深井6.8 m 大采高大断面沿空掘巷窄煤柱宽度及围岩控制研究

孙东飞，尚 奇

（中煤西安设计工程有限责任公司，陕西 西安 710054）

工作面窄煤柱沿空掘巷因其具有煤炭资源回收率高，采掘接替时间短等优点，成为了提高矿井煤炭资源采出率的有效方法之一[1-2]。

在窄煤柱留设方面，候朝炯等[3]系统研究了综放工作面沿空掘巷上覆岩层的结构特点，认为顶板和窄煤柱的承载能力是维护巷道围岩稳定的关键；李学华等[4]分析了沿空掘巷窄煤柱破坏的多个影响因素及其特征，得出了窄煤柱的宽高比对于煤柱的影响最为显著的结论；柏建彪等[5]、白璐等[6]、郝金鹏等[7]采用数值模拟方法研究了不同宽度煤柱的稳定性，合理确定了窄煤柱沿空掘巷煤柱留设的尺寸；张科学等[8]、郑铮等[9]采用理论计算与数值模拟相结合的方法，对沿空掘巷煤柱留设的合理宽度进行了研究，并在现场进行了试验。

在围岩控制技术方面，岳帅帅等[10]通过理论计算、钻孔窥视确定了特厚煤层综放开采条件下沿空掘巷窄煤柱宽度，并相对应地提出了1 种强力联合支护技术；高峰等[11]根据千树塔煤矿浅埋深特厚煤层地质条件，采用数值模拟和工程类比的方法确定了沿空掘巷护巷煤柱宽度，提出了高预应力强力支护技术并进行了现场实践；马其华等[12]为提高沿空巷道围岩稳定性，提出采用“高预紧力、强力锚杆+强力锚索+强力钢带”联合支护系统对沿空巷道进行支护；侯玉军等[13]依据UDEC 多边形破坏准则建立了Trigon 数值模型，分析了不同宽度煤柱内应力、裂隙扩展特征及巷道围岩变形规律，在确定留巷煤柱宽度的同时提出了“高强锚杆锚索+钢筋梯子梁”支护的技术。

综上所述，前人对各种地质生产条件下的沿空掘巷技术进行了研究，但是对于深部矿井大采高、宽度近6 m 大断面沿空掘巷研究较少。为此，以大海则矿井20203 工作面回风巷小煤柱掘巷为工程背景，采用理论分析和数值模拟相结合的方式研究了深井大采高大断面沿空掘巷煤柱宽度的留设，并提出了相对应的围岩控制技术。

1 工程概况

20201 工作面为大海则煤矿202 采区的首采工作面，设计有回风巷、运输巷2 条回采巷道，工作面内2#煤层埋深646.01～654.15 m，平均埋深为649.4 m。地层产状平缓，倾角0.5°～1.8°左右，无大的起伏，煤层厚度为6.48～7.35 m，平均厚度6.80 m。工作面地质柱状图如图1。待20201 工作面回采过后，在运输巷旁留设小煤柱掘进20203 工作面的回风巷。

图1 20201 工作面地质柱状图Fig.1 Geological histogram of 20201 working face

2 窄煤柱宽度留设理论计算

2.1 基本顶破断线位置与煤柱宽度关系

上区段工作面回采之后，采空区上方基本顶将发生破断并且断裂后的岩块形成铰接结构，断裂线将煤体分为2 个区域[14-15]，即内应力场和外应力场，内外应力场模型如图2。图中：S1为内应力场宽度；S2为外应力场宽度。

图2 内外应力场模型Fig.2 Model of internal and external stress fields

为保证煤柱有稳定承载能力，“内应力场”宽度与巷道宽度、煤柱之间的关系有如下关系：

式中：L1为留巷宽度，5.8 m；L2为留设煤柱宽度，m；ρ 为基本顶密度，2.5 t/m3；a 为工作面走向长度，300 m；M 为基本顶厚度，本工作面最大可达8.75 m；y 为煤体的压缩量，0.9 m；L 为基本顶初次来压步距；G 为顶板破断线附近煤体刚度，1.2×109Pa。

计算可得S1=14.4 m，因为巷道宽度L1=5.8 m，由式（1）计算煤柱宽度L2最大值为8.2 m。

2.2 极限平衡区与煤柱宽度关系

留设煤柱宽度不宜过小，受上区段工作面回采的影响，煤柱损伤破坏严重，要保证沿空巷道的稳定性，煤柱内部要有稳定的承载区域，帮锚杆要能够锚固在相对稳定的煤体中。因而，煤柱宽度还应满足：

式中：m 为煤层的平均厚度，6.8 m；λ 为侧压系数，λ=μ/（1－μ）；μ 为泊松比，0.2；K 为应力集中系数，1.6；H 为巷道埋深，650 m；ρ1为岩层的平均密度，2.5 t/m3；C 为煤层界面的黏聚力，1.2 MPa；α 为煤层界面的内摩擦角，33°；p 为对煤帮的支护阻力，0.21 MPa。

由202 采区地质情况，计算得到x1=3.1 m，代入式（3），则煤柱宽度L2最小值为5.8 m。因此，窄煤柱合理宽度范围为5.8～8.2 m。

3 深井大采高大断面沿空掘巷窄煤柱宽度数值分析

3.1 模型建立与模拟方案

为了节省计算时间同时又不降低数值计算精度，考虑到工作面地质条件，建立x×y×z=140 m×120 m×90 m 的数值计算模型，数值计算模型如图3。

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

y 轴方向为工作面推进方向。模型底部及四周为位移约束，模型上部加载15 MPa 应力以模拟覆岩自重。前文基于内外应力场及极限平衡理论，得出窄煤柱合理宽度范围大致为5.8～8.2 m，为了更好地确定煤柱宽度，利用数值模拟软件分别模拟煤柱宽度为3.5、5.0、6.5、8.0、9.5、11.0 m 情况下的应力分布特征及塑性区分布情况，从而为确定煤柱宽度提供依据。模拟过程为模型建立⇒初始地应力的平衡⇒不同煤柱宽度下的数值计算。

3.2 沿空掘巷窄煤柱不同宽度数值模拟

3.2.1 应力分布特征及转移规律

不同煤柱宽度应力分布特征云图如图4。

由图4 可知，不同煤柱宽度下巷道顶底板围岩均处于低应力状态，而实体煤侧与煤柱侧存在一定程度的应力集中。窄煤柱宽度为3.5～5.0 m 时，巷道顶板及煤柱帮发生明显挤压变形，实体煤侧应力较为集中，而煤柱处于全范围的低应力状态，承载能力较弱；煤柱宽度为6.5～9.5 m 时，实体煤侧与煤柱均发现应力集中现象存在，煤柱受力得到改良，承载能力较3.5 m 与5.0 m 煤柱时大幅提高，在该煤柱宽度范围内可较好地发挥煤柱对顶板的支承作用以保证巷道长期稳定。

图4 不同煤柱宽度应力分布特征云图Fig.4 Cloud diagrams of stress distribution characteristics of different coal pillar widths

煤柱宽度大于或等于11 m 时，实体煤侧应力集中逐渐衰弱，而煤柱中应力峰值较高，易对煤柱稳定性形成较大威胁，不利于沿空巷道围岩变形控制。

3.2.2 不同煤柱宽度塑性区变化演化规律

不同煤柱宽度塑性区变化特征图如图5。

图5 不同煤柱宽度塑性区变化特征图Fig.5 Variation characteristics of plastic zone in different pillar widths

由图5 可知：窄煤柱宽度为3.5～5 m 时，受上区段回采及沿空煤巷掘进影响，巷道及煤柱发生大范围的剪切塑性破坏，煤柱较为松散破碎，不利于煤巷掘进及下工作面回采；煤柱宽度为6.5～9.5 m 时，煤柱上方及巷道顶板塑性区明显减小并出现弹性核区，在此情况下对巷道顶板施打锚杆，锚杆将锚固在岩体的弹性区中，能较大程度地发挥锚固效果；煤柱宽度大于或等于11 m 时，巷道围岩及煤柱塑化程度进一步减弱，弹性核区面积进一步扩大，煤柱上方及巷道顶板出现大面积弹性岩体，但在此煤柱宽度范围内掘进巷道将造成大量煤炭资源的浪费。

3.3 大采高大断面沿空掘巷窄煤柱宽度

首先基于内外应力场及极限平衡理论，得到该地质条件下内应力场宽度为14.4 m，上工作面回采后煤柱破碎区宽度为3.1 m，继而得到窄煤柱合理宽度范围为5.8～8.2 m。之后对窄煤柱宽度分别为3.5、5.0、6.5、8.0、9.5、11.0 m 时巷道围岩应力及塑性破坏特征进行数值模型模拟，数值分析表明，6.5～9.5 m 煤柱尺寸时，煤柱受力得到改良，承载条件较好，煤柱上方及巷道顶板出现弹性核区，能较大程度地发挥锚杆（索）锚固效果以保证顶帮稳定。根据理论计算结果与数值分析结果取交集，同时兼顾工程类比与经济效益，综合确定大采高大断面沿空掘巷窄煤柱宽度为6.5 m。

4 沿空巷道围岩破坏机理分析与控制技术

4.1 沿空巷道变形破坏机理分析

小煤柱沿空由于所处位置决定了其不仅受地应力场影响，还受回采工作面整个采动过程的影响。20201 工作面煤层厚度在6.8 m 左右，采用一次采全高采煤方法，大采高和高强度的开采导致采空区覆岩运动剧烈，使得相邻工作面沿空巷道的稳定性降低。深部高地应力和工作面开采产生的超前支承压力与侧向支承压力形成叠加集中应力，集中应力的叠加恶化了20203 回风巷围岩应力环境。20201 工作面回采后，端部悬板大结构回转和滑落失稳均会显著影响区段煤柱完整性，煤体破坏严重，裂隙发育。此情况下掘进巷道，煤柱将遭受多重不利因素影响，掘进过程中极易整体性向内挤出变形，甚至出现大面积垮塌现象。

2#煤裂隙较为发育，受到采动影响，采空区周围煤体结构被改变，且物理力学性质被弱化，进一步破坏了煤体完整性。为满足生产要求，掘进大断面回风巷道（巷宽5.74 m、巷高4.55 m），巷道断面大使得巷道围岩应力和变形急剧增加，更容易出现帮部片帮、脱落，顶板离层、下沉，底板底鼓等矿压显现。因此，要保证沿空巷道服务年限内安全牢靠，就要根据其围岩破坏机理采取针对性措施以维持巷道围岩稳定性。

4.2 沿空巷道控制对策

针对深部大采高大断面沿空掘巷围岩裂隙恶性发育、采掘扰动剧烈、窄煤柱弱承载以及巷道支护系统破损失效等难题，提出“高强度混凝土铺底+巷帮高预应力锚杆支护+顶板柔性锚杆强支护撑顶+菱形金属网护巷”的围岩综合化控制技术。

高强度混凝土铺底可以在一定程度上减弱底板破坏防止底鼓的发生。在合理煤柱确定的情况下，采用高强柔性锚杆锚固承载结构支护，使得柔性锚杆锚固区内的压应力值显著提高，有效压应力区使锚杆锚固区叠加为1 个大范围的主动支护区域。尤其是对于大断面大跨度巷道，柔性锚杆的锚固不仅起到悬吊作用又保证了对顶板的缝合作用，使其锚固岩成为整体，增加其厚层锚固梁的抗弯钢度，避免造成锚杆组合拱的剪切破坏，提高巷道围岩的整体稳定性。帮部高预紧力锚杆配合托盘和菱形金属网对浅部围岩破碎区岩体产生保护、支承作用，将锚杆及浅部围岩形成压力拱承载结构锚固在围岩深部稳定的岩层中，有效地巩固围岩整体的承载能力。因此，沿空掘巷围岩锚固承载结构的形成可以视作各锚杆锚网等支护体在围岩中产生的预应力承载结构的叠加耦合，高强承载联合支护结构图如图6。

图6 高强承载联合支护结构图Fig.6 Structure diagram of high-strength bearing combined support

4.3 支护参数

根据现场实际及上述研究结果，支护参数为：顶板采用柔性锚杆+螺纹钢锚杆支护，柔性锚杆φ=21.8 mm、L=4 500 mm，排距1 500 mm，间距不一，1排4 根，2 根边柔性锚杆距巷帮825 mm，其余2 根分别距边柔性锚杆1 052 mm，每根柔性锚杆搭配1块300 m×300 mm×16 mm 拱形钢托盘；顶锚杆选用φ=22 mm，L=2 400 mm 左旋无纵筋螺纹钢锚杆，每排1 根，位于2 排柔性锚杆的中部对角线中点，排距1 500 mm，托板规格200 mm×200 mm×10 mm；采用菱形金属网护顶，网片规格3 500 mm×1 400 mm。巷帮选用φ=22 mm、L=2 600 mm 细牙螺纹钢锚杆，每帮5 根，间距不一，排距1 500 mm，托板规格200 mm×200 mm×10 mm，其中角锚杆距顶板300 mm，与水平线夹角15°，第2 根距角锚杆900 mm，其余间距1 000 mm；采用菱形金属网护帮，网片规格4 500 mm×1 400 mm。底部采用高强度混凝土铺底，厚度为300 mm。支护方案如图7。

图7 支护方案图Fig.7 Support scheme diagram

4.4 工程应用效果分析

为观测小煤柱沿空巷道围岩变形情况，利用激光测距仪对巷道围岩变形量进行观测，煤帮侧顶板测点和实体煤侧顶板测点各距巷道中心线1.5 m（测点1、测点2），煤柱帮和实体煤帮测点位于距底板2.3 m 处（测点3、测点4），底板测点位于巷道中心处（测点5），掘进期间巷道围岩变形曲线如图8。

图8 掘进期间巷道围岩变形曲线Fig.8 Deformation curves of roadway surrounding rock during tunneling

从图8 可以看出，前期巷道围岩变形较快，32 d后巷道变形趋于稳定。稳定时实体煤帮、煤柱帮、实体煤侧顶板和煤柱侧顶板最大变形量分别为52、60、62、67 mm，变形量处于合理范围内。

窄煤柱沿空巷道维护的难点在于本工作面受的动压影响，沿空巷道将承受工作面超前支承压力和侧向支承压力对巷道带来的危害。为观测巷道围岩的变形量，在本工作面回采时设置测点对巷道围岩进行监测，本工作面回采时巷道围岩变形量如图9。

图9 本工作面回采时巷道围岩变形量Fig.9 Deformation of roadway surrounding rock during stoping of this working face

由图9 可知，工作面前方40 m 范围外围岩整体变形量相对较小；煤柱侧顶板下沉量大于实体煤帮顶板下沉量，随着回采的继续推进，围岩变形速率逐渐增加，在进入12 m 范围内增速达到最大值，整个动压影响内巷道变形量在可以接受的范围，能满足回采的要求，充分说明留设煤柱及支护的合理性。

5 结 语

1）基于内外应力场及极限平衡理论，得到深井6.8 m 大采高大断面沿空掘巷窄煤柱宽度合理范围为5.8～8.2 m。

2）数值模拟结果表明，6.5～9.5 m 煤柱尺寸时，煤柱与实体煤侧都存在一定的应力集中，煤柱受力得到改良，煤柱上方及巷道顶板出现弹性核区，能较大程度地发挥柔性锚杆锚固效果以保证顶帮稳定。

3）提出了“高强度混凝土铺底+巷帮高预应力锚杆支护+顶板柔性锚杆强支护撑顶+菱形金属网护巷”的围岩综合化控制技术，支护完成32 d 后巷道收敛变形趋于稳定，煤柱帮、实体煤帮、煤柱侧顶板及实体煤侧顶板最大变形量分别为52、60、62、67 mm，巷道整体变形处于可控范围。