短壁干式充填巷間煤柱留設寬度分析

段玉鋒

(陜西澄合百良旭升煤炭有限責任公司，陜西 渭南 715300)

0 引言

百良旭升煤礦主要開采5號煤層，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。充填巷道設計尺寸4.5 m×5 m，采用高速動力拋矸機進行干式充填。由于矸石的碎脹性，充填巷靠近煤柱區域充填體對頂板支撐力較小，為保證短壁干式充填開采技術實施過程中圍巖的穩定性，通常留設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移。

1 巷間煤柱留設寬度理論計算

圖1為煤柱寬度計算示意圖。X1為掘進工作面開采后在采空側煤體中產生的塑性區寬度，X2為考慮煤層厚度而增加的煤柱穩定系數，按(X1+X3)(30%～50%)計算；X3為錨桿有效長度，取1.6 m。X1應按照式(1)進行計算

圖1 煤柱寬度計算示意Fig.1 Calculation of coal pillar width

(1)

式中，m為煤層采厚，4.5 m；A為側壓系數，A=ν/(1-ν)，泊松比ν取0.25，則A=0.2；φ為煤層界面的內摩擦角，取25°；C0為煤層界面的粘結力，取2.9 MPa；K為應力集中系數，取2.0；γ為巖層平均容重，25 kN/m3；H為煤層埋深，447～563 m；PZ為支架對煤幫的支護阻力，取0。根據以上條件估算，得到X1=2.5 m，X2為1.23～2.05 m，由此可得B為5～6.5 m。可初步確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律研究

為了進一步確定留設煤柱的合理尺寸，研究不同煤柱寬度下的圍巖變形破壞規律，采用UDEC軟件進行了數值計算。

2.1 力學模型

左右邊界限制x方向的位移；下部邊界限制y方向的位移；上部邊界為應力邊界。力學模型如圖2所示。本構關系采用Mohr-Coulumb模型。模擬中嚴格按照實際掘進充填工序交替開采充填。在直接頂布置了一條測線，測線長度134 m，每1 m布置一個測點，監測壓應力和豎向變形；同時在煤柱內部每0.5 m布置一個測點，監測小煤柱的壓應力和豎向變形。

圖2 數值模擬力學模型示意Fig.2 Numerical simulation mechanical model

2.2 不同煤柱寬度下巷道圍巖變形破壞規律

對短壁干式充填開采留設4 m、5 m和6 m這3種工況進行了模擬，計算結果如圖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壓應力分布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圍巖穩定性對比

由圖3可知，煤柱豎向變形最大值一般出現在煤柱內部中心位置，且隨著煤柱寬度的增加，實體煤柱的下沉不斷減小。可以看出，隨著煤柱寬度由4 m增至6 m，圍巖整體下沉減小，直接頂沿軟弱結構面發生塑性流動的空間則受到壓縮，向上位巖層發生拉伸破壞的趨勢受到控制，上覆巖層結構形態以完整層狀巖層為主，開采對上覆巖層擾動較小，有利于地表災害防治，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力分布規律

圖4為不同煤柱寬度下煤柱內壓應力分布曲線。由圖可知，當煤柱寬度為4 m時，煤柱內壓應力為“單峰型”，應力峰值為17.2 MPa；當煤柱寬度為5 m時，煤柱內壓應力仍為“單峰型”，應力峰值為15.1 MPa；當煤柱寬度為6 m時，煤柱內壓應力為“雙峰馬鞍型”，應力峰值為13.9 MPa。可以看出，隨著煤柱尺寸的增加，應力峰值減小，煤柱內應力趨于平均，并由疊加的“單峰型”應力轉變成“雙峰馬鞍型”，煤柱承受的極限壓應力減小，有助于圍巖的穩定。

2.2.3 不同煤柱寬度下塑性區分布規律

圖5為不同煤柱寬度下，采場塑性區分布圖。當煤柱寬度為4 m時，煤柱內塑性區約為3.2 m，頂板處塑性區相互貫通區域較多，煤柱屈服破壞較為嚴重，圍巖強度穩定性差。當煤柱寬度為5 m時，煤柱內塑性區約為2.8 m，頂板局部區域塑性區貫通，煤柱內存在極限屈服狀態的區域較多，有發生屈服破壞的潛在可能性。當煤柱寬度為6 m時，煤柱內塑性區約為2 m，煤柱內部存在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塑性區分布Fig.5 Distribution of stope plastic zone under different coal pillar widths

2.3 采場頂板覆巖活動規律

以留設6 m煤柱為例，直接頂測點壓應力如圖6所示。充填開采后，直接頂的壓應力和豎向變形呈現“連續波峰型”分布，巷道開挖后，頂板下沉，巷道頂板一定范圍內發生卸壓，直接頂應力下降，隨后直接頂下沉與充填體相互接觸、咬合，共同承擔垮落荷載，阻止了直接頂巖梁裂隙的進一步貫通、斷裂，該區域直接頂巖層的壓應力約為5～6.5 MPa。而實體煤柱上方直接頂則承受上覆巖層主要的荷載，產生一定應力集中，最大應力峰值約為10.4 MPa。

圖6 直接頂測點壓應力Fig.6 Compressive stress of direct top measuring point

圖7為直接頂下沉曲線，由圖可知，當充填體與巷道頂板接觸后，兩者共同承擔上覆巖層荷載，限制了巖塊的旋轉下沉，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構和采場應力有很大的不同，工作面上覆巖層結構形態以完整層狀巖層為主，開采對上覆巖層擾動較小，有利于地表災害防治。

圖7 直接頂測點下沉Fig.7 The sinking of the direct top measurement point

3 現場工業性試驗

通過對百良旭升煤礦充填區域充填巷間煤柱寬度的理論分析和數值計算，巷間煤柱寬度取6 m，充填巷寬度取4 m，充填巷的支護方案如圖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 充填巷支護設計斷面Fig.8 Design section of backfill roadway support

在充填巷布置了監測斷面采用收斂儀和鉆孔窺視儀分別對巷道圍巖變形和松動圈進行了監測,如圖9、10所示。

圖9 充填巷圍巖松動圈發育情況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，底鼓量最終穩定在31.7 mm，巷道整體變形較小；鉆孔窺視結果顯示，頂板0～2 m范圍內發育碎脹，兩幫0～1.8 m范圍內發育碎脹，均小于錨桿錨固深度。可以看出，支護設計滿足要求，能夠保證安全生產。

4 結論

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

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

(3)進行了現場工業性試驗，監測數據表明，充填巷圍巖變形較為平均，圍巖松動圈發育范圍0～2 m，均小于錨桿錨固深度，留設煤柱和支護設計能夠滿足安全生產需求。