淺埋近距離煤層開采房式煤柱群動態(tài)失穩(wěn)致災機制

朱衛(wèi)兵，許家林，陳 璐，李 竹，劉文濤

(1.中國礦業(yè)大學 礦業(yè)工程學院，江蘇 徐州 221116; 2.中國礦業(yè)大學 煤炭資源與安全開采國家重點實驗室，江蘇 徐州 221116; 3.中南大學 資源與安全工程學院，湖南 長沙 410083; 4.中煤能源集團 西安設計工程有限責任公司，陜西 西安 710054)

我國西部小型礦井以往普遍采用房式開采，采空區(qū)遺留了大量的房采煤柱，為臨近煤層的安全開采留下隱患。神東礦區(qū)大柳塔煤礦井田邊界的局部區(qū)域就曾被地方小煤礦采用房式采煤法進行過越界開采，導致該礦22103工作面推進至上覆小窯房采煤柱時發(fā)生頂板壓架事故[1];神東礦區(qū)石圪臺煤礦資源整合后的部分井田開采區(qū)域面臨淺部原小窯房采煤柱和集中大煤柱下開采，工作面也曾發(fā)生嚴重的壓架災害[2]。

國內(nèi)眾多學者對礦柱或煤柱的穩(wěn)定性及其致災機理進行了研究。周子龍等[3-4]通過室內(nèi)試驗及數(shù)值模擬研究，分析了“礦柱-頂板”聯(lián)合支撐體系在變形破壞過程中礦柱間的應力轉移及破壞特征。周子龍、朱德福等[5-6]采用重整化群方法，得到礦柱群系統(tǒng)整體失穩(wěn)的臨界概率，建立一種評價礦柱群整體穩(wěn)定性的有效方法。許家林、鞠金峰等[7-9]研究了淺埋近距離下煤層工作面推出上覆集中煤柱的壓架機理，認為上覆集中煤柱邊界頂板的關鍵塊體結構相對回轉運動是引發(fā)下煤層工作面發(fā)生動載礦壓的根本原因。陳蘇社、楊俊哲等[10-14]認為上覆集中煤柱在下煤層工作面采動影響下發(fā)生突然失穩(wěn)，破壞了下部巖層的鉸接結構，造成房采煤柱下的動載。孟達、屠世浩等[15-16]建立力學模型，計算了煤柱-頂板聯(lián)合承載體系中應力分布狀態(tài)，房采煤柱下方綜采工作面頂板巖層變形能空間分布和發(fā)育規(guī)律，從能量釋放的角度解釋了工作面壓架機理。解興智、魏立科、徐敬民等[17-20]通過現(xiàn)場微震監(jiān)測，論述了房采煤柱上覆結構運動對下煤層工作面頂板巖層破斷的影響，從應力傳遞的角度闡述了結構失穩(wěn)后的載荷傳遞致使工作面發(fā)生壓架。

縱觀已有文獻，均未涉及下煤層采動過程中上覆房采煤柱群的時空失穩(wěn)特征，這包括:① 上覆房采煤柱破壞及失穩(wěn)次序;② 房采煤柱頂板巖層運動特征及其對底板巖層作用規(guī)律;③ 房采煤柱失穩(wěn)時下煤層頂板運動特征及工作面壓架機理。而上述內(nèi)容，對建立巖層運動與工作面動壓的時空對應關系，預測工作面壓架發(fā)生條件及位置至關重要。因此，有必要深入研究，為類似條件的工作面安全開采提供理論指導。

1 房式煤柱下開采災害概述

1.1 西部小窯房式開采礦震及地面塌陷概況

我國西部小窯房式開采創(chuàng)造極大經(jīng)濟效益的同時，也引起嚴重的地表塌陷災害。據(jù)統(tǒng)計，榆林市榆陽區(qū)常興井田共發(fā)生3次采空區(qū)大面積塌陷，塌陷面積總計6.31×105m2;十八墩礦采空區(qū)塌陷引起兩次礦震(中國地震臺網(wǎng)中心監(jiān)測震級分別為2.8級和3.2級)，塌陷面積總計2.75×105m2，榆林市震感明顯，高層建筑大多發(fā)生輕微晃動。根據(jù)陜西地震信息網(wǎng)監(jiān)測結果，自2009年9月至2015年底，榆林市榆陽區(qū)共監(jiān)測到礦震13次，震級2.1～3.3級，其中2009年1次、2011年3次、2012年3次、2015年6次，上述礦震不僅對地表含水層、生態(tài)環(huán)境造成極大破壞，更對井上下人員生命安全造成極大威脅。西安設計院曾經(jīng)對陜西省榆林市榆陽區(qū)采用房式開采的煤礦采空區(qū)塌陷情況進行過調(diào)研，為便于描述，“1”表示發(fā)生，而“-1”表示未發(fā)生，統(tǒng)計結果見表1。

表1榆林榆陽區(qū)部分礦井地面塌陷情況統(tǒng)計
Table1StatisticsofsurfacecollapsecasesinpartofminesofYuyangdistrict,YulinCity

礦井塌陷區(qū)數(shù)目塌陷面積/km2開采方式采高/m采深/m采寬/m留寬/m塑性區(qū)寬度/m彈性核區(qū)寬度/m彈性核區(qū)比例/%是否發(fā)生上河20.011 0房式5.01136.08.02.82.431-1大川溝10.010 0房式2.51808.06.02.21.626-1白鷺10.240 0房式5.61159.06.03.200-1三臺界00房式4.51208.08.02.72.7341常興30.630 0房式3.51708.07.02.91.116-1十八墩20.270 0房式6.51507.08.04.800-1東風00房式3.51507.57.02.61.8261永樂00房式5.014014.08.03.41.1141常樂堡10.018 0房式5.01108.06.02.70.610-1長城10.038 0房式2.51727.06.02.11.829-1方家畔10.015 0房式2.0808.01.50.800-1榆卜界00房式4.61208.08.02.72.6321六墩00房式6.014013.010.04.11.7171金牛10.046 0房式3.51307.08.02.21.525-1榆陽00房式2.81755.09.02.44.2461沙炭灣10.003 6房式6.51238.08.03.90.12-1

根據(jù)房采煤柱的尺寸(由采高，采寬和留寬決定)和埋藏深度，采用威爾遜公式計算表1中煤柱的塑性區(qū)寬度，據(jù)此得出房采煤柱的彈性核區(qū)寬度以及彈性核區(qū)率。表1中不同彈性核區(qū)率條件下煤柱失穩(wěn)與否的對應關系如圖1所示。由此可知，當房采煤柱的彈性核區(qū)比例小于14%時，礦井的遺留煤柱均會失穩(wěn)，地面出現(xiàn)塌陷;當彈性核區(qū)比例介于14%～31%時，部分礦井遺留煤柱失穩(wěn)，部分礦井遺留煤柱穩(wěn)定;當煤柱彈性核區(qū)比例大于31%時，礦井遺留煤柱均處于穩(wěn)定狀態(tài)，地面暫無塌陷。

圖1 不同彈性核區(qū)率條件下煤柱穩(wěn)定性結果Fig.1 Stability results of coal pillars under the condition of different elastic nuclear area proportions

1.2 近距離房式煤柱下開采壓架災害

事實上，處于初次采動期間的房采煤柱有時候會間隔幾年甚至十幾年才發(fā)生多米諾骨牌效應的連鎖失穩(wěn)現(xiàn)象。而多數(shù)煤礦實際可回采的煤層數(shù)目較多，當回收房采煤柱下部的煤層時，必然會面臨上覆房采煤柱穩(wěn)定性影響下煤層安全開采的問題。文獻[8-9,16,20]均涉及到房采煤柱下開采引發(fā)的動載礦壓，甚至壓架事故。

2 房式煤柱破壞形式與頂?shù)装暹\動特征

2.1 物理模擬方案

通過物理模擬研究近距離煤層開采時上覆房采煤柱破壞次序及煤柱群動態(tài)失穩(wěn)過程。物理模型長度120 cm，寬度8 cm，高度42 cm。模型的幾何相似比1∶100，密度相似比1∶1.6，應力相似比1∶160。根據(jù)神東礦區(qū)石圪臺煤礦不同巖層地質(zhì)賦存條件及其物理力學參數(shù)[20]，確定物理模型中各巖層厚度及材料配比見表2。物理模擬材料以河砂、云母做骨料，以碳酸鈣和石膏做膠結料，在煤層中則加入一定比例的粉煤灰。模型頂板采用鐵塊加載的方式對模型進行補償加載，用以模擬130 m埋深。

2.2 煤柱群動態(tài)破壞形式

煤層開采前，先將2-2煤層進行房式開采。由于相似模擬為二維模型，在設計煤柱尺寸時，應考慮從三維(實際開采情況)向二維(相似模型)轉化煤柱尺寸的問題。徐敬民[20]定義了煤柱的“控頂率”，即單一煤柱等效支撐頂板的范圍。在本相似模型中，房采煤柱留設寬度為2.7 cm，間隔為7.5 cm，與上述案例統(tǒng)計結果基本保持一致。左側邊界煤柱寬度為5.2 cm，右側邊界煤柱寬度為5.3 cm。在3-1煤層回采過程中，通過間隔拍照及高速攝影技術進行實時記錄，下煤層回采時上覆房采煤柱群動態(tài)失穩(wěn)過程如圖2所示。

表2模型各巖層相似材料配比
Table2Similarmaterialmixtureofeachstratuminphysicalsimulation

巖性厚度/cm配比號備注泥巖8473中砂巖6337基本頂2泥巖4473直接頂22-2煤層5773泥巖2473粉砂巖4455基本頂1泥巖4473直接頂13-1煤層4773底板5455

圖2 房采煤柱群動態(tài)失穩(wěn)過程Fig.2 Process of dynamic instability of room coal pillar group

圖2展示了相似模擬實驗中房采煤柱群不同位置煤柱破壞形式及其動態(tài)失穩(wěn)過程。下煤層回采過程中，上覆房采煤柱先后失穩(wěn)，其對應的失穩(wěn)次序為:煤柱②→煤柱①→煤柱⑥→煤柱⑤→煤柱③和煤柱④。首先是下煤層開切眼正上方位于采空區(qū)側的房采煤柱②發(fā)生朝向采空區(qū)的斜切破壞，其次是其鄰近在實體煤上方的房采煤柱①發(fā)生失穩(wěn)，如圖2(c)，(d)所示;接著工作面上方房采煤柱⑥出現(xiàn)朝向采空區(qū)的斜切破壞，然后是工作面上方的房采煤柱⑤發(fā)生失穩(wěn)，如圖2(e)，(f)所示;最后是采空區(qū)上方的房采煤柱③和煤柱④出現(xiàn)垂向壓裂破壞并崩塌，如圖2(g)所示。

2.3 煤柱群失穩(wěn)時頂?shù)装宓倪\動特征

根據(jù)圖2(e)～(h)中房采煤柱頂板巖層的破斷形式及其運動特征可以看出，在煤柱③和煤柱④坍塌前，房采煤柱上方的頂板巖層呈現(xiàn)出整體撓曲下沉的現(xiàn)象，而在煤柱③和煤柱④坍塌的瞬間，伴隨出現(xiàn)多層頂板巖層整體、全厚切落的特征。與此同時，房采煤柱頂、底板出現(xiàn)猛烈的撞擊，引起坍塌煤柱碎屑的噴出，并引發(fā)礦震;若巖體的全厚切落導致采動裂隙溝通至上覆含水層或地表，會導致地下水流失以及地表大面積塌陷坑的出現(xiàn)，將引起生態(tài)環(huán)境承載力已較為脆弱的西部地區(qū)更為惡化。

根據(jù)錄像的慢放功能及提取的每一幀圖片，再現(xiàn)了房采煤柱群動態(tài)失穩(wěn)的頂?shù)装暹\動過程，如圖3所示。從上覆房采煤柱群首個煤柱發(fā)生破壞至整體失穩(wěn)運動并達到穩(wěn)定，歷時僅約為0.45 s，其中，上下煤層之間的巖層發(fā)生全厚切落歷時僅約為0.05 s。顯然，這一失穩(wěn)過程持續(xù)時間極短，幾乎可以等同于瞬間發(fā)生，且失穩(wěn)過程的累計持續(xù)時間越短，上覆巖層對下方巖層的沖擊越大，所造成的災害程度也會越大。

圖3 房采煤柱頂?shù)装鍘r層破斷運動Fig.3 Fracture movement of roof and floor around room coal pillars

在上覆房采煤柱動態(tài)失穩(wěn)過程中，層間巖層的破斷塊體起初能夠和煤壁上方的巖塊咬合形成臨時穩(wěn)定的結構。但是，當采空區(qū)上方的房采煤柱彈指間被完全壓垮以后，房采煤柱頂板巖層在自重及載荷作用下急速下沉，并和底板巖層發(fā)生猛烈碰撞，此時不僅將房采煤柱完全壓成粉末，還將上覆巖層因急速下沉而產(chǎn)生的沖量傳遞至層間巖層，進而導致層間巖層沿煤壁發(fā)生全厚切落，造成下煤層工作面發(fā)生切頂壓架。同時，地面形成臺階狀塌陷坑。房采煤柱動態(tài)失穩(wěn)的簡化示意如圖4所示。

3 房式煤柱群失穩(wěn)機制

3.1 數(shù)值模擬方案

采用UDEC離散元軟件研究近距離煤層房采煤柱下開采時，房采煤柱群位移場與應力場的變化規(guī)律，揭示不同位置房采煤柱的破壞形式及房采煤柱群的動態(tài)失穩(wěn)機制。模型長200 m，高75 m。其中上部2-2煤層厚度5 m，下部3-1煤層厚度4 m，底板累計厚度18 m。考慮到物理模擬與數(shù)值模擬在尺度上應具有的相似性，在數(shù)值模擬中設計2-2煤層中的房采煤柱寬度4 m，煤柱間隔6 m。采用位移邊界分別固定兩邊側面的水平移動以及底部的垂直移動。模型采用彈塑性本構關系，材料服從Mohr-Coulomb強度準則，不同巖性巖層的材料力學與節(jié)理參數(shù)見文獻[20]。將2 MPa均布載荷直接補償加載在模型的頂界面，以模擬3-1煤層賦存的130 m埋深條件。

為監(jiān)測3-1煤層回采過程中，2-2煤層房采煤柱及邊界煤柱的受力狀況及垂直應力變化，在房采煤柱1～17號中部和右側邊界煤柱各布置1個監(jiān)測點，共計18個監(jiān)測點，如圖5中綠色標號所示;同時，在煤柱1～17號和右側邊界煤柱頂界面和底界面各布置一個位移觀測點，對應于兩條觀測線，如圖5中紅色和紫色觀測線所示。模型初始平衡之后，首先在上覆2-2煤層中進行房式開采，采6 m、留4 m，總共留設了17個房采煤柱;待覆巖運動穩(wěn)定后再回采3-1煤層，首次開采步距為12 m，之后的開采步距均為6 m。

3.2 模擬結果分析

圖6給出了3-1煤層工作面不同推進位置時，2-2煤層房采煤柱中不同計算單元彈塑性展布狀態(tài)。圖6(a)對應的3-1煤層工作面推進距離為42 m，此時僅有煤柱4首先發(fā)生破裂;圖6(b)對應的工作面推進距離為48 m，此刻煤柱4和煤柱10都處于破壞失穩(wěn)狀態(tài)。數(shù)值模擬結果表明，首先是下煤層開切眼正上方對應的房采煤柱發(fā)生破壞失穩(wěn)，其次才是工作面正上方的房采煤柱發(fā)生破壞失穩(wěn)，最后是采空區(qū)中部房采煤柱發(fā)生破壞失穩(wěn)，這與上述物理模擬結果基本一致。

圖4 房采煤柱動態(tài)失穩(wěn)示意Fig.4 Schematic diagram of dynamic instability of room coal pillars

圖5 位移測線與應力測點布置Fig.5 Site plan of displacement measuring line and stress station in numerical model

圖7為工作面推進至48 m時煤柱失穩(wěn)前、后的垂直應力云圖。模型初始平衡后2-2煤層原巖應力為2.8 MPa，待2-2煤層房式開采后，煤柱承受的支承應力峰值為12 MPa，應力集中系數(shù)4.28;當下煤層開挖48 m后，煤柱上的支承應力峰值增大至30 MPa(圖7(a))，應力集中系數(shù)為10.71。說明在下煤層回采過程中，上覆房采煤柱所承受的載荷進一步增大，與本煤層房式開采相比增加了150%。在如此大的載荷作用下，房采煤柱必然會相繼快速發(fā)生破壞失穩(wěn)。在房采煤柱失穩(wěn)之前，3-1煤層采空區(qū)上部的煤柱6～煤柱9均處于卸荷狀態(tài)，而兩側的煤柱4、煤柱5以及煤柱10和煤柱11則處于高負荷承載狀態(tài);房采煤柱失穩(wěn)后，煤柱4、煤柱5以及煤柱10之上的承載應力迅速轉移至實體煤一側的煤柱2、煤柱3以及煤柱11和煤柱12之上，達到新的平衡，如圖7(b)所示。

圖8列出了上覆房采煤柱1～15在下煤層推進過程中的垂直應力變化曲線。由圖8可知，左側煤柱1、右側煤柱14,15的垂直應力曲線基本保持不變，說明幾乎未受到下煤層的采動影響;左側煤柱2、右側煤柱13受到下煤層采動輕微影響;處于采空區(qū)上方的煤柱6,7,8,9處于卸荷狀態(tài)，雖然這些煤柱能夠保持暫時穩(wěn)定，但是一旦下部巖層觸底之后，在煤柱上覆巖層的集中荷載作用下，這些煤柱最終也會破壞失穩(wěn);左側煤柱4所受的載荷較大且最先發(fā)生破裂損壞，右側煤柱10所受的載荷最大也發(fā)生了破裂損壞。

圖7 房采煤柱失穩(wěn)前、后的垂直應力云圖Fig.7 Vertical stress nephogram of full model

圖8 各房采煤柱所受垂直應力的變化Fig.8 Variation of vertical stress inflicted on each room coal pillar

圖9展示了煤柱10破壞失穩(wěn)之前內(nèi)部的垂直應力分布，煤柱10在采空區(qū)右側的實體煤上部，煤柱內(nèi)部的左上角出現(xiàn)最大垂直應力約30 MPa，從該煤柱的左上角至右下角，煤柱內(nèi)部所承受的垂直應力遞減至13 MPa，鑒于圖2中房采煤柱5所呈現(xiàn)出的破壞特征，可知數(shù)值模擬中煤柱10的破壞形式也呈現(xiàn)出朝向采空區(qū)的對角斜切破壞，煤柱破裂線預計如圖9所示。煤柱內(nèi)部不同位置的非均勻承載可能致使煤柱更易發(fā)生對角壓剪破壞，導致下煤層兩側實體煤上部的房采煤柱斜切破壞面始終是傾向或朝采空區(qū)一側。

圖10為下煤層工作面推進至48 m時2-2煤層各房采煤柱頂?shù)装宓奈灰谱兓€。由圖10可知，煤柱頂?shù)装宓南鲁亮炕鞠嘟侨匀挥?.97～10.98 mm的豎直位移變化，其中在采空區(qū)兩側實體煤上部的房采煤柱軸向均出現(xiàn)壓縮，最大壓縮量是10號煤柱對應的5.97 mm，采空區(qū)上方的煤柱6～煤柱9軸向則出現(xiàn)拉伸，應該是煤柱卸荷后發(fā)生部分回彈變形。根據(jù)圖10(d)得出，兩側實體煤上部的房采煤柱頂?shù)捉缑嫱瑫r受水平拉伸變形影響，左側最大水平變形是4號煤柱對應的1.75 mm/m，右側最大水平變形是10號煤柱對應的0.24 mm/m。正是由于下煤層開采邊界正上方的房采煤柱所受的垂直應力顯著增大，且其還受水平方向的拉伸變形影響，導致下煤層采空區(qū)兩側實體煤上部的房采煤柱呈現(xiàn)出偏向采空區(qū)的對角斜切破壞特征，當此邊界煤柱失穩(wěn)后，上覆巖層載荷作用下引發(fā)中部煤柱的垂直壓裂及失穩(wěn)，導致房采煤柱群的整體失穩(wěn)，引發(fā)礦震、壓架以及地表塌陷等災害。

圖9 煤柱10內(nèi)部的垂直應力分布Fig.9 Vertical stress distribution in the interior of No.10 coal pillar

圖10 各房采煤柱頂界與底界位移及變形曲線Fig.10 Displacement deformation curves of top and bottom boundaries around room coal pillars

4 結 論

(1)淺埋近距離煤層房采煤柱下開采上覆房采煤柱的破壞次序為:首先，下煤層開切眼上方房采煤柱發(fā)生朝向采空區(qū)的對角斜切破壞;其次，工作面上方房采煤柱發(fā)生朝向采空區(qū)的對角斜切破壞，最后，采空區(qū)中部房采煤柱出現(xiàn)壓裂破壞，煤柱破壞次序反映了煤柱上覆載荷的動態(tài)遷移過程。

(2)闡明了房采煤柱失穩(wěn)過程中頂、底板相互作用及房采煤柱群失穩(wěn)對礦震、工作面壓架的作用機制。采空區(qū)中部房采煤柱失穩(wěn)前，頂板巖層處于整體撓曲下沉狀態(tài);失穩(wěn)時，頂板巖層瞬間整體拉剪破斷，急速下沉撞擊底板;受此沖擊，層間巖層沿煤壁出現(xiàn)全厚切落，導致下煤層工作面切頂壓架。

(3)石圪臺煤礦模擬結果表明，本煤層采后房采煤柱應力集中系數(shù)為4.28;下煤層開采時，房采煤柱應力集中系數(shù)增大至10.71。受巖層撓曲下沉的影響，下煤層工作面開切眼側及工作面正上方房采煤柱承受橫向不均勻的軸向壓力，是邊界處房采煤柱發(fā)生對角斜切破壞模式的主要原因。