孤島工作面水侵沿空巷道圍巖穩控技術研究

劉鑫

(國能蒙西煤化工股份有限公司 棋盤井煤礦， 內蒙古 鄂爾多斯 017000)

0 引言

煤炭的粗放式開采不僅造成了資源的過度浪費[1-2]，同時也違背了國家大力建設和發展資源節約型高效生產礦井的主題[3-4]。留設小煤柱沿空掘巷在降低巷道維護工程量和巷道變形及減少煤炭資源損失方面具有顯著優點，在我國許多礦區得到了廣泛推廣和應用[5-6]。因此，針對不同煤層地質條件開展小煤柱沿空掘巷相關研究具有重要的指導意義。目前，許多學者采用理論分析、相似模擬實驗和數值模擬等方法從不同的方面入手，對煤柱的留設寬度和巷道圍巖穩定控制等進行了大量研究并取得了一些成果[7-10]。陳寧[11]通過SHPB(分離式霍普金森壓桿)對煤樣進行實驗，結果表明：隨著含水率的增加，煤樣動態抗壓強度降低，動態彈性模量升高，表現出與靜載過程不同的力學特征。王中偉[12]通過實驗研究得到煤體峰值強度、彈性模量隨含水率的增大呈現先增大后減小的變化趨勢；含水率較大時，煤體在峰值強度附近發生延性破壞。Qian Ruipeng等[13]研究了水浸高度對煤的單軸壓縮下變形破壞的影響，水浸對煤樣軟化效果明顯，部分浸水煤樣在不同層位的變形不同步，部分浸水煤樣變形的不均勻加劇了煤樣的破壞。

以上研究成果為研究孤島工作面水侵沿空巷道圍巖穩控技術提供了基礎，但對孤島工作面采空區積水弱化圍巖條件下的合理煤柱留設方面研究較少，僅從積水侵蝕煤柱承載強度弱化影響因子、煤柱常規應力簡化模型、實驗室測定積水弱化煤柱強度等某一方面進行簡化分析或理論研究，而由于巷道圍巖應力及環境的復雜性，對于此類特殊地質條件下的沿空巷道圍巖變形機理及控制效果并不十分理想。為此，本文在前人的研究基礎上，以國能蒙西煤化工股份有限公司棋盤井煤礦I020908回風巷為工程背景，針對孤島工作面采空區積水弱化條件下沿空巷道圍巖變形嚴重這一特征，采用實驗室測定和數值計算分析法，在實驗室室內測定煤巖樣吸水弱化強度的基礎上，將簡化后的積水煤柱承載強度的參數嵌入FLAC3D數值軟件，對工作面側向支承應力演化規律、塑性區分布特征及不同寬度煤柱應力和變形規律進行研究分析；建立了考慮積水弱化的煤柱力學模型，確定了水侵條件下合理煤柱寬度；提出了孤島工作面水侵條件下沿空巷道圍巖穩控技術方案。

1 工程概況

棋盤井煤礦I020908工作面是9號煤II盤區最后一個工作面，地面標高為+1 370～+1 384 m，井下標高為+849～+911 m。該工作面南鄰I020901工作面采空區(I020901工作面采空區共積水17.1萬m3，水頭高度約為+875 m)，北鄰I020905工作面采空區，屬于孤島工作面，工作面布置如圖1所示。煤層厚度為3.00 m，煤層平均傾角為4°，煤層層理和節理中等發育，硬度中等，堅固性系數為3～5。煤層頂底板賦存情況見表1。

圖1 工作面布置Fig.1 Working face layout

表1 煤層頂底板巖性Table 1 Lithology of coal seam roof and floor

目前，I020908工作面運輸巷和回風巷與相鄰工作面采空區均留設隔離煤柱，截止2019-01-30，I020908工作面運輸巷和回風巷均已掘進200 m，I020908回風巷受I020901采空區積水長期浸泡影響。現場實測表明，I020908回風巷在鄰側采空區積水侵蝕條件下煤質極其松軟，煤柱強度與運輸巷煤柱強度相比明顯降低，多處發生大面積密集片幫現象，最大擴散深度為0.6 m，頂板及圍巖破碎區范圍也明顯增大，冒頂區域面積最大為50 m2，擴散深度為2.0 m，嚴重威脅礦井生產安全，阻礙了巷道掘進工作的正常進行。

2 煤巖體力學性質測試

考慮到I020908回風巷圍巖受I020901采空區積水浸泡影響的工程實際情況，將I020908工作面回風巷煤巖樣進行標準加工，同時開展干燥煤巖樣和自然吸水煤巖樣的物理力學性質測試，測試采用的標準煤巖樣如圖2所示。

(a) 干燥試樣

(b) 浸水試樣圖2 標準煤巖樣Fig.2 Standard coal and rock samples

(1) 干燥處理：將加工好的部分煤巖樣置于干燥箱中，在110 ℃溫度下烘干24 h，取出后在干燥器皿中冷卻至室溫。

(2) 浸水處理：將加工好的煤巖樣放入水槽中，先注水至樣品高度的1/4處，以后每隔2 h分別注水至樣品高度的1/2和3/4處，全部浸沒樣品6 h后，樣品在水中自然吸水48 h。

根據測試結果分析得出：各煤巖樣吸水后力學參數較干燥狀態下均有明顯降低。其中，砂質泥巖平均單軸抗壓強度由43.45 MPa降低至12.86 MPa，降低幅度為70.41%；煤平均單軸抗壓強度和彈性模量降低幅度分別為30.05%和87.71%。砂巖平均抗拉強度由4.22 MPa降低至0.20 MPa，降低幅度為95.26%。砂質泥巖平均抗拉強度由4.74 MPa降低至1.11 MPa，降低幅度為76.58%。煤平均抗拉強度由0.93 MPa降低至0.48 MPa，降低幅度為48.39%。砂質泥巖黏聚力由10.41 MPa降低至2.16 MPa，降低幅度為79.25%。各煤巖樣吸水后的內摩擦角較干燥狀態下則無明顯變化，其中，煤的內摩擦角由21.77°增大至22.35°，增大幅度僅為2.66%。

3 孤島工作面采場應力及變形特征分析

在采空區側向支承壓力的影響下，不同煤柱寬度的變形破壞程度也有較大差異；此外，塑性區發育高度及特征對于沿空巷道圍巖穩控技術的支護強度參數選取有著關鍵的影響作用。為此，利用測定的積水弱化煤柱物理力學參數，建立數值計算模型，對孤島工作面側向支承壓力及塑性區發育特征進行模擬分析，為煤柱合理寬度的留設和巷道圍巖穩控技術的提出提供有力依據。

3.1 數值計算模型建立

根據9號煤層地質條件，利用FLAC3D建立采場數值計算模型，分別在采空區有無積水侵蝕條件下模擬孤島工作面開采過程中側向支承壓力分布規律及塑性區發育特征。模型尺寸為982 m×400 m×341 m。在沿煤層傾斜方向上為400 m，沿煤層走向為982 m，高度為341 m，沿傾斜方向工作面推進距離為200 m。為減弱數值軟件的邊界效應，在模型傾斜方向上留設100 m邊界煤柱，在走向方向上留設50 m邊界煤柱，根據工程實際情況，相鄰工作面間留設6 m保護煤柱。模型整體采用Mohr-Coulomb準則，模型的四周及底部邊界采用位移邊界條件固定，模型上邊界施加等效上覆巖層均布載荷5.51 MPa，數值計算模型如圖3所示。根據實驗室力學參數實驗測試結果對煤巖體模擬參數進行校正，采空區在正常和積水條件下煤巖體力學參數見表2。

圖3 數值計算模型Fig.3 Numerical calculation model

表2 數值模擬巖層參數Table 2 Numerical simulation rock parameters

3.2 采空區側向支承壓力分布分析

在回風巷采空區側布置測線，I020901工作面開采后，自然條件和水侵條件下回風巷采空區側向支承壓力如圖4所示。

圖4 I020901工作面采空區側向支承壓力分布Fig.4 Distribution of lateral support pressure in goaf of I020901 working face

由圖4可看出，自然條件下，垂直應力在距回風巷采空區側向12.5 m處達到峰值，峰值強度為32.81 MPa，應力集中系數為2.62；水侵條件下，垂直應力在距回風巷采空區側向約18.1 m達到峰值，峰值強度為26.75 MPa，應力集中系數為2.32。說明采空區側淺部煤巖體受水侵蝕影響嚴重，煤巖體比正常情況下較為破碎，導致圍巖和煤體的力學性質明顯降低，其所能承受的載荷也顯著減小。相同開采條件下，水侵條件側向形成的支承壓力的峰值降低約14%。

3.3 I020901工作面圍巖塑性區分布分析

I020901工作面開采后，2種情況下塑性區分布情況如圖5、圖6所示。由圖5、圖6可看出：自然條件下，I020901工作面開采后，塑性區最大發育高度距離煤層約為46 m，覆巖垮落和破壞高度約為15.3倍采高；底板破壞深度為8.3 m，約2.77倍采高。

圍巖受水侵弱化條件下，I020901工作面開采所形成的塑性區范圍明顯較正常開采情況下擴大，隨著開采范圍的加大，塑性區的發育范圍也超過I020908回風巷所在圍巖區域，導致I020908工作面內煤體的破壞。通過對比自然條件和受水侵條件下采場塑性區的分布可以看出，受水侵蝕后，塑性區的發育高度可達到64 m，約為31.3倍采高，比自然條件下開采情況增加了39%。

(a) 推進40 m

(b) 推進100 m

(c) 推進140 m

(d) 推進200 m圖5 自然條件下I020901工作面塑性區分布Fig.5 Distribution of plastic zone of I020901 working face under natural conditions

(a) 推進40 m

(b) 推進100 m

(c) 推進140 m

(d) 推進200 m圖6 水侵條件下I020901工作面塑性區分布Fig.6 Distribution of plastic zone of I020901 working face under water intrusion conditions

基于采場應力分布和塑性區分布規律可知：在水侵條件下應當合理增加回風巷護巷煤柱的寬度或者對巷道進行加強支護。

4 煤柱合理寬度確定

威爾遜經典煤柱寬度公式表明，煤柱主要由單一核區以及兩側塑性區組成，而塑性區寬度的大小對于煤柱寬度的合理確定起到決定性作用。

基于極限平衡理論，建立考慮采空區水頭高度影響下的煤柱力學模型，計算煤柱采空區側塑性區寬度，為煤柱寬度的合理確定提供理論依據，并結合數值模擬結果分析，最終確定合理煤柱寬度。

4.1 靜水壓力對煤柱塑性區的影響

I020908工作面回風巷煤柱采空區側受I020901工作面采空區積水的影響，其塑性區較巷道側發育程度較高且采空區積水水位(靜水壓力)是不斷變化的。因此，考慮采空區靜水壓力p對煤柱塑性區寬度的影響，為煤柱寬度的合理確定提供有力的參考依據。煤柱力學模型如圖7所示，其中α為煤層傾角，h′,h″表示煤柱任一位置與水頭的距離。

圖7 煤柱力學模型Fig.7 Coal pillar mechanical model

根據極限平衡區理論，塑性區(水破壞區)寬度為x3，計算公式[14]如下：

(1)

式中：λ為煤層側壓系數；M為煤層厚度，m；φ0為煤層頂底板交界面處摩擦角，(°)；ρ為采空區積水密度，kg/m3；g為重力加速度，N/kg；h為采空區積水高度，m；k′為應力集中系數；γ為煤柱上覆巖層容重，kN/m3；H為煤層埋藏深度，m；C0為交界面處黏聚力，MPa；Px為煤幫支護阻力，MPa。

根據I020908工作面工程地質條件并結合實驗室測試結果，參數取值如下：λ=0.27，M=3.0 m，γ=22 kN/m3，φ0=17°，C0=0.5 MPa，ρ=1 000 kg/m3，g=10 N/kg，k′=1.6，H=509～535 m，h=0～26 m，Px=0.1 MPa。在其他參數不變的條件下，分析采空區積水不同水頭高度對煤柱塑性區發育的影響規律，其變化曲線如圖8所示。

圖8 不同水頭高度對塑性區影響曲線Fig.8 Influence curve of different water accumulation height on plastic zone

由圖8可看出，隨著距離水頭高度的增加(水壓增加)，采空區側煤柱塑性區寬度增大。

4.2 煤柱垂直應力分布

基于以上結果分析，進行留設不同煤柱寬度數值模擬計算。基于水侵蝕的開采條件，模型地層設置、巖性參數、初始應力狀態與圍巖弱化條件下的數值計算模型相同。模型尺寸為400 m×341 m×1 m，采用Mohr-Coulomb準則，模型的四周及底部邊界采用位移邊界條件固定，模型上邊界施加5.51 MPa的等效上覆巖層均布載荷。

不同寬度條件下煤柱內垂直應力分布如圖9、圖10所示。由圖9、圖10可看出：① 煤柱寬度為6～15 m時，煤柱內垂直應力分布為先增大后減小的單峰形式，垂直應力峰值基本處于煤柱中間。隨著煤柱寬度的增大，垂直應力峰值近似呈線性增大。② 煤柱寬度為6～12 m時，垂直應力峰值小于原巖應力，煤柱寬度為12 m時，與原巖應力大約持平，此時煤柱處于應力降低區。③ 煤柱寬度為12～15 m時，垂直應力高于原巖應力，此時煤柱處于應力增高區。所以，從煤柱內垂直應力分布規律考慮，留設合理煤柱寬度為6～12 m。

圖9 不同寬度下煤柱垂直應力分布Fig.9 Vertical stress distribution of coal pillar with different width

圖10 煤柱應力峰值與煤柱寬度關系曲線Fig.10 Curve of relationship between peak stress and width of coal pillar

4.3 巷道表面位移

煤柱寬度與巷道圍巖變形關系如圖11所示。由圖11可看出：隨著煤柱寬度的增大，頂板及實體煤幫位移先減小后趨于穩定，煤柱幫位移隨煤柱寬度增大而減小。當煤柱寬度為6～12 m時，頂板、實體煤幫及煤柱幫移近量逐漸減小，底板底鼓量逐漸增加，但頂板、實體煤幫和底板減小(增加)幅度較小；煤柱幫從0.293 m減小到0.211 m，減小了27.9%，說明煤柱寬度對煤柱幫影響較大。當煤柱寬度為12～15 m時，巷道圍巖基本趨于穩定。從巷道表面位移考慮，合理煤柱寬度為6～12 m。

圖11 不同煤柱寬度與巷道圍巖變形情況Fig.11 Different coal pillar widths and surrounding rock deformations of roadway

綜合分析，棋盤井煤礦I020908工作面沿空掘巷煤柱寬度留設為6 m，但回風巷煤柱幫受I020901采空區積水侵蝕影響，容易產生冒頂和片幫，需要進行加強支護。

5 圍巖控制技術

5.1 支護方案

根據I020908工作面的具體地質情況，為保證工作面回采期間巷道的正常安全使用，基于巷道原支護設計參數，對巷道采取加強支護措施，具體方案為如下：

方案1：不受采空區積水影響的加強支護方案，如圖12所示。

圖12 無積水巷道加強支護斷面Fig.12 Reinforced support section of roadway without accumulated water

頂錨桿：φ20 mm×2 400 mm，配φ14 mm×4 900 mm的鋼筋梯子梁，150 mm×150 mm×10 mm碟形鋼托盤，φ6.5 mm鋼筋網，2個K2360藥卷，間排距為800 mm×800 mm，距巷幫100 mm。

頂錨索：φ21.6 mm×7 200 mm，配300 mm×300 mm×14 mm的鋼板，下方焊接300 mm長14號槽鋼，3個Z2360藥卷，每排布置3根錨索，間排距為2 000 mm×1 600 mm。除中心錨索垂直頂板施工外，其余錨索與頂板夾角為70°，以充分利用巷道肩角穩定區。

幫錨桿：φ20 mm×2 400 mm，配300 mm×300 mm×14 mm的鋼板，φ6.5 mm鋼筋網，1個K2360藥卷，間排距為800 mm×800 mm，距頂底板150 mm。

方案2：受采空區積水影響的加強支護方案，如圖13所示。

圖13 有積水巷道加強支護斷面Fig.13 Reinforced support section of roadway with accumulated water

頂錨桿：與方案1加強支護方案相同。

頂錨索：在方案1加強支護方案基礎上，每2排之間補打2根頂錨索，間排距為2 000 mm×1 600 mm，距巷幫1 500 mm，整體呈“五花”布置。

幫錨桿：在方案1的基礎上，煤柱幫錨索為φ17.8 mm×4 300 mm，配300 mm×300 mm×12 mm鋼托盤，2支Z2360藥卷，每排2根錨索，間排距為1 800 mm×1 600 mm，距底板850 mm。

5.2 圍巖控制效果分析

巷道間隔50 m布置1個測站，每個測站采用“十”字布點設1對測點，利用表面位移計對巷道表面位移監測數據進行計算，如圖14所示。

(a) 頂底板移近量

(b) 兩幫移近量圖14 巷道圍巖表面位移收斂曲線Fig.14 Convergence curves of surface displacement of roadway surrounding rock

從圖14可看出，巷道各測站的巷道頂底板移動變化總的趨勢基本一致，在11—52 d，頂底板最大移近量達到200 mm，平均為85 mm，52—120 d巷道頂底板收斂趨于穩定，最大值為4.0%，平均收斂值為1.7%。在14—52 d，兩幫最大移近量達到130 mm，平均為73.3 mm，52—120 d兩幫移動變形穩定，最大收斂值為2.6%，平均收斂值為1.5%。與原支護方案相比，在采空區積水長期侵蝕條件下，巷道圍巖控制效果較好，比原支護條件下圍巖移近量降低85.6%。

6 結論

(1) 利用FLAC3D數值軟件對采空區有無積水條件下進行采場數值模擬，結果表明:積水侵蝕條件下煤巖體承載性能降低，需要增加煤柱寬度或加強巷道支護措施。

(2) 數值模擬結果表明：煤柱寬度的大小對巷道煤柱幫影響較大，對巷道頂底板和實體煤幫影響較小，結合工程實際確定煤柱寬度為6 m，并進行加強支護。

(3) 采用圍巖穩控技術設計了加強支護方案，采用加強支護方案后巷道圍巖變形在52 d內趨于穩定，頂底板最大移近量約為200 mm，兩幫最大移近量約為130 mm，比原支護條件下圍巖移近量降低85.6%，巷道圍巖控制效果較好。