深井綜放工作面沿空掘巷時空關系分析

任 侃

(西山煤電集團有限公司 馬蘭礦，山西 太原 030200)

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·專題綜述·

深井綜放工作面沿空掘巷時空關系分析

任 侃

(西山煤電集團有限公司 馬蘭礦，山西 太原 030200)

某礦Ⅳ1采區所采7煤為深部開采，針對開采后期面臨工作面接續緊張的問題，需要在7432工作面回采期間進行7434材料巷的開挖，以減少接續間隔時間。本文對沿空掘巷掘進與回采的合理時空關系進行研究。基于理論分析，計算得到深部采區基本頂巖梁動態穩定時間為94 d；通過數值模擬，得到巷道合理滯后時間90 d，合理滯后距離240 m；針對巷道變形規律進行實測，結果表明在現行支護方案下，巷道合理滯后距離應大于250 m，滯后時間應大于75 d. 研究結果為類似深部礦井開采后期縮短采掘接續時間提供一定的理論指導。

深部采區；沿空掘巷；時空關系；數值模擬；滯后時間；滯后距離

沿空掘巷是我國長期以來為維持回采巷道及工作面的穩定所采用的一項將巷道與采空區隔離、保證安全生產、提高煤炭回采率的技術措施。目前國內學者針對沿空掘巷的研究包括：華心祝[1]、杜曉麗[2]等對工作面側向支承壓力分布規律、孤島面沿空掘巷礦壓特征進行了研究；肖亞寧[3]、侯圣權[4]、惠功領[5]等采用大型物理模擬試驗系統及數值模擬研究了沿空巷道圍巖破壞演化規律；王猛[6]、張劍[7]等對沿空掘巷圍巖變形規律進行了研究；韋四江[8]、閆程方[9]等針對深部大斷面巷道、軟巖巷道等不同的現場情況提出了相應的支護技術。當礦井進入開采中后期，隨著資源的逐步枯竭，為保證企業的噸煤產量，緩解生產接續緊張，所以確定相鄰工作面沿空掘巷位置和時間成為開采后期巷道礦壓控制設計的首要任務。

鑒于此，本文針對某礦深部采區出現的生產接續緊張，運用理論分析、數值模擬研究相鄰采區基本頂的運動規律及沿空巷道在采動影響下圍巖的變形規律，綜合確定相鄰區段沿空掘巷的合理時間間隔，并針對該工況設計合理支護方案。研究結果為類似深部礦井解決接續緊張、提高煤炭采出率，實現安全高效生產提供一定的指導。

1 工程概況

某礦IV1采區所采7煤賦存于-785 ～-1 050 m水平(地面標高約+32 m)，屬于典型的深部開采。7432綜采面采用走向長臂布置，單翼仰俯采，煤層厚度3.40～5.00 m，平均厚度4.35 m，煤層傾角18°～23°，平均21°，采深為-678.802～-780.307 m，直接頂為砂質泥巖，平均厚度3.30 m，基本頂為中粒砂巖，平均厚度為6.66 m，底板為砂質泥巖，平均厚度為3.12 m. 為滿足生產接續，需要在7432工作面回采期間進行7434材料道的開挖，為盡可能減少接續間隔時間，需要確定追尾施工的最小間隔時間，施工方案見圖1.

圖1 掘巷方案示意圖

2 回采巷道基本頂巖梁下沉動態方程

2.1 基本頂側向斷裂跨度L2的確定

相鄰回采工作面煤層采出后，基本頂巖梁與采空區冒落的碎脹矸石擠壓在一起，形成回采巷未垮落基本頂巖梁在采空區的支承，該支承可簡化成鉸支座[10].其力學結構模型見圖2.

圖2 煤體上方基本頂巖梁力學結構模型圖

根據圖2所示的力學結構模型，最大彎矩發生在固支邊，利用強度條件[σmax]≤[σt1]，可得到如下方程：

(1)

式中：

b1—基本頂巖梁的寬度，取單位寬度；

h1—基本頂巖梁的高度。

由(1)式利用數值分析法，可得到回采巷基本頂巖梁破斷距L2為：

(2)

式中：

σt1—基本頂抗拉強度，MPa；

qz—基本頂承受載荷，MPa；

E—彈性模量，Pa；

ε—極限拉應變。

根據文獻[10]及7432綜放面地質資料，式(2)中的各項參數取值：σt1=9.6 MPa，qz=3.55 MPa，E=54×108Pa，ε=9×10-5，h1=18 m，代入計算得L2=20.5 m.

2.2 沿空掘巷滯后時間的確定

由翟所業，吳士良[10]的推導，得到回采巷道基本頂巖梁破斷后達到穩定狀態所需的時間計算公式：

(3)

式中：

η—基本頂巖梁黏性模量，MPa，取16×108；

k—碎脹巖石抗壓強度，kN/m2，取24；

kc—矸石殘余碎脹系數，取1.025；

qz—基本頂上部載荷，MPa，取3.55；

h—采厚，m，取2.5；

mz—直接頂厚度，m，取4.25.

代入得回采基本頂達到穩定狀態所需時間為94 d，即大約在工作面回采3個月后可進行沿空掘巷。

3 沿空掘巷“時-空”關系數值模擬

3.1 數值模擬方案設計

采用FLAC3D模擬軟件建立三維力學模型，采用Mohr-Coulomb準則，長480 m×寬480 m×高208 m，模擬時煤柱尺寸為7 m，巖石力學參數見表1.

表1 巖石物理力學參數表

3.2 7434材料道施工模擬結果分析

當工作面推進320 m后，開始掘進7434材料道，速率為10 m/次，當追尾掘進迎頭滯后7432面 300 m時開始進行第一次模擬計算，模擬記錄掘進迎頭滯后工作面300 m、280 m、240 m、220 m、200 m、180 m、150 m、100 m、60 m時巷道兩幫變形量及垂直應力分布情況，見圖3，圖4.

圖3 不同滯后距離巷道變形量曲線圖

從圖3可以看出，掘進迎頭滯后工作面距離越近，巷道圍巖破壞越嚴重，兩幫變形量越大，尤以煤柱幫的變形量最為突出。根據變形量可將其分成3部分：1) 劇烈變化區間，滯后距離180～60 m，巷道兩幫的平均變形量為2.15 m，其中實體煤幫變形量的變化范圍為0.73～0.85 m，煤柱幫變化范圍為1.21～1.65 m. 2) 顯著變化區間，滯后距離240～180 m，巷道兩幫總變形量在1.4 m以上，巷道平均變形量為1.52 m. 3) 緩慢變化區間，滯后距離300～240 m，實體煤幫平均變形量僅為0.52 m，煤柱幫的變形量也降至0.65 m以下，在滯后300 m時，巷道總變形量僅有0.57 m.

圖4 不同滯后距離巷道兩側垂直應力曲線圖

從圖4可以看出，隨著遠離工作面，煤柱中應力逐漸降低。實體煤中垂直應力峰值變化范圍為50.15～63.2 MPa，當滯后工作面20 m時，煤柱中的垂直應力最大，達到47.7 MPa，應力集中系數為2.45. 考慮到巷道埋深大，應力水平高，結合實際施工進度，7434材料道在追尾掘進時滯后距離不宜小于240 m，滯后時間不低于90天。

4 巷道變形規律實測

沿空巷道采用矩形斷面設計，斷面凈寬5 m，中凈高3.6 m，凈斷面積18 m2. 巷道頂板采用5根MGL/20/2500/610/30型螺紋鋼錨桿，間排距為750 mm×800 mm，壓M型鋼帶，7對孔，鋼帶長4.8 m，寬145 mm，預設錨固力≥64 kN，同時采用SKP18/1×7/6200/1500/1720/5型的錨索加強支護，每排布置2根；巷道兩幫各采用5根MGL/18/2200/540/26型螺紋鋼錨桿，間排距800 mm×800 mm，預設錨固力≥30 kN，同時壓LT3600×60/800/10/480型梯子梁。

由于掘進受采動壓力過大，實際施工針對7434材料道掘進滯后7432面250 m時停止施工，在滯后350～250 m段設置11個表面位移測站(測站間隔10 m). 為清晰反映滯后不同距離時巷道的變形規律，將各測站安設后60天內累計變形量繪制成柱形圖，變形結果見圖5.

圖5 圍巖60 d累計變形統計圖

當巷道滯后7432面大于320 m時(實際滯后107 d以上)，各測站兩幫最大位移量為106 mm，頂底板122 mm；滯后距離在320～290 m時(實際滯后98 d以上)，巷道兩幫最大位移量為234 mm，頂底板277 mm；滯后距離在290～250 m時(實際滯后76 d以上)，巷道兩幫最大位移量為354 mm，頂底板382 mm.

上述監測結果表明，在采動影響下巷道的實際變形規律為頂底板變形量大于兩幫變形量，當滯后距離大于300 m，實際滯后時間在98 d以上，巷道變形量得到較好控制，說明此時基本頂的斷裂、回轉、下沉的整個運動過程已經結束或者基本結束，內外應力場已經形成且穩定，側向支承應力峰值已轉移到煤體深部，開挖巷道后，使得巷道與煤柱均處在低應力區；而滯后距離在250～290 m，滯后時間在75～90 d，巷道變形量增幅較大，說明此時間段基本頂的運動過程正在進行，因而會對巷道的穩定性產生影響。因此，在現有支護條件下，7434材料道施工滯后距離不宜小于250 m，滯后時間應大于75 d，如若繼續掘進，則需要調整支護方案并做好后期二次支護加固準備。

5 結 論

1) 通過引入基本頂側向破斷距方程和基本頂的下沉動態方程，得到IV1采區基本頂巖梁回轉下沉達到穩定時所用時間T=94 d.

2) 模擬表明，掘進滯后距離應大于240 m，合理滯后時間應大于90 d；結合現場實測，巷道合理滯后距離應在250～300 m，得到滯后時間為75～100 d，當接續緊張時可適當縮短滯后距離，但需調整支護方案以保證巷道施工安全。

[1] 華心祝,劉 淑,劉增輝,等.孤島工作面沿空掘巷礦壓特征研究及工程應用[J].巖石力學與工程學報,2011,30(8):1646-1651.

[2] 杜曉麗,宋宏偉,陳 杰.采礦動壓對附近巷道圍巖應力影響的分析[J].三峽大學學報(自然科學版),2011,33(1):51-54.

[3] 肖亞寧,馬占國,趙國貞,等.沿空巷道三維錨索支護圍巖變形規律研究[J].采礦與安全工程學報,2011,28(2):187-192.

[4] 侯圣權,靖洪文,楊大林.動壓沿空雙巷圍巖破壞演化規律的試驗研究[J].巖土工程學報,2011,33(2):265-268.

[5] 惠功領,牛雙建,靖洪文,等.動壓沿空巷道圍巖變形演化規律的物理模擬[J].采礦與安全工程學報,2010,27(1):81-85.

[6] 王 猛,柏建彪,王襄禹,等.迎采動面沿空掘巷圍巖變形規律及控制技術[J].采礦與安全工程學報,2012,29(2):197-202.

[7] 張 劍.強烈動壓影響瓦排巷圍巖控制技術研究[J].煤炭工程,2013(2):76-79.

[8] 韋四江,勾攀峰,王滿想.深井大斷面動壓回采巷道錨網支護技術研究[J].地下空間與工程學報,2011，7(6)：42-43.

[9] 閆程方,林登閣,王道團.側采動壓軟弱地層巷道支護技術[J].煤礦開采,2013,18(3):57-59.

[10] 翟所業,吳士良.沿空送巷的理論探討[J].采礦與安全工程學報,2003,20(2):45-46.

Analysis on Space-time Relationship of Gob Side Entry Driving in Deep Well Fully Mechanized Caving Face

REN Kan

The reasonable space-time relationship between roadway driving and mining is studied. Based on the theoretical analysis, the dynamic stability time of the basic roof rock beam is 94 d，the reasonable lagging time is 90 d and the reasonable lagging distance is 240 m. The deformation of the roadway is spontaneously measured, the results show that according to the scheme, the reasonable lagging distance of the roadway should be larger than 250 m and the lagging time should be longer than 75 d. The results provide some theoretical guidance for shortening the excavation time in the later stage of deep mining.

Deep mining area; Gob side entry driving; Space-time relationship; Numerical simulation; Lagging time; Lagging distance

2017-03-08

任 侃(1988—)，男，山西平遙人，2011年畢業于太原理工大學，助理工程師，主要從事煤礦采煤技術工作

(E-mail)413728156@qq.com

TD32

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1672-0652(2017)05-0053-04