤层采面推进后顶板冒落形式不一样，会影响下位煤层应力场环境。对于平煤股份四矿己16-17-23140工作面而言，工作面顶板已充分垮落，因此考虑采空区充分垮落条件下，分析上位煤层开采底板损伤情况。

2.1 弹性条件下损伤深度计算

力学模型如图3所示[8-11]。

图3 采场应力计算模型Fig.3 Calculation model of stope stress

走向长壁采煤工作面倾斜长度比采高大得多，可将采空区看成一个大矩形，假设工作面长度L=2a，γH为自重应力，λγH为围岩水平应力。

图4 采场周边岩体屈服破坏Fig.4 Yield failure of surrounding rock mass of stope

根据图4所示，运用弹性力学相关理论，采面应力的极坐标分布可以用公式(3)进行计算：

(3)

增加采面长度L，采场支撑压力变大，也会导致应力集中系数增加。根据平煤股份四矿地应力的实际参数，侧压系数为1，且考虑到r≪L，由此可知式(3)中(1-λ)γH对δx几乎没有什么影响。

依据Mohr-Coulomb准则，得出围岩发生破坏时应该满足：

δ1-Kδ3=Rmc

(4)

则平面应力破坏表达式为：

(5)

将式(5)代入式(3)、式(4)得出采面边缘破坏边界方程为：

(6)

当θ=0时，根据式(3)—式(6)计算可得出采面围岩水平方向屈服破坏长度为：

(7)

根据式(3)—式(7)算出采空区采面底板围岩屈服破坏深度h为：

(8)

极坐标角θ=-74.83°时，采面推进过以后煤层底板破坏最大深度为：

(9)

通过式(9)可得出，采面推进过以后煤层底板破坏深度跟围岩强度、原岩应力和采面长度有关系：原岩应力越大，煤层底板破坏深度越大；采面斜长越长，煤层底板破坏深度越大；围岩强度越大，煤层底板破坏深度越小。

根据三角几何函数，可以推算出采面推进过以后采面端部与煤层底板最大破坏处的水平距离为：

(10)

2.2 塑性条件下损伤深度计算

随着工作面回采，工作面前方煤岩体因应力集中会产生塑性变形，煤岩体完整性遭到破坏，煤层底板也会鼓起，破坏的煤岩体受到挤压力作用、向应力零约束的采空区方向移动，最终形成滑移面。煤层底板的塑性破坏边界如图5所示。

图5 煤层底板的塑性破坏边界Fig.5 Plastic failure boundary of coal seam floor

随着采面向前推进，采空区周围应力呈现动态分布规律，工作面前方的煤岩体内因应力集中系数变大而导致其发生塑性变形、破坏。主动极限区的煤岩体受到高应力的挤压作用移向采空区，同时过渡区和被动极限区的煤岩体也受到挤压作用，不断移向采空区，从而导致底鼓和底板破碎等矿压显现。

根据相应的塑性理论，结合围岩塑性破坏区的几何参数，可对支承压力作用下煤层底板破坏深度进行推理计算。破坏深度计算公式为：

(11)

(12)

(13)

将θ值代入公式(11)可得出最大破坏深度：

(14)

根据极限平衡基础理论可知，煤壁内塑性区宽度：

(15)

联立式(14)与式(15)便可得到采场底板最大损伤破坏深度：

(16)

式中，M为开采厚度；K为三轴应力系数；H为埋深；φ为煤层内摩擦角；k为应力集中系数；γ为上覆岩层平均容重；f为摩擦系数；Fj为支撑阻力；φf为底板内摩擦角；C为煤层内聚力。

2.3 上位煤层开采底板损伤深度实算

平煤股份四矿己16-17-23140工作面回采垂深在900～990 m。己15煤层下距己16-17煤层4.32～22.27 m，平均14.7 m，己16-17煤层(己16与己17合并部分)煤厚平均4.11 m。

根据地测科提供的资料，煤层内摩擦角φ=25°，煤层内聚力C=1.25 MPa，煤层与底板的摩擦系数f=0.2，应力集中系数k=2.7；底板岩石单轴抗压强度Rmc=42 MPa；底板岩层内摩擦角φf=28°，节理裂隙影响系数β=0.32；K=2.46，上覆岩层平均容重γ=25 kN/m，支架支撑阻力Fj=0。将上述参数分别代入弹性条件和塑性条件公式进行计算，得出己15煤层回采后底板的最大破坏深度：

弹性条件下损伤深度计算：hmax=30.8 m，塑性条件下损伤深度计算：hmax=29.46 m。通过理论分析计算得出，平煤股份四矿己15煤层开采后的底板最大损伤破坏深度为30 m。

3 模拟结果分析

该试验以平煤股份四矿己16-17-23140工作面的工程条件为基础数据，采用FLAC3D对上部己15煤回采后底板应力场变化规律进行模拟分析。

己15煤层平均厚度1.7 m；直接顶为粉砂质泥岩，厚度4.0 m；基本顶为粉砂岩、中粒砂岩，厚度15.9 m；底板为粉砂质泥岩，厚度8.0 m。己16-17煤层平均厚度为3.5 m，煤层倾角5°～8°，平均采深997 m。己15、己16-17煤层的平均层间距为8.3 m。

3.1 试验模型设计

(1)模型的基本参数。上位煤层开采后，采面顶底板岩层的应力、位移、裂隙均重新分布，本文主要研究采场下伏煤岩体的应力场变化规律，因此模型的研究主体为底板岩层。为了保证采面顶底板岩层和煤层之间的协调变形，试验采用走向开采模型，尺寸长300 m，高156 m，其中己15煤厚1.7 m，顶板岩厚86.4 m，底板岩厚67.9 m，下位煤层己16-17与己15煤层层间距8.3 m。模型上部为自由边界，模型可整体沉降，其他3个边界为零位移条件。具体条件如下：左右边界为单约束边界，取u=0，v≠0(u为x方向，v为y方向)；下部边界为全约束边界，取u=v=0；上部边界为自由边界。模型上表面加上均布的载荷压力，上覆岩体加载压力为23.68 MPa。模型详细情况如图6所示。

图6 模型示意Fig.6 Model diagram

(2)力学参数的选择。平煤股份四矿地测科提供的岩层力学参数见表3。

表3 数值模拟岩层力学参数Tab.3 Numerical simulation of rock mechanics parameters

3.2 上位煤层开采下伏煤岩体应力变化规律分析

利用Tecplot软件提取了不同开挖进度条件下底板岩层15 m深度处水平线上的垂直载荷数据，如图7所示。

图7 底板岩层15 m深度处垂直载荷数据变化规律Fig.7 Change rule of vertical load data at 15 m depth of floor rock

该深度上的原始垂直载荷为26.4 MPa，工作面推进到20 m时，开切眼侧煤体受到支承应力影响，应力增加到27.98 MPa，应力集中系数为1.06，采空区下部区域应力降低，卸压呈“V”字形，对称分布，模型中央应力为12.6 MPa，达到最小。随着开挖进行，采面前方煤体及切眼位置处的支承载荷逐渐加大，同时采空区支承载荷继续降低，载荷分布逐渐不对称。随着开挖的推进，采空区卸压的范围越来越大。开挖到100 m位置时，支承载荷48.9 MPa，集中系数达到1.85，支承载荷低于10 MPa的区域占到采面开挖距离的68.7%。

开挖到100 m位置底板不同深度支承载荷变化情况如图8所示。

图8 开挖到100 m位置底板不同深度支承载荷变化规律Fig.8 Change rule of support load at different depths of the bottom slab from excavation to 100 m

采面采空区底板下方9.1 m范围内垂直载荷很小，基本为0。采空区后方由于冒落带逐步压实，应力有所反弹。从图8中可以看出：①随着垂直距离增加，卸压程度慢慢变弱，支承载荷慢慢变大。②随着垂直距离增加，支承载荷集中系数慢慢减小，垂直距离2.5 m时，系数2.05；垂直距离23.4 m时，系数1.42；垂直距离57.2 m时，系数1.1。

采面51 m位置垂直线上底板支承载荷随开挖进度的变化关系如图9所示。从图9中得出，开挖进度对采面51 m位置垂直观测线上各点的支承载荷有很大影响。开挖至20 m时，底板浅部各点的垂直载荷稍大于原始垂直载荷，开挖至51 m时，垂直观测线上各点支承载荷急剧降低，卸压效果较好。

图9 采面51 m位置垂直线上底板支承载荷随开挖进度的变化关系Fig.9 Variation of support load of bottom plate on the vertical line of 51 m position of mining face with excavation progress

4 结论

(1)分析得出了侧向支承压力峰值随着与煤壁距离增大快速达到载荷峰值，随后逐步降低到原始应力。为便于载荷计算的简化，假设其侧向支承压力的增降变化和煤壁距离为正比线性关系，得出侧向支承压力集度计算公式。

(2)根据平煤股份四矿的基础地质资料，根据推导出的弹性条件和塑性条件公式进行计算，得出己15煤层回采后底板的最大破坏深度：弹性条件下损伤深度为30.8 m；塑性条件下损伤深度为29.46 m。因此，通过理论分析计算得出平煤股份四矿己15煤层开采后的底板最大损伤破坏深度为30 m。

(3)利用FLAC3D数值计算软件模拟分析了上位煤层开采下伏煤岩体应力变化规律，随着垂直距离增加，卸压程度慢慢变弱，支承载荷慢慢变大。随着垂直距离增加，支承载荷集中系数慢慢减小，垂直距离2.5 m时，系数2.05；垂直距离23.4 m时，系数1.42；垂直距离57.2 m时，系数1.1。

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