牛滕沖，王方田，王文林，邵棟梁

( 1. 中國礦業(yè)大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院，江蘇 徐州 221116；2. 中國礦業(yè)大學(xué) 煤炭資源與安全開采國家重點實驗室，江蘇 徐州 221116；3. 陜西華彬煤業(yè)股份有限公司，陜西 咸陽 713500 )

隨著我國煤炭開采向深部轉(zhuǎn)移，采煤環(huán)境日趨復(fù)雜，因煤柱失穩(wěn)導(dǎo)致的沖擊地壓及采空區(qū)瓦斯、水泄漏等災(zāi)害頻發(fā)，煤柱穩(wěn)定性問題已經(jīng)嚴(yán)重制約了煤礦安全高效開采[1-3]。

針對煤柱失穩(wěn)問題，諸多學(xué)者進行了相關(guān)研究。鞠金峰[4]等提出工作面出煤柱階段上方關(guān)鍵塊體的回轉(zhuǎn)失穩(wěn)是煤柱沖擊動載的力源；李振雷[5]等將斷層煤柱型沖擊分為斷層活化型、煤柱破壞型和耦合失穩(wěn)型；秦四清[6]等建立了煤柱-頂板系統(tǒng)脆性失穩(wěn)非線性動力學(xué)模型，提出了系統(tǒng)穩(wěn)定性判別準(zhǔn)則；謝和平[7-8]等研究了巖體破壞的能量機制，提出巖石損傷是能量耗散的結(jié)果，能量釋放是引發(fā)巖石整體突然破壞的內(nèi)因；朱德福[9]等采用重整化群方法建立了淺埋房式煤柱失穩(wěn)概率密度函數(shù)并解出失穩(wěn)臨界概率；楊永杰[10]等通過加、卸載試驗得出了高圍壓下煤樣卸荷破壞更為劇烈且更具突發(fā)性；王連國[11]等利用突變學(xué)理論建立煤柱失穩(wěn)勢函數(shù)，得出煤柱失穩(wěn)臨界值以及發(fā)生失穩(wěn)的充要條件；王方田[12]等基于突變理論建立了房式煤柱穩(wěn)定性尖點突變模型，分析了淺埋煤層房式開采遺留煤柱突變失穩(wěn)規(guī)律；張明[13]等探討了厚硬巖層-煤柱失穩(wěn)的力學(xué)判據(jù)；解興智[14]研究了房柱式采空區(qū)煤柱尺寸對采空區(qū)穩(wěn)定性的影響，建立了淺埋煤層房柱式采空區(qū)頂板-煤柱群系統(tǒng)數(shù)學(xué)分析模型；胡炳南[15]分析了側(cè)向壓力對增加煤柱強度的機理問題。

在煤柱穩(wěn)定性控制方面，李學(xué)華[16]等分析了影響窄煤柱變形的關(guān)鍵因素，提出了對于軟弱煤層采用注漿加固或錨桿+鋼絞線桁架的支護方式；李臣[17]等針對回撤通道貫通圍巖失穩(wěn)問題提出了回撤通道合理煤柱尺寸留設(shè)配合加強支護的控制技術(shù)，現(xiàn)場效果明顯；張洪偉[18]等針對煤柱側(cè)向約束弱化問題，提出了窄煤柱注漿充填、加固的方法并在現(xiàn)場進行應(yīng)用，防控效果明顯；任帥[19]等研究了充填工作面煤柱穩(wěn)定性問題，提出了錨桿錨網(wǎng)聯(lián)合支護及煤柱注漿封堵技術(shù)；何文瑞[20]等針對堅硬頂板窄煤柱沿空煤巷提出了“錨索槽鋼組合結(jié)構(gòu)+不對稱錨索桁架結(jié)構(gòu)+幫部高強度錨桿索與雙層金屬網(wǎng)組 合+底板卸壓槽+煤柱注漿+水力切頂”的聯(lián)合控制技術(shù)，有效地控制了沿空煤巷的穩(wěn)定性。

上述研究多從應(yīng)力角度進行分析，鮮少涉及區(qū)段煤柱聚能失穩(wěn)方面的研究。本文以蔣家河煤礦ZF211工作面25 m區(qū)段煤柱為研究背景，采用理論分析、數(shù)值模擬和現(xiàn)場實測等方法，從能量角度對區(qū)段煤柱失穩(wěn)關(guān)鍵因素進行了研究，提出了對應(yīng)的防治措施，旨在為解決煤柱失穩(wěn)問題提供相關(guān)理論參考，從而實現(xiàn)安全高效開采。

1 工程背景

蔣家河煤礦ZF211工作面開采4煤層，平均煤厚10.26 m，平均傾角6°，工作面寬度150 m，埋深580～620 m，單側(cè)采空，另一側(cè)已形成備采面，留設(shè)25 m寬區(qū)段煤柱。工作面布置如圖1所示。

圖 1 工作面布置Fig. 1 Working face layout

鉆孔柱狀如圖2所示。由圖2可知，工作面煤層上方存在10.05 m細砂巖?；夭蛇^程中煤柱側(cè)幫臌明顯，托盤被擠彎( 圖3 )。從2020-10-01—31工作面月度微震監(jiān)測圖( 圖4 )可以看出，微震事件分布中以低能量為主，ZF211回風(fēng)巷側(cè)煤柱小能量事件比較密集，較大能量事件也較為集中，主要發(fā)生在煤柱幫部。

圖2 工作面綜合柱狀圖Fig. 2 Comprehensive histogram of working face

圖3 工作面煤柱變形Fig. 3 Deformation of coal pillar in working face

圖 4 工作面月度微震分布Fig. 4 Monthly microseismic distribution of working face

2 煤柱極限能量分析

2.1 區(qū)段煤柱彈性區(qū)極限破壞能分析

對于特定地質(zhì)條件，影響煤體強度的內(nèi)在因素( 如彈性模量、內(nèi)摩擦角等 )已經(jīng)固定，但是煤柱不同位置煤體的受力條件卻不完全相同，在不同的受力環(huán)境下煤體極限能量也不同，圍壓越高極限破壞能也越高。下文分析區(qū)段煤柱極限破壞能與側(cè)向( 煤柱寬度方向 )應(yīng)力關(guān)系。

煤巖體單位體積儲存彈性能Ee與其應(yīng)力狀態(tài)有關(guān)，表達式為

式中，E為彈性模量，MPa；μ為泊松比；σ1，σ2，σ3分別為第1，第2和第3主應(yīng)力，MPa。

當(dāng)煤巖體發(fā)生剪切破壞時，其應(yīng)力關(guān)系符合摩爾庫侖準(zhǔn)則，即

式中，φ為內(nèi)摩擦角，( ° )；C為黏聚力，MPa。

區(qū)段煤柱長度遠大于寬度，長度方向受約束無應(yīng)變，為平面應(yīng)變問題，應(yīng)力分布滿足

煤體極限能量Es為其發(fā)生剪切破壞時的能量，聯(lián)立式( 1 )～( 3 )可得Es為

式中，α=-2μ2+μ(sin2φ-1)+1+sin2φ，β=Ccosφ[-2μ2+μ( sinφ-1 )+1+sinφ]。

由式( 4 )可知，煤巖體極限能量Es為σ3的二次函數(shù)；二次項系數(shù)和一次項系數(shù)均為μ的二次函數(shù)，μ∈( 0，0.5 )；根據(jù)二次函數(shù)相關(guān)知識可得α，β均大于0；Es隨σ3的增大而增大，當(dāng)σ3為0時，Es=( 1-μ)Ec，Ec為單軸條件下極限破壞能。

代入蔣家河煤礦相關(guān)數(shù)據(jù)C=1.2 MPa，E=2.2 GPa，φ=30°，μ=0.3，得出函數(shù)關(guān)系如圖5所示。

圖5 極限彈性能密度與側(cè)向應(yīng)力函數(shù)關(guān)系Fig. 5 Relationship between ultimate elastic energy density and lateral stress function

當(dāng)區(qū)段煤柱彈性區(qū)內(nèi)煤體儲存彈性能Ee大于極限破壞能Es時，煤體發(fā)生失穩(wěn)，即煤柱彈性區(qū)煤體失穩(wěn)能量判據(jù)為

式中，Ed為動載作用于煤體能量，J。

區(qū)段煤柱彈性區(qū)任一坐標(biāo)點極限破壞能是關(guān)于側(cè)向應(yīng)力σ3的函數(shù)，2.2節(jié)主要對側(cè)向應(yīng)力進行分析。

2.2 區(qū)段煤柱側(cè)向應(yīng)力分布

隨著工作面的推進，原本承載頂板載荷的煤體被采出，造成煤柱應(yīng)力集中，由外向內(nèi)依次形成破碎區(qū)、塑性區(qū)和彈性區(qū)。煤柱應(yīng)力分布如圖6所示。

圖6 煤柱應(yīng)力分布示意Fig. 6 Schematic diagram of coal pillar stress distribution

區(qū)段煤柱側(cè)向分別為采空區(qū)和巷道，或兩端均為采空狀態(tài)，側(cè)向應(yīng)力的來源主要有以下幾方面：頂?shù)装迥Σ亮，即頂?shù)装鍘r層對煤柱的摩擦作用；采空區(qū)矸石的側(cè)向壓力F，蔣家河煤礦煤層為近水平煤層，結(jié)合頂板關(guān)鍵塊體支撐作用，煤柱采空側(cè)邊緣矸石積聚程度有限，矸石側(cè)壓遠小于摩擦力，因此忽略矸石側(cè)壓。煤柱幫部側(cè)向錨桿支護，其作用是錨固邊緣煤體，形成錨固帶，側(cè)向支護力F1大小相同，作用方向相反，支護阻力屬于煤柱內(nèi)力。因此認(rèn)為煤柱側(cè)向主要受頂?shù)装迥Σ亮的作用。

區(qū)段煤柱切向應(yīng)力在極限平衡區(qū)和彈性區(qū)內(nèi)分布不同，極限平衡區(qū)內(nèi)切向應(yīng)力[21]為

式中，C0為煤層黏聚力，MPa；0φ為煤層內(nèi)摩擦角，( ° )；Px為煤幫的支護阻力，MPa；λ為側(cè)壓系數(shù)；m為煤厚，m。

建立蔣家河煤礦區(qū)段煤柱彈性區(qū)側(cè)向應(yīng)力計算模型，如圖7所示。圖中，坐標(biāo)原點o為煤柱寬度方向中點，l為1/2煤柱寬度；x1為1/2彈性區(qū)寬度。

圖7 側(cè)向應(yīng)力計算模型Fig. 7 Calculation model of lateral stress

煤柱內(nèi)彈性區(qū)應(yīng)力分布滿足常體力相容方程：

式中，Ф為應(yīng)力函數(shù)。

x方向主應(yīng)力為

式中，fx為x方向的體積力。

x方向無體積力，即fx=0，式( 8 )對y積分得

式中，f(x)，f1(x)為x的待定函數(shù)。

將式( 10 )代入相容方程( 7 )得

對微分方程( 11 )求解得

式中，A，B，D，E，G為待定系數(shù)；f(x)的常數(shù)項、f1(x)的常數(shù)項和一次項不影響各向應(yīng)力分量，將其約略。

將式( 12 )代入式( 10 )可得

由應(yīng)力函數(shù)求得切應(yīng)力分量為

代入邊界條件：

( 1 ) 區(qū)段煤柱應(yīng)力滿足軸對稱分布，得出B=0；

( 2 )x=0時煤柱與頂板之間切應(yīng)力為0，代入可得D=0；

( 3 ) 在彈塑性邊界x=x1處，Px=0，將其代入式( 6 )可得切向應(yīng)力為

將邊界條件代入式( 14 )可得

求得彈性區(qū)內(nèi)切向應(yīng)力為

煤柱彈性區(qū)內(nèi)單位長度所受側(cè)向應(yīng)力為其切向應(yīng)力在寬度方向的積分，即

求得彈性區(qū)側(cè)向應(yīng)力為

式中，x∈( 0，x1)。

煤柱側(cè)向應(yīng)力分布為

側(cè)向應(yīng)力主要有以下特征：應(yīng)力分布為分段函數(shù)，其中塑性區(qū)呈指數(shù)函數(shù)形式，彈性區(qū)呈三次冪函數(shù)形式。代入λ=0.8，l=12.5 m。以煤柱寬度中點為坐標(biāo)原點，繪制不同塑性區(qū)寬度條件下側(cè)向應(yīng)力沿煤柱寬度分布圖，如圖8所示。

圖8 側(cè)向應(yīng)力分布函數(shù)Fig. 8 Diagram of lateral stress distribution function

煤柱寬度一定時，不同塑性區(qū)寬度下，側(cè)向應(yīng)力分布大小不同。塑性區(qū)寬度分別為3，4，5，6 m時，對應(yīng)應(yīng)力峰值為10.34，12.53，14.98，17.64 MPa。應(yīng)力增速從煤柱兩端向中間呈先增大后減小的趨勢，圖形拐點為彈塑性區(qū)臨界點，此處達到最大切應(yīng)力。

2.3 區(qū)段煤柱彈性區(qū)極限能量分布

聯(lián)立式( 4 )和( 19 )，求得煤柱彈性區(qū)極限彈性能沿煤柱寬度分布表達式為

影響煤柱彈性區(qū)極限彈性能分布的開采技術(shù)因素主要有l(wèi)，x1，結(jié)合蔣家河煤礦具體工程實例，分別考慮下面兩種情況下區(qū)段煤柱能量分布：煤柱寬度25 m，塑性區(qū)范圍分別為3，4，5，6 m；塑性區(qū)范圍4 m，煤柱承載寬度為10，15，20，25，30 m。具體能量分布如圖9所示。

圖 9 區(qū)段煤柱彈性區(qū)極限能量分布Fig. 9 Ultimate energy distribution of elastic zone in coal pillar

煤柱彈性區(qū)極限彈性能密度在不同塑性區(qū)范圍的分布有以下規(guī)律：分布形態(tài)呈“上凸型”，與側(cè)向應(yīng)力分布類似。大小隨塑性區(qū)范圍的增加而增大，塑性區(qū)范圍為3，4，5，6 m時，對應(yīng)極限彈性能密度初始值為0.05，0.10，0.16，0.25 MJ/m3，峰值為0.21，0.30，0.41，0.56 MJ/m3。不同塑性區(qū)范圍條件下初始彈性能密度值都位于沿邊能量趨勢線之上，趨勢線的數(shù)學(xué)表達為式( 20 )(x1≤x＜l)部分與式( 4 )聯(lián)立所得。

對于塑性區(qū)固定為4 m條件下，煤柱彈性區(qū)極限彈性能密度分布規(guī)律為隨煤柱寬度的增大而增大，煤柱寬度為10，15，20，25，30 m時，對應(yīng)極限彈性能峰值為0.11，0.17，0.23，0.30，0.38 MJ/m3。彈性能密度初始值相同，峰值不同?？梢姡S著煤柱承載寬度降低，極限能量也隨之降低，此時煤柱處于不穩(wěn)定狀態(tài)。

3 區(qū)段煤柱側(cè)向應(yīng)力及能量分布模擬

3.1 數(shù)值計算模型的建立

基于蔣家河煤礦ZF211工作面地質(zhì)生產(chǎn)條件，構(gòu)建FLAC3D模型，如圖10所示。模型x×y×z為走向405 m×傾向260 m×高110 m，工作面寬150 m，埋深600 m，推進長度150 m。煤層采厚10.26 m，考慮到邊界效應(yīng)，留設(shè)邊界煤柱40 m。工作面推進150 m，固定底部及四周位移為0，上部施加載荷為15 MPa。開挖順序依次為上區(qū)段工作面，ZF211工作面兩巷道，最后為ZF211工作面。在ZF211工作面后方10，30，50，100 m處布置測線，監(jiān)測應(yīng)力數(shù)據(jù)，采用摩爾庫侖破壞準(zhǔn)則，計算參數(shù)見表1。

圖10 數(shù)值模型剖面Fig. 10 Numerical model profile

表1 煤巖物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of coal rock

3.2 區(qū)段煤柱塑性區(qū)發(fā)育特征

工作面后方不同位置區(qū)段煤柱塑性區(qū)發(fā)育如圖11所示。

圖11 煤柱塑性區(qū)發(fā)育Fig. 11 Development of coal pillar plastic zone

工作面后方不同位置區(qū)段煤柱塑性區(qū)發(fā)育形態(tài)及范圍均不同，主要表現(xiàn)為：形態(tài)上隨工作面推進從拱形向矩形過渡；范圍隨滯后工作面距離的增大逐漸增加，工作面后方10，30，50，100 m處區(qū)段煤柱采動側(cè)塑性區(qū)范圍為4.3，4.7，5.2，5.6 m，臨空側(cè)對應(yīng)為4.7，5.2，5.5，5.7 m。煤柱采動側(cè)塑性區(qū)發(fā)育滯后臨空側(cè)，這是由于臨空側(cè)煤柱已經(jīng)受到一次采動影響，二次采動會加劇臨空側(cè)煤柱的塑性損傷程度。

3.3 區(qū)段煤柱側(cè)向應(yīng)力分布

區(qū)段煤柱側(cè)向應(yīng)力是保證其穩(wěn)定性的關(guān)鍵因素，滯后工作面不同距離處側(cè)向應(yīng)力模擬結(jié)果如圖12所示。

圖12 區(qū)段煤柱側(cè)向應(yīng)力分布Fig. 12 Lateral stress distribution of coal pillar

模擬結(jié)果與理論分析在以下方面對應(yīng)：模擬區(qū)段煤柱側(cè)向應(yīng)力形態(tài)與理論形態(tài)近乎相同，都呈“上凸型”分布；在塑性區(qū)范圍分別為4.3，4.7，5.2，5.6 m時，側(cè)向應(yīng)力峰值分別為13.51，14.47，15.17，15.72 MPa。對照理論分析，塑性區(qū)為4，5，6 m時，側(cè)向應(yīng)力峰值為12.53，14.98，17.64 MPa，表明模擬結(jié)果符合理論計算結(jié)果；側(cè)向應(yīng)力增速從區(qū)段煤柱兩端向中間呈先增大后減小的趨勢。不同位置煤柱兩端側(cè)向應(yīng)力存在重合區(qū)域，符合理論分析中側(cè)向應(yīng)力增速變化規(guī)律。

3.4 區(qū)段煤柱能量分布

將各向應(yīng)力的數(shù)值計算結(jié)果代入式( 1 )和( 4 )，得出區(qū)段煤柱滯后工作面不同位置處儲存能量和極限能量分布，如圖13所示。

圖13 區(qū)段煤柱彈性能及極限能量對比Fig. 13 Comparison of elastic energy and ultimate energy of coal pillar

由圖13可知，ZF211工作面區(qū)段煤柱彈性能密度呈“雙峰型”分布，從兩幫向中間先增大后減小最后趨于穩(wěn)定，峰值點位于彈塑性交界處。彈性區(qū)內(nèi)儲存能量低于極限能量，表明彈性區(qū)相對穩(wěn)定。隨著滯后工作面距離的增大，兩側(cè)能量峰值逐漸增高，在工作面后方10，30，50，100 m處，臨空側(cè)能量峰值分別為0.19，0.23，0.24，0.27 MJ/m3，采動側(cè)能量峰值分別為0.13，0.19，0.22，0.25 MJ/m3。兩端塑性區(qū)內(nèi)應(yīng)力代入式( 4 )得到極限能量趨勢線，極限能量曲線只能反映彈性區(qū)內(nèi)的極限能量，塑性區(qū)煤體不符合彈性力學(xué)理論，因此對塑性區(qū)并不適用，煤柱兩側(cè)區(qū)域內(nèi)煤體儲存能量高于極限能量趨勢線，恰恰證明此區(qū)域為塑性區(qū)。

4 區(qū)段煤柱聚能失穩(wěn)機制

針對蔣家河煤礦25 m區(qū)段煤柱，結(jié)合不同位置煤柱能量分布規(guī)律，將區(qū)段煤柱發(fā)生沖擊失穩(wěn)分為兩種形式：① 煤柱局部失穩(wěn)沖擊；② 煤柱大范圍連鎖失穩(wěn)沖擊。具體如圖14，15所示。

由第2，3節(jié)的分析可知，彈塑性交界處煤柱彈性能與極限能量相等，隨著煤柱有效承載寬度的減小，煤柱極限能量隨之減小，而煤柱彈性能隨之增大。在此過程中彈塑性交界處最先滿足能量判據(jù)發(fā)生失穩(wěn)，失穩(wěn)顯現(xiàn)主要在煤柱幫部。煤柱局部沖擊初始塑性范圍較小，由3.4節(jié)可知，煤柱破碎區(qū)儲能較低為低儲能區(qū)，臨空側(cè)彈塑性交界區(qū)域儲能較高，為高儲能區(qū)。煤幫儲存能量較低但是已經(jīng)達到飽和。動載擾動下，幫部煤體的平衡狀態(tài)被打破，發(fā)生沖擊。沖擊顯現(xiàn)的過程中煤柱有效承載寬度減小，煤柱極限能量Es降低，儲存彈性能Ee增高，煤柱內(nèi)彈塑性臨界區(qū)域滿足失穩(wěn)判據(jù)( 如圖14( b )所示 )，釋放彈性能，最終達到新的穩(wěn)定狀態(tài)。由于煤柱的損傷范圍較小，能量多耗散于裂隙產(chǎn)生、擴展和塑性變形，因此失穩(wěn)范圍較小，屬于局部沖擊。

圖14 局部失穩(wěn)沖擊Fig. 14 Local instability shock

圖15 連鎖失穩(wěn)沖擊示意Fig. 15 Schematic of interlocking instability shock

煤柱連鎖失穩(wěn)沖擊經(jīng)歷兩個過程。首先是損傷累積階段，相比局部沖擊，煤柱連鎖沖擊初始塑性區(qū)范圍相對較大，彈性能更加集中，兩幫至中間依次從低儲能區(qū)向高儲能區(qū)過渡。在動載擾動下誘發(fā)煤柱沖擊過程中，由于煤柱初始塑性區(qū)較大，煤柱有效承載寬度減少更多，加劇了彈性區(qū)側(cè)向卸荷幅度，發(fā)生沖擊時儲存能量與極限能量差相較局部沖擊更多，連鎖引發(fā)更深部分彈性區(qū)煤體失穩(wěn)，沖擊顯現(xiàn)更為劇烈。最終煤柱達到新的平衡狀態(tài)時，有效承載寬度明顯減小，應(yīng)力向內(nèi)部集中，二次沖擊危險性增大。

5 現(xiàn)場防控應(yīng)用

5.1 防控技術(shù)

上述研究發(fā)現(xiàn)，煤柱側(cè)向應(yīng)力、有效承載寬度是影響煤柱穩(wěn)定性的主要內(nèi)在因素，外部動載荷擾動、靜載荷集中是煤柱失穩(wěn)的主要因素。因此，針對蔣家河煤礦工程實際，其主要防治策略為：“加固煤幫、頂板治理、弱化靜載集中”，防治方法為：

( 1 ) 頂板深孔爆破

動載荷擾動主要來源于頂 板，對于頂板活動顯著的區(qū)域采取深孔爆破方法，源頭切斷動載源。預(yù)裂步距設(shè)計為20 m( 小于周期來壓步距 )，超前工作面距離不低于150 m。巷道兩側(cè)施工鉆孔，孔深達到上覆細砂巖頂端，實體煤側(cè)施工3組鉆孔，孔間距1.2～2.4 m，角度分別為35°，50°，65°，長度分別為59，44，37 m，煤柱側(cè)施工1組鉆孔角度為65°，長度為37 m。上部細砂巖部分全部裝藥，裝藥方式為正向不耦合裝藥，炸藥線裝藥密度為3 kg/m，封孔長度不低于15 m。頂板深孔爆破示意如圖16所示。

圖16 頂板深孔爆破示意Fig. 16 Diagram of deep hole roof blasting

( 2 ) 大直徑卸壓鉆孔

大直徑鉆孔能有效降低煤柱應(yīng)力集中程度，蔣家河煤礦25 m煤柱卸壓主要采取此方法，鉆孔直徑為113 mm，鉆孔深度20 m，孔口距底板0.5～1.5 m，超前工作面不低于200 m，弱、中、強危險區(qū)域鉆孔間距分別為3，2，1 m，卸壓孔施工后進行封孔。

( 3 ) 加強支護

加強支護能夠保障煤柱有效承載寬度，減緩損傷累積。蔣家河煤礦ZF211工作面運輸巷幫部采用φ22 mm×2 400 mm螺紋鋼錨桿配合錨網(wǎng)支護，錨桿3排布置，錨固力不低于120 kN，扭矩不低于400 N·m，間排距900 mm×1 100 mm。在此基礎(chǔ)上工作面回風(fēng)巷兩幫及頂板均補加2排φ22 mm×4 300 mm錨索加強支護，間排距為1 800 mm×1 050 mm。巷道支護斷面如圖17所示。

圖17 巷道支護斷面Fig. 17 Roadway support sectional layout

5.2 效果檢驗

5.2.1 微震檢驗

選取蔣家河煤礦防控前后30 d內(nèi)微震日釋放能量繪制曲線，如圖18所示。

圖18 微震日釋放能量Fig. 18 Microseismic day energy release

可以看出，采用防控技術(shù)后微震能量有明顯降低，防控前微震平均日釋放能量為55.78 kJ，防控后降低為34.21 kJ，降低幅度約38.7%，表明防控效果良好。

5.2.2 巷道兩幫變形量監(jiān)測

選取蔣家河煤礦防控前后工作面前方150 m巷道煤柱側(cè)兩幫變形數(shù)據(jù)繪制曲線，如圖19所示。

圖19 巷道煤柱側(cè)變形Fig. 19 Coal pillar side deformation of roadway

巷道變形數(shù)據(jù)選取月度變形量最大值，從圖19可以看出，防控前后巷道煤柱側(cè)最大變形量從168 mm降低至129 mm，距離工作面80 m以外變形量趨于穩(wěn)定，防控前穩(wěn)定變形量約為120 mm，防控后降低至85 mm，表明防控效果良好。

6 結(jié) 論

( 1 ) 區(qū)段煤柱彈性區(qū)極限彈性能是側(cè)向應(yīng)力的二次函數(shù)，兩者呈二次正相關(guān)關(guān)系，煤柱彈性區(qū)動靜載能量之和大于儲存極限能量時將會發(fā)生失穩(wěn)。

( 2 ) 蔣家河煤礦25 m區(qū)段煤柱側(cè)向應(yīng)力整體呈“上凸型”對稱分布，隨著塑性區(qū)范圍的增大而增大。區(qū)段煤柱彈性區(qū)極限能量分布隨塑性區(qū)范圍和煤柱承載寬度的增大而增大。

( 3 ) 煤柱塑性區(qū)范圍隨著工作面推進先增大后趨于穩(wěn)定；能量從兩端向中間呈增大—減小—穩(wěn)定的趨勢，彈性區(qū)彈性能密度隨著塑性區(qū)增大而增大；側(cè)向應(yīng)力大小、形態(tài)分布均符合理論計算結(jié)果。根據(jù)煤柱能量演化提出了局部沖擊以及大范圍連鎖沖擊兩種失穩(wěn)形式。

( 4 ) 根據(jù)沖擊誘發(fā)因素提出了頂板深孔爆破+大直徑鉆孔卸壓+加強支護的防治技術(shù)，并在現(xiàn)場進行應(yīng)用，通過微震及巷道變形監(jiān)測進行效果檢驗，結(jié)果表明現(xiàn)場防治效果良好。

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