老采空區(qū)條帶煤柱失穩(wěn)對地表建筑物的影響

中圖分類號：TD325 文獻標(biāo)識碼：A doi：10.12128/j.issn.1672-6979.2025.07.006

0引言

煤炭資源仍是重要的能源之一，開采方式逐漸轉(zhuǎn)向“三下\"（建筑物下、鐵路下、水體下）。充填開采和條帶開采被普遍的應(yīng)用于“三下\"開采[1-4]，相較于充填開采的高成本，條帶開采成本低且能較好的控制覆巖破壞和地表移動變形[5-6]，在我國東部礦區(qū)應(yīng)用較為廣泛。目前條帶開采沉陷理論比較成熟，國內(nèi)外許多學(xué)者針對條帶開采理論及應(yīng)用進行了大量的研究[7-10]。雷武林等[1]為實現(xiàn)建筑物下煤炭資源的安全開采，采用實地勘察等方式確定了大采寬條帶開采設(shè)計方案，并采用預(yù)測和模擬的方法進行了驗證。何榮等[12]基于SBAS-InSAR技術(shù)對大采深條帶開采地表沉降進行監(jiān)測，并與實測數(shù)據(jù)對比，結(jié)果基本吻合，驗證了該技術(shù)監(jiān)測的可靠性。谷拴成等[13]采用數(shù)值模擬、現(xiàn)場實測等方法，確定出條帶開采煤柱支承壓力分布情況，并計算出不同采空區(qū)寬度、不同工作面埋深的煤柱最大塑性區(qū)寬度。郭廣禮等[14]針對中原煤糧復(fù)合區(qū)耕地保護和煤炭資源開采的矛盾，提出了帶狀充填開采技術(shù)，并建立了相應(yīng)的地表變形預(yù)測方法。

然而條帶開采屬于不充分采動，雖經(jīng)長期自然壓實，但開采形成的采空區(qū)覆巖破裂、離層和垮落巖塊的欠壓密等現(xiàn)象仍將長期存在。條帶煤柱在長期地下水浸泡及高應(yīng)力狀態(tài)下造成兩側(cè)煤壁屈服剝離，導(dǎo)致條帶煤柱失穩(wěn)[15-17]，進而產(chǎn)生“活化\"變形，對地表建筑物的安全產(chǎn)生一定的威脅。

為此，本文以某礦區(qū)村莊下條帶開采為工程背景，結(jié)合理論分析了條帶煤柱的穩(wěn)定性及未來煤柱屈服寬度，采用數(shù)值模擬的方法研究了條帶煤柱失穩(wěn)前后覆巖內(nèi)部應(yīng)力變化及地表移動變形變化特征，分析了條帶煤柱失穩(wěn)后地表“活化”變形。最后結(jié)合礦區(qū)實際情況，采用概率積分法預(yù)測模型預(yù)測了未來條帶煤柱失穩(wěn)產(chǎn)生的地表最大“活化”變形，并分析了對地表建筑物的影響。研究成果為“三下”壓煤開采設(shè)計及地表建筑物保護提供參考。

研究區(qū)域概況

研究區(qū)域位于某礦區(qū)礦界范圍內(nèi)，地面為村莊，為保護地表建筑物安全使用，該礦區(qū)采用條帶開采。根據(jù)研究區(qū)域內(nèi)鉆孔數(shù)據(jù)顯示，條帶開采工作面采寬 120m ，留寬 100m ，開采煤層為3煤層，煤層平均厚度為 3.5m ，平均采深約 900m ，煤層傾角為 5^° 左右。3煤層賦存于二疊紀(jì)山西組，主要由淺灰、灰白色中、細(xì)粒砂巖及灰黑色粉砂巖、泥巖和煤層組成。上部為二疊紀(jì)石盒子組，主要由灰、灰綠色中、細(xì)砂巖和黃綠、灰紫等雜色黏土巖與粉砂巖組成。地層往上為侏羅紀(jì)三臺組，上組主要由灰、深灰至灰綠色粉、細(xì)砂巖互層組成，下組有一層輝長巖侵入，厚約 90m ，致密堅硬。地層最上方覆蓋一層厚度約200m 的松散層。地層柱狀圖如圖1所示。

2條帶煤柱穩(wěn)定性分析

根據(jù)AH威爾遜煤柱局部屈服理論，條帶開采 煤柱兩側(cè)為屈服區(qū)Y，中間為核區(qū)s，中部核區(qū)處于三向受力狀態(tài)[18]，煤柱應(yīng)力分區(qū)示意圖見圖2。

屈服區(qū)寬度與開采深度 H 、開采厚度 Ψ_m 有關(guān)：

Y=0.005mH

因此，條帶煤柱的寬度 a 應(yīng)滿足以下關(guān)系：

a?2Y+s

根據(jù)實測資料，核區(qū)寬度一般為 8.4m ，即：

a?0.01mH+8.4

當(dāng)留寬 agt;0.01mH 時，可以根據(jù)煤柱極限承受荷載和實際承受荷載計算煤柱穩(wěn)定性。

煤柱能承受的極限荷載為：

P_?=40γH（a-4.92mH×10^-3）

煤柱實際承受的荷載為：

式中：γ為上覆巖層平均容重，單位 N/m³;b 為采空區(qū)采寬，單位 m 。

因此，煤柱安全系數(shù) K 為：

根據(jù)采空區(qū)相關(guān)資料計算可知，該礦區(qū)煤柱安全系數(shù)為1.64，留設(shè)煤柱穩(wěn)定。同時，計算得到煤柱屈服區(qū)寬度為 15.5m 。

3 數(shù)值模擬研究

3.1 數(shù)值模型建立

為分析老采空區(qū)條帶煤柱失穩(wěn)地表移動變形特征，采用FLAC3D數(shù)值模擬軟件，根據(jù)研究區(qū)域內(nèi)鉆孔數(shù)據(jù)等資料經(jīng)合并簡化確定模型地層，如圖3所示，模型尺寸大小為 1 780m×2 400m×950m 每個單元體長度和寬度固定 5m ，高度隨巖層而異。模型左右兩側(cè)邊界固定 x 方向位移，前后兩側(cè)邊界固定y方向位移，下邊界固定 z 方向位移，上邊界為自由邊界。模型采用摩爾一庫倫模型，研究區(qū)域內(nèi)巖層分布及模擬力學(xué)參數(shù)如表1所示。

3.2 模擬試驗及結(jié)果分析

為分析老采空區(qū)條帶煤柱失穩(wěn)對地表建筑物的影響，模型模擬開挖4條條帶工作面，工作面采寬120m ，留設(shè)3條條帶煤柱，寬度 100m 。根據(jù)上文計算結(jié)果，煤柱屈服區(qū)寬度為 15.5m ，按照最不利影響計算，本次模擬煤柱最大剝離寬度為 15m （單元體最小寬度為 5m ），以此分析煤柱失穩(wěn)前后覆巖破壞、應(yīng)力分布及地表移動變形特征。

3.2.1 條帶煤柱失穩(wěn)前后覆巖破壞特征

為分析老采空區(qū)條帶煤柱失穩(wěn)前后覆巖破壞特征，從模型中提取煤柱失穩(wěn)前后覆巖破壞情況（圖4、圖5）?？梢钥闯?，上覆巖層和煤柱主要承受剪切破壞，這是由于沉降導(dǎo)致的層位錯動形成的破壞；采空區(qū)底板承受拉伸破壞，是由于頂板破碎充填采空區(qū)對底板形成的壓力。距煤層上方 570m 左右以上的巖層遭受破壞極小或未破壞，巖層層位大致位于輝長巖及上覆巖層，這是由于輝長巖作為該地層的關(guān)鍵層，阻隔了覆巖破壞向上發(fā)育。對比條帶煤柱失穩(wěn)前后覆巖破壞特征，上覆巖層整體破壞情況仍以剪切破壞為主，煤層頂?shù)装宄惺芾炱茐某潭燃觿。@是由于煤柱兩側(cè)失穩(wěn)造成采空區(qū)范圍增大，剝離后的煤柱和采空區(qū)底板承載更多應(yīng)力造成的。

1—未遭受破壞；2—持續(xù)遭受剪切破壞；3—持續(xù)遭受剪切破壞已遭受拉伸破壞；4—已遭受剪切破壞；5—已遭受剪切破壞和拉伸破壞；6—已遭受拉伸破壞。

1—未遭受破壞；2—持續(xù)遭受剪切破壞；3—持續(xù)遭受剪切破壞已遭受拉伸破壞；4—已遭受剪切破壞；5—已遭受剪切破壞和拉伸破壞；6—已遭受拉伸破壞。

3.2.2 條帶煤柱失穩(wěn)前后覆巖應(yīng)力分布特征

沿著模型豎向方向布設(shè)5條監(jiān)測線，監(jiān)測條帶開采后不同位置處巖層內(nèi)部應(yīng)力分布情況，由于模型兩側(cè)對稱，因此只取模型左側(cè)部分來分析，監(jiān)測線位置示意圖如圖6所示。y方向上，5條監(jiān)測線位于模型中間； x 方向上，監(jiān)測線1位置為距模型左邊界480m 處，分析條帶開采后實體煤上方承載應(yīng)力情況，監(jiān)測線2和4位置為采空區(qū)中心上方，監(jiān)測線3和5位置為條帶煤柱中心上方。為便于描述，將采空區(qū)從左到右命名為采空區(qū)A、B、C、D，煤柱從左到右命名為煤柱 ①②③ ，沿著監(jiān)測線方向提取條帶煤柱失穩(wěn)前后應(yīng)力值，分析覆巖應(yīng)力分布特征。

（1）條帶煤柱失穩(wěn)前覆巖應(yīng)力分布

沿著5條監(jiān)測線提取條帶煤柱失穩(wěn)前豎向應(yīng)力值，繪制了應(yīng)力分布曲線（圖7）。監(jiān)測線1、3和5豎向應(yīng)力呈遞減狀態(tài)，距煤層越遠(yuǎn)，應(yīng)力值越小，這是由于監(jiān)測線1、3和5位于實體煤和條帶煤柱上方，此時作為應(yīng)力主要承載體，在煤層上方出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。監(jiān)測線5的應(yīng)力值最大，最大應(yīng)力值為30.47MPa ，其次為監(jiān)測線3，最小為監(jiān)測線1，這是由于監(jiān)測線5位于開采區(qū)域中間，不僅受到采空區(qū)B、C上覆巖層對其造成的壓力，還要分擔(dān)采空區(qū)A、D上覆巖層的部分應(yīng)力，而監(jiān)測線3主要承受采空區(qū)A、B上覆巖層的應(yīng)力，部分承受采空區(qū)C上覆巖層的應(yīng)力，基本不受或者承受極少采空區(qū)D上覆巖層的應(yīng)力，因此其承載應(yīng)力要小于監(jiān)測線5，同理，監(jiān)測線1承載應(yīng)力更小。監(jiān)測線2和4豎向應(yīng)力先增大在減小，是由于監(jiān)測線2和4位于采空區(qū)上方，此時條帶采空區(qū)上方形成平衡拱結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)下方為卸壓區(qū)，應(yīng)力值較小。在距離煤層約 200m 位置處，覆巖中不同位置處應(yīng)力值基本相等，該位置處即為平衡拱結(jié)構(gòu)，且距離地表較遠(yuǎn)，此水平以上覆巖中豎向應(yīng)力隨著埋深減小不斷減小，且不同位置處應(yīng)力基本一致。

（2）條帶煤柱失穩(wěn)后覆巖應(yīng)力分布

條帶煤柱失穩(wěn)后豎向應(yīng)力分布曲線如圖8所示。豎向應(yīng)力曲線整體變化特征與條帶煤柱失穩(wěn)前基本一致，此時煤柱上方承載應(yīng)力值增大，最大達到38.07MPa ，在距煤層約 200m 處形成穩(wěn)定的平衡拱結(jié)構(gòu)，平衡拱的位置與煤柱失穩(wěn)前大致相同，說明由于條帶煤柱兩側(cè)剝離后覆巖內(nèi)仍能形成穩(wěn)定的結(jié)構(gòu)，未造成覆巖失穩(wěn)。

通過條帶煤柱失穩(wěn)前后覆巖豎向應(yīng)力分布特征對比可知，巖層不同位置處豎向應(yīng)力曲線變化特征基本一致，條帶煤柱失穩(wěn)后煤柱承載應(yīng)力值增大，由30.47MPa 增加到 38.07MPa ；煤柱失穩(wěn)前后都形成了較為穩(wěn)定的平衡拱結(jié)構(gòu)，且平衡拱的高度大致相同，位于煤層上方約 200m 位置處，小于上覆巖層的厚度，煤柱失穩(wěn)未造成覆巖失穩(wěn)。

（3）條帶煤柱失穩(wěn)前后條帶煤柱應(yīng)力集中情況

為直觀分析條帶煤柱承載應(yīng)力情況，以監(jiān)測線5為例，提取條帶煤柱失穩(wěn)前后覆巖豎向應(yīng)力值，與對應(yīng)處原巖應(yīng)力（煤層未開挖狀態(tài)）進行對比，得到條帶煤柱失穩(wěn)前后豎向應(yīng)力集中系數(shù)（圖9）?？梢钥闯?，條帶煤柱失穩(wěn)后，煤柱處應(yīng)力集中系數(shù)急劇增加，由1.57增加到1.96，距煤層越遠(yuǎn)，應(yīng)力集中系數(shù)差值在逐漸減小，煤層上方 20m 處，應(yīng)力集中系數(shù)由1.44增加到1.49。煤層上方 50m 以上巖層，條帶煤柱失穩(wěn)前后應(yīng)力集中系數(shù)基本一致，表明此時條帶煤柱失穩(wěn)對距煤層 50m 以上的巖層基本無影響。距煤層 50～570m 內(nèi)的巖層，應(yīng)力集中系數(shù)小于1，這是由于煤層開采造成應(yīng)力重新分布，應(yīng)力主要集中在距煤層 50m 以內(nèi)的巖層，造成 50～570m 處的巖層承載應(yīng)力減少。而距煤層 570m 以上的巖層，應(yīng)力集中系數(shù)大致為1，與原巖應(yīng)力一致，此處應(yīng)力未受到開采擾動的影響，此處巖層為輝長巖所在層位，表明輝長巖阻隔了上覆巖層的應(yīng)力重分布。

3.2.3 條帶煤柱失穩(wěn)地表“活化”變形特征

為分析條帶煤柱失穩(wěn)后地表“活化”變形，沿著傾向主斷面（I一I線）提取條帶煤柱失穩(wěn)前后地表下沉，通過前后兩次作差得到條帶煤柱失穩(wěn)地表“活化\"變形，傾向主斷面位置如圖10所示。

沿著傾向主斷面提取條帶煤柱失穩(wěn)前后地表下沉值，作差得到采空區(qū)地表“活化”下沉值，如圖11所示。從圖中可以得出，條帶煤柱失穩(wěn)前地表最大下沉值 1003mm ，煤柱失穩(wěn)后地表最大下沉值達到了 1296mm ，最大“活化”下沉值為 293mm 。實際計算中，可以根據(jù)采空區(qū)和地表建筑物的相對位置關(guān)系，計算得到地表建筑物受采空區(qū)影響的“活化”下沉值。

4“活化”下沉預(yù)測

4.1 參數(shù)選取

采用數(shù)值模擬方法分析煤柱未發(fā)生剝離及剝離寬度為 5m，10m，15m 地表下沉情況，并采用遺傳算法反演得到不用工況條件下下沉系數(shù)[19-20]，分析不同剝離寬度下下沉系數(shù)變化特征，并計算得到煤壁剝離前后的下沉系數(shù)。下沉系數(shù)變化曲線如圖12所示。

根據(jù)擬合結(jié)果，在煤壁剝離 15m 內(nèi)，下沉系數(shù)和剝離寬度呈二次函數(shù)關(guān)系，擬合系數(shù)為0.9995。因此可以依據(jù)擬合結(jié)果來獲取煤柱剝離后的預(yù)測參數(shù)，經(jīng)計算，預(yù)測參數(shù)如表2所示。

4.2 預(yù)測結(jié)果分析

根據(jù)上文確定的概率積分法預(yù)測參數(shù)，基于以概率積分法原理為基礎(chǔ)的采煤沉陷預(yù)測分析系統(tǒng)，對煤壁剝離前后進行開采沉陷預(yù)測，通過作差得到地表“活化”變形值，限于篇幅原因，僅繪制了地表“活化”下沉等值線圖（圖13）。

根據(jù)預(yù)測得到的地表“活化”變形值，統(tǒng)計得到未來老采空區(qū)條帶煤柱失穩(wěn)地表建筑物“活化\"變形值如表3所示。根據(jù)表3預(yù)測結(jié)果，地表建筑物因未來煤柱失穩(wěn)產(chǎn)生的最大“活化”下沉為 288mm ，最大傾斜變形為 0.3mm/m ，最大水平移動為34mm ，最大水平變形為 0.1mm/m ?！盎罨毕鲁翆Φ乇斫ㄖ镉杏绊懀渌冃螌Φ乇斫ㄖ镉绊戄^小。綜上分析，在條帶開采中，工作面采寬和留寬的設(shè)計應(yīng)當(dāng)考慮未來“活化\"變形對地表建筑物的影響，或是開采結(jié)束后，應(yīng)采取相應(yīng)措施防治未來可能產(chǎn)生的“活化\"變形的影響。

5 結(jié)論

（1）基于AH威爾遜煤柱局部屈服理論，分析了條帶煤柱的穩(wěn)定性及屈服區(qū)寬度，根據(jù)采空區(qū)資料計算得出煤柱屈服區(qū)寬度為 15.5m 。

（2）采用數(shù)值模擬的方法，對比研究了條帶煤柱失穩(wěn)前后覆巖破壞、應(yīng)力分布及地表移動變形特征。條帶煤柱失穩(wěn)后，覆巖仍以剪切破壞為主，煤層頂?shù)装迤茐募觿?，承受拉伸破壞范圍增大；條帶煤柱承載應(yīng)力增加，監(jiān)測線5處的煤柱應(yīng)力集中系數(shù)由1.57增加到1.96，距煤層 50m 以上巖層應(yīng)力分布特征基本不變；地表移動變形值增加，下沉值增加293mm 。

（3）基于數(shù)值模擬結(jié)果，反演得到煤柱剝離前后沉陷預(yù)測參數(shù)，預(yù)測得到地表建筑物未來可產(chǎn)生的最大“活化”下沉值為 288mm ，和數(shù)值模擬結(jié)果較為吻合。研究成果為“三下\"壓煤開采設(shè)計及地表建筑物保護提供參考。

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Abstract：Under long-term groundwater immersion and high load conditions，strip coal pillars in the old goaf are easy to yield and peel off the coal walls on both sides.It willead to partial instability of the coal pillrs and affect surface buildings.Taking the old goaf formed by strip mining in a certain mining area as the engineering background，based on the AH Wilson coal pillar local yield theory，the yield zone of the coal pillar has been calculated.By using numerical simulation，characteristics of overlying rock damage， vertical stress distribution，and surface movement deformation before and after strip coal pillar instability. It is showed that after the instability of strip coal pillars，the overlying rock still experiences shear damage. The damage at the roof and floor of coal strata has been intensified，with an increased range of tensile failure.The bearing stress of the strip coal pillr increases，and the stress concentration factor of the coal pillar at monitoring line 5 increases is 1.57～1.96 . The further away from the coal seam，the smaller the diference in stress concentration factor compared to before the instability of the strip coal pillar. The stress distribution characteristics of the rock layer above 50m from the coal seam remain basically unchanged. The increase in surface subsidence value resulted in a maximum \"activated\" subsidence of 293mm caused by coal pillar instability. Finally，based on numerical simulation results，the predicted parameters for subsidence before and after coal pillar stripping were inverted，and the maximum \"activated\" subsidence value of surface buildings was predicted to be 288mm . It will provide references for the design of \"three underground\" coal mining and the protection of surface buildings

Key words：Old goaf；strip mining；coal pillar instability；\"activation\" subsidence； numerical simulation