中厚煤層沿空留巷端頭頂板斷裂位置及巷旁支護強度研究

劉躍東

(1.中煤科工開采研究院有限公司，北京市朝陽區，100013;2.煤炭科學研究總院開采研究分院，北京市朝陽區，100013)

0 引言

沿空留巷是指采用一定支護技術，沿上一個工作面采空區邊緣保留原有巷道，供下一個工作面復用的一種無煤柱開采方式[1]。作為煤礦綠色開采的一種方式，沿空留巷技術已經在薄及中厚煤層大量應用。其中，留巷的成敗關鍵在于巷旁充填體的選擇。巷旁充填體最初采用木垛、單體支柱、矸石墻等被動支護方式[2]，這些方式無法控制頂板巖層移動，尤其當巷道高度變大時，此類型巷旁支護存在施工難度大、穩定性差、支撐能力弱等問題，因此限制了沿空留巷技術在中厚煤層中的推廣應用。目前巷旁支護主要有柔模混凝土墻、柔模高水墻、鋼管混凝土墩柱、套管高水墩柱等主動支護方式[3-6]，這些方式機械化水平高、施工速度快、留巷效果好。從巷旁充填體結構而言，混凝土墻體由不同配比的C20～C40混凝土構成主體結構，外側對拉錨桿和鋼筋梯子梁等護表構件形成外約束，高水墻體采用水灰比3∶1～1.5∶1的高水材料配制而成，墩柱采用鋼管和套管等外約束構件形成外部結構。

巷旁充填體強度的理論依據目前主要有分離巖塊力學模型、頂板傾斜力學模型、矩形疊加層板彎矩破壞力學模型、煤體極限平衡梁力學模型、彈性薄板力學模型等[7-11]。這些模型中的核心參數均與頂板斷裂線位置有關，因此學者對其進行了相關研究。

王紅勝[12]分析了頂板斷裂位置存在的4種情況，通過理論研究和數值模擬證明斷裂位置處于巷道頂板上方時，巷旁支護受力最大，頂板受壓變形可錨性差。張東升等[13-14]發現采用高強錨桿錨索主動支護與工字鋼棚被動支護相比，頂板斷裂線向采空區方向偏移，頂煤硬度的增加會實現頂板穩定承載，斷裂線偏向巷道內。文志杰等[15]通過“斷裂拱”和“應力拱”對充填體和煤體的受力時空特征分析，提出了煤體上方“內應力場”和“外應力場”的力學概念。柏建彪等[16]在傳統頂板“O-X”斷裂基礎上，得出了沿空留巷頂板“關鍵塊B”的斷裂位置和跨度。陳勇[17]分析了沿空留巷全生命周期內煤柱的受力和變形特點，提出頂板活動經歷3個階段，并根據“關鍵塊B”建立相應關鍵塊穩定模型。張農等[18]對不同階段采取分區治理手段，保證圍巖“大-小結構”穩定，其中小結構的范圍與斷裂線位置密切相關。殷帥峰等[19]采用無巷旁充填支護對沿空留巷頂板斷裂位置力學解析和數值計算，以剪應力最大確定斷裂位置。韓昌良等[20]采用爆破方式人工干預頂板斷裂位置，降低懸臂長度、減小附加載荷。

上述研究對頂板斷裂位置研究具有重要意義，但由于頂板斷裂位置不可見，大多采用理論分析、相似模擬和數值模擬等手段，現場通過打鉆方法確定斷裂線位置，施工難度大、觀測效果差。鑒于此，筆者以何家塔煤礦淺埋深中厚煤層為例，通過煤柱安設鉆孔應力計方式，反演頂板破裂過程中煤柱受力過程，從中確定頂板斷裂位置，進而得出合理巷旁支護強度。

1 工作面留巷情況介紹

何家塔煤礦主采煤層為5-2煤層，埋深86～245 m，平均156 m，煤厚2.6～3.6 m，平均煤厚3.2 m，煤層傾角1°～5°，直接頂為13.5 m厚的粉砂巖，零星分布粉砂巖、中粒砂巖，直接底為10 m厚的砂質泥巖，遇水強度降低，基本頂為中粒砂巖、砂質泥巖等中厚層狀穩定巖層。工作面頂底板柱狀見圖1。

圖1 頂底板柱狀

留巷巷道為50108工作面運輸巷，寬度5.5 m，高度3.2 m，在工作面側打設直徑800 mm混凝土墩柱，間距1.3 m，巷道支護斷面見圖2。

圖2 50108工作面運輸巷支護斷面

2 留巷頂板斷裂演化模型

根據地質資料，何家塔煤礦50108工作面直接頂屬于淺埋、厚硬頂板，當其來壓破斷后，斷裂位置一般處于巷道實體煤柱上方，同時其懸臂長度較長，會出現分次斷裂情況，需對其破斷演化過程進行分析。

2.1 工作面超前來壓

工作面來壓階段為沿空留巷第二階段，第一階段為掘巷階段，巷道變形不大，變形量可忽略。受超前支承壓力的作用，沿空留巷巷道煤柱側壓力開始增加，此時未超過煤體極限強度，煤柱側應力峰值不斷增加，見圖3(a)。

2.2 工作面滯后一次斷裂

隨著工作面不斷推進，頂板開始彎曲下沉，形成三邊固支、一邊懸空的薄板，在滯后工作面周期來壓步距內，發生“O-X”破斷，由于頂板較為堅硬，頂板斷裂的位置位于實體煤柱側，此時煤壁已經發生屈服破壞，進入塑性區并產生“內應力場”，煤柱的壓力會發生一次突降。根據懸臂梁理論，在懸臂鉸結點處力矩為0，此時對下方煤柱的壓力最低。因此，壓力下降的位置為頂板斷裂的位置，見圖3(b)，根據破斷后形成的“弧形三角塊”，可根據式(1)計算出關鍵塊B的結構參數：

(1)

式中：S1——內應力場，m；

h——采高，取3.2 m；

A——側壓系數，取0.3；

K——應力集中系數，取2；

γ——上覆巖層平均體積力，25 MN/m3；

M——埋深，取156 m；

c0——煤體內聚力，取0.5 MPa；

φ0——煤體內摩擦角，取27°；

P——煤幫支護強度，取0.15 MPa。

根據計算可得，內應力場S1大小為2.4 m。根據現場經驗，關鍵塊B的側向長度L近似等于周期來壓步距，何家塔工作面實測周期來壓步距為11～15 m，因此L大小介于11～15 m。

2.3 工作面滯后二次斷裂

在工作面發生周期性破斷后，采空區矸石、巷旁墩柱、巷內支護、煤體共同承擔頂板壓力。當巷旁支護體強度較大時，頂板主要為“限定變形”，當支護體強度較小時，頂板主要為“給定變形”。在更高層位巖層垮落壓力加載下，基本頂關鍵塊B會發生斷裂，高強高剛度巷旁充填體支撐會起到切頂作用。此時關鍵塊B的長度減小，破斷為B1和B2，煤柱的載荷會發生二次降低。因此，對煤柱壓力進行監測，可得出頂板二次斷裂的時機和位置見圖3(c)。

注: 頂板發生“O-X”破斷，破斷成A、B、C三塊。A塊處于實體煤柱上方，B快處于巷道上方，C塊處于采空區上方。 S1為內應力場，S2為應力升高區，S3為應力降低區圖3 留巷頂板斷裂結構

3 巷旁支護載荷與強度計算

3.1 巷旁支護阻力計算

傳統的“分離巖塊法”計算巷旁載荷，表示沿空留巷巷旁充填體上方4倍采高范圍內分離巖塊的重量構成了巷旁充填體荷載，更高層位沒有力的傳遞。其優點為參數少，在薄及中厚煤層應用較廣，缺點為假設斷裂位置在煤壁側，未考慮斷裂位置和實體煤柱的支撐。根據沿空留巷力學模型(圖4)，可由式(2)計算出實際載荷：

圖4 沿空留巷力學模型

式中：q原——傳統巷旁支護強度，kN/m；

H——直接頂厚度，一般為4倍采高，m；

θ——破斷角，取26°；

bB——留巷后寬度，取4.7 m；

x——巷旁支護寬度，取0.8 m；

bc——懸頂長度，取4.5 m；

h——煤層厚度，m；

γ——上覆巖層平均體積力，取25 MN/m3。

考慮實體煤柱支撐，根據力矩和力平衡，建立的方程見式(3)、式(4)和式(5)：

式中：qx——改進巷旁支護強度，kN/m；

bM——斷裂線進入實體煤柱位置，m；

σ——煤體承載強度，kN/m2；

Q——上方巖層對分離巖塊的載荷，kN/m2。

根據上述公式，當bM為0時，Q為γ×4h時，上述推導公式(4)和傳統“分離巖塊法”公式(1)計算的結果一致。

根據理論計算，qx為4 790 kN/m，巷旁墩柱為不連續支護，墩柱中對中距離為1.3 m，因此墩柱載荷為6 227 kN，當考慮動載1.2倍系數后，需要承擔載荷7 473 kN。

3.2 巷旁支護強度實測

為了測試墩柱的極限強度，制作直徑800 mm、高度3 000 mm的混凝土墩柱，主體結構C30等級混凝土，外部結構采用高強約束套管，在煤炭科學研究總院采育園區國家重點實驗室進行1∶1測試(圖5)，試驗機壓力可達20 000 kN，壓力機采用位移加載方式，位移控制速率為10 mm/min，墩柱受力與變形曲線如圖6所示。

圖5 墩柱試驗

圖6 墩柱受力與變形曲線

從圖6可以看出，墩柱加載會呈現“全應力應變”曲線，尤其是存在峰后殘余強度，這與傳統混凝土呈現脆性破壞不同，主要原因為外部采用剛性套管約束，保證了殘余承載能力。當變形為46 mm時，強度達到8 030 kN，此時內部出現破壞，但整體性較好。在峰后段，出現套管變皺、頂部漲大現象，主要與頂板應力集中有關，中下部并未發生破壞。因此，后續頂部應該加強設計，最終墩柱殘余變形達160 mm。

4 留巷頂板壓力現場監測

4.1 煤柱應力計監測

為了監測煤柱側壓力變化，在不同位置、不同深度安裝鉆孔應力計，在距工作面1 900 m和1 850 m位置處安裝不同深度(3 m、6 m、9 m、11 m)鉆孔應力計，每個鉆孔間距為2 m，在距工作面1 800 m和1 750 m位置處安裝不同深度(2 m、5 m、8 m、11 m)鉆孔應力計，每個鉆孔間距也為2 m。工作面推進方向為1 900 m→1 750 m。鉆孔應力計安裝如圖7所示，不同位置鉆孔應力計受力如圖8所示。

圖7 鉆孔應力計安裝

圖8 不同位置鉆孔應力計受力情況

圖8中橫坐標數值負值代表滯后工作面，正值代表超前工作面。由于9 m、11 m深度的鉆孔應力計應力變化不大，因此不重點分析。從圖8可以得出以下結論。

(1)受超前支承壓力的作用，沿空留巷巷道煤柱側壓力從25 m處開始增加，工作面超前壓力并不大，應力上升較慢，主要影響階段為滯后段。距工作面1 900 m位置處由于處在7聯巷交叉口，受超前影響較早、較大，在超前工作面70 m處，3 m深度的鉆孔應力計有應力增加。

(2)除距工作面1 900 m位置處鉆孔外，所有3 m深度的鉆孔來壓系數均大于6 m深度的鉆孔來壓，3 m位置處應作為支護的主控區。

(3)以距工作面1 900 m位置處鉆孔為例，3 m鉆孔應力計在滯后工作面6 m出現應力第一次下降，表明端頭頂板在煤柱3 m處發生斷裂；3 m、9 m鉆孔應力計在滯后工作面43 m處應力第二次下降，表明發生二次斷裂，兩次斷裂間距37 m。

以距工作面1 800 m位置處鉆孔為例，煤柱2 m深度的鉆孔應力計在滯后工作面5 m處出現應力第1次下降，表明端頭頂板在2 m處發生斷裂；2 m、5 m、9 m深度的鉆孔應力計在滯后工作面46 m處應力第2次下降，表明發生2次斷裂，2次斷裂間距41 m。

以距工作面1 750 m位置處鉆孔為例，煤柱2 m深度的鉆孔應力計在滯后工作面0 m處出現應力第1次下降，表明端頭頂板在2 m處發生斷裂；2 m深度的鉆孔應力計在滯后工作面32 m處應力第2次下降，表明發生2次斷裂，2次斷裂間距32 m。

對比3 m和2 m深度的鉆孔應力計變化規律，說明距離煤壁幫越近，滯后壓力影響越大，產生破壞的時機越提前。

(4)3 m和2 m深度的鉆孔應力計在應力降低后，應力會繼續上升，說明煤柱進入塑性區，依然可以承載。一方面與何家塔煤礦煤體較為堅硬有關，在加卸載作用下，在錨桿等護表構件側向約束作用下，煤體即使破碎仍能保持塊狀，實現有效承載。另一方面與整體支護系統有效有關，巷內強力錨桿錨索、單元支架、巷旁強力墩柱，共同組成穩定性較高的支護系統。

(5)根據鉆孔應力計后續監測，應力在巷道150 m后開始穩定，說明頂板活動穩定范圍在滯后工作面150 m，按照10 m/d推進度計算，滯后影響期為15 d。

4.2 墩柱應力計監測

為了證明頂板的分次斷裂，對巷旁支護墩柱的受力進行大量監測，現場采用KSE-II型測力計，為了保護油壓枕，加工保護裝置并置于墩柱頂部和頂板之間，在混凝土泵注過程中完成安裝。現對主要出現的2種受力形式進行分析，如圖9所示。

圖9 現場墩柱受力曲線

(1)混凝土墩柱經歷了“增-減-增”3個階段，墩柱的受力與頂板的活動密切相關。圖9(a)的壓力曲線出現次數較多，根據頂板的活動規律，呈現相應的受力特征，圖9(b)壓力曲線出現次數較少，分析可能原因為施工接頂效果較差，前期由相鄰接頂效果好墩柱承載，后期相鄰墩柱產生讓壓后，開始起主要承載功能。

(2)以距工作面1 815 m位置處墩柱為例，在滯后工作面39 m處達到峰值應力7 000 kN，隨后壓力下降至4 750 kN。說明在39 m處，上覆巖層的載荷導致端頭頂板的二次斷裂。由于墩柱滯后打設，未能捕捉到第一次斷裂過程。

(3)以距工作面1 840 m位置處墩柱為例，在滯后工作面120 m處墩柱達到峰值應力3 000 kN，隨后壓力下降至1 850 kN，說明在120 m處，更高層位的頂板仍會破斷，破斷后頂板懸臂梁長度降低，墩柱受力降低。最終壓力達到8 500 kN，現場墩柱并未破壞，說明承載能力至少在8 500 kN以上。

5 結論

結合何家塔煤礦50108工作面頂板結構，根據理論分析和現場實測，確定了沿空留巷端頭頂板斷裂位置，得出了以下沿空留巷規律：

(1)通過“O-X”理論，計算得出破斷位置在實體煤柱側2.4 m，現場以鉆孔應力計讀數降低的位置作為破斷位置，實測破斷位置在2～3 m；

(2)根據理論計算墩柱載荷為7 473 kN，實驗室1∶1比例測試強度為8 030 kN，在剛性約束套管作用下，墩柱呈現塑性破壞特征；

(3)根據煤柱應力計2次讀數降低，反演頂板2次破斷過程，通過巷旁支護墩柱應力變化驗證此過程，破斷間距為32～41 m；

(4)巷旁墩柱經歷2～3次應力變化，當墩柱強度快速上升時，能夠有效承擔頂板壓力，頂板破斷回彈后，墩柱壓力也發生下降；在滯后工作面120 m處，更高層位的頂板仍會破斷，同樣會引起壓力的下降。