短壁干式充填巷间煤柱留设宽度分析

段玉锋

(陕西澄合百良旭升煤炭有限责任公司，陕西 渭南 715300)

0 引言

百良旭升煤矿主要开采5号煤层，埋深447～563 m，平均厚4.5 m，直接顶主要为中粒砂岩，伪顶主要为粉砂岩，直接底主要为石英砂岩、粉砂岩互层。充填巷道设计尺寸4.5 m×5 m，采用高速动力抛矸机进行干式充填。由于矸石的碎胀性，充填巷靠近煤柱区域充填体对顶板支撑力较小，为保证短壁干式充填开采技术实施过程中围岩的稳定性，通常留设一定宽度的巷柱与充填体作为共同支撑体控制围岩的变形与运移。

1 巷间煤柱留设宽度理论计算

图1为煤柱宽度计算示意图。X1为掘进工作面开采后在采空侧煤体中产生的塑性区宽度，X2为考虑煤层厚度而增加的煤柱稳定系数，按(X1+X3)(30%～50%)计算；X3为锚杆有效长度，取1.6 m。X1应按照式(1)进行计算

图1 煤柱宽度计算示意Fig.1 Calculation of coal pillar width

(1)

式中，m为煤层采厚，4.5 m；A为侧压系数，A=ν/(1-ν)，泊松比ν取0.25，则A=0.2；φ为煤层界面的内摩擦角，取25°；C0为煤层界面的粘结力，取2.9 MPa；K为应力集中系数，取2.0；γ为岩层平均容重，25 kN/m3；H为煤层埋深，447～563 m；PZ为支架对煤帮的支护阻力，取0。根据以上条件估算，得到X1=2.5 m，X2为1.23～2.05 m，由此可得B为5～6.5 m。可初步确定煤柱宽度的理论值为5 m。

2 不同煤柱宽度下围岩变形规律研究

为了进一步确定留设煤柱的合理尺寸，研究不同煤柱宽度下的围岩变形破坏规律，采用UDEC软件进行了数值计算。

2.1 力学模型

左右边界限制x方向的位移；下部边界限制y方向的位移；上部边界为应力边界。力学模型如图2所示。本构关系采用Mohr-Coulumb模型。模拟中严格按照实际掘进充填工序交替开采充填。在直接顶布置了一条测线，测线长度134 m，每1 m布置一个测点，监测压应力和竖向变形；同时在煤柱内部每0.5 m布置一个测点，监测小煤柱的压应力和竖向变形。

图2 数值模拟力学模型示意Fig.2 Numerical simulation mechanical model

2.2 不同煤柱宽度下巷道围岩变形破坏规律

对短壁干式充填开采留设4 m、5 m和6 m这3种工况进行了模拟，计算结果如图3和图4所示。

图3 不同煤柱宽度下煤柱竖向变形 Fig.3 Vertical deformation of coal pillar under different coal pillar widths

图4 不同煤柱宽度下煤柱内压应力分布Fig.4 Compressive stress distribution in coal pillar under different coal pillar widths

2.2.1 不同煤柱宽度下采场围岩稳定性对比

由图3可知，煤柱竖向变形最大值一般出现在煤柱内部中心位置，且随着煤柱宽度的增加，实体煤柱的下沉不断减小。可以看出，随着煤柱宽度由4 m增至6 m，围岩整体下沉减小，直接顶沿软弱结构面发生塑性流动的空间则受到压缩，向上位岩层发生拉伸破坏的趋势受到控制，上覆岩层结构形态以完整层状岩层为主，开采对上覆岩层扰动较小，有利于地表灾害防治，所以取6 m煤柱较为安全合理。

2.2.2 不同煤柱宽度下压应力分布规律

图4为不同煤柱宽度下煤柱内压应力分布曲线。由图可知，当煤柱宽度为4 m时，煤柱内压应力为“单峰型”，应力峰值为17.2 MPa；当煤柱宽度为5 m时，煤柱内压应力仍为“单峰型”，应力峰值为15.1 MPa；当煤柱宽度为6 m时，煤柱内压应力为“双峰马鞍型”，应力峰值为13.9 MPa。可以看出，随着煤柱尺寸的增加，应力峰值减小，煤柱内应力趋于平均，并由叠加的“单峰型”应力转变成“双峰马鞍型”，煤柱承受的极限压应力减小，有助于围岩的稳定。

2.2.3 不同煤柱宽度下塑性区分布规律

图5为不同煤柱宽度下，采场塑性区分布图。当煤柱宽度为4 m时，煤柱内塑性区约为3.2 m，顶板处塑性区相互贯通区域较多，煤柱屈服破坏较为严重，围岩强度稳定性差。当煤柱宽度为5 m时，煤柱内塑性区约为2.8 m，顶板局部区域塑性区贯通，煤柱内存在极限屈服状态的区域较多，有发生屈服破坏的潜在可能性。当煤柱宽度为6 m时，煤柱内塑性区约为2 m，煤柱内部存在1.5～2 m的弹性核，能够保证一定承载力。

图5 不同煤柱宽度下采场塑性区分布Fig.5 Distribution of stope plastic zone under different coal pillar widths

2.3 采场顶板覆岩活动规律

以留设6 m煤柱为例，直接顶测点压应力如图6所示。充填开采后，直接顶的压应力和竖向变形呈现“连续波峰型”分布，巷道开挖后，顶板下沉，巷道顶板一定范围内发生卸压，直接顶应力下降，随后直接顶下沉与充填体相互接触、咬合，共同承担垮落荷载，阻止了直接顶岩梁裂隙的进一步贯通、断裂，该区域直接顶岩层的压应力约为5～6.5 MPa。而实体煤柱上方直接顶则承受上覆岩层主要的荷载，产生一定应力集中，最大应力峰值约为10.4 MPa。

图6 直接顶测点压应力Fig.6 Compressive stress of direct top measuring point

图7为直接顶下沉曲线，由图可知，当充填体与巷道顶板接触后，两者共同承担上覆岩层荷载，限制了岩块的旋转下沉，围岩变形受到控制，直接顶最大下沉量约0.153 m。可见，相比于垮落法管理顶板，巷式充填开采上覆岩层结构和采场应力有很大的不同，工作面上覆岩层结构形态以完整层状岩层为主，开采对上覆岩层扰动较小，有利于地表灾害防治。

图7 直接顶测点下沉Fig.7 The sinking of the direct top measurement point

3 现场工业性试验

通过对百良旭升煤矿充填区域充填巷间煤柱宽度的理论分析和数值计算，巷间煤柱宽度取6 m，充填巷宽度取4 m，充填巷的支护方案如图8所示。顶部和非回采帮部锚杆杆体材料采用φ20 mm×2 400 mm左旋无纵筋螺纹钢锚杆，直径为20 mm，长度为2 400 mm，锚杆间排距为1 100 mm×800 mm。巷道回采帮部采用φ20 mm×2 400 mm左旋无纵筋螺纹钢锚杆(配W钢带+拱形铁托盘)，间排距1 500 mm×800 mm，锚索：每排采用1～2根φ18.9 mm×8 300 mm低松弛钢绞线，间排距2 000 mm×1 600 mm，眼孔深度8 000 mm。

图8 充填巷支护设计断面Fig.8 Design section of backfill roadway support

在充填巷布置了监测断面采用收敛仪和钻孔窥视仪分别对巷道围岩变形和松动圈进行了监测,如图9、10所示。

图9 充填巷围岩松动圈发育情况Fig.9 Development of the surrounding rock loose circle in the filling roadway

图10 充填巷围岩变形曲线Fig.10 Deformation curve of surrounding rock in the filling roadway

由图9、10可知，围岩变形量基本在成巷30 d后趋于稳定，顶板最大下沉量为48.5 mm，两帮最大移近量为39.4 mm，底鼓量最终稳定在31.7 mm，巷道整体变形较小；钻孔窥视结果显示，顶板0～2 m范围内发育碎胀，两帮0～1.8 m范围内发育碎胀，均小于锚杆锚固深度。可以看出，支护设计满足要求，能够保证安全生产。

4 结论

(1)煤柱留设宽度由4 m增至6 m时，随着煤柱尺寸的增加，应力峰值减小，煤柱内应力趋于平均，并由叠加的“单峰型”应力转变成“双峰马鞍型”，煤柱承受的极限压应力减小，有助于围岩的稳定。

(2)随着煤柱宽度由4 m增至6 m，围岩整体下沉减小，直接顶沿软弱结构面发生塑性流动的空间则受到压缩，向上位岩层发生拉伸破坏的趋势受到控制，上覆岩层结构形态以完整层状岩层为主，开采对上覆岩层扰动较小，有利于地表灾害防治，所以取6 m煤柱较为安全合理。

(3)进行了现场工业性试验，监测数据表明，充填巷围岩变形较为平均，围岩松动圈发育范围0～2 m，均小于锚杆锚固深度，留设煤柱和支护设计能够满足安全生产需求。