复用回采巷道护巷煤柱合理宽度研究

闫 帅 ，柏建彪 ，卞 卡 ，霍灵军，刘学勇

（1. 中国矿业大学 煤炭资源与安全开采国家重点实验室，江苏 徐州 221116；2. 中国矿业大学 矿业工程学院，江苏 徐州 221116；3. 潞安环能集团余吾煤业有限责任公司，山西 长治 046103）

1 引 言

综放高瓦斯工作面单位时间内出煤量增加，瓦斯相对涌出量大，为了实现高瓦斯煤层工作面安全开采，某些高瓦斯矿井采用两进两回的双U型巷道布置方式：运输平巷→回采工作面→回风平巷形成“内U型”回路；由进风平巷→辅助切眼→瓦斯排放巷形成“外U型”回路，每个工作面回采期间有4条回采巷道服务，相邻两回采巷道之间通常采用宽煤柱护巷。为了减少巷道掘进，相邻两工作面共用一条瓦斯排放巷，成为复用巷道，相邻工作面平面布置图如图1所示。相邻两工作面回采后，复用巷道处于孤岛煤柱中，巷道维护困难，且煤柱损失大。

为提高煤炭资源回收率，许多专家学者在护巷煤柱宽度方面进行了大量研究[1－6]，窄煤柱沿空掘巷和沿空留巷等技术得到成功应用[7－12]，以往对沿空巷道的研究大都集中在单一巷道，即巷道一侧为采空区另一侧为窄煤柱或充填体，而对两侧均为煤柱且受多次动压影响的复用回采巷道稳定性研究未见报道。

本文采用数值计算的方法，研究煤柱内复用回采巷道不同位置对巷道围岩应力分布和变形特征的影响规律；以煤柱内应力峰值比值为指标，分析煤柱宽度与巷道稳定性的关系，并将不同宽度煤柱进行了区域划分，得到了合理的护巷煤柱宽度，并将研究成果成功应用于工程实践，为类似条件下巷道布置提供了依据。

图1 “双U”型通风系统图Fig.1 Plan view of double-U shaped ventilation layout

2 工程背景

2.1 生产地质条件

某矿 S2106回采工作面主采 3#煤层，埋深为500 m，煤层平均厚度为5.3 m、平均倾角为6°，为近水平煤层。3#煤层基本顶为粗砂岩，厚为9.0 m；直接顶为砂质泥岩，厚为4.30 m；直接底为泥岩，厚为3.25 m；老底为粉砂岩，厚为7 m。地应力实测表明，垂直应力为最大主应力，垂直应力为水平主应力的1.3～1.8倍。工作面采用双U型巷道布置方式，上区段S2105工作面已经回采，区段煤柱为35 m，采用走向长壁采煤法、垮落法管理采空区。

2.2 开采过程与煤柱设计方案

根据 S2106综放工作面生产地质条件，建立FLAC3D三维数值计算模型，如图 2所示。模型 X方向为煤层倾向200 m，Y方向为煤层走向200 m，模型高为80 m，模拟工作面长为80 m，巷道断面宽为5 m、高为3.2 m。模型上边界为上覆岩层自重，下边界水平位移、竖直位移固定，两侧和前后边界固定水平位移，煤层采用Mohr-Coulomb应变软化模型，根据地应力测试结果，水平侧向系数为0.8，各岩层力学参数见表1、2，煤层在屈服阶段力学参数见表2[13－14]。模拟开采顺序为：①开挖S2105工作面平巷；②回采S2105工作面；③选择留巷煤柱宽度，开挖S2106工作面平巷；④回采S2106工作面。

针对S2106工作面区段煤柱宽度（图2中“设计煤柱”）提出6种方案：4、6、8、10、14 和20 m。研究本区段煤柱宽度对复用回采巷道围岩应力分布和变形特征的影响规律，分析煤柱宽度与巷道稳定性的关系。

图2 数值计算模型图Fig. 2 Numerical simulation model

表1 岩体力学参数Table 1 Mechanical parameters of rock mass

表2 煤层应变软化阶段力学参数Table 2 Variations of mechanical properties of coal with plastic shear strain

3 煤柱内巷道变形破坏规律

S2106工作面回采后，相邻工作面之间的孤岛煤柱被复用巷道分成两部分，以下称为A煤柱（图2中“设计煤柱”）和B煤柱。根据采动应力叠加和传递理论，当B煤柱宽度为35 m时分析A煤柱宽度对整个孤岛煤柱应力分布、围岩破坏和变形规律的影响。

3.1 煤柱宽度对围岩应力场分布的影响

当A煤柱宽度发生变化时，煤柱内的应力分布以及巷道变形规律发生改变。图3为A煤柱不同宽度时孤岛煤柱内垂直应力分布特征。从中可看出，煤柱内垂直应力分布的变化规律。

随着A煤柱宽度的增加，B煤柱内垂直应力先“双峰”后“单峰”分布，A煤柱宽度对峰值应力P3影响很小，对峰值应力P2影响较大；随着A煤柱宽度的增加，垂直应力峰值P2先增大后减小，B煤柱内最大峰值应力逐渐远离复用巷道。

A煤柱内垂直应力分布受自身宽度的变化影响很大：煤柱宽为4 m时为“缓丘形”，煤柱宽为6 m和10 m时为“单峰形”，煤柱宽为20 m时为“非对称双峰形”。随着煤柱宽度增大，煤柱内垂直应力峰值P1先增大后减小：煤柱宽度从4 m变到10 m的过程中，煤柱内垂直应力峰值逐渐增大，而煤柱宽度由12 m变到20 m时应力峰值又略有减小。随着A煤柱宽度的增加，A煤柱内垂直应力峰值逐渐远离巷道，煤柱A宽度为4～6 m时，垂直应力峰值距巷道2 m范围内，大于8 m后，应力峰值距巷帮5 m左右。

图3 二次采动后煤柱内垂直应力分布(原岩应力12.5 MPa)Fig.3 Vertical stress distributions in pillars after twice dynamic loading (in-situ stress is 12.5 MPa)

将复用巷道两侧的A煤柱和B煤柱视为整体，以复用巷道为坐标原点，只考虑巷道两侧的峰值应力P1和P2，如表3所示。当A煤柱宽度较小时（4～10 m），垂直应力峰值位于B煤柱内；随着A煤柱宽度的增大，垂直应力峰值逐渐向A煤柱方向运动，当A煤柱达到一定宽度时（14 m），应力峰值转移到A煤柱内；随A煤柱宽度继续增大，应力峰值仍沿原方向在A煤柱内逐渐远离巷道。巷道两侧峰值应力的运动路径可以描述为：逐渐靠近巷道→跨到巷道另一侧→按原方向逐渐远离巷道。

表3 巷道两帮煤柱内垂直应力峰值特征Table 3 Characteristics of vertical peak stress in both ribs of reused gateroad

3.2 不同宽度煤柱围岩塑性区分布特征

不同煤柱宽度时围岩塑性区分布见图 4。从中可以看出，在煤柱宽度由小变大时，巷道周围塑性区分布形态变化过程为：“X”型破坏→“Λ”形破坏→梯形破坏和梭形破坏；煤柱破坏区由贯通变为不贯通。煤柱宽度为4～6 m时，煤柱完全破坏；煤柱宽度为8 m时，破坏区范围逐渐减小，巷道围岩为“X”型破坏；煤柱10～12 m时，煤柱内破坏区仍贯通，但顶板出现弹性区，巷道周围呈“Λ”型破坏；20 m以上时，破坏区不贯通，煤柱内破坏区分成两部分，煤柱内靠近巷道侧的破坏区为梯形破坏，煤柱内靠近采空区侧的破坏区为梭形破坏。

图4 采动影响后不同煤柱宽度巷道围岩塑性区分布特征Fig.4 Plastic zone distributions with respect to pillar width

在S2106工作面采动作用下，瓦排巷顶板出现拉破坏，底板为拉剪破坏，护巷窄煤柱以剪切破坏为主。护巷煤柱顶板存在一定范围的弹性区，且随着煤柱宽度的增加，弹性区范围向宽煤柱内顶板和窄煤柱底板逐渐扩大，当煤柱宽度大于20 m时，护巷煤柱内弹性区和顶板内相贯通。

3.3 不同煤柱宽度复用巷道变形规律

图5为不同煤柱宽度时巷道围岩变形规律。从中可看出，随着巷道一侧煤柱宽度的变化，巷道围岩变形表现出不同的特征：当煤柱宽度较小时（4～8 m）巷道以窄煤柱帮变形为主，其次为顶板下沉和底鼓；当煤柱中等宽度时（10～14 m），巷道以底鼓变形为主，其次为窄煤柱帮和顶板下沉；当煤柱大于14 m后，巷道底鼓成为围岩主要变形，巷道整体收敛减小。在A煤柱宽度增加过程中，两帮收敛逐渐减小，顶底板移近先减小后增大。

采用4～6 m煤柱护巷，受基本顶运动引起的变形压力作用，巷道顶板和窄煤柱帮变形强烈；10～20 m煤柱护巷时，受采场垂直和水平应力的集中作用，而水平应力的作用是造成巷道严重底鼓的力学根源，此时底板变形较大。

图5 煤柱宽度对复用巷道变形的影响Fig.5 Deformation rule of the gas tailgate with respect to pillar width

4 煤柱内复用巷道稳定性分析

从应力和塑性区分布特征来分析巷道稳定性。当A煤柱宽度达到20 m时，煤柱内垂直应力呈双峰分布，煤柱两侧均有一定宽度的塑性区，两峰值间存在一定的弹性核区。此种状态下煤柱有足够的承载力保持自身稳定。当煤柱宽度小到4 m甚至更小时，最大垂直位移在煤柱的两侧、此时煤柱水平位移也很大，煤柱容易被压垮破碎失稳。当煤柱为8～10 m时，A煤柱内塑性区贯通，应力呈单峰分布，煤柱有一定的承载力，且垂直应力最大峰值处在B煤柱内。虽然A煤柱受采动影响进入塑性屈服状态，但已将部分垂直应力转到到B煤柱中，A煤柱的载荷不大，通过在煤柱两侧采取一定的加固措施，依靠煤柱屈服后的残余强度仍可以保持自身稳定。当A煤柱宽度为10～15 m时，煤柱处于塑性屈服状态，煤柱内没有弹性区，应力峰值作用在A煤柱上，使得煤柱承受较高的压力，此时的煤柱宽度对煤柱内巷道稳定性不利。

许多学者从现场测试和数值模拟等方面对水平应力和垂直应力比值与围岩稳定性的关系进行了研究[15－18]，结果表明，应力的比值对围岩破坏和巷道稳定有非常大的影响。图6为不同煤柱宽度时，A煤柱内垂直应力和水平应力峰值特征，由此可得，垂直压力与水平压力比值与煤柱宽度的关系如图 7所示。当A煤柱宽10 m时，应力比值出现极小值，在A煤柱宽度15 m时，应力比值达到极大值。由图3和图7可知，在应力比值极小值和极大值之间的煤柱宽度，正是巷道围岩峰值应力从巷道一侧转移到另一侧的煤柱宽度，此时巷道围岩处于高应力区，不利于巷道稳定。极小值左侧随着煤柱宽度的减小，应力比值逐渐增加，煤柱稳定性变差，巷道围岩变形也大，最大峰值应力始终在B煤柱中；极大值右侧随着煤柱增大，此应力比值逐渐减小，煤柱内垂直应力峰值不在煤柱中部而偏向煤柱采空区一侧，煤柱的稳定性逐渐提高。

图6 A煤柱内应力峰值特征Fig.6 Peak values of vertical and horizontal stresses in pillar A

图7 不同宽度A煤柱内垂直与水平应力峰值的比值Fig.7 Ratio of vertical peak stresses to horizontal peak stresses with respect to pillar widths

当A煤柱宽度小于10 m，煤柱内水平应力峰值随煤柱宽度增加而迅速增大，当A煤柱大于10 m后，水平应力峰值增加缓慢。由此可见，宽度较小的煤柱承载力对水平应力比较敏感，煤柱宽度较大时（大于14 m）煤柱内水平应力高，煤柱承载力高。

将复用巷道和两侧的A、B煤柱视为一个巷道系统，通过相邻工作面回采后煤柱内应力演化特征发现，二次采动对A煤柱的影响明显大于B煤柱，A煤柱的稳定是巷道系统稳定的控制变量。将A煤柱宽度划分为4个区域对其稳定性进行评价（见图8）：其中Ⅰ区和Ⅲ区为稳定性较差区域，Ⅱ区和Ⅳ区为稳定性较好区域。煤柱宽度在K点时为临界宽度，垂直应力峰值将在巷道两侧发生位置上的转移。当煤柱宽度很大时（IV区）巷道处于中等应力环境中，逐渐接近原岩应力，围岩变形较小，巷道系统非常稳定；当煤柱宽度接近临界宽度时（III区）巷道将长时间处于高应力作用下，围岩持续变形，稳定性差；当煤柱宽度减小到II区，巷道应力环境得到改善，尽管围岩变形较大，但在合理的支护作用下能维持系统稳定；煤柱减小到I区，A煤柱水平应力非常小，基本处于单轴压缩应力状态，采动将导致煤柱坍塌巷道失稳。

图8 孤岛煤柱内复用回采巷道稳定性分区Fig.8 Division of stability area of gateroad along isolated pillar

因此合理、经济的煤柱宽度应该在II区，在保持巷道稳定的同时提高煤炭采出率。结合以上分析，本项目中合理煤柱宽度为8 m，既提高了煤炭采出率，又满足巷道使用要求。

5 工程实践

通过以上研究，确定某矿S2106工作面本区段采用8 m小煤柱护巷，巷道断面净宽为4.8 m，净高为3.2 m，支护参数为：①顶板：D22 mm L2 400 mm高强螺纹钢锚杆，间排距860 mm × 900 mm，配以“五花”布置锚索加强支护，锚索为 D18.9 mm L8 300 mm，间排距为1 290 mm × 900 mm；②两帮：锚杆规格同顶板锚杆，间排距为900 mm × 900 mm。小煤柱帮采用D18.9 mm L8 500 mm对穿锚索，间排距为1 000 mm × 1 800 mm。

现场应用过程中对瓦排巷表面位移和锚杆、锚索受力进行矿压观测，如图9、10所示。

由图9可知，S2106回风顺槽掘进40 d后，瓦排巷变形基本稳定，两帮相对移近量约 120 mm，顶底板收敛为160 mm，但在0～20 d瓦排巷以两帮变形为主，20 d后顶底相对移进量超过两帮收敛量。

由图10可知，锚杆安装后10 d内顶锚杆和帮锚杆载荷急剧增长，顶锚杆载荷增加到70 kN左右，帮锚杆增加到50 kN左右，至15 d后，顶锚杆和帮锚杆载荷逐渐趋于稳定，分别达到110 kN和90 kN左右。这表明锚杆载荷增长迅速、能够及时承载，从而控制围岩变形效果较好。

图9 瓦排巷表面变形曲线Fig.9 Deformation-time curves of gas tailgate

图10 瓦排巷锚杆载荷变化曲线Fig.10 Load curves of bolts in reused gateroad

6 结 论

（1）复用回采巷道一侧护巷煤柱宽度增加，孤岛煤柱巷道系统内垂直应力峰值的运动路径为：逐渐靠近巷道→跨到巷道另一侧→按原方向逐渐远离巷道。

（2）当护巷宽度的增加时，复用巷道围岩的破坏形态变化过程为：“X”型破坏→“Λ”型破坏→梯形破坏和梭形破坏；煤柱破坏区由贯通变为不贯通。围岩内以剪切破坏为主，浅部围岩出现拉剪破坏。当一侧煤柱小于6 m时，巷道围岩变形以窄煤柱帮和顶板变形为主，随着煤柱宽度增大，底鼓愈加严重，顶板和两帮变形减小。

（3）根据煤柱内垂直应力峰值与水平应力峰值的比值，将决定巷道稳定性的护巷煤柱宽度划分为4个区域。煤柱宽度变化时，在应力峰值比值的极小值和极大值之间巷道围岩处于高应力环境中，围岩应力环境差；在极大值右侧煤柱增大稳定性逐渐变好；在极小值左侧一定距离内有一个稳定性较好的区域；煤柱宽度太窄，煤柱稳定性逐渐变差。

（4）经济合理、安全可靠的护巷煤柱宽度，应处于稳定性分区的II区，同时需要配合有效的巷道支护技术，最终保持孤岛煤柱内复用巷道的围岩稳定。综合分析，确定本文地质条件下留巷小煤柱的合理宽度为8 m。现场应用效果证明了设计的合理性。

[1]谢和平, 段法兵, 周宏伟, 等. 条带煤柱稳定性理论与分析方法研究进展[J]. 中国矿业. 1998, 07(05): 37－41.XIE He-ping, DUAN Fa-bing, ZHOU Hong-wei, et al.Recent developments of theory and analysis methods of strip pillar stability[J]. China Mining, 1998, 07(05): 37－41.

[2]张向阳, 常聚才, 王磊. 深井动压巷道群围岩应力分析及煤柱留设研究[J]. 采矿与安全工程学报, 2010, 27(1):72－76.ZHANG Xiang-yang, CHANG Ju-cai, WANG Lei. Study on surrounding rock stress and reasonable pillar of mining induced gateroad groups in deep well[J]. Journal of Mining & Safety Engineering, 2010, 27(1): 72－76.

[3]韩承强, 张开智, 徐小兵, 等. 区段小煤柱破坏规律及合理尺寸研究[J]. 采矿与安全工程学报, 2007, 24(3):370－373.HAN Cheng-qiang, ZHANG Kai-zhi, XU Xiao-bing, et al.Study on failure regularity and reasonable dimension of district sublevel small coal pillar[J]. Journal of Mining& Safety Engineering, 2007, 24(3): 370－373.

[4]YASITLI N E, UNVER B. 3D numerical modeling of longwall mining with top-coal caving[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, 2005,42(2): 219－235.

[5]BADR S A. Numerical Analysis of coal yield pillars at deep longwall mines[D]. Colorado: Department of Mining Engineering, Colorado School of Mines, 2004.

[6]陈炎光, 陆士良. 中国煤矿巷道围岩控制[M]. 徐州:中国矿业大学出版社, 1994.

[7]柏建彪, 侯朝炯, 黄汉富. 沿空掘巷窄煤柱稳定性数值模拟研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2004, 23(20): 3475－3479.BAI Jian-biao, HOU Chao-jiong, HUANG Han-fu.Numerical simulation study on stability of narrow coal pillar of gateroad driving along goaf[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2004, 23(20):3475－3479.

[8]王卫军, 冯涛, 侯朝炯, 等. 沿空掘巷实体煤帮应力分布与围岩损伤关系分析[J]. 岩石力学与工程学报, 2002,21(11): 1590－1593.WANG Wei-jun, FENG Tao, HOU Chao-jiong, et al.Analysis of the relationship between stress distribution on integrate coal beside gateroad driving along next goaf and damage of surrounding rocks[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2002, 21(11): 1590－1593.

[9]柏建彪. 沿空掘巷围岩控制[M]. 徐州: 中国矿业大学出版社, 2006.

[10]孟金锁. 综放开采“原位”沿空掘巷探讨[J]. 岩石力学与工程学报, 1999, 18(2): 205－208.MENG Jin-suo. Study of driving gateroad on “original site” in fully-mechanized top-coal caving mining[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,1999, 18(2): 205－208.

[11]李学华, 张农, 候朝炯. 综采放顶煤面沿空掘巷合理位置确定[J]. 中国矿业大学学报, 2000, 29(2): 186－189.LI Xue-hua, ZHANG Nong, HOU Chao-jiong. Rational position determination of gateroad driving along next goaf for fully-mechanized top-coal caving mining[J].Journal of China University of Mining and Technology, 2000, 29(2): 186－189.

[12]马立强, 张东升, 王红胜, 等. 厚煤层巷内预置充填带无煤柱开采技术[J]. 岩石力学与工程学报, 2010,29(04): 674－680.MA Li-qiang, ZHANG Dong-sheng, WANG Hong-sheng,et al. Mining technique with preset packing body in gateroad for thick coal seam without coal pillars[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2010, 29(04): 674－680.

[13]谢广祥. 综放采场围岩三维力学特征[M]. 北京: 煤炭工业出版社, 2007.

[14]MOHAMMAD N, REDDISH D J, STACE L R. The relation between in situ and laboratory rock properties used in numerical modelling[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 1997, 34(2): 289－297.

[15]鲁岩. 构造应力场影响下的巷道围岩稳定性原理及其控制研究[D]. 徐州: 中国矿业大学, 2008.

[16]高峰. 地应力分布规律及其对巷道围岩稳定性影响研究[D]. 徐州: 中国矿业大学, 2009.

[17]肖同强, 柏建彪, 王襄禹, 等. 深部大断面厚顶煤巷道围岩稳定原理及控制[J]. 岩土力学, 2011, 32(6): 1874－1880.XIAO Tong-qiang, BAI Jian-biao, WANG Xiang-yu, et al. Stability principle and control of surrounding rock in deep coal roadway with large section and thick top-coal[J]. Rock and Soil Mechanics, 2011, 32(6): 1874－1880.

[18]赵海军, 马凤山, 丁德民, 等. 采动影响下巷道变形机理与破坏模式[J]. 煤炭学报, 2009, 34(5): 599－604.ZHAO Hai-jun, MA Feng-shan, DING De-min, et al.Roadway deformation mechanism and failure model under the influence of mining[J]. Journal of China Coal Society, 2009, 34(5): 599－604.