三巷布置一側回采煤柱空巷壓垮機理及對策

撖書一，楊雙鎖，白云龍，馬晉民，石晉松，韓俊效，成凌宇

（1.太原理工大學 礦業工程學院，山西 太原030024；2.山西華潤大寧能源有限公司，山西 晉城048100）

更改綜采（放）工作面設計或回收煤柱時，工作面中會存在大量空巷，受采動擾動、維護情況等影響，當工作面通過空巷時，易發生大范圍切冒、壓架等制約安全生產的嚴重事故[1-2]。在工作面過空巷方面，諸多學者、專家做出了研究與總結。柏建彪、侯朝炯[3]、張自政[4]通過空巷圍巖觀測分析，建立過空巷圍巖結構力學模型并對頂板穩定性做了相關計算，指出空巷上方基本頂易發生回轉、滑落失穩；劉暢[5-7]進行了復采過空巷的一系列相似模擬實驗研究，總結出煤柱寬度、基本頂懸頂長度、空巷寬度為過空巷影響基本頂超前破斷的主要因素；李鵬[8]對復采過空巷液壓支架進行的受力分析表明長關鍵塊易使支架富裕系數不足；楊榮明[9]研究指出不同支護方式下頂板破斷形式及位置不同；徐青云[10]、周海豐[11]利用數值模擬研究了空巷充填相關參數；張國恩[12]對回收采區煤柱過空巷泵送支柱支護技術進行了參數分析和實踐；周海豐[13]、杜科科[14-16]通過現場分析指出空巷實際支護強度遠低于理論強度導致空巷切頂，并采用“等壓”措施有效控制了切頂事故；宋斌[17]進行了類似煤柱回收工藝實踐；高士崗[18]、郭東杰[19]、孫曉明[20]等提供了過空巷綜合治理技術。

目前研究及實踐大多針對于殘煤復采、回收采區煤柱或工作面中部存在空巷的情形，對于多巷布置工作面煤柱回收的研究和實踐較少。為此，通過現場實測分析了工作面過空巷時支架工作阻力分布及圍巖變形規律，結合“長關鍵塊”力學模型研究了大寧煤礦202 工作面空巷壓垮機理及圍巖控制技術，為類似開采條件下工作面順利通過空巷及多巷布置工作面煤柱回收工作提供理論參考和技術借鑒。

1 工程概況

大寧煤礦為高瓦斯突出礦井，為保證通風和瓦斯排放，回采工作面采用三巷布置方式。待工作面回采結束后，采空區一側留下兩條寬煤柱。為提高資源采出率，試行在202 工作面采用擴面跨巷回采一側煤柱的方式（簡稱跨采煤柱）進行回采。

202 工作面東側為201 工作面采空區，西側為203 接替面。202 跨采煤柱工作面為規則矩形，東西傾向長269.6 m（含跨采29.5 m 寬煤柱），南北走向826 m。202 工作面開采3#煤層，煤層傾角1°～8°，埋深252～434 m，平均厚度4.26 m，后退式綜合機械化一次采全高，全部垮落法管理頂板。跨采煤柱工作面回采過程中需要通過包括2203 垂直空巷及2203巷與2202 巷之間8 條設計寬6 m、高4 m 的平行聯絡空巷。因各空巷均在201 工作面回采結束后產生一定程度破壞變形，故在202 工作面回采前進行了補強支護。202 跨采煤柱工作面布置圖如圖1，煤層頂板巖性見表1。

2 過空巷現場監測

2.1 礦壓顯現特征

202 工作面共布置15 個綜采液壓支架壓力監測儀，對工作面生產期間進行壓力數據采集與統計分析。主要針對跨采煤柱段范圍內，131#、138#、145#、151#、158#支架的壓力數據進行統計分析說明。液壓支架布置圖如圖2。

圖1 202 跨采煤柱工作面布置Fig.1 Layout of 202 working face

表1 煤層頂板巖性Table 1 Lithology of coal seam roof

圖2 液壓支架布置圖Fig.2 Layout of hydraulic support

對初采期間液壓支架壓力數據進行分析，得到基本頂初次來壓步距為45 m，周期來壓步距為12～14 m，符合理論公式計算和工程經驗。工作面初采總體正常，但過12 聯絡巷期間，出現了異常來壓，過12 聯絡巷145#支架壓力實測如圖3。

從圖3 可以看出，工作面推進至距12 聯絡巷3.5～5 m 時，工作面來壓，并總體上持續到工作面完全推過12 聯絡巷，來壓步距21～23 m，是正常一次周期來壓步距的1.6 倍；壓力持續步距14～15 m，是正常周期來壓壓力持續步距的2 倍。工作面來壓期間，支架壓力長時間處于40 MPa 左右的高水平，壓力峰值遠高于支架立柱額定工作壓力35 MPa，安全閥頻繁開啟，立柱下縮量大。

圖3 過12 聯絡巷145#支架壓力實測Fig.3 Actual measurement of 145# support pressure

2.2 巷道收斂變形特征

跨采煤柱兩側巷道及聯絡空巷內均密集布置有間距10 m 的十字測點，進行高頻次巷道斷面變形監測。十字測點布置如圖4。

圖4 十字測點布置Fig.4 Layout of“cross point”measuring points

用2203 巷靠近12 聯絡巷正幫處測點、12 聯絡巷東側測點，來反映巷道斷面收斂情況，跨采煤柱段巷道斷面監測如圖5。工作面過12 平行聯絡空巷期間，煤柱兩側巷道2202 巷、2203 巷斷面收縮加快，并伴有巖爆聲；12 聯絡巷內底板底鼓迅速，頂板下沉加速。空巷副幫（與工作面反向）片幫嚴重，空巷正幫相對穩定。當工作面推進至距12 聯絡巷3.5 m時，聯絡巷斷面收斂速度急劇加快，并發生切冒。待工作面與空巷貫通時，空巷斷面已經基本閉合，無法正常推進。

3 空巷切頂壓垮機理

3.1 過空巷基本頂超前破斷

圖5 跨采煤柱段巷道斷面監測Fig.5 Roadway section monitoring

工作面前方存在空巷，受超前支承壓力及上一工作面回采的影響，當工作面推進至空巷較近距離時，工作面與空巷之間的煤柱會變得十分破碎，塑性破壞發育明顯，煤柱對頂板的支承能力大大減弱，無法有效支撐頂板，原先由煤柱承擔的應力轉移至空巷上方基本頂上。當工作面距空巷還有一定距離且基本頂達到極限跨度，但因煤壁破碎，無法給工作面煤壁位置的基本頂破斷提供足夠切頂力時，基本頂則會跨過破碎煤柱及空巷，在空巷正幫這一固支端上方發生超前破斷。基本頂的超前破斷，同時也會致使其上覆不穩定巖層，由先前的滯后斷裂垮落轉變為提前或同步斷裂垮落，作為加載層作用于基本頂上，成為基本頂的加載載荷。過空巷基本頂超前破斷生成長關鍵塊B 如圖6。

圖6 基本頂超前破斷生成長關鍵塊BFig.6 Fracture advanced of basic roof and form long key block B

按上述分析，此時長關鍵塊B 尺寸Lc可按式（1）計算確定：

式中：x1為空巷跨度；x2為煤柱極限失穩寬度；Lx為正常周期來壓步距。

3.2 過空巷長關鍵塊B 穩定性分析

基本頂超前破斷所形成的長關鍵塊B 難以保持自身穩定，極易發生滑落失穩和回轉失穩，長關鍵塊B 的失穩將對工作面帶來劇烈的礦壓顯現和圍巖變形，甚至造成空巷切頂、壓垮等嚴重事故。

對空巷范圍內關鍵塊A、B、C 進行分析，巖塊B是工作面能否安全通過空巷的關鍵。針對空巷圍巖力學特征，對覆巖做以下簡化：A、B、C 形成鉸接結構，長關鍵塊B 受力分析如圖7。圖中，θ1、θ2為關鍵塊B、C 的回轉角；QA、QB、TA、TB分別為兩端剪力、水平力；R1為煤柱、直接頂對巖塊B 的支承力；R2為后方矸石對巖塊C 的支承力；p1、p2為關鍵塊B、C 自重及載荷；a 為關鍵塊間擠壓接觸面長度；h 為關鍵塊厚度；L1、L2為關鍵塊B、C 長度；x3為工作面最大控頂寬度。為簡化計算，取4sinθ2≈sinθ1；cosθ2≈1，p2=R2。

圖7 長關鍵塊B 受力分析Fig.7 Stress analysis of long key block B

依圖7 對關鍵塊B 受力分析，列平衡方程：

聯立式（2）和式（3）得：

根據礦山壓力與控制理論可知，防止關鍵塊B與關鍵塊A 之間發生滑落失穩的條件為：

式中：φ 為基本頂巖塊內摩擦角。

防止關鍵塊B 發生回轉失穩的條件為：

式中：η 為因巖塊在轉角處特殊受力而取的系數，取1.2；σc為基本頂巖體抗壓強度。

將式（4）、式（5）代入式（6）得：

式中：△為關鍵塊B 回轉下沉量；M 為3#煤平均采高；Σh 為直接頂厚度；q 為關鍵塊B 自重荷載；KP為碎脹系數；b 為支架寬度；ρf為基本頂上覆不穩定巖層作為加載層的密度；hf為基本頂上覆不穩定巖層作為加載層的厚度。

對關鍵塊B 及下部直接頂進行力學分析，理想情況下，假定F1作用于x1/2 處，F2作用于x3/3 處。依據力學平衡條件：彎矩和ΣM0=0，垂直方向合力ΣFy=0，解得：

式中：Q 為單架寬度上的載荷；Qz為單架寬度直接頂載荷；F1為單架寬度空巷頂板所需支護力；F2為工作面單架支架所需工作阻力；ρz為直接頂密度。

代入相關參數：工作面最大控頂寬度x3=5.5 m，煤柱失穩寬度x2=3.5 m，空巷寬度x1=5.5 m；支架寬度1.75 m；基本頂厚度h=5.7 m，基本頂上覆不穩定巖層厚度hf=13 m，直接頂厚度Σh=11 m；內摩擦角φ=37°；碎脹系數KP=1.35；煤層平均厚度M=4.26 m；基本頂上覆不穩定巖層密度ρf=2.4 t/m3，基本頂密度ρ=2.8 t/m3，直接頂密度ρz=2.6 t/m3。算得的關鍵塊B 自重載荷q=0.16 MPa，基本頂上覆不穩定加載層載荷為ρfg/hf=0.27 MPa。

通過計算可得，空巷內單架寬度所需支護阻力為4 853 kN/架寬（靜壓），乘以實測動壓系數1.6 后得到修正的空巷所需支護阻力為7 764 kN/架寬（動壓），折合所需支護強度為0.8 MPa，現場補打錨索及搭設木垛的理論設計支護力不足0.4 MPa，空巷內支護阻力相差甚遠，關鍵塊B 發生滑落失穩，從而導致工作面來壓異常劇烈，空巷直接頂大面積切頂，空巷最終壓垮。

同時算得過空巷時工作面所需工作阻力超過18 000 kN，工作面支架工作額定阻力9 000 kN 遠遠達不到控制關鍵塊B 穩定的要求，長關鍵塊B 發生失穩后加速下沉，支架安全閥開啟，立柱下縮量大幅增大。

4 工程實踐

4.1 空巷充填方案設計及施工

在前文所做空巷切頂壓垮機理分析基礎上，結合現場巷道大變形導致錨桿支護等補強支護多數失效，且后續空巷分布基本與12 聯絡巷相同的情況下，為避免之后過空巷出現類似情況，提出采取整巷高水充填處理空巷方案，以保證后續回采工作中能安全快速通過多條平行空巷。具體充填方案設計及施工如下：

1）充填設備。利用現202 工作面沿空留巷充填泵站內注漿泵及注漿機。泵站與跨采煤柱段各聯絡空巷之間通過兩趟高壓膠管輸送高水充填材料，沿2202、2203 巷布置。

2）充填工序。①在02、04、06、08、10、11 聯絡巷距2202 西幫、2203 東幫2～3 m 處（具體位置可根據現場情況適當調整）構筑木板墻，并用戧柱戧牢，砌筑后用矸石、炭塊將底板鋪平；②墻體外側進行噴漿封閉作業，根據實際情況，噴漿厚度100～200 mm；③在墻體上部預留注漿孔，從高處向低處注漿，保證充填接頂，減少頂板下沉量。

3）充填系統及材料配比。充填系統與沿空留巷充填系統一致，攪拌桶分別攪拌甲料漿、乙料漿，雙液充填泵分別對兩種漿液加壓，雙趟高壓管路輸送漿液。經綜合考慮，取1.25～1.5 倍安全系數，確定充填體支護強度1～1.2 MPa，水灰比為6∶1。空巷充填方案示意圖如圖8。

圖8 空巷充填方案示意Fig.8 Schematic of filling scheme of abandoned roadway

4.2 回采巷道維護方案

過空巷期間，受超前采動壓力影響，跨采煤柱兩側巷道也出現不同程度的底鼓、冒頂，對2202 巷、2203 巷補強支護方案如下：

1）支設木垛。在2202、2203 巷超前工作面機尾50 m 范圍，巷道中部施工1 列連體木垛，木垛間距1 000 mm，并隨202 采面推進及時支設。對2202 巷西幫片幫超寬處支設木垛，木垛間距3 000 mm，要求木垛緊貼西幫。木垛采用200 mm×200 mm×1 300 mm 道木或半圓木支設，并在道木每層間墊1～2 塊紅磚，增加木垛支承能力。

2）注漿。對2202 巷道頂板進行注漿，注漿孔布置方式為“二三”布置，巷道注漿孔布置剖面示意圖如圖9，注漿孔間距2 m，排距2 m。1 排施工3 個注漿孔時，中間孔垂直于頂板，兩側孔分別向兩側偏20°；1 排施工2 個注漿孔時，注漿孔分別向兩側偏30°。對2202 巷道西幫、2203 巷道兩幫注漿加固，注漿孔施工2 排,布置方式如圖9（c）和圖9（d），間距1 m，排距2 m。第1 排孔布置于頂板下1 m 處，注漿孔與頂板垂直線夾角為20°；第2 排孔布置在第1排孔下1 m 處，注漿孔與頂板垂直線夾角為45°。注漿孔徑φ28 mm，孔深6 m，下管4 m。實際施工中根據現場實際情況、注漿量及跑漏漿情況，對注漿孔覆蓋范圍、開孔位置、密度、深度、角度、及下管深度進行調整。

圖9 巷道注漿孔布置剖面示意圖Fig.9 Layout of grouting holes in roadway

4.3 現場效果

現場觀測結果顯示，202 跨采煤柱工作面在采取空巷充填等一系列處理措施后，后續過空巷期間未發生切頂、高冒等頂板事故，底鼓得到大幅度緩解，未出現異常來壓、超長距離來壓等現象，巷道錨桿（索）失效率降低至20%以下，工作面安全性得到本質改善，整體上有效解決了202 跨采工作面過空巷的相關技術難題。后續過11#聯絡巷現場實踐效果如圖10。

圖10 過11#聯絡巷現場實踐效果Fig.10 Field practice effect

5 結 論

1）現場發現：跨采煤柱工作面過大斷面空巷時，超前擾動范圍大幅增大，巷道斷面收斂加大加快，空巷容易發生切頂、壓跨等嚴重事故。

2）理論研究表明：跨采煤柱工作面過大斷面空巷時，受限于空巷布置形式，工作面過空巷時，基本頂在空巷正幫上方易發生超前破斷，生成長關鍵塊B，改變覆巖原有破斷垮落機制，致使工作面異常來壓；此種工況下，對工作面支架阻力及空巷支護阻力要求大幅提升，傳統錨桿（索）補強支護及木垛難以達到支護要求。

3）在“長關鍵塊B”力學模型計算結果下，確定以空巷整巷高水充填為主，并對回采巷道做注漿加固等輔助措施為處理方案。實踐證明：經過針對性治理后，工作面后續回采中，未發生切頂、大面積冒頂、嚴重片幫、壓架等重大事故，整體上有效解決了跨采煤柱工作面過空巷過程中的相關問題，并為今后類似條件下回采工作及煤柱回收過空巷提供了經驗參考。