沿空掘巷窄煤柱留設及圍巖控制技術實踐

李勤生,楊運來,王懿軒,袁 濤,張無敵

(1.張掖市宏能煤業有限公司,甘肅 張掖 734100;2.江蘇省礦業工程集團有限公司,江蘇 徐州 221100;3.河北冀中邯峰礦業有限公司武安云駕嶺礦,河北 邯鄲 056038;4.中鋁寧夏能源集團王洼煤業有限公司,寧夏 固原 756500;5.北京科技大學 土木與資源工程學院,北京 100083)

0 引言

張掖市宏能煤業有限公司花草灘煤礦設計生產能力為 180萬 t/a,礦井開采范圍內主要煤層為1號、2號、2上煤層。1號煤層厚度平均 1.82 m,受斷層等地質情況影響的區域,會出現局部增厚或變薄,傾角平均17°,沿掘進方向,煤層走向傾角為-2°～2°,結構簡單。該區域整體形態為一單斜構造,由于煤層頂板為砂泥巖互層,在局部裂隙發育區域,可能存在富水區[1-3]。預計掘進至小構造發育地段頂板有淋水,甚至會有短時間的少量涌水。

1 工程背景

1.1 1109工作面概況

1109回采工作面布置在1號煤層中,兩回采巷道均為沿煤層頂板布置的半煤巖巷道。1109工作面南側為1107采空區,西側為軌道暗斜井,東側和北側都為實體煤,工作面埋深720～780 m,1109原設計工作面布置如圖1所示。

圖1 原設計1109工作面采掘工程平面示意Fig.1 Original design 1109 working face excavation engineering plan

原設計1109工作面回風順槽長 1 331.9 m(平距),1109工作面運輸順槽長1 622.9 m(平距),1109兩順聯巷設計長度137 m(平距);1109工作面切眼長 209.8 m(平距),工作面可采長度1 231 m;1109回風順槽煤柱尺寸留設為25 m。為保障礦井正常接續,對原1109綜采工作面設計進行優化,取消1109兩順聯巷后實施全風壓通風方式。其中1109運輸順槽為實體煤掘進,1109回風順槽距離1107工作面采空區留設6 m小煤柱布置,1109優化設計工作面布置如圖2所示。

圖2 優化后的1109工作面采掘工程平面示意Fig.2 Optimized 1109 working face excavation engineering plan

1號煤層為黑色,半亮型煤、亮煤或鏡煤。煤層較穩定,平均煤厚1.81 m,受斷層等地質情況影響區域,會出現局部增厚或變薄,煤層傾角15°～21°,平均為17°。直接頂以砂質泥巖、中粒砂巖為主,灰白色,層面內云母富集,膠結好,較致密,較堅硬,厚度9.81 m;基本頂以細粒砂巖為主,灰色(微帶綠色),少許紫色,以石英為主,少量長石,含少量白云母,堅硬,厚度在3.13 m左右。1號煤層頂底板巖性見表1。

表1 1109工作面1號煤層頂底板巖性情況表Table 1 Rock properties of the roof and floor of 1# coal seam on 1109 working face

1.2 圍巖變形破壞特征

通過現場調研,1108工作面5 m小煤柱回風順槽、1107工作面5 m煤柱回風順槽等相似地質條件下的回采巷道發生變形。巷道幫肩角錨桿破斷,由于煤巖層角度較大,層間出現相對滑移時,造成巷道肩窩處錨桿受到較大的剪切力,桿體受力變形向煤體內移動[4-6]。因此,出現巷道肩窩錨桿沒入煤體現象,在桿體移動的過程中,由于錨桿托盤與桿體之間的角度較小,在托盤與桿體處出現應力集中現象,桿體尾部產生破斷。煤柱幫易折幫、鼓出,巷道掘出后較短時間,小煤柱上幫部易出現折幫現象;同時,由于煤巖交界面摩擦力較小,煤柱承受荷載時,煤層沿著傾斜的巖層結構面向巷道內部整體滑移[7-9]。局部地段底鼓,在巷道局部地段,底板巖石出現鼓起,變形緩慢且變形持續時間較長。頂板結構易失穩,實際揭露的1號煤層頂板為復合頂板,3～5.5 m,巖層層理發育,完整性較差。

2 1109工作面圍巖力學分析

2.1 圍巖-支護作用機理及巷道力學模型選擇

表2 圖4中字母代表含義Table 2 Meanings of the letters in Fig.4

圖3 開挖面附近圍巖力學簡化模型Fig.3 Simplified mechanical model of surrounding rock near excavation face

圖4 “空間效應”影響段圍巖受力模型示意Fig.4 Stress model of the surrounding rock under the influence of “spatial effect”

2.2 回采巷道圍巖破壞機理數值模擬分析

2.2.1 Trigon模型介紹

Trigon模型是UDEC模擬軟件中將多邊形塊體切割成為若干三角形塊體來建立模型的一種建模方法。在Trigon模型中,Trigon模型更加接近于真實的裂隙煤巖體,由于隨機產生的三角形塊體和接觸面能夠更好地連接,以三角形塊體為基礎的UDEC模型可以克服常規劃分塊體方法的局限性,可以用來研究煤礦開采中不同應力環境下裂隙煤巖體的失穩機理和破壞形式[16-18],如圖5所示。

圖5 Trigon三角塊計算模型及本構關系Fig.5 Trigon triangle calculation model and constitutive relations

2.2.2 試驗巷道的數值模型

根據實際工程地質條件和位置關系,建立UDEC Trigon模型來分析巷道的圍巖應力分布特征和兩幫及頂底板裂隙演化規律。為了提高計算效率,僅采用Trigon對巷道周邊區域劃分三角塊,其中巷道周邊煤層區域三角塊長度為0.5 m,煤層直接頂和直接底區域三角塊長度為0.5 m。在研究區域以外的區域劃分為塊體長度不斷增大的矩形塊體,模型底部在垂直方向、兩側邊界以及水平方向采用位移法固定,模型頂部邊界按照平均容重施加均布載荷,采用Mohr-Coulomb本構關系[19-20]。數值模型建立時,為保證模擬結果的準確性,巷道斷面以及巖層均以實際地質情況布置。巷道斷面為梯形,煤層傾斜布置,傾角17°,如圖6所示。

圖6 數值計算模型Fig.6 Numerical calculation model

2.3 數值模擬結果分析

2.3.1 1109工作面回風順槽原支護設計參數

1109回風順槽正常段巷道為梯形巷道,掘進方向左幫高度2 000 mm,右幫高度3 600 mm,寬度4 400 mm,斷面12.3 m2。1109回風順槽采用錨網索梁聯合支護,支護參數如圖7所示。巷道頂板每排布置6根錨桿配合梯子梁支護,錨桿規格為φ20 mm×2 200 mm,間排距800 mm×800 mm;每排布置3根錨索,錨索規格φ17.8 mm×7 300 mm的鋼絞線,間排距1 500 mm×1 600 mm,呈三三布置。巷道幫部使用左旋無縱肋螺紋鋼錨桿配合梯子梁支護,錨桿規格為φ20 mm×2 200 mm,左幫每排布置3根錨桿,間排距為800 mm×800 mm;右幫使用5根左旋縱肋螺紋鋼錨桿配合梯子梁支護,錨桿規格為φ20 mm×2 200 mm,錨桿間排距為800 mm×800 mm。頂、幫鋪設金屬菱形網,采用10#鐵絲加工,網孔規格50 mm×50 mm,寬1 100 mm;錨桿托盤規格為150 mm×150 mm×10 mm,錨索托盤規格為300 mm×300 mm×16 mm;每根錨桿使用1支MSZ2360樹脂藥卷、1支MSCK2335樹脂藥卷,每根錨索使用2支MSZ2360樹脂藥卷、1支MSCK2335樹脂藥卷;網片壓茬不低于100 mm,相鄰兩塊金屬網之間采用14#鐵絲連接,間距不超過200 mm。巷道頂、幫梯子梁采用φ12 mm的圓鋼加工,錨桿外露長度10～50 mm,錨索外露長度(鎖具外)150～250 mm。

圖7 1109回風順槽原支護參數斷面Fig.7 Section of original support parameters for 1109 return air roadway

2.3.2 1109工作面運輸順槽原支護設計參數

1109運輸順槽正常段巷道為梯形巷道,掘進方向左幫高度2 300 mm,右幫高度4 100 mm,寬度5 200 mm,斷面16.6 m2。1109運輸順槽采用錨網索梁聯合支護,支護參數如圖8所示。巷道頂板每排布置7根左旋無縱肋螺紋鋼錨桿配合梯子梁支護,錨桿規格為φ20 mm×2 200 mm,間排距為800 mm×800 mm;每排布置3根錨索,錨索規格為φ17.8 mm×7 300 mm的鋼絞線,間排距為1 500 mm×1 600 mm,呈三三布置。巷道幫部使用左旋無縱肋螺紋鋼錨桿配合梯子梁支護,錨桿規格為φ20 mm×2 200 mm,右幫布置5根錨桿,間排距為900 mm×800 mm;左幫布置3根錨桿,間排距為900 mm×800 mm。巷道頂、幫鋪設金屬菱形網,采用10#鐵絲加工,網孔規格為50 mm×50 mm,寬1 100 mm;錨桿托盤規格為150 mm×150 mm×10 mm,錨索托盤規格為300 mm×300 mm×16 mm;每根錨桿使用1支MSZ-2360樹脂藥卷、1支CK-2335樹脂藥卷,每根錨索使用2支MSZ-2360樹脂藥卷、1支CK-2335樹脂藥卷;網片搭接不低于100 mm,相鄰兩塊金屬網之間采用直接勾連,間距不超過200 mm。巷道頂幫梯子梁采用φ12 mm的圓鋼加工。錨桿外露長度10～50 mm,錨索外露長度(鎖具外)150～250 mm。

圖8 1109運輸順槽原支護參數斷面Fig.8 Section of original support parameters for 1109 transportation roadway

2.3.3 1109兩道順槽原支護方案效果分析

如圖9和圖10所示,巷道采用原有支護方案時,巷道幫部變形明顯,由于巖層錯動及應力集中,局部出現片幫及錨桿失效,頂板巖層裂隙發育深度較高。錨索錨固段巖體內裂隙發育擴展,有潛在冒落風險。

圖9 運輸巷原支護效果Fig.9 Original support effect of transportation roadway

圖10 回風巷原支護方案效果Fig.10 Original support scheme effect of return air roadway

3 區段小煤柱合理寬度確定

3.1 理論計算

根據花草灘煤礦實際生產條件,結合極限平衡理論,對于厚煤層開采后煤體彈塑性應力區分布建立如圖11所示的力學計算模型。由工作面“O-X”破斷理論得知:隨著鄰近工作面采空區上覆巖層垮落,在工作面端頭形成弧形三角塊(關鍵塊B);沿空掘巷一般在采空區上覆巖層穩定后掘進,巷道掘進一般不會影響弧形三角塊結構的穩定;受本工作面采動影響,關鍵塊體結構的穩定及運動狀態隨即將發生較大改變,造成巷道圍巖活動劇烈,對沿空掘巷的穩定性產生重要的影響。為分析回采期間關鍵塊體的穩定性,建立如圖11所示的沿空掘巷上覆結構力學模型。圖11中,X0為基本頂破斷位置與采空區邊緣的距離,m;L2為基本頂側向斷裂跨度水平投影,m;α為煤層傾角,(°);θ為關鍵塊體旋轉角度,(°)。

圖11 傾斜煤層沿空掘巷結構力學模型Fig.11 Structural mechanics model of roadway driving along gob in inclined coal seam

根據極限平衡理論,窄煤柱合理寬度的計算模型如圖12所示,其公式為

圖12 窄煤柱寬度計算Fig.12 Calculation of narrow coal pillar width

B=X1+X2+X3

(1)

式中,X1=2.66 m,X3=2.4 m,X2=(X1+X3)/(10%～30%)=0.488～1.464 m。根據以上條件進行估算B=5.548～6.524 m,即小煤柱寬度不低于5.548 m。

3.2 數值模擬

以1109工作面實際地質與生產條件為背景建立100 m×150 m×60 m(X×Y×Z)數值模型,如圖13所示,單元格、模型各巖層力學參數依據現場所取巖塊經實驗室力學測試結果,材料力學變形特征符合“摩爾-庫倫”準則。工作面回采巷道模擬斷面為4.4 m×2.9 m(寬×高),埋深800 m。各巖層的物理力學參數,見表3。

表3 巖層力學參數Table 3 Mechanical parameters of rock strata

1-1109工作面;2-1109回風順槽;3-1107運輸順槽;4-1107采空區圖13 數值計算模型Fig.13 Numerical calculation model

3.3 計算結果分析

根據圖14和圖15可以看出,沿空巷道開挖后,會使側向支承應力峰值位置向煤體深部轉移,隨著留設的煤柱寬度增大,沿空巷道兩側的支承應力值也逐漸增大。當留設煤柱寬度為6 m時,峰值點距采空區大約16.8 m,沿空巷道兩側垂直應力超過原巖應力,但均較小,煤柱幫為19.6 MPa左右,巷道處于應力降低區和應力增高區交界處,巷道維護較為容易;當煤柱留設為8 m時,峰值點距采空區大約17.8 m,兩幫支承應力為28.9 MPa,遠高于原巖應力,巷道維護困難;當煤柱寬度達到10 m時,煤柱幫支承應力遠大于原巖應力,不利于巷道的維護。不同煤柱寬度下巷道表面變形量如圖16所示。

圖14 不同煤柱寬度時垂直應力云圖Fig.14 Vertical stress cloud for different coal pillar widths

圖15 不同煤柱寬度內垂直應力峰值Fig.15 Peak vertical stress within different coal pillar widths

圖16 不同煤柱寬度時巷道表面位移量Fig.16 Surface displacement of roadway under different coal pillar widths

可見,煤柱寬度由4 m增加到10 m時,兩幫的水平位移和頂底板的垂直位移呈現先減小后增大的變化趨勢。煤柱寬度為6 m時,巷道頂底板垂直位移和兩幫的水平位移變形量最低。因此,依據巷道變形量判斷覆巖穩定時煤柱寬度為6 m最為合理。

綜上所述,根據理論計算和數值模型模擬確定留設煤柱寬度為6 m時,煤柱穩定性較好,也有利于巷道維護。

4 1109回采巷道支護應力場分析

4.1 支護密度對支護應力場的影響規律

根據花草灘煤礦1109工作面地質資料及圍巖狀況,模擬分析部分支護參數對1109回采巷道圍巖支護應力場的分布特征,從而為支護參數的選擇提供科學合理的依據。分別設置錨索長度為5.3 m、6.3 m、7.3 m,錨桿間距為0.8 m、1 m、1.2 m,錨索2-0-2、2-1-2、3-0-3這3種布置方式。分析不同錨索長度、錨桿間距及錨索布置方式對頂板支護應力場的影響。支護結構與圍巖相互作用后,在巷道頂板圍巖內形成一定范圍的壓應力集中區,該區域的煤巖體在支護結構的作用下,受力狀態及力學參數都會得到一定的改善。因此,試驗選取壓應力值在20～30 kPa的平均高度作為試驗結果。圖17～圖25中,頂板上部區域的立體網狀結構為壓應力值為20 kPa及30 kPa等值面,內部一層為30 kPa等值面,外部為20 kPa等值面,左側分別為兩者在Y向的投影高度,由于分布不規則,因此選取模型中線處兩者高度的平均值作為試驗結果,便于進一步分析。

圖17 錨索長度5.3 m巷道頂板圍巖支護應力場Fig.17 Stress field of surrounding rock support for roadway roof with anchor cable length of 5.3 m

由圖17可知,當錨索長度為5.3 m時,圍巖內壓應力30 kPa等值面在模型中線處的高度為0,20 kPa等值面在模型中線處高度為1.402 m,兩者平均高度為0.701 m。由圖18可知,當錨索長度為6.3 m時,圍巖內壓應力30 kPa等值面在模型中線處的高度為1.462 m,20 kPa等值面在模型中線處高度為3.308 m,兩者平均高度為2.385 m。由圖19可知,當錨索長度為7.3 m時,圍巖內壓應力30 kPa等值面在模型中線處的高度為2.726 m,20 kPa等值面在模型中線處高度為4.809 m,兩者平均高度為3.767 5 m。由圖20可知,當錨桿間距為0.8 m時,圍巖內壓應力30 kPa等值面在模型中線處的高度為3.810 m,20 kPa等值面在模型中線處高度為4.879 m,兩者平均高度為4.344 5 m。由圖21可知,當錨桿間距為1 m,圍巖內壓應力30 kPa等值面在模型中線處的高度為2.508 m,20 kPa等值面在模型中線處高度為4.199 m,兩者平均高度為3.353 5 m。由圖22可知,當錨桿間距為1.2 m時,圍巖內壓應力30 kPa等值面在模型中線處的高度為1.292 m,20 kPa等值面在模型中線處高度為2.292 m,兩者平均高度為1.792 m。由圖23可知,當錨索2-0-2布置,圍巖內壓應力30 kPa等值面在模型中線處的高度為2.553 m,20 kPa等值面在模型中線處高度為4.586 m,兩者平均高度為3.569 m。由圖24可知,當錨索2-1-2布置,圍巖內壓應力30 kPa等值面在模型中線處的高度為1.887 m,20 kPa等值面在模型中線處高度為2.831 m,兩者平均高度為2.359 m。由圖25可知,當錨索3-0-3布置,錨索預緊力200 kN,錨桿預緊力60 kN時,圍巖內壓應力30 kPa等值面在模型中線處的高度為4.297 m,20 kPa等值面在模型中線處高度為4.971 m,兩者平均高度為4.634 m。

圖18 錨索長度6.3 m巷道頂板圍巖支護應力場Fig.18 Stress field of surrounding rock support for roadway roof with anchor cable length of 6.3 m

圖19 錨索長度7.3 m巷道頂板圍巖支護應力場Fig.19 Stress field of surrounding rock support for roadway roof with anchor cable length of 7.3 m

圖20 錨桿間距0.8 m巷道頂板圍巖支護應力場Fig.20 Stress field of surrounding rock support for roadway roof with anchor bolt spacing of 0.8 m

圖21 錨桿間距1 m巷道頂板圍巖支護應力Fig.21 Stress field of surrounding rock support for roadway roof with anchor bolt spacing of 1 m

圖22 錨桿間距1.2 m巷道頂板圍巖支護應力場Fig.22 Stress field of surrounding rock support for roadway roof with anchor bolt spacing of 1.2 m

圖23 錨索2-0-2布置巷道頂板圍巖支護應力場Fig.23 Stress field of surrounding rock support for anchor cable 2-0-2 arranging roadway roof

圖24 錨索2-1-2布置巷道頂板圍巖支護應力場Fig.24 Stress field of surrounding rock support for anchor cable 2-1-2 arranging roadway roof

圖25 錨索3-0-0布置巷道頂板圍巖支護應力場Fig.25 Stress field of surrounding rock support for anchor cable 3-0-0 arranging roadway roof

4.2 數值試驗結果分析

通過分析以上模擬數據,不同的支護密度和支護長度對巷道頂板支護范圍不同。通過對比可以明顯發現,錨索長度取7.3 m時,支護體有效支護高度明顯增大;錨桿間距為0.8 m時,支護效果明顯優于1 m、1.2 m;頂板錨索采用3-0-3布置時,圍巖內壓應力等值面高度明顯高于2-0-2和2-1-2布置。

4.3 礦壓觀測數據分析

為觀測1109工作面回采巷道在掘巷期間、回采期間圍巖的活動規律,驗證巷道維護效果,確定合理支護參數,對1109綜采工作面進行礦壓觀測、統計,以便分析圍巖變化量數據,驗證已掘巷道支護參數的合理性。

通過對1109兩道順槽礦壓觀測數據值分析,1109工作面兩道在掘進期間和停掘期間的巷道礦壓數據無明顯變化,巷道圍巖基本穩定。

5 結論

(1)根據花草灘煤礦1109工作面地質資料及圍巖狀況,模擬分析部分支護參數對1109回采巷道圍巖支護應力場的分布特征確定回風順槽合理的窄煤柱選擇寬度為6 m時,巷道圍巖變形量基本能保持穩定,有利于巷道維護。

(2)經實測巷道礦壓,發現1109兩道順槽巷道圍巖穩定性相對比較穩定,巷道未出現幫鼓、底鼓、頂板下沉嚴重等現象,巷道成型較好。1109回風順槽窄煤柱已掘巷道比1109運輸順槽已掘巷道的礦壓顯現更穩定,根據礦壓數據推測,主要是1109回風順槽巷道在掘進期間其上覆1107工作面的采空區礦壓釋放完畢,而1109運輸順槽比1109回風順槽埋深較深,以及1109運輸順槽比回風順槽的斷面大等因素導致。

(3)1109運輸順槽在掘進期間,特別是過斷層附近和應力顯現區域,應加強現場工程質量及頂板管理,有效提高巷道圍巖的穩定性。而1109回風順槽在掘進期間,根據現場情況及時將巷道煤柱幫支護方式進行優化,且增打φ17.8 mm×4 300 mm的錨索和使用異性托盤支護后,有效提高了巷道圍巖穩定性。

(4)窄煤柱沿空掘巷技術是回采巷道支護技術改革的主要方向,通過多種礦壓監測手段,不斷完善優化巷道支護參數,能夠為巷道的安全快速掘進提供技術保障,有利于合理開發煤炭資源和改善回采巷道維護狀況,可以在本地區或相近地質情況下工作面中推廣應用。