高河矿双侧采动大巷变形破坏分析及合理煤柱尺寸留设研究

薛 琦，刘凯文，魏聪聪，韩 森

(1.山西高河能源有限公司，山西 长治 047100；2.中国矿业大学(北京)能源与矿业学院，北京 100083)

在巷道煤柱留设、围岩塑性区演化、围岩控制方面，许多学者做了大量的研究工作。在煤柱留设方面：徐金海等[1-2]研究了煤柱长期稳定的必要条件和煤柱稳定的最短时间公式；柏建彪等[3-4]通过数值计算分析了不同的煤层赋存条件下，窄煤柱的稳定性与其宽度的联系；辛亚军等[5]、邸帅[6]通过相似模拟实验及数值分析确定了巷道围岩初始扰动与临界失稳的煤柱尺寸，提出了塑性区宽度等同理论。在围岩塑性区演化方面：马念杰等[7]、赵志强[8]、李季[9]、李永恩等[10]研究了圆形巷道和矩形巷道这两种巷道断面形状在非均匀应力场条件下巷道塑性区形态变化规律，并且初步探讨了塑性区在特定条件下的“蝶形”形态。在围岩控制方面：何满潮等[11-12]提出了关键部位耦合支护理论；丁自伟等[13]针对软岩破碎巷道围岩钻孔成孔困难、锚固效果差等问题，通过采取不同的注浆工艺对巷道破碎围岩进行分区加固，有效地控制了巷道变形。

高河矿在双侧采动时大巷出现了围岩剧烈变形，其发生机理不明确，导致控制措施针对性不强，本文在现场监测的基础上，通过建立FLAC3D数值模型，分别从单侧、双侧采动条件下的应力分布特征及不同煤柱尺寸塑性区演化规律的角度结合理论分析，确定了合理煤柱尺寸，对高河矿的实际生产具有指导意义。

1 工程背景

1.1 地质概况

高河矿现主采2#煤层北采区，煤层平均厚度3 m，平均埋深450 m，倾角1°～3°，含1～3层泥岩夹矸，煤层结构简单。煤层顶板为粉砂岩，平均厚度5 m，抗压强度36.7～51.4 MPa；煤层底板为泥岩，平均厚度3 m，抗压强度36.7～58.1 MPa，遇水软化膨胀。顶底板岩层力学参数见表1。

表1 岩石力学参数表

1.2 采掘设计概况

2#煤层北采区布置有三条大巷，分别为北回风巷、北轨道运输巷、北胶带运输巷(以下称北回巷、北轨巷、北胶巷)，巷间煤柱40 m，大巷与工作面之间设计保安煤柱为50 m，巷道宽×高=4.0 m×2.8 m；工作面长200 m，对向开采，开采次序为2311工作面、2302工作面、2309工作面、2304工作面，采掘布置平面图如图1所示。

图1 采掘布置平面及监测点布置图

2#煤层北回巷、北胶巷现采用锚-网-索-喷联合的支护方式，顶板支护参数为：Φ22 mm×2 200 mm的左旋无纵筋螺纹钢锚杆5根/排，间排距为900 mm×800 mm；Φ17.8 mm×6 300 mm钢绞线锚索，间排距为1 800 mm×800 mm，每排3根。

2 巷道变形破坏特征

受2311工作面和2302工作面叠加采动影响，北胶巷、北回巷矿压显现强烈，均出现近200 m的剧烈变形段，局部顶板含水区域下沉量超过500 mm。2302工作面回采期间分别在北胶巷和北轨巷进行了矿压监测，其中北胶巷布置4个测点(测点1～测点4)、北轨巷布置2个测点(测点5和测点6)，测点布置见图1。

2.1 巷道围岩表面位移监测

当2302工作面距离停采线50 m左右时分别在北胶巷、北轨巷进行表面位移观测监测，在二次采动影响下，北胶巷围岩变形量比北轨巷大，北胶巷的顶底板移近量在366～532 mm之间，帮鼓量在123～162 mm之间，帮鼓量小于顶底板移近量，如图2所示。北轨巷由于距采空区远，受采动影响小，巷道变形量相对较小，顶底板移进量在208～239 mm之间，帮鼓量在92～105 mm之间。

从监测数据来看，北轨巷可以通过后期补强锚索维护巷道的稳定，但是北胶巷顶板下沉量超过了锚索的极限延伸量而破断，即使没有破断，也极有可能拉脱，存在巨大的安全隐患。

图2 北胶巷位移监测曲线

2.2 巷道围岩结构探测

2302工作面回采结束后在上述测点旁进行钻孔窥视，窥视钻孔直径32 mm，孔深8 m，窥视结果见表2。直接顶粉砂岩厚度约5 m，含煤线，局部含砂质泥岩夹层，基本顶为完整性较好的砂岩；北胶巷4 m以深基本完好，北轨巷2.8 m以深基本完好，北胶巷钻孔破碎区主要分布在距顶板3.1 m以浅，北轨巷钻孔破碎区主要分布在1.7 m以浅。由表2可知，紧邻采空区的北胶巷及北回巷受采动影响较大，离层区主要在3.1 m以浅，受采动影响较弱的北轨巷离层区主要在1.7 m以浅，离层区围岩承载能力弱化，应视为载荷层；北胶巷及北回巷3.1～4.0 m与北轨巷的1.7～2.6 m内破坏区间多表现为壁孔粗糙、裂隙，破碎区较少，此区间围岩具有一定的残余承载能力；北胶巷及北回巷4.0 m以深与北轨巷2.6 m以深，岩层完整，可视为承载层。

表2 钻孔窥视结果

3 采动应力分布规律及塑性破坏特征

FLAC3D软件利用动态运动方程可精确模拟开挖后的应力分布特征及塑性破坏范围，模型长×宽×高=800 m×300 m×150 m，网格5 m/格，两停采线间网格细划为0.2 m/格，开挖工作面及巷道可研究采动区域应力场及巷道塑性区分布特征，岩石力学参数见表1。

3.1 采动应力分布特征

按采掘设计先后开挖2311工作面、2302工作面，模型应力平衡后分别提取两停采线之间的最大主应力P1、最小主应力P3及其比值η，如图3和图4所示。

图3 单侧采动时工作面前方应力曲线

图4 双侧采动时停采线间应力曲线

由图3和图4可知，工作面前方40 m范围内，应力变化非常明显，P1、P3及围压比η随着与工作面距离的增大而减小，最后趋于平稳，双侧采动时应力值明显更大。单侧采动时P1max为53.7 MPa，P3max为21.2 MPa，η在1.20～2.53之间，而双侧采动时P1max为59.6 MPa，P3max为22.7 MPa，η在1.40～2.63之间。

巷道塑性区的大小及发育形态主要与双向主应力大小、比值有关，即巷道在采动高偏应力场环境下，围岩塑性区会出现扩展，当η=1时巷道塑性区为圆形，随着η的增大，塑性区形态逐渐过渡到椭圆形并最终演化为蝶形，导致巷道剧烈变形失稳[7-10]。因此，结合图3和图4可得，单侧采动时煤柱尺寸应大于40 m，双侧采动时煤柱尺寸应大于56 m。

3.2 不同煤柱尺寸下的大巷塑性区特征

应力分布规律显示双侧采动后距离停采线80 m以远应力值基本不变，因此，对上述数值模拟模型进行大巷开挖，北胶巷距离停采线85～40 m过程中，北胶巷与北轨巷的塑性区分布如图5所示。

由图5可知，北胶巷距停采线40 m时，大巷帮部和底板的塑性区极大，顶板塑性区达2.4 m，距停采线60 m时顶板塑性区为1.6 m，塑性区尺寸明显减小，距停采线70 m、85 m时顶板塑性区分别为1.2 m、1.0 m。由于北轨巷与北胶巷之间有40 m的保护煤柱，所以北轨巷塑性区尺寸始终保持在较小的范围。大巷距停采线越远，塑性区越小，因此在条件允许情况下应尽量满足60 m以上的停采保护煤柱。

图5 不同停采线时北回巷、北轨巷围岩塑性区分布特征

4 合理停采线位置确定

4.1 采动围岩变形与护巷煤柱关系分析

陆士良等[14]在对数百条各类型采动巷道调研后获得不同围岩性质、护巷方式及煤柱宽度下巷道围岩变形规律和变形量的研究成果，得到巷道服务期间围岩变形总量与护巷宽度的关系式，见式(1)

U=[1+0.003(H-300)]×

[u0+V0t0+n(211.69e-0.003 545[ln(B)]4.5)+

(1+8.538e-0.406 3[ln(B)]0.5)V0t1+

n(717.185e-0.204 9(B)0.6)+

(1+12.241e-0.003 1(B)1.5)V0t2)]

(1)

式中：H为巷道埋深，m；u0为掘巷引起的附加变形量，mm(中等稳定取30～50)；V0为掘巷稳定期间围岩平均变形速度，mm/d(中等稳定取0.03～0.05)；t0、t1、t2为各采动阶段的服务期限，a；n为采动次数；B为护巷煤柱宽度(两侧采空为2B)，m。由式(1)可得在两侧均开采时，大巷服务10 a时大巷变形总量为500～1 000 mm时的护巷煤柱尺寸为55～85 m。

4.2 支护体验证分析

相关研究表明，采动高应力环境下增加支护密度对围岩应力分布及塑性区的控制作用有限，支护的作用是控制巷道的非连续性变形、维护其稳定性[8-10]，因此，在地质条件及开采布局已定的情况下，巷道变形属于“给定变形”，由于大巷已施工完成，现应合理调整开采布局以减小大巷围岩采动塑性区，达到控制巷道变形的目的。

FLAC3D数值模拟显示随着煤柱尺寸的增加塑性区减小幅度变小，以顶板为例：煤柱尺寸由40 m增加至60 m、70 m、85 m时塑性区尺寸由2.4 m减小至1.6 m、1.2 m、1.0 m。因此，合理停采线位置应为60～70 m。

1) 锚杆适用性验证。 锚杆长度L需要满足式(2)。

L=L1+L2+L3D12/(D2-D22)

(2)

式中：L1为锚杆外露长度，取100 mm；L2为锚杆有效长度，为巷道顶板塑性区的破坏深度,mm；L3为锚固剂长度，mm；D为钻孔直径，mm；D1为树脂锚固剂直径，mm；D2为锚杆内径，mm。

结合高河矿实际情况，停采线为60 m和70 m时L2分别取1 600 mm和1 200 mm，L3=600 mm，D=30 mm，D1=23 mm，D2=22 mm，计算结果可得，停采线为60 m时，L=2.5 m>2.2 m；停采线为70 m时，L=2.1 m<2.2 m。因此，停采线至少为70 m。

2) 锚索适用性验证。在计算开挖或受采动影响后巷道最终产生的变形量，通常将问题简化为平面应变问题，即围岩体积膨胀只发生在巷道横截面内，不发生在巷道轴向，由此可以得到式(3)。

Sa=Kv×Sb

(3)

式中：Sa为破裂区围岩破裂(膨胀)后的横截面积；Sb为破裂区围岩破裂(膨胀)前的横截面积；Kv为体积膨胀系数，取1.12[13]。假设横向不发生膨胀，则纵向最大膨胀长度计算见式(4)。

ΔLmax=Sb×(Kv-1)=Sa-Sb

(4)

矿方使用Φ17.8 mm×6 300 mm锚索延伸率为3.5%，有效段4.6 m的极限延伸量为0.160 m，则停采线为60 m时ΔLmax=0.192>0.160 m；停采线为70 m时ΔLmax=0.144<0.160 m。因此，70 m停采线满足要求。

为了使双侧采动影响后大巷变形量减小，大巷原锚杆锚索支护体不破断，最大限度减少大巷返修，根据变形理论分析、塑性区分布特征及支护体验证结果综合分析得出停采线应选择70 m。

5 现场应用

2309工作面及2304工作面回采时与大巷之间预留了70 m的停采保护煤柱。为监测北胶巷在2304工作面回采期间矿压显现，在工作面距离停采线40 m(距离北胶巷110 m)时将3处顶板深基点测站布置于北胶巷，深基点、浅基点分别为8 m、3 m，观测大巷变形情况(后期施工时测点3被损坏)。

增加停采保护煤柱后，巷道顶板及两帮变形破坏明显减小，如图6所示。现场深基点位移监测显示顶板位移量在75 mm以内，其中3 m以浅位移量占80%以上，经过近5个月的持续监测，巷道变形量较小，稳定性控制效果良好。

图6 深基点位移曲线图

6 结 论

1) 高河矿大巷两侧工作面对向开采，大巷变形破坏严重，北胶巷离层破碎区主要在3.1 m以浅、北轨巷在1.7 m以浅，北胶巷顶底板移近量为366～532 mm，北轨巷为208～239 mm，北轨巷明显小于北胶巷。

2) 应力分布规律显示单侧采动时煤柱尺寸应大于40 m，双侧采动时煤柱尺寸应大于56 m；塑性区分布特征显示煤柱尺寸应大于60 m。

3) 停采线确定后巷道变形属于“给定变形”，结合应力分布规律、塑性区分布特征，结合变形量理论分析、锚杆锚索适应性验证，确定合理停采线位置为70 m，现场工程应用后效果显著。