復用回采巷道護巷煤柱合理寬度研究

閆 帥 ，柏建彪 ，卞 卡 ，霍靈軍，劉學勇

（1. 中國礦業大學 煤炭資源與安全開采國家重點實驗室，江蘇 徐州 221116；2. 中國礦業大學 礦業工程學院，江蘇 徐州 221116；3. 潞安環能集團余吾煤業有限責任公司，山西 長治 046103）

1 引 言

綜放高瓦斯工作面單位時間內出煤量增加，瓦斯相對涌出量大，為了實現高瓦斯煤層工作面安全開采，某些高瓦斯礦井采用兩進兩回的雙U型巷道布置方式：運輸平巷→回采工作面→回風平巷形成“內U型”回路；由進風平巷→輔助切眼→瓦斯排放巷形成“外U型”回路，每個工作面回采期間有4條回采巷道服務，相鄰兩回采巷道之間通常采用寬煤柱護巷。為了減少巷道掘進，相鄰兩工作面共用一條瓦斯排放巷，成為復用巷道，相鄰工作面平面布置圖如圖1所示。相鄰兩工作面回采后，復用巷道處于孤島煤柱中，巷道維護困難，且煤柱損失大。

為提高煤炭資源回收率，許多專家學者在護巷煤柱寬度方面進行了大量研究[1－6]，窄煤柱沿空掘巷和沿空留巷等技術得到成功應用[7－12]，以往對沿空巷道的研究大都集中在單一巷道，即巷道一側為采空區另一側為窄煤柱或充填體，而對兩側均為煤柱且受多次動壓影響的復用回采巷道穩定性研究未見報道。

本文采用數值計算的方法，研究煤柱內復用回采巷道不同位置對巷道圍巖應力分布和變形特征的影響規律；以煤柱內應力峰值比值為指標，分析煤柱寬度與巷道穩定性的關系，并將不同寬度煤柱進行了區域劃分，得到了合理的護巷煤柱寬度，并將研究成果成功應用于工程實踐，為類似條件下巷道布置提供了依據。

圖1 “雙U”型通風系統圖Fig.1 Plan view of double-U shaped ventilation layout

2 工程背景

2.1 生產地質條件

某礦 S2106回采工作面主采 3#煤層，埋深為500 m，煤層平均厚度為5.3 m、平均傾角為6°，為近水平煤層。3#煤層基本頂為粗砂巖，厚為9.0 m；直接頂為砂質泥巖，厚為4.30 m；直接底為泥巖，厚為3.25 m；老底為粉砂巖，厚為7 m。地應力實測表明，垂直應力為最大主應力，垂直應力為水平主應力的1.3～1.8倍。工作面采用雙U型巷道布置方式，上區段S2105工作面已經回采，區段煤柱為35 m，采用走向長壁采煤法、垮落法管理采空區。

2.2 開采過程與煤柱設計方案

根據 S2106綜放工作面生產地質條件，建立FLAC3D三維數值計算模型，如圖 2所示。模型 X方向為煤層傾向200 m，Y方向為煤層走向200 m，模型高為80 m，模擬工作面長為80 m，巷道斷面寬為5 m、高為3.2 m。模型上邊界為上覆巖層自重，下邊界水平位移、豎直位移固定，兩側和前后邊界固定水平位移，煤層采用Mohr-Coulomb應變軟化模型，根據地應力測試結果，水平側向系數為0.8，各巖層力學參數見表1、2，煤層在屈服階段力學參數見表2[13－14]。模擬開采順序為：①開挖S2105工作面平巷；②回采S2105工作面；③選擇留巷煤柱寬度，開挖S2106工作面平巷；④回采S2106工作面。

針對S2106工作面區段煤柱寬度（圖2中“設計煤柱”）提出6種方案：4、6、8、10、14 和20 m。研究本區段煤柱寬度對復用回采巷道圍巖應力分布和變形特征的影響規律，分析煤柱寬度與巷道穩定性的關系。

圖2 數值計算模型圖Fig. 2 Numerical simulation model

表1 巖體力學參數Table 1 Mechanical parameters of rock mass

表2 煤層應變軟化階段力學參數Table 2 Variations of mechanical properties of coal with plastic shear strain

3 煤柱內巷道變形破壞規律

S2106工作面回采后，相鄰工作面之間的孤島煤柱被復用巷道分成兩部分，以下稱為A煤柱（圖2中“設計煤柱”）和B煤柱。根據采動應力疊加和傳遞理論，當B煤柱寬度為35 m時分析A煤柱寬度對整個孤島煤柱應力分布、圍巖破壞和變形規律的影響。

3.1 煤柱寬度對圍巖應力場分布的影響

當A煤柱寬度發生變化時，煤柱內的應力分布以及巷道變形規律發生改變。圖3為A煤柱不同寬度時孤島煤柱內垂直應力分布特征。從中可看出，煤柱內垂直應力分布的變化規律。

隨著A煤柱寬度的增加，B煤柱內垂直應力先“雙峰”后“單峰”分布，A煤柱寬度對峰值應力P3影響很小，對峰值應力P2影響較大；隨著A煤柱寬度的增加，垂直應力峰值P2先增大后減小，B煤柱內最大峰值應力逐漸遠離復用巷道。

A煤柱內垂直應力分布受自身寬度的變化影響很大：煤柱寬為4 m時為“緩丘形”，煤柱寬為6 m和10 m時為“單峰形”，煤柱寬為20 m時為“非對稱雙峰形”。隨著煤柱寬度增大，煤柱內垂直應力峰值P1先增大后減小：煤柱寬度從4 m變到10 m的過程中，煤柱內垂直應力峰值逐漸增大，而煤柱寬度由12 m變到20 m時應力峰值又略有減小。隨著A煤柱寬度的增加，A煤柱內垂直應力峰值逐漸遠離巷道，煤柱A寬度為4～6 m時，垂直應力峰值距巷道2 m范圍內，大于8 m后，應力峰值距巷幫5 m左右。

圖3 二次采動后煤柱內垂直應力分布(原巖應力12.5 MPa)Fig.3 Vertical stress distributions in pillars after twice dynamic loading (in-situ stress is 12.5 MPa)

將復用巷道兩側的A煤柱和B煤柱視為整體，以復用巷道為坐標原點，只考慮巷道兩側的峰值應力P1和P2，如表3所示。當A煤柱寬度較小時（4～10 m），垂直應力峰值位于B煤柱內；隨著A煤柱寬度的增大，垂直應力峰值逐漸向A煤柱方向運動，當A煤柱達到一定寬度時（14 m），應力峰值轉移到A煤柱內；隨A煤柱寬度繼續增大，應力峰值仍沿原方向在A煤柱內逐漸遠離巷道。巷道兩側峰值應力的運動路徑可以描述為：逐漸靠近巷道→跨到巷道另一側→按原方向逐漸遠離巷道。

表3 巷道兩幫煤柱內垂直應力峰值特征Table 3 Characteristics of vertical peak stress in both ribs of reused gateroad

3.2 不同寬度煤柱圍巖塑性區分布特征

不同煤柱寬度時圍巖塑性區分布見圖 4。從中可以看出，在煤柱寬度由小變大時，巷道周圍塑性區分布形態變化過程為：“X”型破壞→“Λ”形破壞→梯形破壞和梭形破壞；煤柱破壞區由貫通變為不貫通。煤柱寬度為4～6 m時，煤柱完全破壞；煤柱寬度為8 m時，破壞區范圍逐漸減小，巷道圍巖為“X”型破壞；煤柱10～12 m時，煤柱內破壞區仍貫通，但頂板出現彈性區，巷道周圍呈“Λ”型破壞；20 m以上時，破壞區不貫通，煤柱內破壞區分成兩部分，煤柱內靠近巷道側的破壞區為梯形破壞，煤柱內靠近采空區側的破壞區為梭形破壞。

圖4 采動影響后不同煤柱寬度巷道圍巖塑性區分布特征Fig.4 Plastic zone distributions with respect to pillar width

在S2106工作面采動作用下，瓦排巷頂板出現拉破壞，底板為拉剪破壞，護巷窄煤柱以剪切破壞為主。護巷煤柱頂板存在一定范圍的彈性區，且隨著煤柱寬度的增加，彈性區范圍向寬煤柱內頂板和窄煤柱底板逐漸擴大，當煤柱寬度大于20 m時，護巷煤柱內彈性區和頂板內相貫通。

3.3 不同煤柱寬度復用巷道變形規律

圖5為不同煤柱寬度時巷道圍巖變形規律。從中可看出，隨著巷道一側煤柱寬度的變化，巷道圍巖變形表現出不同的特征：當煤柱寬度較小時（4～8 m）巷道以窄煤柱幫變形為主，其次為頂板下沉和底鼓；當煤柱中等寬度時（10～14 m），巷道以底鼓變形為主，其次為窄煤柱幫和頂板下沉；當煤柱大于14 m后，巷道底鼓成為圍巖主要變形，巷道整體收斂減小。在A煤柱寬度增加過程中，兩幫收斂逐漸減小，頂底板移近先減小后增大。

采用4～6 m煤柱護巷，受基本頂運動引起的變形壓力作用，巷道頂板和窄煤柱幫變形強烈；10～20 m煤柱護巷時，受采場垂直和水平應力的集中作用，而水平應力的作用是造成巷道嚴重底鼓的力學根源，此時底板變形較大。

圖5 煤柱寬度對復用巷道變形的影響Fig.5 Deformation rule of the gas tailgate with respect to pillar width

4 煤柱內復用巷道穩定性分析

從應力和塑性區分布特征來分析巷道穩定性。當A煤柱寬度達到20 m時，煤柱內垂直應力呈雙峰分布，煤柱兩側均有一定寬度的塑性區，兩峰值間存在一定的彈性核區。此種狀態下煤柱有足夠的承載力保持自身穩定。當煤柱寬度小到4 m甚至更小時，最大垂直位移在煤柱的兩側、此時煤柱水平位移也很大，煤柱容易被壓垮破碎失穩。當煤柱為8～10 m時，A煤柱內塑性區貫通，應力呈單峰分布，煤柱有一定的承載力，且垂直應力最大峰值處在B煤柱內。雖然A煤柱受采動影響進入塑性屈服狀態，但已將部分垂直應力轉到到B煤柱中，A煤柱的載荷不大，通過在煤柱兩側采取一定的加固措施，依靠煤柱屈服后的殘余強度仍可以保持自身穩定。當A煤柱寬度為10～15 m時，煤柱處于塑性屈服狀態，煤柱內沒有彈性區，應力峰值作用在A煤柱上，使得煤柱承受較高的壓力，此時的煤柱寬度對煤柱內巷道穩定性不利。

許多學者從現場測試和數值模擬等方面對水平應力和垂直應力比值與圍巖穩定性的關系進行了研究[15－18]，結果表明，應力的比值對圍巖破壞和巷道穩定有非常大的影響。圖6為不同煤柱寬度時，A煤柱內垂直應力和水平應力峰值特征，由此可得，垂直壓力與水平壓力比值與煤柱寬度的關系如圖 7所示。當A煤柱寬10 m時，應力比值出現極小值，在A煤柱寬度15 m時，應力比值達到極大值。由圖3和圖7可知，在應力比值極小值和極大值之間的煤柱寬度，正是巷道圍巖峰值應力從巷道一側轉移到另一側的煤柱寬度，此時巷道圍巖處于高應力區，不利于巷道穩定。極小值左側隨著煤柱寬度的減小，應力比值逐漸增加，煤柱穩定性變差，巷道圍巖變形也大，最大峰值應力始終在B煤柱中；極大值右側隨著煤柱增大，此應力比值逐漸減小，煤柱內垂直應力峰值不在煤柱中部而偏向煤柱采空區一側，煤柱的穩定性逐漸提高。

圖6 A煤柱內應力峰值特征Fig.6 Peak values of vertical and horizontal stresses in pillar A

圖7 不同寬度A煤柱內垂直與水平應力峰值的比值Fig.7 Ratio of vertical peak stresses to horizontal peak stresses with respect to pillar widths

當A煤柱寬度小于10 m，煤柱內水平應力峰值隨煤柱寬度增加而迅速增大，當A煤柱大于10 m后，水平應力峰值增加緩慢。由此可見，寬度較小的煤柱承載力對水平應力比較敏感，煤柱寬度較大時（大于14 m）煤柱內水平應力高，煤柱承載力高。

將復用巷道和兩側的A、B煤柱視為一個巷道系統，通過相鄰工作面回采后煤柱內應力演化特征發現，二次采動對A煤柱的影響明顯大于B煤柱，A煤柱的穩定是巷道系統穩定的控制變量。將A煤柱寬度劃分為4個區域對其穩定性進行評價（見圖8）：其中Ⅰ區和Ⅲ區為穩定性較差區域，Ⅱ區和Ⅳ區為穩定性較好區域。煤柱寬度在K點時為臨界寬度，垂直應力峰值將在巷道兩側發生位置上的轉移。當煤柱寬度很大時（IV區）巷道處于中等應力環境中，逐漸接近原巖應力，圍巖變形較小，巷道系統非常穩定；當煤柱寬度接近臨界寬度時（III區）巷道將長時間處于高應力作用下，圍巖持續變形，穩定性差；當煤柱寬度減小到II區，巷道應力環境得到改善，盡管圍巖變形較大，但在合理的支護作用下能維持系統穩定；煤柱減小到I區，A煤柱水平應力非常小，基本處于單軸壓縮應力狀態，采動將導致煤柱坍塌巷道失穩。

圖8 孤島煤柱內復用回采巷道穩定性分區Fig.8 Division of stability area of gateroad along isolated pillar

因此合理、經濟的煤柱寬度應該在II區，在保持巷道穩定的同時提高煤炭采出率。結合以上分析，本項目中合理煤柱寬度為8 m，既提高了煤炭采出率，又滿足巷道使用要求。

5 工程實踐

通過以上研究，確定某礦S2106工作面本區段采用8 m小煤柱護巷，巷道斷面凈寬為4.8 m，凈高為3.2 m，支護參數為：①頂板：D22 mm L2 400 mm高強螺紋鋼錨桿，間排距860 mm × 900 mm，配以“五花”布置錨索加強支護，錨索為 D18.9 mm L8 300 mm，間排距為1 290 mm × 900 mm；②兩幫：錨桿規格同頂板錨桿，間排距為900 mm × 900 mm。小煤柱幫采用D18.9 mm L8 500 mm對穿錨索，間排距為1 000 mm × 1 800 mm。

現場應用過程中對瓦排巷表面位移和錨桿、錨索受力進行礦壓觀測，如圖9、10所示。

由圖9可知，S2106回風順槽掘進40 d后，瓦排巷變形基本穩定，兩幫相對移近量約 120 mm，頂底板收斂為160 mm，但在0～20 d瓦排巷以兩幫變形為主，20 d后頂底相對移進量超過兩幫收斂量。

由圖10可知，錨桿安裝后10 d內頂錨桿和幫錨桿載荷急劇增長，頂錨桿載荷增加到70 kN左右，幫錨桿增加到50 kN左右，至15 d后，頂錨桿和幫錨桿載荷逐漸趨于穩定，分別達到110 kN和90 kN左右。這表明錨桿載荷增長迅速、能夠及時承載，從而控制圍巖變形效果較好。

圖9 瓦排巷表面變形曲線Fig.9 Deformation-time curves of gas tailgate

圖10 瓦排巷錨桿載荷變化曲線Fig.10 Load curves of bolts in reused gateroad

6 結 論

（1）復用回采巷道一側護巷煤柱寬度增加，孤島煤柱巷道系統內垂直應力峰值的運動路徑為：逐漸靠近巷道→跨到巷道另一側→按原方向逐漸遠離巷道。

（2）當護巷寬度的增加時，復用巷道圍巖的破壞形態變化過程為：“X”型破壞→“Λ”型破壞→梯形破壞和梭形破壞；煤柱破壞區由貫通變為不貫通。圍巖內以剪切破壞為主，淺部圍巖出現拉剪破壞。當一側煤柱小于6 m時，巷道圍巖變形以窄煤柱幫和頂板變形為主，隨著煤柱寬度增大，底鼓愈加嚴重，頂板和兩幫變形減小。

（3）根據煤柱內垂直應力峰值與水平應力峰值的比值，將決定巷道穩定性的護巷煤柱寬度劃分為4個區域。煤柱寬度變化時，在應力峰值比值的極小值和極大值之間巷道圍巖處于高應力環境中，圍巖應力環境差；在極大值右側煤柱增大穩定性逐漸變好；在極小值左側一定距離內有一個穩定性較好的區域；煤柱寬度太窄，煤柱穩定性逐漸變差。

（4）經濟合理、安全可靠的護巷煤柱寬度，應處于穩定性分區的II區，同時需要配合有效的巷道支護技術，最終保持孤島煤柱內復用巷道的圍巖穩定。綜合分析，確定本文地質條件下留巷小煤柱的合理寬度為8 m。現場應用效果證明了設計的合理性。

[1]謝和平, 段法兵, 周宏偉, 等. 條帶煤柱穩定性理論與分析方法研究進展[J]. 中國礦業. 1998, 07(05): 37－41.XIE He-ping, DUAN Fa-bing, ZHOU Hong-wei, et al.Recent developments of theory and analysis methods of strip pillar stability[J]. China Mining, 1998, 07(05): 37－41.

[2]張向陽, 常聚才, 王磊. 深井動壓巷道群圍巖應力分析及煤柱留設研究[J]. 采礦與安全工程學報, 2010, 27(1):72－76.ZHANG Xiang-yang, CHANG Ju-cai, WANG Lei. Study on surrounding rock stress and reasonable pillar of mining induced gateroad groups in deep well[J]. Journal of Mining & Safety Engineering, 2010, 27(1): 72－76.

[3]韓承強, 張開智, 徐小兵, 等. 區段小煤柱破壞規律及合理尺寸研究[J]. 采礦與安全工程學報, 2007, 24(3):370－373.HAN Cheng-qiang, ZHANG Kai-zhi, XU Xiao-bing, et al.Study on failure regularity and reasonable dimension of district sublevel small coal pillar[J]. Journal of Mining& Safety Engineering, 2007, 24(3): 370－373.

[4]YASITLI N E, UNVER B. 3D numerical modeling of longwall mining with top-coal caving[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, 2005,42(2): 219－235.

[5]BADR S A. Numerical Analysis of coal yield pillars at deep longwall mines[D]. Colorado: Department of Mining Engineering, Colorado School of Mines, 2004.

[6]陳炎光, 陸士良. 中國煤礦巷道圍巖控制[M]. 徐州:中國礦業大學出版社, 1994.

[7]柏建彪, 侯朝炯, 黃漢富. 沿空掘巷窄煤柱穩定性數值模擬研究[J]. 巖石力學與工程學報, 2004, 23(20): 3475－3479.BAI Jian-biao, HOU Chao-jiong, HUANG Han-fu.Numerical simulation study on stability of narrow coal pillar of gateroad driving along goaf[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2004, 23(20):3475－3479.

[8]王衛軍, 馮濤, 侯朝炯, 等. 沿空掘巷實體煤幫應力分布與圍巖損傷關系分析[J]. 巖石力學與工程學報, 2002,21(11): 1590－1593.WANG Wei-jun, FENG Tao, HOU Chao-jiong, et al.Analysis of the relationship between stress distribution on integrate coal beside gateroad driving along next goaf and damage of surrounding rocks[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2002, 21(11): 1590－1593.

[9]柏建彪. 沿空掘巷圍巖控制[M]. 徐州: 中國礦業大學出版社, 2006.

[10]孟金鎖. 綜放開采“原位”沿空掘巷探討[J]. 巖石力學與工程學報, 1999, 18(2): 205－208.MENG Jin-suo. Study of driving gateroad on “original site” in fully-mechanized top-coal caving mining[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,1999, 18(2): 205－208.

[11]李學華, 張農, 候朝炯. 綜采放頂煤面沿空掘巷合理位置確定[J]. 中國礦業大學學報, 2000, 29(2): 186－189.LI Xue-hua, ZHANG Nong, HOU Chao-jiong. Rational position determination of gateroad driving along next goaf for fully-mechanized top-coal caving mining[J].Journal of China University of Mining and Technology, 2000, 29(2): 186－189.

[12]馬立強, 張東升, 王紅勝, 等. 厚煤層巷內預置充填帶無煤柱開采技術[J]. 巖石力學與工程學報, 2010,29(04): 674－680.MA Li-qiang, ZHANG Dong-sheng, WANG Hong-sheng,et al. Mining technique with preset packing body in gateroad for thick coal seam without coal pillars[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2010, 29(04): 674－680.

[13]謝廣祥. 綜放采場圍巖三維力學特征[M]. 北京: 煤炭工業出版社, 2007.

[14]MOHAMMAD N, REDDISH D J, STACE L R. The relation between in situ and laboratory rock properties used in numerical modelling[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 1997, 34(2): 289－297.

[15]魯巖. 構造應力場影響下的巷道圍巖穩定性原理及其控制研究[D]. 徐州: 中國礦業大學, 2008.

[16]高峰. 地應力分布規律及其對巷道圍巖穩定性影響研究[D]. 徐州: 中國礦業大學, 2009.

[17]肖同強, 柏建彪, 王襄禹, 等. 深部大斷面厚頂煤巷道圍巖穩定原理及控制[J]. 巖土力學, 2011, 32(6): 1874－1880.XIAO Tong-qiang, BAI Jian-biao, WANG Xiang-yu, et al. Stability principle and control of surrounding rock in deep coal roadway with large section and thick top-coal[J]. Rock and Soil Mechanics, 2011, 32(6): 1874－1880.

[18]趙海軍, 馬鳳山, 丁德民, 等. 采動影響下巷道變形機理與破壞模式[J]. 煤炭學報, 2009, 34(5): 599－604.ZHAO Hai-jun, MA Feng-shan, DING De-min, et al.Roadway deformation mechanism and failure model under the influence of mining[J]. Journal of China Coal Society, 2009, 34(5): 599－604.