馬蹄溝煤礦末采階段回撤通道二次加固技術(shù)研究

朱自新,趙東方,王余偉

(華亭煤業(yè)集團(tuán)公司馬蹄溝煤礦,甘肅 華亭 744103)

工作面回采期間,回撤通道礦壓顯現(xiàn)劇烈,若圍巖控制和支護(hù)措施不合理,回撤通道圍巖變形會(huì)顯著增大,嚴(yán)重時(shí)還會(huì)出現(xiàn)壓架事故,影響作業(yè)人員及設(shè)備安全,故采取合理的二次加固技術(shù)是解決回撤通道變形的有效手段。

錨注聯(lián)合支護(hù)將錨桿支護(hù)與注漿加固的優(yōu)勢(shì)綜合利用起來,能充分發(fā)揮注漿加固圍巖裂隙和錨桿軸向約束圍巖變形的作用,因此在工程中被廣泛采用[1-7]。國(guó)內(nèi)大量專家學(xué)者對(duì)錨注聯(lián)合支護(hù)進(jìn)行了機(jī)理研究和工程實(shí)踐,取得了諸多成果:張農(nóng)等[8]通過實(shí)驗(yàn)證實(shí)了巷道圍巖注漿能提高巖塊殘余強(qiáng)度,增強(qiáng)巖塊協(xié)調(diào)變形能力;劉泉聲等[9]在顧橋煤礦采用聯(lián)合支護(hù)的設(shè)計(jì)理念和優(yōu)化支護(hù)方案后,巷道圍巖能夠保持長(zhǎng)期穩(wěn)定;秦海忠[10]開展了晉煤成莊礦二采復(fù)用巷道注漿加固工業(yè)性試驗(yàn),取得了良好的注漿加固效果;熊祖強(qiáng)等[11]根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)礦壓監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)和巷道變形破壞規(guī)律,對(duì)巷道二次注漿加固方案進(jìn)行優(yōu)化,解決了大采高工作面復(fù)用巷道留設(shè)困難的問題;何富連等[12]針對(duì)某礦采動(dòng)區(qū)大巷群圍巖易破碎、難穩(wěn)定等問題,采用錨噴注漿聯(lián)合支護(hù)方法,顯著提高了采動(dòng)影響下的圍巖穩(wěn)定性;賈勇強(qiáng)等[13]在巷道圍巖初始變形階段進(jìn)行二次注漿支護(hù),注漿后的復(fù)用巷道形變量減小50%以上;許興亮等[14]認(rèn)為漿液最大擴(kuò)散范圍除了與最佳水灰比有關(guān)外,還主要受巖體裂隙張開度的影響;馬賽等[15]對(duì)某礦末采階段回撤通道采用聯(lián)合注漿加固技術(shù),解決了末采階段回撤通道片幫與冒頂?shù)葐栴};梁曉敏等[16]采用數(shù)值模擬方法對(duì)注漿參數(shù)進(jìn)行分析,解決了松散破碎圍巖巷道持續(xù)變形的問題;康紅普等[17]為解決千米級(jí)大埋深煤礦井巷松軟煤體大變形難題,研發(fā)了新型注漿錨桿和高壓注漿錨索;董太華等[18]基于跨界支護(hù)原理提出了跨界錨注差異化支護(hù)技術(shù),解決了急傾斜煤層巷道非對(duì)稱大變形控制難題。

綜上所述,二次錨注加固能有效控制復(fù)雜條件下巷道的變形,提高其穩(wěn)定性。但對(duì)于注漿范圍這一關(guān)鍵支護(hù)參數(shù),仍缺乏系統(tǒng)理論研究。筆者以馬蹄溝煤礦3505、3506工作面回撤通道為例,基于圍巖中錨桿與圍巖的協(xié)調(diào)變形原理,計(jì)算出在錨固條件下的回撤通道圍巖塑性區(qū)及松動(dòng)區(qū)范圍,確定合理的二次注漿加固參數(shù),以期能有效控制回撤通道的圍巖變形,確保工作面生產(chǎn)安全。

1 工程概況

馬蹄溝煤礦3505、3506工作面回撤通道設(shè)計(jì)標(biāo)高在+1 106～+1 125 m水平,回撤通道所在巖層主要為5#煤層。煤層賦存基本穩(wěn)定,煤層厚度為7.5～16 m,平均傾角21°,煤的堅(jiān)固性系數(shù)f為2～3。煤層以黑色塊狀為主,其次為條帶狀及薄層狀,結(jié)構(gòu)均一。煤巖主要由暗煤、亮煤組成,中間夾有條帶狀和透鏡狀鏡煤,局部含有少量絲炭。

末采階段,受3505采動(dòng)工作面支承壓力影響,3505、3506工作面回撤通道圍巖應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生顯著變化,導(dǎo)致通道長(zhǎng)期處于高應(yīng)力環(huán)境中。同時(shí),回撤通道圍巖自穩(wěn)性能差、流變時(shí)間長(zhǎng),超前支承壓力與側(cè)向支承壓力相疊加,致使回撤通道圍巖裂隙更為發(fā)育。在支承壓力影響下,回撤通道頂板下沉量增大;水平應(yīng)力對(duì)回撤通道兩幫煤體產(chǎn)生擠壓,產(chǎn)生幫鼓;底板在兩幫傳來的支承壓力下產(chǎn)生擠壓流動(dòng)形成嚴(yán)重底鼓。導(dǎo)致回撤通道原有支護(hù)結(jié)構(gòu)失效,圍巖發(fā)生嚴(yán)重變形,生產(chǎn)設(shè)備回撤困難,如圖1所示。

(a)頂板變形 (b)左幫變形

(c)右?guī)妥冃?(d)底板變形

2 回撤通道圍巖與錨桿相互作用分析

2.1 圍巖—錨桿相互作用力學(xué)模型

回撤通道開挖后,立即采用錨桿對(duì)圍巖進(jìn)行初期支護(hù)。在錨固劑作用下,錨桿與圍巖結(jié)合成復(fù)合結(jié)構(gòu)體并相互作用,錨桿與圍巖兩者之間存在協(xié)調(diào)變形關(guān)系[19]。為分析錨桿與圍巖的相互作用,假設(shè):①回撤通道縱向長(zhǎng)度遠(yuǎn)大于其橫向?qū)挾?且回撤通道縱向長(zhǎng)度無限長(zhǎng),按平面應(yīng)變問題計(jì)算;②回撤通道開挖初期,巖體均質(zhì)、連續(xù)且各向同性;③將錨桿與圍巖視為統(tǒng)一整體,且兩者之間無相對(duì)滑動(dòng);④錨桿桿體的抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)大于周圍巖體的抗拉強(qiáng)度。沿回撤通道縱向方向任取單位長(zhǎng)度進(jìn)行分析,建立回撤通道圍巖錨桿力學(xué)分析模型,如圖2所示。

l—錨桿長(zhǎng)度;rm—回撤通道中心至錨桿中性點(diǎn)的距離;τ(r)—錨桿表面摩阻力;Q—錨桿預(yù)應(yīng)力;r0—回撤通道等效開挖半徑。

2.2 錨桿內(nèi)力分布基本規(guī)律

根據(jù)圍巖變形不同階段,將圍巖劃分為不同區(qū)域,不同區(qū)域巖體徑向移動(dòng)速率不同,且破碎區(qū)巖體移動(dòng)速率>塑性區(qū)巖體移動(dòng)速率>彈性區(qū)巖體移動(dòng)速率。根據(jù)假設(shè)條件③,錨桿與圍巖符合協(xié)調(diào)變形關(guān)系:處于圍巖表層的一段桿體受到正摩阻力作用,且沿錨桿方向向里,正摩阻力逐漸轉(zhuǎn)為負(fù)摩阻力,在錨桿內(nèi)端摩阻力為0。由力學(xué)平衡可知,錨桿軸力在正負(fù)摩阻力交界點(diǎn)處達(dá)到最大值,交界點(diǎn)即錨桿中性點(diǎn)。錨桿內(nèi)力分布規(guī)律如圖3所示。

σ(r)—錨桿所受正應(yīng)力。

2.3 錨桿內(nèi)力大小

2.3.1 錨桿受力分布分析

取微段桿體,建立的桿體受力模型如圖4所示。

q(r)—桿體摩阻力;r—回撤通道中心至桿體軸線上某點(diǎn)的距離。

由力學(xué)平衡條件可得:

Asdσ(r)=q(r)Ddr

(1)

式中:As為桿體橫截面面積;q(r)為任意微段桿體所受摩阻力;D為桿體周長(zhǎng)。

由式(1)可得:

(2)

根據(jù)錨桿本構(gòu)關(guān)系可知:

(3)

式中:Ea為桿體彈性模量;u(r)為桿體某界面處巖體徑向位移。

聯(lián)立式(2)和(3)可得:

(4)

將錨桿變形忽略不計(jì),任意微段桿體所受摩阻力q(r):

q(r)=K[u(r)-u(m)]

(5)

式中:K為桿體的剪切剛度系數(shù);u(m)為錨桿中性點(diǎn)處周圍巖體的徑向位移。

將式(5)代入式(4)得:

(6)

將桿體在任意界面處的軸力:

(7)

由式(7)可得:

(8)

聯(lián)立式(6)和(8)得:

(9)

(10)

根據(jù)假設(shè)條件可知,桿體某界面處周圍巖體的徑向位移:

(11)

式中B為常系數(shù)。

當(dāng)該界面處于圍巖塑性區(qū)時(shí):

(12)

(13)

將式(11)代入式(10)得:

(14)

式中b為常數(shù)。

由邊界條件P(r)|r = r0= 0可得:

(15)

將式(15)代入式(14)得桿體在任一截面上的軸力為:

(16)

2.3.2 錨桿中性點(diǎn)確定

對(duì)于預(yù)應(yīng)力錨桿,錨桿表面剪應(yīng)力τ及預(yù)應(yīng)力Q作用下的靜力平衡條件為:

(17)

根據(jù)楊更社等[20]研究成果,預(yù)應(yīng)力錨桿剪應(yīng)力的一般表達(dá)式為:

(18)

(19)

(20)

式中:Ab為錨桿折算橫截面面積;m為常數(shù);Ec為黏彈性模量;Ac為黏接劑橫截面面積。

將式(18)代入式(17)可得:

(21)

將式(20)代入式(21)得錨桿中性點(diǎn)至回撤通道中心的距離為:

(22)

2.3.3 中性點(diǎn)處錨桿軸力最大值計(jì)算

由式(16)、(22)可知,錨桿最大軸力為:

(23)

3 錨固圍巖變形范圍分析

回撤通道開挖后,表層圍巖裂隙增多,圍巖塑性區(qū)不斷擴(kuò)展。回撤通道在第一次錨桿支護(hù)后的圍巖等效塑性區(qū)半徑計(jì)算公式如下[21]:

(24)

式中:Pi為支護(hù)阻力;A和η為常系數(shù)。

常系數(shù)A和η計(jì)算公式如下:

(25)

(26)

(27)

回撤通道在第一次錨桿支護(hù)后的圍巖等效破碎區(qū)半徑為:

(28)

4 回撤通道圍巖二次注漿加固研究

4.1 圍巖二次注漿加固機(jī)理

在末采階段,受工作面支承壓力的影響,回撤通道圍巖在原有支護(hù)條件下已經(jīng)不能保持穩(wěn)定。在圍巖破碎嚴(yán)重的情況下,簡(jiǎn)單的錨桿(索)支護(hù),通常不能起到很好的加強(qiáng)支護(hù)作用,此時(shí)應(yīng)采用錨注聯(lián)合加固圍巖。圍巖注漿加固主要有以下幾種作用:

1)充填作用。在壓力作用下,漿液不被注入巖體裂隙,有害氣體不斷被排出,微小裂隙逐漸閉合,圍巖應(yīng)力集中水平降低,達(dá)到控制圍巖變形的目的。

2)固結(jié)作用。注漿可以改變圍巖的物質(zhì)組成成分,降低圍巖孔隙率,提高圍巖的彈性模量、黏聚力和內(nèi)摩擦角,改善了圍巖的本身性質(zhì),使圍巖的自承載能力增強(qiáng)。

3)封閉作用。軟巖體吸水膨脹也是引發(fā)部分回撤通道圍巖變形破壞的一個(gè)重要原因。注漿填充完成后,漿液封閉了地下水與軟巖的接觸面,從而降低了軟巖變形速率。

4.2 圍巖二次注漿參數(shù)

1)擴(kuò)散半徑。擴(kuò)散半徑?jīng)Q定著注漿工程量和工程進(jìn)度,且隨著巖層滲透系數(shù)、裂隙開度、注漿壓力、漿液流動(dòng)特征、注入時(shí)間等因素的變化而變化。

2)注漿材料。圍巖注漿材料主要分為水泥基材料、化學(xué)材料及水泥化學(xué)復(fù)合材料3種類型。每種類型材料的力學(xué)性能、抗?jié)B性能等各不相同。在進(jìn)行工程應(yīng)用時(shí),需要綜合考慮工程地質(zhì)條件、漿液性能、注漿工藝及成本等因素。

3)注漿壓力。圍巖注漿時(shí),需要綜合考慮注漿深度、圍巖破碎程度、裂隙發(fā)育程度等條件,設(shè)置合理的注漿壓力,保證漿液滲入圍巖裂隙且不造成新的破壞。單孔最大注漿壓力采用柱狀滲透理論進(jìn)行確定。

4)注漿量。從保證回撤通道圍巖裂隙被充填密實(shí)的角度出發(fā),注入的漿液盡量保證能填滿裂隙,原則上注到不吃漿為止。

5)注漿孔布置和孔深。注漿孔布置的原則是要保證漿液盡可能多且均勻地滲透到破碎圍巖中,根據(jù)注漿工程實(shí)踐及實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)結(jié)果來確定布孔參數(shù)。

6)凝膠時(shí)間。凝膠時(shí)間視漿液本身的特征,不同的注漿工程要求漿液凝膠時(shí)間在幾秒到幾小時(shí)的范圍內(nèi),并能準(zhǔn)確調(diào)節(jié)控制。

5 馬蹄溝煤礦回撤通道二次注漿加固及效果分析

5.1 回撤通道圍巖變形范圍確定

經(jīng)測(cè)試,回撤通道平均埋深H=398 m,上覆巖層平均重度γ0=25 kN/m3,初始地應(yīng)力p0=9.95 MPa。回撤通道開挖斷面為矩形(寬3.5 m,高2.4 m),回撤通道開挖等效半徑r0=4.2 m。初期支護(hù)采用?22 mm螺紋鋼錨桿,長(zhǎng)度l=2.2 m,支護(hù)阻力Pi=120 kPa,初期支護(hù)前圍巖表面位移0.04 m。其余相關(guān)計(jì)算參數(shù)如下:Q=50 kN,As=380 mm2,D=0.07 m,Ea=1.2 GPa,K=0.21 GPa/m,μ=0.3,E=5.3 GPa,φ=26.1°,C=3.4 MPa,η=1.57,G=2.45 GPa,k=0.8。

5.2 回撤通道圍巖二次注漿關(guān)鍵參數(shù)確定

由回撤通道圍巖等效破碎區(qū)半徑可知,圍巖破碎區(qū)實(shí)際厚度:

(29)

合理的注漿深度可以充分固結(jié)破碎圍巖,增強(qiáng)其抵抗變形的能力[22]。經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)和理論計(jì)算得回撤通道圍巖破碎區(qū)厚度為1.9 m,注漿孔的長(zhǎng)度應(yīng)大于等于圍巖破碎區(qū)厚度,故注漿鉆孔深度L取2 m。

結(jié)合工程實(shí)際情況,采用淺孔全斷面錨桿注漿加固方案,依次對(duì)回撤通道頂板、兩幫和底板進(jìn)行注漿。選用MZGK80-32/22×B內(nèi)自閉式中空注漿錨桿,錨桿長(zhǎng)2 000 mm,壁厚≥4 mm,托盤厚6 mm,錨固力大于50 kN。鉆孔直徑為32～38 mm。注漿材料為標(biāo)號(hào)為42.5普通硅酸鹽水泥漿,水灰質(zhì)量比為1∶1。注漿錨桿間距800 mm,排距1 000 mm,頂?shù)装褰遣垮^桿與豎直方向夾角為20°,兩幫角部錨桿與水平方向夾角為15°。注漿錨桿布置如圖5所示。

圖5 二次錨注聯(lián)合支護(hù)布置圖

5.3 回撤通道圍巖二次加固效果分析

為檢驗(yàn)回撤通道二次加固效果,采用十字布點(diǎn)法監(jiān)測(cè)圍巖變形情況,斷面測(cè)點(diǎn)布置如圖6所示。支護(hù)方案實(shí)施期間,每2 d收集一次監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù),共監(jiān)測(cè)36 d,回撤通道變形趨于穩(wěn)定。二次加固前后圍巖變形監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖7所示。

圖6 回撤通道表面位移監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置

(a)兩幫移近量

(b)頂板下沉量

(c)底鼓量

通過分析圖7可知,在原有支護(hù)條件下回撤通道圍巖持續(xù)變形,其中頂板最大下沉量268 mm,兩幫最大移近量332 mm,底板最大底鼓量222 mm。二次錨注加固后,回撤通道圍巖變形趨于穩(wěn)定,在加固后的36 d內(nèi),監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)顯示:頂板最大下沉量65 mm,兩幫最大移近量131 mm,底板最大底鼓量50 mm,相比注漿加固前圍巖變形量分別減小了75%、62%、77%。可見,二次加固方案實(shí)施后回撤通道圍巖變形得到了有效控制,二次加固方案對(duì)解決末采階段工作面的回撤通道變形失穩(wěn)問題是可行的,滿足了回撤通道正常使用的需要。回撤通道圍巖變形控制及其效果如圖8所示。

(a)圍巖錨注現(xiàn)場(chǎng)施工 (b)圍巖變形控制效果

6 結(jié)論

1)末采階段,受3505采動(dòng)工作面超前支承壓力與鄰近采空區(qū)側(cè)向支承壓力相互疊加影響,在采用錨桿初期支護(hù)后仍然產(chǎn)生嚴(yán)重變形,其中頂板最大下沉量268 mm,兩幫最大移近量332 mm,底板最大底鼓量222 mm,采用單一錨桿支護(hù)難以取得良好的支護(hù)效果,需要進(jìn)行二次加固。

2)通過建立預(yù)應(yīng)力錨桿的力學(xué)分析模型,得到在預(yù)應(yīng)力錨桿支護(hù)作用下的圍巖塑性區(qū)半徑和破碎區(qū)范圍。以馬蹄溝3505、3506工作面回撤通道為工程背景,通過理論計(jì)算得到回撤通道圍巖的塑性區(qū)及破碎區(qū)的范圍大小,確定了注漿加固范圍。

3)結(jié)合水泥注漿理論及工程經(jīng)驗(yàn),制訂合理的二次加固方案。監(jiān)測(cè)結(jié)果顯示:頂板最大下沉量65 mm,兩幫最大移近量131 mm,底板最大底鼓量50 mm,相比注漿加固前分別減小了75%、62%、77%,圍巖變形得到有效控制。