短壁干式充填巷間煤柱留設(shè)寬度分析

段玉鋒

(陜西澄合百良旭升煤炭有限責(zé)任公司，陜西 渭南 715300)

0 引言

百良旭升煤礦主要開采5號(hào)煤層，埋深447～563 m，平均厚4.5 m，直接頂主要為中粒砂巖，偽頂主要為粉砂巖，直接底主要為石英砂巖、粉砂巖互層。充填巷道設(shè)計(jì)尺寸4.5 m×5 m，采用高速動(dòng)力拋矸機(jī)進(jìn)行干式充填。由于矸石的碎脹性，充填巷靠近煤柱區(qū)域充填體對(duì)頂板支撐力較小，為保證短壁干式充填開采技術(shù)實(shí)施過程中圍巖的穩(wěn)定性，通常留設(shè)一定寬度的巷柱與充填體作為共同支撐體控制圍巖的變形與運(yùn)移。

1 巷間煤柱留設(shè)寬度理論計(jì)算

圖1為煤柱寬度計(jì)算示意圖。X1為掘進(jìn)工作面開采后在采空側(cè)煤體中產(chǎn)生的塑性區(qū)寬度，X2為考慮煤層厚度而增加的煤柱穩(wěn)定系數(shù)，按(X1+X3)(30%～50%)計(jì)算；X3為錨桿有效長(zhǎng)度，取1.6 m。X1應(yīng)按照式(1)進(jìn)行計(jì)算

圖1 煤柱寬度計(jì)算示意Fig.1 Calculation of coal pillar width

(1)

式中，m為煤層采厚，4.5 m；A為側(cè)壓系數(shù)，A=ν/(1-ν)，泊松比ν取0.25，則A=0.2；φ為煤層界面的內(nèi)摩擦角，取25°；C0為煤層界面的粘結(jié)力，取2.9 MPa；K為應(yīng)力集中系數(shù)，取2.0；γ為巖層平均容重，25 kN/m3；H為煤層埋深，447～563 m；PZ為支架對(duì)煤幫的支護(hù)阻力，取0。根據(jù)以上條件估算，得到X1=2.5 m，X2為1.23～2.05 m，由此可得B為5～6.5 m?？沙醪酱_定煤柱寬度的理論值為5 m。

2 不同煤柱寬度下圍巖變形規(guī)律研究

為了進(jìn)一步確定留設(shè)煤柱的合理尺寸，研究不同煤柱寬度下的圍巖變形破壞規(guī)律，采用UDEC軟件進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算。

2.1 力學(xué)模型

左右邊界限制x方向的位移；下部邊界限制y方向的位移；上部邊界為應(yīng)力邊界。力學(xué)模型如圖2所示。本構(gòu)關(guān)系采用Mohr-Coulumb模型。模擬中嚴(yán)格按照實(shí)際掘進(jìn)充填工序交替開采充填。在直接頂布置了一條測(cè)線，測(cè)線長(zhǎng)度134 m，每1 m布置一個(gè)測(cè)點(diǎn)，監(jiān)測(cè)壓應(yīng)力和豎向變形；同時(shí)在煤柱內(nèi)部每0.5 m布置一個(gè)測(cè)點(diǎn)，監(jiān)測(cè)小煤柱的壓應(yīng)力和豎向變形。

圖2 數(shù)值模擬力學(xué)模型示意Fig.2 Numerical simulation mechanical model

2.2 不同煤柱寬度下巷道圍巖變形破壞規(guī)律

對(duì)短壁干式充填開采留設(shè)4 m、5 m和6 m這3種工況進(jìn)行了模擬，計(jì)算結(jié)果如圖3和圖4所示。

圖3 不同煤柱寬度下煤柱豎向變形 Fig.3 Vertical deformation of coal pillar under different coal pillar widths

圖4 不同煤柱寬度下煤柱內(nèi)壓應(yīng)力分布Fig.4 Compressive stress distribution in coal pillar under different coal pillar widths

2.2.1 不同煤柱寬度下采場(chǎng)圍巖穩(wěn)定性對(duì)比

由圖3可知，煤柱豎向變形最大值一般出現(xiàn)在煤柱內(nèi)部中心位置，且隨著煤柱寬度的增加，實(shí)體煤柱的下沉不斷減小?？梢钥闯觯S著煤柱寬度由4 m增至6 m，圍巖整體下沉減小，直接頂沿軟弱結(jié)構(gòu)面發(fā)生塑性流動(dòng)的空間則受到壓縮，向上位巖層發(fā)生拉伸破壞的趨勢(shì)受到控制，上覆巖層結(jié)構(gòu)形態(tài)以完整層狀巖層為主，開采對(duì)上覆巖層擾動(dòng)較小，有利于地表災(zāi)害防治，所以取6 m煤柱較為安全合理。

2.2.2 不同煤柱寬度下壓應(yīng)力分布規(guī)律

圖4為不同煤柱寬度下煤柱內(nèi)壓應(yīng)力分布曲線。由圖可知，當(dāng)煤柱寬度為4 m時(shí)，煤柱內(nèi)壓應(yīng)力為“單峰型”，應(yīng)力峰值為17.2 MPa；當(dāng)煤柱寬度為5 m時(shí)，煤柱內(nèi)壓應(yīng)力仍為“單峰型”，應(yīng)力峰值為15.1 MPa；當(dāng)煤柱寬度為6 m時(shí)，煤柱內(nèi)壓應(yīng)力為“雙峰馬鞍型”，應(yīng)力峰值為13.9 MPa?？梢钥闯觯S著煤柱尺寸的增加，應(yīng)力峰值減小，煤柱內(nèi)應(yīng)力趨于平均，并由疊加的“單峰型”應(yīng)力轉(zhuǎn)變成“雙峰馬鞍型”，煤柱承受的極限壓應(yīng)力減小，有助于圍巖的穩(wěn)定。

2.2.3 不同煤柱寬度下塑性區(qū)分布規(guī)律

圖5為不同煤柱寬度下，采場(chǎng)塑性區(qū)分布圖。當(dāng)煤柱寬度為4 m時(shí)，煤柱內(nèi)塑性區(qū)約為3.2 m，頂板處塑性區(qū)相互貫通區(qū)域較多，煤柱屈服破壞較為嚴(yán)重，圍巖強(qiáng)度穩(wěn)定性差。當(dāng)煤柱寬度為5 m時(shí)，煤柱內(nèi)塑性區(qū)約為2.8 m，頂板局部區(qū)域塑性區(qū)貫通，煤柱內(nèi)存在極限屈服狀態(tài)的區(qū)域較多，有發(fā)生屈服破壞的潛在可能性。當(dāng)煤柱寬度為6 m時(shí)，煤柱內(nèi)塑性區(qū)約為2 m，煤柱內(nèi)部存在1.5～2 m的彈性核，能夠保證一定承載力。

圖5 不同煤柱寬度下采場(chǎng)塑性區(qū)分布Fig.5 Distribution of stope plastic zone under different coal pillar widths

2.3 采場(chǎng)頂板覆巖活動(dòng)規(guī)律

以留設(shè)6 m煤柱為例，直接頂測(cè)點(diǎn)壓應(yīng)力如圖6所示。充填開采后，直接頂?shù)膲簯?yīng)力和豎向變形呈現(xiàn)“連續(xù)波峰型”分布，巷道開挖后，頂板下沉，巷道頂板一定范圍內(nèi)發(fā)生卸壓，直接頂應(yīng)力下降，隨后直接頂下沉與充填體相互接觸、咬合，共同承擔(dān)垮落荷載，阻止了直接頂巖梁裂隙的進(jìn)一步貫通、斷裂，該區(qū)域直接頂巖層的壓應(yīng)力約為5～6.5 MPa。而實(shí)體煤柱上方直接頂則承受上覆巖層主要的荷載，產(chǎn)生一定應(yīng)力集中，最大應(yīng)力峰值約為10.4 MPa。

圖6 直接頂測(cè)點(diǎn)壓應(yīng)力Fig.6 Compressive stress of direct top measuring point

圖7為直接頂下沉曲線，由圖可知，當(dāng)充填體與巷道頂板接觸后，兩者共同承擔(dān)上覆巖層荷載，限制了巖塊的旋轉(zhuǎn)下沉，圍巖變形受到控制，直接頂最大下沉量約0.153 m。可見，相比于垮落法管理頂板，巷式充填開采上覆巖層結(jié)構(gòu)和采場(chǎng)應(yīng)力有很大的不同，工作面上覆巖層結(jié)構(gòu)形態(tài)以完整層狀巖層為主，開采對(duì)上覆巖層擾動(dòng)較小，有利于地表災(zāi)害防治。

圖7 直接頂測(cè)點(diǎn)下沉Fig.7 The sinking of the direct top measurement point

3 現(xiàn)場(chǎng)工業(yè)性試驗(yàn)

通過對(duì)百良旭升煤礦充填區(qū)域充填巷間煤柱寬度的理論分析和數(shù)值計(jì)算，巷間煤柱寬度取6 m，充填巷寬度取4 m，充填巷的支護(hù)方案如圖8所示。頂部和非回采幫部錨桿桿體材料采用φ20 mm×2 400 mm左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，直徑為20 mm，長(zhǎng)度為2 400 mm，錨桿間排距為1 100 mm×800 mm。巷道回采幫部采用φ20 mm×2 400 mm左旋無縱筋螺紋鋼錨桿(配W鋼帶+拱形鐵托盤)，間排距1 500 mm×800 mm，錨索：每排采用1～2根φ18.9 mm×8 300 mm低松弛鋼絞線，間排距2 000 mm×1 600 mm，眼孔深度8 000 mm。

圖8 充填巷支護(hù)設(shè)計(jì)斷面Fig.8 Design section of backfill roadway support

在充填巷布置了監(jiān)測(cè)斷面采用收斂?jī)x和鉆孔窺視儀分別對(duì)巷道圍巖變形和松動(dòng)圈進(jìn)行了監(jiān)測(cè),如圖9、10所示。

圖9 充填巷圍巖松動(dòng)圈發(fā)育情況Fig.9 Development of the surrounding rock loose circle in the filling roadway

圖10 充填巷圍巖變形曲線Fig.10 Deformation curve of surrounding rock in the filling roadway

由圖9、10可知，圍巖變形量基本在成巷30 d后趨于穩(wěn)定，頂板最大下沉量為48.5 mm，兩幫最大移近量為39.4 mm，底鼓量最終穩(wěn)定在31.7 mm，巷道整體變形較??；鉆孔窺視結(jié)果顯示，頂板0～2 m范圍內(nèi)發(fā)育碎脹，兩幫0～1.8 m范圍內(nèi)發(fā)育碎脹，均小于錨桿錨固深度?？梢钥闯?，支護(hù)設(shè)計(jì)滿足要求，能夠保證安全生產(chǎn)。

4 結(jié)論

(1)煤柱留設(shè)寬度由4 m增至6 m時(shí)，隨著煤柱尺寸的增加，應(yīng)力峰值減小，煤柱內(nèi)應(yīng)力趨于平均，并由疊加的“單峰型”應(yīng)力轉(zhuǎn)變成“雙峰馬鞍型”，煤柱承受的極限壓應(yīng)力減小，有助于圍巖的穩(wěn)定。

(2)隨著煤柱寬度由4 m增至6 m，圍巖整體下沉減小，直接頂沿軟弱結(jié)構(gòu)面發(fā)生塑性流動(dòng)的空間則受到壓縮，向上位巖層發(fā)生拉伸破壞的趨勢(shì)受到控制，上覆巖層結(jié)構(gòu)形態(tài)以完整層狀巖層為主，開采對(duì)上覆巖層擾動(dòng)較小，有利于地表災(zāi)害防治，所以取6 m煤柱較為安全合理。

(3)進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)工業(yè)性試驗(yàn)，監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)表明，充填巷圍巖變形較為平均，圍巖松動(dòng)圈發(fā)育范圍0～2 m，均小于錨桿錨固深度，留設(shè)煤柱和支護(hù)設(shè)計(jì)能夠滿足安全生產(chǎn)需求。