基于位移反分析法的沿空留巷巷道矿压分布规律

唐建新，王 潇，袁 芳，孔令锐，李 伟，李 霜，鲁思佳，林 圆

（1.重庆大学 煤矿灾害动力学与控制国家重点实验室，重庆 400044；2.重庆大学 资源与安全学院，重庆 400044）

我国西南地区煤层赋存多以煤与瓦斯突出煤层为主[1]，突出煤层开采上隅角瓦斯超限严重制约了矿井产能，而采用沿空留巷“Y”型通风方式可以很好地解决上隅角瓦斯超限事件频发的问题[2]；同时，采用沿空留巷方式可以实现无煤柱开采，提高煤炭资源回收率，显著减少矿井万吨掘进率[3-5]。但由于沿空留巷通常在时间和空间上需要经历本工作面和相邻工作面2 次剧烈的采动影响，因而矿压显现强烈，尤其是在围岩条件较为软弱时，巷道围岩大变形，增大了巷道维护费用[6-7]。因而研究软弱围岩条件下沿空留巷的巷道矿压分布对分析巷道围岩变形特征具有一定意义。王永秀等[8]采用正交试验法对数值模拟中的煤岩力学参数进行了确定，但没有分析岩体力学参数对巷道矿压显现特征的影响。位移反分析法[9-10]作为1 种预测岩体力学参数的重要方法已经被广泛应用于隧道、采矿等地下工程领域。常用的位移反分析法主要有遗传算法[11]、人工神经网络方法[12]和基于现场观测的经验回归方法[13]等，遗传算法和人工神经网络方法对样本的要求较高，因此本研究采用基于现场观测数据的经验回归方法来反演围岩力学参数。首先分析了现场工作面回采过程中沿空留巷巷道矿压显现规律；分析了岩体力学参数对巷道矿压显现特征的影响；并采用位移反分析法，校准了实验室得出的煤岩物理力学参数，并进一步分析了工作面回采过程中沿空留巷巷道矿压分布规律。

1 工程背景

以川煤集团叙永一矿1295 工作面为工程背景，矿井主采C19、C20、C24煤层，1295 工作面主采C19煤层，为矿井12 采区首采煤层，工作面可采走向长338 m，倾斜长165 m，煤层平均倾角24°，煤层平均厚度1.1 m，工作面对应地面埋深313～446 m。1295 工作面以东为12 采区至11 采区的采区隔离煤柱，以南为矿井边界煤柱，以西为12 采区中央上山保护煤柱，以北为已开采的1297 采空区，1295 工作面示意图如图1。图中1#、2#、3#、4#点为矿压观测点。矿井C19、C20属于突出煤层，工作面采用U 型通风时上隅角瓦斯超限事件频发，严重影响工作面产能，因而1295 工作面回采期间采用Y 型通风方式，在1295工作面回采时，对1295 风巷组织实施沿空留巷。

图1 1295 工作面示意图Fig.1 Schematic diagram of 1295 working face

1295 工作面直接顶、直接底分别为5.31、2.5 m的砂质泥岩，岩性较软，工作面柱状图如图2。

图2 1295 工作面综合柱状图Fig.2 Comprehensive histogram of 1295 working face

2 数值模拟

2.1 数值模拟模型

根据1295 工作面综合柱状图，数值模拟将煤系地层简化为19 层，采用Rhinoceros 6.0 和Griddle 2.0 软件，生成1295 工作面网格模型，导入FLAC3D数值模拟分析软件，进行模型计算。FLAC3D网格模型如图3，模型长、宽、高分别为400 m×250 m×200 m。模型底部及四周为固定边界，顶部为自由应力边界，顶部施加上覆岩层自重应力6.8 MPa。

图3 FLAC3D网格模型Fig.3 FLAC3Dgrid model

2.2 参数获取及校准

2.2.1 煤岩物理力学试验

为获得叙永一矿煤系地层基本煤岩物理力学参数，现场采集C19、C20、C24煤样及顶底板岩块至实验室加工，按照国际岩石力学委员会（ISRM）建议方法，分别加工50 mm×100 mm 单轴和三轴压缩试样、φ50 mm×25 mm 间接拉伸圆柱形试样。试验内容包括单轴、三轴压缩和间接拉伸试验。间接拉伸试验加载速率为0.12 mm/min，每组式样重复进行5次。单轴压缩试验加载速率为0.1 mm/min，每组式样重复进行3 次。等围压三轴压缩试验围压分别为5、10、15、20、25 MPa，三轴压缩试验过程中首先按静水压力条件加载至预定围压值，保持围压恒定，然后以0.1 mm/min 的加载速率加载直至式样破坏。参数测试结果见表1。

表1 煤岩物理力学参数Table 1 Physical and mechanical parameters of coal and rock

2.2.2 参数校准

1295 工作面回采期间，在1295 风巷内共布置4个矿压观测点，测量顶底板及两帮收缩情况，采用实测巷道顶底板移近量校准模型参数。1295 风巷巷道顶底板相对移近量如图4。

由图4 可知：工作面回采期间，1#、2#、3#和4#测点顶底板最大相对移近量分别为：364、743、606、692 mm，平均相对移近量607 mm，平均相对移近量变化曲线（绿色虚线）与3#测点大致相同。因此以3#测点巷道顶底板移近量为基准，校准数值模型。

图4 1295 风巷巷道顶底板相对移近量Fig.4 Relative approach of roof and floor of 1295 air roadway

由于工程岩体和岩石物理力学性质的差异（结构面、完整性和组成矿物等），导致岩体的宏观强度远低于岩石强度[14]。因此，实验室测定的岩石物理力学参数通常不能直接应用于数值模拟。为此采用位移反分析法[15-16]，参考BIENIAWSKI[17]和Mohammad 等[18]人提出的参数折减方法，利用现场实测的1295 风巷巷道顶底板移近量，进行参数校准。

数值模拟中影响巷道顶底板移近量的岩体力学参数主要有弹性模量、泊松比和抗拉强度等，因而首先分析各项参数对巷道顶底板移近量的影响是进行参数校准的必要前提。受围岩变形、风化和水的影响，巷道开挖影响区围岩力学性质逐渐“退化”，形成“松动圈”[19]。巷道围岩力学性质的“退化”，可以认为是围岩力学性质随时间的不断下降。假定弹性模量、黏聚力和抗拉强度分别“退化”为20%、10%、5%，泊松比增大为1.2、1.3、1.4[8]。对表1 中的试验结果进行强度折减，模拟分析各项参数对巷道顶底板移近量的影响特征。参数敏感性分析如图5。

图5 参数敏感性分析Fig.5 Parameters sensitivity analysis

由图5 可知：弹性模量、黏聚力的折减对顶底板的移近量有显著影响，计算时步相同时，顶底板移近量随弹性模量、黏聚力的减小而增大；当弹性模量降低为20%时，巷道顶底板移近量最大值增加为800 mm（图5（a））；而黏聚力的折减则导致顶底板移近量呈线性增长（图5（b））；抗拉强度对顶底板移近量的影响较小（图5（c））；泊松比的增大会导致顶底板最大移近量降低（图5（d））。

数值模拟计算结果（图5）代表了巷道开挖后的全部位移，而观测结果（图4）仅包含了测点安装后部分位移，巷道开挖后、测量开始前的巷道位移称为位移损失[19]。1295 风巷巷道设计中高2 500 mm，初次测量时巷道中高2 336 mm，巷道位移损失量为164 mm。考虑到巷道掘进过程中可能会出现超挖、欠挖现象，因而进一步采用顶底板平均相对移近速率来估计位移损失量。矿压观测期间1#测点巷道顶底板相对移近速率如图6，图中正轴表示工作面前方，负轴表示工作面后方。

图6 1#测点巷道顶底板移近速率Fig.6 Roadway roof and floor approaching speed of measuring point 1#

根据测点与采煤工作面的空间位置关系及变形速率大小将巷道顶底板移近速率划分为：掘巷影响阶段，采动扰动阶段和顶板剧烈活动影响阶段。测点安装时，采煤工作面煤壁距离1#测点约120 m，受采动影响较小，此时测点仍处于掘巷影响阶段，掘巷影响期间顶底板平均变形速率1.56 mm/d；巷道于2020 年8 月10 日竣工，测点安装时间为2020 年11月19 日，测点安装前巷道变形时间为101 d，则根据顶底板平均移近速率得出的巷道位移损失量为157.5 mm，与初次测量时巷道高度差基本相同，因此巷道位移损失量取平均值为161 mm。假设掘巷影响期间巷道变形速率相同，进而得出红色虚线所示的位移损失曲线。参数校准后的对比曲线如图7。

图7 参数校准结果Fig.7 Parameters calibration results

由图7 可知：巷道顶底板移近量观测结果和数值模拟结果具有较高的一致性，且Pearson 相关性系数为0.95。巷道开挖至回采结束后的顶底板移近总量为770 mm。

根据折减系数进行参数校准，参数校准后的煤岩物理力学参数见表2。

表2 校准后的煤岩物理力学参数Table 2 Calibrated physical and mechanical parameters of coal and rock

采用Nikon Nivo2.M 型全站仪，测量工作面回采过程中巷道顶板高程，测点高程变化表见表3。

由表3 可知：1#、2#、3#和4#测点顶板下沉量分别为底鼓量的2.5、2.2、5.0、4.7 倍，平均3.6 倍。因此，1295 回风平巷巷道顶底板移近方式以顶板下沉为主。

表3 测点高程变化表Table 3 Elevation change table of monitoring points

2.3 数值模拟结果分析

1295 风巷巷道高帮支承压力变化规律如图8。

图8 巷道高帮支承压力变化规律Fig.8 Variation law of supporting pressure of roadway high wall

由图8 可知：巷道开挖后，高帮支承压力分布沿巷道走向方向基本相同，平均支承压力为8.5 MPa；当工作面推进长度为60 m 后，采煤工作面后方沿空留巷部分高帮支承压力升高，支承压力分布呈两侧低，中间高的“凸”起状，支承压力峰值为17.5 MPa。随着工作面不断推进，支承压力峰值不断增大，当工作面推进长度分别为120、180、240、300 m 时，沿空留巷高帮支承压力峰值分别为23.9、28.0、31.6、33.8 MPa，应力集中系数分别为2.8、3.3、3.7、4.0。

采煤工作面前后支承压力分布规律如图9，顶板位移变化特征如图10。

图9 采煤工作面前后支承压力分布规律Fig.9 Distribution law of abutment pressure before and after coal mining

图10 顶板位移变化特征Fig.10 Variation characteristics of roof displacement

由图9 和图10 可知：工作面前方支承压力升高，当采煤工作面推进长度分别为60、120、180、240 m 时，超前支承压力峰值分别为13.6、15.3、17.0、17.2 MPa，应力集中系数分别为1.2，1.4，1.5，1.6。平均超前支承压力影响范围为77 m。工作面后方顶板位移逐渐增大，最大位移为1.5 m。

3 结 论

1）现场观测结果表明，1295 工作面回采过程中，巷道顶底板最大相对移近量743 mm，平均相对移近量607 mm，巷道整体变形大；同时，巷道顶底板移近以顶板下沉为主，平均顶板下沉量为底鼓量的3.6倍，数值模拟结果为3.5 倍。采用顶底板平均相对移近速率得出巷道开挖后、测量开始前的巷道位移损失量为164 mm。

2）采用实验室测试结果计算得出的巷道顶底板最大移近量仅为40 mm，远低于现场观测结果。参数敏感性分析结果表明，弹性模量、黏聚力的折减对顶底板的移近量有显著影响，计算时步相同时，顶底板移近量随弹性模量、黏聚力的减小而增大，当弹性模量降低为20%时，巷道顶底板移近量最大值增加为800 mm；而黏聚力的折减则导致顶底板移近量呈线性增长。内摩擦角对顶底板移近量的影响较小，泊松比的增大会导致顶底板最大移近量降低。

3）基于位移反分析法，校准了煤岩力学参数，得出巷道顶底板移近量数值模拟结果和观测结果具有较高的相关性，Pearson 相关性系数为0.95。数值模拟结果表明，采煤工作面后方沿空留巷高帮支承压力显著升高，支承压力分布呈两侧低，中间高的“凸”起状，且随着工作面不断推进，支承压力峰值不断增大；工作面平均超前支承压力影响范围为77 m。