深井松软围岩煤巷采动增跨效应及防控技术

2024-04-27王方田翟景辉牛滕冲

采矿与岩层控制工程学报 2024年1期

王方田, 刘超, 翟景辉, 张洋, 牛滕冲

(1.中国矿业大学矿业工程学院, 江苏徐州 221116; 2.中国矿业大学煤炭精细勘探与智能开发全国重点实验室, 江苏徐州 221116; 3.河南省正龙煤业有限公司城郊煤矿, 河南永城 476600; 4.河南永锦能源有限公司云盖山煤矿二矿, 河南禹州 452570; 5.中赟国际工程有限公司, 河南郑州 450001)

随煤炭资源开发向深部转移, 煤层开采条件日益复杂恶劣, 在高应力、强采掘扰动及强时效属性作用下深部巷道支护问题突出, 围岩强度劣化、结构失稳大变形、锚杆失效、动力冲击等灾害已严重制约了深部煤炭资源安全高效开采[1–5]。

国内外学者围绕深部松软围岩巷道围岩变形破坏机制、应力分布及控制技术开展了大量探索与实践。在围岩变形机制方面, 王方田[6–7]等分析了松软破碎围岩巷道变形特征及关键影响因素, 构建了巷道围岩结构力学模型, 揭示了巷道应力与塑性区演化规律, 提出了全断面注浆加固技术, 阐明了动压区巷道围岩结构特征并提出锚索强化支护技术; 王学斌[8]等研究了内摩擦角对拱形巷道围岩破裂化的影响, 指出围岩破坏随内摩擦角减小而加剧; 吴拥政[9]等针对软岩巷道围岩大变形难题, 提出了“一隔三强”稳定性控制原理与方法; 王炯[10]等分析了复合坚硬顶板切顶留巷围岩变形机理, 确定了沿空切顶巷道顶板结构特征。

在围岩应力分布方面, 范子儀[11]等阐明了不同煤柱尺寸采动巷道围岩应力分布特征, 提出了“提升支护层次、优化大变形区域支护”的差异化支护方案; 王卫军[12]等推导了非等压圆形巷道围岩塑性区边界方程的近似解, 指出深部巷道围岩控制应由“变形控制”向“结构稳定控制”理念转变; 王宇[13]等建立了煤岩体侧向采动力学模型, 得到了侧向采动应力方程与破坏深度方程; 左建平[14–15]等明确了矩形巷道顶板受力特点, 提出了深部巷道等强梁支护理念, 建立了巷道围岩梯度破坏理论模型;孙广京[16]等构建了软弱破碎顶板巷道围岩“抛物线–半双曲线”破碎边界扩张模型, 阐明了软弱破碎顶板载荷增长规律及影响因素。

在围岩变形控制方面, 侯朝炯[1]等阐明了围岩损伤、裂隙演化宏观响应机理, 提出了深部巷道破裂围岩深、浅孔加固注浆技术; 王方田[17–18]等揭示了深井松软煤巷围岩剪切滑块运动机理, 并提出了“防裂–减隙–止滑”的协同控制策略, 实现了深井煤巷围岩变形有效控制; 柏建彪[19]等针对深部软岩巷道四周来压、整体收敛、变形强烈等特点, 提出了通过主动有效卸压方法释放围岩膨胀变形能, 将高应力向四周围岩深部转移; 吴拥政[20]等研究了深部巷道动、静叠加载荷、支护应力、围岩力学属性与莫尔圆间的相互作用关系, 并提出了“卸压–支护–防护”协同控制技术; 董合祥[21]针对综放开采沿空掘巷条件, 提出了顶板以高强高预应力锚杆支护系统、组合锚索支护系统和多锚索–钢带桁架系统的强力联合支护技术; 王东攀[22]等分析了综放工作面沿空留巷围岩结构特征, 提出了改善留巷应力环境的“支–卸”协同控制对策。

上述研究为煤巷围岩变形控制提供了有效指导, 但是多聚焦于巷道破碎化、大变形、底臌、冒顶问题, 对深部高应力作用下松软围岩变形破坏机制仍缺乏研究。因此, 笔者以城郊煤矿LW21106工作面运输巷道为工程背景, 通过理论分析、数值模拟和现场实测的方法, 对工作面开采过程中运输巷道支护困难、帮部锚索剪断失效、顶板内挤等问题进行分析, 针对性提出巷道支护技术, 旨在为类似巷道稳定性控制提供有益参考。

1 工程背景

1.1 巷道地质生产条件概述

城郊煤矿LW21106工作面运输巷道位于11采区, 主采二2煤层, 煤层平均倾角为2°, 平均埋深816.6 m, 平均煤厚2.7 m, 煤层层理、节理发育, 坚固性系数f为0.9~1.0, 属于松软煤层。巷道断面为矩形, 宽4.6 m、高3.0 m, 沿顶掘进, 煤层厚度不足3.0 m处破顶或破底掘进。煤层直接顶为软弱泥岩,平均厚度3.5 m; 基本顶为中、细粒砂岩, 平均厚度5.4 m。煤层综合柱状图如图1所示, 围岩力学参数见表1。

表1 煤岩力学参数Table 1 mechanical parameters of coal and rock

图1 工作面综合柱状图Fig.1 Comprehensive strata diagram of working face

1.2 巷道支护方式

LW21106工作面运输巷道采用沿空掘巷方式,留煤柱宽5.5 m。顶板采用锚网索联合支护, 锚杆间排距为800 mm×700 mm, 锚固力为120 kN。沿巷道走向距巷道中心线两侧各800 mm布置2排锚索;帮部支护同样采用锚网索联合支护, 锚杆布置同顶板。煤柱侧、开采侧布置2排ϕ18.9 mm×4 800 mm单锚索, 帮部沿巷道走向布置2排锚索, 横向双排布置, 距离顶板分别为1 000, 2 000 mm。巷道支护如图2所示。

图2 巷道支护断面Fig.2 Roadway support section

1.3 巷道围岩变形破坏形式

在开采过程中, LW21106工作面超前段运输巷道围岩变形严重, 主要表现为围岩破碎、剪切滑移、帮部鼓起、顶板下沉严重等特征, 如图3所示。

图3 巷道围岩变形Fig.3 Roadway surrounding rock deformation

对工作面前方50 m位置处设置顶板离层及巷道围岩变形监测站, 根据顶板离层监测仪以及巷道围岩变形监测台账可知, 巷道顶板及两帮变形量相对明显, 顶板离层并呈周期性发育, 如图4所示。

图4 巷道变形及离层监测Fig.4 Roadway deformation and separation monitoring

2 深部巷道围岩力学特征

2.1 深井巷道围岩破坏特征

城郊煤矿煤层平均厚度2.73 m, 巷道高度已经超过了平均煤厚, 巷道处于两端为煤层, 顶底板为岩层的围岩条件, 围岩结构力学模型如图5所示。

图5 巷道围岩结构力学模型Fig.5 Structure of roadway surrounding rock

巷道开挖后围岩应力重新分布, 从内向外依次形成破裂区、裂隙发育区和塑性区, 其极限平衡区范围内支承应力分布[18]为

塑性区宽度为

式中,φ0为煤层内摩擦角;r1为巷道外接圆半径, m;r为距离巷道外接圆圆心的距离, m;C0为煤层黏聚力, MPa;H为巷道埋深, m;γ为容重, kN/m3;u为巷道宽度, m。

根据现场地质条件取φ0=28°;r1=2.75 m;C0=1.2 MPa;H=816 m;γ=26 kN/m3;u=4.6 m, 代入式(1), (2)计算, 得到巷道煤层等效塑性区半径r=4.78 m。

2.2 巷道采动增跨效应

深部岩体受水平应力影响明显, 巷道围岩支护完成后, 受工作面采动影响, 肩角、底角裂隙萌生,原有围岩裂隙进一步发育并贯通, 形成一系列剪切滑移面, 发生剪切滑块运动[1,17], 围岩完整性遭到破坏, 此时帮部围岩承载能力降低, 巷道等效跨度增加。

深井松软围岩煤巷采动增跨效应演化历程如图6所示。

图6 巷道采动增跨效应演化历程Fig.6 Mining-induced roadway span increase effect evolution process

采动增跨效应是指采动巷道围岩发生变形破坏, 两帮破坏深度逐步增大, 承载能力降低导致巷道顶板等效跨度增加的现象。巷道顶板不仅受到竖向载荷的作用, 对于深部巷道顶板, 其两端还受到横向压应力作用。因此, 将巷道顶板简化为横纵弯曲梁模型, 考虑到巷道两端破碎区内煤体已经进入残余应力状态, 基本丧失承载作用, 认为巷道顶板等效跨度为两帮破碎区之间的距离, 建立顶板力学等效模型如图7所示。

图7 巷道顶板力学等效模型Fig.7 Roadway roof mechanical equivalent model

式中,l为巷道等效跨度, m;l1为巷道初始跨度, m;x1为巷道帮部剪切破坏区宽度, m。

代入前述现场地质条件相关数据求得x1为3.4 m,l为11.4 m。

横向压力情况下, 顶板挠曲线方程为

式中,E为弹性模量, 4.2 Gpa;I为单位宽度直接顶横截面对中性轴惯性矩, 3.67;W为挠度, m;M(x)为梁内任一竖向截面弯矩。

式(5)为关于W的二阶常系数非齐次线性微分方程, 其通解为

式中,A,B为待定系数;k2=F1/(EI)。

代入边界条件,x=0,x=l时,W=0, 得出:

联立式(5)~(7)可得, 梁内任一竖向截面弯矩为

根据三角函数可得, 在梁中心取得最大弯矩为

横截面最大正应力为

式中,y为梁底端距中性轴距离, m;S为梁横截面面积, m2。

由式(6)可得, 顶板最大正应力与轴向受力F1、纵向载荷q以及顶板跨度l有关。且都为正相关关系, 当直接顶截面正应力大于顶板的抗拉强度σ1时,顶板会发生拉伸破坏, 判据为

超前支承压力影响下巷道顶板均布载荷q为

式中,K为应力集中系数, 2.6;C1为顶板黏聚力,1.9MPa;φ为顶板岩层内摩擦角, 30°;r1为矩形巷道外接圆半径, 2.75 m;v为巷道高度, 3 m。计算得q为0.256 MPa。

巷道顶板正应力分布如图8所示。

图8 顶板正应力分布Fig.8 Roof normal stress distribution diagram

巷道顶板最大正应力与应力集中系数、顶板跨度、巷道断面大小以及埋深成正相关关系。城郊煤矿泥岩顶板在无支护条件下, 最大拉应力达到了1.92 MPa, 超出顶板抗拉强度, 巷道顶板从中间向两端出现拉断破坏区, 加大了顶板治理难度。对于发生破坏的顶板岩体, 在水平应力的作用下发生“鼓包”。顶板最大正应力随顶板等效跨度的增大呈二次幂函数形式增长, 对顶板拉伸破坏的防控主要从减小顶板等效跨度方面考虑。另外, 支护首先应保持巷道顶板的完整性, 最大限度发挥顶板的自承能力, 并降低顶板拉应力, 提升围岩强度。

2.3 顶板锚索支护效果力学分析

城郊煤矿巷道顶板泥岩厚度为3.53 m, 锚杆长度为2.5 m, 锚索长度为8 m。其中, 锚杆长度低于岩层厚度, 主要起强化顶板结构的作用, 不存在支护反力, 而锚索支护锚固区域位于顶板坚硬岩层,因此, 锚索支护对顶板有悬吊作用, 存在支护反力F2。为研究锚索支护对顶板变形破坏特征的影响,建立锚索支护下巷道顶板力学模型, 如图9所示。

图9 锚索支护力学模型Fig.9 Anchor cable support mechanical model

对于矩形巷道断面顶板对称锚索支护, 其支护反力大小相等, 作用点对称巷道中心线, 可以将其等效为叠加在巷道中点的作用反力nF2,n为锚索数量。

锚索支护下顶板挠曲线微分方程为

求解得顶板挠度方程为

式中,C,D,E,F为待定系数。

代入边界条件:x=0和l时,W(x)=0;x=l/2时, 式(14)上下两式挠度及转角相等, 得:

最大弯矩仍然在x=l/2处, 表达式为

式(16)为两项多项式组合的形式, 其中第1项多项式为无支护反力条件下最大弯矩; 第2项为支护反力对最大弯矩的影响, 其值恒大于0。第2项远小于第1项, 表明锚索的主要作用是: ①将顶板泥岩与坚硬砂岩锚固, 形成组合梁; ②加强顶板泥岩结构,增大其抗拉抗剪强度; ③对顶板破碎区域的煤岩体进行悬吊, 防治顶板离层及冒顶事故。

在工作面开采过程中, 巷道顶板应力场是随时空变化的。巷道掘进时期顶板相对完整, 受横向、纵向应力共同影响。随着侧向采空区形成以及本工作面的开采, 工作面超前段巷道围岩应力集中系数骤增, 在高应力环境下顶板发生拉剪破坏, 从完整向松散演变, 甚至出现离层, 容易发生冒顶事故。

3 巷道围岩变形协同防控技术

3.1 巷道围岩变形控制方案设计

综上, 影响巷道围岩稳定性的主要原因: ①两侧采空区侧向/超前应力叠加造成超前段巷道应力集中; ②巷道围岩强度较低, 容易变形破坏; ③两帮围岩剪切滑移运动导致巷道等效跨度增大; ④顶板出现离层, 锚索支护强度不足。结合围岩稳定性因素理论分析, 采取协同防控思路“围岩加固–卸压–强化支护”, 主要防控策略为:

(1)高预应力锚杆全长锚固替代局部锚固。深部松软泥岩顶板巷道, 其顶板强度低、承载高, 锚杆的支护作用是以围岩–锚固体粘合面稳定为前提,在顶板受高集中应力时, 顶板损伤破裂, 锚固体–围岩粘合面稳定性被打破, 锚杆支护效果减弱。全长锚固既能提高围岩整体的强度, 亦加大了围岩–锚固体粘结面面积。

(2)采空区顶板卸压。沿空巷道受侧向采空区坚硬顶板悬顶集中应力影响, 为降低巷道围岩应力集中系数, 可采用预裂爆破等方法处理侧向煤柱侧顶板10.6 m粉砂岩。

设计参数为: 钻孔直径为42~100 mm, 预裂步距小于周期来压步距(20 m); 卸压范围为超前工作面200 m, 巷道两侧施工钻孔, 临空侧钻孔角度为75°, 长度为32 m, 顶板细砂岩部分正向不耦合装药, 装药密度为2 kg/m, 装药长度为11 m, 封孔长度不低于孔深的1/3。顶板深孔预裂爆破如图10所示。

图10 顶板深孔爆破示意Fig.10 Schematic diagram of deep hole pre-blasting in roof

(3)巷道围岩补强支护。LW21106工作面围岩变形严重区域补加锚索支护, 超前段100 m范围进行围岩注浆加固, 巷道两帮施工注浆钻孔, 钻孔间距6 m, 注浆压力为4 MPa。

对后续工作面巷道顶板外侧补加2排锚索强化支护, 锚索角度为20°。支护断面如图11所示。

图11 补强支护断面Fig.11 Cross-sectional view of reinforcement support

为解决煤柱帮臌问题, 对后续工作面沿空掘巷提出以下防治方案: 方案1, 在原支护方案基础上锚杆全长锚固, 顶板补加2排锚索, 煤柱帮部补加1排锚索; 方案2, 在方案1的基础上对上区段采空区进行切顶卸压。通过对比不同方案下围岩变形控制效果, 选择最优支护方案。

3.2 防控方案效果对比

为验证不同方案巷道支护效果, 监测点位于巷道腰线及顶板中线, 在工作面前方5, 10, 20, 50,80 m处布置测线, 测线沿走向布置, 距巷道左帮20 m, 右帮6 m(煤柱宽度), 监测巷道两帮应力。巷道围岩两帮及顶底板变形量如图12所示。

图12 巷道围岩变形量Fig.12 Deformation of roadway surrounding rock

由图12可知, ①工作面实体煤帮位移量随距工作面距离的增加逐渐减小, 其中0~20 m为陡降区,20~50 m为缓降区, 50 m后为稳定区。不同支护方式下巷道围岩变形大小不同, 原支护、方案1、方案2下, 巷道实体煤帮最大位移量分别为45.68,39.42, 28.58 cm, 与原支护方案相比方案1、方案2最大位移量分别降低了13.70%, 37.43%。20 m位置处原支护、方案1及方案2实体煤帮变形量分别为15.86, 14.35, 12.80 cm; 50 m处分别为11.03, 10.7,9.79 cm; 100 m处分别为10.47, 10.30, 9.66 cm。

②巷道顶板下沉量随与工作面相对距离的增大一直保持降低, 其中在0~30 m范围内为陡降区,30~60 m为缓降区, 60~100 m为稳定区。顶板最大下沉量分别为34.04, 30.19, 21.64 cm, 与原支护方案相比方案1和方案2最大下沉量分别降低了11.31%, 36.43%。30 m处3种不同方案下巷道顶板下沉量分别为12.63, 11.99, 8.96 cm; 60 m处分别为9.22, 8.99, 7.70 cm; 100 m处分别为8.53, 8.30,7.46 cm。

③巷道煤柱帮部位移量随与工作面相对距离的增加而减小, 工作面前方40 m范围内为陡降区,40~70 m为缓降区, 70 m外为稳定区。不同方案下煤柱侧最大帮臌量分别为49.62, 42.44, 30.79 cm,与原支护方案相比方案1、方案2最大帮臌量分别降低了14.47%, 37.95%。40 m处原支护方案、方案1和方案2的煤柱帮臌量分别为25.86, 24.22,18.13 cm; 70 m处分别为21.91, 21.22, 16.03 cm;100 m处分别为21.26, 20.74, 15.68 cm。

对比不同方案下巷道围岩变形量可知, 深部巷道围岩仅仅优化锚固方式对巷道围岩整体变形控制效果相对较小, 应力集中对巷道超前段围岩变形仍未得到有效控制, 经过侧向采空区顶板预裂爆破卸压后, 巷道围岩变形明显减小, 表明侧向采空区坚硬顶板长悬臂梁结构对巷道围岩附加应力是巷道围岩变形的关键因素之一。巷道围岩卸压后, 对巷道围岩变形量的影响从大到小依次为煤柱帮部、巷道顶板、实体煤帮, 其中煤柱侧、巷道顶板以及实体煤帮部围岩变形量相比原支护分别减小了26.2%, 12.5%, 7.74%。

不同方案工作面前方10, 20, 50, 80 m处巷道围岩应力分布如图13所示。

图13 工作面前方不同距离围岩应力分布Fig.13 Stress distribution of surrounding rock in roadway with different distances in front of working face

不同方案下巷道超前段围岩应力分布具有一定差异, 其中方案1实体煤帮应力相比原支护方式具有一定提升, 超前10, 20, 50, 80 m处2个方案的峰值应力差分别为1.49, 1.24, 0.65, 0.43 MPa, 支承压力峰值相比原支护方案向深部转移, 表明方案1相比原支护方案对围岩强度有相应提升。方案2相比原支护方案和方案1的围岩支承压力峰值有所降低,在工作面前方10, 20, 50, 80 m处, 相比方案1分别降低了4.08, 2.91, 1.91, 1.85 MPa; 比原支护方案分别降低了2.59, 1.67, 1.26, 1.12 MPa, 表明随着与工作面距离的增加, 受超前采动应力降低, 实体煤侧受采空区侧向支承应力的影响逐渐降低, 方案2在塑性范围内应力有明显提高, 也验证了支护优化对围岩强度强化的作用。区段煤柱侧竖向应力相对较低, 方案2对煤柱竖向应力有明显卸压作用, 工作面前方10, 20, 50, 80 m处相比方案1分别卸压6.77,5.71, 4.73, 3.91 MPa; 相比原支护方案分别卸压5.88, 4.63, 3.50, 3.06 MPa, 方案1相比原支护方案应力有小幅提高(1 MPa左右), 且相比原支护方案, 优化方案煤柱侧帮应力提升。综上可知, 围岩锚索补强支护配合顶板预裂爆破卸压有利于巷道围岩变形控制。