埋深變化對孤島煤柱失穩(wěn)破壞的影響規(guī)律

李士棟

（兗煤菏澤能化有限公司趙樓煤礦，山東省菏澤市，274705）

埋深變化對孤島煤柱失穩(wěn)破壞的影響規(guī)律

李士棟

（兗煤菏澤能化有限公司趙樓煤礦，山東省菏澤市，274705）

為研究孤島煤柱不同埋深條件誘發(fā)的沖擊失穩(wěn)現(xiàn)象，借助FLAC3D數(shù)值模擬軟件，闡述了煤層埋深變化從200 m到1200 m時，孤島煤柱形成過程中的剩余彈性應變能及支承壓力變化規(guī)律。對比分析不同埋深的煤柱內(nèi)部應力分布規(guī)律，以及其形成過程中的能量積聚過程和釋放特征。揭示埋深變化對采場圍巖及孤島煤柱穩(wěn)定性的影響規(guī)律。

孤島煤柱 失穩(wěn)破壞 彈性應變能 沖擊地壓

近年來，隨著煤礦開采深度的延深、煤炭資源開采強度的增大、工作面接續(xù)設(shè)計的不合理等造成礦井面臨孤島開采的問題。工作面開采過程中，孤島煤柱受高應力影響的問題日益凸現(xiàn)，孤島煤柱沖擊失穩(wěn)的災害性破壞也越發(fā)嚴重，在深部高地應力影響下，孤島工作面形成的孤島煤柱極易發(fā)生沖擊失穩(wěn)破壞，釋放大量能量，誘發(fā)礦震或嚴重的沖擊地壓事故。

1　孤島煤柱應力形態(tài)演變過程理論分析

孤島煤柱的受力過程是動態(tài)變化的，在工作面回采過程中，煤柱受力隨采動應力的變化而不斷變化，工作面停采以后，又因時間因素的作用而不斷變化。

孤島煤柱自回采開始直至屈服是一個漸進破壞的過程，從煤柱的垂直應力分布形態(tài)分析，馬鞍形是穩(wěn)定煤柱應力分布的典型形態(tài)，而拱形則是失穩(wěn)或屈服煤柱應力分布的重要特征。從量變積累到發(fā)生質(zhì)變?yōu)闃酥究蓪⒚褐刂髌拭嫔系膽Ψ植夹螒B(tài)演變?nèi)^程劃分為6個階段，如圖1所示。

（1）工作面開采前，煤層受原始上覆巖層的均布載荷作用狀態(tài)，見圖1（a）；

（2）一側(cè)工作面采完后，在煤柱內(nèi)會形成一邊上“凸”形的支承壓力帶和一定寬度的塑性區(qū)，見圖1（b）；

（3）兩側(cè)工作面均采完后形成孤島煤柱，如果煤柱的支撐能力足夠大，則煤柱上垂直應力呈馬鞍形分布，見圖1（c）；

圖1　煤柱應力分布形態(tài)演變過程

（4）隨著煤柱的不斷開采，煤柱應力繼續(xù)變化，兩側(cè)塑性區(qū)逐漸向核區(qū)擴展，峰值應力達到煤柱的極限強度，核區(qū)內(nèi)部應力持續(xù)上升但仍小于峰值應力，應力分布呈馬鞍形，見圖1（d）；

（5）隨著開采程度逐漸的增加，煤柱兩側(cè)塑性區(qū)進一步擴展，核區(qū)內(nèi)部應力超過煤柱極限強度，核區(qū)應力形成平臺，垂直應力分布呈平臺形，見圖1（e）；

（6）兩側(cè)塑性區(qū)破壞連通，煤柱失去核區(qū)，煤柱中心處的應力大于其極限強度，應力分布形態(tài)發(fā)展為拱形，此時煤柱發(fā)生失穩(wěn)破壞，見圖1（f）。

2　數(shù)值模擬計算模型

模型中各煤巖層的力學參數(shù)根據(jù)魯西礦區(qū)實際巖體力學特性和物理力學參數(shù)確定，如表1所示。

表1　模型煤巖層物理力學參數(shù)

根據(jù)煤巖體的力學特征，當煤巖體上覆巖層載荷達到所能承受的強度極限后，巖體在塑性變形過程中，由于巖石的流變現(xiàn)象，會保持一定的殘余強度。因此，計算中的煤巖體采用摩爾-庫侖（Mohr-Coulomb）屈服準則。

模型兩端留設(shè)40 m的邊界，兩個120 m寬的工作面，中間留設(shè)60 m寬煤柱，先開挖左邊1#工作面，然后開挖右邊2#工作面，分別監(jiān)測在兩工作面推采過程中孤島煤柱的應力變化情況，模型方案如圖2所示。

圖2　模擬方案示意圖

3　數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 埋深對孤島煤柱支承壓力分布特征的影響

模擬1#工作面回采后，采場原始應力平衡狀態(tài)被打破，采場圍巖應力重新分布，此時靠近1#工作面?zhèn)鹊拿褐_始出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象，影響范圍大約30 m左右，煤柱的應力分布狀態(tài)對應于圖1（b）所示。當1#工作面采完后，2#工作面緊接著1#工作面回采造成采場圍巖二次擾動，圍巖應力發(fā)生二次分布，此時靠近2#工作面?zhèn)鹊拿褐蚕鄳爻霈F(xiàn)應力集中現(xiàn)象，影響范圍大致也是30 m左右，煤柱的應力分布狀態(tài)對應于圖1（c）所示。以上部分只是同層開采的影響。1#和2#工作面回采完成后，在兩工作面中間形成孤島煤柱，受兩次采動影響煤柱兩側(cè)邊緣煤體出現(xiàn)一定程度的塑性破壞，煤柱兩側(cè)邊緣煤體支承壓力較低，煤柱支承壓力峰值位于深部煤體內(nèi)，最終煤柱內(nèi)部支承壓力大致呈對稱分布。基于FLAC3D內(nèi)置的數(shù)據(jù)輸出功能，在煤柱內(nèi)設(shè)置監(jiān)測點，導出數(shù)據(jù)后得到不同埋深時孤島煤柱支承壓力分布如圖3所示。

從圖3可以看出，當開采深度為200 m時，孤島煤柱受兩側(cè)采空區(qū)的影響，煤柱兩側(cè)煤體出現(xiàn)塑性破壞，破壞范圍較小，邊界煤體支撐能力為零。支承壓力峰值向煤柱深部轉(zhuǎn)移，支承壓力峰值位于煤柱兩側(cè)距煤幫約6 m處，峰值高達12.7 MPa，峰值應力小于煤柱極限強度。煤柱應力呈馬鞍形對稱分布，煤柱核區(qū)應力最低，為8 MPa左右。

圖3　不同埋深時孤島煤柱支承壓力分布曲線

當開采深度為400 m時，煤柱支承壓力峰值較200 m時小幅度增加，峰值大小約為18.3 MPa，峰值位置繼續(xù)向煤柱內(nèi)部轉(zhuǎn)移，距煤幫約7.5 m。煤柱應力集中區(qū)范圍逐漸擴大，整體的應力水平較200 m時也有所增大。煤柱應力同樣呈馬鞍形對稱分布，煤柱核區(qū)應力最低，大約11 MPa。

當開采深度為600 m時，煤柱支承壓力峰值繼續(xù)增大，并且受到兩次采動影響的煤柱左側(cè)和受一次采動影響的煤柱右側(cè)峰值大小有一定差異，左側(cè)應力峰值大小約為22 MPa，右側(cè)峰值大小約為20 MPa，峰值位置進一步向煤柱內(nèi)部轉(zhuǎn)移，距煤幫約8.5 m。煤柱支承壓力峰值同樣呈馬鞍形對稱分布。

隨著開采深度的繼續(xù)增大，煤柱應力也逐漸增大，煤柱支承壓力峰值逐漸升高，當采深為1200 m時，峰值大小上升至42 MPa左右，遠遠超過煤體的極限強度。煤柱塑性區(qū)范圍不斷增大，核區(qū)范圍不斷減小，煤柱核區(qū)內(nèi)部應力達到36 MPa，仍超過煤體的極限強度，煤柱由穩(wěn)定狀態(tài)向極限臨界狀態(tài)轉(zhuǎn)變。煤柱支承壓力分布特征由馬鞍形向平臺形轉(zhuǎn)變，煤體應力集中程度逐漸增大，整個孤島煤柱處于極限應力狀態(tài)，此時核區(qū)應力稍有上升煤柱就會發(fā)生瞬時失穩(wěn)破壞，釋放出大量彈性變形能，進而誘導沖擊地壓災害的發(fā)生。

3.2 埋深對孤島煤柱剩余彈性能分布特征的影響

當埋深超過1000 m時，煤柱內(nèi)部將產(chǎn)生較大的拉應力，在較高的垂直壓應力和水平拉應力作用下煤柱極易產(chǎn)生失穩(wěn)破壞，在頂?shù)装宓膹娏見A持下煤柱可以承受的支承壓力大小遠超過其自身極限強度，煤柱在被動夾持下能夠積聚更多的彈性能，煤柱失穩(wěn)破壞釋放大量的彈性能，極易誘發(fā)沖擊地壓災害。

根據(jù)發(fā)生沖擊地壓災害的機理可知，煤巖層內(nèi)剩余彈性應變能（即煤巖體破壞前積蓄的彈性能與產(chǎn)生塑性變形消耗的能量之差）是導致發(fā)生沖擊危險的本質(zhì)因素。因此分析煤巖層內(nèi)剩余彈性應變能與煤巖強度之間的關(guān)系，對預測沖擊危險具有重要的意義。

為了得到煤層埋深與剩余彈性能之間的演化規(guī)律，對煤柱內(nèi)彈性應變能密度峰值與煤層埋深之間的關(guān)系進行擬合，擬合式為：

根據(jù)式（1）做出煤柱內(nèi)應變能峰值與煤層埋深關(guān)系曲線，如圖4所示，相關(guān)系數(shù)值R2= 0.9965，擬合結(jié)果較為理想。隨著開采深度的增加，孤島煤柱內(nèi)剩余彈性應變能密度峰值逐漸增大，孤島煤柱的沖擊危險程度也相應地增大。

圖4　不同埋深時煤柱內(nèi)應變能峰值曲線

3.3 埋深對孤島煤柱穩(wěn)定性的影響

3.3.1 煤柱穩(wěn)定性的應力分析

由圖1可知，當開采深度較淺時，孤島煤柱支撐能力大于煤柱所受應力，煤柱上垂直應力呈馬鞍形分布，煤柱處于穩(wěn)定狀態(tài)。隨著采深的增大，煤柱應力隨之逐漸增大，煤柱支承壓力峰值逐漸升高，煤柱兩側(cè)塑性區(qū)范圍不斷增大，核區(qū)范圍不斷減小。當開采深度達到1000 m時，煤柱支承壓力峰值超過其極限強度，煤柱核區(qū)應力達到煤體極限強度水平，但核區(qū)內(nèi)部應力小于峰值應力，煤柱垂直應力呈極限馬鞍形分布，煤柱處于極限穩(wěn)定狀態(tài)。當開采深度達到1200 m時，煤柱塑性區(qū)進一步擴大，煤柱支承壓力峰值和核區(qū)內(nèi)部應力均超過煤柱極限強度，煤柱垂直應力呈平臺形分布，煤柱處于失穩(wěn)的臨界狀態(tài)。隨著開采深度的增大，煤柱應力分布出現(xiàn)由馬鞍形到極限馬鞍形再到平臺形的緩慢轉(zhuǎn)變過程，煤柱也由穩(wěn)定到極限穩(wěn)定再到臨界失穩(wěn)狀態(tài)轉(zhuǎn)變，轉(zhuǎn)變過程中煤柱沖擊失穩(wěn)危險程度逐漸升高。

3.3.2 煤柱穩(wěn)定性的變形破壞分析

通過在煤柱內(nèi)設(shè)置監(jiān)測點，根據(jù)FLAC3D后處理功能，監(jiān)測煤柱內(nèi)的變形量，進而分析煤柱的變形破壞特征。對煤層埋深與煤柱壓縮變形量之間的關(guān)系式進行擬合，擬合式為：

根據(jù)式（2）作出煤柱內(nèi)壓縮變形量與煤層埋深關(guān)系曲線，如圖5所示，相關(guān)系數(shù)值R2= 0.9763，擬合結(jié)果較為理想。隨著埋深的增加煤柱在高集中應力下壓縮變形量不斷增大，當煤層埋深小于600 m時，煤柱支撐能力大于煤柱所受垂直應力，煤柱沒有發(fā)生明顯的壓縮變形，當煤層埋深大于800 m時，煤柱所受集中應力大于其支撐能力，煤柱開始產(chǎn)生壓縮變形。隨著開采深度的繼續(xù)增大，煤柱壓縮變形量顯著增加，煤柱開始發(fā)生塑性變形破壞。

圖5　煤柱壓縮變形量與煤層埋深之間的關(guān)系曲線

4　結(jié)語

（1）隨著開采深度的增大，煤柱內(nèi)應力分布由馬鞍形到極限馬鞍形再到平臺形的緩慢轉(zhuǎn)變過程，煤柱也由穩(wěn)定到極限穩(wěn)定再到臨界失穩(wěn)狀態(tài)轉(zhuǎn)變，轉(zhuǎn)變過程中煤柱沖擊失穩(wěn)危險程度逐漸升高。

（2）當開采深部礦井時，煤柱內(nèi)部將產(chǎn)生較大的拉應力，在較高的垂直壓應力和水平拉應力作用下煤柱極易產(chǎn)生失穩(wěn)破壞，在頂?shù)装宓膹娏見A持下煤柱可以承受的支承壓力大小遠超過其自身強度極限，煤柱在被動夾持下能夠積聚大量的彈性能，導致煤柱失穩(wěn)破壞釋放大量的彈性能，從而誘發(fā)沖擊地壓災害。

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（責任編輯 張毅玲）

Influence law of burial depth on buckling failure of isolated pillar

Li Shidong
（Zhaolou Coal Mine，Heze Energy and Chemical Co.，Ltd.，Yanzhou Coal Mining Co.，Ltd.，Heze，Shandong 274705，China）

In order to study the impacting and buckling phenomena induced by changing burial depth of isolated coal pillar，the change rules of residual elastic strain energy and bearing pressures in the forming process of isolated pillar was simulated by using numerical simulation software FLAC3D，when the burial depth changed from 200 m to 1200 m.The distribution law of inner stresses，the accumulation process and releasing characteristics of energy in the pillar with changing burial depth were contrasted and analyzed，which revealed the influence law of burial depth variation on the stability of stope surrounding rocks and isolated coal pillar.

isolated coal pillar，buckling failure，elastic strain energy，rock burst

TD353

A

李士棟（1980-），男，山東金鄉(xiāng)人，學士，工程師，現(xiàn)從事煤礦現(xiàn)場生產(chǎn)技術(shù)管理工作。