端幫采場覆巖移動破壞規律及邊坡穩定控制方法

丁鑫品，李鳳明，付天光，李 磊

(1.煤炭科學研究總院，北京 100013; 2.中煤科工集團北京土地整治與生態修復科技研究院有限公司，北京 100013; 3.煤炭科學技術研究院有限公司，北京 100013; 4.中煤科工能源科技發展有限公司，北京 100013)

由于露天開采工藝所限，我國露天礦端幫邊坡壓煤數量巨大。近年來，隨著國內礦產資源的日益減少和國家對煤炭資源“安全、高效、綠色、智能”開發理念的不斷落實，煤炭開采逐漸由易采資源開采向深部資源和復雜難采資源開采過渡，露天礦端幫壓煤及殘煤回收逐步得到人們重視。端幫采煤機開采技術是將傳統的露天開采技術和井工開采技術相結合，發展起來的一種快速靈活、安全高效、經濟環保的露天礦端幫壓煤開采工藝，現今已經在國外各主要采煤大國廣泛成功應用，這也為我國露天礦端幫壓煤開采提供了新的途徑。端幫采煤機開采的實質是在邊坡下部煤層出露位置沿煤層施工一系列垂直于邊坡走向的巷硐，開采全程無支護，通過巷硐之間保留的支撐煤柱來支承上覆巖土體質量?！奥恫伞迸c“巷采”2種采礦方法的采動效應相互疊加、相互影響，最終在邊坡一定深度范圍內形成了一個動態的空間形態多元化的復合系統，巷間支撐煤柱一旦發生破壞，很可能導致煤柱群的連鎖失穩，從而誘發端幫采場的大面積滑坡，最終破壞露天礦的正常采、運、排系統并造成巨大的經濟損失和人員傷亡。

要在實現最大限度提高端幫壓煤采出率的同時保證邊坡的穩定，關鍵在于確保開采全過程巷道群支撐煤柱的穩定，支撐煤柱的穩定性可以理解為在一定時間和一定工程地質條件下，煤柱因受力而發生彈塑性變形或產生裂隙，但不產生突變性垮落或坍塌的性能。國內外許多專家學者圍繞采動邊坡變形失穩規律、地下開采條帶煤柱強度和載荷計算、煤柱尺寸設計和穩定性分析判別等問題已經開展了比較深入的研究。20世紀90年代，SALAMON MDG[1]和GALVIN J M[2]通過對澳大利亞和南非大量的支撐煤柱數據進行了調查和分析，基于室內測試結果和煤柱尺寸效應給出了可以用來估算煤柱強度的經驗公式。熊仁欽[3]研究了采煤工作面煤壁內的塑性區范圍，推導出了三維應力狀態下估算煤壁內塑性區寬度的理論公式，認為煤壁內塑性區寬度不僅與煤體各處的應力狀態有關，而且還與采深及其它力學參數有關。孫世國、朱建明、丁鑫品等[4-7]研究和探討了在地下與露天共同開采條件下邊坡巖體變形破壞的空間屬性及其分布規律，為該類礦山的后續開采設計及邊坡巖體動態分析提供了科學依據。王旭春等[8]指出了目前普遍應用的威爾遜計算理論存在因簡化帶來的問題，通過對三向應力狀態下的煤柱極限強度影響因素分析，給出了不受地質采礦條件約束的煤柱強度計算公式。劉文崗、張德軍等[9-10]分析了SHM端幫開采技術應用的評估內容、煤柱設計計算、安全設計、采出率、災害類型等關鍵問題，采用理論分析和數值模擬等方法研究了邊坡角、多煤層開采順序、煤柱寬高和間距等重要影響參數對邊坡穩定的影響。陳彥龍、王東、王瑞等[11-13]基于突變理論推導出端幫采場支撐煤柱發生突變失穩的必要條件和屈服區寬度計算公式，采用數值模擬的方法以煤柱拉伸剪切塑性區寬度為判據確定了合理煤柱寬度。雖然已經在端幫采場覆巖破壞和支撐煤柱變形失穩等方面取得了一定的成果，但巷道群與邊坡時空耦合特征決定了端幫采煤機開采條件下的端幫采場邊坡安全問題是一個比較特殊的三維問題，受研究維度和方法限制，目前關于端幫采場覆巖的移動破壞規律尚不明確，關于采動邊坡穩定控制理論與方法仍有待完善，現有研究成果尚不能完全滿足實際生產需要。筆者結合3DEC分析軟件的功能特點，通過模擬再現煤層采出、巷道群形成、巷間煤柱破壞、邊坡變形失穩的全過程，力求揭示端幫采場巷道群及邊坡巖體移動破壞特征與應力分布規律，對端幫采場覆巖變形破壞過程進行階段劃分，探明采動邊坡變形失穩的關鍵階段、觸發條件和關鍵部位，以巷間煤柱合理留設為突破口提出端幫采場邊坡穩定的控制方法。

1 端幫采場覆巖移動破壞的數值模擬分析

1.1 模型構建與分析方案

1.1.1工程地質條件

內蒙古鄂爾多斯地區某露天礦采用單斗-卡車開采工藝，核定生產能力為3.0 Mt/a，工程地質與水文地質條件簡單，煤系地層近水平，主采6號煤和9號煤，煤層賦存穩定，平均厚度分別為14.65 m和4.3 m，平均賦存深度分別為110 m和140 m，端幫最終邊坡角約為38°，最大高度為160 m，邊坡巖體主要為砂質泥巖、泥巖和不同粒徑的砂巖，屬于軟弱—半堅硬巖層，節理裂隙較發育，邊幫壓覆可回收資源儲量約為1 300萬t。結合實際條件，為了最大限度地開發和利用煤炭資源，減少浪費，決定采用端幫采煤機進行邊幫壓煤回收，首先回收9號煤層，待回收結束且內排覆蓋至6號煤層底板標高，再對6號煤層進行回收，邊幫壓煤回收順序為上行開采。因此，邊坡最下部9號煤層的安全回收是端幫采煤技術在該礦區推廣應用的關鍵。

1.1.2模型構建與力學參數

根據研究區域工程地質條件對邊坡地層結構、巖性構成進行概化，結合3DEC數值模擬軟件的特點，構建端幫采場覆巖移動破壞數值分析模型如圖1所示。模擬開采9號煤層，模型尺寸X×Y×Z=200 m×400 m×180 m，巷硐尺寸X×Y×Z=3 m×193 m×4.3 m，巷硐數為28個，巷硐深度根據露天礦地表界在9號煤層的正射投影回縮20 m確定，巷間支撐煤柱寬度設定為2m，采場左右兩側各留設30 m邊界煤柱。采用理想彈塑性本構模型和 Mohr-Coulomb 破壞準則來描述巖塊的變形破壞特征，采用Coulomb slip破壞準則來描述節理的變形破壞特征[14-15]。

圖1 端幫采場覆巖變形破壞數值分析模型Fig.1 Numerical analysis model of overburden deformation and failure of the mining slope

以巖石物理力學性質試驗成果為基礎，本次模擬分析用到的巖土體變形參數基于材料損傷理論和RMR分類法得到，強度參數基于Hook-Brown強度準則弱化處理得到，結構面剛度參數采用修正后的Bandis剪切剛度經驗公式計算獲得[16]。巖土體與結構面物理力學參數取值分別見表1，2。

表1 巖土體物理力學參數Table 1 Value of physical and mechanical parameters of rock and soil mass

表2 結構面物理力學參數Table 2 Physical and mechanical parameters of the structural plane

1.1.3模擬分析與監測方案

初始地應力場達到平衡并對速度位移場清零后，沿9號煤層底板垂直于邊坡走向自右向左按順序依次進行巷硐施工，為了能夠實時獲取端幫采場巖體的應力分布和變形移動特征參數，在巷道群兩側邊界和各巷間煤柱中心位置垂直于邊坡走向布置29條監測線，沿X軸方向由1～29編號。端幫采場應力和變形監測線布置如圖2所示。在每條監測線上設置13個應力監測點，其中1～7號監測點位于煤柱與頂板接觸位置，用于監測巷道群施工過程中支撐煤柱豎向應力演化情況，8～13號監測點位于煤層頂板上部較堅硬的巖體內，用于監測采場上部邊坡巖體水平應力演化情況。此外，分別在7，15和23號監測線對應的邊坡各臺階坡頂及地表相應位置另設16個位移監測點，用于監測邊幫壓煤開采全過程各平盤水平和豎向變形情況。比如，自右向左第7條監測線，其應力監測點編號為7-1～7-13，位移監測點編號為7-19～7-34。端幫采場7號監測線應力和位移監測點位置如圖3所示。

圖2 端幫采場應力和變形監測線布置示意Fig.2 Schematic diagram of stress and deformation monitoring line arrangement of the mining slope

圖3 7號監測線應力和變形監測點位置示意Fig.3 Schematic diagram of stress and deformation monitoring points of line 7

1.2 采動邊坡巖體變形移動特征

端幫開采誘發邊坡及地表變形移動特征如圖4所示。由邊坡Y向位移云圖(圖4(a))可知，受巷道群施工影響，采場覆巖可根據水平變形特征劃分為上、中、下3個區域，上部區域和下部區域均朝向邊坡臨空面產生了不同程度的水平移動，尤其以下部區域巷道群上方附近巖體最為顯著，最大水平變形值約為21.1 cm，中部區域各臺階朝向邊坡臨空面的水平變形值有限，甚至為負值。由邊坡Z向位移云圖(圖4(b))可知，采場上覆巖體豎向變形已經發展至邊坡表面，豎向變形值以邊坡中部區域最為顯著，最大豎向變形值約為51.8 cm，邊坡下部區域巷道群上方附近巖體豎向變形值有限，甚至為正值，以上特征表明，端幫采場發生最大豎向變形的位置處于巷道群沿邊坡走向幾何中心深部。通過對7，15和23號監測線各監測點變形數據對比分析可知，端幫采場巖體水平變形和豎向變形最大值均出現在巷道群沿邊坡走向對稱中心(15號監測線)位置，分析結果與現場監測數據基本吻合。

圖4 端幫采場邊坡及地表變形移動特征Fig.4 Deformation and movement characteristics of the side slope and surface under the coal extract condition

邊坡中部斷面(15號監測線)巖土體變形移動特征如圖5所示。由15號監測斷面Y向位移云圖和各監測點水平變形曲線(圖5(a))可知，巷道群頂部附近垂直于邊坡走向一定深度范圍內的巖體和邊坡最上部多級臺階均產生了明顯的水平變形，中部區域各監測點累積變形值較小。邊坡上部15-30監測點和邊坡下部15-20監測點水平變形值均較大，邊坡中部15-24監測點水平變形值最小，約為4.5 cm。由15號監測斷面Z向位移云圖和各監測點豎向變形曲線(圖5(b))可知，邊坡發生最大豎向變形的區域位于坡體內巷道群深部，變形影響已經向上擴展至邊坡表面，受邊坡應力場與巷道群應力場的耦合作用影響，上覆巖體豎向變形呈現出明顯的“偏態”特征。豎向變形等值線發生朝向邊坡臨空面的明顯偏移，導致邊坡中部15-26監測點豎向變形值較大。15-20監測點水平和豎向變形受巷道群施工影響最為劇烈，巷道群施工至17 000時步(距離15號監測線5個巷硐，約26 m)時，該監測點Y向位移變化趨勢突然增強，直到27 000時步(經過15號監測線5個巷硐，約26 m)時，變化趨勢才逐漸減弱。

圖5 邊坡中部斷面巖土體變形移動特征Fig.5 Deformation and failure characteristics of rock and soil mass in the middle section of the mining slope

1.3 采動邊坡巖體應力分布特征

邊坡中部斷面(15號監測線)位置巖土體應力分布特征如圖6所示。由15號監測斷面Y向應力云圖和各監測點水平應力曲線(圖6(a))可知，巷道群施工結束后，邊坡底部巖體前緣受壓、后緣受拉。受巷道群施工影響，應力曲線呈上下有規律波動，各監測點水平應力均為壓應力，且由巷硐淺部至深部逐漸增大，15-12監測點水平應力值達到最大，但最深處的15-13監測點反而有所減小。由15號監測斷面Z向應力云圖和各監測點豎向應力曲線(圖6(b))可知，深部區域支撐煤柱所受壓應力集中程度明顯，各監測點豎向應力均為壓應力，同樣由巷硐淺部至深部逐漸增大，15-6監測點豎向應力值達到最大，但最深處的15-7監測點反而有所減小。巷道群施工至17 000時步(距離15號監測線5個巷硐，約26 m)時，各監測點水平和豎向應力開始逐漸增大，到22 000時步(15號監測線位置)突然減小，減小幅度較大，在27 000時步(經過15號監測線5個巷硐，約26 m)以后開始保持穩定。由邊坡中部斷面位置煤柱豎向應力隨巷硐深度變化曲線如圖7所示，受已形成坡面的影響，隨著巷硐深度位置向邊坡內部轉移，煤柱承受的豎向應力逐漸增大，當深度增大到170 m時，豎向應力達到峰值，隨后又突然減小，當深度增大到193 m(巷硐末端位置)時，豎向應力減小至最低，隨后呈現出緩慢增大的趨勢，到達坡頂線在9號煤層正射投影位置時逐漸恢復至原巖應力大小，該現象正是距離巷硐末端一定范圍內的巷間煤柱未發生明顯不連續破壞的根本原因。

圖6 邊坡中部斷面巖土體應力分布特征Fig.6 Stress distribution characteristics of rock and soil mass in the middle section of the mining slope

圖7 邊坡中部斷面位置煤柱豎向應力隨巷硐深度變化曲線Fig.7 Vertical stress of coal pillar varies with the depth of the tunnel in the middle section of the mining slope

2 端幫采場覆巖移動破壞過程的階段劃分

研究與實踐表明，端幫采場覆巖移動破壞過程是一個動態的地質力學行為過程，可以將該過程劃分為表生改造、結構改造、時效變形、最終失穩(穩定)4個階段，各階段都有其不同的特點。

2.1 表生改造階段

表生改造為露天開采形成端幫邊坡及邊坡應力重分布的過程，是與露天礦剝采過程相伴生的地質力學行為，應力重分布過程中的邊坡變形屬于卸荷回彈性質的變形。表生改造一方面起到釋放坡體原巖應力，促進邊坡應力場再次形成的作用;另一方面，這個過程的發生形成了邊坡淺表部的“卸荷松弛帶”，卸荷松弛帶破壞了邊坡的巖體結構，導致巖體宏觀強度和結構面強度的降低，形成邊坡繼續變形的幾何和力學邊界條件，從而劣化了巖體的物理力學性質，該階段的最終結果為邊坡表層巖土體最大主應力方向順著邊坡表面且量值較小，而邊坡內部巖土體的最大主應力方向轉為豎直向下且量值逐漸增大。表生改造階段邊坡巖土體豎向主應力如圖8所示。

圖8 表生改造階段豎向主應力Fig.8 Vector diagram of vertical principal stress in the supergene transformation stage

2.2 結構改造階段

在已形成的端幫邊坡下部沿煤層施工一系列垂直于邊坡走向的巷硐，這些巷硐并排布置且具有一定的空間尺寸，此時端幫采場上覆巖體部分重量轉由巷間煤柱承擔，露采與巷采效應相互疊加，在動靜組合載荷作用下，巷道群沿邊坡走向幾何中心深部區域巷間煤柱所受實際應力σs遠大于極限應力σp，導致多個相鄰煤柱圍繞中心煤柱集體發生壓剪破壞而失去承載能力，其上部巖體隨即發生垮落，因此結構改造的實質是采場上覆巖體變形破壞及應力再分布的過程。該階段最大的特點是巷道群施工導致邊坡的完整結構遭到破壞，深部巷間煤柱坍塌促使端幫采場覆巖變形破壞分區開始形成，在巷間煤柱破壞區域周邊較硬巖體內形成“砌體梁”結構，破壞區域上部關鍵巖塊之間的鉸接作用孕育著邊坡內部強大的水平擠壓力，該階段是端幫采場覆巖移動破壞的關鍵階段。結構改造階段邊坡巖土體最大剪應力如圖9所示。

圖9 結構改造階段最大剪應力Fig.9 Vector diagram of maximum shear stress in the structure modification stage

2.3 時效變形階段

時效變形是在表生改造或結構改造階段結束后，緊接著發生的一種隨時間逐漸發展的變形。表現在變形監測曲線上，就是邊坡形成或巷道群施工結束后，位移還在繼續發展，并可能保持一定的速率。研究與實踐表明，當邊坡內具有傾向坡外的緩傾結構面、且傾角與殘余摩擦角接近的邊坡、存在軟弱基底的邊坡、由近直立中—薄層狀巖層構成的陡傾邊坡、碎裂結構巖體邊坡以及堆積體(散體)邊坡等5類邊坡極容易進入時效變形階段[17]。實際上，端幫采場覆巖隨時間發生的變形破壞或失穩也是一種典型的結構改造階段后的時效變形，在巖層近水平的情況下，時效變形主要體現在以下幾個方面:

(1)端幫采場下部區域巖體朝向臨空面的水平變形。該區巖土體的變形主要為巷間煤柱破壞區域周邊堅硬巖塊鉸接結構的變形(滑動)失穩所致。由于邊坡深部區域巷間煤柱的破壞，其上部巖體發生破斷下沉，堅硬巖塊之間相互咬合形成鉸接結構，在變形(滑動)失穩過程中將水平擠壓力傳遞至邊坡下部巖層，當某巖層接觸面的抗剪強度不能抵抗該力的作用時，接觸面上部巖層便發生朝向邊坡臨空面的相對移動。

(2)端幫采場中部區域巖體的豎向變形。實際上該區巖土體的變形是兩類變形矢量之和，一者是由于邊坡深部區域巷間煤柱破壞引起該區巖體發生朝向邊坡下后方的移動，二者是在重力作用下邊坡附近巖體發生了朝向臨空面的移動，兩類變形的水平分量相互抵消，因此總體上該區巖體以豎向變形為主。

(3)端幫采場上部區域巖土體沿坡面向下的變形移動。該區巖土體變形的主要誘因為失去了側向支承作用，當下部采動強度較大時，上部巖層面甚至會由近水平發展為與邊坡面順傾，由于發生在邊坡上部，一旦進入加速變形將很難控制，因此端幫采場上部區域是采動邊坡發生變形失穩的關鍵區域。若上部區域邊坡由松散堆積體構成，則最有可能的失穩模式為散體物料內部的圓弧滑動，若上部區域邊坡由含軟弱夾層的巖體構成，則最有可能的失穩模式為沿順傾結構面的順層滑動，基于以上分析，在穩定系數Fs<1的情況下，端幫采場上部區域巖土體將進入時效變形階段。

(4)最終失穩(穩定)階段。時效變形的過程，也是蠕滑卸荷的過程，隨著蠕滑量的增加，“砌體梁結構”將出現變形失穩或滑落失穩，鉸接巖塊對周圍巖體的水平擠壓力逐漸變小，直至消失。在長期載荷作用下，當關鍵區域的穩定性系數Fs∞逐漸轉變為大于1，潛在滑面提供的抗滑力足以平衡滑體的下滑力時，邊坡時效變形速度將逐漸減小，直至變形穩定;否則，潛在滑面提供的抗滑力始終不能平衡滑體的下滑力，邊坡關鍵區域的變形量將超過邊坡穩定的許可變形量，最終將發生滑坡失穩。最終失穩(穩定)階段邊坡巖土體位移如圖10所示。

圖10 最終失穩(穩定)階段位移Fig.10 Vector diagram of displacement in the final instability (stability) stage

3 基于巷間煤柱合理留設的端幫采場覆巖穩定控制方法

3.1 巷道群上覆巖體“擴大壓力拱”的形成演化規律

端幫采場巷道群深部區域支撐煤柱的壓剪破壞是采場覆巖發生變形失穩的觸發條件。在最大限度回收邊幫壓煤的同時保證巷間煤柱不發生破壞是問題的關鍵。根據礦山壓力與巖層控制理論，單個巷硐圍巖的應力分布影響范圍一般以切向應力超過原巖應力的5%處為界，若相鄰巷硐間距小于2倍單巷硐影響半徑，則巷硐圍巖應力會產生疊加效應，由于端幫采場巷硐間距相對較小，巷間煤柱應力疊加在所難免，在巷道群施工過程中，如果巷間煤柱尺寸過小導致壓縮變形過大或發生破壞失穩，上部載荷將通過上覆巖體轉移至周圍相鄰的煤柱承擔，當這一現象連續發生時，將在巷道群上方形成一個“擴大壓力拱”[6,18]。研究結果表明，在巷間煤柱尺寸較小且巷道群規模較大的情況下，擴大壓力拱的高度和跨度與上覆巖體厚度和關鍵硬巖層位置等因素有關[19-20]。巷道群上覆巖體擴大壓力拱形成過程如圖11所示。

圖11 巷道群上覆巖體“擴大壓力拱”形成過程示意Fig.11 Schematic diagram of “distensible pressure arch” formation process in the overlying strata of roadway groups

為了驗證端幫采場巷間煤柱“擴大壓力拱”的真實存在，進一步探明其形成演化規律，圍繞上述模擬分析獲得的巷間煤柱應力監測數據進行討論。對比分析表明，在各監測線煤柱與頂板接觸位置布設的7個豎向應力監測點中，6號監測點應力顯現規律最為明顯，端幫采場各監測線6號監測點豎向應力隨巷硐施工全過程演化特征曲線如圖12所示。通過分析可知:

圖12 端幫采場各監測線6號監測點豎向應力分布特征曲線Fig.12 Vertical stress distribution characteristic curve of No.6 monitoring point in each monitoring line of the mining slope

(1)在巷硐未施工之前，端幫邊坡各監測線6號監測點豎向應力基本保持定值，巷硐的施工，破壞了地層原巖應力的平衡狀態，導致巷硐周邊巖體的應力重新分布和應力集中，在工作面前方形成應力增高

區，后方形成應力降低區，并逐漸向前方轉移，因此各監測點豎向應力發生有規律的上下波動，如果將每一巷硐施工結束視為一個應力狀態，對多個狀態的應力分布曲線進行疊加處理，可以視為一列橫波在各支撐煤柱之間沿巷道群施工方向傳播。疊加處理還發現巷硐6施工結束時7號監測線位置出現的應力峰值在后續各狀態的應力分布曲線中同樣存在，且巷硐12施工結束時14號監測線位置、巷硐18施工結束時20號監測線位置均出現了同樣的情況。分析認為7號、14號和20號監測線應力峰值位置即為擴大壓力拱拱腳位置，以上現象一方面表明端幫采場巷道群“擴大壓力拱”的存在，另一方面也表明在其他條件一定的情況下，隨著巷道群的施工，擴大壓力拱的跨度增大到一定程度后基本保持定值。

(2)在本文已知的工程地質條件與采礦條件下，某露天礦端幫各監測線6號監測點位置的豎向應力基本保持在2.5 MPa，巷道群施工方向前方煤壁承受的豎向應力首先增大至初始值的1.5～1.8倍，待該位置煤柱形成后，其所受豎向應力快速減小至初始值的0.5～0.7倍，在7，14和20號監測線位置先后共形成3個“擴大壓力拱”，跨度為30～35 m，拱腳處的應力最大值為4.0～4.5 MPa，數值模擬與現場實測結果基本吻合。

3.2 巷間煤柱的合理留設方法

端幫采場巷間煤柱包括臨時支撐煤柱和永久隔離煤柱兩類，兩類煤柱寬度設計應考慮的因素包括上覆巖體的厚度、巖性構成、煤巖體物理力學性質、煤層厚度、采高和巷硐寬度等。實際上，煤柱寬高比越大，煤柱穩定性越好，但同時邊幫壓煤的采出率越低，因此巷間煤柱寬度的合理留設是解決以上問題的關鍵。關于端幫采場臨時支撐煤柱寬度的確定方法已在相關文獻中進行了一定研究，這里專門針對永久隔離煤柱的合理留設進行討論。為了防止端幫采場巷間煤柱破壞失穩的“多米諾骨牌效應”，實際生產中每隔一定數量的臨時支撐煤柱留設一個永久隔離煤柱，通過上述關于端幫采場巷間煤柱“擴大壓力拱”形成演化規律的討論，可以將壓力拱的拱腳位置作為永久隔離煤柱的留設位置，實際生產中壓力拱的拱腳位置可以通過現場實測和數值分析等方法獲得，也可通過經驗公式進行估算。

ABEL等[21-22]通過對國外55處沉積礦床的測量數據的統計分析，給出了巷道群施工過程中與上覆巖體厚度相關的壓力拱最大跨度估算公式為

lLTD=-10-4H2+0.270 1H

(1)

式中，H為上覆巖層平均厚度。

上述研究實例中各監測線6號監測點上覆巖體厚度為121 m，代入式(1)計算得到擴大壓力拱最大跨度為34.14 m，與數值分析結果基本吻合，即在該露天礦地質條件和采礦條件下，應每隔5～6個臨時支撐煤柱留設1個永久隔離煤柱。

基于極限平衡分析理論，永久隔離煤柱安全系數Fs計算公式[23-24]可表示為

(2)

(3)

(4)

(5)

式中，σp為煤柱的極限應力;σs為永久隔離煤柱所受實際應力;γ為上覆巖體加權容重;H′為擴大壓力拱最大高度;Wz為煤柱寬度;Wd為巷硐寬度;Hd為煤柱原始高度;W為擴大壓力拱最大跨度;k為壓力拱修正系數;fk為巖石堅固系數。其中:

當k=4.0～5.0，fk≤0.8時，為不穩定巖石；

當k=3.0～4.0，0.8

當k=1.5～2.0，5

當k=1.0，fk≥10時，為極堅硬巖石。

實際生產中永久隔離煤柱所受實際應力可以通過現場實測和數值分析等方法獲得，也可通過經驗公式進行估算。如前所述，采用現場實測和數值分析相結合的方法得到本實例中永久隔離煤柱所受實際應力最大值為4.5 MPa，正常情況下永久隔離煤柱安全系數建議取1.3[6]，將實際參數代入式(2)，計算可得本文所述條件下露天礦端幫采場永久隔離煤柱寬度至少應大于5.6 m。

本實例中巷硐寬度為3 m，煤柱原始高度為4.3 m，上覆巖體加權容重為24 kN/m3，巖體為中等堅硬，將以上參數依次代入式(4)和(5)，可反算出k/fk≈3.58，與式(6)中k值取3時fk取值取0.8計算結果相當，以上方法在一定程度上解決了采用式(5)和(6)計算擴大壓力拱最大高度時較難取值的困擾。應用與實踐進一步表明，在邊坡地層近水平條件下，采用該方法對端幫采場永久支撐煤柱尺寸進行計算是可行的，研究成果為端幫采場永久隔離煤柱合理留設提供了理論依據，對于保證端幫采場邊坡穩定安全具有實際意義。

4 結 論

(1)端幫采場覆巖移動破壞全過程模擬研究結果表明，在地層近水平條件下，受“露采”與“巷采”2種采動效應疊加影響，采場邊坡巖土體變形破壞和應力分布表現出新的特征:沿邊坡走向，巖體變形最大值出現在巷道群沿邊坡走向幾何中心區域;垂直于邊坡走向，距離巷硐末端一定長度范圍是支撐煤柱承受最大值豎向應力的位置。端幫采場覆巖發生變形破壞的觸發條件是在動靜組合載荷作用下，巷道群沿邊坡走向幾何中心深部區域巷間煤柱所受實際應力大于極限應力，誘發多個相鄰煤柱圍繞中心煤柱集體發生壓剪破壞而產生較大的不連續變形所致。

(2)根據采場覆巖移動破壞特征，可以將端幫采場邊坡變形破壞過程劃分為表生改造、結構改造、時效變形和最終失穩(穩定)4個階段，其中結構改造階段是邊坡發生變形破壞的關鍵階段，端幫采場邊坡發生變形失穩的關鍵區域為邊坡上部區域，若上部區域邊坡由松散堆積體構成，則最有可能的失穩模式為散體物料內部的圓弧滑動，若上部區域邊坡由含軟弱夾層的巖體構成，則最有可能的失穩模式為沿軟弱巖層的順層滑動。

(3)結合鄂爾多斯地區某露天礦端幫煤開采，揭示了巷道群上覆巖體“擴大壓力拱”的形成過程及其演化規律，提出了基于巷間煤柱合理留設的端幫采場覆巖穩定控制方法，給出了端幫采場擴大壓力拱最大跨度和永久隔離煤柱參數的確定方法，通過應用與實踐，驗證了理論公式的適用性。