工作面末采期間煤層大巷群圍巖控制技術研究

李常浩

(潞安化工集團 余吾煤業有限責任公司,山西 長治 046103)

煤層內開掘巷道時,由于煤體自身強度遠低于巖體且節理較為發育,因此開掘后原本穩定的三向應力狀態發生改變而易于在開掘空間周圍形成應力集中,進而致使煤巷圍巖裂隙發育且變形量大[1-2]。眾多專家針對煤層巷道圍巖控制從錨桿索支護工藝優化、支護體構件改良方面進行研究[3-5],也有諸多學者從卸壓、注漿加固的角度分析,改善煤層巷道圍巖的受力環境[6-7]。上述研究多側重于對某一方面進行細致的分析研究,但井工開采期間煤層內巷道所處的環境往往比較復雜,既受自身開掘所形成的應力集中影響,還會受到周圍工作面開采活動的疊加干擾影響。

本文以N2105工作面末采階段為工程背景,旨在研究其停采線前方的煤層大巷群圍巖如何有效地控制變形和降低應力集中,以期為具有類似復雜工程條件下的煤層巷道圍巖控制提供指導。

1 N2105工作面工程地質概況

余吾煤業N2105工作面目前處于回采末期,且工作面回采推進位置距離停采線已不足100 m.N2105工作面所開采的2號煤層平均厚度約為7.2 m,煤層傾角在3°～11°之間變化,煤層內沒有明顯的斷層、褶曲等地質構造,且工作面采用一次性采全高的開采工藝,機械化開采程度較高。N2105工作面停采線前方布置有5條主要的煤層大巷,與停采線的距離由近及遠依次為1號回風大巷、輔助運輸大巷、膠帶大巷、進風大巷和2號回風大巷,煤層大巷之間保護煤柱體的寬度基本控制在35 m左右。N2105工作面平面位置關系如圖1所示。

圖1 N2105工作面平面位置關系圖

當N2105工作面回采推進至末采階段后,由于其與停采線前方的煤層大巷群距離較小,其開采所形成的超前支承應力以及采空區上方覆巖運移所形成的動載擾動將會對煤層大巷群的圍巖穩定性造成一定的影響。首先在煤層大巷群內各煤層大巷圍巖破壞較為典型的區域預先施打煤層鉆孔,然后用礦用鉆孔窺視儀器對鉆孔內圍巖的破壞情況進行觀測,得到的各煤層大巷圍巖內深度為1.0 m位置處的煤體破壞情況如圖2所示。

圖2 煤層大巷群圍巖內深1.0 m處鉆孔窺視結果

根據圖2可知,隨著煤層大巷與停采線距離的增加,其圍巖結構對應的破壞特征也由嚴重破碎過渡至較為完整,這表明與停采線距離更近的煤層大巷圍巖所受到的N2105工作面超前支承應力和采空區上方覆巖運移擾動疊加影響較大,因而導致其圍巖結構破碎嚴重;而遠離停采線的煤層大巷圍巖因受到的N2105工作面超前支承應力和采空區上方覆巖運移擾動影響較小,因此其圍巖結構完整性較好。但后續隨著N2105工作面回采推進,原本遠離停采線位置處的煤層大巷所受到的N2105工作面超前支承應力和采空區上方覆巖運移擾動疊加影響也逐步增大,進而導致其圍巖將會由原本完整的結構形態逐步演變為嚴重破碎狀態,因此有必要對圍巖結構完整的煤層大巷提前采取預防措施,同時對圍巖結構嚴重破壞的煤層大巷采取針對性的補救措施。

2 頂板定向致裂卸壓技術分析

針對遠離停采線的煤層大巷,可以采取頂板定向致裂的方法來降低N2105工作面超前支承應力對其圍巖的應力疊加影響。關于頂板定向致裂前后煤層大巷圍巖內應力變化情況,采用UDEC3D離散元軟件進行模擬分析,結合鉆孔勘測結果,首先構建了長×寬×高=300 m×220 m×95 m的三維模型。三維模型中煤層大巷的開挖尺寸為寬×高=5.2 m×4.5 m,具體所構建的三維模型如圖3所示。

圖3 三維模型

圖3所建立的三維模型中,煤巖層物理力學參數賦值情況基于實驗室測定的煤巖樣參數值確定,具體煤巖層賦值參數如表1所示。

表1 煤巖層物理力學參數賦值

三維模型中煤巖層內的節理基于現場地質資料并采用UDEC3D離散元軟件內嵌的節理本構模型進行二次開發,煤巖層采用摩爾-庫倫本構模型。三維模型中2號煤層距離模型頂面高度為58 m,同時結合煤層平均埋深為420 m可知,三維模型上表面距離地表的等效深度約為360 m,在此假設覆巖的平均容重為25 kN/m3.通過計算可以確定,在三維模型上表面施加的等效均布載荷值為9.0 MPa.三維模型的四周邊界采用水平位移約束,底部邊界采用固定位移約束,模型中以1號回風大巷和輔助運輸大巷之間覆巖中厚度為22.5 m的細砂巖層為定向致裂的目標巖層。數值模擬運算最終得到的頂板定向致裂前后煤體內垂直應力變化規律如圖4所示。

圖4 頂板定向致裂前后煤體內垂直應力變化曲線

由圖4可知,當對1號回風大巷和輔助運輸大巷之間覆巖中厚度為22.5 m的細砂巖層未采取定向致裂前,兩條煤層大巷之間寬為35 m的煤柱體內所承載的垂直應力呈現出“雙峰值”分布狀態,且靠近1號回風大巷側的峰值應力值(19.4 MPa)要高于靠近輔助運輸大巷側的峰值應力值(18.1 MPa);當對1號回風大巷和輔助運輸大巷之間覆巖中厚度為22.5 m的細砂巖層采取定向致裂后,兩條煤層大巷之間寬為35 m的煤柱體內所承載的垂直應力同樣呈現出“雙峰值”分布狀態,且在定向致裂范圍由20 m增加至35 m的過程中,垂直應力“雙峰值”分布曲線上的峰值應力值趨于相等。在頂板定向致裂范圍為20 m時,靠近1號回風大巷側和輔助運輸大巷側的峰值應力值分別為18.1 MPa和17.1 MPa.在頂板定向致裂范圍為35 m時,靠近1號回風大巷側和輔助運輸大巷側的峰值應力值分別為15.3 MPa和15.2 MPa.

綜上分析可知,當對頂板內厚硬關鍵層定向致裂范圍為20 m時,卸壓程度相對較小,煤柱體內所承載的垂直應力在“雙峰值”位置處的降幅分別為6.7%和5.5%;當對頂板內厚硬關鍵層定向致裂范圍為35 m時,卸壓程度相對較大,煤柱體內所承載的垂直應力在“雙峰值”位置處的降幅分別為21.1%和16.0%.可見當對頂板內厚硬關鍵層進行充分致裂后,能夠有效降低兩條煤層大巷之間寬為35 m的煤柱體內所承載的垂直應力值,從而控制煤柱體內塑性區的擴展范圍,并在一定程度上改善煤層大巷圍巖的應力環境。

3 煤層大巷圍巖注漿加固技術分析

當在煤層內開挖巷道后,會改變結構原本完整的煤體的受力環境,在采動支承應力疊加作用下圍巖較為破碎,因此有必要對煤層大巷的圍巖進行注漿加固,使受采動支承應力疊加作用而較為破碎的圍巖結構能夠膠結成連續性較好的整體結構,進而有效地提升煤層大巷圍巖的主動承載性能,同時有利于錨桿索等支護體與圍巖充分協同作用,更好地發揮支護體結構的被動承載能力。注漿加固煤層大巷圍巖同樣能夠起到對N2105采空區上方覆巖運移所形成的動載擾動的進一步抵抗能力,抵抗動載擾動的作用機理如圖5所示[8]。

圖5 注漿加固后的煤層大巷抵抗動載擾動作用機理

針對某一具體煤層大巷圍巖注漿參數的確定,以1號回風大巷為例,首先通過鉆孔窺視的方法確定其圍巖不同深度處裂隙張口尺寸的大小,其變化規律滿足圖6所示的擬合曲線。

圖6 1號回風大巷圍巖不同深度裂隙張口尺寸變化曲線

根據圖6可知,其在煤層大巷圍巖淺部區域裂隙張口尺寸最大,約為1.5 mm,而隨著徑向方向向圍巖深部區域延伸,其裂隙張口尺寸呈指數規律減小,基本控制在0.1～0.2 mm之間。基于煤層大巷圍巖內裂隙的變化規律,采用COMSOL Multiphysics數值仿真軟件對注漿加固參數進行了模擬分析,得到了幾種典型水灰質量比條件下漿液在圍巖內的擴散規律,如圖7所示。

圖7 不同水灰比時漿液在圍巖內擴散規律

由圖7可知,隨著水灰質量比由0.5∶1增大至1.5∶1,漿液在圍巖內的擴散范圍呈增大趨勢;而在水灰質量比由1.5∶1進一步增大至2∶1的過程中,漿液在圍巖內的擴散范圍不增反降,因此確定適合1號回風大巷圍巖最佳的水灰質量比為1.5∶1.

在水灰質量比為1.5∶1的基礎上,得到了幾種典型的注漿壓力條件下漿液在圍巖內的擴散規律,如圖8所示。

圖8 不同注漿壓力時漿液在圍巖內擴散規律

由圖8可知,在注漿壓力由1.0 MPa增大至5.0 MPa的過程中,漿液在圍巖內的擴散范圍基本保持不變,因此確定適合1號回風大巷圍巖最佳的注漿壓力為1.0 MPa.

4 現場工業性應用

當對現場1號回風大巷采取頂板定向致裂和圍巖注漿加固措施后,隨著N2105工作面的進一步回采推進,可在1號回風大巷圍巖表面布置3組十字測站對其圍巖變形規律進行礦壓監測,監測數據平均值如圖9所示。

由圖9可知,后續N2105工作面回采推進60 d后,1號回風大巷圍巖頂底板移近量平均值為148 mm,兩幫移近量平均值為72 mm,相較于巷道原有斷面尺寸收斂率分別為3.3%和1.4%.可見當對煤層大巷采取頂板定向致裂和圍巖注漿加固措施后,其抵抗N2105工作面回采擾動影響能力的大幅度增加,且圍巖所處的應力環境良好,因此能夠在工作面末采階段依舊安全、高效地服務于礦井生產作業。

5 結 語

1) 工作面末采階段所形成的超前支承應力和采空區上方覆巖運移所形成的動載擾動疊加作用將會造成停采線前方的煤層大巷群圍巖發生破壞,且破壞影響程度會隨著煤層大巷遠離停采線而減小。

2) UDEC3D離散元軟件模擬結果表明,對1號回風大巷和輔助運輸大巷之間覆巖中厚度為22.5 m的細砂巖層采取定向致裂后,能夠有效降低兩條煤層大巷之間寬為35 m的煤柱體內所承載的垂直應力值,從而控制煤柱體內塑性區的擴展范圍。

3) 注漿加固煤層大巷圍巖能夠提高其抗載擾動能力,同時采用數值仿真的方法確定了1號回風大巷圍巖的最佳水灰質量比為1.5∶1,最佳注漿壓力為1.0 MPa.

4) 后續N2105工作面回采推進60 d后,1號回風大巷圍巖頂底板和兩幫收斂率分別為3.3%和1.4%,表明采取頂板定向致裂和圍巖注漿加固措施能夠保障1號回風大巷安全、高效地服務于礦井生產作業。