小窯采空區(qū)人工充填關(guān)鍵層厚度分析

朱建明 江汪龍

(北方工業(yè)大學(xué)建筑工程學(xué)院)

我國煤炭企業(yè)自20世紀(jì)80年代后采取了多種經(jīng)營模式，小煤企遍地開花。由于受到資金、管理等方面的缺陷，小煤企多采用高落式、舊式房柱式等落后采煤法，尤其在山西、內(nèi)蒙、甘肅等地的淺部煤層多采用此法［1］。而落后的方法使得小煤企開采無序、資料不全、管理混亂、采出率低，資源浪費(fèi)十分嚴(yán)重［2］，給近年來整合小窯的大型煤企帶來了極大困難。主要表現(xiàn)在以下幾方面:一是開采資源不清，原地下采掘布置沒有完整的技術(shù)圖紙;二是經(jīng)過多年的封閉，小窯采空區(qū)存在水、瓦斯、火災(zāi)等不安全因素威脅;三是小窯采空區(qū)采用充填復(fù)采，存在充填材料以及充填開采工藝等技術(shù)問題。由于我國目前物探技術(shù)迅速發(fā)展，可以依據(jù)這些先進(jìn)的物探技術(shù)［3］，并結(jié)合長、短鉆探和信息化技術(shù)使前2個技術(shù)難題基本得到解決，因此研究充填材料及充填開采工藝已顯得十分重要。

1 充填復(fù)采的基本原理

小窯采空區(qū)開掘以后，破壞了原有巖體自身的應(yīng)力平衡，促使巖體進(jìn)行應(yīng)力調(diào)整。經(jīng)重新分布的應(yīng)力往往由于初始應(yīng)力的作用或者巖體強(qiáng)度的低下，接近洞壁的部分巖體將進(jìn)入塑性狀態(tài)，形成具有峰值的支承壓力［4］。同樣，工作面回采過程中，在前方形成超前支承壓力，它隨著工作面推進(jìn)而向前移動，當(dāng)工作面推進(jìn)至小窯采空區(qū)時，兩側(cè)邊緣的支承壓力將重疊在一起，煤柱中部的荷載急劇增大，如圖1所示。受采動影響時，中央煤柱可能因長期處于塑性流動狀態(tài)而遭到嚴(yán)重破壞［5］。采空區(qū)的存在導(dǎo)致圍巖對關(guān)鍵層的支撐能力減弱。根據(jù)以上情況，若采用正常開采的方式，容易產(chǎn)生片幫、冒頂?shù)葒?yán)重影響工作面安全生產(chǎn)的現(xiàn)象。而采用其他方式避開小窯采空區(qū)會損失大量的煤炭資源，增加設(shè)備搬運(yùn)、巷道開掘等方面的費(fèi)用，影響正常回采工期。

圖1 煤柱鉛垂應(yīng)力分布

小窯充填復(fù)采主要是對已被小煤窯等開采方式破壞的煤層，通過現(xiàn)場勘探、室內(nèi)試驗(yàn)、模擬計(jì)算等研究手段，結(jié)合采空區(qū)的分布情況采用鉆孔注漿的方式向采空區(qū)或空洞充填力學(xué)性能穩(wěn)定、成本低的材料，使其與周圍煤體有效地結(jié)合，共同承擔(dān)采動壓力，減緩回采過程中的礦壓顯現(xiàn)，以達(dá)到正常煤層的開采要求，從而提高資源回收率，實(shí)現(xiàn)礦山安全高效開采。

2 充填體自立強(qiáng)度公式

地下開挖時，巖體原始的結(jié)構(gòu)體系受到破壞，其本來能夠維持平衡和承受載荷的“幾何不變體系”變成了幾何可變體，導(dǎo)致圍巖的連鎖破壞，周圍巖體內(nèi)產(chǎn)生大量的裂隙，使得其整體黏聚力和抗拉強(qiáng)度幾乎為零。具有較好的流動性和滲透性的充填材料可滲透到圍巖或散體煤堆中提高圍巖彈性模量。使處于塑性破壞的巖體重新膠結(jié)在一起，受到采動影響時，具有較高的黏聚力，保持巖體的整體性和完整性。

由于充填體的膠結(jié)作用，使得充填體與圍巖壁間產(chǎn)生摩擦力，形成拱效應(yīng)。1979年，Thomas通過研究此種成拱作用原理，提出了充填體自立強(qiáng)度條件公式［6］

式中，σv為充填體自立強(qiáng)度;γ為充填體組成材料的加權(quán)容重;H為充填體的充填總高度;W為充填體的充填寬度。

1987年，盧平對Thomas模型進(jìn)行了修正，不僅考慮了充填體的幾何尺寸和充填體的容重，而且對充填體自身的強(qiáng)度特性進(jìn)行了分析，在Thomas模型的基礎(chǔ)上提出了新的公式［6］

式中，k為側(cè)壓系數(shù)，k=1－sinφ1;α為充填體破壞滑動面與水平面的夾角，α=45°+(φ1/2);c1、φ1分別為充填體與圍巖結(jié)合體的黏聚力和內(nèi)摩擦角;c、φ分別為充填體的黏聚力和內(nèi)摩擦角。

盧平模型對金屬礦山采用水泥膠結(jié)充填體時具有一定的適用性，但沒有考慮充填長度對充填體的影響。

Thomas模型和盧平模型在金屬礦山都獲得了較好的應(yīng)用，而且金屬礦采空區(qū)具有堅(jiān)固的圍巖進(jìn)行支撐，使得充填體受力狀態(tài)有著得天獨(dú)厚的條件，但在煤礦充填時，由于煤層傾角不斷變化、充填料漿的脫水等因素，將導(dǎo)致采空區(qū)內(nèi)充填體出現(xiàn)不接頂?shù)臓顩r，這時最新充填步距內(nèi)的充填體處于給定變形狀態(tài)，無法承受壓力，而壓力只能由四周的圍巖和已具有一定中后期強(qiáng)度的充填體來支撐。2008年，劉建莊等提出了煤礦充填體自立強(qiáng)度條件，提出了簡化的煤礦充填體自立強(qiáng)度設(shè)計(jì)公式［6］

式中，L為充填體的寬度;其他符號意義同上。

而在充填體的自立強(qiáng)度研究中發(fā)現(xiàn)，充填體的寬度對其自立強(qiáng)度影響較為顯著，根據(jù)楊寶貴等［7］得出的結(jié)論，在其他各條件不變的情況下，隨著充填體充填寬度的增加，充填體自立時需要的強(qiáng)度呈明顯的下降趨勢，從而對充填體的穩(wěn)定性很有利。如圖2。

圖2 充填體寬度與所需強(qiáng)度的關(guān)系曲線

房柱式小窯的圍巖及煤柱在之前開采的破壞下產(chǎn)生了塑性破碎區(qū)，使得流動性和滲透性較好的充填材料沿裂隙滲透破碎圍巖一定深度，從而使得充填體的計(jì)算寬度增大。設(shè)滲透深度為H，根據(jù)上述寬度的影響性，在公式(3)的基礎(chǔ)上得出一個修正的合理公式

式中，l可以近似地取煤柱的塑性區(qū)寬度。以Mohr－Coulomb為屈服準(zhǔn)則［8］，所得采空區(qū)側(cè)塑性區(qū)寬度公式為

式中，m為采高;ε為三軸應(yīng)力系數(shù)，ε=(1+sinφ)/(1－sinφ);σ0=c cotφ;c1為煤層與頂?shù)装褰佑|面之間的黏聚力;f1為摩擦系數(shù);Pa為矸石對煤柱的約束應(yīng)力，一般忽略不計(jì)，取值為0;K1為應(yīng)力集中系數(shù)，一般取值為2～4。

3 小窯采空區(qū)充填分層厚度計(jì)算

與后方采空區(qū)充填開采不同，小煤窯采空區(qū)所采用的充填材料在工作面回采過程中既要與煤體共同承擔(dān)采動壓力，又要與煤體一同采出，其力學(xué)性能應(yīng)滿足上覆巖層支撐和頂板支護(hù)要求，并具有可截割性、成本較低等特點(diǎn)。采用分層充填的方式能較好地滿足以上要求。

3.1 分層設(shè)計(jì)原理

分層設(shè)計(jì)主要在頂板范圍內(nèi)采用一定厚度的強(qiáng)度較高的充填材料作為關(guān)鍵承載層，其余空間注入強(qiáng)度較低的材料或?yàn)椴怀涮畈糠郑鐖D3所示。

圖3 分層充填模型

在采動影響下，關(guān)鍵承載層能有效地增加充填體的整體強(qiáng)度。工作面通過小窯采空區(qū)時，其作為再生頂板，具有較好的穩(wěn)定性，可保護(hù)回采空間的安全。根據(jù)不同尺寸的采空區(qū)及圍巖強(qiáng)度來調(diào)整充填配比方案，對降低充填成本，保證工作面正常生產(chǎn)有積極的作用。

3.2 人工充填關(guān)鍵層厚度計(jì)算

人工充填關(guān)鍵層在復(fù)采過程中是重要的承重層，其穩(wěn)定性直接關(guān)系到工作面的安全。根據(jù)其最不利即發(fā)生破壞時的情形可以得出充填的厚度。得出的厚度既可以滿足安全穩(wěn)定的需要，又符合經(jīng)濟(jì)合理的要求。

圖4所示為復(fù)采工作面正過房柱式小窯采空區(qū)的狀態(tài)。端面距為s，人工充填關(guān)鍵層厚度為h2，充填體材料的抗拉強(qiáng)度為σ。人工充填關(guān)鍵層破壞的危險情況是采空區(qū)內(nèi)頂部有直接頂大面積垮落，且垮落體在垮落后在人工關(guān)鍵層上產(chǎn)生了沖擊動荷載F。垮落體的重力荷載為

式中，h、lz、γz分別為直接頂?shù)暮穸取挾取⑷葜亍?/p>

受到?jīng)_擊動荷載F的作用，工作面端面處人工充填關(guān)鍵層前后側(cè)易發(fā)生剪切破壞。工作面端面處人工充填關(guān)鍵層前后兩側(cè)所受的剪應(yīng)力為

關(guān)鍵承載層所受的沖擊力

根據(jù)材料力學(xué)可知，動荷載系數(shù)為

式中，D為采空區(qū)頂部至人工充填關(guān)鍵層的距離;Δ為人工充填關(guān)鍵層受沖擊荷載的影響變形量。

根據(jù)摩爾－庫倫準(zhǔn)則，有

根據(jù)公式(6)～(10)，可以得出

從式(11)中可以看出，當(dāng)其他條件固定時，隨著充填材料的強(qiáng)度σ的增大，人工充填關(guān)鍵層的厚度h2將會減小。若考慮最危險情況，也就是不考慮充填材料的強(qiáng)度，即σ=0，此時得到的公式為

但是由上述，根據(jù)Thomas、劉建莊等人的觀點(diǎn)，具有膠結(jié)能力的充填材料可以與圍巖形成一個整體，形成一定的自立強(qiáng)度。利用修正的劉建莊等人的煤礦充填體自立強(qiáng)度設(shè)計(jì)公式，取σ=σv，此時結(jié)合公式(4)～(11)，得到更合理的公式

4 實(shí)例分析

中煤平朔安家?guī)X2號井工礦B909工作面傾向長度為1 592 m，工作面長度為282 m，回采面積為448 944 m2。工作面所采9#煤層呈黑色、塊狀，以半亮型煤為主，富含鏡煤紋，厚11.50～14.48 m，平均厚度13.01 m，層位穩(wěn)定，結(jié)構(gòu)復(fù)雜，煤層傾角1.2°～4.9°，平均2.5°。以綜采放頂煤的方式一次采全高，機(jī)采高度3.3 m。直接頂板以中粗砂巖為主，直接底板以泥質(zhì)巖類為主。

工作面內(nèi)包含大小7個小煤窯采空區(qū)及相應(yīng)的報廢巷道，如圖6所示，影響面積63 300 m2，影響的回采產(chǎn)量200余萬t。

圖6 B909工作面小窯分布

由于篇幅的影響，我們選擇采空區(qū)D作為研究對象。采空區(qū)D的詳細(xì)參數(shù)為:寬L約為8 m(煤柱間距確定)，高度H約為26 m，實(shí)際體積V約為2 057 m3。煤體的內(nèi)摩擦角及黏聚力分別為30°、1.6 MPa，煤體與頂?shù)装逯虚g的摩擦系數(shù)與黏聚力分別為0.4、1.6 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)K1=4。計(jì)算得出l=3 m。

充填材料(瑞米材料)的參數(shù)為:容重γ約為2 kg/m3，黏聚力c為0.5 MPa，內(nèi)摩擦角φ=25°。計(jì)算得出σv≈3 m。

對于圖(4)所示工作面正過采空區(qū)的狀態(tài)，根據(jù)工作面資料，利用公式(10)得出人工關(guān)鍵層的厚度為h2≈3 m。

將上述參數(shù)代入不考慮充填體強(qiáng)度的公式(10)中，得出人工關(guān)鍵層的厚度為h2≈6 m。

根據(jù)計(jì)算可知:只需在厚度為h2的人工關(guān)鍵層使用強(qiáng)度較高的充填體，而其余部分的采空區(qū)可以不充填或采用低強(qiáng)度的充填體，這樣可減少高強(qiáng)度充填材料的用量，達(dá)到經(jīng)濟(jì)合理的要求。

5 結(jié)論

(1)充填材料注入采空區(qū)后，與周圍巖體有效地滲透結(jié)合，使得充填體的自立強(qiáng)度增加，共同承擔(dān)采動壓力。

(2)利用充填體自立強(qiáng)度理論，推導(dǎo)出人工充填關(guān)鍵層的厚度。分析表明，關(guān)鍵承載層可提高充填體的整體強(qiáng)度，減小關(guān)鍵層撓曲變形。其作為再生頂板，具有較好的整體性和穩(wěn)定性，從而保證工作面回采空間的安全。

(3)利用分層充填原理，考慮充填體自立能力，得出合理的人工關(guān)鍵層的厚度，減少高強(qiáng)度充填體的使用量，使充填復(fù)采更加經(jīng)濟(jì)合理。

［1］ 郭 云，張雪巖，田艷芳.山西煤炭資源整合的效果分析［J］.中國市場，2011(2):143-144.

［2］ 霍丙杰，侯世占.關(guān)于提高回采率的思考［J］.礦業(yè)工程，2006，4(5):4-6.

［3］ 程建遠(yuǎn)，孫紅星，趙慶彪.老窯采空區(qū)的探測技術(shù)與實(shí)例研究［J］.煤炭學(xué)報，2008，33(3):251-255.

［4］ 沈明榮，陳建峰.巖體力學(xué)［M］.上海:同濟(jì)大學(xué)出版社，2006.

［5］ 錢鳴高，石五平.礦山壓力與巖層控制［M］.徐州:中國礦業(yè)大學(xué)出版社，2003.

［6］ 劉建莊，趙春景，渾寶炬.膠結(jié)充填體自立的受力分析與研究［J］.有色礦冶，2008，24(4):12-16.

［7］ 楊寶貴，孫恒虎，莊百宏.高水固結(jié)充填體的自立［J］.有色金屬，2005，25(2):7-10.

［8］ 朱建明，馬中文.區(qū)段煤柱彈塑性寬度計(jì)算及其應(yīng)用［J］.金屬礦山，2011(8):29-36.

［9］ 趙傳卿，徐建民，林建華.焦家金礦尾砂固結(jié)充填體自立性能研究［J］.黃金，2011，2(32):31-32.