厚煤层沿空留巷巷道实体侧煤柱补强支护技术研究

2021-12-09郭子程

山西煤炭 2021年4期

郭子程

(山西高河能源有限公司,山西长治 047100)

我国厚煤层储量约占煤炭储量的45%[1],厚煤层沿空留巷对回收煤柱和解决瓦斯超标问题具有重要意义。厚煤层开采后,顶板旋转空间大,对沿空留巷巷旁支护的动载影响剧烈。沿空留巷一般经历5个阶段[2],即掘巷影响阶段、相邻工作面一次超前采动阶段、一次滞后采动阶段、留巷稳定阶段和本工作面二次采动超前影响阶段。厚煤层巷道顶板均为顶煤,受多次加载和卸载作用,顶煤和实体侧煤柱容易破碎,整体刚度降低,系统稳定性进一步减弱。因此,厚煤层沿空留巷的应用较少。

目前厚煤层沿空留巷方式主要有柔模混凝土墙支护[3]和“110”工法[4],相应的沿空留巷理论主要有“强支理论”“柔-强组合”“支-卸组合”等。康红普[5]在淮南谢家集深部矿井,提出“三高一低”锚杆锚索作为巷内基本支护,膏体充填作为巷旁支护。张农[6]根据应力差异化,提出分区治理办法,并通过强力控顶支架和高强度混凝土墙体实现巷道稳定。谭云亮[7]根据大断面坚硬顶板的结构特征,提出“柔-强”组合巷旁支护,即上部采用塑性变形大的材料吸收前期变形,下部采用强度较高的材料承担顶板后期压力,实现“实体煤柱-充填体-矸石”三者共同承载。侯公羽[8]进行了爆破切顶高度对混凝土巷旁支护的影响研究,通过爆破减少悬臂长度,减少动压影响,维护巷旁支护体完整。

上述研究主要针对巷旁充填体形式和顶板支护结构展开,在现场厚煤层应用过程中,对充填体破坏较少,主要存在充填体钻顶、钻底,实体侧煤柱整体挤出现象,影响巷道的二次复用。因此,本文以高河能源W4302工作面为工程背景,对实体侧煤柱受力和变形特征进行分析,提出相应的治理手段,最后通过数值模拟和现场实测进行验证。

1 矿井地质条件

W4302工作面为高河能源西四盘区工作面,切眼长度325 m,所采煤层为3#煤层,煤厚5.15～6.70 m,平均5.74 m；煤层倾角为1°～9°,平均5°,煤层埋深383.4～456.8 m。煤层无发火自燃现象,属不易自燃煤层。矿井绝对瓦斯涌出量269.28 m3/min,属高瓦斯矿井。北临W4301工作面采空区,东接+450 m水平南翼大巷,西面为矿界,南面为未采区。工作面顺槽沿底掘进,巷道宽×高为5 300 mm×3 900 mm,整体采用锚网索+梯子梁支护。工作面位置关系见图1,巷道支护断面见图2,工作面岩性见表1。

图1 工作面位置图Fig.1 Working face location

图2 巷道支护断面图Fig.2 Cross section of roadway support

表1 W4302工作面岩性Table 1 Lithology of W4302 working face

沿空留巷巷道为W4302进风顺槽,其作为上个工作面W4301工作面的运输顺槽,保留下来为下个工作面服务。通风形式变成由W4302进风顺槽和胶带顺槽进风,W4302回风顺槽回风,使得W4302工作面进风顺槽实现W型+高抽的通风方式。

沿空留巷巷旁支护为C30混凝土浇筑柔模墙,宽度1.5 m。巷内支护形式为锚网索+梯子梁支护。锚杆采用500#左旋无纵肋螺纹钢锚杆,锚固形式为端头锚固,型号为Φ22 mm×2 400 mm,间排距为1 200 mm×90 mm。采用高强度低松弛钢绞线锚索,钢绞线锚索直径为Φ18.96 mm,长度为8 300 mm,间排距为2 200 mm×900 mm,锚索托盘规格为300 mm×300 mm×16 mm。网片有塑料双抗网和金属网两种,金属网片为10#铅丝加工编制的经纬网,网孔为50 mm×50 mm。梯子梁选用Φ14 mm圆钢加工而成。

2 煤柱受力变形特征分析

2.1 煤柱受力特征分析

沿空留巷巷道全生命周期内将经历5个阶段,各个阶段内的应力加卸载路径不同导致煤柱失稳破坏程度不同。各个阶段的应力路径和演化规律如下。

1)巷道掘进阶段。巷道掘进的应力路径为加载和卸载同步进行,原来处于三向加载状态的煤柱,由于开挖卸载的影响,应力大小和方向进行调整,切向应力加载的同时径向应力卸载,导致煤体发生破坏,进入塑性状态,符合卡斯特纳方程[9],如图3中曲线g所示。此时,主要为静载作用,巷道变形量小,与正常巷道掘进来压规律一致。

2)第一个工作面超前影响阶段。巷道超前来压阶段(距工作面30～50 m),应力路径为加载,力源为工作面顶板的超前断裂,煤柱浅部塑性区范围增大,承载能力降低,应力向煤体深部转移,来压系数超过掘进时影响,应力如图3曲线f所示。此时,顶板载荷由煤体、超前支护(单体或端头支架)共同承担。

3)第一个工作面滞后影响阶段。根据来压步距和滞后影响范围,沿空留巷煤体主要经历4次加卸载作用过程。a. 在工作面后方附近,基本顶未破断前,应力路径为加载。顶板的悬臂梁结构,随着工作面推进,悬臂长度加大,产生弯曲下沉,来压系数继续增大,煤柱浅部塑性区范围增大,应力向煤体深部转移,如图3曲线e所示。此时开始浇筑柔模混凝土墙体,但强度未达到极限强度,顶板载荷由煤柱、墙体、临时支护共同承担。b. 在留巷段1个周期来压步距(25 m)内,基本顶板弯曲下沉达到极限后破断,出现反弹,应力路径为卸载。巷道顶板结构为弧形三角块,经历一次动压,如图3曲线d所示。顶板断裂后为给定变形状态,动压主要由混凝土墙体承担,煤柱受力降低。c. 留巷段2～3个周期来压步距(50 m)的范围内,上覆岩层活动相对稳定,内应力场应力明显下降,应力路径为加卸载,顶板为大结构-小结构,出现内外应力场,如图3曲线c所示。此时顶板进一步旋转,开始触矸,顶板压力由煤柱、墙体、采空区矸石共同承担,但受顶板回转影响,煤体的变形加大,导致受力出现增加。d. 留巷段50～150 m区域以外,基本顶及更上位岩层运动仍处于结构和应力调整期,向下传递压力,应力路径为加载。此时,整个采场影响范围较大,可引发底鼓、帮鼓等现象,应力如图3曲线b所示。

4)留巷稳定阶段。第一个工作面开采稳定至第二个工作面开采前,沿空留巷巷道服务时间较长,此时主要发生蠕变,主要为加载过程,即应力保持不变,巷道发生微量变形。

5)第二个工作面二次影响阶段。二次回采超前影响阶段(50 m以外),第二个工作面顶板超前断裂,打破处于平衡状态的弧形三角块顶板结构,应力路径为加卸载,此时超前影响距离大于第一个工作面的超前影响距离,如图3曲线a所示。

图3 沿空留巷服务周期内受力情况图Fig.3 Stress diagram of gob side entry retaining in service period

2.2 煤柱变形分析

根据上文煤柱的受力特征分析可知,沿空留巷巷道充填体和实体煤侧都经历了多次动压和加卸载过程,产生了不同程度的损伤和破坏。在上述过程中,巷道变形占主导过程为第一个工作面滞后影响阶段。

根据图4和图5,结合巷道支护参数可以看出,受多次加卸载作用,煤体发生扩容变形,塑性区范围加大,整体挤出导致帮鼓,当变形量超过锚杆的极限延伸值和梯子梁变形量时,支护构件发生破坏，这一方面与锚杆锚固范围较小有关；另一方面是由于煤体已经发生塑性破坏,承载能力不足引起的。

图4 煤帮顶角梯子梁剪断Fig.4 Shearing of ladder shaped beam at the top corner of coal walls

图5 煤帮鼓出Fig.5 Heave of coal walls

根据应力和变形特征可以看出,顶板的来压加载和煤柱失稳卸载是导致煤柱塑性区不断增加的原因。煤柱结构失稳导致强度降低,由外向内产生渐进破坏,最终影响巷道的使用。

3 煤柱补强支护技术分析

3.1 补强总体方案

针对煤柱破坏机理,主要从解决卸载方面着手,一方面提高外约束,恢复侧向围压,选择补打锚索;另一方面提高破碎煤体的承载能力,选择注浆。在现场锚索补打过程中发现煤体破碎,锚索锚固力较低,受力仅为50～80 kN,远未发挥出锚索主动约束作用,因此采用注浆。

3.2 注浆参数

1)注浆材料。结合高河煤矿现有的注浆材料,采用晋安加固I号化学浆。化学浆具体参数见表2。

表2 化学浆材料参数Table 2 Material parameters of chemical pulp

2)注浆间排距。浆液扩散半径,根据马格公式[10]中注浆压力、注浆时间、裂隙发育程度等确定,见公式(1)。

(1)

式中:R为经过时间t后浆液的最终扩散半径,m;t为注浆时间,取1 200 s;k为渗透系数,取3×10-3m/s;h为注浆压力相对于水柱的高度,取1×102m;R′为注浆管的半径,取2.1×10-2m;β为浆液黏度与水的黏度比,取2;n为孔隙率,取3%。

根据式(1),估算浆液扩散半径约为1.6 m。参考锚杆间排距,要保证注浆管钻孔不影响锚杆锚索的锚固,因此选取注浆排距为1.8 m。

3)注浆压力。注浆压力与注浆扩散范围整体呈正相关,在考虑扩散范围的同时还要考虑煤体整体性。当压力较高时,容易出现劈裂注浆,反而破坏煤体的完整性,因此压力不能很高。根据高河能源其他位置的注浆经验,确定浅孔注浆压力为0.8 MPa,深孔注浆压力取2.5 MPa。

4)注浆方式。为了保证注浆整体的覆盖面,采用深浅孔结合的注浆方式。锚杆长度为2.4 m,塑性区范围为6.5 m。考虑到浆液扩散范围为1.6 m,因此选择浅孔注浆深度2 m,深孔注浆深度为5 m。

4 煤柱补强效果分析

4.1 补强效果数值模拟分析

为验证W4302进风顺槽经补强加固方案后的支护效果,本节对W4302进风顺槽围岩在W4302工作面回采时的应力分布、位移变形情况及塑性区分布情况进行数值模拟分析。

注浆前后煤体取芯结果如表3所示。从表中可以看出，注浆后抗压强度由9.49 MPa提升到14.51 MPa,提升1.5倍。

表3 注浆前后煤体参数表Table 3 Parameters of coal body before and after grouting

通过实验室试验,确定煤体加固后的强度,在FLAC软件中进行代入,其他模拟条件均一致。

图6和图7是W4302工作面推进70 m时,即观测点距工作面30 m时,W4302进风顺槽围岩在原支护条件与补强加固支护下的垂直应力云图和塑性区云图对比。

(a)垂直应力分布图

(b)塑性区分布图图6 原支护条件下工作面推进70 m的应力塑性区云图Fig.6 Nephogram of 70 m stress plastic zone of working face in the condition of original supporting

(a)垂直应力分布图

(b)塑性区分布图图7 补强条件下工作面推进70 m的应力塑性区云图Fig.7 Nephogram of 70 m stress plastic zone of working face in the condition of reinforcement

1)垂直应力分布。从图中可以看出,在观测点距工作面30 m时,在原支护条件下W4302进风顺槽顶板应力降低明显区为顶板上方约3.1 m处;在补强加固支护后W4302进风顺槽顶板应力降低明显区为顶板上方2.7 m处。原支护条件下,煤柱帮应力集中,最大值27.1 MPa,柔模墙帮顶端应力为31.6 MPa;补强加固后,巷道围岩应力集中水平整体降低,然而煤柱帮表面应力升高,煤柱帮应力最大值25.2 MPa,柔模墙顶部应力集中为25.9 MPa。

总体来说,W4302进风顺槽围岩在补强加固后应力降低区略微减小,煤柱浅部围岩所承受的应力增大,深部围岩应力集中变小。这是因为补强加固后围岩由原来的疏松状态转变为整体状态,内聚力和抗压强度增大,所能承受压力的围岩范围向巷道方向移动,煤柱帮深部所承担的部分压力开始向巷道表面逐渐转移,应力由煤体和墙体共同承担。

2)塑性区分布。从图中红色区域可以看出,在观测点距工作面30 m处,比较原支护条件与补强加固条件下W4302进风顺槽附近区域塑性区分布状态发现,塑性区范围变小,原支护条件下煤柱帮塑性区深度为6.5 m左右,补强加固后塑性区深度控制在6 m左右。

4.2 补强效果现场实测分析

从表4中可以看出,采取加固措施后,顶底板移近量和移近速率均得到有效减少,主要变化为顶板下沉量减少,由506 mm变为304 mm,减少约40%。主要原因为巷道沿底掘进,巷道上方为顶煤,受多次加卸载作用影响,煤体发生扩容变形,下沉量明显。当帮部注浆后,帮部承载能力加强,能有效承担顶板压力。底鼓量变化不大,主要是底板较硬,来压主要对软弱煤体进行破坏。