過空巷群柔模泵送支柱支護技術研究與應用

張國恩，解振華，史洪愷

(國能神東煤炭集團有限責任公司烏蘭木倫煤礦，內蒙古 鄂爾多斯 017205)

0 引言

綜采工作面過空巷一直是影響安全高效回采的技術難題[12]。為減少煤炭資源的浪費，合理開采空巷群區域的煤層尤為必要[34]。近年來，國內外綜采面過空巷技術已趨于成熟[510]，但綜采面過多條平行于工作面空巷技術有待進一步深入研究。為此，以烏蘭木倫礦12405綜采面為背景，在分析煤層賦存條件的基礎上，應用理論分析等方法，確定行之有效的過空巷支護方案，并通過現場礦壓分析支護效果，以驗證該泵送支護設計方案對頂板變形的控制效果。

1 工程概況

12405工作面位于12號煤層四盤區西翼第5個工作面，煤層底板標高1 172.6～1 190.6 m。該工作面為傾斜長壁綜合機械化回采工作面，整體呈東西方向布置，該工作面推進長度1 714.1 m，工作面寬度226.6 m，12405-1綜采面初采期間遇12405水倉1、水倉2、水倉3，其中5條空巷與工作面垂直，其余7條空巷與工作面平行。如圖1所示。

圖1 12405綜采面示意Fig.1 Schematic diagram of 12405 fully mechanized mining face

2 巷道支護理論與支護方案設計

2.1 回采巷道圍巖變形破壞力學機制

基于平面應變假設[11]，巷道開挖前后巖體某一點的應力現狀可以用摩爾應力圓來描述，直線τ=C+σtanω為破裂線，其中ω為內摩擦角，(°)；C為內聚力，MPa。巷道開挖前，其與應力圓處于相離狀態，巖體未破壞，如圖2曲線a所示；巷道開挖時，巖體應力值降低，應力圓向左移動，當應力圓與破裂線正好相切時，就意味著巖體已經達到了剪切破壞的極限狀態，如圖2曲線b所示；巷道開挖后，巷道表面主應力σ3=0，隨后巖體就會發生塑性變形，從而導致塑性破壞，如圖2曲線c所示。

圖2 巷道開挖前后應力圓變化Fig.2 Variation of stress circle before and after roadway tunneling

2.2 柔模泵送支柱支護理論

在參考國內外專家學者的相關研究理論的基礎上[1213]，結合12號煤層工作面液壓支架受力情況，將柔模泵送支柱受力情況簡化為受直接頂的載荷及基本頂通過直接頂傳遞的載荷。直接頂載荷的計算見式(1)

Q1=∑hL1γ

(1)

式中，Q1為直接頂載荷，kN/m；∑h為直接頂厚，m；L1為直接頂懸頂距，m；γ為直接頂體積，kN/m3。

基本頂的載荷以直接頂載荷的倍數進行估算，在多數礦井老頂載荷的測定中，以一般工作面為準，周期來壓時形成的載荷不超過平時載荷的2倍。基本頂的載荷為Q2，則

P=Q1+Q2=n∑hγ

(2)

式中，P為考慮直接頂及老頂來壓時的支護強度，kPa；n為老頂來壓與平時壓力強度的比值，稱為動載系數，取2。

12405工作面直接頂為細砂巖,厚度4.6～9.98 m，以2倍直接頂厚度作為基本頂傳遞的載荷[1415]。因此，支柱載荷Q需要承受直接頂載荷Q1和基本頂傳遞載荷Q2，即Q2=2Q1，則

Q=Q1+Q2=3Q1

(3)

2.3 空巷支護設計方案

水倉1支護設計為寬度5 m，高度3.1 m。平行工作面采用φ22.4 mm×8 000 mm錨索+4.6 m W鋼帶，錨索每排3根錨索，排距3 m；垂直工作面10 m范圍內采用φ22.4 mm×8 000 mm錨索+4.6 m W鋼帶，錨索每排3根錨索，排距3 m。

水倉2支護設計為寬度5 m，高度3 m。平行工作面采用φ22.4 mm×8 000 mm錨索+4.6 m W鋼帶，錨索每排3根錨索，排距1.5 m。垂直工作面6 m范圍內采用φ22.4 mm×8 000 mm錨索+4.6 m W鋼帶，錨索每排3根錨索，排距1.5 m；6 m范圍外，排距3 m。

水倉3支護設計為寬度5 m，高度3.2 m。平行工作面和垂直工作面10 m范圍內采用φ28.6 mm×8 000 mm錨索+4.6 m W鋼帶，錨索每排3根錨索，排距1.5 m。垂直工作面10 m范圍外采用φ22.4 mm×8 000 mm錨索+4.6 m W鋼帶，錨索每排3根錨索，排距3 m。

水倉1、2、3泵送支柱支護直徑φ900 mm。平行巷道內與垂直巷道交叉點處泵送支柱布置2排，每排3套，間排距3 m×2.5 m；垂直巷道內與平行巷道交叉點處6 m范圍內泵送支柱布置1排，間距3 m。

3 柔模泵送支柱工藝

3.1 支柱定位及模袋懸掛

在空巷群內按照設計方案進行支柱為主定點，在巷道頂板上標示支柱位置點，以便于張掛支柱袋子時確定位置。按照預先確定的位置，由開始準備注漿的位置開始懸掛，通過鐵絲將模袋頂部掛在巷道頂板鐵絲網或者錨桿露頭上，同時，盡量將模袋上的掛鉤尺寸用完，使袋子第1個鋼圈盡量貼近頂板，以便減少充填袋的長度的浪費。同時，掛鉤與頂板固定物要綁扎牢固，以免將來注漿時松弛造成模袋下墜難以有效接頂。模袋要垂直懸掛，底部正好落于設計位置。

3.2 固定模袋

模袋懸掛后，采用4～6根尺寸為5 mm×5 mm×4 200 mm的方木條，按照空巷高度均勻布置在模袋四周，方木條與模袋緊貼并垂直地面，以保證袋子豎直。方木條與模袋緊貼后，采用鐵絲捆綁固定在模袋上，與模袋形成一個整體，鐵絲不少于3～4道，平均布置在柱子豎直方向。同時，方木條長度不得低于巷道高度100 mm，以保證模袋的穩固與豎直不發生偏斜。

3.3 泵送環節

泵送系統為單組分材料與水通過制漿機進行攪拌泵送。柔模泵送支柱施工過程具體如下：一是注漿時可采用一次成型充填完承壓層，然后充填讓壓層。注漿管路在注漿位置處，采用三通分成2根，每根管道連接一個截止閥，以便更換。二是將井下靜壓水管與泵進水口連接好，水流量不得低于80 L/min。開機后，待漿料比例、反應速度合適后，立即將輸料管出料口快速插入模袋的進料口，開始注漿。2根注漿管同時注漿時，2個模袋之間必須有半個袋子的緩沖時間，以保證注漿工作的連續性。當每個柱子快要注漿到袋子注漿口位置時，快速更換到下一個，循環作業，但是不得充過充填口，防止漿液凝固堵住充填口，接頂材料施工時不能充注。

4 柔模泵送支柱支護效果分析

4.1 數值模型的建立

建立50 m×50 m×50 m(長×寬×高)的計算模型，未考慮煤層傾角，模型的左右前后4個側面為單約束邊界，施加水平方向的約束，即邊界水平位移為0。模型底部為全約束邊界，即底部邊界結點水平位移、垂直位移均為0。在空巷中建立柔模泵送支柱模型，支柱高度2.8 m、直徑1 m，支柱按單列直線型布置。煤巖體物理力學參數見表1。

表1 煤巖體物理力學參數

4.2 數值模擬結果分析

首先在數值模型中僅進行單條空巷開挖，分別對有無布置柔模泵送支柱的模型進行計算，并對計算結果進行對比分析，如圖3、4所示。從圖3(a)可以看出，由于空巷開挖，在巷道兩幫巖體中形成應力集中現象，應力集中系數達到1.7；在巷道頂板和底板巖層中出現應力降低現象，伴隨有巖體破壞現象。從圖3(b)可以看出，空巷中布置的充填支護起到了一定的支護作用，巷道頂板中的應力降低程度有所減緩，尤其是在支柱上方及下方的巖體中有明顯改善，說明在柔模泵送支柱的支護作用下，空巷頂底板巖層變形破壞范圍有所減小。

圖3 垂直位移分布對比Fig.3 Comparison of vertical displacement distribution

從圖4(a)中可以看出，空巷開挖后，在空巷周邊巖體中造成了大范圍的塑性破壞，其中空巷頂板巖層中塑性破壞范圍很大，空巷底板巖層中很大范圍內的巖體基本全部塑性破壞。從圖4(b)中可以看出，空巷內布置柔模泵送支柱后，空巷頂底板巖體中塑性破壞范圍明顯減小，空巷頂板巖體中的塑性破壞范圍減小，且在支柱上方并未發生塑性破壞；空巷底板巖體中的塑性破壞范圍僅為3 m，中間的柔模泵送支柱發生了較大范圍的塑性破壞，而兩側的柔模泵送支柱內部并未發生大范圍的塑性破壞，說明支柱起到了較好的支護作用，且自身穩定性較好。

圖4 塑性破壞分布對比Fig.4 Comparison of plastic failure distribution

4.3 過空巷礦壓觀測及效果分析

利用尤洛卡礦壓觀測系統實時觀察工作面支架壓力情況，將支架工作阻力數據傳送至控制臺，進而對數據進行記錄和保存。12405綜采面1#～134#支架段工作面來壓24次，來壓步距4.8～27.2 m，平均來壓步距12.6 m；壓力增阻區在2.4～20.8 m，平均增阻區7.0 m，壓力穩定區在1.6～11.2 m，平均穩定區在5.7 m。來壓區域20#～110#支架段，工作面煤壁出現片幫，但工作面整體頂板較完整。說明通過泵送支柱有效支護，工作面超前支架段來壓不明顯，超前支架及單體無壓力顯現，如圖5所示。兩順槽頂板離層儀和兩幫移近似無變化，但在回采至聯巷口，密閉出現不同程度的噴漿層掉落。

圖5 過空巷泵送支柱示意Fig.5 Schematic diagram of the pumping prop in the cross abandoned roadway

5 結論

(1)在減慢推采速度時，工作面來壓步距減小且壓力相應減弱。工作面在末采掛網期間需降低推采速度，降低壓力在貫通過程中對垛架的影響。

(2)支護對策應用于現場實踐，在空巷內部布置柔模泵送支柱能夠對巷道頂底板圍巖變形起到較好的控制作用，保證了正常生產接續。

(3)礦壓自動分析處理系統有待進一步研究，數據采集、篩選、后處理全程實現在線處理，便于礦壓管理的即時性，更具有指導意義。