李永恩1,2，马念杰1，马 骥1，张 弘1，镐 振1
(1.中国矿业大学(北京) 资源与安全工程学院，北京 100083; 2.神华国能集团有限公司，北京 100033)
摘 要:针对赵固二矿区域瓦斯治理需开掘底抽巷与承压水上开掘底抽巷易引发底板突水之间的矛盾，通过承压水影响下的圆形巷道围岩塑性区边界方程，分析了底抽巷围岩塑性区的分布特征与底板突水危险性之间的关系;采用数值模拟研究了工作面开挖后的底板应力分布状态及底抽巷布置在不同位置时的围岩破坏特征及相应的突水危险性。结果表明:底抽巷围岩塑性区的非均匀分布会显著减小底板隔水层厚度，增加底板突水危险;工作面开挖后底板应力根据其双向应力比值大小及应力加卸载状态可分为4个区域且按对底板突水危险的影响程度可排序为:卸压高应力比值区>卸压应力比值稳定区>增压低应力比值区>原岩应力比值区。据此提出了赵固二矿底抽巷的合理位置为沿待采工作面法向布置，并在规划的煤柱中部下方的L9灰岩上部砂质泥岩层中沿底掘进。
关键词:承压水;底抽巷;围岩破坏特征;合理位置;底板突水
中图分类号:TD322
文献标志码:A
文章编号:0253-9993(2018)09-2491-10
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李永恩，马念杰，马骥，等.深部承压水上底抽巷围岩破坏特征及合理位置[J].煤炭学报,2018,43(9):2491-2500.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2017.1768
LI Yongen,MA Nianjie,MA Ji,et al.Surrounding rock’s failure characteristic and rational location of floor gas drainage roadway above deep confined water[J].Journal of China Coal Society,2018,43(9):2491-2500.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2017.1768
收稿日期:2017-12-13
修回日期:2018-03-11
责任编辑：郭晓炜
基金项目:国家自然科学基金资助项目(51234006,51704294)
作者简介:李永恩(1987—)，男，河南焦作人，博士研究生。E-mail:leeynai@126.com
LI Yongen1，2,MA Nianjie1,MA Ji1,ZHANG Hong1,HAO Zhen1
(1.Faculty of Resource and Safety Engineering,China University of Mining & Technology (Beijing),Beijing 100083,China; 2.Shenhua Guoneng Group Company,Beijing 100033,China)
Abstract:Aiming at the contradiction between the needs of driving floor gas drainage roadway at Zhaogu No.2 coal mine to control gas and the risk of floor water inrush caused by driving the floor gas drainage roadway above the confined aquifers,by using the boundary equation of plastic zone in circular roadway surrounding rock under the influence of confined aquifers,the relationship between the distribution characteristics of the plastic zone of the surrounding rock and the risk of the floor water inrush is analyzed.By using the numerical simulation,two facts are studied:the stress distribution in the floor after working face excavation,the failure characteristics of surrounding rock and the corresponding risk of floor water inrush when the floor gas drainage roadway is arranged at different positions.The results show that the non-uniform distribution of plastic zone of the floor gas drainage roadway’s surrounding rock will significantly reduce the thickness of the floor aquiclude and increase the risk of floor water inrush.After the working face excavated,the stress of the floor can be divided into four regions according to the ratio of the two-way stress and the stress loading and unloading state.According to the impact on the floor water inrush,the danger can be ranked as:high and unloading stress ratio area > stable and unloading stress ratio area > low and loading stress ratio area > original rock stress ratio area.In view of the above,the rational location of the floor gas drainage roadway in Zhagou No.2 coal mine should be arranged along the normal direction of the working face and driven under the middle of coal pillar and along the sandy mudstone layer’s bottom which is above the L9 limestone.
Key words:confined water;floor gas drainage roadway;floor water inrush;failure characteristics of surrounding rock;rational location
随着我国中东部煤炭资源逐步转向深部开采，煤矿面临的矿山灾害威胁越来越严重，且很多地区矿井并不是面临单一灾害威胁。焦作矿区常年来就持续受到瓦斯突出、底板突水等灾害影响。为了防止煤与瓦斯事故的发生，根据理论和国内外其它矿区经验，焦作矿区制定的区域瓦斯治理方法为施工底板岩巷穿层抽采上层煤瓦斯;而焦作矿区是公认的大水矿区，区内各矿井都存在带压开采问题，在煤层底板下开掘巷道，必然会对底板造成一定破坏，容易引起底板突水事故的发生。所以在需开掘底抽巷进行区域瓦斯治理的前提下，如何选择底抽巷的合理位置进行布置，减小底板突水危险是本文的研究重点。
经过多年的研究和探索，我国煤层底板突水机理的研究取得了长足的进展，目前主要的底板突水机理分为完整型底板突水机理和构造缺陷型底板突水机理。完整型底板突水机理主要包括“下三带”[1]与“下四带”理论[2]、“原位张裂和零位破坏”理论[3]、“薄板理论”[4]、“关键层理论”[5-6]、“递进导升”理论[7]和“突水优势面”学说[8]等。对于构造缺陷型底板突水，我国学者基于半无限理论、极限平衡理论及薄板理论结合数值模拟、相似模拟等手段对断层影响下的突水[9-12]和陷落柱导致的突水[13-15]进行了详细的研究，且根据统计，我国大部分底板突水类型都为构造缺陷型底板突水[16]。由于底抽巷开掘在煤层下方，在采动应力场影响下巷道围岩会产生相应的破坏，故可把底抽巷类比为底板岩层中的构造缺陷进行研究，即底抽巷的围岩破坏范围直接决定了煤层及底抽巷突水危险性的大小。
目前针对底板巷道围岩应力环境及围岩破坏特征方面的研究主要集中在使用弹性力学理论推导底板岩体中的应力分布，结合相关破坏准则计算底板的最大破坏深度[17]，并通过统计现场资料，总结底板巷道与煤柱、采场之间的层位关系[18-20]，同时很多学者研究了在采动影响下底板巷道的破坏机理及巷道围岩变形特征[21-22]，但底板巷道围岩所处的应力环境是非均匀的，若把巷道简化为平面应变问题，巷道围岩是受双向应力影响的，以往研究多数把重点放在支承压力的改变上而忽略了双向应力改变对巷道围岩破坏的影响，近年来部分学者通过推导得到了双向非等压应力场下巷道围岩塑性区的边界公式[23-24]，为非均匀应力场下巷道围岩塑性破坏特征的研究开辟了一条道路[25-26]。
笔者以焦作矿区赵固二矿面临的底抽巷瓦斯抽采需求与底板突水危险之间的矛盾为出发点，通过承压水作用下圆形巷道围岩塑性区边界隐性方程，得出巷道围岩塑性区分布特征与双向应力比值间的关系，并通过数值模拟研究了采场底板双向应力比值分布规律，并在此基础上研究了不同底抽巷布置方案下巷道围岩破坏范围，从而指导赵固二矿承压水上底抽巷的位置选择，为类似工程背景的矿井提供了参考。
赵固二矿为焦作矿区主力矿井之一，随着矿井向深部逐渐延伸，煤层瓦斯含量逐渐增加，11060工作面已被鉴定为煤与瓦斯突出区域，因此决定施工底板瓦斯抽放巷进行区域瓦斯治理。11060工作面主采煤层为二1煤，埋深约700 m，平均煤厚6.1 m，煤层倾角5°，岩层结构简单稳定，工作面两边留设30 m保护煤柱，预计2018年进行回采。煤层底板岩层综合柱状图如图1所示，煤层下方赋存多层含水层，其中L8灰岩含水层距二1煤层底板26.00～28.67 m，岩溶裂隙发育，探明水压可达3.92 MPa，是煤层底板突水的主要水源。L9灰岩由于厚度较小，赋水性较差，已疏干解除突水危险，但由于其岩溶裂隙发育，不具备隔水性，为透水层;煤层到L8灰岩之间主要为泥岩和砂质泥岩，隔水性较好，是天然的隔水层。
图1 煤层底板岩层综合柱状
Fig.1 Strata columnar of coal seam’s floor
通常底板突水需满足如下条件:首先，存在下伏承压含水层;其次，含水层有较强的富水性;然后，承压含水层有足够的水头压力;最后，含水层和采出空间之间存在导水通道。前3个条件是随煤层地质条件客观存在的。所以，在确定的地质条件下，最大程度保证底板岩层的隔水性，杜绝导水通道的产生是预防底板突水的关键。
由于赵固二矿11060底抽巷布置在煤层下方，要尽量减小工作面与底抽巷的突水危险，就必须保证在采动影响下底板具有足够厚度的隔水层来抵抗底板含水层的水头压力。对于工作面来说，底抽巷布置在其下方时，在采动影响下巷道围岩必然会产生一定程度的破坏减小原有底板的隔水层厚度，底板有效隔水层厚度可表示为
Hg=(h1-h3)-(h2-h3)=h1-h2
(1)
式中,Hg为有效隔水层厚度，m;h1为底板未破坏岩层厚度，m;h2为底抽巷围岩破坏厚度，m;h3为透水层的厚度，m;其中，h3⊆h2。
图2 底抽巷围岩破坏对隔水层厚度的影响
Fig.2 Influence of surrounding rock destruction on the thickness of aquifers
如图2所示，由于L9灰岩厚度较小，赋水性较差，已疏干解除突水危险，故在此只作为透水层进行考虑，而底板有效隔水层厚度为底板未破坏岩层的厚度与底抽巷围岩破坏厚度的差值，决定h1,h2大小的是底板隔水层与透水层厚度、承压水导升带高度、采空区底板破坏深度和底抽巷围岩破坏厚度。底板隔水层、透水层厚度与承压水导升带高度在相应的地质条件下已经确定，采空区底板破坏深度与工作面开采方式密切相关，这些因素对底板有效隔水层厚度的影响相对固定，而底抽巷围岩在不同的应力环境下所产生的破坏范围是不同的，其对底板有效隔水层厚度的大小起关键作用，即底抽巷围岩的破坏范围直接影响了底板隔水层厚度，从而决定了煤层底板突水危险性的大小。
对于底抽巷来说，可通过斯列萨列夫公式来计算巷道的极限安全隔水层厚度:
(2)
式中,Ha为极限安全隔水层厚度,m;L为巷道宽度，m;γ为底板隔水层容重，MN/m3;Kp为底板隔水层抗拉强度，MPa;H为作用在巷道底板的实际水压，MPa。
结合赵固二矿底抽巷实际情况，取γ=2.5 MN/m3，L=5 m，H=3.92 MPa，Kp=2.04 MPa，可求得Ha=1.43 m。所以，对于底抽巷来说，底板下方隔水层需要至少保证1.43 m的安全隔水层厚度，才能抵抗底板水压，防止巷道底板突水事故的发生，而底抽巷在采动影响下底板围岩必然会产生破坏，若底板有效隔水层厚度不能满足极限安全隔水层厚度要求，则说明此时巷道底板不安全，发生突水危险的可能性大，且从安全角度考虑，安全隔水层厚度越大，巷道突水危险性越小，因此底抽巷底板围岩的破坏范围就直接决定了巷道底板的突水危险性大小。
由于底抽巷与上方工作面之间的不同位置关系必然会使围岩产生不同程度的破坏，所以，只有在充分研究煤层底板应力分布特征及底抽巷围岩在底板采动应力影响下的破坏特征，才能得到底抽巷与工作面之间的合理位置关系，从而减小底抽巷围岩破坏范围，保证更大的有效隔水层厚度，减小突水危险。
需要指出的是，有效隔水层厚度只是一个评价底板隔水层阻止下方灰岩水进入采出空间的指标，若底板水进入底抽巷围岩破坏范围，则其突水危险性评价需另当别论。
底板隔水层下的含水层是由骨架和充满含水层缝隙的承压水共同组成，根据水文地质学，作用在含水层上的覆岩重量是由含水层的骨架及含水层中的承压水共同承担的，当含水层静水压力保持不变时，上覆荷重的变化只会引起含水层骨架应力的变化，作用在底板隔水岩层上含水层中承压水的静水压力对隔水层提供顶托作用，从而在底板隔水层中形成一个附加应力场[27]。
针对紧贴含水层的底抽巷围岩，在巷道围岩产生的塑性破坏没有与承压水导通前，可以把含水层中的的静水压力简化为巷道围岩下施加的一个均布载荷，由于所研究区域为底抽巷附近围岩(纵向尺度26.00～28.67 m)，巷道埋深较大(>700 m)，下方水压的存在会使得研究区域上边界产生相应的反作用力。根据弹性力学理论在埋深大于等于20倍巷道半径条件下，忽略巷道影响范围(8倍的巷道半径)内的岩石自重，与原问题的误差不超过10%，于是水平原岩应力可以简化为均布载荷[29]。
因此建立如下的圆形孔洞平面应变模型，其边界条件为:内部几何边界为半径是r0的圆形;Px与Pz为原岩应力状态下区域应力场的水平和铅直应力，且均为主应力;Pw为含水层中水压对上方隔水层的静水压力;
为模型上边界对水压产生的反作用力，
;内部应力边界由于巷道支护力与原岩应力相比很小，所以忽略不计。
图3 水压影响下非等压应力场中圆形巷道围岩力学模型
Fig.3 Mechanic model of circular roadway’s surrounding rock in inhomogeneous stress field under the influence of water pressure
设Px =η(Pz+Pw)，则η为水平应力与铅垂应力的双向应力比值，根据弹性力学理论则可得到在极坐标下圆形孔洞围岩任意一点的应力解为
(3)
式中,σr，σθ，τrθ为任一点的径向应力、环向应力和剪应力,MPa;r，θ为任一点的极坐标;r0为圆形巷道半径,m。
直角坐标系下的应力公式和极坐标系下的应力公式关系为
(4)
弹塑性力学中应力有
(5)
式中,σ1为任意一点的最大主应力,MPa;σ3为任意一点的最小主应力,MPa。
联立式(2)～(4)，可得
(6)
根据莫尔-库仑强度准则，当一点处于极限应力平衡条件下时可表达为
σ3
(7)
式中，C为黏聚力，MPa;φ为内摩擦角，(°)。
通常情况下可以设Pz=γh，则
Px=η(γh+Pw)
(8)
其中，h为埋深。联立式(5)～(7)，即可得到在水压影响下圆形巷道处于双向非等压应力场下的围岩塑性边界隐性方程:
9(1-η)
(1-η)2+6(1-
η2)cos 2θ
(1-η)2cos22θ-
4(1-η)2sin2φcos22θ-2(1-η)2sin22θ-
4(1-η2)cos 2θ+(1+η)
{-4(1-η)2cos 4θ+[2-2η2-4(1-η2)sin2φ]
cos 2θ-{4C[(η-1)γh+(η-1)Pw]
sin 2φcos 2θ}/
{(1-η)2-sin2φ[1+η+2Ccos φ/η(γh+
Pw)sin φ]2}=0
(9)
当Pw=0时，公式即为文献[23]推导出的非均匀应力场下圆形巷道围岩塑性区边界隐性方程。
根据赵固二矿底抽巷地质条件取埋深为710 m,r0=2.5 m,C=3.24 MPa,φ=30°，Pw=3.92 MPa，根据文献[28]得出地应力随埋深分布规律关系式:
.
.98
(10)
取h=710 m，k为侧压系数，取值为0.90～1.35，为使研究更有针对性，取k=1.3，故取原岩应力状态下Px=23 MPa。由于底抽巷位于待采工作面下方，在开采扰动影响下，水平应力变化较小，铅垂应力变化较大且主要表现为卸压形式，根据赵固二矿底抽巷地质条件(巷道半径r0=2.5 m、泥岩黏聚力C=3 MPa、泥岩内摩擦角φ=25°、水压Pw=4 MPa)，分别计算出双向应力比值η为1.0，1.5，2.0，2.5，3.0(Pz分别为23.00，15.30，11.50，9.20，7.67 MPa)时的塑性区边界结果，如图4所示。
图4 不同双向应力比值下巷道围岩塑性区分布
Fig.4 Distribution of plastic zone of roadway under different bidirectional stress ratios
可见，在η逐渐增大的同时巷道围岩塑性区形态呈现出明显的圆形→椭圆形→“蝶形”的变化特征，且在围岩塑性区形态为“蝶形”后塑性区扩展的敏感性随着η的增大而急剧增大。需要指出的是，当η<1时的塑性区形态与η的倒数对应的塑性区形态偏转90°后的结果相似，所以这里η<1时(铅垂应力大于水平应力)的塑性区形态特征不再列举讨论。
结合相关文献研究[23-26]可知，若底抽巷处于双向应力比值较大的非均匀应力场中时，巷道围岩塑性区会呈现出“蝶形”的非均匀分布特征，相比于“圆形”与“椭圆形”塑性区，其对底板隔水层的破坏影响显著增大，从而会极大程度的减小底板隔水层的厚度，增加底板突水危险。由于底抽巷先于工作面布置，在工作面回采时，必然会经历多种状态的非均匀采动应力影响，所以如何选择底抽巷与工作面之间的位置关系，避免底抽巷围岩塑性区产生较大的“蝶形”分布特征，从而减小底抽巷围岩的破坏对隔水层厚度的影响就是赵固二矿底抽巷防治水工作的重点。
由于底抽巷担负着预抽上方煤层瓦斯的功能且面临较强的突水危险，故底抽巷在纵向层位布置时的主要考虑因素为:① 根据《防治煤与瓦斯突出规定》第二十一条:所有突出煤层外的巷道(包括钻场等)距突出煤层的最小法向距离小于10 m时(在地质构造破坏带为小于20 m时)，必须边探边掘，确保最小法向距离不小于5 m。所以必须保证底抽巷顶板距离煤层底板10 m以上。② 底抽巷需尽可能远离L8灰岩含水层，减小突水危险。③ 底抽巷由于要满足抽采设备使用要求，断面采用直墙半圆拱形，设计断面尺寸为宽×高=5 000 m×4 000 m。结合这几个硬性条件要求，根据底板岩层柱状图，煤层底板到L8灰岩的距离为26.00～28.67 m，可知底抽巷在纵向上可选择的布置范围很小，由于L9灰岩岩性较硬且赋存稳定，若在L9灰岩中开掘巷道无疑会增加掘进工程量，若在L9灰岩下方开掘底抽巷，一方面底抽巷会过于靠近含水层，另一方面在后期施工瓦斯抽采钻孔时需要穿越L9灰岩，增大钻孔工程量。故综合考虑需把底抽巷布置在L9灰岩上方，若把L9作为底抽巷的底板进行掘进，其较强的岩性会增加底抽巷底板的稳定性，减小底板维护工程量，其稳定的赋存可作为底抽巷掘进的标志层保证巷道与煤层之间垂距，故综合考虑赵固二矿底抽巷的纵向层位布置选择在L9灰岩上方的砂质泥岩中沿底掘进。
通过前文可知，巷道围岩破坏范围是由其所处的应力环境所决定的，因此通过FLAC3D数值模拟来分析工作面开采后底板应力分布特征，建立如图5所示长×宽×高=560 m×300 m×200 m的模型，底抽巷布置在模型中部，按实际位置与尺寸进行开挖，通过改变上部煤层开采范围改变工作面与底抽巷之间的位置关系。
图5 数值模拟模型
Fig.5 Numerical simulation model
通过现场调研，赵固二矿工作面长度普遍为160 m，煤柱尺寸为30 m，工作面周期来压步距约为20 m，初次来压步距37 m。因此，工作面开挖方案为:工作面沿x轴开挖160 m，沿y轴推进;从y轴60 m处开始分9步开挖，开挖步距为20 m，第三步开挖后开始在工作面后方20 m处充填长×宽×高=120 m×20 m×6.6 m的范围，使采空区中部煤层顶板应力传递到煤层底板，从而模拟工作面初次来压和周期来压后的采空区底板应力恢复。
模型采用Mohr-Coulomb本构模型，固定X,Y轴边界水平位移与Z轴下边界垂直位移，上边界施加补偿载荷17.75 MPa，施加初始应力Szz=17.75 MPa，Sxx=Syy=23.075 MPa，在L8灰岩范围内施加孔隙水压4 MPa来模拟含水层水压。通过现场钻孔数据及岩石力学实验，模型选定各参数见表1。
表1 模型各分层参数
Table 1 Stratification parameters of model
图6 采空区下方10 m处双向应力比值分布
Fig.6 Bidirectional stress ratio distribution under the gob 10 m
图7 采空区中部法向下方10 m处应力分布
Fig.7 Stress distribution at the normal direction and 10 m below the the middle of gob
图6为工作面开挖完成后，采空区下方10 m处双向应力比值分布图，提取应力监测线1处的应力分布数据得到图7。从图6可以看出，铅直应力在采空区外煤柱投影范围内出现应力集中，在采空区边缘投影处铅直应力大幅减小，随后由于煤层上方顶板应力传递，铅直应力得到恢复，所以铅直应力从模型边缘到采空区中部依次可划分为原岩应力区→增压区→减压区→稳压区，符合煤层开采后底板支承压力分布规律[29]，验证了数值模拟方案的合理性。
从图7可知，在铅直应力增加时水平应力小幅增加，但当铅直应力大幅减小时，水平应力却减小较小，由于水平与铅直应力之间的弱敏感性，使得双向应力比值在采空区下方和煤壁中变化剧烈。
在远离开采投影范围处，围岩为原岩应力状态，如图6,7中A区域所示，定义为“原岩应力比值区”。
由于开采扰动影响，在采空区外煤柱投影范围内支承压力增加明显，水平应力小幅增加，围岩应力处于增压状态，但η值变化较小，由1减小到0.82，整体双向应力值差距不大，定义B区域为“增压低应力比值区”。
在采空区范围内，由于铅垂应力卸压明显，水平应力降低较少，整体应力比值η 较大，其中采空区底板中部铅垂应力得到恢复并趋于稳定，η值基本稳定在1.5～2.0，定义D区域为“卸压应力比值稳定区”，采空区下方其余区域由于铅垂应力卸载明显，水平应力减小较少，双向应力比值较大，因此定义C区域为“卸压高应力比值区”。
可见，在工作面开挖后，从模型边缘到采空区中部依据双向应力比值大小及应力加卸载状态可分为原岩应力比值区、增压低应力比值区、卸压高应力比值区和卸压应力比值稳定区4种应力状态区域。
由于底抽巷先于工作面布置，从图6可知，若其布置在工作面下方中部则会经历A,B,C,D四种应力状态影响，若底抽巷布置在内错15 m处，则会经历A,B,C三种应力状态影响，若底抽巷外错布置，则只会经历A,B两种应力状态的影响。
由于模型共开挖9步，因此在底板下方分别设置3条应力监测线，如图6中应力监测线1,2,3，分别提取各步开挖后的应力值，可以得到不同位置处分步开挖下底板应力比值分布，如图8所示。
图8 分布开挖下不同位置处底板应力比值分布
Fig.8 Distribution of stress ratio at different positions under progressive excavation
可见，在采空区下方不同位置处，分步开挖产生的应力状态是完全不同的。在应力监测线1处，底板围岩在初次来压之前会经历整个工作面推进过程中双向应力比值最大的环境，在初次来压后，双向应力比值逐渐从“单峰”分布转变为“双峰”分布，在距离开切眼投影处40 m以深的底板岩体随着工作面的推进会先处于“卸压高应力比值”环境影响，最终处于“卸压应力比值稳定区”的影响范围。
在应力监测线2处，在初次来压之前，底板围岩应力比值急剧增加，在工作面初次来压之后，底板围岩应力比值仍保持在很高的状态。所以，在应力监测线2处的采空区下方，底板围岩始终处于双向应力比值较高的“卸压高应力比值区”影响。
在应力监测线3处，随着工作面的逐步推进，底板围岩应力逐渐由水平应力主导的原岩应力状态转变为由支承压力主导的铅直应力增压状态，且随着工作面的逐步推进，增压状态逐渐增加并最终保持稳定，最终双向应力比值维持在0.8左右，故在应力监测线2处，在采动应力影响下，底板围岩会处于“增压低应力比值区”的影响。
由于底抽巷布置在工作面下方，底抽巷围岩破坏范围与其所处的应力环境密切相关，根据“蝶形塑性区”理论，双向应力比值越大，巷道围岩塑性区范围越大。通过图8可知，底抽巷若布置在工作面下方不同位置处，其巷道围岩应力环境完全不同，且在工作面逐步推进过程中，巷道围岩破坏范围的最大值是其所经历的最差环境下的围岩破坏范围所决定的。因此，底抽巷若布置在工作面下方不同位置处，其巷道围岩破坏特征也是完全不同的，下面通过数值模拟进行验证。
根据前文设计如下3种方案模拟底抽巷选择不同位置布置时的巷道围岩破坏特征，如图9所示。方案Ⅰ把底抽巷布置在工作面中部即内错80 m;方案Ⅱ把底抽巷布置在高应力比值区中心处，即内错15 m;考虑到相邻工作面回采影响，结合现场实际情况，在1号工作面回采后保留30 m煤柱回采2号工作面。方案Ⅲ把底抽巷布置在两工作面煤柱中部，即外错15 m。
图9 底抽巷模拟布置方案
Fig.9 Simulation layout scheme of floor gas drainaging roadway
各方案底抽巷围岩破坏特征及底板破坏深度统计如图10所示。通过图10(a)可以看出，在分步开挖计算平衡后，各个方案底抽巷围岩的底板破坏深度差距明显。在采空区范围以外，由于受到采动影响较小，各方案中底抽巷底板破坏深度均保持在1 m;方案Ⅰ中，在采空区范围内，底板破坏深度出现了明显的增加，在距离开切眼25～40 m底板最大破坏深度达到峰值4 m，其余位置处底板破坏深度为3 m;方案Ⅱ中，在采空区下方，底抽巷围岩底板破坏深度出现了剧烈增加，最大破坏深度在距开切眼25～155 m的范围内达到了5 m;而方案Ⅲ中，由于底抽巷位于煤柱中部下方，受增压低应力比值环境影响，底抽巷塑性区破坏深度最小，底板最大破坏深度保持1 m不变。
图10 各方案底抽巷围岩破坏特征及底板破坏深度统计
Fig.10 Failure characteristics and failure depth statistics of surrounding rock of floor gas drainaging roadway in each schemes
通过截取各方案中底板破坏最大深度处切面，可以看出，Ⅰ号方案在y=95 m处底抽巷顶板塑性区已和采空区底板塑性区连通，底板破坏深度4 m，由于底抽巷下方L9灰岩为透水层，此时底抽巷和工作面的有效隔水层厚度为8.5 m。Ⅱ号方案在y=150 m处底抽巷顶板塑性区也已和采空区底板塑性区连通，底板最大破坏深度5 m，工作面及底抽巷的有效隔水层厚度为7.5 m。Ⅲ号方案在y=150 m处底抽巷顶板塑性区虽然可达3 m，但并未与两边采空区塑性区连通，此时工作面底板最大破坏深度为8 m，有效隔水层厚度为18.5 m，而对于底抽巷，底板破坏深度为1 m，有效隔水层厚度11.5 m。
结合图8和图9，在采动应力场影响下，当底抽巷选择Ⅰ号或Ⅱ号方案布置时，采空区下方底抽巷会经历卸压高应力比值环境的影响，区别在于Ⅰ号方案在开切眼一定范围后巷道围岩是先处于卸压高应力比值环境然后恢复到卸压应力比值稳定的应力环境中，而Ⅱ号方案则始终处于卸压高应力比值环境，因此这两种布置方案下，采空区下方底抽巷围岩破坏范围较大，巷道顶板塑性区与采空区底板塑性区连通，并且底板破坏深度较大，使得工作面与底抽巷的有效隔水层厚度大大减小;当选择Ⅲ号方案时，虽然底抽巷受采动支承压力影响，围岩处于增压环境，但由于底抽巷远离应力集中高峰区域，底抽巷围岩环境处于增压低应力比值环境，因此相较而言，底抽巷围岩塑性破坏范围较小，底板破坏深度较小，同时底抽巷顶板塑性区与工作面底板塑性区之间保留较大的完整岩层，从而使得工作面和底抽巷的有效隔水层厚度保持在最佳状态。故按对底抽巷突水危险性的影响程度对4种应力状态进行排序可排为:卸压高应力比值区>卸压应力比值稳定区>增压低应力比值区 >原岩应力比值区。
由于底抽巷在上方工作面开采之前已经掘进，后期必然会受到上方工作面采动影响，在回采后煤层底板应力根据其双向应力比值大小及应力加卸载状态可分为原岩应力比值区、增压低应力比值区、卸压高应力比值区和卸压应力比值稳定区，底抽巷选择在工作面下方不同位置布置，在采动影响下所处的应力环境是完全不同的，且底抽巷围岩最终的破坏范围及特征是由其所经历的最差应力环境所决定的，结合“蝶形塑性区理论”及数值模拟分析可以看出底抽巷在选择位置时要尽量避免布置在工作面下方，从而避免卸压高应力比值环境的影响，应尽量把底抽巷布置在应力比值较低的区域，减小巷道围岩破坏范围，从而增大有效隔水层厚度。结合赵固二矿实际情况，工作面之间留设煤柱尺寸较大，因此煤柱中部下方远离高采动应力集中区域，是底抽巷布置的最佳位置，其它位置由于采动影响，应力比值会出现或多或少的增加，从而增加底板巷道围岩塑性破坏范围，增大底板突水危险。
(1)从瓦斯抽采、区域解危方面考虑:底抽巷处于煤柱正下方，可以最大程度的靠近上方预掘巷道，瓦斯抽采距离相对较小，预抽采效果最好。
(2)从底板突水治理方面考虑:底抽巷布置在煤柱中间下方，围岩破坏范围最小，易于巷道维护，从而延长巷道服务周期，为工作面前期底板注浆改造和后期工作面底板突水注浆治理提供场所。
因此，从减少底抽巷在采动影响下的围岩破坏，从而增大有效隔水层厚度结合瓦斯抽采需求和底板注浆防治水等多方面考虑，赵固二矿底抽巷应沿待采工作面法向布置，并在规划的煤柱中部下方L9灰岩上部的砂质泥岩层中沿底掘进。
(1)在承压水影响下的非均匀应力场中，当双向应力比值较大时，巷道围岩破坏范围会呈现出“蝶形”非均匀分布的特征，在隔水层中，底抽巷围岩的“蝶形”非均匀破坏会显著减小有效隔水层厚度，增加底板突水危险性。
(2)工作面开挖后，煤层底板应力根据其双向应力比值大小及应力加卸载状态可分为原岩应力比值区、增压低应力比值区、卸压高应力比值区和卸压应力比值稳定区4种应力状态区域，底抽巷布置在工作面下方不同位置时所经历的应力环境完全不同，且巷道围岩破坏的最大值是其所经历的最差围岩环境下的破坏范围所决定的。
(3)对底抽巷突水危险性造成影响的应力环境从大到小可排序为卸压高应力比值区>卸压应力比值稳定区>增压低应力比值区>原岩应力比值区。
(4)从减少底抽巷在采动影响下的围岩破坏，进而减小底板突水系数结合瓦斯抽采需求和底板注浆防治水等多方面考虑，赵固二矿底抽巷应沿待采工作面法向位置布置，并在规划的煤柱中部下方隔水层中间的砂质泥岩层中沿底掘进。
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