近距離煤層采空區下回采巷道布局研究

任玉龍，侯蘭濤，商 伐

(1.陜西彬長大佛寺礦業有限公司，陜西 咸陽 713500；2.平頂山市應急管理局，河南 平頂山 467000)

0 引言

煤炭作為中國重要的能源，在能源構成方面有著舉足輕重的作用，近年來隨著單一煤層、淺埋煤層的開采枯竭，近距離煤層的開采比重逐漸增大，涉及到近距離煤層開采方法、巷道布置形式的研究也較為多樣；不同地質特性、工程擾動條件下的近距離煤層的開采難度有所不同。近距離煤層開采一般采用下行開采，上部煤層采動影響后的采空區頂板垮落以及垮落程度的不確定性會給下部采場、巷道的頂板帶來復雜的應力分布，破壞后的上部煤層會給下部煤層的回采造成極大困難，下層煤巷道產生的礦山壓力由于應力傳遞規律的改變而更為復雜，從而使巷道圍巖產生較大變形，造成支護困難，尤其是當回采巷道布置不科學時，應力顯現更為嚴重。結合大佛寺煤礦下煤層回采巷道布置形式，開展平錯式布局研究，利用理論分析、數值模擬、回采過程中錨桿、索應力規律及巷道位移監測手段，得出適合大佛寺煤礦當前開采的布局方式[1]。

1 工程背景

大佛寺礦井初步設計產能為800萬t/a，分2期建設，一期(300萬t/a)于2008年8月通過竣工驗收并投產；二期(800萬t/a)于2019年8月23日通過竣工驗收。礦井共布置2個采煤工作面，聯合采面均以內錯式布局進行開采，主采煤層為4號煤，輔采煤層為4上煤，4上煤因局部夾矸又分為4上-1煤和4上煤。

目前輔采煤層4上煤411采區西翼已回采完畢，412采區北翼已回采至最后一個工作面，主采煤層4號煤401采區西翼已回采3個工作面，均采用內錯式布局進行開采，其位置關系如圖1所示。現因設備能力提升，工作面寬度加長，在4上煤已回采的前提下，內錯式布局已不再適用當前大佛寺煤礦的開采布局。4號煤下個回采工作面為40111工作面，工作面上覆為41106工作面采空區，工作面北側為40109工作面采空區，與上層煤采空區間距從切眼到停采線由8 m逐漸變化為40 m，平均隔厚26 m，本文以40111工作面為例開展大佛寺煤礦下煤層回采巷道的布置形式研究。

圖1 大佛寺煤礦內錯式聯合開采布局示意Fig.1 Layout of internal staggered combined mining in Dafosi Coal Mine

2 采空區下回采巷道合理位置確定

2.1 殘留煤柱下方壓力影響范圍理論分析

近距離煤層開采時，上層煤開采后遺留煤柱將會對下方煤層產生豎向應力集中區，并以煤柱中心呈現對稱分布，當煤柱寬度較大形成穩定煤柱時，深度較小時底板巖層豎向應力以煤柱中心軸線為中心呈對稱“雙峰”特征。根據研究表明，煤柱寬度與底板應力傳遞影響角呈現負相關關系，如圖2所示，40111工作面上覆為40106工作面采空區，留設煤柱寬度為30 m，根據關系圖得出煤柱下方底板應力傳遞影響角為25°。

圖2 底板應力傳遞影響角曲線Fig.2 Influence angle curve of stress transfer on floor

40111工作面與40106工作面位置關系如圖3所示，從圖3中可得

L=L4-L3=(L1+L2)×tanθ-L3

式中，L為內錯最小邊距，m；L1為4號煤與4上煤隔厚，29 m；L2為40111回順頂板至上覆巖層底板厚度，9 m；L3為40106回順巷道寬度，5.1 m；L4為4上煤煤柱與40111回順水平距離，17.7 m；θ底板應力傳遞影響角，取25°；B為煤柱寬度，30 m。

圖3 煤柱下方應力傳遞邊界Fig.3 Stress transfer boundary under coal pillar

經計算得出L=12.6 m，4上煤煤柱與40111回順水平距離為17.7 m，避免4上煤殘留煤柱向下集中應力傳遞影響范圍，減小4號煤40111回順所受圍巖應力，降低維護成本。

基于煤柱下方壓力影響范圍分析，得出40111回順巷道布置內錯不小于12.6 m。根據礦壓分布規律，40111運順則布置在遠離支撐壓力峰值區域外，理論上外錯越遠所受4號煤上采空區影響越小，巷道回采期間維護越穩定；綜合考慮工作面設備運輸能力限制，工作面刮板輸送機最大長度為220 m，40106布置運順外錯42.5 m。

2.2 數值模擬

2.2.1 模型建立

根據大佛寺煤礦地質條件，建立FLAC3D三維計算模型進行數值模擬，模型X軸方向為煤層傾向，Y軸方向為煤層走向，Z軸方向為煤層鉛垂方向，模型尺寸為100 m×400 m×130 m(長×寬×高)，三維模型共劃分1 040 000個單元，1 114 059個節點。模型水平方向位移約束，底部垂直方向位移約束，經計算上邊界上覆巖層自重7.5 MPa，轉化為重力方向的均布載荷壓力，根據地應力測試結果，水平應力側壓系數取1.3。煤層和頂底板采用應變軟化模型計算，其余采用摩爾-庫倫模型計算，煤巖物理力學參數見表1。

表1 煤巖物理力學參數

模擬方案：優先對4上煤41106工作面進行開采，待開采平衡穩定后，開挖40111工作面順槽，分別將回順內錯殘留煤柱7 m、9 m、11 m、13 m、15 m、17 m、19 m，以及運順外錯殘留煤柱5 m、10 m、15 m、20 m、25 m、30 m、35 m、40 m、45 m開挖后針對40111工作面進行回采，通過監測點監測兩順槽應力、位移變化情況，運回順不同距離下垂直應力曲線如圖4、5所示。

由圖4、5可知：①回順應力曲線明顯看出，內錯殘留煤柱越遠，內錯煤柱受力越小，巷道回采期間則越容易維護，但損失煤量也越多。②對比運、回順壓力峰值發現，錯距相同情況下，回順所受垂直應力最大值大于運順垂直應力最大值，應力曲線趨于水平后回順煤柱壓力同樣大于運順煤柱側向壓力；得出將巷道布置在采空區下方優于布置在實煤體下方。③對比運、回順殘留煤柱下垂直應力變化曲線，發現從0 m到2～3 m位置，應力直線上升，可得出本煤層側向應力峰值區域在3 m位置左右，過了3 m后距離殘留煤柱越遠應力逐漸趨近平緩，在13 m位置處應力曲線已近水平，變化幅度可忽略。

圖4 回順內錯不同距離下垂直應力曲線Fig.4 Vertical stress curves at different distances of return internal staggered

圖5 運順外錯不同距離下垂直應力曲線Fig.5 Vertical stress curves at different distances of transportation external staggered

2.2.2 巷道表面位移分析

通過數值模擬分別觀測回順內錯殘留煤柱7 m、9 m、11 m、13 m、15 m、17 m、19 m，運順外錯殘留煤柱5 m、10 m、15 m、20 m、25 m、30 m、35 m、40 m、45 m時的巷道表面位移量，回順表面位移曲線如圖6所示，運順表面位移曲線如圖7所示。

圖6 回順內錯不同距離下位移曲線Fig.6 Displacement curves at different distances of return internal staggered

圖7 運順外錯不同距離下位移曲線Fig.7 Displacement curves at different distances of transportation external staggered

從曲線圖中可以看出，水平方向位移量遠遠大于垂直方向位移量，表明巷道主要表現為幫鼓現象嚴重，巷道頂板下沉量基本可忽略不計。當內錯煤柱寬度在13 m時，巷道水平位移趨于穩定，變化量在8 mm；當外錯煤柱寬度在20 m時，巷道水平位移趨于穩定，變化量在7 mm。回順內錯布局，將煤柱寬度設為13 m時，巷道效果最佳；運順外錯布局時，將煤柱寬度設為20 m時，巷道效果最佳。

2.3 平錯布局確定

通過殘留煤柱下方壓力影響范圍理論計算以及數值模擬分析結果得出，回順內錯布置為13 m時，巷道位于殘留煤柱下方壓力影響范圍外，所受到的壓力影響及巷道表面位移效果最優；運順外錯布置煤柱寬度越大，則巷道受力越小，位移量越小，考慮工作面設備運輸能力，將運輸外錯布置為42.5 m。40111工作面整體布局，剖面位置關系如圖8所示。

圖8 40111工作面剖面位置關系Fig.8 Position relationship of 40111 working face section

當40111工作面布局為回順內錯13 m，運順外錯42.5 m時，從曲線圖可得出回順水平位移主要為煤柱側右幫幫鼓15 mm，垂直方向主要為底板底鼓20 mm，運順水平位移主要為幫鼓10 mm，垂直方向主要為頂板下沉量10 mm，底鼓量10 mm。垂直方向應力回順明顯大于應力運順影響范圍。

3 錨網索支護監測及支護優化

3.1 錨桿、錨索支護效果監測

在初期實際推采過程中，40111工作面運順出現不同程度的收斂、底鼓現象，幫部收斂體現在煤柱側，幫部收斂量達1 000 mm，底鼓量達300 mm，嚴重影響推采過程中超前架、轉載機的向前位移。

針對推采過程中巷道變形量大的支護難題，在40111工作面運輸順槽布置測站，監測40111工作面回采過程中支護體實際承受載荷及其變化。為后期工作面回采影響巷道錨網支護參數優化提供借鑒。測站布置在超前工作面300 m處，共布置3個斷面A-A、B-B、C-C，其中A-A斷面為順槽錨桿受力監測斷面，B-B、C-C為順槽錨索受力監測斷面，具體監測位置布置圖如圖9～11所示。

圖9 順槽測力錨索斷面AFig.9 Section A of mining roadway force-measuring anchor cable

錨桿、錨索均是在圍巖表面施加預應力來控制巖體變形，兩者在支護過程中體現協同作用，一方面是提高圍巖峰后殘余強度，另一方面將巷道淺部破碎圍巖懸吊在深部完整性較好的巖體內，充分發揮深部巖體的承載性能。兩者的區別是：較長的錨索可以生根于深部承載性好的巖體里，當巷道淺部巖體破碎及塑性區厚度大時，長度較短的錨桿不能錨固到完整性好的巖體中，這時錨桿懸吊作用弱，此時預應力錨桿會在淺部破碎圍巖區域構成“壓縮帶”，優化破碎巖體受力，抑制塑性區擴展。通過推采過程監測發現，2#、4#、9#、10#測力錨桿托錨力較為穩定，但安裝初期錨固效果較差。隨著工作面的推進，錨桿桿體軸力變化較小，說明初期托錨力較低會導致錨桿對圍巖錨固作用較差，盡管后期隨著工作面的推進圍巖發生變形，但是錨桿依然難以產生較大作用。其中1#、2#、3#、5#、8#錨索承載力經過初期較快變化后，開始趨于平穩狀態。初始承載力高的3#錨索，在支護過程中一直保持較高的工作阻力，6#錨索在測試期間的工作狀態也體現出這種特征，這說明錨索同錨桿一樣，安裝初期較高的張拉力，可以提高錨索的工作阻力，充分發揮其主動支護作用。幫部錨索的承載力普遍小于頂部錨索的承載力，說明巷道幫部圍巖體變形嚴重，幫部巷道巖體破碎導致錨索錨固力不足；位于幫部偏下的錨索承載力普遍小于幫部偏上的錨索承載力。

圖10 順槽測力錨桿斷面BFig.10 Section B of mining roadway force-measuring anchor

圖11 順槽測力錨索斷面CFig.11 Section C of mining roadway force-measuring anchor cable

綜合分析錨桿錨索在初期張拉時有較高的張拉力，可以更好地發揮錨固作用，更好地控制巷道圍巖體內部的變形，施加較高預緊力的錨索很好地發揮自身的承載作用，施加高預應力錨桿會在淺部破碎圍巖區域構成“壓縮帶”，優化破碎巖體受力，抑制塑性區擴展，而低預緊力錨桿錨索未能發揮其錨固作用。

3.2 支護參數優化

通過對回采過程中錨桿、錨索協同作用及受力情況分析，支護設計中如何更好地發揮錨桿和錨索共同作用是圍巖控制的關鍵因素，40111工作面原支護設計采用錨網索支護如圖12所示，頂板采用錨索配合金屬網、W型鋼帶，錨索采用φ21.8 mm×7 100 mm鋼絞線，間排距1 600 mm×1 600 mm，錨索布置在錨桿間，頂板錨桿采用φ22 mm×2 500 mm螺紋鋼錨桿，矩形布置，間排距700 mm×800 mm。幫部采用錨桿配合菱形網、異形鋼帶自護，錨桿采用φ22 mm×2 500 mm螺紋鋼錨桿，間排距800 mm×800 mm。錨桿扭矩為200 N·m，錨固力為100 kN，錨索預緊力為150 kN，錨固力為200 kN。

圖12 原支護設計展開Fig.12 Expansion of original support design

通過支護效果監測發現，該支護參數不能有效保證巷道圍巖穩定，在幫部錨桿有效支護下，幫部變形量仍不可控，說明破碎煤體半徑大于錨桿長度2.5 m，因此幫部需加大支護半徑，確保幫部支護的可靠性。同時錨桿索的初期預緊力及其擴散效果直接決定了主動支護系統的實際承載工況，以及錨桿索承載過程中的增阻速率，即錨桿螺母預緊力矩或錨索預緊力越高，支護系統支護阻力越大，錨桿索承載結構剛度越高，并在較小的變形狀態下快速產生較高的支護阻力。

因此幫部增設3.5 m錨索來加大支護半徑，提升錨桿索施工標準，頂板錨索張拉力須達到220 kN，幫部錨索張拉力須達到200 kN，錨桿的螺母預緊力矩須達到300 N·m，優化后支護設計如圖13所示。

圖13 優化支護設計展開Fig.13 Expansion of optimized support design

4 結論

(1)聯合開采煤層下煤層采用平錯式布局，可有效減小巷道壓力，40111工作面回順內錯13 m，運順外錯42.5 m方案具備可行性。

(2)開采過程中錨桿、錨索支護效果監測，較高預緊力的錨桿索能更好地發揮自身的承載作用，施加高預應力錨桿會在淺部破碎圍巖區域構成“壓縮帶”，優化破碎巖體受力，抑制塑性區擴展，可有效控制圍巖變形，頂板錨索張拉力須達到220 kN，幫部錨索張拉力須達到200 kN，錨桿的螺母預緊力矩須達到300 N·m。

(3)通過錨桿索相互協同作用機理，以及圍巖松動圈范圍確定，幫部純錨桿支護不能有效控制幫部收斂變形，需增加3.5 m錨索；支護優化采取錨桿、錨索間隔布置，充分發揮錨桿、錨索各自支護性能，實現一次支護到位。

(4)40111工作面平錯式布局的成功實踐，為后續402采區南翼工作面布局積累經驗，成功解決了隨著4號煤層工作面加長布局不再適用的難題，40201工作面順槽已開始掘進，巷道成型良好，具備實施條件。