大采高工作面沿空側(cè)巷道超前區(qū)域圍巖控制研究

翟春佳,鄧 亮,常毛毛

(陜西小保當?shù)V業(yè)有限公司,陜西 榆林 719000)

隨著我國井工開采地下煤炭資源科技水平的不斷提升和機械化設備的不斷創(chuàng)新,以往針對賦存厚度較大的煤層資源開采方式也有了轉(zhuǎn)變[1-3]。針對一些煤層賦存條件穩(wěn)定且厚度較大的煤層開采期間,大采高綜采技術(shù)逐步被應用到其中[4-5]。目前大采高綜采技術(shù)已經(jīng)廣泛地應用于榆神礦區(qū),使單一工作面的年煤炭產(chǎn)出量創(chuàng)歷史新高,為了增加單一工作面年產(chǎn)能和延長其服務年限,往往需要規(guī)劃工作面寬度在250～300 m以上、長度在3 500～4 000 m以上,以往單一的“一進一回”通風方法因通風距離過長、通風阻力極大而無法滿足工作面的開采要求,針對此種大采高綜采工作面,往往采用雙巷布置來增大工作面內(nèi)風流量,降低通風阻力,使其能夠滿足工作面內(nèi)日常的通風、運料和行人作業(yè)需求[6]。

1 工程概況

小保當煤礦為一座設計產(chǎn)能在1.5×107t/a的大型現(xiàn)代化礦井,隸屬于陜西煤業(yè)化工集團,是該集團下屬核心煤企之一。目前井田范圍內(nèi)正在開采的112204工作面布置于11盤區(qū)之內(nèi),此盤區(qū)內(nèi)主采的2-2號煤層厚度變化情況根據(jù)鉆孔地質(zhì)勘探結(jié)果推斷為5.7～6.9 m之間,平均厚度為6.5 m.根據(jù)地質(zhì)勘測結(jié)果可知,此盤區(qū)內(nèi)主采的2-2號煤層厚度傾角變化范圍小于1°,屬于近水平厚煤層開采條件。112204工作面東側(cè)為已經(jīng)回采結(jié)束的112203采空區(qū),西側(cè)為處于預掘階段的112205工作面,南側(cè)為井田的邊界線,北側(cè)為煤層開拓上山大巷群。112204工作面沿走向長約5 798 m,沿傾向?qū)捈s350 m,工作面埋深305～395 m,屬于淺埋煤層開采條件,且其相應的服務平巷采用雙巷布置形式來滿足生產(chǎn)作業(yè)需求。

2 超前支承應力影響分析

112204工作面開采期間,2-2號煤層內(nèi)原本穩(wěn)定的原巖應力狀態(tài)被打破而重新分布,將會在采掘空間周圍形成側(cè)向支承應力。根據(jù)112204工作面的工程地質(zhì)背景,優(yōu)先采用UDEC3D離散元軟件建立三維模型模擬其回采期間四周的側(cè)向支承應力分布特征,根據(jù)模擬結(jié)果得知:112204工作面回采期間,其超前支承應力影響范圍為工作面前方0～63.7 m,超前支承應力的峰值應力大約位于工作面前方16.0 m位置處,其峰值應力大小約為38.5 MPa;同時可知,受到112204工作面超前支承應力與鄰近112203采空區(qū)側(cè)向支承應力疊加影響,沿空側(cè)的112204回風平巷超前段內(nèi)圍巖應力環(huán)境較差,容易發(fā)生較大變形而失穩(wěn)破壞。因此112204工作面開采期間,有必要對其沿空側(cè)回風平巷超前段圍巖穩(wěn)定性進行研究與控制。工作面回采期間沿空側(cè)巷道超前段圍巖受力特征如圖1所示。

圖1 沿空側(cè)巷道超前段圍巖受力示意

由圖1(a)可知,在鄰近面采空區(qū)側(cè)向支承應力和本區(qū)段工作面超前支承應力疊加作用下,112204工作面沿空側(cè)的回風平巷實體煤幫內(nèi)將會形成較高的應力疊加區(qū),此區(qū)域內(nèi)煤巖體所承載的支承應力值較大,容易受采動擾動影響而失穩(wěn)破壞誘發(fā)巷道超前段內(nèi)發(fā)動煤巖動力顯現(xiàn)事故;圖1(b)為圖1(a)沿著A-A剖面的平面圖,結(jié)合宋振騏院士所提出的“內(nèi)外應力場”分布理論可知[7],112204工作面的回采推進首先使覆巖中低位亞關(guān)鍵層破斷運移而形成穩(wěn)定的拱形結(jié)構(gòu)體,在這一過程中,沿空側(cè)巷道圍巖內(nèi)的應力重新分布,將會在回風平巷實體煤幫內(nèi)形成較高的疊加應力集中現(xiàn)象。后續(xù)覆巖內(nèi)中、高位亞關(guān)鍵層和主關(guān)鍵層發(fā)生破斷運移而形成穩(wěn)定的拱形結(jié)構(gòu)體,進而在遠離沿空側(cè)巷道的工作面深部區(qū)域形成高應力集中作用區(qū),但其并不會對沿空側(cè)的巷道造成影響,在此不予考慮。

上區(qū)段工作面回采期間將會對本區(qū)段沿空側(cè)預先掘好的回風平巷造成初次擾動影響,本區(qū)段工作面回采期間所形成的超前支承應力進一步導致回采平巷超前段圍巖受力環(huán)境惡化,容易在采動作業(yè)影響下誘發(fā)回風平巷強礦壓顯現(xiàn)事故。例如2022年1月9日機尾超前區(qū)域出現(xiàn)強烈礦壓顯現(xiàn),頂板迅速下沉破網(wǎng)漏矸,煤柱側(cè)幫鼓超過1 m;1月14日機尾超期區(qū)域持續(xù)來壓,悶炮聲不斷,無法有效支護頂幫,導致嚴重冒頂事故等,這一系列的來壓事故嚴重影響到工作面的安全高效開采。

3 支承應力疊加區(qū)數(shù)值模擬分析

由上述分析可知,沿空側(cè)回風平巷超前段發(fā)生破壞的潛在誘因為支承應力疊加區(qū)內(nèi)煤巖體發(fā)生失穩(wěn)破壞,在此將其視作一圓柱形煤巖柱體,基于庫倫-莫爾強度準則得知其所能承載的極限支承疊加應力如公式(1)所示。

(1)

式中:σmax為支承應力疊加區(qū)內(nèi)煤巖體發(fā)生失穩(wěn)破壞時所能承載的支承應力臨界值,MPa;σ3為支承應力疊加區(qū)內(nèi)煤巖體所受到的側(cè)向圍壓大小,MPa;C為支承應力疊加區(qū)內(nèi)煤巖體的內(nèi)聚力值,MPa;φ為支承應力疊加區(qū)內(nèi)煤巖體的內(nèi)摩擦角,°.

當支承應力疊加區(qū)內(nèi)煤巖體所受到的側(cè)向圍壓大小取值為0 MPa時,基于公式(1)可以得到煤巖體的單軸抗壓強度值,如公式(2)所示。

(2)

根據(jù)三角恒等式對公式(1)中部分表達式進行變換,如公式(3)所示。

(3)

式中:θ為支承應力疊加區(qū)內(nèi)煤巖體的剪切破斷角大小,°.

聯(lián)立公式(1)～(3)可以推導出支承應力疊加區(qū)內(nèi)煤巖體失穩(wěn)破壞時所需支承應力應滿足如下不等式。

σ≥σmax=Rc+σ3tan2θ

(4)

式中:σ為支承應力疊加區(qū)內(nèi)煤巖體發(fā)生失穩(wěn)破壞時所需要的支承應力大小,MPa.

基于公式(4)可知,適當增加側(cè)向圍壓能夠有效地增大支承應力疊加區(qū)內(nèi)煤巖體發(fā)生失穩(wěn)破壞時所需要的支承應力值,同時改善煤巖體自身的剪切破斷角也能在一定程度上提升支承應力疊加區(qū)內(nèi)煤巖體發(fā)生失穩(wěn)破壞時所需要的支承應力值。考慮到2-2號煤層飽和抗壓強度為12.4 MPa,基于公式(4)可以計算得到關(guān)于支承應力疊加區(qū)內(nèi)煤巖體在不同側(cè)向圍壓值和自身剪切破斷角條件下的支承應力臨界值變化情況,如圖2所示。

圖2 煤巖體支承應力臨界值變化曲線

由圖2(a)可知,在任意剪切破斷角條件下,隨著側(cè)向圍壓值由0 MPa逐步增大至10 MPa的過程中,其相對應的支承應力臨界值也呈現(xiàn)出正比例遞增趨勢,且在剪切破斷角值較大時支承應力臨界值遞增曲率較大;由圖2(b)可知,在任意側(cè)向圍壓值條件下,隨著剪切破斷角由0°逐步增大至70°的過程中,其相對應的支承應力臨界值也呈現(xiàn)出正比例遞增趨勢,且在側(cè)向圍壓值較大時支承應力臨界值遞增曲率較大。綜上分析可以看出,適當增加支承應力疊加區(qū)內(nèi)煤巖體的剪切破斷角值和側(cè)向圍壓值能夠有效增大支承應力疊加區(qū)內(nèi)煤巖體失穩(wěn)破壞時所需的支承應力臨界值,進而更好地維護沿空側(cè)巷道超前段圍巖的穩(wěn)定性。

4 沿空側(cè)巷道超前段支護方案

由上述第3小節(jié)中分析可知,通過對沿空側(cè)的回風平巷超前段進行補強支護能夠有效地提升支承應力疊加受力區(qū)內(nèi)煤巖體的側(cè)向圍壓值,同時通過注漿加固技術(shù)改善煤巖體自身的剪切破斷角,進而致使煤巖體失穩(wěn)破壞時所需的支承應力臨界值更大,即煤巖體更加不易發(fā)生失穩(wěn)破壞。針對112204工作面沿空側(cè)的回風平巷,在原有支護方案的基礎上,通過在頂板煤體內(nèi)施打3根頂板錨索來強化頂板結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性,進一步防止頂板煤巖層因離層變形而發(fā)生垮冒事故。同時對于實體煤幫,同樣施打3根幫部錨索來強化實體煤幫圍巖的整體性,并使其對于支承應力疊加區(qū)內(nèi)煤巖體的側(cè)向圍壓值進一步增加,從而提升支承應力疊加區(qū)內(nèi)煤巖體的支承應力臨界值。關(guān)于優(yōu)化后的沿空側(cè)巷道超前段支護方案如圖3所示。

圖3 沿空側(cè)巷道超前段支護方案

如圖3所示在優(yōu)化后的沿空側(cè)巷道超前段支護方案基礎上,進一步對沿空側(cè)巷道超前段圍巖較為破碎的區(qū)域?qū)嵤┓謱哟务詈献{方案[8],分別通過在圍巖淺部采用較小的壓力值(0.1～0.3 MPa)注入水泥漿液,待其初步凝固后,再在圍巖深部采用較大的壓力值(0.8～1.0 MPa)注入水泥漿液,從而將圍巖內(nèi)較為破碎的煤巖體膠結(jié)、黏聚到一起,使得煤巖體的剪切破斷角值增大,從而增大支承應力疊加區(qū)內(nèi)煤巖體的支承應力臨界值。沿空側(cè)巷道超前段破碎區(qū)分層次耦合注漿方案如圖4所示。

圖4 沿空側(cè)巷道超前段破碎區(qū)分層次耦合注漿方案

5 電磁輻射監(jiān)測結(jié)果

礦方采用如第4小節(jié)所示支護方案對112204工作面沿空側(cè)的回風平巷超前段圍巖進行優(yōu)化支護,同時對圍巖中較為破碎的區(qū)域采用分層次耦合注漿措施進行注漿加固后,考慮到煤巖體失穩(wěn)破壞期間所釋放的電磁輻射值與其破壞程度呈正比例相關(guān)[9],因此對實體煤幫實施優(yōu)化支護和注漿措施前后進行電磁輻射監(jiān)測對比,結(jié)果如圖5所示。

圖5 實體煤幫電磁輻射監(jiān)測對比結(jié)果

由圖5可知,在對112204工作面沿空側(cè)的回風平巷采用優(yōu)化支護和注漿措施前,實體煤幫內(nèi)電磁輻射監(jiān)測數(shù)據(jù)在33～79 mV范圍內(nèi)波動,均值為48 mV;采用優(yōu)化支護和注漿措施后,實體煤幫內(nèi)電磁輻射監(jiān)測數(shù)據(jù)在6～25 mV范圍內(nèi)波動,均值為17 mV.對比實施優(yōu)化支護和注漿措施前后,實體煤幫內(nèi)電磁輻射均值降幅高達64.6%,表明實施優(yōu)化支護和注漿措施后,煤巖體失穩(wěn)破壞情況得以大幅度改善,圍巖處于較好的控制狀態(tài),能夠很好地服務于112204工作面回采作業(yè)。

6 結(jié) 語

1) 隨著112204工作面的回采推進,受到112204工作面超前支承應力與鄰近112203采空區(qū)側(cè)向支承應力疊加影響,沿空側(cè)的112204回風平巷超前段內(nèi)圍巖應力環(huán)境較差,容易發(fā)生較大的變形而失穩(wěn)破壞。

2) 適當增加側(cè)向圍壓值和改善煤巖體自身的剪切破斷角,均能在一定程度上增大支承應力疊加區(qū)內(nèi)煤巖體發(fā)生失穩(wěn)破壞時所需要的支承應力值。

3) 對比實施優(yōu)化支護和注漿措施前后,實體煤幫內(nèi)電磁輻射均值降幅高達64.6%,表明煤巖體在實施優(yōu)化支護和注漿措施后,煤巖體失穩(wěn)破壞情況得以大幅度改善,圍巖處于較好的控制狀態(tài),能夠很好地服務于112204工作面回采作業(yè)。