特厚煤層綜放沿空巷道煤柱合理寬度與巷道支護研究

何富連，盧 恒，秦賓賓，宋佳宇，王保強

(1.中國礦業大學(北京) 能源與礦業學院，北京 100083；2.中國礦業大學(北京) 共伴生能源精準開采北京市重點實驗室，北京 100083)

我國10～20m及以上的特厚煤層儲量豐富，其分布遍布神東、新疆、陜北、山西等各大煤炭基地[1，2]。綜合機械化放頂煤開采以高產、高效、安全性好等優點在厚及特厚煤層開采中得到廣泛應用并發揮出巨大作用，促進了我國煤炭行業的發展[3-7]。綜放開采時，為了保證下區段回采巷道的穩定常常采用留設20～40m寬的護巷煤柱，然而由于寬煤柱的存在常常使巷道處于高支撐壓力區，導致巷道變形破壞嚴重，增加了巷道維護難度[8，9]。在特厚煤層條件下，留設寬煤柱也使得大量煤炭資源無法回收造成巨大的資源浪費。因此，確定特厚煤層綜放開采區段煤柱合理寬度及合理支護手段對于綜放沿空巷道的穩定及煤炭資源的節約具有重要意義。

大量學者對綜放沿空巷道煤柱合理寬度及巷道控制方面進行了研究[10-14]，取得了較為豐富的成果。但由于我國煤礦眾多，各礦地質生產條件不盡相同，在生產實踐中需根據實際情況進行分析。以馬道頭煤礦8201特厚煤層工作面為研究對象，采用理論計算、數值模擬和現場實測等方法確定區段煤柱合理寬度并提出采用“不對稱錨索桁架+煤柱幫錨桿索支護+煤柱幫注漿”的聯合控制技術，在現場試驗中控制效果較好，為類似礦井提供參考。

1 工程概況

大同礦區馬道頭煤礦8201工作面東部為已回采的8202工作面，西部為8203工作面，北部為盤區回風大巷、運輸大巷和輔運大巷，工作面相對位置如圖1所示。該工作面主采煤層為3#—5#煤層，煤層平均平均埋深400m，厚度約為14m，煤層平均傾角3°。根據煤層綜合柱狀圖得知：基本頂為20m厚的中粗砂巖，直接頂由平均厚度5.2m的粉砂巖及炭質泥巖組成，直接底為5.5m厚的泥巖，基本底為14m的粗砂巖。

圖1 工作面相對位置

8201工作面處于回采階段，其中的8201回風巷留設30m的護巷煤柱，8201工作面回采期間，8201回風巷呈現劇烈礦壓顯現：①頂板煤體異常破碎，網兜現象顯著，W鋼帶彎曲撕裂現象較多，頂板最大下沉量近500mm，頂板整體凹凸不平；②兩幫向外發生擠出變形，煤柱幫變形量約550mm，實體煤側約400mm，兩幫網兜現象明顯。綜上所述，該礦煤柱留設寬度和支護技術，在浪費大量煤炭資源的同時，還導致回采巷道處于高支承壓力區，使得巷道變形破壞嚴重，對煤炭資源安全開采帶來威脅。為解決上述難題，擬在下工作面8203回風巷進行沿空掘巷試驗，確定合理的煤柱寬度并提出能夠確保綜放沿空巷道圍巖穩定的支護技術。

2 綜放工作面側向頂板破斷位置計算

隨著工作面向前推進，工作面端頭與下工作面連接處基本頂發生破斷形成關鍵塊B，破斷位置大致位于煤體內彈塑性交界處。關鍵塊B一端回轉下沉受到采空區矸石支撐，另一端在煤壁斷裂，并與相鄰巖塊相互咬合形成鉸接結構[15]。由“內外應力場”理論[16]可知，以關鍵塊B在煤體上的斷裂線為界，根據支承壓力的大小將煤體上的支承壓力分為“內應力場”和“外應力場”。其中，斷裂線到煤壁間煤體由于承受斷裂拱內巖層自重而處于低應力狀態為“內應力場”；斷裂線到煤體內部煤體承受采動引起的集中應力而處于高應力狀態為“外應力場”，如圖2所示。

圖2 采空區側向基本頂破斷結構

根據材料力學相關理論，煤體內的垂直應力可表示為：

σy=Gxyx

(1)

式中，σy為煤體內x處垂直應力，Pa；Gx為煤體內x處煤的剛度，Pa；yx為煤體內x處煤體壓縮量，m。

在內應力場范圍內，煤壁邊緣煤體壓縮量達到最大值，設最大壓縮量為y0，而在斷裂線處煤體壓縮量約為0；在煤壁深處，由于構造應力的存在而構造應力以水平壓應力為主，使得煤體處于三向受力狀態抑制煤體豎向壓縮，導致煤體剛度較大，設斷裂線處煤體剛度為G0，煤壁邊緣煤體破壞嚴重剛度約為0。

為簡化計算，將內應力場范圍內煤體剛度和煤體壓縮量看成線性變化得：

式中，x0為內應力場寬度，m。

聯立式(1)、式(2)得內應力場內支承壓力F為：

根據“內外應力場理論”[17]，采空區周圍煤體內應力場范圍的垂直支承壓力約等于工作面初次來壓前基本頂自重，因此可得：

F=ShC0·γ

(4)

式中，S為工作面傾斜長度，m；h為基本頂厚度，m；γ為基本頂容重，kN/m3；C0為工作面初次來壓步距，m。

由圖2可知：

式中，L為關鍵塊B側向斷裂長度，m；Δh為基本頂下沉量，m。

基本頂下沉量為：

Δh=M-m(Kp-1)

(6)

式中，m為直接頂厚度，m；M為煤層厚度，m；Kp為直接頂碎漲系數。

關鍵塊B的側向長度長度可由下式計算[18]：

式中，L0為工作面周期來壓步距，m。

內應力場內煤體處于塑性狀態，其剛度為：

式中，E為煤的楊氏模量，Pa；μ為煤的泊松比；ξ為煤壁完整性系數。

由式(3)、式(4)得：

由式(5)、式(6)、式(7)得：

將式(8)、(10)帶入式(9)解得內應力場x0的范圍為：

根據8201工作面的生產地質條件和實驗室分析進行代入求解：煤體泊松比μ為0.35，彈性模量E為3.83GPa；煤體完整性系數ξ為0.75；覆巖平均容重γ取25kN/m3；基本頂厚度h為17m；工作面長度S為240m；基本頂初次來壓步距C0為50m；周期來壓步距L0約為27m；煤層平均厚度M為14m；直接頂厚度m為5.4m；直接頂碎漲系數Kp取1.3。計算得出x0為6.42m，即基本頂側向斷裂線距離采空側煤壁為6.42m。

3 數值模擬分析

3.1 模型建立

以8201工作面實際地質條件為基礎，建立尺寸為400m×250m×81m(x，y，z)的數值模擬模型，圍巖本構關系采用摩爾-庫侖模型，模型邊界條件設置為底面及側面邊界固定，采空區采用雙屈服模型模擬冒落矸石對頂板的支撐。模型上覆巖層厚度H約為350m，工作面上覆巖層平均密度ρ取2500kg/m3，重力加速度g為9.8m/s2，模型上覆巖層載荷q=ρgH=2500×9.8×350=8.75MPa。根據物理力學實驗和該礦現場資料確定煤巖參數見表1。

表1 煤巖物理力學參數

3.2 采空區側向支承壓力分布

為了分析工作面開采引起的側向支承壓力分布，并進一步確定側向煤體的“內、外應力場”范圍，模擬了8201工作面推進160m時采空區側向垂直應力分布。通過Tecplot軟件提取的采空區側煤壁到實體煤內部100m范圍的垂直應力如圖3所示。

圖3 采空區側向支承壓力分布曲線

由圖3可知：①工作面采空后側向支承壓力影響范圍約為90m，其中應力峰值距離采空區約18m，峰值大小為33.7MPa，最大應力集中系數為3.5，表明特厚煤層工作面的支承壓力影響范圍、應力峰值大小與范圍和應力集中系數都大于常規工作面；②煤壁邊緣支承應力最小且低于原巖應力，應力值最小為4.5MPa，表明煤壁受工作面采動影響破壞嚴重，支承能力大大減弱，導致應力向煤壁深處轉移；③采空區側向距離煤壁約0～6m范圍煤體支承應力低于原巖應力處于低應力狀態，說明內應力場范圍為6m，與理論計算相差不大；0～6m范圍煤體支承應力不斷增加，表明隨著距煤壁距離增加，煤體破壞程度減小支承能力逐漸增大，處于塑性狀態的煤體保留一定的承載能力。

3.3 煤柱尺寸確定

由上述理論計算及數值模擬結果可知，采空區基本頂破段位置約位于煤壁內6m處。沿空巷道寬度為5m，由圖3可知：若煤柱寬度小于6m，則巷道處于較低應力環境，但此時基本頂于巷道頂板斷裂對巷道穩定影響大，不利于巷道維護，且斷裂線到煤壁間煤體處于塑性狀態錨桿不能錨固在彈性區；若煤柱寬度大于30m使巷道位置接近原巖應力區，巷道穩定性良好但煤炭資源損失嚴重；若煤柱寬度為10～30m，巷道處于支承壓力劇烈影響區巷道變形破壞難以控制。綜上所述，選擇采用8m寬的護巷煤柱進行沿空掘巷，既保證巷道處于較低應力環境又極大限度的降低了煤炭損失。

3.4 沿空巷道變形特征

在8m寬窄煤柱條件下沿空巷道掘進后巷道頂板及兩幫位移分布曲線如圖4所示。由圖4可知：在窄煤柱條件下巷道頂板下沉量表現為非對稱分布，其中實體煤側頂板下沉量明顯大于煤柱側，巷道中部頂板下沉量最大達到437.7mm。巷道兩幫鼓出量同樣表現為非對稱分布，煤柱幫最大鼓出量為543.5mm，而實體煤幫最大為297.2mm，煤柱幫遠大于實體煤幫鼓出量，鼓出量較大部位均集中在兩幫中部。

圖4 巷道圍巖位移量分布曲線

4 沿空巷道圍巖控制

4.1 特厚煤層綜放窄煤柱沿空巷道維護難點

結合8201工作面生產地質條件可知，在8m寬窄煤柱條件下8203回風巷圍巖控制難點：①特厚煤層工作面開采高度大導致工作面上覆巖層活動劇烈，活動時間長，從而對四圍煤巖體應力環境產生巨大影響，不利于沿空巷道圍巖穩定。②巷道周圍為煤體，其物理力學性能差，沿空巷道圍巖先后受到8201運輸巷掘進、8201工作面回采及沿空巷道掘進影響，使得巷道圍巖破壞嚴重。③由前文分析可知基本頂破段位置為煤壁內約6m處，即斷裂線位于煤柱上方，基本頂回轉下沉對煤柱形成擠壓破壞，而實體煤幫作為一個整體其完整性和承載能力均強于煤柱幫，導致巷道靠近煤柱幫更容易發生變形破壞。

針對8203回風巷圍巖控制難點，提出“不對稱錨索桁架+煤柱幫錨桿索支護+煤柱幫注漿”的聯合控制技術。

4.2 不對稱錨索桁架力學分析

不對稱錨索桁架主體由高強度錨索、鋼筋梯子梁和槽鋼組成。以往錨索間常常采用W鋼帶進行連接，在實踐中發現W鋼帶會因回采巷道頂板水平運動產生嚴重變形甚至撕裂破壞，這種情況在窄煤柱情況下更為嚴重。而不對稱錨索桁架錨索間采用高強度鋼筋梯子梁連接，靠近煤柱側配以槽鋼托梁，在安裝時桁架系統偏向于煤柱幫，加強對煤柱側破碎頂板的支護。

為了分析不對稱錨索桁架支護后頂板彎矩減少量，建立如圖5所示的不對稱錨索桁架支護力學模型。設每根錨索對頂板預緊力為F，剛性較大的槽鋼托梁連接兩根錨索，其對頂板作用力視為均布載荷p=2F/c，ΔP1、ΔP2分別為錨索桁架作用后實體煤幫和煤柱幫對頂板作用力的減少量。

圖5 不對稱錨索桁架力學模型

由豎直方向平衡得：

F+pc-ΔP1-ΔP2=0

(12)

由∑Mo=0可得：

ΔP2e-Fa-pc(e-d-c/2)=0

(13)

式中，e為巷道寬度；a為靠實體煤錨索與實體煤壁距離；b為靠實體煤錨索與中間錨索距離；c為槽鋼托梁長度；d為靠煤柱側錨索與煤柱幫距離。

聯立式(12)、式(13)并將p=2F/c帶入得：

通過對模型各段內彎矩進行求解，得出運用不對稱錨索桁架后巷道寬度方向各段彎矩變化量為：

8203回風巷寬5m，假設靠煤柱側錨索與煤柱幫距離為0.8m，靠實體煤錨索與實體煤壁距離為1.4m，靠實體煤錨索與中間錨索距離為1.4m，槽鋼托梁長1.4m，單根錨索預緊力1500kN，帶入式(15)得出頂板彎矩變化量如圖6所示。

圖6 頂板彎矩變化

由圖6可知，采用不對稱錨索桁架支護后5203回風巷頂板彎矩明顯減小，彎曲減少量最大達到349.8kN·m，彎矩減少量較大部位主要分布在中部及靠近煤柱側頂板。由此可以得出不對稱錨索桁架結構能夠通過降低巷道頂板彎矩來達到對巷道頂板特別是靠煤柱幫的控制。

5 工程實踐與現場監測

5.1 工程實踐

以8203回風巷為試驗巷道進行現場工業性試驗。該巷沿煤層底板掘進，巷道凈寬5m，凈高3.9m，巷道頂板采用不對稱錨索桁架配合錨桿進行支護，煤柱幫采用錨網索聯合支護配合馬麗散注漿對破碎煤體進行加固。

注漿材料馬麗散為雙組高分子聚亞胺膠脂材料，具有滲透性強、粘度低、膠結強度高等特點。注漿時在煤柱幫每排布置2個注漿孔，每排間距為3000mm，上部注漿孔與頂板距離1000mm，傾角30°，與巷道軸線水平夾角45°；下部注漿孔與底板距離1050mm傾角0°，與巷道軸線水平夾角45°。上部注漿孔深度6928mm，下部注漿孔深度6000mm。

巷道具體支護形式與參數如下：①頂板每排布置6根?20mm×2600mm的左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，間排距900mm×900mm，兩側錨桿與水平方向夾角為75°，錨桿使用1根MSZ2360中速樹脂錨固劑和1根MSK2360快速樹脂錨固劑。不對稱錨索桁架采用三根?17.8mm×9250mm的鋼絞線錨索，間排距1400mm×1600mm，其中靠煤柱側錨索與煤柱幫距離800mm，靠實體煤錨索與實體煤壁距離為1400mm，兩側錨索與豎直方向夾角為15°，每根錨索使用1卷MSK2335和2卷MSZ2360樹脂錨固劑；②兩幫每排布置4根20mm×2600mm的左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，間排距為1000×900mm，上部尖角處錨桿距頂板300 mm，底角錨桿距底板600mm，兩幫角錨桿與水平方向夾角為15°。煤柱幫每排布置兩根?17.8mm×5250mm的鋼絞線錨索，間排距2000mm×900mm，錨索與水平方向夾角為15°，上部錨索距頂板800mm，下部錨索距底板1100mm。

5.2 控制效果

為了對8203回風巷在上述控制方案下的運用效果進行評價，采用十字布點法對巷道頂板下沉量和兩幫移進量監測，測站位置距離工作面切眼150m，觀測結果如圖7所示。

圖7 觀測結果

由圖7可知，巷道開挖后30d左右巷道頂板下沉量和兩幫移進量基本趨于穩定值，最終煤柱幫變形為189mm，實體煤幫變形量為77mm，頂板下沉量為141mm。巷道變形量均在可控的范圍內，表明該控制方案對沿空巷道的圍巖控制效果較為理想。

6 結 論

1)采用“內、外應力場”理論推導得出工作面側向基本頂破段位置計算公式，計算得出8201工作面采空區側向基本頂位于煤壁內6.42m處破斷，結合采空區側向支承壓力分布曲線和工作面地質生產條件，確定窄煤柱寬度為8m。

2)在8m寬窄煤柱條件下，沿空巷道掘進后巷道表現為煤柱側頂板下沉量明顯大于實體煤側、煤柱幫鼓出量大于實體煤幫的非對稱破壞。

3)8203回風巷圍巖先后受到8201運輸巷掘進、8201工作面回采及沿空巷道掘進影響使得巷道圍巖破壞嚴重，加之特厚煤層工作面開采高度大對沿空巷道應力環境產生巨大影響，不利于沿空巷道圍巖穩定。

4)針對8201回風巷圍巖控制難點，提出采用“不對稱錨索桁架+煤柱幫錨桿索支護+煤柱幫注漿”的聯合控制技術，并用于現場試驗，取得較好的控制效果。