褶曲構造影響區內翼部煤層開采礦壓機理及防治技術

段云鵬

(山西晉城煤業集團 勘察設計院有限公司,山西 晉城 048006)

褶曲構造是煤炭地下開采期間經常遇到的一種地質構造類型,受其影響將會導致賦存于地下的煤層傾角變化較大[1-2]。褶曲構造的翼部區域內煤層傾角往往較大,嚴重時煤層甚至處于急傾斜的賦存條件,當賦存煤層厚度足夠大時,往往采用水平分層開采的方法對翼部區域內煤層進行開采[3]。以往文獻針對急傾斜煤層水平分層開采的研究多側重于巷道圍巖應力分布以及覆巖運移規律方面[4-6],并沒有針對急傾斜煤層內的應力分布特征進行分析,這導致相應的治理措施存在一定的盲目性。

本文從急傾斜煤層水平分層開采期間煤層內應力分布特征的角度出發,側重研究了工作面開采期間受高靜載應力影響的范圍,同時基于動靜載疊加機理揭示了強礦壓顯現的原因及相應的影響區域,并針對性地提出了相應的卸壓爆破措施,為具有類似地質條件的煤層開采提供指導和借鑒意義。

1 工程地質背景概況

位于山西省晉城市境內的某井田受褶曲地質構造的影響而致使賦存其中的煤層傾角變化范圍較大,尤其針對位于向斜構造影響范圍翼部區域內的煤層因為煤層傾角較大而無法采用常規的開采工藝。根據地質鉆孔勘測結果得知,此向斜構造影響范圍翼部區域內的煤層傾角約為56°,屬于急傾斜煤層開采條件。由于此向斜構造影響翼部區域內主采6號煤層賦存厚度為55.8～63.7 m,平均厚度約為59.2 m,因此選用綜采放頂煤的開采工藝對其進行水平分層開采。+255 m水平位置處所布置的3605綜放面直接開采高度為3.5 m,放頂煤厚度為11.5 m,采放比接近1∶3.3,而工作面沿水平方向寬度約為70 m.關于向斜構造影響范圍翼部區域內的煤層分層開采示意情況如圖1所示。

圖1 褶曲翼部區域內煤層分層開采示意

圖1中主采6號煤層左側為頂板巖層,其由下向上依次為砂質泥巖層(厚度為2.6 m)、細砂巖層(厚度為7.2 m)、鋁質泥巖層(厚度為1.3 m)、中粒砂巖層(厚度為12.9 m)、炭質泥巖層(厚度為3.1 m)、粗砂巖層(厚度為15.3 m)和細砂巖層(厚度為48.5 m)等,這其中厚度為2.6 m的砂質泥巖層可被視作直接頂,厚度為12.9 m的中粒砂巖層可被視作亞關鍵層,而厚度為48.5 m的細砂巖層可被視作主關鍵層。6號煤層右側為底板巖層,其由上向下依次為粗砂巖層(厚度為3.9 m)和砂礫巖層(厚度為46.3 m),可分別被視作直接底和基本底。

2 翼部傾斜煤層內煤體受力分析

3605綜放面回采推進期間,礦壓顯現頻發,并多次發生強礦壓顯現事故,造成工作面內液壓支架的壓架,同時運輸巷較軌道巷發生了嚴重的巷道底板鼓起,兩幫部嚴重內擠變形,頂煤破碎支護困難,具體現場實照如圖2所示。

針對翼部傾斜煤層內煤體可以建立二維平面應變力學模型,關于所構建的煤體受力分布情況如圖3所示。

圖3 翼部傾斜煤層內煤體受力示意

由圖3可知,3605綜放面開采期間可以劃分為I和II兩個煤體區域,因此有必要針對這2個煤體區域分別進行受力分析。

2.1 I煤體區域受力分析

I煤體區域為一直角三角形,其中AB面受到上分層采空區內壓實矸石對其施加的載荷為Pz,底板側BC面受到的側向支承應力載荷為σ2,煤體內部分界AC面可認為受到均布載荷σ1,I煤體區域具體受力情況如圖4所示。

圖4 I煤體區域受力示意

基于圖4建立其沿BC和AC方向的受力平衡方程組,如公式(1)所示。

(1)

式中:lAB、lBC分別為AB面和BC面上任意微小長度段;Gt為I煤體區域內煤體的自重,滿足Gt=m2cotθγc;γc為6號煤層的平均容重,取1.35 kN/m3;m為6號煤層的平均厚度,取59.2 m.

考慮到液壓支架對其上方頂煤的支撐力pv可由公式(2)計算得到。

(2)

式中:d為單一液壓支架內任意支柱的直徑值,取0.22 m;b為單一液壓支架的寬度,取1.6 m;Lc為單一液壓支架的控頂長度,取4.5 m;pc為液壓支架內任意支柱的平均支撐力,MPa.

當3605綜放面發生某一次典型的強礦壓顯現時,此時關于3605綜放面開采期間液壓支架內任意支柱的平均支承力數據可由相關壓力表監測得到,其對應的液壓支架對其上方頂煤的支承力數據可依據公式(2)計算確定。最終得到的工作面內壓力相關數據如圖5所示。

基于圖5所示3605綜放面開采期間壓力相關數據,采用如公式(3)可以計算得到3605綜放面開采期間其內部液壓支架所受到的頂板垂向壓力。

(3)

式中:lA1B1、lC1D1分別為頂板側均布載荷pv-roof和底板側均布載荷pv-floor所承載液壓支架的長度段,分別取6 m和8 m;lA1D1整個工作面的寬度值,取70 m;i為1～33中的奇數值。

而關于底板側BC面在3605綜放面未開采時所受到的支承壓力可由公式(4)所示。

(4)

聯立公式(1)～(4)可以計算求解得到3605綜放面未開采時[FBC]ini為8.3×105kN,3605綜放面開采期間FBC為2.7×104kN,σ1為0.82 MPa.可見滿足FBC<<[FBC]ini,當3605綜放面開采期間I煤體區域由初始的彈性狀態過渡至塑性狀態而承載力下降,進而主要由II煤體區域承受高應力載荷。

2.2 II煤體區域受力分析

II煤體區域具體受力情況如圖6所示。

圖6 II煤體區域受力示意

根據圖6所示的II煤體區域受力特征,基于極限平衡理論可以建立沿x軸方向任意區段內煤體的平衡方程,如公式(5)所示。

m(σx+dσx)-mσx-2σyfdx=0

(5)

式中:f為煤巖層交界處的摩擦系數大小。

同時考慮到在x=0處應力邊界條件滿足如公式(6)所示。

(6)

式中:c為6號煤層內煤體的黏聚力,取3.8 MPa;φ為6號煤層內煤體的內摩擦角,取29°.

聯立公式(5)～(6)可以計算求解得到頂板側支承應力峰值σsm為69.7 MPa,其沿x軸方向投影點的距離x0為18.6 m.可知,頂板側支承應力峰值距離3605綜放面距離較近,容易對運輸巷及其鄰近工作面段造成高應力集中影響。

3 動靜載疊加誘發強礦壓顯現分析

基于上述分析可知,3605綜放面分屬于I和II兩個煤體區域,由于I煤體區域處于塑性狀態而將高集中應力向II煤體區域轉移,致使II煤體區域內的3605綜放面圍巖受到較高的集中靜載影響。根據現場安裝的微震監測系統對某一次典型強礦壓顯現發生時的微震能量事件進行定位,其剖面定位結果如圖7所示。

圖7 微震能量事件定位剖面圖

從圖7中可以看出微震能量在105～106J的大能量事件主要集中于煤層頂板內厚度為12.9 m的中粒砂巖層內,其中釋放能量值最高達到了2.4×106J;微震大能量事件發生位置距離煤層頂面平均垂直間距約為14.5 m,距離運輸巷距離約為16.0 m.

考慮到大能量微震事件所釋放的彈性應變能以應力波的形式向開采空間周圍煤巖體內傳播,這其中橫波(S波)對煤巖體造成的擾動影響將會導致煤巖體產生動態破壞[7-8],而關于橫波所形成的動載擾動強度值在距離震源距離為時所形成的動載滿足如公式(7)所示。

(7)

式中:ρ為頂板巖層的平均密度,取2 450 kg/m3;CS為橫波的傳播速度,取2 520 m/s;vpsm為微震能量在105～106J的大能量事件所形成的橫波峰值點振動速度,取12.2 m/s.

考慮到6號煤層的單軸抗壓強度值為12.9 MPa,且根據相關研究資料可知當煤體的單軸抗壓強度值小于16 MPa時,其發生強礦壓動力顯現所需要的最小臨界載荷值為70 MPa.

根據上述理論分析計算已得知頂板側支承應力峰值σsm為69.7 MPa,當其與動載擾動σdS(ld)疊加后的動靜載疊加載荷值大于70 MPa時,將會在煤體內形成強礦壓顯現啟動區。結合公式(7)計算可以確定沿著頂板側支承應力峰值σsm方向在煤體內一定長度段lcb內動靜載疊加載荷值均大于70 MPa,相應的lcb取值為16.2 m,如圖8所示。

圖8 動靜載疊加誘發強礦壓顯現示意

根據圖8首先確定了強礦壓顯現啟動區的長度值,而關于工作面內液壓支架因為壓力值超限而損壞的范圍則需要進一步計算確定?；诠?2)可推導出工作面內液壓支架損壞時所需要的額外載荷Δpv值,其滿足如公式(8)所示。

(8)

式中:pc-max為液壓支架的極限支撐力,取65 MPa.

由圖7可知,在3605綜放面底部煤體內也存在微震能量在104～105J的較大能量事件,距離工作面內液壓支架的距離較近,同樣將相關參數帶入公式(7)可以計算得到其傳播至工作面內液壓支架位置處時的額外動載荷ΔσdS值,當其值大于液壓支架損壞所需額外載荷Δpv值時,液壓支架受動載擾動影響而發生損壞,如圖9所示。

圖9 液壓支架發生損壞判定曲線

由圖9可知,從運輸巷附近開始的1號～21號液壓支架均滿足ΔσdS-Δpv>0,這意味著這些液壓支架均發生了不同程度的損壞?？紤]到液壓支架的寬度值為1.6 m,21架液壓支架的總寬度值為33.6 m,進而可以確定三角形狀的強礦壓影響區域的另外一邊ld＇的長度為27.6 m.現場調研結果表明此次典型強礦壓顯現發生時,3605綜放面內1號～23號液壓支架均發生了不同程度的損壞,與理論計算分析結果基本相吻合。

4 強礦壓顯現防治技術

4.1 卸壓爆破技術

基于上述分析可知,3605工作面靠近運輸巷側的部分工作面及運輸巷處于II煤體區域內,其開采空間周圍煤巖體受到較高的集中靜載影響,同時覆巖內堅硬頂板破斷所形成的劇烈動載疊加效應進一步導致了強礦壓顯現的頻發[9]。針對3605綜放面開采期間所面臨的強礦壓顯現難題,后續采取對其運輸巷超前段100 m范圍內上側覆巖內堅硬頂板進行深孔卸壓爆破措施,同時對巷道底煤進行卸壓爆破措施,具體施工措施參數情況如圖10所示。

圖10 卸壓爆破參數示意

4.2 卸壓效果檢驗

3月26日夜班開始在3605工作面的運輸巷內進行如圖10所示的卸壓爆破措施,并對卸壓效果進行檢驗,所監測到的相關數據如圖11所示。

圖11 卸壓效果檢驗監測結果

由圖11(a)所監測到的鉆屑量數據可知,剛開始對3605工作面的運輸巷實施卸壓措施時,3月26日測得的巷道圍巖鉆屑量數值整體偏高,甚至超過了臨界煤粉量。后續實施卸壓措施5 d后,3月31日測得的巷道圍巖鉆屑量數值整體下降至低于臨界煤粉量,這意味著巷道圍巖的應力環境得到改善,其原有的高集中靜載被轉移和釋放;由圖11(b)所監測到的微震總能量、頻次數據可知,隨著對3605工作面的運輸巷實施卸壓措施的時間延續,初始階段其頂板內微震總能量、頻次較高,說明實施卸壓措施的時間較短,并未對頂板起到明顯的卸壓作用。中期階段其頂板內微震總能量開始下降,而總頻次卻顯著升高,說明實施卸壓措施一定時間后,頂板內裂隙開始充分發育而致使總頻次升高,同時裂隙的充分發育卻導致了頂板破斷時所釋放的能量減小。最后階段其頂板內微震總能量、頻次均處于較低的水平,說明實施卸壓措施的時間較長時,頂板已經發生破斷而形成穩定鉸接結構。

可見,對3605工作面的運輸巷實施卸壓措施后,能夠有效地降低巷道圍巖所受到的高集中靜載,同時弱化頂板內所形成的動載擾動強度,進而有效防治3605工作面開采期間強礦壓顯現的發生。

5 結 語

1) 褶曲構造影響區內翼部煤層進行水平分層開采期間其工作面圍巖受力特性可被劃分為I和II兩個煤體區域,其中I煤體區域因處于塑性狀態而承載力下降,進而主要由II煤體區域承受高應力載荷。

2) 3605綜放面開采期間對某一次典型強礦壓顯現發生時的微震能量事件進行研究,理論計算分析確定了動靜載疊加作用下工作面底部所存在的三角形強礦壓影響區域尺寸,對比現場調研結果驗證了理論分析結果的精確性。

3) 當對3605綜放面運輸巷超前段100 m范圍內上側覆巖內堅硬頂板進行深孔卸壓爆破措施和對巷道底煤進行卸壓爆破措施前后,對比分析鉆屑量和微震監測數據變化情況得知該卸壓方法能夠有效地降低巷道圍巖所受到的高集中靜載,同時弱化頂板內所形成的動載擾動強度。