曹文涛，闫亚鹏，杨增强

(1.运城职业技术学院矿山工程系，山西 运城 044000； 2.中国矿业大学(北京)能源与矿业学院，北京 100083)

国内矿井长期以来一直沿用在采空区边缘留设一定宽度护巷煤柱的方法来进行接续工作面的开采，其煤柱留设宽度一般为15～35 m，造成了煤炭资源的严重浪费[1-3]。对于区段煤柱造成的煤炭资源浪费问题，国内外学者进行了大量的研究，神华集团有限公司、中国中煤能源集团有限公司等大型煤企也纷纷进行大量现场实践工作，提出了留设小煤柱来提高煤柱资源回收率的解决方法[4-6]。

综放工作面留设小煤柱对于提高煤炭资源回采率的效果更为显著，但由于煤体本身强度较低，加上本工作面及邻近工作面的采动影响，容易诱发覆岩剧烈运动，进而造成巷道采掘过程中冒顶和帮部垮塌事故的发生[7-8]。目前关于受综放强采动影响大断面巷道围岩稳定性原理及其控制技术的研究尚不成熟，需要针对具体地质情况进行进一步的探究，以实现矿井的安全高效开采。

1 工程背景

1.1 工作面概况

位于山西省乡宁县和河津市境内的王家岭煤矿是一座现代化高效矿井，其主采2#煤层平均厚度6.5 m，采用综合机械化放顶煤方式开采。井田北翼二采区内工作面布置形式如图1所示。二采区内N2102工作面邻近N2101采空区回采，工作面倾向宽260 m，走向长1 400 m，且N2102回风平巷沿空侧护巷煤柱留设宽度为17 m。

1.2 回风平巷变形破坏特征

由于矿井产能较大，为了满足生产配套所需的大型设备运送，工作面两侧的回采巷道尺寸为：宽×高=5.0 m×3.8 m，属于大断面巷道，其支护方式采用锚网索对称支护。受N2102工作面剧烈采动扰动影响，N2102回风平巷围岩破坏严重，靠近煤柱帮肩窝位置处的顶板出现剧烈沉降变形、局部破碎等情况，煤柱帮挤压变形向巷道内鼓突出显著，甚至局部地段顶板因挤压离层而出现严重冒顶事故。

基于现有支护方式的基础上，巷道围岩变形主要集中于煤柱帮和顶板内，这说明现有煤柱宽度和支护方式不能有效控巷道围岩稳定性，且所留设的17 m宽煤柱将会导致煤炭资源的严重损失。因此，有必要针对合理的煤柱宽度和支护方式进行研究，进而更加合理有效地控制巷道围岩结构的稳定性。

图1 北翼二采区内工作面平面布置图Fig.1 Layout of face in the second mining area of the North Wing

2 基本顶侧向破断机理分析

2.1 基本顶侧向破断结构形式

沿空侧巷道上覆岩层中基本顶根据断裂线与巷道位置的相互关系可分为4种破坏类型[9-10]，如图2所示。由图2可知，当基本顶断裂线位置在煤柱体上方或者巷道上方时(图2(a)和图2(b))，受关键块B回转失稳挤压作用，容易造成煤柱体承载较高的应力载荷而发生挤压变形向巷道内鼓起，且顶板也受到关键块B的水平挤压力作用而容易出现离层破坏和显著下沉变形等现象，严重时甚至发生顶板冒顶事故。而当基本顶断裂线位置在实体煤上方或者采空区上方时(图2(c)和图2(d))，顶板中关键块B产生的作用力主要由实体煤或者采空区矸石承载，此时关键块B稳定性较好，因此沿空侧巷道围岩能够保持较好的稳定性。

2.2 基本顶断裂线位置现场监测

采用矿用YSZ(B)型钻孔窥视仪在N2102回风平巷内某一典型破坏位置处进行现场勘测，钻孔窥视结果如图3所示。由图3可知，在煤柱宽度为17 m 的情况下，基本顶断裂线位置距离N2101采空区边缘10.2～11.5 m，与煤柱帮距离为5.5～6.8 m。可见，基本顶断裂线位置靠近煤柱帮，这也是造成现场回风平巷围岩出现非对称性破坏的原因所在。

图2 沿空巷道上覆基本顶破断结构类型Fig.2 Basic roof breaking structure type along the empty roadway

图3 钻孔窥视基本顶侧向断裂位置Fig.3 Drilling peeping basic roof lateral fracture position

2.3 基本顶侧向破断力学计算

根据现场钻孔窥视监测结果，建立N2102回风平巷基本顶破断后的力学模型，如图4所示。基本顶破断后，关键块B回转下沉，稳定后岩块的一端将由N2101采空区矸石支撑，另外一端则由煤柱体作为承载点。关键块B回转下沉产生的对煤柱体的挤压力与采空区侧向残余支承应力叠加，致使煤柱侧围岩产生显著的变形破坏，且关键块B回转下沉过程中还存在强烈的水平挤压运动，这将会造成巷道顶板的破坏。

根据图4所示基本顶受力情况，可以建立基本顶超静定梁体力学模型，如图5所示。

图4 基本顶侧向破断力学模型Fig.4 Mechanics model for basic lateral fracture

图5 基本顶超静定梁体力学模型Fig.5 Mechanics model for basic roof staticallydeterminate beam

根据砌体梁理论，可以推导出关键块B对超静定梁体的水平挤压力T计算见式(1)。

(1)

式中：q′为关键块B承受的载荷大小，MPa；L为关键块B的长度，m；θ为关键块B的回转角度，(°)；h1为基本顶厚度，m。

关键块B对超静定梁体的垂直作用力F表述见式(2)。

(2)

式中，μ为摩擦系数。

根据图5所示基本顶超静定梁体力学模型，可以列出x、z方向力学平衡方程见式(3)。

(3)

式中，p1为直接顶对超静定梁体的作用力，MPa。

另外，对坐标原点O取矩可以得到弯矩平衡方程见式(4)。

Fx1-M1=0

(4)

式中，q为邻近采空区残余侧向支承应力，MPa。

同时，根据弹性力学理论知识可知，超静定梁体力在断裂线位置的挠度方程见式(5)。

(5)

式中：ωq为超静定梁体力在q作用下的挠度，m；ωp1为超静定梁体力在p1作用下的挠度，m；ωF为超静定梁体力在F作用下的挠度，m；E为基本顶的弹性模量，MPa；I为惯性矩，N·m。

根据变形协调条件，可知超静定梁体力在断裂线位置的挠度满足方程见式(6)。

ωmz=ωq+ωp1+ωF=εd

(6)

式中：ε为煤柱体的应变；d为煤柱体高度，m。

联立式(1)～(6)可以推导出基本顶和直接顶之间的相互作用合力P计算见式(7)。

(7)

2.4 直接顶力学计算

对于基本顶下方的直接顶(包括顶煤)，可以视为简支梁，其一端由实体煤支撑，另一端由煤柱体支撑。根据图4所示力学模型可以建立直接顶简支梁受力力学模型，如图6所示。

为了便于计算，可以简化直接顶与超静定梁体之间相互作用力p1近似等于邻近采空区残余侧向支承应力q,并由相关文献得出式(8)。

图6 直接顶简支梁力学模型Fig.6 Mechanics model for immediate roof simply supported beam

(8)

当煤体一侧未开采、另外一侧无限开采时，可认为距离采空区边缘0.3H远处矸石承载值大小为γH,基本顶破断位置载荷为0 MPa，且其呈线性递减分布规律[11]。据此可以求出煤柱体承载载荷p2,计算见式(9)。

(9)

式中：a为煤柱体宽度，m；β为剪切角，(°)；γ为覆岩平均容重，kN/m3；H为煤层埋深，m；S为综放工作面宽度，m。

根据图6所示直接顶简支梁力学模型，可以列出x、z方向力学平衡方程见式(10)。

(10)

式中：K为简支梁单位压缩量所需的力，kN/m；x0为断裂线位置距采空区边缘距离，m；R为实体煤帮对直接顶简支梁的支撑力，kN；N为基本顶对简支梁的水平作用力，kN；N2为弹性基础对简支梁的水平作用力，kN。

另外，对坐标原点O取矩可以得到弯矩平衡方程见式(11)。

(11)

式中：b为巷道宽度，m；M1为水平力N所产生的偏心力偶矩，kN·m。

联立式(8)～(11)可以推导出实体煤帮对直接顶简支梁的支撑力R作用点坐标表达式见式(12)。

(12)

由于N2102回风平巷顶板位于[c,b+c]之间，可以得到直接顶简支梁弯矩方程表达式见式(13)。

(13)

联立式(10)～(12)可以推导出N2102回风平巷顶板在[c,b+c]之间的弯矩方程见式(14)。

M(x)=

(14)

3 合理煤柱宽度数值模拟

3.1 数值模型的建立

采用FLAC3D数值软件[12-13]建立三维模型，所建模型尺寸为270 m×90.4 m×100 m，如图7所示。考虑到所建立的模型上表面距地表平均距离为220 m，并结合覆岩平均容重为25 kN/m3这一因素，应在模型上表面施加等效重力载荷5.5 MPa，模型四周采用水平位移约束，模型下表面采用垂直位移约束，N2102回风平巷内嵌入锚杆索结构单元，关于锚杆索结构单元模拟时的力学和几何参数见表1。

表1 锚杆索结构单元力学和几何参数Table 1 Mechanical and geometric parameters of anchor cable structural elements

3.2 模拟结果

图8所示为N2102回风平巷护巷煤柱宽度为5 m、8 m、11 m、17 m和20 m时巷围岩中应力以及屈服区分布规律。

图7 三维数值模拟模型Fig.7 Model of Three-dimensional numerical simulation

图8 不同煤柱宽度巷道围岩应力与屈服区分布Fig.8 Surrounding rock stress and yield zone distribution of different coal pillar width roadways

由图8可知，当煤柱宽度仅为5 m时，煤柱内峰值应力较小为5.99 MPa，小于原岩应力值6.625 MPa，而实体煤内峰值应力高达23.38 MPa，煤柱体处于完全塑性屈服状态而失去承载能力；当煤柱宽度为8 m和11 m时，煤柱内的峰值应力分别为11.73 MPa和19.44 MPa，大于原岩应力值，说明此时煤柱体没有完全发生屈服而失去承载能力；当煤柱宽度增大至17 m时，煤柱体内峰值应力急剧增大至26.81 MPa，说明此时煤柱体承载较高的应力值，这也从侧面验证了此时顶板中基本顶破断位置因处于煤柱体上方而导致煤柱体承受较高的静载荷；当煤柱宽度进一步增大至20 m时，煤柱体内应力峰值由单峰值转变为双峰值形态，并且在煤柱体中间部分出现了宽度约6 m的弹性核，这表明较大的煤柱宽度同样能够起到保护沿空侧巷道围岩稳定性的作用。

综上可知，N2102回风平巷护巷煤柱随着煤柱宽度的增加而承载峰值应力递增，在煤柱宽度为17 m左右时承载峰值应力最大，之后随着煤柱宽度的进一步增大，煤柱内承载曲线由单峰值转变为双峰值形态。基于提高煤炭资源采出率以及维护巷道围岩稳定性的基础上，最终确定留设8 m宽的煤柱进行沿空掘巷。

4 现场工业性试验

4.1 N2103回风平巷顶板弯矩计算

选取与N2102工作面地质条件相近且相邻的N2103工作面作为现场工业性试验地点。根据现场工程地质条件可知，N2103工作面煤层埋深H=265 m，综放工作面宽S=250 m，关键块B的长度L=19 m，顶煤刚度K=70 MPa，关键块B断裂线位置距离煤柱帮距离x0=6.15 m，关键块B回转下沉角θ=16°，顶煤和直接顶厚度h2=5.2 m，剪切角β=20°，煤柱宽度a=8.0 m，巷道宽度b=5.0 m，实体煤帮塑性区深度c=6.0 m，代入式(14)可以计算得到直接顶简支梁在N2103顶板区域内的弯矩，方程表达式见式(15)。

(15)

根据式(15)利用数学软件解算出N2103回风平巷直接顶简支梁在[6,11]区间内的弯矩图，如图9所示。由图9可知，巷道顶板中心线位于x=8.5 m位置处，而顶板弯矩最大位置偏离中心线1 m，靠近护巷窄煤柱帮，整体上呈现出非对称的抛物线分布形式。

图9 N2103回风平巷直接顶简支梁弯矩图Fig.9 Immediate roof simple beam bending momentdiagram in return air straight road of N2103

4.2 巷道围岩非对称支护

根据上述研究可知，后续N2103工作面回风平巷护巷煤柱体宽度取值8 m时围岩受力环境较好，且较小的煤柱宽度能够大幅度提高煤炭资源的回采率。同时结合理论计算结果可知，此时顶板最大弯矩偏向煤柱侧1 m左右，因此现场支护在原有支护的基础上，对于煤柱帮补打Φ17.8 mm×L6 300 mm的钢绞线锚索，间排距为1 700 mm×2 000 mm。顶板锚索改用Φ17.8 mm×L8 300 mm的钢绞线锚索并增加至3根，且中部锚索布置位置偏离巷道中心线而靠近煤柱侧，中部锚索和靠近煤柱侧的锚索采用16#槽钢连接。具体非对称支护方式[14-15]如图10所示。

图10 N2103回风平巷非对称支护断面图Fig.10 N2102 return air and flat road deformationand damage

4.3 N2103回风平巷矿压观测

为了验证新的支护方式和煤柱宽度对巷道围岩的控制效果，对N2103回风平巷掘进和回采期间矿压进行了观测。结果表明顶板、煤柱帮和实体煤帮位移量在巷道掘出30 d后分别为123 mm、77 mm和54 mm，在N2103工作面回采期间分别为216 mm、198mm和121 mm，两帮和顶板整体控制效果较好。现场采用图10所示非对称支护方式后，巷道围岩控制效果如图11所示。

图11 N2103回风平巷现场支护效果图Fig.11 Support effect diagram in return airway roadof N2103

5 结 论

1) 钻孔窥视结果表明基本顶侧向断裂线位于煤柱体上方，受基本顶关键块回转下沉产生的垂直挤压力与水平推力作用，容易造成沿空侧巷道围岩的非对称性破坏。

2) 不同宽度煤柱数值模拟结果表明，5 m宽煤柱处于完全塑性屈服状态，随着煤柱宽度的增大，煤柱承载能力逐步增强，20 m宽煤柱内应力峰值由单峰值转变为双峰值形态。选择8 m宽煤柱时巷道围岩应力环境较好，煤炭资源回采率高。

3) 对基本顶和直接顶分别建立超静定梁体力学模型和简支梁力学模型，推导出了沿空侧巷道顶板内的弯矩方程，并基于N2103回风平巷提出了非对称支护控制技术，现场矿压观测结果表明围岩控制效果良好。