溫莊煤業15106回風巷沿空掘巷圍巖控制研究

侯玉軍，司路軍，殷 宏

(山西潞安溫莊煤業有限責任公司，山西 長治 046000)

隨著煤炭資源的日益枯竭，沿空掘巷已成為我國煤礦回采巷道應用十分廣泛的布置方式[1]。一方面，沿空掘巷必須待鄰近工作面采空區覆巖穩定后才能掘進，否則會經歷覆巖破斷、回轉和下沉的動壓影響，造成煤柱受擾動失穩[2-7]；另一方面，合理的煤柱寬度能夠保證煤柱具有一定的抵抗擾動的能力，同時確保圍巖處于側向應力的低應力環境中[8-10]。以上兩個方面都是確保沿空掘巷圍巖“大結構”穩定的因素，而合理的支護參數則是確保圍巖“小結構”穩定的因素[11-12]。沿空掘巷的掘進時機、煤柱寬度和支護參數是確保沿空掘巷圍巖穩定的 3個關鍵因素，眾多學者也針對這3個方面開展了大量的研究。種德雨[13]通過分析關鍵階段“迎采段”應力分布曲線的分布形式、峰值點、應力集中系數、增長率等，確定了毗鄰工作面附加采動應力對掘進的強烈影響區間，以及合理的掘巷時機；孫珍平[14]根據巖層移動理論，分析了采空區穩定前后側向支承應力分布規律，得出三角滑移區內巖體在破斷前后作用在煤柱上方的壓力降低是側向支承應力減小的根本所在；王德超等[15]推導出綜放沿空掘巷兩幫極限平衡區寬度和煤體應力位移理論計算公式，分析結果表明極限平衡區寬度隨煤層埋深、巷道高度及頂底板界面軟化系數的增大而增大，隨界面強度參數的增大而降低；柏建彪等[16]研究了綜放沿空掘巷圍巖變形及窄煤柱的穩定性與煤柱寬度、煤層力學性質、錨固支護強度之間的關系，得出高強度錨桿支護的窄煤柱是沿空掘巷圍巖承載結構的重要部分；江貝等[17]利用非連續變形分析方法(DDARF)對沿空巷道圍巖的變形破壞及控制機制進行了研究，分析了沿空巷道圍巖裂隙演化規律，并對裂隙的演化進行了定量分析。以上研究成果為沿空掘巷的合理布置及圍巖控制奠定了基礎，隨著開采強度及開采深度的日益增加，沿空掘巷煤柱內裂隙的分布規律直接影響煤柱的隔離特性，但從煤柱內裂隙的演化規律來確定煤柱寬度的成果較少。

為了提高煤炭資源采出率，溫莊煤業現15106回風巷采用窄煤柱沿空掘巷的布置方式。15106回風巷鄰近15100工作面采空區的上覆巖層已經穩定，但15100采空區內存在一系列氣體，為了確保沿空掘巷的安全性，在沿空掘巷煤柱寬度確定過程中必須考慮煤柱的隔離性。基于此，使用UDEC-Trigon模型模擬不同煤柱寬度沿空掘巷煤柱內應力分布規律、裂隙擴展特征及巷道圍巖變形規律，然后確定合理的窄煤柱寬度，并提出合理的支護參數，建立基于裂隙演化特征的沿空掘巷煤柱寬度數值計算模型，為確定沿空掘巷煤柱寬度提供新的途徑，同時可為類似條件沿空掘巷合理布置及圍巖控制提供借鑒。

1 工程背景

溫莊煤業15#煤層厚度為4.8 m，煤層埋藏深度平均為250 m，直接頂為厚6.4 m泥巖，直接底為厚2.6 m粉砂巖，基本底為厚5.5 m泥巖。巖層柱狀圖如圖1 所示。

圖1 巖層綜合柱狀圖

15106回風巷位于回風下山東南，西面緊鄰15100采空區，該巷道沿走向呈南北布置，為了優化采區巷道布置，提高采出率，15106回風巷留小煤柱，采用沿空掘巷窄煤柱布置方式。15106回風巷采掘工程平面示意圖如圖2所示。

圖2 15106回風巷采掘工程平面示意圖

2 基于Trigon模型確定煤柱寬度

2.1 數值計算模型的建立

采用UDEC6.0二維離散元數值計算軟件模擬巷道圍巖裂隙演化，以及計算圍巖應力、應變和位移，利用UDEC6.0中的泰森多邊形Voronoi網格Trigon命令對15106回風巷實體煤幫進行三角形網格節理劃分。在UDEC6.0中，Voronoi網格中的塊體可以是彈性塊體也可以是剛性塊體，通過進一步定義塊體之間的節理參數可以改變巖體的力學性質；Voronoi網格塊體之間參數定義的靈活性，劃分方法的隨機性，對于模擬巖體裂隙發展具有獨特的優勢，國內外眾多學者已經用此方法模擬巖體裂隙的產生、拓展、閉合等過程，并取得了良好的效果。Trigon模型在Voronoi網格劃分的基礎上，對六邊形網格進行三角形劃分，如圖3所示。Trigon模型采用了離散元方法，充分考慮了巖體的不連續性，能直觀表達介質體內部的受力行為。

圖3 UDEC6.0多邊形模型破壞準則

在法向方向上：

ΔFn=-knΔun

(1)

式中：ΔFn為接觸面有效法向應力增量，Pa；Δun為接觸面有效法向位移增量，m；kn為接觸面有效法向剛度，N/m。

在切向方向上，如果：

(2)

(3)

如果：

(4)

(5)

多邊形塊體和接觸面等微觀力學參數共同決定了巖石力學特性。Trigon模型中，多邊形塊體被定義為彈性體，對于特定的巖石材料只確定多邊形塊體彈性模量、接觸面內摩擦角、接觸面黏聚力和接觸面抗拉強度等4個微觀力學參數。煤巖層力學參數見表1。

表1 煤巖層力學參數

數值模擬模型示意圖如圖4所示，模型尺寸為150.0 m×26.2 m，左右邊界固定水平位移，底部邊界固定垂直位移，頂部自由邊界施加均布載荷，相當于上覆560 m巖層的垂直應力，側壓系數為0.8。

圖4 數值模擬模型示意圖

數值計算過程如下：

1)建立數值計算模型；

2)Trigon模型參數驗證；

3)原巖應力平衡計算；

4)一側工作面回采，應力平衡計算，模擬鄰近工作面回采穩定后，采動支承應力分布規律；

5)留設不同寬度煤柱進行巷道開挖模擬，分別計算至應力平衡，模擬沿空掘巷留設不同寬度煤柱時巷道的圍巖應力、裂隙擴展、變形分布規律。

根據前人的研究結果[18-20]，可以確定模型中多邊形塊體和接觸面的參數，模型物理力學參數如表2所示。

表2 模型物理力學參數

15100工作面回采工作結束后，采動支承壓力引起采空區一側實體煤應力重新分布。為了測量實體煤的受力影響，利用UDEC數值軟件模擬15100工作面充分采動后垂直應力分布，在實體煤中布置水平測線監測實體煤的垂直應力，其受力監測結果如圖5所示。

圖5 實體煤的垂直應力分布規律

由圖5可以看出，當15100工作面回采結束后，采空區一側實體煤內垂直應力從0.8 MPa增大到 13.5 MPa，隨后又降低至原巖應力6.25 MPa。其峰值出現在距離采空區15 m處，峰值約為13.5 MPa；在距離采空區5 m處煤體內垂直應力有所下降，其值約為4.7 MPa；在距離采空區23 m處煤體內垂直應力降至原巖應力，其值約為6.25 MPa。因此，數值模擬方案應選取煤柱寬度3、5、8、15 m。

2.2 煤柱內應力分布規律

不同寬度煤柱內垂直應力分布特征模擬結果如圖6所示。

(a)煤柱寬度3 m

(b)煤柱寬度5 m

(c)煤柱寬度8 m

由圖6可知，隨著煤柱寬度不斷增加，煤柱內垂直應力不斷增大。當煤柱寬度為3 m時，煤柱整體已發生塑性破壞，其應力峰值為3.5 MPa，低于原巖應力6.25 MPa，失去了承載能力；當煤柱寬度為5 m時，煤柱內應力峰值為12.0 MPa，高于原巖應力，區段煤柱整體呈塑性承載，具有一定的承載能力；當煤柱寬度為8 m時，煤柱內應力呈單峰曲線，峰值應力約為20.0 MPa，高于原巖應力，其峰值出現在巷道6.2 m處；當煤柱寬度為15 m時，煤柱內應力呈單峰曲線，峰值為25.0 MPa，其峰值出現在巷道6 m處。

2.3 煤柱內裂隙擴展規律

不同寬度煤柱內裂隙擴展特征模擬結果如圖7所示。

(a)煤柱寬度3 m

(b)煤柱寬度5 m

(c)煤柱寬度8 m

(d)煤柱寬度15 m

由圖7可以看出，隨著煤柱寬度不斷增加，煤柱內裂隙閉合區范圍越來越大。當煤柱寬度為3 m時，煤柱發生塑性破壞，裂隙貫通，失去承載能力；當煤柱寬度為5 m時，煤柱內裂隙開始出現不貫通區域(即裂隙閉合區)，其范圍大約為1.0 m；當煤柱寬度為8 m時，煤柱內裂隙閉合區長度約為2.9 m；當煤柱寬度為15 m時，煤柱內裂隙閉合區長度約為 5.1 m。

2.4 巷道變形規律

不同寬度煤柱巷道圍巖破壞變形規律(巷道圍巖變形量通過內置測線進行監測)如圖8所示，巷道變形曲線如圖9所示。

(a)煤柱寬度3 m

(b)煤柱寬度5 m

(c)煤柱寬度8 m

(d)煤柱寬度15 m

圖9 不同寬度煤柱巷道變形曲線

由圖8、圖9可知，隨著煤柱寬度不斷增加，煤柱變形量呈現一個先減小后增大的變化過程。當區段煤柱寬度為3 m時，煤柱整體破壞較為嚴重，實體煤幫最大變形量超過600 mm，煤柱幫最大變形量約為400 mm；當煤柱寬度為5 m時，實體煤幫變形量約為190 mm，煤柱幫變形量約為230 mm；當煤柱寬度為8 m時，實體煤幫變形量約為200 mm，煤柱幫變形量約為500 mm；當煤柱寬度為15 m時，實體煤幫變形量約為260 mm，煤柱幫變形量約為580 mm。

2.5 煤柱寬度確定

當煤柱寬度為3 m時，煤柱整體發生塑性破壞，整體變形較大，失去承載能力，因此區段煤柱寬度要大于3 m。在煤柱寬度從8 m增加到15 m過程中，煤柱內的垂直應力呈現單峰曲線，應力峰值遠大于原巖應力，其峰值出現位置向15106回風巷方向移近，煤柱內裂隙閉合區越來越大，但煤柱兩側應力值均低于原巖應力，其承載能力較差，煤柱整體破壞變形較大。當煤柱寬度為5 m時，煤柱內應力值高于原巖應力，煤柱具有一定的承載能力，煤柱內開始出現裂隙閉合區，煤柱較為完整，破壞變形量相對較小。

3 現場工業性試驗

頂錨桿采用?22 mm×2 400 mm的高強錨桿，間排距為850 mm×1 000 mm，每排6根，頂部錨桿垂直于巷道頂板(肩窩錨桿斜向幫部與垂直方向夾角為15°)；配套使用正方形托盤、減摩墊圈、球形墊圈，托盤規格為150 mm×150 mm×10 mm，中心孔徑大于錨桿直徑1.5～2.0 mm，采用1支CKb2335及 1支 K2360樹脂錨固劑錨固，CKb2335在前、K2360在后。頂錨索使用?18.9 mm×6 300 mm的礦用錨索，采用“三花眼”布置方式，錨索間排距為1 700 mm×1 000 mm；配套使用鎖具、300 mm×300 mm×16 mm的正方形托盤，錨索藥卷使用1支CKb2335及2支K2360樹脂錨固劑，CKb2335在前、K2360在后。頂板鋪設10#正方形網和16#圓鋼制作的鋼筋梯子梁，正方形網長×寬為4 700 mm×1 200 mm，頂部鋼筋梯子梁長×寬為4 400 mm×80 mm。

兩幫采用?22 mm×2 400 mm的高強錨桿，間排距為800 mm×1 000 mm，每排5根，幫部錨桿垂直于幫部墻體(兩底角錨桿斜向底板與水平夾角為15°)；配套使用正方形托盤、減摩墊圈、球形墊圈，托盤規格為150 mm×150 mm×10 mm，錨桿藥卷使用1支CKb2335及1支K2360樹脂錨固劑，CKb2335在前、K2360在后。兩幫鋪設10#正方形網和14#圓鋼制作的鋼筋梯子梁，正方形網長×寬為3 600 mm×1 200 mm；兩幫鋼筋梯子梁長×寬為3 400 mm×80 mm。

15106回風巷錨桿支護斷面如圖10所示。對15106回風巷掘進時的巷道表面位移監測結果及錨桿錨索受力大小如圖11所示。

(a)支護參數

(b)頂板鋼筋梯子梁

(c)兩幫鋼筋梯子梁

(a)表面位移

(b)錨桿錨索受力

由圖11可知，在15106回風巷掘進過程中，隨著與掘進端頭距離的增加，巷道圍巖逐漸趨于穩定狀態。其中，頂底板移近量為175 mm左右，兩幫移近量為75 mm左右，巷道變形量較小；頂板錨桿載荷穩定在70 kN左右，頂板錨索載荷穩定在100 kN左右，兩幫錨桿載荷穩定在65 kN左右，錨桿和錨索載荷穩定在正常的范圍之內。因此，推斷出溫莊煤業15106回風巷留設5 m寬度煤柱的沿空掘巷處于低應力環境中。

為了進一步分析沿空掘巷煤柱內裂隙的擴展規律，在15106回風巷掘進端頭后方200 m處進行鉆孔窺視，觀測煤柱幫裂隙分布特征，部分鉆孔窺視結果如圖12所示。

圖12 15106回風巷煤柱幫鉆孔窺視成像圖

由圖12可以看出，在15106回風巷掘進期間，距離煤壁0.5 m處存在環向裂隙，在2.5 m處煤體幾乎處于完整狀態，1.5 m和3.5 m處存在微小裂縫，因此從鉆孔窺視結果可以確定，5 m寬度煤柱沿空掘巷在掘進過程中，煤柱中部存在一定長度的裂隙閉合區，這正是5 m窄煤柱保持塑性承載狀態的基礎，同時5 m寬度煤柱也能有效隔離采空區，起到穩定承載的作用。

4 結論

1)基于UDEC多邊形破壞準則，確定了巖體微觀力學參數，并建立了Trigon數值計算模型，確定了側向支承應力峰值位于采空區15 m處。

2)通過分析不同寬度煤柱下的15106回風巷煤柱內應力演化規律、裂隙擴展特征及圍巖變形規律，確定了5 m寬度煤柱具有一定長度的裂隙閉合區并且具備良好的承載能力。

3)提出了高強錨桿、錨索配合鋼筋梯子梁的支護參數，保證了窄煤柱的穩定性。

4)5 m寬度煤柱的沿空掘巷錨桿錨索能夠有效承載，圍巖變形在一定時間內趨于穩定狀態，同時現場鉆孔窺視顯示煤柱中部存在一定長度的裂隙閉合區，驗證了5 m寬度煤柱的合理性。