煤礦地下水庫煤柱壩體寬度設(shè)計

姚強(qiáng)嶺，郝 琪，陳翔宇，周保精，方 杰

(1.煤炭開采水資源保護(hù)與利用國家重點實驗室，北京 102211; 2.中國礦業(yè)大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院，江蘇 徐州 221116; 3.山西工程技術(shù)學(xué)院，山西 陽泉 045000)

內(nèi)蒙、山西、陜西、新疆、寧夏5省2017年原煤總產(chǎn)量占全國原煤產(chǎn)量的73.8%，查明煤炭資源儲量約占全國總儲量的80%，已成為保障我國能源戰(zhàn)略安全的重要煤炭生產(chǎn)基地[1]。而該區(qū)域位于我國干旱-缺水帶和半干旱-少水帶，水資源僅占我國的5.96%，水資源是制約該區(qū)域煤炭開采和保障生態(tài)安全的主導(dǎo)因素。因此，如何實現(xiàn)煤炭安全高效開采與保護(hù)地下水資源并重，是當(dāng)前西部礦區(qū)煤炭開采所面臨的重大難題。目前解決該區(qū)域水資源日趨緊張的局面多采用保水開采技術(shù)和采空區(qū)地下水庫儲水技術(shù)。保水采煤是實現(xiàn)煤水共采的主要技術(shù)之一，其核心思想是保護(hù)含水層結(jié)構(gòu)和生態(tài)水位埋深的穩(wěn)定性，該技術(shù)已在西部生態(tài)脆弱礦區(qū)得到了較為廣泛的應(yīng)用[2-4]。但是，煤炭開采會不可避免地破壞含水層的儲水結(jié)構(gòu)，產(chǎn)生的大量裂隙導(dǎo)致地下水滲漏和滲流，水資源儲存位置及形式發(fā)生改變。顧大釗等根據(jù)神東礦區(qū)煤炭開采的實際情況，提出了利用煤礦采空區(qū)建立地下水庫儲水的技術(shù)思路并展開了工程實踐研究[5-8]。

煤礦地下水庫壩體由采空區(qū)邊界安全煤柱與人工壩體連接而成，邊界安全煤柱是水庫壩體的主要組成部分。地面水庫壩體穩(wěn)定性研究有很多，與地面水庫壩體不同的是，地下水庫煤柱壩體的受力較為復(fù)雜，不僅受到上覆巖層壓力、水壓力的影響，還會受到礦震等的作用，另外，水的侵入也會對煤柱壩體有很強(qiáng)的弱化作用。水巖作用一直是巖石力學(xué)研究的重點，研究者們普遍認(rèn)為水的侵入會降低巖石的強(qiáng)度和彈性[9-11]。國內(nèi)外煤柱穩(wěn)定性研究多見于煤礦區(qū)段煤柱穩(wěn)定性研究，且有大量的研究成果，包括A.H.Wilson兩區(qū)約束理論、極限平衡理論、大板裂隙理論等等，為煤柱穩(wěn)定性分析提供許多有力手段。對于地下水庫下煤柱壩體的穩(wěn)定性研究很少。陳陽[12]運用有限元軟件對3種不同的地下水庫擋水壩體進(jìn)行有限元計算，得到擋水壩體周圍的滲流場，計算得到擋水壩體周圍的滲流量，對地下水庫擋水壩體的防滲效果進(jìn)行評估。張國恩[13]為研究地下水庫擋水壩體的安全性，分析影響擋水壩體穩(wěn)定性的相關(guān)因素，進(jìn)行擋水壩體的受力分析，建立壩體安全分析數(shù)學(xué)模型，并結(jié)合神東礦區(qū)典型煤礦烏蘭木倫礦進(jìn)行了擋水壩體的安全性分析。顧大釗等[14]進(jìn)行了不同烈度條件下的地下水庫動力破壞實驗，參考Mohr-Coulomb模型，開展煤柱壩體在地震作用下動力響應(yīng)的數(shù)值計算，探究壩體破壞形式、抗震薄弱處及其影響因素，并提出地下水庫煤柱壩體安全系數(shù)。

地下水庫煤柱壩體會出現(xiàn)多次反復(fù)浸水的情況，會導(dǎo)致部分煤柱處于不斷浸水—失水—再浸水的過程，因此研究煤樣反復(fù)浸水條件下煤樣強(qiáng)度變化特征對于煤柱壩體穩(wěn)定性研究具有重要意義。再結(jié)合不同含水率情況下的煤巖體強(qiáng)度特征，探究煤巖體強(qiáng)度隨含水率的變化規(guī)律，可為更好的研究地下水庫煤柱壩體的穩(wěn)定性提供基礎(chǔ)參考。結(jié)合實驗室力學(xué)試驗，開展考慮覆巖壓力、水壓作用下的煤柱壩體寬度設(shè)計，探究水作用對煤柱壩體穩(wěn)定性的影響，期望為地下水庫煤柱壩體設(shè)計提供有益參考。

1 試驗設(shè)計

為研究煤礦地下水庫煤柱壩體在水作用下強(qiáng)度弱化特征，我們選取西部礦區(qū)麻地梁礦5煤(制成50 mm×50 mm×100 mm的長方體)進(jìn)行不同含水率及浸水次數(shù)下煤樣單軸壓縮試驗，為后續(xù)煤礦地下水庫煤柱壩體設(shè)計提供相關(guān)參考。

1.1 煤樣無損浸水試驗

對煤樣進(jìn)行無損浸水試驗，分別獲取不同含水率及浸水次數(shù)的含水煤樣，試驗所用浸水裝置如圖1所示。

圖1 煤樣無損浸水裝置Fig.1 Coal-like non-destructive water immersion device

制備不同含水率煤樣時，每隔1 h將煤樣取出稱重，去除煤樣表面附著的水珠，將煤樣質(zhì)量記錄在冊，然后繼續(xù)進(jìn)行煤樣吸水，當(dāng)煤樣前后兩次質(zhì)量差<0.01 g時，就認(rèn)為此時煤樣已進(jìn)入飽水狀態(tài)。

煤樣反復(fù)浸水方案見表1。

表1 反復(fù)浸水煤樣制備Table 1 Repeated soaking of coal sample preparation

圖2 煤樣浸水曲線Fig.2 Flooding curves of coal samples

由圖2可知，麻地梁5煤含水率隨浸水時間變化規(guī)律如下:在0～20 h內(nèi)，煤樣含水率快速增長;20 h之后，煤樣含水率增長變緩，在20～70 h，含水率慢速增長;在70～140 h，煤樣含水率增長接近穩(wěn)定。根據(jù)5煤含水率隨時間變化規(guī)律，確定其浸水時間分別為0，10,30,140 h，對應(yīng)含水率為0，1.50%，3.00%，3.75%。

煤樣含水率隨浸水次數(shù)的增多而增加，但隨著浸水次數(shù)的增多，含水率增加的幅度逐漸減少，趨于穩(wěn)定。從1次浸水到2次浸水，煤樣含水率從3.75%增加到4.47%，增加了19.20%;從2次浸水到3次浸水，含水率從4.47%增加到4.73%，增加了5.82%;從3次浸水到4次浸水，含水率從4.73%增加到4.94%，增加了4.43%。由此可知，煤樣在經(jīng)過飽水之后，水大量侵入煤樣，使其內(nèi)部裂隙較未飽水之前更為發(fā)育，再經(jīng)過反復(fù)浸水，其含水率增大，而隨著次數(shù)的增加，含水率增加趨于穩(wěn)定。

1.2 煤樣單軸壓縮試驗

對不同含水率及反復(fù)浸水煤樣開展單軸壓縮試驗。加載方式為位移加載，加載速率為0.1 mm/min。試驗系統(tǒng)如圖3所示。

圖3 單軸壓縮試驗系統(tǒng)Fig.3 Uniaxial compression test system

2 水作用下煤樣強(qiáng)度弱化特征

通過單軸壓縮試驗獲得不同含水率下煤樣力學(xué)參數(shù)(包括單軸抗壓強(qiáng)度、彈性模量等)的變化規(guī)律(同一含水率選取3組試樣進(jìn)行試驗，并求取平均值)。煤樣抗壓強(qiáng)度、峰值應(yīng)變、彈性模量等是煤樣重要的力學(xué)參數(shù)，是煤巖體工程設(shè)計與分析的重要依據(jù)。煤樣抗壓強(qiáng)度能夠體現(xiàn)煤的強(qiáng)度特征，即為全應(yīng)力應(yīng)變曲線的應(yīng)力峰值。峰值應(yīng)變是峰值應(yīng)力處所對應(yīng)的應(yīng)變值。巖石的變形特征可由彈性模量表示，本文彈性模量取σ50附近最小應(yīng)力大于5 MPa的應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)據(jù)，采用最小二乘法計算直線的方程，該斜線的斜率即為煤樣的彈性模量。

通過單軸壓縮試驗獲得兩組煤樣不同含水率下的全應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖4所示。

由圖4可以看出:干燥(浸水0次)煤樣單軸抗壓強(qiáng)度較大，峰前變形幾乎是線彈性的且持續(xù)較長時間，峰值應(yīng)變相對較小，此時煤樣較脆。隨著含水率(浸水次數(shù))的增加，煤樣裂隙壓密階段明顯增加，呈增大趨勢，彈性變形階段相對減少，峰值應(yīng)變逐漸增大，單軸抗壓強(qiáng)度逐漸減少，呈現(xiàn)明顯的塑性特征。且隨著含水率(浸水次數(shù))的增加，其增幅(降幅)減小。

由圖5,6可知:隨含水率(浸水次數(shù))增加，煤樣單軸抗壓強(qiáng)度降低，煤樣峰值應(yīng)變逐漸增大。煤樣含水率從0增加到3.75%的過程中，單軸抗壓強(qiáng)度從21.70 MPa下降到15.81 MPa，下降了27.1%。3次浸水的煤樣，抗壓強(qiáng)度從21.70 MPa下降到10.84 MPa，下降了50.0%。煤樣飽水后抗壓強(qiáng)度相對干燥狀態(tài)下減少很多，但隨著浸水次數(shù)增加單軸抗壓強(qiáng)度下降幅度逐漸變緩。

圖5 煤樣單軸抗壓強(qiáng)度隨含水率變化規(guī)律Fig.5 Uniaxial compressive strength of coal samples changes with moisture content

圖6 煤樣峰值應(yīng)變隨含水率變化規(guī)律Fig.6 Change law of peak strain of coal sample with water content

圖7 煤樣彈性模量隨含水率變化規(guī)律Fig.7 Change law of coal sample elastic modulus with moisture content

由圖7可以看出，隨著含水率(浸水次數(shù))的增加，煤樣彈性模量逐漸減小，但減小幅度逐漸變緩。煤樣含水率從0到3.75%的過程中，彈性模量從1 300 MPa下降到850 MPa，下降了34.6%。煤樣從浸水0次到浸水3次的過程中，彈性模量由1 300 MPa下降到540 MPa，下降了58.5%。煤樣彈性模量在浸水次數(shù)較少時下降較多，隨浸水次數(shù)增多，彈性模量下降幅度變緩，最后趨于穩(wěn)定。水的浸入，使煤樣內(nèi)部原有結(jié)構(gòu)的黏結(jié)強(qiáng)度減弱，改變了煤樣內(nèi)部的微觀結(jié)構(gòu)，產(chǎn)生復(fù)雜的物理化學(xué)作用，導(dǎo)致裂隙面摩擦因數(shù)減小，相對滑動難度減小，使得彈性模量減小。

3 地下水庫煤柱壩體穩(wěn)定性分析

地下水庫設(shè)計中煤柱壩體的構(gòu)筑是其關(guān)鍵環(huán)節(jié)之一，以往煤柱穩(wěn)定性分析以及塑性區(qū)寬度計算通常采用A.H.Wilson兩區(qū)約束理論、極限平衡理論、大板裂隙理論等。然而，地下水庫煤柱壩體的穩(wěn)定性與水的影響密切相關(guān)，這在以往的研究中沒有涉及。故，本文考慮水作用的影響和水壓的影響，以確定最優(yōu)的煤柱留設(shè)尺寸顯得尤為重要。結(jié)合實驗室試驗結(jié)果，進(jìn)行煤柱壩體變形及應(yīng)力分析，同時對煤柱彈塑性變形區(qū)范圍進(jìn)行分析，得到考慮覆巖壓力和水壓作用(認(rèn)為是靜水壓力)下煤柱寬度的計算公式。

圖8 煤柱彈塑性變形及應(yīng)力分布Fig.8 Elastic-plastic deformation zone and stress distribution of coal pillar

煤柱內(nèi)彈塑性變形及應(yīng)力分布如圖8所示。地下水庫煤柱壩體兩側(cè)均已采空，煤柱由邊緣到內(nèi)部依次發(fā)育有破壞區(qū)、塑性區(qū)和彈性區(qū)，筆者將破壞區(qū)和塑性區(qū)合稱為非彈性區(qū)。煤柱破壞區(qū)內(nèi)，煤體產(chǎn)生顯著位移，強(qiáng)度大幅度降低，所承受的載荷低于原始應(yīng)力;塑性區(qū)承載著的應(yīng)力大于原始應(yīng)力，為煤柱的主要承載部分;塑性區(qū)與彈性區(qū)的分界處，垂直應(yīng)力達(dá)到了最大值;水庫側(cè)煤柱受水壓作用，故而，煤柱壩兩側(cè)的應(yīng)力集中系數(shù)是不同的。

3.1 基于彈塑性變形的地下水庫煤柱壩體寬度

3.1.1 載荷作用下煤體的塑性軟化特征

通過煤體現(xiàn)場原位測試和室內(nèi)試驗已經(jīng)得知，煤體在載荷作用下的破壞特征較為復(fù)雜，是逐漸破壞的過程。通過實驗室試驗及課題組之前所做工作[15]可知:受到載荷作用時，煤樣會發(fā)生變形、屈服，所受應(yīng)力達(dá)到峰值應(yīng)力后，煤樣呈現(xiàn)出顯著的塑性軟化特征。為方便進(jìn)行塑性軟化特征分析，筆者將如圖9(a)所示的煤樣全應(yīng)力應(yīng)變曲線簡化成如圖9(b)所示的理想彈塑性應(yīng)變軟化模型(σr為煤體殘余強(qiáng)度，MPa)。

圖9 煤樣全應(yīng)力-應(yīng)變曲線與理想彈塑性應(yīng)變軟化模型Fig.9 Full stress-strain curve and perfect elastic-plastic strain softening model of coal samples

在如圖9(b)所示的理想彈塑性應(yīng)變軟化模型中，將煤體破壞階段分為3部分:彈性階段、塑性軟化階段和塑性流變階段[16]。煤體彈性階段的強(qiáng)度表達(dá)式為

σ1=λσ3+σc

(1)

式中，σ1，σ3分別為煤體的最大、最小主應(yīng)力，MPa;σc為彈性階段煤體的單軸抗壓強(qiáng)度，MPa;λ為應(yīng)力系數(shù):

(2)

式中，φ為有效內(nèi)摩擦角，(°)。

(3)

基于摩爾庫倫準(zhǔn)則可知，處于彈性及塑性軟化階段的煤體，其強(qiáng)度表達(dá)式為

(4)

式中，Sm為煤體軟化模量，MPa。

煤體處于塑性流動階段時，其強(qiáng)度會逐漸降低至其殘余強(qiáng)度，此刻煤體強(qiáng)度表達(dá)式為

σ1=λσ3+σr

(5)

3.1.2 煤柱壩體彈塑性變形區(qū)寬度計算

現(xiàn)場實驗結(jié)果表明:地下水庫煤柱壩體受力較為復(fù)雜，煤柱受到上覆巖層壓力、水壓、礦震等的作用，因此壩體穩(wěn)定性的研究顯得更加復(fù)雜。筆者僅考慮上覆巖層壓力及水壓作用，進(jìn)行煤柱壩體彈塑性區(qū)分析。運用彈塑性理論，將彈性區(qū)、塑性區(qū)和破壞區(qū)這3部分與之前理想彈塑性軟化模型的彈性階段、塑性軟化階段和塑性流動階段一一對應(yīng)。同時，開展煤柱極限平衡分析時作如下假設(shè):① 煤體為均勻、連續(xù)的;② 煤體為各向同性的;③ 將煤柱當(dāng)成平面應(yīng)變模型進(jìn)行分析;④ 對于在塑性變形階段的煤體，此刻煤層和頂、底板接觸面間的黏結(jié)力極小，忽略不計;⑤ 認(rèn)為煤層與頂、底板界面的摩擦因數(shù)一致;⑥ 在煤層、煤層底板和煤層頂板間應(yīng)力是可以連續(xù)傳遞的;⑦ 由于沿著煤柱高度水壓的變化較小，認(rèn)為煤柱壩體地下水庫一側(cè)所受水壓p的作用是均勻的，在此僅考慮受靜水壓力作用。

基于以上假設(shè)，在煤柱壩體邊沿非彈性區(qū)內(nèi)任取寬度為dx的單元體，由于受到平行于煤層頂?shù)装宸较驍D壓力的作用，因此有向采空區(qū)壓出的趨勢，而煤層與頂?shù)装褰缑骈g的摩擦力會阻止壓出。該單元體的受力狀態(tài)如圖10所示?；谏鲜黾僭O(shè)進(jìn)行該單元體的極限平衡分析。

圖10 煤柱壩體非彈性區(qū)受力狀態(tài)Fig.10 Coal pillar dam body non-elastic zone stress state

由圖10可得該單元體的受力平衡方程為

Mσx-M(σx+dσx)+2σyfdx=0

(6)

式中，M為煤層厚度，m;σx為煤體的水平應(yīng)力;σy為煤體的垂直應(yīng)力，MPa;f為煤層與頂?shù)装褰缑嫣幍哪Σ烈驍?shù)，f=tanφ0。

(1)地下水庫一側(cè)煤柱非彈性區(qū)寬度分析。

在破壞區(qū)，煤體的強(qiáng)度可由式(5)表示。實際上，煤柱壩體的兩側(cè)均為臨空面，σy要遠(yuǎn)大于σx，筆者將式(5)中σ1換為σy，將σ3換為σx，此時，破壞區(qū)煤體的強(qiáng)度為

σy=λσx+σr

(7)

將式(7)代入式(6)，可得

(8)

(9)

(10)

根據(jù)前人研究結(jié)果可得[16]:在塑性區(qū)內(nèi)，煤體的受壓變形特征是近乎于線性變化的。故而得到

(11)

其中，Sg為塑性區(qū)煤體應(yīng)變梯度[20-21];x0為地下水庫一側(cè)煤柱非彈性區(qū)寬度，m;x為煤體邊緣與應(yīng)變點之間的距離，m。結(jié)合式(4)，可以獲得塑性區(qū)煤體的強(qiáng)度表達(dá)式為

(12)

假設(shè)在煤體的破壞區(qū)和塑性區(qū)的交界處應(yīng)力沒有發(fā)生突變，是連續(xù)傳遞的。那么，若煤體邊緣與應(yīng)變點之間的距離x與煤體破壞區(qū)寬度x1剛好相等，此刻交界處應(yīng)力相等。由式(7)與式(12)得到煤體塑性區(qū)寬度的表達(dá)式為

(13)

運用常數(shù)變易法，先對式(12)兩邊求導(dǎo)后代入式(6)，可得塑性區(qū)的應(yīng)力σy為

(14)

根據(jù)文獻(xiàn)[22]中所述，筆者認(rèn)為當(dāng)煤體邊緣與應(yīng)變點之間的距離x剛好等于x0時(即彈性區(qū)和非彈性區(qū)交界處)，此刻在煤柱上方所受的應(yīng)力相等，σy=K1γH，K1為地下水庫一側(cè)垂直應(yīng)力集中系數(shù);H為煤層埋深，m;γ為覆巖容重，kN/m3。將式(13)代入式(14)可得

(15)

ueξx0=KγH+v-vη

(16)

式中，ξ，u，v，η都是為計算時方便，用字母表示某一公式，無含義。

式(16)經(jīng)過計算后得到非彈性區(qū)的寬度x0，即

(17)

代入u，v，ξ后得

(18)

因此，通過計算分析，可得煤柱地下水庫一側(cè)煤柱的非彈性區(qū)寬度x0。

(2)巷道一側(cè)煤柱非彈性區(qū)寬度分析。

(19)

式中，K2為巷道一側(cè)垂直應(yīng)力集中系數(shù)。

地下水庫煤柱壩體穩(wěn)定的基本要求為:在煤柱兩邊發(fā)生塑性變形后，在其內(nèi)部區(qū)域必須有足夠?qū)挾鹊膹椥詤^(qū)，彈性區(qū)寬度需至少為煤柱高度的2倍，對于地下水庫煤柱壩體還要滿足儲水的防滲要求[6]。由此可得到煤柱壩體寬度W為

(20)

3.2 工程應(yīng)用及煤柱壩體非彈性區(qū)寬度影響因素

為探究式(17),(19)中的關(guān)鍵因素對煤柱壩體非彈性區(qū)寬度的影響，本節(jié)通過將之前的相關(guān)研究成果與前節(jié)的理論分析相結(jié)合進(jìn)行分析。通過參考前人的研究，選取內(nèi)蒙鄂爾多斯麻地梁煤礦5煤為研究對象，并結(jié)合地下水庫的典型地質(zhì)概況[16,23-26]等因素，計算公式所選取的基準(zhǔn)值見表4。

表4 選取的基準(zhǔn)值Table 4 Selected reference value

根據(jù)前面試驗以及前人研究的結(jié)果，可知:隨著含水率的增大，煤樣強(qiáng)度逐漸降低，且降低幅度越來越小，最后趨于穩(wěn)定。因此，本節(jié)中筆者重點考慮水對煤體強(qiáng)度的弱化作用，共選取7種不同含水率(含水率為0%對應(yīng)于干燥狀態(tài)，含水率為7%對應(yīng)于飽和含水狀態(tài))，對其強(qiáng)度進(jìn)行合理賦值，探究煤柱壩體塑性區(qū)的變化規(guī)律，最終確定強(qiáng)度的取值范圍(表5)及選取的其他變量取值范圍見表6，H取表6中任一值，對應(yīng)變量M取值為3.0～7.0 m；M取表6中任一值，對應(yīng)變量H范圍為200～900 m。

表5 強(qiáng)度的取值范圍Table 5 Ranges of strength values

表6 變量的取值范圍Table 6 Ranges of values for variables

對麻地梁礦進(jìn)行地下水庫煤柱壩體寬度設(shè)計，由式(17)，(19)，(20)可得

取k=2

通過分析得到考慮上覆巖層壓力作用、水壓作用以及受水影響下強(qiáng)度弱化作用的煤柱非彈性區(qū)寬度受不同因素影響的變化規(guī)律，如圖11所示。

由圖11可知:

(1)煤柱非彈性區(qū)寬度受水作用下強(qiáng)度弱化的影響較為顯著。隨著含水率的增大，煤柱兩側(cè)的非彈性區(qū)寬度也逐漸增大;含水率從0%變化到7%的過程中，地下水庫一側(cè)煤柱的非彈性區(qū)寬度由3.94 m增大到5.05 m，增大了28.2%;巷道一側(cè)煤柱的非彈性區(qū)寬度由3.87 m 增大到4.96 m，增大了28.1%。

圖11 煤柱非彈性區(qū)隨各種影響因素變化曲線Fig.11 Coal column non-elasticity area change curves with various influencing factors

(2)當(dāng)埋深增大，煤柱壩體兩側(cè)非彈性區(qū)寬度逐漸增大。當(dāng)埋深由200 m增大到900 m時，地下水庫一側(cè)煤柱壩體的非彈性區(qū)寬度由5.05 m增大到7.70 m，增大了52.8%;巷道一側(cè)煤柱的非彈性區(qū)寬度由4.99 m增大到7.58 m，增大了51.9%。

(3)當(dāng)采厚增加，煤柱壩體兩側(cè)非彈性區(qū)寬度逐漸增大。采厚從3 m增加到7 m時，地下水庫一側(cè)煤柱壩體的非彈性區(qū)寬度由3.03 m增大到7.06 m，增大了133%;巷道一側(cè)煤柱的非彈性區(qū)寬度由2.99 m增大到6.99 m，增大了133.8%。煤柱壩體兩側(cè)非彈性區(qū)寬度對采厚的增加極為敏感。

經(jīng)對比分析，發(fā)現(xiàn)煤層采厚這一因素對煤柱壩體兩側(cè)非彈性區(qū)寬度的影響最大。

4 結(jié) 論

(1)通過煤樣無損浸水試驗發(fā)現(xiàn)，隨著浸水時間增加，煤樣的含水率經(jīng)歷快速增長、慢速增長、接近穩(wěn)定3個階段;煤樣含水率隨浸水次數(shù)的增多而增加，但隨著浸水次數(shù)的增多，含水率增加的幅度逐漸減少，趨于穩(wěn)定。

(2)隨含水率(浸水次數(shù))增加，煤樣單軸抗壓強(qiáng)度降低，峰值應(yīng)變增大。隨著含水率(浸水次數(shù))的增加，煤樣彈性模量逐漸減小，但減小幅度逐漸變緩。

(3)推導(dǎo)出了考慮覆巖壓力和水壓共同作用下受水作用影響的煤柱壩體寬度計算公式，通過寬度影響因素分析，得到含水率、埋深、煤層采厚均對煤柱壩體寬度有很大影響，煤層采厚這一因素對煤柱壩體寬度的影響最大。