孤島工作面不同條件下煤柱穩(wěn)定性

米東,苗曉偉

(潞寧煤業(yè)有限責(zé)任公司,山西 忻州 036700)

長期以來煤柱穩(wěn)定性制約著礦井安全生產(chǎn),煤柱自身強度和承載力是影響其穩(wěn)定性的重要因素,同時煤柱穩(wěn)定性還受礦井地質(zhì)條件、煤層開采方式以及頂?shù)装宓闹萍s[1-4].許多學(xué)者做了大量研究,Kahir A W等[5]發(fā)現(xiàn)當(dāng)頂板彎曲撓度達到一定極限時, 突然釋放的彈性能極易引起煤柱破壞損傷從而導(dǎo)致其失穩(wěn);Lu P H[6]利用現(xiàn)場及實驗室試驗,提出了煤柱穩(wěn)定性動態(tài)完整性系數(shù)法;崔希民[7]改進了傳統(tǒng)計算的局限性,將煤柱安全系數(shù)進一步優(yōu)化;王春秋等[8]通過現(xiàn)場實測,得到了煤柱承載曲線關(guān)系圖;趙景禮等[9,10]通過建立煤柱力學(xué)模型,研究了煤柱極限平衡區(qū)寬度表達式并提出煤柱分區(qū)的概念,且對其穩(wěn)定性進行了評估;宋義敏等[11]通過實驗室試件加載,研究了煤柱失穩(wěn)及其能量演化特征,發(fā)現(xiàn)其能量釋放和積聚規(guī)律與失穩(wěn)形態(tài)相關(guān);曹勝根等[12,13]引入突變理論模型來研究煤柱的失穩(wěn)機理, 得到煤柱保持穩(wěn)定時屈服區(qū)與煤柱寬度的臨界關(guān)系;張向陽等[14]對煤柱寬度合理留設(shè)進行了模擬,認為采動疊加和上覆巖層性質(zhì)是影響煤柱穩(wěn)定性的重要因素.總而言之,對于煤柱穩(wěn)定性已經(jīng)有了較深入的理論研究,但對于不同的礦井地質(zhì)條件,仍需對其進行針對性研究.因此本文通過水壓致裂法和數(shù)值模擬對22116孤島工作面煤柱穩(wěn)定性進行研究.

1 水力壓裂方案設(shè)計

根據(jù)礦山提供的資料可知,煤層上覆頂板大同組由下往上依次主要為2.6 m細粒砂巖(以長石為主)、3.0 m砂質(zhì)泥巖、5.0 m粉砂巖、2.6 m中粒砂巖、23.0 m細粒砂巖(以石英為主),總厚42.0 m,均屬于堅硬巖層.在22116工作面開采時,上區(qū)段22114采空區(qū)以及下區(qū)段22118采空區(qū)上覆巖層頂板均沒有達到穩(wěn)定狀態(tài),由于上覆巖層壓力的作用,在開采22116工作面時煤柱穩(wěn)定性成為亟待解決的問題,為滿足安全生產(chǎn)需要,對22116工作面上覆23.0 m細粒砂巖進行水力壓裂.

1.1 壓裂孔布置方案

壓裂孔分A類孔和B類孔,這2類壓裂孔都能預(yù)裂至工作面基本頂位置,符合設(shè)計要求.壓裂孔的布置如圖1所示,壓裂孔的參數(shù)如表1所示.

圖1 壓裂孔布置

表1 壓裂孔參數(shù)

1.2 觀測孔布置方案

每個壓裂孔周邊布置了相應(yīng)的觀測孔,用于對壓裂效果如水力裂紋擴展半徑等進行觀測.圖2為觀測孔布置的平面圖和剖面圖.觀測孔亦分為A類孔和B類孔(觀測孔參數(shù)如表2所示),通過這2類觀測孔均能觀測到壓裂孔注水后的壓裂現(xiàn)象,可以更好地確定頂板的壓裂效果.

圖2 觀測孔布置

表2 觀測孔參數(shù)

1.3 總體壓裂效果預(yù)測

為達到更好的壓裂效果,設(shè)計A類孔和B類孔均壓裂5次,壓裂順序由鉆孔底部至鉆孔端部.A類壓裂孔注水后,當(dāng)水從A類觀測孔或B類壓裂孔流出時停止注水;B類壓裂孔注水后,當(dāng)水從B類觀測孔流出時停止注水.致裂孔注水位置參數(shù)如表3所示.

表3 致裂孔注水位置

圖3為預(yù)計壓裂效果的平面圖和剖面圖.預(yù)計A類孔水力裂紋呈橢圓狀,短半軸半徑約15.0 m,長半軸半徑約26.5 m;B類孔水力裂紋呈橢圓狀,短半軸半徑約30.0 m,長半軸半徑約40.0 m;A類壓裂孔壓裂靠近運輸巷一側(cè)和回風(fēng)巷一側(cè)的頂板巖體,B類致裂孔壓裂工作面中部頂板巖體,促進頂板巖體隨著工作面的推進及時垮落,達到釋放上覆巖層壓力、減緩煤柱受力的目的.

圖3 預(yù)計致裂效果

2 不同條件下煤柱穩(wěn)定性數(shù)值模擬研究

2.1 模型方案

為更清楚了解煤柱在上覆巖層作用下的變形情況以及水力致裂釋壓的可行性,根據(jù)22116工作面地質(zhì)資料建立UDEC數(shù)值模型,模型設(shè)置左右邊界及底部邊界速度為0,上部施加垂直應(yīng)力進行計算,如圖4所示.模型寬度為382 m,高度為67 m,模擬煤層厚度為4 m,起始模擬運巷煤柱寬度為12 m,風(fēng)巷煤柱寬度為10 m.模型開挖主要分為22114采空區(qū)、22118采空區(qū)及22116工作面,其中首先開挖22114和22118工作面各80 m,待模型達到一定平衡狀態(tài)時再開挖22116工作面180 m.開挖22116工作面時,在風(fēng)巷及運巷煤柱上各布置10個監(jiān)測點以監(jiān)測煤柱位移情況.

圖4 數(shù)值計算模型

2.2 頂板壓裂前不同煤柱寬度的位移情況分析

為研究在不同煤柱寬度條件下煤柱的變形情況,設(shè)置4組不同煤柱寬度進行對比,運巷煤柱寬度和風(fēng)巷煤柱寬度分別為12和10 m，15和12 m，18和15 m，20和18 m.煤巖層力學(xué)參數(shù)及節(jié)理力學(xué)參數(shù)如表4和表5所示.

表4 計算模型煤巖層物理力學(xué)參數(shù)

表5 計算模型煤巖層節(jié)理力學(xué)參數(shù)

根據(jù)模擬結(jié)果得到風(fēng)巷煤柱寬度變形情況和運巷煤柱寬度變形情況分別如圖5和圖6所示,可以看出煤柱寬度為10 m時,煤柱擠幫嚴(yán)重且最大變形位于煤柱中央，最大變形量達到1.5 m左右;煤柱寬度為12 m時,變形量相對于10 m時要小,但最大變形量仍為0.9～1.1 m,對于整個巷道安全來說是極為不利,且煤柱上方及下方在上覆巖層壓力作用下較煤柱初始位置有很大位移,致使巷道斷面急劇減小,不利于安全維護;但是當(dāng)煤柱為15 m時,煤柱變形情況得到極大改善,變形量僅僅為0.2～0.3 m;當(dāng)煤柱為18 m時,煤柱變形較15 m時略有改善,變形量僅在0.1 m左右;當(dāng)煤柱為20 m時,煤柱變形較18 m時基本沒有太大的變化.故據(jù)此考慮經(jīng)濟及安全性可以判斷:當(dāng)煤柱處于15 m時為最佳煤柱寬度,有利于后期煤柱維護以減少安全事故的發(fā)生.但此時模擬并未考慮礦井實際生產(chǎn)時對工作面上覆巖層的相關(guān)措施,為進一步確認15 m煤柱的合理性,對工作面上覆巖層進行模擬壓裂以更符合現(xiàn)場實際.

圖5 頂板壓裂前風(fēng)巷煤柱變形情況

圖6 頂板壓裂前運巷煤柱變形情況

2.3 頂板壓裂后煤柱位移情況分析

根據(jù)頂板水力壓裂預(yù)計效果,擬采用降低上覆巖層力學(xué)參數(shù)及節(jié)理力學(xué)參數(shù)的方法進行模擬水力壓裂,將上覆23.0 m細粒砂巖物理力學(xué)參數(shù)降低為初始值的80%(如表6所示),節(jié)理力學(xué)參數(shù)降低為初始值的50%(如表7所示),以達到水力壓裂后巖層的力學(xué)效果.

表6 軟化后巖層的物理力學(xué)參數(shù)

表7 軟化后巖層的節(jié)理力學(xué)參數(shù)

由上節(jié)模擬可知,煤柱寬度為12,15 m時其變形量最具代表性,故模擬壓裂后的煤柱位移情況時選取這2種煤柱寬度進行.模擬采用兩種方案進行壓裂前后的對比,方案一為初始力學(xué)參數(shù)模擬結(jié)果,方案二為模擬壓裂后力學(xué)參數(shù)模擬結(jié)果.如圖7和圖8所示分別為風(fēng)巷煤柱寬度變形情況和運巷煤柱變形情況.模擬結(jié)果顯示:當(dāng)煤柱寬度都為12 m時,方案一煤柱最大變形量為0.9～1.1 m,方案二煤柱最大變形量為0.7～0.8 m,可見模擬壓裂后,煤柱變形相對較小,但仍存在安全風(fēng)險;當(dāng)煤柱寬度都為15 m時,方案一與方案二的煤柱變形相差不大,變形量基本在0.20～0.25 m之間,可見煤柱寬度為15 m時壓裂效果不明顯.對比這2種煤柱寬度發(fā)現(xiàn),15 m的煤柱變形量較小,完全符合安全生產(chǎn)需要.

圖7 頂板壓裂后風(fēng)巷煤柱變形情況

圖8 頂板壓裂后運巷煤柱變形情況

通過上述2次模擬結(jié)果來看,22116孤島工作面煤柱寬度選取15 m是合理的,也說明水力壓裂對于煤柱穩(wěn)定性是有效的.

3 結(jié)論

1)提出水力壓裂設(shè)計方案,預(yù)計水力裂紋呈橢圓狀,且水力壓裂可以釋放上覆巖層應(yīng)力、減緩煤柱壓力.

2)不同煤柱寬度條件下的模擬顯示,22116工作面開采時留設(shè)15 m寬的煤柱有利于工作面煤柱的穩(wěn)定性及巷道安全;同一煤柱寬度條件下,致裂后的煤柱變形較小,說明水力壓裂設(shè)計對22116工作面煤柱穩(wěn)定性具有積極作用,為工作面安全生產(chǎn)提供了實踐指導(dǎo)意義.