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大采高坚硬顶板工作面巷道围岩控制技术

2022-08-16马文伟

煤矿安全 2022年8期
关键词:煤柱宽度围岩

马文伟

(1.中煤科工集团沈阳研究院有限公司,辽宁 抚顺 113122;2.煤矿安全技术国家重点实验室,辽宁 抚顺 113122)

深部采场由于地质作用的原因常常存在厚度较大的坚硬顶板,且坚硬顶板不易自然垮落,随着开采进程的持续,坚硬顶板回转下沉会造成工作面巷道矿压显现异常,给煤矿安全生产带来严重隐患,成为煤矿现场亟待解决的难题。针对存在坚硬顶板的采煤工作面巷道围岩控制方面,已有相关学者取得了一定的研究成果。杨森等[1]研究无巷旁充填切顶卸压沿空留巷围岩控制技术,提出强化恒阻锚索配合锚杆索支护的顶板支护强度措施;秦玄烨等[2]针对九龙矿15445 工作面坚硬顶板问题,提出对青灰岩顶板进行预裂爆破卸压,卸压后工作面支架阻力下降10~75 MPa;刘乙霖等[3]提出通过爆破切顶卸压可以减小坚硬顶板旋转下沉对煤柱的挤压变形,进而减小工作面的矿压显现程度,通过数值模拟试验确定最佳的切顶角度为60°;李英杰等[4]研究了工作面坚硬顶板定向水压预裂机制,推导了定向水力压裂力学模型,分析了强度因子等参数的影响因素,研究了水压裂纹的断裂特征;魏红印等[5]构建了工作面坚硬顶板卸压前后的力学模型,得出爆破卸压有利于初采期间坚硬顶板的垮落,并设计了切顶卸压技术参数。基于现有的研究结果发现,坚硬顶板巷道支护的研究中主要以切顶卸压为主,较少涉及到强帮强角支护方面的研究内容。为了探索合理的坚硬顶板巷道围岩控制技术,针对保德煤矿3304 工作面存在厚度较大的坚硬顶板造成沿空巷道矿压显现异常剧烈的问题,通过理论分析、数值模拟和现场实践等研究方法,将巷道顶板预裂卸压,选取合理煤柱宽度,并配合强帮强角锚杆索支护技术,以期能够控制巷道的变形破坏,减少巷道的围岩变形量,提高巷道围岩的稳定性,为相似条件工作面的巷道维护提供借鉴。

1 工程地质概况

保德煤矿3304 工作面上部为已完毕的3302 工作面,深部为尚未开采的3306 工作面,煤矿现场计划在3302 工作面与3304 工作面间留有大煤柱护巷,煤柱宽度为25 m。3304 工作面平均埋深764 m,煤层平均厚度为4.34 m,煤层平均倾角11°。煤层基本顶岩层是粉砂岩,硬度大且厚,平均层厚7.93 m。3304 工作面巷道沿煤层底板掘进,巷道净宽5.2 m,高3.5 m,3304 工作面掘进期间为了确定巷道围岩的稳定性,曾进行过钻孔窥视,结果发现3302 工作面回采结束后,工作面存在悬顶结构,悬顶长度10 m 以上。工作面顶底板岩层特征见表1。

表1 顶底板岩性特征Table 1 Characteristics of roof and floor

现场取煤层顶底板岩层岩样进行了三轴压缩实验,煤岩试件力学参数统计表见表2。

表2 煤岩试件力学参数统计表Table 2 Statistical table of mechanical parameters of coal and rock specimens

基于现有的资料可以得出,3304 工作面侧向采空区内顶板悬顶长度大,但3304 工作面煤层强度较低,悬顶岩层回转运动必定造成3304 工作面煤柱承担较高应力。3304 工作面沿空巷道掘进期间,巷道围岩变形量大,回采期间层发生过冒顶事故,且巷道鼓出严重,难以适应安全生产的需要。

2 沿空掘巷上覆岩层结构规律

工作面上覆岩层受到开采进程的影响发生不同的断裂运动规律,致使工作面内支承应力分布规律发生变化,对沿空巷道的围岩控制产生较大影响,分析工作面上覆岩层结构特征,根据工作面围岩应力环境和力学性质,合理地选择沿空巷道的掘巷时机及布置层位对维护巷道围岩稳定性至关重要[6-12]。

顶板覆岩结构及应力分布如图1。随着3302 工作面回采进程的不断推进,3302 工作面直接顶断裂垮落,基本顶及其上覆岩层弯曲下沉直至分段垮落,待3302 工作面回采完毕后,在3304 工作面端头处,基本顶岩层形成砌体梁铰接结构,即图1 中的块体A、B、C。

图1 顶板覆岩结构及应力分布Fig.1 Roof overburden structure and stress distribution

3302 工作面回采完毕后,块体B 旋转下沉,一端处于3304 工作面破断直接顶上部,另一端由3302 采空区内垮落的直接顶支承,在3304 工作面上部形成与块体A、C 相互咬合的稳定铰接结构。该结构在垂直方向上可以承担向上的反作用力,在水平方向上可以承担水平挤压力的作用,因此可以保持一定的稳定状态。3304 工作面沿空巷道在此结构下掘进时,巷道顶板处于上覆岩层三角块体的掩护之下,因此块体B 对3304 工作面沿空掘巷的稳定性起决定作用。

从3304 工作面侧向支承压力的分布特征可知,由于关键块体的两端分别位于3304 工作面直接顶上部和3302 工作面采空区矸石,经作用在关键块体上的上覆岩层荷载分别传递给直接顶和煤体,使3304 工作面侧向支承应力以关键块体B 的破断线为界分为外应力场S1和内应力场S2。在3304 侧向应力的内应力场是由于关键块体B 旋转下沉造成的,其应力总和等于关键块体B 的重力,因此内应力场的应力值远小于外应力场。在内应力场中开掘巷道时将承受较低的应力,因此在沿空巷道掘进时,应控制护巷煤柱宽度使巷道处于内应力场中。

3 切顶卸压参数

基于已有的研究得出[13-19],存在坚硬顶板悬顶结构的巷道,采取超前预裂切顶卸压技术可以很好的缓解巷道围岩应力集中的情况。该技术在实施过程中,切顶参数的选取直接关系到采空区垮落岩层的堆积形态,进而影响上覆岩层的运移规律及巷道围岩稳定性。为此,采用数值模拟方法研究不同切顶角度和切顶高度巷道围岩的应力和位移变化规律,分析卸压前后巷道围岩的控制效果,以为后期巷道顶板围岩控制技术参数的选取提供借鉴。

3.1 数值模型

根据3304 工作面地质条件,建立3304 工作面沿空巷道数值模型,模型长、宽、高分别为:100、100、70 m。沿空巷道高×宽为5.2 m×3.5 m 的矩形巷道,初步设置护巷煤柱的宽度为10 m,模型上部施加等效重力载荷,固定模型前后左右下部边界,构模型选择Mohr-Coulomb 屈服准则。三维数值模型如图2。相关力学参数参考岩层力学试验选取。

图2 三维数值模型Fig.2 Three dimensional numerical model

3.2 不同切顶高度围岩应力和位移分析

3.2.1 不同切顶高度围岩应力分布特征

基于已有的研究发现,坚硬顶板的切顶高度可以改变工作面上覆岩层的约束范围及采空区的填充程度。进而影响工作面实体煤和煤柱内的应力状态,根据数值模拟试验结果,不同切顶高度条件下,3304 工作面实体煤和煤柱内的应力分布状况如图3。

图3 不同切顶高度实体煤内应力分布规律Fig.3 Internal stress distribution law of solid coal with different cutting heights

1)煤柱应力。从图3 可以看出,随着切顶高度的增加,3304 工作面煤柱内的垂直应力依次降低。在切顶高度为12 m 的条件下,煤柱内垂直应力的峰值为28.37 MPa,垂直应力峰值距离工作面煤柱巷道边界约3 m。在切顶高度为16 m 的条件下,煤柱内垂直应力的峰值为23.56 MPa,相较于切顶高度为12 m 时,垂直应力峰值降低约17.05%,垂直应力峰值的位置没有发生较大变化。在切顶高度为20 m 的条件下,煤柱内垂直应力的峰值为21.70 MPa,相较于切顶高度为12 m 时,垂直应力峰值降低约27.04%,垂直应力峰值的位置稍向采空区侧转移,但变化不大。

2)实体煤应力。不同切顶高度实体煤内应力分布规律如图4。从图4 可以看出,随着切顶高度的增加,3304 工作面实体煤内的垂直应力也呈现依次降低的趋势。在切顶高度为12 m 的条件下,实体煤内垂直应力的峰值为39.28 MPa,垂直应力峰值距离工作面实体煤边界约8.4 m。在切顶高度为16 m 的条件下,煤柱内垂直应力的峰值为36.08 MPa,相较于切顶高度为12 m 时,垂直应力峰值降低约8.15%,垂直应力峰值的位置想实体煤深部转移,距离实体煤边界约9 m。在切顶高度为20 m 的条件下,煤柱内垂直应力的峰值为33.68 MPa,相较于切顶高度为12 m 时,垂直应力峰值降低约14.26%,垂直应力峰值的位置继续向实体煤深部转移,但变化不大。

图4 不同切顶高度实体煤内应力分布规律Fig.4 Internal stress distribution law of solid coal with different cutting heights

3.2.2 不同切顶高度围岩位移

为了更加准确的描述切顶高度对巷道围岩的变形规律的影响,数值模拟试验的过程中,监测不同切顶高度条件下,巷道顶板垂直位移的变化情况,不同切顶高度巷道顶板位移变化规律如图5。

从图5 可以看出,在巷道掘进初期,巷道顶板的变形速度较快,随着试件的增加,巷道顶板变形速度降低并逐渐趋于稳定,随着切顶高度的增加,3304工作面顶板位移速度和最大位移量也呈现依次降低的趋势。当切顶高度为12 m 时,顶板最大变形量为208.60 mm,当切顶高度为16 m 时,顶板最大变形量为170.35 mm,相较于切顶高度为12 m 时,顶板最大位移量降低18.34%。当切顶高度为20 m 时,顶板最大变形量为161.25 mm,相较于切顶高度为12 m 时,顶板最大位移量降低22.69%。

图5 不同切顶高度巷道顶板位移变化规律Fig.5 Variation law of roof displacement of roadway with different cutting heights

3.3 不同切顶角度巷道围岩应力和位移分析

3.3.1 不同切顶角度巷道围岩应力

坚硬顶板切顶角度可以改变坚硬顶板内力的传递。根据数值模拟实验结果,不同切顶角度条件下,3304 工作面实体煤和煤柱内的应力分布状况如图6。

图6 不同切顶角度实体煤内应力分布规律Fig.6 Internal stress distribution law of solid coal with different cutting angles

1)煤柱应力。从图6 可以看出,随着确定角度的增加,煤柱内垂直应力峰值呈现先减小后增大的趋势。在切顶角度为0°的条件下,煤柱内垂直应力峰值为26.85 MPa,垂直应力峰值距离工作面煤柱巷道边界约3.3 m 左右。在切顶角度为5°的条件下,煤柱内垂直应力峰值为24.79 MPa,相较于切顶角度为0°的条件下,垂直应力峰值降低7.67%。在切顶角度为10°的条件下,煤柱内垂直应力峰值为22.61 MPa,相较于切顶角度为0°的条件下,垂直应力峰值降低15.79%。在切顶角度为15°的条件下,煤柱内垂直应力峰值为29.35 MPa,相较于切顶角度为0°的条件下,垂直应力峰值增加9.31%。

2)实体煤应力。不同切顶角度煤柱内应力分布规律如图7。从图7 可以看出,随着确定角度的增加,实体煤内垂直应力峰值呈现先减小后增大的趋势。在切顶角度为0°的条件下,煤柱内垂直应力峰值为36.22 MPa,垂直应力峰值距离工作面煤柱巷道边界约8 m 左右。在切顶角度为5°的条件下,煤柱内垂直应力峰值为34.46 MPa,相较于切顶角度为0°的条件下,垂直应力峰值降低4.86%。在切顶角度为10°的条件下,煤柱内垂直应力峰值为33.35 MPa,相较于切顶角度为0°的条件下,垂直应力峰值降低7.92%。在切顶角度为15°的条件下,煤柱内垂直应力峰值为37.64MPa,相较于切顶角度为0°的条件下,垂直应力峰值增加3.92%。

图7 不同切顶角度煤柱内应力分布规律Fig.7 Distribution law of internal stress in coal pillar with different cutting angles

3.3.2 不同切顶角度围岩位移

数值模拟实验的过程中,监测不同切顶高度条件下,巷道顶板垂直位移的变化情况,不同切顶高度巷道顶板位移变化规律如图8。

从图8 可以看出,在巷道掘进期间,巷道顶板位移速度依然呈现先加速增长,后速度降缓,最终逐渐稳定的趋势。随着切顶角度的增加,巷道顶板最大位移量呈现先增加后降低的趋势。当切顶角度为0°时,巷道顶板的最大下沉量为193.78 mm。当切顶角度为5°时,巷道顶板的最大下沉量为172.74 mm,相较于切顶角度为0°时,顶板最大下沉量降低10.86%。当切顶角度为10°时,巷道顶板的最大下沉量为159.35 mm,相较于切顶角度为0°时,顶板最大下沉量降低17.77%。当切顶角度为15°时,巷道顶板的最大下沉量为222.56 mm,相较于切顶角度为0°时,顶板最大下沉量增加14.85%。

图8 不同切顶高度巷道顶板位移变化规律Fig.8 Variation law of roof displacement of roadway with different cutting heights

4 护巷煤柱宽度的确定

当巷道沿采空区掘进时,巷道合理位置的选取对巷道围岩稳定性控制至关重要。合理位置的选取时,最主要的参数是巷道护巷煤柱宽度的选取,过大的煤柱宽度不仅会造成煤炭资源的大量浪费,而且会使巷道处于应力高峰区,不利于巷道围岩控制,但较小的煤柱宽度会造成变形量大,难以维护,甚至失稳。通过采用数值模拟方法,探究不同煤柱宽度条件下巷道围岩的应力和变形规律,在此基础上,确定沿空巷道合理的煤柱宽度[20-25]。

根据现场实际情况,沿空掘巷的合理位置应处于工作面侧向支承应力降低区内,因此需要首先确定3304 工作面侧向支承应力的分布情况。首先在3302 工作面模型中部布设应力测点,应用数值模拟软件开挖浅部的3302 工作面,待软件计算平衡后,得出3304 工作面侧向支承支承应力分布曲线如图9。

图9 3304 工作面侧向支承应力分布规律Fig.9 Distribution law of lateral support stress in 3304 working face

3302 工作面回采完毕后,由于采空区顶板断裂垮落,在3304 工作面内形成侧向支承应力。侧向支承应力的影响范围大致可以分为3 个区域:应力降低区、应力升高区、原岩应力区。从图9 可以看出,3304 工作面侧向支承应力的降低区范围约为0~12 m;侧向支承应力的升高区范围约为12~45 m,且侧向支承应力峰值位于工作面内18 m 左右;距离煤壁50 m 以外区域,支承应力与原岩应力近似相等,因侧向支承应力的影响范围约为50 m 左右。根据以往的研究成果,沿空巷道布置在工作面侧向支承应力降低区内,在工作面包掘巷和回采期间,巷道围岩的维护较为容易。

基于侧向支承应力的研究结果,结合3304 工作面实际生产过程中隔绝老空水、有害气体并承载上覆岩层的需要,建立3304 工作面合理煤柱宽度数值模型,选取煤柱宽度方分别为5、7、9 m,依次模拟在不同煤质宽度条件下,3304 工作面在掘巷和回采期间巷道围岩的应力和位移变化规律,以确定合适的沿空巷道护巷煤柱的合理宽度。

4.1 掘巷期间不同煤柱宽度方案应力及位移情况

4.1.1 掘巷期间不同煤柱宽度方案围岩应力情况

在3304 工作面掘巷期间,不同煤柱宽度条件下工作面煤柱内应力情况如图10。

图10 掘巷期间不同宽度煤柱内垂直应力的分布情况Fig.10 Distribution of vertical stress in coal pillars with different widths during roadway excavation

从图10 可以看出,在沿空巷道掘进期间,随着煤柱宽度的增加,煤柱内垂直应力的峰值增加,峰值位置向煤柱深部转移。在煤柱宽度为5 m 的条件下,煤柱内垂直应力峰值为14.51 MPa,垂直应力峰值位置距离煤柱的巷道边界约2.2 m。在煤柱宽度为7 m 的条件下,煤柱内垂直应力峰值为25.17 MPa,相较于煤柱宽度为5 m 时,垂直应力峰值增加73.11%,垂直应力峰值位置距离煤柱的巷道边界约4 m。在煤柱宽度为9 m 的条件下,煤柱内垂直应力峰值为29.59 MPa,相较于煤柱宽度为5 m 时,垂直应力峰值增加103.93%,垂直应力峰值位置距离煤柱的巷道边界约4.8 m。

4.1.2 掘巷期间不同煤柱宽度方案围岩最大位移量

掘巷期间不同宽度宽度时巷道围岩表面位移情况如图11。

图11 掘巷期间不同宽度时巷道围岩表面位移情况Fig.11 Surface displacement of roadway surrounding rock with different widths during roadway excavation

从图11 可以看出,随着煤柱宽度的增加,巷道围岩的表面最大位移量呈现逐渐降低的趋势,当煤柱宽度为5 m 时,巷道表面最大顶底板移近量(顶板+底板)和两帮移近量(煤柱帮+实体煤帮)分别为335.03、412.93 mm。当煤柱宽度为7 m 时,巷道表面最大顶底板移近量和两帮移近量分别为135.33、205.09 mm,相较于煤柱宽度为5 m 时,最大顶底板移近量和两帮移近量分别降低59.61%、50.33%。当煤柱宽度为9 m 时,巷道表面最大顶底板移近量和两帮移近量分别为115.83、122.68 mm,相较于煤柱宽度为5 m 时,最大顶底板移近量和两帮移近量分别降低65.43%、70.29%。

4.2 回采期间不同煤柱宽度方案应力及位移情况

4.2.1 回采期间不同煤柱宽度方案围岩应力情况

回采期间不同宽度煤柱内垂直应力的分布情况如图12。

从图12 可以看出,在3304 工作面回采期间,随着煤柱宽度的增加,煤柱内垂直应力的峰值增加,峰值位置向煤柱深部转移。在煤柱宽度为5 m 的条件下,煤柱内垂直应力峰值为14.45 MPa,垂直应力峰值位置距离煤柱的巷道边界约2 m。在煤柱宽度为7 m 的条件下,煤柱内垂直应力峰值为26.11 MPa,相较于煤柱宽度为5 m 时,垂直应力峰值增加80.69%,垂直应力峰值位置距离煤柱的巷道边界约3.4 m。在煤柱宽度为9 m 的条件下,煤柱内垂直应力峰值为31.19 MPa,相较于煤柱宽度为5 m 时,垂直应力峰值增加115.85%,垂直应力峰值位置距离煤柱的巷道边界约4.4 m。

图12 回采期间不同宽度煤柱内垂直应力的分布情况Fig.12 Distribution of vertical stress in coal pillars with different widths during mining

4.2.2 回采期间不同煤柱宽度方案围岩最大位移量

回采期间不同宽度时巷道围岩表面位移情况如图13。

图13 回采期间不同宽度时巷道围岩表面位移情况Fig.13 Surface displacement of roadway surrounding rock with different widths during mining

从图13 可以看出,随着煤柱宽度的增加,巷道围岩的表面最大位移量呈现逐渐降低的趋势,当煤柱宽度为5 m 时,巷道表面最大顶底板移近量(顶板+底板)和两帮移近量(煤柱帮+实体煤帮)分别为442.69、507.57 mm。当煤柱宽度为7 m 时,巷道表面最大顶底板移近量和两帮移近量分别为316.46、341.16 mm,相较于煤柱宽度为5 m 时,最大顶底板移近量和两帮移近量分别降低28.21%、32.79%。当煤柱宽度为9 m 时,巷道表面最大顶底板移近量和两帮移近量分别为254.73、275.38 mm,相较于煤柱宽度为5 m 时,最大顶底板移近量和两帮移近量分别降低42.46%、45.74%。

5 巷道支护方案的确定

合理的巷道围岩支护参数对巷道围岩控制具有决定性作用,有利于发挥锚杆索的支护性能,确保工作面安全回采。3304 工作面巷道原设计采用锚网索联合支护方式。顶板锚杆参数为ϕ20 mm×2 400 mm,支护密度为900 mm×900 mm,顶板锚索参数为ϕ18.9 mm×7 800 mm,支护密度为1 800 mm×1 800 mm。巷道两帮采用锚杆支护,锚杆参数为ϕ20 mm×2 000 mm,支护密度为900 mm×900 mm。上述支护参数在数值模拟试验过程中发现,煤柱帮的变形量较大,且在变形数值上超过巷道顶板,这一现象与现场观测结果是一致的。研究改进巷道围岩的支护参数,将煤巷强帮强角支护技术引入3302 工作面沿空巷道围岩控制过程,并通过数值模拟技术,将现方案与原支护方案进行对比,以确定现有方案的支护合理性。

煤巷强帮强角支护技术改变了以往以顶板为主要支护对象的现状,弥补以往巷道支护过程中对巷道帮部支护不够重视的缺陷,通过加密帮锚杆支护密度、增大锚杆横截面积、施加帮锚索补强支护等措施,提高煤巷帮角的强度和刚度,增强巷道煤帮的稳定性,进而实现巷道的整体稳定。

基于强帮强角支护理念,提出3304 沿空巷道改进支护方案,巷道顶板的支护参数不变,巷道两帮锚杆参数为ϕ22 mm×2 400 mm,支护密度为800 mm×800 mm,并在煤柱帮侧中部试件帮锚索补强支护,帮锚索的参数为ϕ18.9 mm×4 000 mm,支护排距为2 400 mm。

将3304 工作面沿空巷道改进前后的支护方案应用数值模拟软件进行试验,软件计算过程中监测3304沿空巷道表面位移情况,其结果如图14 和图15。

图14 原有支护方案条件下巷道围岩变形量Fig.14 Deformation of roadway surrounding rock under the condition of original support scheme

图15 改进支护方案条件下巷道围岩变形量Fig.15 Deformation of roadway surrounding rock under improved support scheme

从图14 可以看出,原有支护方案条件下,巷道两帮移近量大于巷道顶底板移近量。巷道两帮最终移近量为335 mm,巷道顶底板最终移近量为271 mm,两者相差64 mm。从图15 可以得出,改进巷道支护方案后,巷道围岩变形量均有所降低,巷道两帮最终移近量为174 mm,相较于原有支护方案,两帮移近量降低48.06%;巷道顶底板最终移近量为189 mm,相较于原有支护方案,两帮移近量降低30.26%。改进支护方案后,巷道顶板移近量大于巷道两帮移近量,两者最终移近量仅相差15 mm,说明改进支护方案后,巷道围岩的整体性得到改善,对巷道围岩的控制效果更加。

6 现场实践

3304 工作面沿空巷道的最终支护形式如图16。

图16 巷道最终支护形式Fig.16 Final support form of roadway

为了验证巷道围岩控制参数的合理性,在3304工作面巷道设立了巷道围岩变形监测站点,监测3304 工作面沿空巷道的围岩变形结果如图17。

图17 现场监测结果Fig.17 Field monitoring results

从图17 可以看出,巷道掘出30 d 后,巷道围岩变形速度变缓,并最终趋于稳定。巷道顶板最大位移量为153 mm,煤柱帮最大位移量为109 mm,实体煤帮最大位移量为64 mm,底板最大位移量为27 mm。

顶底板最大位移量和两帮最大位移量仅相差7 mm,巷道围岩整体性较好,围岩变形量符合煤矿安全规程的相关规定。

7 结 语

1)通过数值模拟实验得出,切顶高度为16 m,切顶角度为10°,3304 工作面实体煤和煤柱内的垂直应力最低,顶板最大下沉量最小仅为161.25 mm。

2)通过数值模拟实验得出,在沿空巷道掘进和工作面回采期间,护巷煤柱宽度为7 m 时,煤柱具有一定的承载能力,且巷道围岩最大变形量较低。

3)相较于原有支护方案,采用增大帮部支护密度、增大锚杆直径和长度、帮锚索加强支护的强帮强角围岩支护方案后,巷道围岩的整体性增强,巷道两帮最终移近量为174 mm,相较于原有支护方案,两帮移近量降低48.06%;巷道顶底板最终移近量为189 mm,相较于原有支护方案,两帮移近量降低30.26%。

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