高水砂漿密閉參數及圍巖壓力耦合研究與應用

陳學雷

（國能蒙西煤化股份有限公司棋盤井煤礦，內蒙古 鄂爾多斯 017000）

煤礦井下正常有序通風是安全生產的前提，風流自風井進入井下，受負壓作用在巷道中流動，但已回采完畢的工作面區域，若與新鮮風接觸，極易發生自燃，危及井下安全。密閉墻具有在局部區域控制風流的作用，被廣泛應用于盲巷和采空區的密封，其不僅具有隔絕采空區遺煤與外界新鮮風接觸的作用，還具有隔燃、隔爆的作用。為此，密閉墻需具有一定的承載變形性能，其在最初構筑時，不受圍巖壓力的作用，但隨著工作面的推進或工作面回撤后，其所在巷道圍巖受支承壓力影響發生變形，在此過程中，密閉墻也會受到圍巖的壓力作用。此外，若密閉墻不能與圍巖同步變形，易在與圍巖接觸面產生漏氣通道。因此，密閉墻材料需選取具有塑性延展性能的材料。目前密閉墻材料主要為石材、磚墻或混凝土，密閉方式多為拼接或堆砌。此方法材料消耗量大，需要消耗大量物力、人力，且施工進度慢，施工時間長，密閉墻接頂效果差。為改善上述密閉效果，一些學者開始對密閉新材料進行了研發，中國礦業大學牽頭研制了高水速凝材料[1]，其主要材料為A 料和B 料，水灰比可達6:1，減小了密閉墻所需的固體材料量，通過配套小料，可實現控制漿液凝固速度的功能[2]。此外，高水速凝材料密閉墻充填系統較簡單，主要設備包括充填泵、輸漿管和1 根混合管路，可置于井下硐室中，降低材料輸送距離。采用高水速凝材料進行密閉墻充填，還具有密閉墻充填速度快，初凝早、早期強度高的優點，凝固后的墻體在外部壓力的作用下具有一定的塑性延展性，因此在沿空留巷、采空區充填、密閉墻填充和防滅火[3-8]等多工程領域均有應用。

1 概況

棋盤井煤礦9#煤層為自燃煤層，自然發火期短[9-12]。平均埋深400 m 的0903 工作面處于回采末期，計劃在該工作面回采巷道采用高水速凝砂漿材料構筑密閉墻，兼顧快速高效密閉、服務周期長、承壓效果強的目標，實現安全與經濟效益雙重目標的效果。

0903 工作面巷道為矩形斷面，寬度為5 m，高度為3 m，基本頂為均厚6 m 的中粒砂巖，直接頂為均厚6 m 的砂質泥巖，底板為鋁質泥巖。巷道的支護設計如圖1。

圖1 巷道支護設計斷面圖（mm）

頂板與兩幫均采用間排距為900 mm×900 mm的Ф20 mm×2200 mm 左旋無縱筋螺紋鋼錨桿進行支護，錨固端采用兩支MSZ2360 樹脂藥卷進行加長錨固，錨桿配套托盤尺寸為125 mm×125 mm×10 mm（碟形）（厚度不小于9.5 mm），頂錨桿預緊力不小于100 kN，幫錨桿預緊力不小于60 kN。在頂板布置間排距為1500 mm×1800 mm的Ф21.6 mm×7200 mm 錨索，每排3 根。錨索間用300 mm×3500 mm 的W 型鋼帶進行連接，錨索預緊力不小于200 kN。

2 密閉墻正交試驗方案設計

采空區永久密閉與聯絡巷密閉墻需具有防火性能，其穩定性是不可忽視的關鍵點。為了確保密閉墻穩定，達到安全高效防滅火的需求，需要充分考慮影響密閉墻穩定性的因素，具體如下：

1）墻體抗壓強度

由圖2 可知，高水砂漿速凝材料試件的單軸抗壓強度與水灰比有關，水灰比由3:1 減小至1.5:1 時，試件的抗壓強度增加了9.3 MPa。應選取合適的水灰比，確保墻體承載不破壞，同時兼顧一定經濟性。

圖2 高水速凝砂漿材料水灰比-應力曲線

2）墻體厚度

密閉厚度是保證密閉墻穩定性的重要參數，它不僅直接影響密閉墻的堵漏風效果，而且直接關系到密閉墻的構筑成本。采空區永久密閉墻構建于巷道口或停采線附近，與圍巖互相作用形成密閉墻結構。聯巷密閉墻的位置及材料確定后，同樣需要考慮密閉墻的厚度。如若密閉墻厚度過大，墻體部分處于高應力階段，在應力傳遞作用下墻體會造成一定程度破壞。

3）圍巖壓力

高水速凝砂漿密閉墻的密閉效果不僅受水灰比、密閉墻厚度兩個主要內在因素的影響，還受到工作面停采線的距離遠近的影響。若離工作面停采線較近，巷道受采動應力影響而變形加劇，密閉墻與巷道圍巖間易出現非協同變形，影響密閉效果。

因此，建立了三水平三因素的正交試驗方案，以探究密閉參數和圍巖壓力的耦合影響下密閉墻的密閉效果，各影響因素的水平設計見表1，正交試驗方案見表2。

表1 各影響因素水平設計

表2 正交試驗設計方案

3 正交方案數值模擬與效果分析

根據試驗方案，采用PFC-FLAC 離散—連續耦合計算方法[13]建立了如圖3 所示的密閉墻數值模型。模型采用線性平行鍵本構模型，結合高水速凝砂漿材料的單軸抗壓強度，采用單元試錯法得到不同水灰比條件下的密閉墻模擬參數，見表3。

表3 密閉墻模型參數

圖3 密閉墻數值模型

3.1 數值模擬結果

依次對正交試驗9 個方案進行模擬，采用損傷值（裂隙個數:鏈接個數）定義密閉墻的破壞程度，即損傷值越大，密閉墻的破壞程度越大。模擬結果見表4 和圖4。

表4 各試驗方案密閉墻損傷值

圖4 各方案數值模擬裂隙

結合表4 和圖4 可知，裂隙先產生于密閉墻體邊角處，然后向中部擴展，密閉墻中部裂隙密集度普遍少于四周裂隙密集度；水灰比為1:1 時的密閉墻裂隙最少，隨水灰比增大，密閉墻裂隙不斷增多；圍巖應力為15 MPa 時的密閉墻裂隙最為密集，且同水灰比條件下，損傷值最大；密閉墻厚度為1 m時，即使部分區域未破壞，整體損傷值也較大。

根據裂隙分布情況，方案一、二、三、六的密閉墻受損較小，密閉效果較好，密閉墻損傷值均小于20%；方案八密閉墻受損程度有所增加，但中部區域相對完好，仍具有一定的密閉效果，密閉墻損傷值小于30%；方案五、七、九密閉墻受損嚴重，基本不具備密閉效果，密閉墻損傷值均大于40%。根據上述分析可知，當密閉墻損傷值小于30%時，均具有密閉效果。

采用Origin 軟件對表3 中的數據進行擬合，擬合公式如下：

公式擬合度為93.7，與模擬數據具有較高的擬合度。

3.2 模擬結果分析

為進一步分析不同因素對密閉墻損傷的影響，計算得到各因素下三個水平對應的損傷均值以及水平間的極差，見表5。

表5 不同因素各水平損傷均值 %

由表4、5 可知，密閉墻損傷均值受高水速凝砂漿材料的水灰比的影響最大，當水灰比為1:1 時，密閉墻的損傷均值為4.04%，當水灰比為2:1 時，密閉墻的損傷均值為52.32%，極差為48.28。密閉墻損傷均值受圍巖應力變化影響次之，當圍巖應力為5 MPa 時，密閉墻的損傷均值為13.17%，當圍巖應力為15 MPa 時，密閉墻的損傷均值為51.37%，極差為38.2。而密閉墻損傷均值受密閉墻厚度大小影響相對較小，損傷均值極差為27.23。原因如下：

1）當外界作用載荷超過高水速凝砂漿材料的承載極限時，材料將發生破壞，導致密閉墻受損，而高水速凝砂漿材料水灰比為1:1 時的單軸抗壓強度為20.3 MPa，是水灰比1.5:1 時的1.62 倍，是水灰比2:1 時的2.26 倍。由此可見，隨水灰比降低，高水速凝砂漿材料澆筑的密閉墻抗破壞能力增強。

2）作用在密閉墻上的載荷隨圍巖應力的變化而變化，當局部載荷超過充填材料的抗壓強度時，密閉墻出現局部破壞，其整體承載能力也隨之降低。

3）由圖5 可知，密閉墻的破壞規律為由邊角到中部，由表面到內部。當密閉墻厚度較小且出現破壞時，墻體厚度方向的裂隙前后貫通，導致墻體整體破壞；當密閉墻厚度較大時，沿密閉墻厚度方向中間部分存在未破壞的承載區域，密閉墻仍有很大的承載能力。

圖5 密閉墻裂隙分布圖

4 高水速凝砂漿材料充填參數及應用

4.1 充填參數確定

為保證施工通風安全，避免形成盲巷，決定在距大巷6 m 的位置施工密閉墻，密閉墻距設計停采線42 m。為保證長期密閉效果，密閉墻設計施工厚度為3 m。通過現場礦壓監測，工作面停采時巷道圍壓為9.5 MPa。將上述參數帶入式（1），計算得到高水速凝砂漿材料水灰比為1.5:1 時，密閉墻的損傷值為17.06%，小于30%，從密閉效果和經濟性上綜合考慮，可采用此水灰比。

4.2 技術應用

采用高水速凝砂漿材料快速構筑密閉墻，主要由充填袋（長×寬×高=6 m×3.2 m×3.2 m）、高水速凝砂漿材料充填體、金屬網片、鋼筋梯子托梁和對拉錨桿等結構組成，主要通過充填袋配合鋼筋網、鋼筋托梁、對拉鋼筋形成內、外側密閉墻，內、外側密閉墻內充填高水速凝砂漿材料，形成完整的密閉墻。

主要施工工序為：1）確定密閉位置-按規定掏槽-設置臨時支護；2）充填泵站準備-清理密閉充填區域-支設護模單體液壓支柱-立模、穿對拉錨桿等-輸送漿液；3）密閉墻養護3 d 后拆護模單體，完成密閉。密閉墻施工示意圖如圖6。

圖6 密閉墻施工示意圖

5 結論

1）設計了影響密閉墻體穩定效果主要因素的正交試驗，采用PFC-FLAC 離散—連續耦合計算方法建立了數值模型，通過單元試錯法得到了高水速凝砂漿材料的模擬參數。

2）密閉墻體邊角處最先出現破壞，然后裂隙向密閉墻中部開始擴展，密閉墻中部裂隙密集度普遍少于四周裂隙密集度。

3）密閉墻的損傷值受高水速凝砂漿材料的水灰比的影響最大，受圍巖應力變化影響次之，受密閉墻厚度大小影響相對較小。

4）基于現場礦壓監測結果，從密閉效果和經濟性上綜合考慮，確定高水速凝砂漿材料水灰比為1.5:1。