厚煤層綜放工作面煤柱穩(wěn)定性評價及控制技術(shù)

丁自偉，田 普，廉開元，朱浩宇，馮 立，張 杰，邸廣強，沈少康

(1.西安科技大學 能源學院，陜西 西安 710054；2.陜西陜煤韓城礦業(yè)有限公司，陜西 韓城 715400)

韓城礦區(qū)桑樹坪二號井采用走向長壁后退式綜合機械化放頂煤采煤方法，開采3#煤層為煤與瓦斯突出煤層，礦井工作面區(qū)段平巷采用雙巷布置方式，以為3#煤層災害超前治理提供時間與空間。兩條回采巷道同時掘進，其中，一條作為本工作面回風巷使用，另一條作為下一工作面運輸巷使用，而兩條回采巷道之間所留設煤柱即為工作面區(qū)段煤柱。當煤柱寬度過大時，易造成煤炭資源嚴重浪費，而煤柱寬度過小，則煤柱易發(fā)生破壞，進而導致采空區(qū)瓦斯、水等涌入工作面，引起礦井次生災害等[1，2]。因此，開展現(xiàn)有區(qū)段煤柱穩(wěn)定性分析，并針對性提出圍巖穩(wěn)定性控制對策，保證礦井安全高效生產(chǎn)意義重大[3-5]。

針對綜放工作面區(qū)段煤柱穩(wěn)定性分析方面，國內(nèi)外學者進行了大量研究，如謝廣祥等[6]通過數(shù)值模擬研究了煤柱寬度對綜放覆巖應力分布規(guī)律的影響，并從理論上分析了采空區(qū)側(cè)向支承壓力峰值大小及位置；李磊等[7]應用理論分析的方法給出了沿空巷道圍巖力學模型，推導出了覆巖空間內(nèi)應力場的表達式，并確定了沿空巷道的合理位置及支護方式；張廣超等[8]以羊場灣煤礦為工程背景，建立了綜放工作面?zhèn)认蚧卷斊茢嘟Y(jié)構(gòu)模型，推導出低應力區(qū)范圍表達式并針對高強度開采提出了非對稱圍巖控制技術(shù)，進行現(xiàn)場應用，巷道控制效果較好；丁自偉等[9]利用理論分析和數(shù)值模擬對St.Peter礦巖礦柱在受到開采影響后礦柱的塑性破壞、內(nèi)摩擦角與內(nèi)聚力的變化特征進行了研究，制定了通過噴射混凝土提高礦柱強度的方案；黃慶享等[10]以檸條塔礦為背景，針對淺埋煤層煤柱應力集中和地表裂隙發(fā)育問題采用數(shù)值模擬和物理相似模擬結(jié)合手段對不同煤柱應力及錯距地表下沉規(guī)律進行研究，確定同采工作面沿走向錯距越大，下煤層煤柱應力、地表下沉梯度和地表拉裂隙越小；李洪等[11]在采面之間的區(qū)間煤柱上設4個測區(qū)對工作面超前和側(cè)向支承壓力進行實際監(jiān)測，并結(jié)合煤柱自身的松動圈變化情況，煤柱上方頂板離層量等手段綜合崔家寨礦煤層賦存及生產(chǎn)條件，確定合理的區(qū)段煤柱可減為5～6m；來興平等[12]針對緩傾斜區(qū)段煤柱的留設問題建立了粒子群優(yōu)化的支持向量機區(qū)段煤柱寬度預測模型，通過三種不同的預測方法對不同煤柱的情況進行統(tǒng)計對比，為區(qū)段煤柱留設提供了新思路；張國華等[13]依據(jù)Mohr-Coulomb準則和Kastner方程，確定出了中厚煤層區(qū)段煤柱留設寬度的理論計算公式。上述研究均基于不同地質(zhì)條件下的煤柱寬度穩(wěn)定性分析及控制對策進行了綜合研究，然而不同開采條件煤柱寬度穩(wěn)定性控制需要考慮的問題也不盡相同，需針對具體問題進行具體分析[14]。

本文以韓城礦區(qū)桑樹坪二號井3304綜放工作面現(xiàn)有區(qū)段煤柱為研究對象，采用理論分析和FLAC3D數(shù)值模擬方法，研究工作面?zhèn)认蛑С袎毫Ψ植家?guī)律，探究不同寬度煤柱主應力差分布特征，進而對工作面區(qū)段煤柱穩(wěn)定性進行分析。在此基礎上，依據(jù)區(qū)段煤柱破壞分布特征分析結(jié)果，針對性提出區(qū)段煤柱穩(wěn)定性控制對策，研究可為類似條件下工作面區(qū)段煤柱穩(wěn)定性分析及圍巖控制研究提供參考。

1 工程概況

桑樹坪二號井3304工作面位于井田中北部第三采區(qū)，采用走向長壁后退式綜合機械化放頂煤采煤方法，全部垮落法管理頂板。3304工作面煤層平均埋深375m，傾角0°～6°，厚度5.3～6.0m，平均煤厚5.7m，割煤厚度2.5m，放煤厚度3.2m，采放比1∶1.28，走向長度868m，傾向長度150m。3304回風平巷與3305進風平巷采用雙巷布置方式，沿煤層頂板掘進，雙巷之間區(qū)段煤柱寬度為10m，3304工作面巷道布置情況如圖1所示。

圖1 3304工作面巷道布置

在桑樹坪二號井綜放工作面雙巷布置條件下，3304二號回風平巷服務時間延長，巷道受“一掘二采”多次擾動影響，巷道圍巖應力環(huán)境發(fā)生明顯改變。此時，由于對巷道圍巖應力分布規(guī)律缺乏科學認識無法準確評估區(qū)段煤柱穩(wěn)定性，更缺乏區(qū)段煤柱穩(wěn)定控制對策進而導致巷道頂?shù)装鍑鷰r變形破壞嚴重，存在巷道冒頂、片幫、動力災害等風險，制約礦井安全高效開采。

2 綜放面傾向支承壓力分布規(guī)律

2.1 側(cè)向支承壓力分布理論計算

當回采巷道掘進后，煤柱煤體由原巖應力狀態(tài)轉(zhuǎn)化為一次采動影響狀態(tài)，而工作面回采又進一步破壞了其平衡狀態(tài)，引起應力二次分布。其中，巷道掘進對于煤柱應力分布規(guī)律影響較小，而回采過后沿煤層傾向形成的側(cè)向支承壓力分布狀態(tài)，對區(qū)段煤柱寬度穩(wěn)定性影響較大。

當上區(qū)段工作面開采完成后，上部覆巖逐漸發(fā)生運移，覆巖結(jié)構(gòu)開始進入平穩(wěn)階段，此時，煤柱采空區(qū)側(cè)塑性區(qū)與彈核性區(qū)交界位置處于極限平衡狀態(tài)，采用極限平衡理論進行分析，沿巷道腰線為x軸建立坐標軸，構(gòu)建物理力學模型[15]，如圖2所示。

圖2 側(cè)向支承壓力分布力學模型

由此，可列平衡微分方程[15]：

式中，σx為巷道所受水平地應力，MPa；σy為巷道所受垂直地應力，MPa；τxy為巷道表面所受剪應力，MPa；λ為側(cè)壓系數(shù)；fx、fy分別為平衡微分方程中的體力分量；c為煤層與頂?shù)装褰缑嫣幍酿ぞ哿Γ琈Pa；φ為煤層與頂?shù)装褰缑嫣幍哪Σ两牵?°)。

求解可得：

式中，K為應力集中系數(shù)；γ為覆巖容重，kN/m3；Fx為支架對煤幫的橫向作用力，MPa；L0為極限平衡區(qū)寬度，m；M為巷道高度，m；H為巷道埋深，m。

將3304工作面地質(zhì)參數(shù)M=3m，λ=0.3，K=3，H=375m，γ=26.4kN/m3，φ=30°，F(xiàn)x=0.1MPa，c=1.2MPa代入式(2)可得：一次采動影響下極限平衡區(qū)寬度L0=2.308m。

考慮現(xiàn)場回采擾動影響后，巷道煤幫進一步發(fā)生變形破壞，進而導致支承壓力峰值位置向深部煤體移動[16]，參考相關(guān)文獻資料及數(shù)值模擬分析，確定回采擾動系數(shù)k=1.65～1.85[15，17]，本文取k=1.7，故可得回采擾動后應力峰值x=kL0=3.923m。

2.2 側(cè)向支承壓力分布數(shù)值模擬

為了全面、系統(tǒng)地反映3304工作面掘進與回采過程中巷道圍巖的應力分布狀態(tài)，以桑樹坪二號井3304工作面地質(zhì)情況和開采技術(shù)條件為背景，建立FLAC3D三維計算模型進行數(shù)值模擬。模型X軸方向為煤層傾向，寬300m，Y軸方向為煤層走向，長1100m，Z軸方向為煤層鉛垂方向，高94m，三維模型共劃分有1135200個單元，1176604個節(jié)點。

模型水平方向位移約束，底部垂直方向位移約束，上部施加等效于覆巖自重的應力7.0MPa，模型最上部巖層埋深280m，根據(jù)地應力測試結(jié)果，水平應力側(cè)壓系數(shù)取1.3。煤層和頂?shù)装宀捎脩冘浕Ｐ停溆嗖捎媚?庫倫模型計算。根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)調(diào)查和相關(guān)研究提供的煤巖體力學試驗結(jié)果，考慮到煤巖體的尺度效應，模擬計算采用的煤巖體物理力學參數(shù)見表1。

表1 巖體物理力學參數(shù)

工作面前方不同距離處3305進風平巷側(cè)向支承壓力分布如圖3所示，由圖3可知：3305進風平巷煤柱幫圍巖側(cè)向支承應力分布整體呈“馬鞍狀”變化，在距3304回風平巷煤柱幫2.5m和3305進風平巷煤柱幫2m處巷道圍巖應力出現(xiàn)雙峰，峰值應力分別為15.35MPa和13.10MPa，應力集中系數(shù)為2.19和1.87。3305進風平巷煤壁幫圍巖側(cè)向支承應力分布整體呈“單峰”式變化，距3305進風平巷煤壁幫1.5m時出現(xiàn)應力峰值，峰值應力為10.99MPa，應力集中系數(shù)為1.57，在距離煤壁15m范圍外為原巖應力區(qū)，基本不受采動影響。在工作面前方不同距離處側(cè)向支承應力峰值位置基本無變化，且隨著距離工作面前方距離的增加對應位置應力值逐漸減小。

圖3 3305進風平巷側(cè)向支承壓力分布曲線

由側(cè)向支承壓力分布規(guī)律數(shù)值模擬結(jié)果可知，在工作面前方，回采巷道區(qū)段煤柱圍巖側(cè)向支承壓力呈現(xiàn)“單峰”狀分布，應力峰值位置距離回采巷道約2.5m，距回采巷道15m范圍外為原巖應力狀態(tài)。結(jié)合理論計算結(jié)果分析，確定在工作面后方，采動滯后影響下煤柱圍巖破壞范圍向深部延伸，區(qū)段煤柱應力峰值位置增加至3.923m。此時，巷道煤柱側(cè)圍巖塑性破壞深度介于2.5～3.923m，最大塑性破壞深度可達3.923m，符合現(xiàn)場工程實踐調(diào)研結(jié)果，可為巷道圍巖支護優(yōu)化設計提供參考依據(jù)。

3 區(qū)段煤柱穩(wěn)定性分析

3.1 模擬方案設計

工作面回采后，依據(jù)區(qū)段煤柱受力狀態(tài)不同，沿傾向可以依次分為A區(qū)(采空區(qū)側(cè)塑性區(qū))、B區(qū)(彈性核區(qū))和C區(qū)(巷道側(cè)塑性區(qū))，如圖4所示。其中，A區(qū)受上區(qū)段工作面回采的影響，該區(qū)域煤柱破壞嚴重，基本喪失承重能力，寬度為L0；B區(qū)處于兩側(cè)塑性區(qū)的中間部位，應力傳遞經(jīng)過塑性區(qū)后明顯下降，具有一定的承載能力，寬度為L1；C區(qū)距回采工作面距離較遠，受一次采動影響較小，在幫部錨桿錨索的支護作用下可維持穩(wěn)定狀態(tài)，寬度為L2。

圖4 區(qū)段煤柱分區(qū)

由前述計算求解可知：現(xiàn)場回采擾動影響后支承壓力峰值位置約2.5～3.923m，即A區(qū)塑性寬度介于2.5～3.923m，回采巷道側(cè)向應力影響范圍15m。因此，參考數(shù)值模擬應力分布規(guī)律分析，設計8種不同區(qū)段煤柱寬度模擬方案：在應力降低區(qū)留設6m、8m、10m、12m小煤柱，在原巖應力區(qū)留設15m、20m、25m和30m大煤柱。

3.2 不同寬度煤柱主應力差分布特征

主應力差是影響圍巖塑性破裂的發(fā)育、演化及煤柱的最終破壞程度和形式的最主要因素之一，采用主應力差分布特征開展煤柱破壞特征研究，對進一步分析確定現(xiàn)有區(qū)段煤柱寬度合理性具有積極意義。基于試驗模擬方案分析，設計模擬煤柱寬度為6m、8m、10m、12m、15m、20m、25m、30m條件下煤柱側(cè)向應力分布規(guī)律，通過獲取分析二次采動影響下不同寬度煤柱的主應力差分布規(guī)律，針對其破壞特征進行研究，確定現(xiàn)有區(qū)段煤柱穩(wěn)定性。

煤柱寬度為6m、8m、10m、12m、15m、20m、25m、30m時巷道幫部主應力分布如圖5所示。由圖5可知：巷道兩幫圍巖剪應力分布形態(tài)和采動影響程度存在明顯差異，當煤柱寬度小于10m時，煤柱內(nèi)主應力差呈單峰分布，且8m時主應力差最大，峰值應力為13.68MPa；當煤柱寬度大于10m時，主應力差呈雙峰分布，且隨著煤柱尺寸的增加主應力差峰值和煤體內(nèi)部主應力差逐漸減小，當煤柱尺寸處于20～30m時，主應力差幾乎保持不變。

圖5 不同寬度煤柱幫部主應力差分布曲線

基于不同煤柱寬度條件下巷道幫部主應力差分布規(guī)律分析，可知：

1)當區(qū)段煤柱寬度處于6～10m時，其中，6m煤柱整體上處于應力降低區(qū)，煤柱圍巖發(fā)生塑性破壞，應力值明顯降低，8m煤柱處于應力增高區(qū)，煤柱內(nèi)主應力差驟增，10m煤柱內(nèi)存在小段的主應力差降低區(qū)，煤柱有一定的承載能力。

2)當區(qū)段煤柱寬度處于10～20m時，隨著煤柱寬度增大，煤柱承載能力逐漸提高，高應力開始向3305進風平巷煤柱幫轉(zhuǎn)移，主應力差呈3304回風平巷煤柱幫高、3305進風平巷煤柱幫低的分布，此時煤柱整體處于高主應力狀態(tài)。

3)當區(qū)段煤柱寬度處于20～30m時，區(qū)段煤柱內(nèi)主應力差峰值和谷值幾乎完全一致，主應力差呈現(xiàn)“不對稱雙峰”分布狀態(tài)。此時，區(qū)段煤柱主應力差有所降低，煤柱承載能力較好，煤柱結(jié)構(gòu)未破壞，裂隙不發(fā)育。

4)當區(qū)段煤柱寬度為10～30m時，煤柱沿傾向方向主應力差呈“駝峰”狀變化，煤柱兩側(cè)均有一定寬度的塑性區(qū)，煤柱中間存在彈性核區(qū)，而當煤柱尺寸為6m時，煤柱整體處于塑性破壞，煤柱已經(jīng)被壓垮，幾乎無承載能力，不能保證巷道的穩(wěn)定性，易導致采空區(qū)漏風、殘煤自燃，引發(fā)一系列次生災害等。

因此，根據(jù)不同寬度煤柱主應力差分布特征分析結(jié)果，綜合考慮有效提升礦井資源有效回收率、巷道圍巖穩(wěn)定性及礦井次生災害控制(如瓦斯溢出、殘煤自燃、采空區(qū)積水等)多維度因素，認為桑樹坪二號井綜放雙巷布置3304工作面現(xiàn)有寬度10m較為合理，可以預防次生災害發(fā)生和減少煤炭資源浪費。

4 區(qū)段煤柱穩(wěn)定性控制對策

工作面雙巷布置條件下，巷道煤柱側(cè)圍巖會產(chǎn)生破壞深度大、分布范圍廣的塑性區(qū)，此區(qū)域內(nèi)圍巖易劇烈碎脹。由前述可知，桑樹坪二號井3304工作面巷間區(qū)段煤柱寬計為10m較為合理，然而在實際工程實踐中，由于支護參數(shù)設計缺乏針對性合理優(yōu)化設計，導致工作面后方受多次回采影響的巷道圍巖變形破壞嚴重，從而引發(fā)巷道冒頂、片幫、動力災害等一系列災害。因此，針對現(xiàn)有錨桿(索)常規(guī)支護方式進行優(yōu)化布置，對塑性破壞深度大的煤柱幫進行重點支護，優(yōu)化設計支護現(xiàn)有支護參數(shù)，在巷道煤柱幫進行補強支護控制，可有效提高巷道圍巖穩(wěn)定性。

4.1 巷道圍巖補強支護設計

試驗3304回風平巷凈寬4.6m，凈高3.0m，目前巷道采用錨網(wǎng)索鋼帶聯(lián)合支護。其中，頂部錨桿采用?22mm×2400mm等強螺紋鋼錨桿，矩形布置，錨間排距650mm×800mm，煤柱右?guī)湾^桿采用?32mm×2500mm自鞏固可回收錨桿，錨桿間排距為820mm×800mm，每排6根，左幫采用?32mm×3500mm自鞏固可回收錨桿，間排距650mm×800mm。錨索選用?21.6mm×7300mm鋼鉸線，呈2-2布置，間排距2100mm×2400mm；鋼帶為140mm×30mm的T型，幫梯采用?14mm圓鋼加工而成。頂、幫網(wǎng)采用6mm冷拔絲加工的經(jīng)緯網(wǎng)，頂網(wǎng)網(wǎng)格為150mm×150mm，幫網(wǎng)網(wǎng)格為75mm×75mm，頂網(wǎng)搭接長度150mm，幫網(wǎng)搭接長度75mm，聯(lián)網(wǎng)間距150mm。

根據(jù)綜放面區(qū)段煤柱破壞特征分析結(jié)果，可知在回采擾動作用下，巷道煤柱幫圍巖破壞深度偏大，試驗3304工作面回風平巷煤柱幫圍巖破壞深度最大可達3.923m。巷道煤柱幫目前采用?32mm×3500mm錨桿進行支護，不足以將破碎煤體連接成一個整體，未能起到加固煤柱幫圍巖、降低煤柱片幫風險的作用。在此基礎上，為綜合控制區(qū)段煤柱穩(wěn)定性，針對性提出巷道煤柱幫“補強支護”對策，即采用?21.6mm×5300mm錨索進行加固，錨索間排距1000mm×2000mm，矩形布置，每排3根，每排錨索加梯子梁，補強支護方案如圖6所示。

圖6 3304二號回風巷煤柱幫補強支護方案(mm)

4.2 試驗效果分析

在提出巷道幫部區(qū)段煤柱補強支護技術(shù)參數(shù)的基礎上，進行巷道現(xiàn)場補強支護試驗，并在3305進風平巷布置監(jiān)測測站，觀測回采期間巷道圍巖表面位移變化規(guī)律，驗證區(qū)段煤柱穩(wěn)定性補強支護的有效性，表面位移觀測情況如圖7所示。

圖7 巷道表面位移變化監(jiān)測曲線

由圖7可知：3304工作面回采期間，回采巷道頂板表面移近量最大值可達210mm，兩幫變形量最大值為150mm，巷道圍巖收斂量整體上處于較低水平，巷道圍巖得到了有效控制，圍巖穩(wěn)定性較好。研究確定：在現(xiàn)有區(qū)段煤柱寬度10m及巷道支護參數(shù)設計基礎上，基于巷道煤柱幫圍巖塑性破壞分布特征分析，針對性進行煤柱幫補強支護，可有效提高巷間區(qū)段煤柱穩(wěn)定性，滿足礦井安全高效生產(chǎn)需求。

5 結(jié) 論

1)基于極限平衡理論建模求解，結(jié)合工作面?zhèn)认蛑С袎毫Ψ植家?guī)律模擬分析結(jié)果，確定桑樹坪3304綜放工作面區(qū)段煤柱側(cè)向塑性區(qū)破壞深度介于2.5～3.923m，采動影響后破壞深度最大可達3.923m，所得結(jié)果與現(xiàn)場調(diào)研結(jié)果基本吻合，可為巷道圍巖支護優(yōu)化設計提供參考依據(jù)。

2)通過FLAC3D模擬分析8種不同寬度煤柱二次采動影響下煤柱主應力差變化規(guī)律，可知當區(qū)段煤柱寬度為10～30m時，沿傾向煤柱主應力差呈現(xiàn)“駝峰”狀分布規(guī)律，此時煤柱兩側(cè)均有一定寬度塑性區(qū)，煤柱中間存在具有承載能力的彈性核區(qū)，煤柱煤體較為完整，綜合考慮礦井資源回收、巷道圍巖穩(wěn)定性及次生災害控制等因素，認為現(xiàn)有10m煤柱可有滿足礦井次生災害防治要求，避免煤炭資源浪費。

3)在確定區(qū)段煤柱寬度為10m合理的基礎上，根據(jù)區(qū)段煤柱塑性破壞分布特征，針對性提出3304綜放面區(qū)段煤柱穩(wěn)定性控制對策，開展巷道煤柱幫補強支護方案設計，并進行現(xiàn)場工程試驗，試驗期間巷道圍巖收斂量整體上處于較低水平，可以滿足工作面回采需求。