兩硬近距離薄煤層工作面沿空矸石充填留巷研究

李 鵬

(山西能源學院礦業工程系,山西省晉中市,030600)

兩硬近距離薄煤層工作面沿空矸石充填留巷研究

李 鵬

(山西能源學院礦業工程系,山西省晉中市,030600)

為解決兩硬(頂、底板均為堅硬巖層)近距離薄煤層沿空留巷巷旁充填體易失穩問題,通過建立充填體承載力學模型及不同充填體強度下留巷圍巖塑性破壞數值模擬,認為留巷穩定的臨界充填體寬度為2.0 m、抗壓強度為23 MPa。實驗室試驗對充填材料(矸石)性能影響因素的權重、充填體強度特征進行了研究,提出了充填體高效材料配比和充填工藝。現場工程實測數據表明,上述研究得到的充填體寬度、材料配比和工藝參數能有效維護沿空留巷穩定性,較好實現兩硬近距離薄煤層沿空留巷技術。

兩硬近距離薄煤層 沿空留巷 充填體材料 強度

近距離薄煤層回采時由于煤層間距小,下煤層工作面回采巷道極易受上煤層開采留設區段煤柱影響,如四臺礦11＃近距離煤層8423工作面在進入上覆10＃煤層煤柱區時,出現巷道頂梁扭彎、圍巖嚴重變形,其中兩幫移近量達400～600 mm、底鼓量達300～500 mm。研究表明,近距離兩硬薄煤層回采工作面實施無煤柱沿空留巷技術,可以有效消除留設區段煤柱對下覆近距離煤層開采影響。然而兩硬薄煤層沿空留巷充填體易受上方堅硬頂板不垮落影響,充填體構筑初期嚴重過載導致留巷失敗。

有關堅硬頂板下沿空留巷原理和巷旁支護研究較多,但兩硬薄煤層條件下沿空留巷充填體支護阻力、高效充填體材料配比及巷旁充填工藝等研究較少,使得現場應用缺少相關借鑒。

大同姜家灣煤礦7－2＃煤層均厚1.4 m,頂、底板均為堅硬的砂巖或砂礫巖,距下方8－2＃煤層平均間距為15 m,屬近距離兩硬薄煤層。為提高煤炭資源回收率,該礦7－2＃煤層工作面采用沿空充填留巷的布置方式進行回采,考慮充填體會對下方8－2＃煤層開采造成一定影響,故研究了服務期內充填體寬度、強度、材料配比及充填工藝,對8－2＃煤層安全高效開采有重要意義。本文以7－2＃煤層8442工作面沿空留巷為研究對象,8442工作面長度130 m,平均埋深為230 m,運輸巷道凈寬4.5 m,凈高2.6 m,錨網索支護,為沿空留巷試驗巷道。工作面推進3 m/d,巷旁充填體滯后工作面3 m時進行充填,充填長度3 m/d。

1 沿空留巷巷旁充填體支護阻力

兩硬近距離薄煤層沿空留巷,充填體構筑初期頂板易懸頂不垮落,要求充填體能有效支撐直接頂,承載頂板旋轉下沉作用力;中期頂板快速旋轉下沉,要求充填體有較大剛度和強度,及時切斷基本頂,減小留巷上作用載荷;后期切斷的基本頂和直接頂都有垮冒可能,要求充填體充分控制圍巖變形,防止煤壁片幫,底鼓發生。可見,充填體整個服務期內以初期和后期承載較大,充填體不同時期的承載能力與充填體寬度密切相關,對近距離煤層上覆煤層沿空充填留巷來說,在保證巷道服務期間穩定的前提下,充填體寬度越小越有利于下覆煤層開采。下面通過巷旁充填體初、后期阻力計算結果與不同時期充填材料試驗強度進行比較與分析,從而確定出8442工作面充填體的合理寬度。

1.1 巷旁充填體初期阻力的計算

在漿砌巷旁支護墻體的初期階段,其支護對象主要是直接頂巖層,此時的支護阻力為:

式中:Pc——巷旁支護墻體的初期支護阻力,k N;

c——留巷寬度,m;

d——充填體寬度,m;

j——充填體距采面距離,m;

u——充填長度,m/d;

t——直接頂厚度,m;

w——充填體與采面之間對直接頂的平均支護強度,MPa;

r——直接頂巖層對單位長度充填體的作用力,k N/m。

結合相關參數,按照留巷寬度4.5 m、充填體距采面距離3 m、充填長度3 m/d、直接頂厚度4.6 m,充填體與采面之間對直接頂的平均支護強度0.12 MPa,當充填體寬度為1.5 m、1.8 m、2 m和2.2 m時直接頂巖層對單位長度充填體的作用力分別為173.28 k N/m、207.94 k N/m、231.04 k N/m和254.14 k N/m,代入式(1),計算結果見表1。

表1 巷旁充填體承載強度計算

根據計算結果與充填材料早期(1 d)試驗強度比較與分析,可以得出充填體寬度≥2 m時能滿足充填體的實際承載強度要求。

1.2 巷旁支護后期阻力的計算

根據充填體上方最大需控巖層范圍,計算巷旁支護后期阻力。工作面第一分層頂板初次垮斷后,上分層頂板結構失去支撐逐漸趨于失穩垮斷狀態;充填體取懸臂式頂板垮落形成的一端支承,此時支護阻力最大。

不考慮煤幫的支撐作用及垮落巖層破斷角α的影響,簡化計算沿空留巷巷旁支護阻力的圍巖結構模型如圖1所示。

圖1 沿空留巷圍巖結構模型

煤體內極限平衡區寬度及巷旁充填體后期需要的支護阻力為:

式中:P——巷旁支護墻體的后期支護阻力,k N;

x0——煤體內極限平衡區寬度,m;

k——應力集中系數;

γz——直接頂巖層容重,k N/m3;

hE——基本頂厚度,m;

γE——基本頂巖層容重,k N/m3;

Lmax——周期來壓步距,m;

M——開采厚度,m;

C——煤的粘結力,k N/m2;

f——煤層內摩擦系數;

?——摩擦角,(°);

H——煤的埋深,m;

γ——上覆巖層容重,k N/m3。

將k＝1.9,M＝1.4 m,C＝2400 k N/m2,f＝0.32,?＝18°,H＝230 m;γ＝25 k N/m3代入式(2)計算,得到x0＝2.1 m。

當x0＝2.1 m,t＝4.6 m,k＝1.9,γz＝25 k N/m3,hE＝26.9 m,γE＝27.4 k N/m3,Lmax＝ 25 m,c＝4.5 m,d＝3 m,充填體寬度為1.5 m、1.8 m、2.0 m和2.2 m時,代入式(3)得到后期支護阻力,如表2所示。

根據計算結果與充填材料后期(3 d)試驗強度比較與分析,可以得出充填體寬度≥2 m時能滿足充填體的實際支護強度要求。

表2 充填體后期支護阻力計算

2 沿空留巷巷旁充填體數值模擬

2.1 模型建立與模擬過程

按照8442工作面實際布置情況,考慮模型的對稱性與計算效率,同時根據上節充填體寬度2m的計算結果,故模型尺寸為90 m×100 m×50 m (X×Y×Z)。模型的前、后、左、右約束水平位移,底部為固定邊界,上部邊界施加均布載荷。模型巖層計算參數見表3。

表3 煤層頂底板煤巖物理力學參數

建好模型后,計算初始應力場至平衡,開挖8442工作面運輸巷道,支護后至平衡,一次性回采8442工作面,充填支護,再計算至平衡。根據相似礦井沿空留巷經驗,充填體的強度為15～25 MPa,設定充填體強度分別為15 MPa、17 MPa、19 MPa、21 MPa、23 MPa和25 MPa,對充填體不同強度情況下8442工作面運輸巷道圍巖塑性區的分布特征進行分析。

2.2 模擬結果分析

不同充填體強度時圍巖塑性區分布不同,充填體寬度為2.0 m時,隨著充填體強度的增大,圍巖塑性區范圍明顯減小。充填體強度為15～19 MPa時,沿空留巷圍巖塑性區大范圍破壞,充填體變形嚴重、失去承載能力,留巷失敗;充填體強度為21 MPa時,沿空留巷圍巖塑性區范圍減小,但變形嚴重,難以控制;充填體強度為23～25 MPa時,沿空留巷變形和圍巖塑性區明顯縮小,充填體和巷道具有較強承載能力。

根據現場經驗,充填體強度越大,配置成本越高,工藝越復雜,因此確定充填體強度為23 MPa左右,通過改進支護參數控制巷道的變形及圍巖塑性區發育。

3 填充材料配比試驗

3.1 試驗方案

充填體材料選用膏體材料,主要組分為硅酸鹽水泥、煤矸石、粉煤灰、砂、石子及水拌和的膏體材料,外加添加劑(如減水劑、早強劑等),選取影響充填體強度的主要因素:水灰比(A)、粉煤灰(B)、早強劑(C)、減水劑(D),其中粉煤灰、早強劑和減水劑均是占水泥的比重。本次試驗針對4個因素列取3個水平進行正交試驗,其中設水泥為固定值,配置不同比例組分的充填材料,考察隨時間增長充填材料的強度變化。材料配比的主控因素水平值(參考國內外有關礦山經驗)及正交試驗參數見表4和表5。

表4 主控因素水平值

表5 材料配比參數

3.2 試驗結果與分析

針對本次正交試驗,采用綜合評分法進行結果分析,選取塌落度與7d抗壓強度為主要指標對表5提出的充填材料配比進行研究。制定評分標準:塌落度以0 mm為基礎,記為0分,每增大1 mm加1分;7 d抗壓強度以0.1 MPa為基礎,記為1分,0～7 d中每24 h抗壓強度增大0.1 MPa加1分,其綜合評分情況及評價指標見表6。

表6 綜合評分法計算結果

從表6的計算結果看,粉煤灰摻量的極差最大為226,減水劑摻量的極差最小為35,說明因素影響程度從主到次依次為粉煤灰摻量B→水灰比A→早強劑含量C→減水劑含量D;從試驗結果看,由于第6號方案綜合評分數最大,所以第6號方案(a3b2c1d2)為最優,同時滿足強度與塌落度要求。根據行業經驗,水泥、河砂、矸石的最佳比例約為6：10：15,結合第6號方案配比(水灰比0.44、粉煤灰15%、早強劑2%、減水劑1.5%),最終得出沿空留巷充填材料現場施工配合比為每1000 kg充填材料中含有水76.2 kg、水泥172.9 kg、粉煤灰25.0 kg、河砂287.9 kg、矸石塊431.8 kg (矸石粒度為5～10 mm)、早強劑3.5 kg和減水劑2.7 kg。

按上述配比加工充填體試塊,試塊為邊長150 mm的正方體,置于培養箱內養護,養護溫度為20℃±2℃,養護濕度為95%±2%。根據試驗方案中不同齡期設置(1～28 d),加工尺寸?50 mm×100 mm圓柱體試件進行強度測試,得到如圖2所示充填體抗壓強度隨齡期變化值。

由圖2充填體強度可知,齡期在1～7 d內,充填體試件抗壓強度較低且增加緩慢;8～15 d內,充填體試件抗壓強度迅速增加且達到較大值;齡期在16～23 d內,充填體強度增加緩慢,在齡期達到24 d以后穩定在32 MPa。由此,該配比條件下充填體初期、中期強度控制及維護成為留巷成功的關鍵,適當增加充填體留設寬度可以滿足該材料配比下的使用要求。

圖2 充填體抗壓強度隨齡期變化

4 工程應用

按照有關充填材料、充填配比和工藝參數等研究成果,在姜家灣煤礦8442綜采工作面運輸巷進行了沿空留巷充填工業性試驗。試驗留巷長度262 m,充填體寬度2.0 m,工作面回采期間在留巷內布置測站,對巷道圍巖位移和礦壓規律監測。

4.1 充填工藝

為保證充填體具有良好的支撐效果,開挖成形后的沿空留巷試驗運輸巷采用錨網索永久支護,同時支設單體支柱加鉸接頂梁加強支護頂板,靠近留巷側采空區留巷寬度內用木支柱替換末排密集單體支柱,堆砌矸石墻,支設模板,進行充填。

充填材料在地面制備好后,提前運至井下充填泵站料場。具體充填工藝為端頭支架后方布置充填模板并在留設巷道內打設錨桿錨索等支護體→清理支架后方充填模板內的冒落矸石及浮煤→在模板采空區側堆設矸石墻,防止采空區冒落矸石對充填體進行沖擊→檢查充填注漿設備及注漿管線→充填注漿→注漿完畢,沖洗充填注漿設備及管線。

4.2 礦壓監測結果

4.2.1 巷道圍巖位移

沿空留巷巷道圍巖變形量見圖3,由圖中曲線看出,隨工作面回采,測點處留巷圍巖表面位移量逐漸增大。當測點距工作面0～30 m時,巷道表面位移急劇增大,說明留巷受回采動壓影響劇烈;當測點距工作面煤壁50 m以后留巷圍巖趨于穩定,頂底板移近量達到110 mm,兩幫移近量達到120 mm,整個回采過程中沿空留巷變形較小。

4.2.2 充填體變形及承載

不同階段充填體變形及承載曲線見圖4,隨距工作面距離增大,充填體變形量先緩慢增加然后急劇增大最后趨于穩定,其中縱向變形大于橫向變形值,縱向、橫向變形最大值在距工作面100 m時分別達到96 mm和65 mm。充填體上載荷快速增大達到峰值后趨于穩定。

圖3 沿空留巷巷道圍巖變形量

圖4 不同階段充填體變形及承載曲線

在工作面距充填體較近(0～30 m)時,充填體變形量較小且增加緩慢,是因為巷道變形小加之初期充填體沒有主動支撐能力;充填體距工作面較遠受采動影響小,其上載荷較小但快速增大。距離在30～50 m時,充填體變形量急劇增加,縱向、橫向變形量分別達到70 mm和52 mm,是因為工作面上方覆巖大幅度垮落運移使得留巷巷道圍巖劇烈活動,充填體上作用載荷急劇增大的結果,在40 m時達到峰值5.5 MPa;當距離大于50 m后,充填體變形緩慢增加趨于穩定,載荷趨于穩定,為4 MPa,是因為回采后工作面后方采空區覆巖垮落活動趨于穩定。

該工作面于2015年1月回采完畢,回采過程中沿空留巷內并未發生片幫、冒頂等事故,巷道圍巖變形控制在合理的范圍內,共計增加經濟效益330.3萬元。

5 結論

(1)通過對巷旁充填體初、后期阻力計算及不同充填體強度下留巷圍巖穩定性數值模擬分析,得到構筑后不同時期巷旁充填體上作用載荷和支護阻力,滿足要求的臨界充填體寬度為2.0 m、抗壓強度為23 MPa。

(2)實驗室試驗得到高效充填體的材料配比和強度特征,同時對充填工藝優化。

(3)兩硬近距離薄煤層8442工作面沿空留巷工業應用中,留巷圍巖變形量、充填體變形量和載荷均處于允許范圍內,說明充填體參數能有效維護沿空留巷穩定性,滿足留巷圍巖控制要求。

[1] 曹樹剛,陳先哲,楊紅運等.沿空留巷巷旁控制技術及其適用條件分析[J].煤炭科學技術,2016 (4)

[2] 李楊.極近距離煤層群回釆巷道合理位置的柱寬效應研究[J].中國煤炭,2016(2)

[3] 譚云亮,于鳳海等.沿空巷旁支護適應性原理與支護方法[J].煤炭學報,2016(2)

[4] 寧建國,馬鵬飛,劉學生等.堅硬頂板沿空留巷巷旁“讓－抗”支護機理[J].采礦與安全工程學報, 2013(3)

[5] 賈曉亮,廉常軍等.薄層頂板沿空留巷巷旁充填體合理寬度研究[J].煤礦開采,2015(5)

[6] 匡漢,彭楊皓等.煤礦專用充填巷合理位置確定及穩定性分析[J].中國煤炭,2015(5)

[7] 成云海,姜福興等.采場堅硬頂板沿空巷旁柔性充填留巷試驗研究[J].采礦與安全工程學報,2012 (6)

Research on gob-side entry retaining with waste filling in close thin seam with hard roof and floor

Li Peng
(Department of Mining Engineering,Shanxi Institute of Energy,Jinzhong,Shanxi 030600,China)

To solve the unstable filling body beside gob-side entry retained in close thin seam with hard roof and floor,by establishing mechanical model of filling body＇s bearing capacity and numerical simulation on plastic failure of retained entry＇s surrounding rock with various strength of filling body,the critical width of filling body to stabilize the entry retaining was 2 m,and the compressive strength was 23 MPa．Through systematic study on effect weight of filling materials property and filling body strength characteristics by laboratory tests,efficient filling metrical ratio and filling process were put forward．The field engineering measurement data showed that the filling body width,materials ratio and process parameters could effectively maintain the stability of gob-side entry and realize the gob-side entry remaining technology in close thin seam with hard roof and floor．

close thin seam with hard roof and floor,gob-side entry retaining,filling material,strength

TD353

A

李鵬(1984－),男,山西大同人,講師,主要從事礦山壓力與巖層控制、復采方面的研究。

(責任編輯 張毅玲)

李鵬.兩硬近距離薄煤層工作面沿空矸石充填留巷研究[J].中國煤炭,2017,43(1):67－71,88. Li Peng.Research on gob-side entry retaining with waste filling in close thin seam with hard roof and floor[J].China Coal,2017,43(1):67－71,88.