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(qū)段煤柱留設(shè)寬度一直是研究的重點問題，目前國內(nèi)煤礦多數(shù)使用寬煤柱護巷，在留設(shè)寬煤柱掘進巷道后，煤柱中部彈性核區(qū)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(wěn)定性，但在留設(shè)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(xiàn)場觀測工作面支承應(yīng)力的基礎(chǔ)上，使用FLAC3D數(shù)值軟件對工作面回采期間煤柱在留設(shè)不同寬度時進行模擬，計算出區(qū)段煤柱內(nèi)峰值支承應(yīng)力的位置。吳紹倩等[2]對沿空巷道窄煤柱礦壓規(guī)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(yīng)力場分布和破壞規(guī)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(shè)計時應(yīng)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(shè)煤柱寬度不同時，對沿空掘巷全過程中的應(yīng)力場分布變化規(guī)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(shè)計時除了考慮特定的工程地質(zhì)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(xiàn)了量化煤柱損傷程度的目的，并在現(xiàn)場進行觀測，發(fā)現(xiàn)煤柱損傷度在掘巷期間增速較大，在后續(xù)工作面采動中增速緩慢。徐新斌等[6]對煤柱所受側(cè)向支承應(yīng)力影響區(qū)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(zhuǎn)移到煤柱上的荷載。張廣超等[7]通過數(shù)值模擬分析不同寬度煤柱的圍巖主應(yīng)力差及變形演化規(guī)律，指出沿空掘巷后應(yīng)力分布呈現(xiàn)非對稱性，使煤柱側(cè)頂板出現(xiàn)非對稱的變形和破壞。余學(xué)義等[8]分析了大采高工作面留設(shè)煤柱受掘進及采動影響時的破壞規(guī)律，采用數(shù)值模擬和現(xiàn)場試驗相結(jié)合的方法，從實際工程中分析二次采動對煤柱穩(wěn)定性的影響。趙鵬翔等[9]對沿空掘巷窄煤柱的尺寸效應(yīng)進行研究，對煤柱的垂直應(yīng)力、水平應(yīng)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(wěn)定性及寬度存在的不足，結(jié)合王莊礦深部煤層典型綜放開采工作面的工程地質(zhì)條件，系統(tǒng)研究厚煤層綜放開采區(qū)段煤柱的失穩(wěn)破壞機理，優(yōu)化分析王莊礦深部厚煤層綜放開采煤柱的合理留設(shè)寬度，并提出相應(yīng)的支護優(yōu)化技術(shù)。

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(qū)。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(nèi)，煤層厚度穩(wěn)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(jù)現(xiàn)場觀測，在52M2工作面風(fēng)巷局部地段受煤層起伏及寬度變化影響，不同區(qū)域圍巖變形破壞特征見圖1。在采用原方案支護下，風(fēng)巷受煤柱寬度變化影響，掘進后變形較大，破壞嚴(yán)重，尤其是煤柱幫首先產(chǎn)生破裂失穩(wěn)，煤柱的水平變形量較大。據(jù)工程地質(zhì)調(diào)查和基礎(chǔ)資料顯示，煤柱內(nèi)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(dāng)發(fā)生嚴(yán)重變形時，在錨桿結(jié)構(gòu)與煤柱破壞變形之處形成空腔，錨桿變形扭曲嚴(yán)重，與煤體一起鼓出，如圖1(b)所示。

圖1 風(fēng)巷煤柱局部變形破壞示意

目前52M2綜放工作面留設(shè)8 m煤柱，通過在52M2工作面運巷和風(fēng)巷布設(shè)高強錨桿錨索對煤柱進行聯(lián)合支護，但現(xiàn)有支護方案支護效果有限，煤柱變形破環(huán)嚴(yán)重，大大降低了風(fēng)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(xué)特性實驗

為研究3號煤層煤巖的力學(xué)性質(zhì)，從52M2工作面留設(shè)煤柱現(xiàn)場取回煤樣，將煤樣加工成D50 mm×100 mm的標(biāo)準(zhǔn)圓柱體試樣，并在端面軸向預(yù)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(xì)硫鋁酸鹽水泥基注漿材料試樣、填充15 MPa超細(xì)硫鋁酸鹽水泥基注漿材料試樣、填充20 MPa超細(xì)硫鋁酸鹽水泥基注漿材料試樣，待試樣內(nèi)填充漿液凝固恢復(fù)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(jié)果分析

圖3為各試樣單軸壓縮全應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)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(nèi)部存在大量微裂紋。峰值前階段的應(yīng)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(jié)果。煤巖表現(xiàn)出明顯的脆性行為，峰后階段應(yīng)力下降較快。

由圖3可知，試樣U-A-1在應(yīng)力達(dá)到峰值9.7 MPa，對應(yīng)的峰值應(yīng)變?yōu)?.7%時，產(chǎn)生應(yīng)力急劇下降現(xiàn)象，這是由于A組未填充試樣孔洞內(nèi)側(cè)裂紋發(fā)育較快，應(yīng)力應(yīng)變曲線峰后階段特征較為不明顯；試樣U-A-2在應(yīng)力為6.5 MPa時，出現(xiàn)了第一次應(yīng)力下降，下降幅度較小，為0.4 MPa，這是由于孔洞周邊易出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，試樣所承受應(yīng)力達(dá)到極限狀態(tài)，孔洞內(nèi)側(cè)發(fā)生變形破壞，出現(xiàn)第一次應(yīng)力下降；試樣U-A-3的峰值應(yīng)力為12 MPa，對應(yīng)的峰值應(yīng)變?yōu)?.8%.

試樣U-B-1在達(dá)到峰值應(yīng)力9.7 MPa之前，出現(xiàn)應(yīng)力反復(fù)減弱的現(xiàn)象，這可能是由于煤巖自身內(nèi)部所發(fā)育的裂隙被逐漸壓實；試樣U-B-2和試樣U-B-3的峰值應(yīng)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(jīng)歷峰前彈性變形后，試樣達(dá)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(yīng)力也沒有出現(xiàn)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(dāng)，導(dǎo)致試驗結(jié)果出現(xiàn)錯誤，因此該試件的試驗結(jié)果不能表示煤巖的力學(xué)特性參數(shù)，不予采用。

試樣U-D-1和U-D-3的峰值應(yīng)力分別為17.7 MPa和15.1 MPa，對應(yīng)的峰值應(yīng)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(jīng)歷彈性變形后，試樣達(dá)到單軸抗壓峰值強度，發(fā)生屈服破壞，峰值應(yīng)力為17 MPa，應(yīng)變?yōu)?.1%.

圖3 單軸加載下全應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線圖

2.2 三軸壓縮結(jié)果分析

4組試件在三軸壓縮下的應(yīng)力應(yīng)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(yīng)力-應(yīng)變關(guān)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(yīng)力分別為33.60 MPa和36.36 MPa，峰后應(yīng)力曲線跌落速度較快，表現(xiàn)出明顯的脆性特征，當(dāng)圍壓為18 MPa和24 MPa時，試樣峰值應(yīng)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(xiàn)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(xiàn)出增大趨勢。

填充試樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線與未填充試樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線相似，在圍壓較低的情況下也表現(xiàn)出明顯的應(yīng)力下降現(xiàn)象。當(dāng)填充試樣達(dá)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(nèi)部裂隙摩擦共同作用的結(jié)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(shù)值分析

根據(jù)52M2工作面的地質(zhì)條件和實際工程情況建立如圖5所示的UDEC數(shù)值模型，模型走向長度及高度分別為300 m、100 m，煤層和頂?shù)装鍘r層共劃分為13層，在煤層兩側(cè)各設(shè)30 m的邊界保護煤柱以避免邊界效應(yīng)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(yīng)力，側(cè)壓系數(shù)設(shè)定為1.2，沿z方向施加垂直應(yīng)力，等效于上覆圍巖自重所產(chǎn)生的均布載荷。

為研究52M2工作面煤柱留設(shè)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(shù)值模型。同時在煤柱內(nèi)部和幫部布設(shè)測點監(jiān)測垂直應(yīng)力和水平位移，研究煤柱的應(yīng)力分布演化規(guī)律和承載能力，分析側(cè)向應(yīng)力對煤柱穩(wěn)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(jiān)測，定量分析煤柱變形破壞特征，以監(jiān)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(jié)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(nèi)部逐漸穩(wěn)定，內(nèi)部出現(xiàn)未破壞區(qū)域：

1) 當(dāng)煤柱寬度為4 m時，煤柱變形破壞嚴(yán)重，出現(xiàn)泰森多邊形塊體垮落現(xiàn)象，煤柱區(qū)域泰森多邊形塊體出現(xiàn)大量擠壓變形，說明煤柱內(nèi)部煤體出現(xiàn)變形破壞。

2) 當(dāng)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(xiàn)垮落現(xiàn)象，煤柱中部區(qū)域泰森多邊形塊體出現(xiàn)變形較小，說明煤柱內(nèi)部開始出現(xiàn)未破壞部分。

3) 當(dāng)煤柱寬度為10 m時，煤柱恰位于峰值側(cè)向支承壓力作用區(qū)域，煤柱變形較為嚴(yán)重，兩幫部位泰森多邊形塊體脫落，巷道圍巖出現(xiàn)片幫現(xiàn)象，煤柱側(cè)圍巖穩(wěn)定性較差，不利于巷道維護。

4) 當(dāng)煤柱寬度為15 m時，泰森多邊形塊體變形不明顯，煤柱內(nèi)部煤體已具有一定的穩(wěn)定性，煤柱寬度的增大使得煤柱內(nèi)部彈性核區(qū)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(shù)對控制煤柱變形及維持破碎煤層沿空巷道的穩(wěn)定性效果顯著。煤柱的穩(wěn)定性主要取決于掘巷后煤柱煤體的應(yīng)力變化。采用注漿加固支護技術(shù)可有效提高煤柱穩(wěn)定性，通過對煤柱幫部變形破壞所產(chǎn)生的裂隙注入漿液，將煤柱內(nèi)部裂隙和煤體重新膠結(jié)，形成整體，充分發(fā)揮煤柱煤體的自承能力。

在現(xiàn)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(shù)值模擬結(jié)果如圖7所示。煤柱內(nèi)部泰森隨機多邊形較為穩(wěn)定，只有兩幫煤體部分產(chǎn)生較小變形，煤柱穩(wěn)定性得以提升。

圖7 煤柱變形破壞特征圖

在UDEC數(shù)值模擬中，結(jié)合超細(xì)硫鋁酸鹽水泥力學(xué)參數(shù)對煤柱煤體力學(xué)參數(shù)進行修改。當(dāng)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(jié)的煤體固結(jié)體發(fā)揮其網(wǎng)絡(luò)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(nèi)部擴展，提高了煤柱穩(wěn)定性。

3.3 注漿加固支護下煤柱應(yīng)力與位移分布規(guī)律

煤體中裂隙經(jīng)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(xiàn)有支護下，8 m和6 m煤柱注漿加固支護后的垂直應(yīng)力對比見圖8。

采用注漿加固前，8 m煤柱中的垂直應(yīng)力峰值為41.67 MPa，加固后8 m煤柱的垂直應(yīng)力峰值為58.73 MPa，注漿加固使得煤柱垂直應(yīng)力峰值提高了40.94%；加固前6 m煤柱中的垂直應(yīng)力峰值為32.03 MPa，加固后6 m煤柱中垂直應(yīng)力峰值增加為59.41 MPa；可見注漿加固使得煤柱垂直應(yīng)力峰值提高了85.48%，表明超細(xì)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(yīng)力。

在超細(xì)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(yīng)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(wěn)定狀態(tài)，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(xì)硫鋁酸鹽水泥基材料注漿加固方案時，可留設(shè)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(dāng)前，52M2工作面處于掘進結(jié)束但尚未回采階段，為分析在當(dāng)前支護方案下8 m寬度煤柱的穩(wěn)定性，以王莊礦開采深度相似的7105工作面為基礎(chǔ)開展了煤柱變形破壞現(xiàn)場工業(yè)試驗，從而為驗證綜放開采煤柱失穩(wěn)破壞機理并控制煤柱的穩(wěn)定性提供實測依據(jù)。在7105工作面煤柱側(cè)現(xiàn)場觀測了超前支護段內(nèi)煤柱的破壞變形情況，如圖10所示。

圖10 7105工作面煤柱側(cè)風(fēng)巷幫變形破壞圖

根據(jù)現(xiàn)場實測，在采場上端頭處，煤柱側(cè)巷幫及頂板雖有巖體破碎并有網(wǎng)兜出現(xiàn)，具有一定的變形破壞，但并不嚴(yán)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(wěn)破壞，以保證窄煤柱的穩(wěn)定性。7105工作面風(fēng)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(fēng)巷超前支護段內(nèi)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(xiàn)場的安全回采，并可滿足現(xiàn)場安全使用需求。

圖11 7105工作面風(fēng)巷圍巖整體狀況