鄧二奎

(山西鄉(xiāng)寧焦煤集團(tuán)有限責(zé)任公司，山西 臨汾 042100)

0 引言

隨著礦井逐年開采，資源逐步減少，煤柱回收已提上日程，實現(xiàn)高效減沉采煤的一種新型方法是條帶式旺格維利采煤法，此方法在降低地表塌陷、高效回收邊角煤方面可以發(fā)揮重要作用[13]。旺格維利采煤法也叫連續(xù)采煤機房柱式開采，能夠補充完善綜合機械化采煤法的不足之處，當(dāng)?shù)V井進(jìn)行搬家倒面、采掘合一、設(shè)備運轉(zhuǎn)時能夠體現(xiàn)出獨特優(yōu)勢，現(xiàn)階段已經(jīng)逐漸被各大煤炭集團(tuán)所使用，以提高邊角煤的回收率[45]。旺采方法的核心為確定合理的煤柱留設(shè)寬度，煤柱寬度的選取不但決定了工作面的回采率及綜合經(jīng)濟效益，而且對煤柱的穩(wěn)定可靠性起到了保障作用[6]。

我國科研工作者為此進(jìn)行了大量的科研工作，王剛等[7]通過對比研究旺采模型和條帶開采模型的受力情況，發(fā)現(xiàn)旺采能夠等效為條帶開采，條帶開采寬度主要受旺采的回采支巷寬度、回采支巷兩側(cè)采硐采出率和采硐垂深影響，最終得到旺采的等效條帶開采寬度的計算公式；樊克恭[8]在七五生建煤礦開展旺格維利采煤法試驗，此方法能靈活布置工作面，是解決殘留煤柱煤炭開采的有效方法；黃晉兵等[9]在王臺鋪煤礦開展高水材料旺格維利充填采煤法試驗，根據(jù)XV2317(南)工作面工業(yè)試驗結(jié)果，得到此種充填采煤工藝系統(tǒng)簡單，投資少，資源回收率高，地表減沉效果好，適用于“三下”壓煤不規(guī)則塊段的資源回收。

文中結(jié)合旺采方式煤柱的應(yīng)力分布規(guī)律，借助刀間煤柱寬度計算公式，利用理論研究、數(shù)值模擬、現(xiàn)場驗證3種方法，研究分析刀間煤柱在2種方案下的受力特點、位移變化量以及支巷塑性區(qū)特征，達(dá)到優(yōu)化煤柱寬度的目的。

1 工作面概況

前灣煤礦開采的2號煤層接近尾聲，剩下的回收大巷保安煤柱綜采工作面斷層發(fā)育充分、走向不穩(wěn)定，斷層和周邊村戶相互交錯，將該煤層劃分成多個零散的煤炭塊段，即“邊角煤”資源。 “邊角煤”資源本身存在可采儲量不大、形狀不規(guī)則，長壁式采煤法不適合開采此資源，因此旺格維利采煤法能夠有效發(fā)揮自身獨特優(yōu)勢?；厥沾笙锉０裁褐C采工作面是前灣煤礦的首個旺采工作面，煤層頂?shù)装寰唧w情況見表1。

表1 煤層頂?shù)装鍘r性

前灣煤礦大巷保安煤柱回收工作面布置圖，如圖1所示。支巷掘進(jìn)完成后實施后退式開采工藝，即由上端頭向下端頭開采，由采區(qū)邊界向采區(qū)大巷推進(jìn)，設(shè)計采硐和支巷的形狀為矩形，采用尺寸分別為：支巷5 m×5 m(寬×高)，采硐3.5 m×5 m(寬×高)，支護(hù)選用錨桿+錨索，回采階段刀間煤柱留設(shè)寬度為1.5 m以支撐上覆巖層；回采結(jié)束后立即構(gòu)筑永久密閉對采空區(qū)進(jìn)行永久封閉，防止采空區(qū)遺煤發(fā)生自燃。

圖1 工作面布置Fig.1 Layout of the working face

2 煤柱寬度計算

由于刀間煤柱寬度比護(hù)巷煤柱寬度小，加之連采機回采時對煤柱產(chǎn)生破壞，所以刀間煤柱的支護(hù)強度發(fā)生降低，為了核算刀間煤柱的尺寸，通過借鑒護(hù)巷煤柱的計算方法?，F(xiàn)在大多采用載荷法來計算煤柱寬度[1012]，而且多用來計算護(hù)巷煤柱寬度，計算公式為

P=4γ[(B+D)×H-D2cosδ]

(1)

式中，P為煤柱所受的載荷，Pa；γ為覆巖平均體積力，kN/m3；B為煤柱寬度，m；D為采空區(qū)寬度，m；H為巷道埋深，m；δ為采空區(qū)覆巖垮落角，(°)。

由于房柱式采煤法的煤柱在采空區(qū)平均分布，所以忽略覆巖垮落角的影響；此外，開采煤柱范圍屬于采空區(qū)內(nèi)部，故可近似忽略煤柱寬度的影響，則公式(1)可簡化為

P=γHD

(2)

參考Obert-Dwvall/Wang公式，煤柱的強度R與煤的立方體單軸抗壓強度Rc、煤柱的寬度B和高度h之間關(guān)系可用公式(3)來表示

R=Rc(0.778+0.222B/h)

(3)

確保煤柱可靠穩(wěn)定即保證煤柱負(fù)擔(dān)的載荷小于其抗壓強度，通過使用一種簡化算法，把多個分隔的刀間煤柱集中成一個完整護(hù)巷煤柱，采用傳統(tǒng)護(hù)巷煤柱寬度方法來計算，但由于旺格維利采煤法中的刀間煤柱小于傳統(tǒng)護(hù)巷煤柱寬度，同時參考相關(guān)文獻(xiàn)[13]得到刀間煤柱沒有彈性核，只能發(fā)揮臨時支承作用，所以參考相關(guān)文獻(xiàn)[14-15]引進(jìn)安全系數(shù)ζ=0.7，假設(shè)煤柱承受的載荷與采空區(qū)頂板載荷相等，具體見式(4)

ζBR=γHD

(4)

現(xiàn)場實測得到：Rc=198 MPa，h=5 m，將其代入公式(3)得到

R=7.92×106(B+19)

(5)

將ζ=0.7，γ=26.0 kN/m3，H=232 m，D=150 m以及公式(5)代入公式(4)核算，計算得到B≈15 m，即刀間煤柱的總寬度為15 m。

3 數(shù)值模擬

3.1 建立數(shù)值模型

前灣煤礦旺采工作面模型采用FLAC3D模擬軟件進(jìn)行建立，采場周圍的斷層暫不考慮，模型尺寸為110 m×150 m×70 m(長×寬×高)。在模型兩側(cè)面、前后側(cè)面設(shè)置位移邊界以限制水平、底部位移。模型采用彈塑性本構(gòu)關(guān)系，材料服從Mohr-Coulomb強度準(zhǔn)則。將2號煤層埋深H為232 m及覆巖平均體積力γ為26.0 kN/m3代入公式σz=γH，計算得到覆巖承載的垂直應(yīng)力σz=6 MPa，將6 MPa均布載荷施加于模型的頂部，煤巖層物理力學(xué)參數(shù)通過實驗室測定獲得，具體見表2；開挖模型階段刀間煤柱必須與支巷互相垂直，圖2為構(gòu)建的數(shù)值模型。

3.2 數(shù)值模擬方案

現(xiàn)場實踐證明，煤柱寬度在1 m以上時會發(fā)揮支撐能力，且支撐能力隨著煤柱寬度的增大而升高?？刂瓶傮w煤柱寬度不變，對這兩種不同模擬情況下的采場塑性區(qū)以及支巷、煤柱應(yīng)力和位移變化進(jìn)行對比分析。方案一采硐寬度為3.5 m，每次開采時刀間煤柱需要留設(shè)1.5 m寬，具體如圖1所示；根據(jù)現(xiàn)場實際情況并參考鄰近礦井實踐經(jīng)驗，為了最大化的回收煤柱，提高工作面回采率，編制方案二：采硐寬度同樣設(shè)定成3.5 m，將刀間小煤柱的留設(shè)寬度修改為1 m，同時，每經(jīng)過4個刀間小煤柱增設(shè)1個寬為3.5 m的刀間大煤柱，具體如圖2所示。

圖2 數(shù)值模型Fig.2 Numerical model

表2 煤巖層物理力學(xué)參數(shù)

3.3 模擬結(jié)果

3.3.1 采場塑性區(qū)分布特征

先開挖支巷并回采采硐，隨后沿著支巷方向作剖面，得到了塑性特征分布情況如圖3所示。從圖中可以看出，在模擬方案一中，工作面中間部分幾乎全部呈現(xiàn)紅色，表明該段頂板、刀間煤柱均被破壞，工作面兩端的多數(shù)刀間煤柱也存在被破壞的情況，此時支撐力相對較弱；在模擬方案二中，雖然中間兩處刀間煤柱發(fā)生破壞，但是其余部分的頂板和刀間煤柱相對完好，尤其是保存較好的寬煤柱，可以承擔(dān)頂板較大的壓力，維持頂板穩(wěn)定。因此采納方案二開采過程中，刀間煤柱將會保持更加完整狀態(tài)，巷道頂板將會更加完好。

圖3 塑性特征Fig.3 Plastic characteristic

方案一和方案二中，中間區(qū)域的煤柱發(fā)生破壞較大，因此重點分析該段的塑性區(qū)特點，如圖4所示。在圖4(a)中可以看出，實施方案一模擬時，按照1.5 m寬度留設(shè)刀間煤柱時，煤柱幾乎全部被破壞，彈性核區(qū)范圍小于2 m，在拉伸斷裂作用下，頂板極易破斷垮落；通過圖4(b)得到，使用方案二進(jìn)行模擬時，以間距3.5 m的寬度布置大煤柱時，近50%的刀間煤柱處于彈性應(yīng)力作用下，說明煤柱外表有小面積出現(xiàn)破碎狀態(tài)，但煤柱內(nèi)部支撐作用依然較強，雖然頂板被剪切破斷，但是頂板幾乎仍然處于相對完整狀態(tài)；采用這兩種方案進(jìn)行模擬時，得到護(hù)巷煤柱均處于彈性應(yīng)力影響之下，但是在留設(shè)3.5 m寬度的護(hù)巷煤柱時其支撐作用顯著，巷道頂板僅僅發(fā)生小范圍破裂，下沉量不到0.5 m，證明3.5 m寬度的護(hù)巷煤柱能負(fù)擔(dān)的頂板荷載較大，可有效保證巷道穩(wěn)定可靠。

圖4 中部煤柱塑性特征Fig.4 Plastic characteristic of the central coal pillar

3.3.2 支巷頂板應(yīng)力和位移分布

位移分析:將測線布置在2個方案的頂板中部，當(dāng)工作面開采完成后獲得頂板位移變化曲線，如圖5所示。由圖5得到，方案一獲得頂板下沉量變化曲線呈現(xiàn)相對平緩變化趨勢，方案二獲得頂板下沉量變化曲線呈現(xiàn)波動式變化趨勢，此兩種方案的頂板下沉量整體均呈現(xiàn)出先增大再減小的變化趨勢，原因是在工作面開采初始階段采場面積有限，因此頂板下沉量均相對較小，兩種方案都不到30 mm。查閱文獻(xiàn)，發(fā)現(xiàn)當(dāng)采場開挖完成后，上覆巖層會形成O-X破斷效應(yīng)，所以將覆巖等效處理為外觀是梁、本質(zhì)是拱的砌體梁結(jié)構(gòu)，即工作面中部區(qū)域是煤柱起到支撐作用的簡支巖梁，工作面兩端頭區(qū)域是邊界煤體起支撐作用的固支巖梁；處于工作面中部區(qū)域的頂板為簡支形式，頂板下沉量明顯大于工作面兩端頭，表現(xiàn)為基本頂首先破斷冒落，之后轉(zhuǎn)移至兩端頭。

圖5 支巷頂板位移量變化Fig.5 Variation of the displacement of the roof of the branch roadway

另外，在開采初期方案一頂板位移量比方案二略小，原因是在開采初期方案一的煤柱寬度較大，支護(hù)作用更強，伴隨著采硐逐漸回采后，方案一和方案二的頂板位移量基本相同；方案二中第一個刀間大煤柱留設(shè)后，頂板位移量顯著減小，寬度較大的刀間煤柱發(fā)揮了承載覆巖的作用，導(dǎo)致之后留設(shè)的煤柱頂板下沉量開始回彈，證明寬度大的刀間煤柱可減弱周圍頂板的下沉。對比兩種方案，方案二在回采的前半程頂板位移量略高，而在工作面中部回采之后，頂板位移量相對下降。

應(yīng)力分析:圖6為不同煤柱寬度時頂板垂直應(yīng)力變化規(guī)律。通過圖6發(fā)現(xiàn)，方案一實施時各刀間煤柱所留設(shè)的寬度一致，因此頂板承擔(dān)的礦山壓力隨著采場空間的擴大逐漸在增大，因為工作面開采初期難以發(fā)生頂板大面積破斷冒落，因此開采初期頂板應(yīng)力不會產(chǎn)生陡增現(xiàn)象。方案二實施時，初始階段承壓的是1 m寬的煤柱，煤柱支撐能力有限，因此當(dāng)來壓時，1 m寬的煤柱承壓逐漸上升，并達(dá)到峰值，即第一個波峰，煤柱開始出現(xiàn)破壞；當(dāng)附近頂板應(yīng)力逐漸擴展到3.5 m寬的煤柱時，由于3.5 m寬煤礦的承壓能力有了很明顯的提高，大煤柱承受了這塊區(qū)域較大的垂直應(yīng)力，而小煤柱承受的應(yīng)力則相對下降，即整體的垂直應(yīng)力有所降低，即圖中的第一個波谷；因為小煤柱和大煤柱的間隔分布，持續(xù)來壓導(dǎo)致了應(yīng)力分布呈現(xiàn)出上下波動的狀態(tài)。雖然圖中顯示的兩種方案的頂板垂直應(yīng)力均呈現(xiàn)出升高、降低的變化趨勢，但通過進(jìn)一步對比，可以明顯看出方案二頂板的垂直應(yīng)力低于方案一的應(yīng)力。

圖6 垂直應(yīng)力變化規(guī)律Fig.6 Variation law of vertical stress

由于采用方案二時，頂板下沉量和垂直應(yīng)力呈現(xiàn)波浪狀變化趨勢，所以計劃增加2個履帶行走液壓支架(型號為XZ7000/24.5/46)，作用是對支巷與采硐之間形成的三角空間進(jìn)行支撐。連采機運轉(zhuǎn)期間，要根據(jù)現(xiàn)場實際環(huán)境對刀間煤柱寬度進(jìn)行適當(dāng)調(diào)整，最大限度保障采場安全，達(dá)到邊角煤回收率最大化。

3.3.3 采場應(yīng)力分布特征

采場應(yīng)力分布云圖如圖7所示，從圖7(a)中明顯看到，回采采硐后，回采區(qū)域出現(xiàn)了空頂現(xiàn)象，則頂板原巖應(yīng)力就會隨之轉(zhuǎn)移，周邊區(qū)域的煤柱則承擔(dān)了所有的應(yīng)力，就會出現(xiàn)應(yīng)力集中情況，應(yīng)力集中系數(shù)達(dá)到2～3；在圖7(b)可以發(fā)現(xiàn)，刀間煤柱能夠充分承載覆巖載荷，確保支巷和覆巖保持在應(yīng)力降低區(qū)內(nèi)，與3.3.2節(jié)頂板應(yīng)力轉(zhuǎn)移基本吻合。

圖7 應(yīng)力分布Fig.7 Stress distribution

3.3.4 刀間煤柱應(yīng)力和位移分布

位移分析:選擇在刀間煤柱靠近支巷側(cè)提前安設(shè)側(cè)線，以便獲得開采之后刀間煤柱的水平位移變化量，具體如圖8所示。從圖8發(fā)現(xiàn)，隨著連采機不斷靠近工作面中部，方案一、二的煤柱水平位移(片幫量)表現(xiàn)為持續(xù)增大的趨勢，通過中部區(qū)域之后水平位移量開始變小，通過查閱有關(guān)文獻(xiàn)，可以得知小寬度的刀間煤柱支撐基本頂?shù)哪芰κ钟邢?，通常用于臨時支撐直接頂；在方案一中，煤柱的最大位移量為22 cm，結(jié)合圖4可以看到，在采煤機開采時，周邊的刀間煤柱損壞失穩(wěn)，很大程度影響了生產(chǎn)安全；方案二中的煤柱水平位移曲線的波峰、波谷表示刀間小煤柱和大煤柱水平位移，可得到當(dāng)開采至小煤柱時，水平位移量嚴(yán)重增大，甚至達(dá)到0.3 m，基本失去穩(wěn)定可靠性，但是當(dāng)開采至寬度為3.5 m的刀間大煤柱時，水平位移量降低。雖然在工作面中部的礦山壓力最大，但寬度為3.5 m的刀間大煤柱的片幫量相對很小，具有較強的穩(wěn)定性、完整性。

圖8 刀間煤柱片幫量變化Fig.8 Changes in the amount of coal pillar between the knives rib spaling

應(yīng)力分析:通過將測線布置于中部煤柱長軸方向頂煤區(qū)域，以獲得開采后煤柱承受的應(yīng)力，如圖9所示。圖中可以清楚地看出，方案一的煤柱所承受的應(yīng)力較小且大致相同，基本處于10～12 MPa之間，而且因為多數(shù)煤柱出現(xiàn)了不同程度的破壞，不能繼續(xù)承受不斷增加的覆巖壓力，以致巷道頂板下沉；方案二中1 m寬的刀間小煤柱所承載的應(yīng)力小，3.5 m寬的刀間大煤柱可以承載更大的垂直應(yīng)力，所以大煤柱和小煤柱形成的新的護(hù)巷大煤柱在承載頂板應(yīng)力時，呈現(xiàn)出了上下較大起伏，1 m寬的刀間小煤柱基本被破壞，但也出現(xiàn)了煤柱內(nèi)部的應(yīng)力核，使得護(hù)巷大煤柱有更強的承載韌性，可以承受較大的覆巖壓力，所以巷道變形較小。

圖9 煤柱垂直應(yīng)力變化Fig.9 Vertical stress change of coal pillar

4 現(xiàn)場實踐

通過在回收大巷保安煤柱工作面的前2條支巷回采時，施工好頂板位移觀測站，結(jié)合“十字布點法”對支巷頂板位移變化進(jìn)行測定，達(dá)到驗證模擬結(jié)果準(zhǔn)確性的目的。

立足于現(xiàn)場實際條件，最大限度地節(jié)省人力和時間成本，此次布置觀測站9組，具體為在工作面3個地點(前部、中部及后部)每間隔10 m安設(shè)觀測站1組。在開采第1條支巷時，使用方案一留設(shè)煤柱；在開采第2條支巷時，使用方案二留設(shè)煤柱，回采完成后，當(dāng)頂板達(dá)到穩(wěn)定時，立即開始采集觀測站數(shù)據(jù)，頂板位移變化實測數(shù)據(jù)如圖10所示。

圖10 頂板變形情況Fig.10 Deformation of the roof

通過圖10得到，數(shù)值模擬結(jié)果基本吻合于現(xiàn)場實測結(jié)果，與支巷兩端相比，處于支巷中部地點的頂板下沉量顯著增大，另外采用方案二后的頂板下沉量更小；在回采支巷初始過程中的頂板下沉量明顯大于回采中部之后，證明隨著支巷回采區(qū)域不斷擴大，頂板下沉量逐步升高，但巷道頂板下沉量幾乎都處于可控范圍之內(nèi)，相鄰采煤工作面在回采階段結(jié)合方案二布置煤柱，巷道頂板基本完好，沒有形成大面積來壓現(xiàn)象甚至斷裂垮落，再次說明實施方案二對管理頂板極為有利，同時也對模擬結(jié)果的正確性進(jìn)行了檢驗。

5 結(jié)論

(1)在前灣煤礦借助頂板載荷法分析旺采工作面的受力狀態(tài)，并提出簡化算法，就是通過合并若干個等間距的刀間小煤柱，而按照一個新的護(hù)巷大煤柱開展分析；參考以往平巷護(hù)巷煤柱寬度開展計算分析，最終得到傾斜長度為110 m的工作面使用總寬度為15 m的刀間煤柱即可。

(2)為保障回采安全順利，設(shè)計了煤柱留設(shè)的兩種方案。根據(jù)研究結(jié)果得到：方案一實施后，煤柱具有較差的支撐穩(wěn)定性，位于支巷中部的頂板以及煤柱多數(shù)已被破壞；方案二實施后，刀間大煤柱具有較強的可靠穩(wěn)定性，支撐能力發(fā)揮較充分，刀間小煤柱幾乎已經(jīng)被損壞。

(3)方案二實施后，支巷開采過程中發(fā)生空頂現(xiàn)象，原巖應(yīng)力向周邊的煤柱進(jìn)行轉(zhuǎn)移，寬度為3.5 m的煤柱周圍產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，煤柱可有效發(fā)揮支撐覆巖的作用，巷道及覆巖所受到的應(yīng)力開始降低。所以使用方案二過程中，在刀間煤柱總寬度保持相同的條件下，采場穩(wěn)定可靠性得到有效保證，煤柱的完整性也得到有效保護(hù)，但伴隨工作面不斷推進(jìn)，采場空間也在不斷擴大，關(guān)于采場的穩(wěn)定可靠性需要更深入研究。