朔南礦區厚煤層孤島工作面合理留設小煤柱的試驗研究

孫 浩

(同煤浙能麻家梁煤業有限責任公司,山西 朔州 036000)

小煤柱沿空掘巷是一種有眾多技術優勢的無煤柱護巷方式。一方面小煤柱沿空掘巷處在相鄰采空區側向支承壓力降低區范圍內,避開側向支承壓力升高區影響,有利于實現巷道圍巖控制,并且小煤柱也能夠隔離相鄰采空區的水、火、瓦斯等,保障巷道安全[1];另一方面,縮小了區段煤柱尺寸,提高了工作面的可采儲量和資源回收率[2-3]。同時,沿空巷道與相鄰采空區之間的區段煤柱寬度變小,本工作面能夠利用相鄰工作面的系統巷道,減少了巷道開拓工程量,降低掘進費用。

沿空掘巷重在“掘”,首先要確定掘巷時間和掘巷位置,而掘巷位置要通過煤柱尺寸確定。近年來,許多學者和科研機構也對此進行了大量研究。吳邦全等[4]以劉橋二礦655工作面為背景,通過在工作面風巷斜硐進行現場礦壓監測,得出掘巷時間和沿空巷道的最佳位置;張鵬鵬[5]就沿空掘進時間問題作了初步探討,得出為保證沿空巷道穩定,沿空掘巷時間必須滯后于相鄰采空區穩定期,而“滯后”值應根據工作面的地質及技術條件具體確定;一些學者[6-8]通過理論計算、數值模擬和現場測試的方法來確定小煤柱的寬度,盡管方法不一,但都保證了沿空巷道的安全與穩定;另一些學者[9-12]在現場進行了大量的實測和研究,得出巷道礦壓監測一方面能檢測出小煤柱留設及巷道支護中存在的問題,另一方面能直接判斷沿空掘巷是否適宜現場工程地質條件。

本文以朔南礦區麻家梁礦14203-1工作面為工程背景進行研究[13],研究成果不僅能夠確保沿空巷道的安全,還能夠緩解礦井二采區銜接緊張的局面,同時也為礦井后續實施小煤柱沿空掘巷提供理論基礎,最終實現礦井安全高效生產。

1 工作面地質條件

14203-1工作面位于礦井二采區,北面為+665 m水平南回風大巷,南面為實體煤,西面為14204工作面采空區,2016年8月回采完畢,東面為14203輔助運輸順槽(廢巷)與14202采空區煤柱，寬度19.5 m,工作面為孤島工作面。14203-1膠帶順槽準備沿14204采空區邊緣掘進,為小煤柱沿空掘巷試驗巷道,工作面布置平面圖如圖1所示。

圖1 14203-1工作面布置平面圖Fig.1 14203-1 working face layout

工作面主采煤層為二疊系山西組4號煤,埋深平均600 m,煤層厚度平均9.5 m,為特厚煤層,傾角平均3°,頂底板的巖性如圖2所示,該工作面采用走向長壁綜采放頂煤采煤法,采用全部垮落法管理頂板。

圖2 14203-1工作面鉆孔柱狀圖Fig.2 Borehole histogram of 14203-1 working face

2 礦壓觀測

2.1 測點布置

為監測工作面回采期間超前支承壓力和采空區固定支承壓力演化規律[14],14201工作面回采期間，在14202工作面輔運順槽側區段煤柱和頂板中布置ZKGY-B型鉆孔應力檢測儀。其中,區段煤柱中的應力檢測儀監測超前支承壓力演化規律,測點布置如圖3(a)所示;頂板中的應力檢測儀監測采空區固定支承壓力演化規律,在巷道頂板同一高度的堅硬巖層中均勻布置一定數量的鉆孔應力檢測儀,每個檢測儀距離采空區的側向距離各不相同,通過對不同時段各個儀器的巡回數據采集,測點布置如圖3(b)所示。

2.2 超前支承壓力監測分析

根據現場監測情況和數據分析結果,本文以測點3所監測到的數據進行分析,壓力變化曲線如圖4所示，重點研究工作面后方上覆巖層垮落穩定后的影響范圍。從圖4可知,14201工作面后方的影響范圍一直持續到工作面后200 m左右,最大壓力升高值超過25 MPa,應力集中系數為1.7。從影響范圍和強度兩個角度可以說明工作面后方巖層壓力具有強度大和范圍廣的特點。

(a)區段煤柱中的應力檢測儀監測布置

圖4 測點3鉆孔壓力連續記錄儀監測曲線Fig.4 Monitoring curve of borehole pressure continuous recorder at measuring point 3

對各測點的觀測數據進行分析和擬合得到固定支承壓力的最終穩定狀態，如圖5所示。

圖5 固定支承應力的穩定分布狀態Fig.5 Stable distribution of fixed bearing stress

從圖中可以看出,14201工作面采空區固定支承壓力降低區的范圍大約為10 m左右(原巖應力值為15 MPa)。

3 沿空掘巷關鍵技術參數的確定

如果小煤柱沿空巷道與相鄰采空區煤柱寬度小,且煤柱為塑性煤柱,承載能力弱,當相鄰采空區頂板垮落不充分時,堅硬頂板破斷產生的能量足夠破壞掘進巷道。因此,沿空掘巷必須在相鄰采空區垮落穩定后掘進,嚴禁對采對掘。

工作面回采后,巖層移動由下向上發展，并逐步發育到地表[15],地表沉降穩定滯后于巷道上覆巖層垮落穩定,由于沿空巷道掘進圍巖結構穩定時間不易測定,可通過地表沉降穩定時間近似得出。

3.1 沿空掘巷時間的確定

中國礦業大學科研團隊在14202工作面地表進行了沉降觀測,沿工作面走向方向布置了兩條測線A1和A2,沿傾斜方向布置一條測線B。A1測線控制點4個,測點63個；A2測線控制點4個,測點63個；B測線控制點4個,測點129個。主要分為全面觀測、巡視觀測和日常觀測。地表測站布置平面圖如圖6所示。

通過對數據分析發現,B47號測點是監測的關鍵測點。該點移動介于2015年4月24日至2015年10月9日(2015年4月24日,工作面距該測點水平距離140 m;2015年10月9日,工作面推過測點水平距離353 m),活躍期168 d。按插值法進行計算,初始期介于2015年3月10日至2015年5月9日(3月10日前的下沉可認為是由14201面的殘余沉降引起),初始期僅60 d;衰退期介于2015年10月9日至2016年3月21日,衰退期161 d。由此可以推定,地表變形的周期為12個月。

圖6 14202工作面地表移動觀測站布置圖Fig.6 Layout of surface mobile observation station of 14202 working face

根據現場采動支承壓力監測可知，端部結構破斷運移的發生滯后工作面200 m(1個月),而地表觀測裂隙發育至地表滯后12個月,說明端部覆巖從破斷至穩定大概需要11個月的時間。因此,可判定14203-1工作面小煤柱沿空掘巷時間應滯后14204采空區回采完畢后11個月。

3.2 沿空掘巷小煤柱尺寸的確定

小煤柱沿空掘巷必須布置在相鄰采空區側向支承壓力的降低區范圍內,要想得出小煤柱尺寸,必須分析相鄰采空區側向支承壓力分布曲線,而工作面端部結構又是決定側向支承應力分布的關鍵性因素。

3.2.1端部結構模型

根據巖層移動和地表沉降提出“三角形滑移區”端部結構,結合鉆孔柱狀，繪制出端部結構模型，如圖7所示。

圖7 工作面端部結構及側向支承壓力分布Fig.7 End structure and lateral bearing pressure distribution

工作面采出空間大,低位關鍵層在采空區垮落后與已破斷的巖體失去力的聯系,不能形成穩定結構,而是以懸臂梁結構存在,上位關鍵層破斷形成砌體梁結構?！叭切位茀^”上限以砌體梁結構為界,左右以巖層垮落角和巖層移動角為界。隨著采空區穩定時間增大,采空區內不規則垮落帶巖石的碎脹系數變小,碎脹系數的改變使“三角形滑移區”向采空區側回轉下沉,其垂直載荷由采空區的力與下方煤巖體共同承擔,進而使煤柱上方的應力變小。

相鄰采空區側向支承壓力曲線分為應力降低區、應力增高區、原巖應力區三個部分,其中應力降低區范圍由巖層移動角與砌體梁高度共同確定。

3.2.2應力降低區范圍確定

1)理論計算。根據彈塑性力學理論,結合工作面生產地質條件,推導計算14204工作面回采后側向支承壓力分布情況[16],其力學模型如圖8所示。

圖8 煤柱塑性區寬度計算力學模型Fig.8 Computational mechanics model of plastic zone width of coal pillars

對于近水平煤層,煤層傾角接近于0°,求解屈服區界面應力的平衡方程及邊界條件可得極限平衡區寬度為:

(1)

式中:h為煤層開采厚度,m;β為側壓系數;φ0為煤層界面內的內摩擦角,取28°;C0為煤層界面中的黏聚力,取2 MPa;px為采空區對煤柱的側向約束力,MPa,取0。

φ0和C0根據工程類比得出,β值根據式(2)計算求得。

(2)

式中:β為側壓系數;σmax為最大水平主應力,MPa;σmin為最小水平主應力,MPa;σv為垂直應力,MPa。

根據工作面周邊現場兩個原巖應力測試點,第一測點最大水平主應力為22.50 MPa,最小水平主應力為11.60 MPa,垂直應力為15.78 MPa;第二測點最大水平主應力為26.26 MPa,最小水平主應力為13.39 MPa,垂直應力為15.80 MPa。代入式(2)得出β1=1.08,β2=1.25。

令σy=15 MPa(原巖垂直應力,工作面平均埋深600 m),可計算不同側壓系數下工作面煤厚平均為9.5 m時的應力降低區范圍,如圖9所示。結合理論計算可以看出,應力降低區范圍為10.6～12.2 m。

2)數值模擬。采用FLAC3D有限元計算軟件對14204工作面回采完畢后側向支承壓力分布進行模擬,模型共劃分24 000個單元,模型尺寸為600 m×100 m;邊界條件方面,在模型底部固定縱向位移,兩邊固定橫向位移。模型中加入分界面模擬采空區垮落后頂板與底板的接觸情況。在頂部施加14.36 MPa布置如圖10所示。工作面開挖后側向支承應力分布云圖如圖11所示。各巖層主要力學參數如表1所示。

圖9 不同開采厚度時側向支承應力降低區距離Fig.9 Distance of lateral bearing pressure reduction zone at different mining thickness

圖10 工作面位置及測線布置示意圖Fig.10 Working face position and measuring line layout

圖11 工作面開挖后側向支承應力分布云圖Fig.11 Cloud map of lateral bearing pressure distribution after the excavation of working face

表1 各巖層主要力學參數Table 1 Main mechanical parameters of rock strata

14204工作面采空區穩定后側向支承應力分布曲線如圖12所示。由圖可知,側向支承應力降低區范圍約為0～12 m。

圖12 側向支承壓力分布Fig.12 Lateral bearing pressure distribution

3.3 小煤柱尺寸確定

通過現場工程類比、理論計算和數值模擬可以得出14204工作面采空區側向支承壓力應力降低區的范圍為10.0～12.2 m。14203-1膠帶運輸順槽的寬度為5.5 m,為了將巷道完全布置在應力降低區范圍內,小煤柱留設尺寸范圍應為4.5～7.0 m,但小煤柱沿空掘巷本著“在安全的前提下,煤柱寬度越小越好”的原則,小煤柱留設的合理尺寸應為4.5 m。

4 現場礦壓觀測

4.1 沿空巷道圍巖控制

14203-1沿空巷道于2017年11月進入沿空區域,滯后14204采空區回采結束15個月。由于區段煤柱中存在14204輔運順槽調車硐室,入深6 m,為防止巷道掘進期間與調車硐室溝通,引起水和瓦斯等安全事故,特將小煤柱寬度留設為7 m。

對14203-1沿空巷道進行支護方案設計,巷道斷面為矩形,高3 800 mm,寬5 500 mm,掘進斷面20.9 m2。為了在巷道圍巖深部形成大范圍連續承載結構,小煤柱沿空巷道采用“‘錨桿+W鋼帶’+‘錨索+JW鋼帶’+組合錨索+金屬網+噴漿”全封閉的錨網索耦合支護對策,同時對巷道底板進行硬化,14203-1膠帶運輸順槽支護斷面如圖13所示。

圖13 14203-1膠帶順槽支護斷面圖Fig.13 Sectional view of belt conveyor support in 14203-1 gateway

4.2 沿空巷道礦壓顯現規律

圍巖變形是衡量巷道礦壓顯現強烈程度的重要指標[17]。14203-1孤島工作面掘采期間采用十字布點法對巷道表面位移進行監測,掘進期間巷道圍巖變形規律如圖14所示。

圖14 14203-1膠帶順槽圍巖變形曲線Fig.14 Surrounding rock deformation curves of belt conveyor in 14203-1 gateway

監測結果表明,巷道從掘進擾動到穩定,兩幫最大移近量為530 mm,其中煤柱幫移近317 mm,采煤幫移近213 mm;頂底板最大移近量為351 mm,其中頂板下沉220 mm,底臌131 mm。

由于7 m小煤柱未讓巷道完全處于應力降低區內,回采期間由于動壓影響,局部礦壓顯現強烈,現場采取大直徑卸壓鉆孔、卸壓槽等卸壓措施和木垛被動支護,施工完成后,14203-1膠帶順槽兩幫移近量為500 mm,頂板移近量為800 mm。

5 結論

1)類似14203-1工作面條件的二采區小煤柱沿空掘巷合理時間應滯后上區段工作面回采完畢11個月;現場工程類比得出14204工作面壓力降低區范圍為10 m,利用彈塑性力學理論計算壓力降低區范圍為10.6～12.2 m,采用數值模擬得出應力降低區范圍為12 m,三者有較好的一致性。

2)現場實測小煤柱寬度為7 m時,掘進期間兩幫位移量為530 mm,頂底板位移量為351 mm;回采期間兩幫圍巖量為500 mm,頂底板位移量為800 mm,沿空巷道在錨網索耦合支護下,能夠有效控制巷道圍巖變形。

3)由于麻家梁礦4號煤層工作面順槽的寬度為5.0 m/5.5 m,為了使沿空巷道完全處在應力降低區范圍內,沿空巷道寬度與小煤柱尺寸之和必須小于10 m,因此對于朔南礦區內類似條件的巷道來說,沿空掘巷小煤柱的合理尺寸應為4.5 m。