孤岛工作面水侵沿空巷道围岩稳控技术研究

刘鑫

(国能蒙西煤化工股份有限公司 棋盘井煤矿， 内蒙古 鄂尔多斯 017000)

0 引言

煤炭的粗放式开采不仅造成了资源的过度浪费[1-2]，同时也违背了国家大力建设和发展资源节约型高效生产矿井的主题[3-4]。留设小煤柱沿空掘巷在降低巷道维护工程量和巷道变形及减少煤炭资源损失方面具有显著优点，在我国许多矿区得到了广泛推广和应用[5-6]。因此，针对不同煤层地质条件开展小煤柱沿空掘巷相关研究具有重要的指导意义。目前，许多学者采用理论分析、相似模拟实验和数值模拟等方法从不同的方面入手，对煤柱的留设宽度和巷道围岩稳定控制等进行了大量研究并取得了一些成果[7-10]。陈宁[11]通过SHPB(分离式霍普金森压杆)对煤样进行实验，结果表明：随着含水率的增加，煤样动态抗压强度降低，动态弹性模量升高，表现出与静载过程不同的力学特征。王中伟[12]通过实验研究得到煤体峰值强度、弹性模量随含水率的增大呈现先增大后减小的变化趋势；含水率较大时，煤体在峰值强度附近发生延性破坏。Qian Ruipeng等[13]研究了水浸高度对煤的单轴压缩下变形破坏的影响，水浸对煤样软化效果明显，部分浸水煤样在不同层位的变形不同步，部分浸水煤样变形的不均匀加剧了煤样的破坏。

以上研究成果为研究孤岛工作面水侵沿空巷道围岩稳控技术提供了基础，但对孤岛工作面采空区积水弱化围岩条件下的合理煤柱留设方面研究较少，仅从积水侵蚀煤柱承载强度弱化影响因子、煤柱常规应力简化模型、实验室测定积水弱化煤柱强度等某一方面进行简化分析或理论研究，而由于巷道围岩应力及环境的复杂性，对于此类特殊地质条件下的沿空巷道围岩变形机理及控制效果并不十分理想。为此，本文在前人的研究基础上，以国能蒙西煤化工股份有限公司棋盘井煤矿I020908回风巷为工程背景，针对孤岛工作面采空区积水弱化条件下沿空巷道围岩变形严重这一特征，采用实验室测定和数值计算分析法，在实验室室内测定煤岩样吸水弱化强度的基础上，将简化后的积水煤柱承载强度的参数嵌入FLAC3D数值软件，对工作面侧向支承应力演化规律、塑性区分布特征及不同宽度煤柱应力和变形规律进行研究分析；建立了考虑积水弱化的煤柱力学模型，确定了水侵条件下合理煤柱宽度；提出了孤岛工作面水侵条件下沿空巷道围岩稳控技术方案。

1 工程概况

棋盘井煤矿I020908工作面是9号煤II盘区最后一个工作面，地面标高为+1 370～+1 384 m，井下标高为+849～+911 m。该工作面南邻I020901工作面采空区(I020901工作面采空区共积水17.1万m3，水头高度约为+875 m)，北邻I020905工作面采空区，属于孤岛工作面，工作面布置如图1所示。煤层厚度为3.00 m，煤层平均倾角为4°，煤层层理和节理中等发育，硬度中等，坚固性系数为3～5。煤层顶底板赋存情况见表1。

图1 工作面布置Fig.1 Working face layout

表1 煤层顶底板岩性Table 1 Lithology of coal seam roof and floor

目前，I020908工作面运输巷和回风巷与相邻工作面采空区均留设隔离煤柱，截止2019-01-30，I020908工作面运输巷和回风巷均已掘进200 m，I020908回风巷受I020901采空区积水长期浸泡影响。现场实测表明，I020908回风巷在邻侧采空区积水侵蚀条件下煤质极其松软，煤柱强度与运输巷煤柱强度相比明显降低，多处发生大面积密集片帮现象，最大扩散深度为0.6 m，顶板及围岩破碎区范围也明显增大，冒顶区域面积最大为50 m2，扩散深度为2.0 m，严重威胁矿井生产安全，阻碍了巷道掘进工作的正常进行。

2 煤岩体力学性质测试

考虑到I020908回风巷围岩受I020901采空区积水浸泡影响的工程实际情况，将I020908工作面回风巷煤岩样进行标准加工，同时开展干燥煤岩样和自然吸水煤岩样的物理力学性质测试，测试采用的标准煤岩样如图2所示。

(a) 干燥试样

(b) 浸水试样图2 标准煤岩样Fig.2 Standard coal and rock samples

(1) 干燥处理：将加工好的部分煤岩样置于干燥箱中，在110 ℃温度下烘干24 h，取出后在干燥器皿中冷却至室温。

(2) 浸水处理：将加工好的煤岩样放入水槽中，先注水至样品高度的1/4处，以后每隔2 h分别注水至样品高度的1/2和3/4处，全部浸没样品6 h后，样品在水中自然吸水48 h。

根据测试结果分析得出：各煤岩样吸水后力学参数较干燥状态下均有明显降低。其中，砂质泥岩平均单轴抗压强度由43.45 MPa降低至12.86 MPa，降低幅度为70.41%；煤平均单轴抗压强度和弹性模量降低幅度分别为30.05%和87.71%。砂岩平均抗拉强度由4.22 MPa降低至0.20 MPa，降低幅度为95.26%。砂质泥岩平均抗拉强度由4.74 MPa降低至1.11 MPa，降低幅度为76.58%。煤平均抗拉强度由0.93 MPa降低至0.48 MPa，降低幅度为48.39%。砂质泥岩黏聚力由10.41 MPa降低至2.16 MPa，降低幅度为79.25%。各煤岩样吸水后的内摩擦角较干燥状态下则无明显变化，其中，煤的内摩擦角由21.77°增大至22.35°，增大幅度仅为2.66%。

3 孤岛工作面采场应力及变形特征分析

在采空区侧向支承压力的影响下，不同煤柱宽度的变形破坏程度也有较大差异；此外，塑性区发育高度及特征对于沿空巷道围岩稳控技术的支护强度参数选取有着关键的影响作用。为此，利用测定的积水弱化煤柱物理力学参数，建立数值计算模型，对孤岛工作面侧向支承压力及塑性区发育特征进行模拟分析，为煤柱合理宽度的留设和巷道围岩稳控技术的提出提供有力依据。

3.1 数值计算模型建立

根据9号煤层地质条件，利用FLAC3D建立采场数值计算模型，分别在采空区有无积水侵蚀条件下模拟孤岛工作面开采过程中侧向支承压力分布规律及塑性区发育特征。模型尺寸为982 m×400 m×341 m。在沿煤层倾斜方向上为400 m，沿煤层走向为982 m，高度为341 m，沿倾斜方向工作面推进距离为200 m。为减弱数值软件的边界效应，在模型倾斜方向上留设100 m边界煤柱，在走向方向上留设50 m边界煤柱，根据工程实际情况，相邻工作面间留设6 m保护煤柱。模型整体采用Mohr-Coulomb准则，模型的四周及底部边界采用位移边界条件固定，模型上边界施加等效上覆岩层均布载荷5.51 MPa，数值计算模型如图3所示。根据实验室力学参数实验测试结果对煤岩体模拟参数进行校正，采空区在正常和积水条件下煤岩体力学参数见表2。

图3 数值计算模型Fig.3 Numerical calculation model

表2 数值模拟岩层参数Table 2 Numerical simulation rock parameters

3.2 采空区侧向支承压力分布分析

在回风巷采空区侧布置测线，I020901工作面开采后，自然条件和水侵条件下回风巷采空区侧向支承压力如图4所示。

图4 I020901工作面采空区侧向支承压力分布Fig.4 Distribution of lateral support pressure in goaf of I020901 working face

由图4可看出，自然条件下，垂直应力在距回风巷采空区侧向12.5 m处达到峰值，峰值强度为32.81 MPa，应力集中系数为2.62；水侵条件下，垂直应力在距回风巷采空区侧向约18.1 m达到峰值，峰值强度为26.75 MPa，应力集中系数为2.32。说明采空区侧浅部煤岩体受水侵蚀影响严重，煤岩体比正常情况下较为破碎，导致围岩和煤体的力学性质明显降低，其所能承受的载荷也显著减小。相同开采条件下，水侵条件侧向形成的支承压力的峰值降低约14%。

3.3 I020901工作面围岩塑性区分布分析

I020901工作面开采后，2种情况下塑性区分布情况如图5、图6所示。由图5、图6可看出：自然条件下，I020901工作面开采后，塑性区最大发育高度距离煤层约为46 m，覆岩垮落和破坏高度约为15.3倍采高；底板破坏深度为8.3 m，约2.77倍采高。

围岩受水侵弱化条件下，I020901工作面开采所形成的塑性区范围明显较正常开采情况下扩大，随着开采范围的加大，塑性区的发育范围也超过I020908回风巷所在围岩区域，导致I020908工作面内煤体的破坏。通过对比自然条件和受水侵条件下采场塑性区的分布可以看出，受水侵蚀后，塑性区的发育高度可达到64 m，约为31.3倍采高，比自然条件下开采情况增加了39%。

(a) 推进40 m

(b) 推进100 m

(c) 推进140 m

(d) 推进200 m图5 自然条件下I020901工作面塑性区分布Fig.5 Distribution of plastic zone of I020901 working face under natural conditions

(a) 推进40 m

(b) 推进100 m

(c) 推进140 m

(d) 推进200 m图6 水侵条件下I020901工作面塑性区分布Fig.6 Distribution of plastic zone of I020901 working face under water intrusion conditions

基于采场应力分布和塑性区分布规律可知：在水侵条件下应当合理增加回风巷护巷煤柱的宽度或者对巷道进行加强支护。

4 煤柱合理宽度确定

威尔逊经典煤柱宽度公式表明，煤柱主要由单一核区以及两侧塑性区组成，而塑性区宽度的大小对于煤柱宽度的合理确定起到决定性作用。

基于极限平衡理论，建立考虑采空区水头高度影响下的煤柱力学模型，计算煤柱采空区侧塑性区宽度，为煤柱宽度的合理确定提供理论依据，并结合数值模拟结果分析，最终确定合理煤柱宽度。

4.1 静水压力对煤柱塑性区的影响

I020908工作面回风巷煤柱采空区侧受I020901工作面采空区积水的影响，其塑性区较巷道侧发育程度较高且采空区积水水位(静水压力)是不断变化的。因此，考虑采空区静水压力p对煤柱塑性区宽度的影响，为煤柱宽度的合理确定提供有力的参考依据。煤柱力学模型如图7所示，其中α为煤层倾角，h′,h″表示煤柱任一位置与水头的距离。

图7 煤柱力学模型Fig.7 Coal pillar mechanical model

根据极限平衡区理论，塑性区(水破坏区)宽度为x3，计算公式[14]如下：

(1)

式中：λ为煤层侧压系数；M为煤层厚度，m；φ0为煤层顶底板交界面处摩擦角，(°)；ρ为采空区积水密度，kg/m3；g为重力加速度，N/kg；h为采空区积水高度，m；k′为应力集中系数；γ为煤柱上覆岩层容重，kN/m3；H为煤层埋藏深度，m；C0为交界面处黏聚力，MPa；Px为煤帮支护阻力，MPa。

根据I020908工作面工程地质条件并结合实验室测试结果，参数取值如下：λ=0.27，M=3.0 m，γ=22 kN/m3，φ0=17°，C0=0.5 MPa，ρ=1 000 kg/m3，g=10 N/kg，k′=1.6，H=509～535 m，h=0～26 m，Px=0.1 MPa。在其他参数不变的条件下，分析采空区积水不同水头高度对煤柱塑性区发育的影响规律，其变化曲线如图8所示。

图8 不同水头高度对塑性区影响曲线Fig.8 Influence curve of different water accumulation height on plastic zone

由图8可看出，随着距离水头高度的增加(水压增加)，采空区侧煤柱塑性区宽度增大。

4.2 煤柱垂直应力分布

基于以上结果分析，进行留设不同煤柱宽度数值模拟计算。基于水侵蚀的开采条件，模型地层设置、岩性参数、初始应力状态与围岩弱化条件下的数值计算模型相同。模型尺寸为400 m×341 m×1 m，采用Mohr-Coulomb准则，模型的四周及底部边界采用位移边界条件固定，模型上边界施加5.51 MPa的等效上覆岩层均布载荷。

不同宽度条件下煤柱内垂直应力分布如图9、图10所示。由图9、图10可看出：① 煤柱宽度为6～15 m时，煤柱内垂直应力分布为先增大后减小的单峰形式，垂直应力峰值基本处于煤柱中间。随着煤柱宽度的增大，垂直应力峰值近似呈线性增大。② 煤柱宽度为6～12 m时，垂直应力峰值小于原岩应力，煤柱宽度为12 m时，与原岩应力大约持平，此时煤柱处于应力降低区。③ 煤柱宽度为12～15 m时，垂直应力高于原岩应力，此时煤柱处于应力增高区。所以，从煤柱内垂直应力分布规律考虑，留设合理煤柱宽度为6～12 m。

图9 不同宽度下煤柱垂直应力分布Fig.9 Vertical stress distribution of coal pillar with different width

图10 煤柱应力峰值与煤柱宽度关系曲线Fig.10 Curve of relationship between peak stress and width of coal pillar

4.3 巷道表面位移

煤柱宽度与巷道围岩变形关系如图11所示。由图11可看出：随着煤柱宽度的增大，顶板及实体煤帮位移先减小后趋于稳定，煤柱帮位移随煤柱宽度增大而减小。当煤柱宽度为6～12 m时，顶板、实体煤帮及煤柱帮移近量逐渐减小，底板底鼓量逐渐增加，但顶板、实体煤帮和底板减小(增加)幅度较小；煤柱帮从0.293 m减小到0.211 m，减小了27.9%，说明煤柱宽度对煤柱帮影响较大。当煤柱宽度为12～15 m时，巷道围岩基本趋于稳定。从巷道表面位移考虑，合理煤柱宽度为6～12 m。

图11 不同煤柱宽度与巷道围岩变形情况Fig.11 Different coal pillar widths and surrounding rock deformations of roadway

综合分析，棋盘井煤矿I020908工作面沿空掘巷煤柱宽度留设为6 m，但回风巷煤柱帮受I020901采空区积水侵蚀影响，容易产生冒顶和片帮，需要进行加强支护。

5 围岩控制技术

5.1 支护方案

根据I020908工作面的具体地质情况，为保证工作面回采期间巷道的正常安全使用，基于巷道原支护设计参数，对巷道采取加强支护措施，具体方案为如下：

方案1：不受采空区积水影响的加强支护方案，如图12所示。

图12 无积水巷道加强支护断面Fig.12 Reinforced support section of roadway without accumulated water

顶锚杆：φ20 mm×2 400 mm，配φ14 mm×4 900 mm的钢筋梯子梁，150 mm×150 mm×10 mm碟形钢托盘，φ6.5 mm钢筋网，2个K2360药卷，间排距为800 mm×800 mm，距巷帮100 mm。

顶锚索：φ21.6 mm×7 200 mm，配300 mm×300 mm×14 mm的钢板，下方焊接300 mm长14号槽钢，3个Z2360药卷，每排布置3根锚索，间排距为2 000 mm×1 600 mm。除中心锚索垂直顶板施工外，其余锚索与顶板夹角为70°，以充分利用巷道肩角稳定区。

帮锚杆：φ20 mm×2 400 mm，配300 mm×300 mm×14 mm的钢板，φ6.5 mm钢筋网，1个K2360药卷，间排距为800 mm×800 mm，距顶底板150 mm。

方案2：受采空区积水影响的加强支护方案，如图13所示。

图13 有积水巷道加强支护断面Fig.13 Reinforced support section of roadway with accumulated water

顶锚杆：与方案1加强支护方案相同。

顶锚索：在方案1加强支护方案基础上，每2排之间补打2根顶锚索，间排距为2 000 mm×1 600 mm，距巷帮1 500 mm，整体呈“五花”布置。

帮锚杆：在方案1的基础上，煤柱帮锚索为φ17.8 mm×4 300 mm，配300 mm×300 mm×12 mm钢托盘，2支Z2360药卷，每排2根锚索，间排距为1 800 mm×1 600 mm，距底板850 mm。

5.2 围岩控制效果分析

巷道间隔50 m布置1个测站，每个测站采用“十”字布点设1对测点，利用表面位移计对巷道表面位移监测数据进行计算，如图14所示。

(a) 顶底板移近量

(b) 两帮移近量图14 巷道围岩表面位移收敛曲线Fig.14 Convergence curves of surface displacement of roadway surrounding rock

从图14可看出，巷道各测站的巷道顶底板移动变化总的趋势基本一致，在11—52 d，顶底板最大移近量达到200 mm，平均为85 mm，52—120 d巷道顶底板收敛趋于稳定，最大值为4.0%，平均收敛值为1.7%。在14—52 d，两帮最大移近量达到130 mm，平均为73.3 mm，52—120 d两帮移动变形稳定，最大收敛值为2.6%，平均收敛值为1.5%。与原支护方案相比，在采空区积水长期侵蚀条件下，巷道围岩控制效果较好，比原支护条件下围岩移近量降低85.6%。

6 结论

(1) 利用FLAC3D数值软件对采空区有无积水条件下进行采场数值模拟，结果表明:积水侵蚀条件下煤岩体承载性能降低，需要增加煤柱宽度或加强巷道支护措施。

(2) 数值模拟结果表明：煤柱宽度的大小对巷道煤柱帮影响较大，对巷道顶底板和实体煤帮影响较小，结合工程实际确定煤柱宽度为6 m，并进行加强支护。

(3) 采用围岩稳控技术设计了加强支护方案，采用加强支护方案后巷道围岩变形在52 d内趋于稳定，顶底板最大移近量约为200 mm，两帮最大移近量约为130 mm，比原支护条件下围岩移近量降低85.6%，巷道围岩控制效果较好。