马脊梁煤矿全煤破碎巷道锚注加固技术

李金峰

(中鼎国际工程有限责任公司,江西 南昌 330000)

1 工程背景

1.1 工作概况

马脊梁煤矿8107工作面主采3号煤层,煤层厚度为4.65～8.33 m,平均6.20 m;含2～7层夹矸,厚0.15～0.65 m,夹矸岩性多为炭泥岩、高岭岩;煤层倾角1°～2.5°,平均1.5°,属近水平煤层。煤层顶底板岩性情况见表1.

表1 煤层顶底板结构

目前正在掘进8107工作面2107巷,为进风、运煤兼作行人巷。该工作面北东依次为盘区胶带巷、辅助运输大巷、盘区回风巷,南东为8105采空区,北西及南西为实煤区。上覆7号、11号、14-2号及14-3号层。2107巷沿煤层底板掘进,设计为矩形断面,净宽×净高=5 400 mm×3 800 mm,巷道设计长度为2 519 m.由于3号煤层整体强度较低,加之附近断层等地质构造带的影响,巷道围岩较为破碎,难以维护。

1.2 巷道破坏情况分析

2107巷为全煤巷,原支护方案为锚索网联合支护,原支护方案下巷道主要以巷帮鼓出破坏为主,平均鼓出量达到了420 mm,两帮部分区域甚至出现支护构件失效断裂的情况。

采用钻孔窥视仪对巷道围岩内部的破坏情况进行探测,探测结果如图1所示。图1中,钻孔内的黑色条带表示围岩的破碎程度及破碎位置,黑色条带越密集,表示该区域围岩破碎程度越高,根据结果将围岩分为轻微、中等及严重破坏区。

图1 围岩破坏范围

由图1可知,巷道围岩破坏较为严重,其中围岩严重破坏区的平均深度为2.2 m,中等破坏区的平均深度为3.7 m,轻微破坏区的平均深度为4.8 m.巷道围岩的破坏程度由高到低依次为:左帮>右帮>顶板。其破坏原因如下:

1) 巷道所处煤层强度较低,浅部围岩为高岭岩,承载能力较差,受采动影响容易大变形。

2) 巷道宽度较大,大断面下巷道两帮应力集中,导致变形量加重。

3) 围岩松动范围较大,超出了锚杆的控制范围,导致其无法充分发挥支护作用,进一步加剧了围岩的变形破坏。

为解决巷道变形破坏严重的问题,考虑采用锚注的方式进行支护控制,即在原支护方案下补打注浆锚杆,锚杆的直径为25 mm,注浆孔径为10 mm.需对注浆锚杆的布置参数进行研究。

2 锚注支护参数模拟分析

2.1 建立模型

影响锚注支护效果的参数主要有注浆锚杆长度及注浆锚杆的间排距。根据以往的研究结果,注浆锚杆在围岩平面上的有效加固范围约为1.2 m,近似椭圆形分布。而对于被锚注加固的围岩区域,其物理力学参数将发生变化,其中,加固后围岩的弹性模量、内聚力及抗拉强度相比未加固时有所提高,内摩擦角提高2°～4°,泊松比则会有较小幅度的降低。

根据2107巷实际赋存条件,采用FLAC3D数值模拟软件建立分析模型,模型长×宽×高=60 m×60 m×60 m,模型顶部施加垂直应力模拟覆岩压力,模型四周及底部施加位移约束。模拟中的岩体破坏准则为摩尔-库伦准则,煤岩体参数见表2.

表2 煤岩体物理力学参数

2.2 模拟方案

本次模拟设置两类模拟方案,第一类为不同的注浆锚杆长度,第二类为不同注浆锚杆间排距。

第一类模拟方案A:主要分析注浆锚杆长度对围岩的加固作用,具体方案见表3.

表3 第一类方案

第二类模拟方案B:主要分析不同注浆锚杆间排距对围岩的控制。考虑到注浆锚杆加固扩散范围有限,若注浆锚杆布置密度过小,即间排距过大,则各注浆锚杆的加固区域不能有效重叠,控制效果将大幅降低,如间排距为2 000 mm×1 600 mm(图2),锚杆间存在一定的间隙,因此,本次模拟的间排距均为1 600 mm×1 600 mm以下,具体方案见表4.

图2 方案2 000 mm×1 600 mm锚注有效加固区范围

表4 第二类方案

2.3 模拟结果分析

根据模拟方案,在FLAC3D中进行计算,并提取不同方案下巷道顶板及两帮的平均位移量进行对比分析,如图3所示。

图3 不同方案下巷道围岩平均位移量

1) 为分析不同注浆锚杆长度对围岩位移的影响,定义了围岩降低率Δx:

(1)

式中:dAix为方案Ai模拟计算得出的围岩位移量。

计算并绘制出围岩位移量降低率随方案(锚杆长度增长)的变化曲线,如图4所示。

图4 围岩位移量降低率随方案的变化曲线

为便于分析,定义当降低率低于5%时,围岩位移注浆趋于稳定,继续增大注浆锚杆长度对于围岩变形的控制作用逐渐降低,并在降低率低于5%的方案中选择合适的锚杆长度。由图4可知,方案A4(锚杆长度3 m)、A5(锚杆长度3.5 m)、A6(锚杆长度4 m)围岩位移量降低率均低于5%,为便于现场施工并尽可能降低成本,确定合理的注浆锚杆长度为方案A4(锚杆长度3 m)。

2) 不同注浆锚杆间排距中,围岩的平均位移量相差不大,各方案中,帮部最大变形量为227 mm,最小变形量为218 mm,仅相差4.1%;顶板最大变形量为298 mm,最小变形量为288 mm,仅相差3.5%.由此可见,在各锚注加固区能够有效重叠的情况下,增加注浆锚杆密度对于围岩变形的控制影响不明显,反而会增大成本和施工难度。因此,确定合理的注浆锚杆间排距为方案B6(间排距=1 600 mm×1 600 mm)。

3 现场工业试验

为验证注浆锚杆锚注支护的适用性,在2107巷掘进面进行了现场锚注加固试验,注浆锚杆长度3 m,间排距=1 600 mm×1 600 mm.采用十字布点法对围岩的变形情况进行实时监测,监测时长共计100 d,监测结果如图5所示。

图5 围岩变形监测结果

由图5可知,巷道的变形主要以两帮为主,围岩的变形基本在56 d后逐渐趋于稳定,其中,巷道左帮的累计变形量为274 mm,巷道右帮的累计变形量为239 mm,巷道顶板的累计变形量为210 mm.

另外,对注浆锚杆附近普通锚杆的抗拔力进行了现场测试,在锚注前,普通锚杆抗拔力为80 kN,锚注加固后,普通锚杆的平均抗拔力达到了180 kN,提高了125%,使其支护性能得到了充分发挥。说明设计的锚注加固方案可有效解决破碎全煤巷道的维护难题。

4 结 语

1) 对2107巷进行了围岩钻孔窥视,结果表明:巷道围岩破坏较为严重,其中围岩严重破坏区的平均深度为2.2 m,中等破坏区的平均深度为3.7 m,轻微破坏区的平均深度为4.8 m.巷道围岩的破坏程度由高到低依次为:左帮>右帮>顶板。

2) 通过FLAC3D数值模拟软件对比分析了不同锚注方案下的巷道围岩变形情况,确定出合理的注浆锚杆长度为3 m,间排距为1 600 mm×1 600 mm.

3) 现场工业试验结果表明,采用锚注加固方案后,巷道左帮的累计变形量为274 mm,巷道右帮的累计变形量为239 mm,巷道顶板的累计变形量为210 mm,均在允许范围内,且普通锚杆的平均抗拔力提高了125%,巷道稳定性较好。