王莊礦厚煤層綜放開采煤柱失穩破壞機理及優化控制

張愛軍，李 興，田計宏，吳培林，閆小軍，申李華

(潞安化工集團 王莊煤礦,山西 長治 046031)

厚煤層綜放開采區段煤柱留設寬度一直是研究的重點問題，目前國內煤礦多數使用寬煤柱護巷，在留設寬煤柱掘進巷道后，煤柱中部彈性核區域的存在使得煤柱強度較高、承載能力較強，保證了巷道的穩定性，但在留設寬煤柱時，遺留煤炭資源較多，煤炭采出率較低。合理的煤柱寬度不僅可以保障巷道安全性，同時也可以減少煤炭資源浪費，提高煤炭采出率，從而為厚煤層綜放開采安全高效高回收煤炭資源提供保障。

謝廣祥等[1]在現場觀測工作面支承應力的基礎上，使用FLAC3D數值軟件對工作面回采期間煤柱在留設不同寬度時進行模擬，計算出區段煤柱內峰值支承應力的位置。吳紹倩等[2]對沿空巷道窄煤柱礦壓規律的研究尤為突出，分析了沿空巷道窄煤柱在巷道頂板下沉過程中的應力場分布和破壞規律。鄭西貴等[3]以淮南謝橋礦為工程背景，通過模擬研究，首次提出沿空掘巷窄煤柱寬度設計時應同時考慮掘巷影響和工作面超前支承壓力影響。在工作面留設煤柱寬度不同時，對沿空掘巷全過程中的應力場分布變化規律進行研究，提出在充分考慮到掘巷擾動及工作面超前采動等因素的影響下，確定煤柱的合理寬度。柏建彪等[4]提出沿空掘巷窄煤柱寬度在設計時除了考慮特定的工程地質條件外，沿空巷道所采用的支護形式和煤體的硬度是非常重要的參考條件。張村等[5]基于煤柱損傷度提出了一種煤柱臨界損傷度的計算方法，實現了量化煤柱損傷程度的目的，并在現場進行觀測，發現煤柱損傷度在掘巷期間增速較大，在后續工作面采動中增速緩慢。徐新斌等[6]對煤柱所受側向支承應力影響區域進行分類，對煤柱平均荷載進行計算，指出影響煤柱承載力不止煤柱自上覆巖層的重量，還包括采場頂板破斷后上覆巖層轉移到煤柱上的荷載。張廣超等[7]通過數值模擬分析不同寬度煤柱的圍巖主應力差及變形演化規律，指出沿空掘巷后應力分布呈現非對稱性，使煤柱側頂板出現非對稱的變形和破壞。余學義等[8]分析了大采高工作面留設煤柱受掘進及采動影響時的破壞規律，采用數值模擬和現場試驗相結合的方法，從實際工程中分析二次采動對煤柱穩定性的影響。趙鵬翔等[9]對沿空掘巷窄煤柱的尺寸效應進行研究，對煤柱的垂直應力、水平應力和煤柱寬度間的相互影響進行分析。

本文針對王莊礦深部厚煤層綜放開采護巷煤柱穩定性及寬度存在的不足，結合王莊礦深部煤層典型綜放開采工作面的工程地質條件，系統研究厚煤層綜放開采區段煤柱的失穩破壞機理，優化分析王莊礦深部厚煤層綜放開采煤柱的合理留設寬度，并提出相應的支護優化技術。

1 工程概況

52M2工作面地面位置位于侯剛線與侯東線下方，無名公路以西，磚窯以北，井下位于52采區。該工作面開采煤層隸屬于3號煤層，集中賦存于二疊系山西組中下部。在該工作面所處煤層范圍內，煤層厚度穩定，煤層下部夾矸最厚的一層為0.2 m，總煤厚為7.2 m。

根據現場觀測，在52M2工作面風巷局部地段受煤層起伏及寬度變化影響，不同區域圍巖變形破壞特征見圖1。在采用原方案支護下，風巷受煤柱寬度變化影響，掘進后變形較大，破壞嚴重，尤其是煤柱幫首先產生破裂失穩，煤柱的水平變形量較大。據工程地質調查和基礎資料顯示，煤柱內煤體較為松散、破碎，因此，在掘進和采動等作用影響下水平位移量較大，如圖1(a)所示。當發生嚴重變形時，在錨桿結構與煤柱破壞變形之處形成空腔，錨桿變形扭曲嚴重，與煤體一起鼓出，如圖1(b)所示。

圖1 風巷煤柱局部變形破壞示意

目前52M2綜放工作面留設8 m煤柱，通過在52M2工作面運巷和風巷布設高強錨桿錨索對煤柱進行聯合支護，但現有支護方案支護效果有限，煤柱變形破環嚴重，大大降低了風巷和運巷的安全性，需不斷對巷道進行補強支護，提高支護成本，影響了52M2工作面回采工作順利進行。

2 煤柱注漿充填力學特性實驗

為研究3號煤層煤巖的力學性質，從52M2工作面留設煤柱現場取回煤樣，將煤樣加工成D50 mm×100 mm的標準圓柱體試樣，并在端面軸向預制15 mm的孔道。用編號A、B、C、D分別代表未填充試樣、填充10 MPa超細硫鋁酸鹽水泥基注漿材料試樣、填充15 MPa超細硫鋁酸鹽水泥基注漿材料試樣、填充20 MPa超細硫鋁酸鹽水泥基注漿材料試樣，待試樣內填充漿液凝固恢復強度后后開始試驗，如圖2所示。

圖2 填充水泥后煤巖試樣

2.1 單軸壓縮結果分析

圖3為各試樣單軸壓縮全應力-應變關系曲線圖。試樣在第一階段壓實階段變形量較大，說明試樣內部存在大量微裂紋。峰值前階段的應力下降如圖3所示。這條曲線是由于煤巖中微裂紋擴展的最終結果。煤巖表現出明顯的脆性行為，峰后階段應力下降較快。

由圖3可知，試樣U-A-1在應力達到峰值9.7 MPa，對應的峰值應變為0.7%時，產生應力急劇下降現象，這是由于A組未填充試樣孔洞內側裂紋發育較快，應力應變曲線峰后階段特征較為不明顯；試樣U-A-2在應力為6.5 MPa時，出現了第一次應力下降，下降幅度較小，為0.4 MPa，這是由于孔洞周邊易出現應力集中現象，試樣所承受應力達到極限狀態，孔洞內側發生變形破壞，出現第一次應力下降；試樣U-A-3的峰值應力為12 MPa，對應的峰值應變為0.8%.

試樣U-B-1在達到峰值應力9.7 MPa之前，出現應力反復減弱的現象，這可能是由于煤巖自身內部所發育的裂隙被逐漸壓實；試樣U-B-2和試樣U-B-3的峰值應力分別為11.1 MPa和9.5 MPa，峰后階段的載荷主要通過填充物與煤巖、煤巖裂隙之間摩擦力共同承載。

試樣U-C-1和U-C-2在經歷峰前彈性變形后，試樣達到單軸抗壓峰值強度，分別為13.1 MPa和13.8 MPa，此后，試件屈服破壞。由于試驗誤差，試樣U-C-3的峰值強度僅有8.26 MPa，峰后應力也沒有出現完全跌落，由于在試驗過程中，加載U-C-3試件時，由于操作不當，導致試驗結果出現錯誤，因此該試件的試驗結果不能表示煤巖的力學特性參數，不予采用。

試樣U-D-1和U-D-3的峰值應力分別為17.7 MPa和15.1 MPa，對應的峰值應變分別為1.0%和1.1%，峰后階段載荷主要通過填充物與煤巖、煤巖裂隙之間摩擦力共同來承載；U-D-2在峰前經歷彈性變形后，試樣達到單軸抗壓峰值強度，發生屈服破壞，峰值應力為17 MPa，應變為1.1%.

圖3 單軸加載下全應力-應變關系曲線圖

2.2 三軸壓縮結果分析

4組試件在三軸壓縮下的應力應變曲線如圖4所示。T代表三軸加載試驗；A、B、C、D分別為未填充試樣、填充10 MPa水泥試樣、填充15 MPa水泥試樣、填充20 MPa水泥試樣；1、2、3、4分別代表圍壓6 MPa、12 MPa、18 MPa、24 MPa。

圖4 三軸加載下全應力-應變關系曲線圖

由圖4可知，A組未填充試樣在圍壓分別為6 MPa和12 MPa時，峰值應力分別為33.60 MPa和36.36 MPa，峰后應力曲線跌落速度較快，表現出明顯的脆性特征，當圍壓為18 MPa和24 MPa時，試樣峰值應力分別為48.80 MPa和50.82 MPa，試樣屈服特征明顯，峰值強度表現為屈服平臺；B組填充10 MPa水泥試樣在不同圍壓下峰值強度分別為：52.02 MPa、58.01 MPa、60.59 MPa和66.12 MPa；C組填充15 MPa水泥試樣在不同圍壓下峰值強度分別為：40.23 MPa、61.46 MPa、68.47 MPa和83.73 MPa；D組填充20 MPa水泥試樣在不同圍壓下峰值強度分別為：52.56 MPa、66.48 MPa、72.54 MPa和80.52 MPa。隨著圍壓的增大，4組試樣的承載力和塑性變形均表現出增大趨勢。

填充試樣的應力-應變曲線與未填充試樣的應力-應變曲線相似，在圍壓較低的情況下也表現出明顯的應力下降現象。當填充試樣達到峰值強度時，雖然煤巖具有宏觀斷裂面，但煤巖碎片與填充材料緊密粘接，填充試樣的承載力是煤巖與填充材料之間的摩擦和煤巖內部裂隙摩擦共同作用的結果，提高了填充試件的強度。

3 厚煤層綜放開采不同寬度煤柱破壞數值分析

根據52M2工作面的地質條件和實際工程情況建立如圖5所示的UDEC數值模型，模型走向長度及高度分別為300 m、100 m，煤層和頂底板巖層共劃分為13層，在煤層兩側各設30 m的邊界保護煤柱以避免邊界效應的影響。模型四周控制x和y方向位移，底部約束z方向位移。沿x、y方向施加水平應力，側壓系數設定為1.2，沿z方向施加垂直應力，等效于上覆圍巖自重所產生的均布載荷。

為研究52M2工作面煤柱留設的合理寬度，對4 m、6 m、8 m、10 m、15 m不同寬度的煤柱分別基于Voronoi泰森多邊形塊體建立數值模型。同時在煤柱內部和幫部布設測點監測垂直應力和水平位移，研究煤柱的應力分布演化規律和承載能力，分析側向應力對煤柱穩定性的影響。在煤柱兩幫位置布置測點對兩幫水平位移量進行監測，定量分析煤柱變形破壞特征，以監測煤柱的變形破壞特征，然后對52M2工作面進行開挖，如圖5所示。

圖5 52M2工作面回采后煤柱變形破壞結果示意

3.1 不同寬度煤柱變形破壞特征

待模型運算平衡后，提取處理了不同寬度煤柱的變形破壞圖，如圖6所示。

圖6 煤柱變形破壞圖

由圖6可知，隨煤柱寬度增加，煤柱內部逐漸穩定，內部出現未破壞區域：

1) 當煤柱寬度為4 m時，煤柱變形破壞嚴重，出現泰森多邊形塊體垮落現象，煤柱區域泰森多邊形塊體出現大量擠壓變形，說明煤柱內部煤體出現變形破壞。

2) 當煤柱寬度為6～8 m時，煤柱兩幫變形較重，泰森多邊形塊體未出現垮落現象，煤柱中部區域泰森多邊形塊體出現變形較小，說明煤柱內部開始出現未破壞部分。

3) 當煤柱寬度為10 m時，煤柱恰位于峰值側向支承壓力作用區域，煤柱變形較為嚴重，兩幫部位泰森多邊形塊體脫落，巷道圍巖出現片幫現象，煤柱側圍巖穩定性較差，不利于巷道維護。

4) 當煤柱寬度為15 m時，泰森多邊形塊體變形不明顯，煤柱內部煤體已具有一定的穩定性，煤柱寬度的增大使得煤柱內部彈性核區的范圍增大，承載能力得到提高，但此時的煤柱寬度大，遺留煤炭資源多。

3.2 注漿加固煤柱變形破壞特征分析

注漿加固技術對控制煤柱變形及維持破碎煤層沿空巷道的穩定性效果顯著。煤柱的穩定性主要取決于掘巷后煤柱煤體的應力變化。采用注漿加固支護技術可有效提高煤柱穩定性，通過對煤柱幫部變形破壞所產生的裂隙注入漿液，將煤柱內部裂隙和煤體重新膠結，形成整體，充分發揮煤柱煤體的自承能力。

在現有錨桿支護方案下，對8 m煤柱和6 m煤柱進行模擬注漿加固，數值模擬結果如圖7所示。煤柱內部泰森隨機多邊形較為穩定，只有兩幫煤體部分產生較小變形，煤柱穩定性得以提升。

圖7 煤柱變形破壞特征圖

在UDEC數值模擬中，結合超細硫鋁酸鹽水泥力學參數對煤柱煤體力學參數進行修改。當外部載荷大于煤體強度，煤體抵抗變形破壞時，漿液凝固后所膠結的煤體固結體發揮其網絡骨架作用，使煤體更具韌性，且煤體殘余強度得到提高，抑制了煤體幫部裂隙向內部擴展，提高了煤柱穩定性。

3.3 注漿加固支護下煤柱應力與位移分布規律

煤體中裂隙經過注漿材料的填充，煤體強度增高，且塑性增強、脆性減弱。

在現有支護下，8 m和6 m煤柱注漿加固支護后的垂直應力對比見圖8。

采用注漿加固前，8 m煤柱中的垂直應力峰值為41.67 MPa，加固后8 m煤柱的垂直應力峰值為58.73 MPa，注漿加固使得煤柱垂直應力峰值提高了40.94%；加固前6 m煤柱中的垂直應力峰值為32.03 MPa，加固后6 m煤柱中垂直應力峰值增加為59.41 MPa；可見注漿加固使得煤柱垂直應力峰值提高了85.48%，表明超細硫鋁酸鹽水泥基注漿材料顯著提高了煤柱所能承受的峰值應力。

在超細硫鋁酸鹽水泥基材料注漿加固下，8 m和6 m煤柱幫的水平位移如圖9所示。

圖8 煤柱垂直應力對比曲線圖

由圖9知，注漿加固后，8 m煤柱左幫的最大水平位移為299 mm，相對于未注漿時最大水平位移減少了41.02%；6 m煤柱左幫最大水平位移為312 mm，相對于未注漿時最大水平位移減少了38.46%.在注漿加固方案下，6 m煤柱兩幫的位移量相對于8 m煤柱增加了13 mm，但煤柱仍然處于穩定狀態，且6 m煤柱和8 m煤柱的兩幫位移量相差較小，因此在選用超細硫鋁酸鹽水泥基材料注漿加固方案時，可留設6 m護巷煤柱。

圖9 煤柱幫水平位移對比曲線

4 厚煤層綜放開采煤柱變形破壞控制實測

當前，52M2工作面處于掘進結束但尚未回采階段，為分析在當前支護方案下8 m寬度煤柱的穩定性，以王莊礦開采深度相似的7105工作面為基礎開展了煤柱變形破壞現場工業試驗，從而為驗證綜放開采煤柱失穩破壞機理并控制煤柱的穩定性提供實測依據。在7105工作面煤柱側現場觀測了超前支護段內煤柱的破壞變形情況，如圖10所示。

圖10 7105工作面煤柱側風巷幫變形破壞圖

根據現場實測，在采場上端頭處，煤柱側巷幫及頂板雖有巖體破碎并有網兜出現，具有一定的變形破壞，但并不嚴重，如果變形加劇，可采用對穿錨索或注漿加固控制煤柱的失穩破壞，以保證窄煤柱的穩定性。7105工作面風巷圍巖的整體狀況如圖11所示。

在巷道掘進及工作面采動的雙重影響下，7105風巷超前支護段內寬度最大變形由4.5 m變形至3.8 m，降低僅約700 mm；巷道高度由3.2 m變形至2.8 m，降低約400 mm，煤柱兩幫煤柱變形量較小，煤柱整體變形量較小，變形破壞程度相對較小，巷道完整性較好，不影響現場的安全回采，并可滿足現場安全使用需求。

圖11 7105工作面風巷圍巖整體狀況