宿東礦區松軟煤層沿空掘巷聯合支護技術研究與應用

謝益盛

(淮北礦業(集團)有限責任公司 朱仙莊煤礦,安徽 宿州 234111)

松軟煤層沿空巷道在受到采掘活動的影響后,巷道圍巖內部原有的應力平衡狀態會被打破,呈現出圍巖的塑性區被進一步破壞、自穩時間短、應力高度集中、應力環境復雜多變、易發生變形且變形量大等特征[1-3]. 通常情況下,會對此類巷道采取一定的加固和修復措施,但依然無法保證巷道的安全性。

針對松軟煤層巷道圍巖穩定性,學者們進行了相關研究,且取得一定成果。袁越等[4]通過建立深部回采巷道的力學模型,進行回采巷道塑性區形態變化規律的理論分析,得出維護回采巷道圍巖穩定的前提是改善圍巖應力環境和減小塑性區的發育深度;文圣勇等[5]以具體工程背景為研究對象,通過地質雷達探測進行采動影響下回采巷道破壞機理及松動圈發育特征的分析,設計了“優化煤柱、高強錨桿支護、對穿錨索控制”三者相結合的控制方案。基于此,以朱仙莊煤礦8106風巷為背景,進行松軟煤層沿空掘巷圍巖控制的研究,在參考相關理論的基礎上,采用數值模擬工具分析了圍巖的變形特征和其聯合支護的機理,設計巷道的聯合支護方案,并進行工業性試驗。

1 工程概況

朱仙莊煤礦屬于淮北礦業集團,位于宿州市東部朱仙莊鎮內,礦井主采8#和10#煤層,8106工作面位于十采區北翼五區段,以工作面為中心,其北、南、東、西分別為8106回風上山下段、F11斷層、F24斷層、8105工作面采空區。8106風巷位置示意圖見圖1. 在8106工作面中,8#煤層平均傾角15°,平均厚度12.0 m,為開采層,頂板、底板巖層的構成均為泥巖和中細粒砂巖,屬于特厚煤層,發育以節理裂隙為主,故也被視為松軟煤層。由于已經完成了鄰近8105工作面的回采,故沿著8105工作面采空區向8106風巷掘進時,采取沿空掘進方法,沿8#煤層底板進行,其中護巷煤柱寬,斷面(呈三心拱形)的凈寬、凈高依次設置為5 m、4.8 m、3.5 m. 8106風巷為松軟煤層沿空掘巷,巷道圍巖松軟破碎,僅采用被動支護或主動支護時,難以保障圍巖的穩定,故進行聯合支護技術研究。

圖1 8106風巷位置示意

2 破碎圍巖變形特征分析

由于松軟煤層圍巖體內部結構較為復雜,故采用FLAC3D數值模擬的方式進行巷道沿空掘進期間圍巖應力及變形規律的分析,建立長180 m×寬100 m×高37.5 m的數值模型,側壓系數1.2,兩側和頂部做位移和等效覆巖荷載施加處理,模型側邊和底部固定,模型示意圖見圖2.

圖2 數值模型力學模型示意

根據8#煤層頂底板巖石力學報告及陷落柱內充填物的具體情況,在數值模型中,對相關的物理參數進行賦值,頂底板巖層物理力學參數見表1.

表1 8#煤層頂底板巖層物理力學參數

數值模擬時先將模型運行至初始地應力平衡狀態,隨后開挖8105工作面運算至平衡狀態,再對8106風巷沿空掘巷工作面進行運算,保證其達到平衡狀態,最后進行巷道開挖運算至平衡狀態。基于破碎圍巖沿空掘巷相關研究結果[6-7],設置對比分析巷道在U型棚支護和U型棚+錨索梁支護+沿空側注漿時圍巖變形特征,即對比巷道僅采用被動支護和采用被動+主動聯合支護時圍巖變形特征,模擬方案見表2.

表2 數值模擬方案

根據數值模擬結果分析8106風巷沿空掘巷期間在不同支護方案下圍巖變形量及塑性區分布特征。

1) 圍巖變形量。在巷道頂板、底板及兩幫中部布置測點進行巷道表面位移監測,不同支護方案下沿空掘期間圍巖變形曲線見圖3.

圖3 不同支護方案下沿空掘巷期間圍巖變形曲線

由圖3(a)可知,8106風巷沿空掘巷期間采用U型棚支護方案時,巷道頂板、底板變形量分別為0.124 m、0.051 m,煤柱幫和實體煤幫移近量分別為0.151 m、0.056 m. 據此可知,沿空掘巷期間僅采用原有U型鋼棚支護時,圍巖變形量大,且煤柱幫和實體煤幫、頂板和底板的變形均不對稱,表現為后者顯著小于前者。

由圖3(b)可知,8106風巷沿空掘巷期間采用U型棚+錨索梁支護時,巷道頂板、底板變形量分別為0.111 m、0.052 m,煤柱幫和實體煤幫移近量分別為0.056 m、0.05 m. 相較于巷道僅采用U型鋼棚支護時,頂板下沉量、兩幫移近量顯著降低,其中煤柱幫變形量的降幅達到62.9%. 基于上述分析可知,巷道采用錨索梁補強和沿空側注漿加固后,掘巷期間兩幫的非對稱變形得到有效改善,圍巖自身穩定性得到提高,圍巖變形量大幅降低。

2) 塑性區分布。不同支護方案下圍巖塑性區分布結果見圖4.

圖4 不同支護方案下圍巖塑性區分布

分析圖4(a)可知,采用U型棚支護時,沿空掘巷期間頂板及兩幫主要受到剪切破壞,頂板區域0～0.5 m的圍巖在剪切應力與拉應力的作用下表現為塑性狀態,頂板0.5～3.2 m圍巖主要受到剪切應力的作用表現為塑性,兩幫0～3.1 m的圍巖同樣在剪切應力的作用下出現塑性破壞,底板0～1.5 m的巖體在拉應力的作用下表現為塑性狀態。就塑性區發育情況而言,頂板的深度為3.2 m,底板的深度為2.5 m,左幫的深度為3.1 m,右幫的深度為3.0 m,且巷道在該種支護方案下圍巖塑性區有進一步向深部發育的趨勢。

分析圖4(b)可知,采用U型棚+錨索梁支護時,巷道沿空掘巷期間的破碎特征基本與采用U型棚支護時相同,但塑性區的發育深度均下降,頂板為2.8 m,底板為2.7 m,左幫為2.6 m,右幫為1.5 m. 圍巖塑性區的發育深度僅有小幅降低,無向深部區域進一步發育的趨勢。產生這種現象的主要原因為巷道圍巖松軟破碎,主動支護僅能在一定程度提升松軟圍巖體的整體性及承載能力。

綜合上述分析可知,8106風巷在采用U型棚+錨索梁+沿空側注漿相結合的聯合支護方案后,圍巖變形量大幅降低,巷道圍巖塑性區無進一步向深部發育的趨勢,掘巷期間圍巖變形滿足使用要求。

3 聯合支護方案及效果

3.1 聯合支護方案

根據8106風巷的地質條件,結合巷道圍巖控制對策及數值模擬結果,確定沿空掘巷期間采用U型棚+鎖梁錨索、鎖腿錨桿+沿空側噴漿、注漿的聯合支護方案。

1) U型棚支護。U型棚搭接長度和棚距分別設置為400 mm和600 mm,采用三心拱棚,具備可縮性,型號為U29,搭接處的固定選擇限位卡纜和中部限位卡纜完成,數量分別為兩副、一副,300 N·m為卡纜螺母扭矩最小值,棚間的聯結采用金屬拉板實現,棚后采用雙抗網+金屬網+鐵背板進行全斷面腰背,金屬網為10#鐵絲編織,金屬網搭接100 mm,鐵背板間距300 mm.

2) 鎖梁錨索、鎖腿錨桿。頂部采用3道錨索梁支護,錨索采用YMS22/9.5-1860型鋼絞線,預緊力≥30 kN,外露長度1200 mm,排距150～250 mm,巷道兩幫各施工二道鎖腿錨桿,錨桿規格為GM22/2500-490,底板以上700 mm處設置第一道錨桿,1500 mm處設置第二道錨桿,鎖腿錨桿外露長度不得超過100 mm. 鎖腿錨桿滯后迎頭不大于5 m,錨索梁滯后迎頭不大于8 m.

3) 沿空側噴漿+注漿。巷道沿空側支護采用“噴漿+注漿”措施,噴漿層厚度≥100 mm,滯后迎頭≤30 m;注漿材料和錨桿分別選用水泥漿(水∶灰=1∶2)和自轉式錨桿,錨桿間排距1500 mm×1500 mm,終孔注漿壓力6 MPa,滯后迎頭≤60 m. 施工工藝選用兩循環工藝。

巷道支護斷面示意圖見圖5.

圖5 8106風巷支護方式示意

3.2 效果分析

由巷道掘進迎頭處布置的觀測點所觀測的數據繪制了8106風巷沿空掘巷期間的圍巖變形量及變形速率曲線圖,見圖6.

圖6 沿空掘巷期間圍巖變形量及變形速率曲線

由圖6可知,8106風巷頂底板在沿空掘巷過程中最大的移近速率為19 mm/d,兩幫移近速率的最大值為26 mm/d,頂底板和兩幫變形主要出現在支護方案實施后的0～25 d. 25 d后頂底板及兩幫的變形速率均顯著降低,均在5 mm/d范圍內,且頂底板的變形趨于穩定,最大變形量141 mm,而兩幫的變形也逐漸達到穩定狀態,為最大移近量164 mm.

4 結 語

1) 采用FLAC3D數值模擬軟件進行破碎圍巖變形特征與機理分析,得出采動影響下注漿加固前后破碎圍巖均呈現出不對稱的變形特征,圍巖變形量的大小順序為:左幫>頂板>右幫>底板;破碎圍巖注漿加固后,圍巖變形量大幅下降,且有效阻止了圍巖塑性區向深部發育。

2) 在參考模擬結果的基礎上,結合巷道圍巖變形情況設計出了“U型棚+鎖梁錨索、鎖腿錨桿+沿空側噴漿、注漿”的巷道支護方案,29U型棚間距為600 mm,頂部布置3道錨索梁,兩幫各布置兩排鎖腿錨桿,煤柱幫布置3排注漿錨桿,間排距為1500 mm×1500 mm,選用水∶灰=1∶2的水泥漿作為注漿材料,施工工藝選用兩循環工藝,6 MPa作為終孔注漿壓力。

3) 8106風巷采用聯合支護方案后,淺部破碎圍巖與深部穩定圍巖間形成有效連接,沿空側煤柱的承載能力得到提高,巷道掘進期間頂底板及兩幫最大變形量分別為141 mm和164 mm,保障了巷道圍巖的穩定。