沿充填體掘巷高支承壓力下底板穩(wěn)定性控制數(shù)值研究

吳劍彪，吳 銳，許宏偉，張鵬輝

（江西理工大學(xué) 資源與環(huán)境工程學(xué)院，江西 贛州 341000）

從國內(nèi)能源生產(chǎn)使用與消費(fèi)結(jié)構(gòu)的層面來說，煤炭作為主要能源的現(xiàn)狀短期內(nèi)仍然是保持穩(wěn)固不變的。怎樣達(dá)到煤礦的安全高效開采，并提升煤炭回收利用率，是當(dāng)前煤炭界的熱門問題[1-2]。隨著支護(hù)技術(shù)的不斷成熟，煤炭開采過程中大多選擇沿空留巷和沿空掘巷的辦法，并且得到了非常好的應(yīng)用成果[3]。其中沿空留巷要受2 次采動作用造成的影響，導(dǎo)致護(hù)巷過程困難且費(fèi)用較高，特別是在厚煤層中此缺點(diǎn)極為突出。沿空掘巷只經(jīng)歷一次采動作用的影響，因此也便于維護(hù)，而實(shí)際上該方法要留出5～7 m 的煤柱，如果煤層厚度比較大的話，必然將損失較多的煤炭資源（損失2%～3%）。針對上述的問題，國內(nèi)提出了巷內(nèi)預(yù)充填無煤柱掘巷技術(shù)[3-7]（以下簡稱“沿充填體掘巷”），該護(hù)巷技術(shù)在上區(qū)段工作面加大斷面掘進(jìn)的平巷中緊挨非截割幫預(yù)先構(gòu)筑充填體墻，在上工作面回采結(jié)束覆巖穩(wěn)定后，在本工作面沿充填體墻掘進(jìn)。此過程即將充填體墻代替原區(qū)段工作面間應(yīng)留設(shè)的煤柱?？梢钥闯觯涮铙w墻看似和預(yù)留煤柱類似，但其實(shí)際寬度要小于窄煤柱，一般小于2 m，且要受到采動超前支承壓力和側(cè)向支承壓力的影響，巷道變形嚴(yán)重，尤其是底鼓尤為明顯。為此，采用數(shù)值模擬對沿充填體掘巷巷道支護(hù)前后圍巖變形規(guī)律進(jìn)行研究，提出并著重探討底板加固和底板卸壓等2 種不同方案作用下對底鼓的控制效果。

1 加固法控制沿充填體掘巷底鼓方案

對于底鼓的控制當(dāng)前最常用的控制底鼓的方法有底板加固[8-14]和底板卸壓[15-18]。底板加固的核心是提高底板強(qiáng)度從而讓底板位移量減少來抑制底板鼓起；底板卸壓的核心是通過改變底板的應(yīng)力狀態(tài)從而來控制底板鼓起。

1.1 工程概況及數(shù)值模型

以潞安集團(tuán)常村煤礦為工程背景，S511 綜放工作面平均埋深約450 m，平均煤厚度為6.1 m，采高為3.2 m，工作面煤層傾角為0°～6°。

選用FLAC3D軟件進(jìn)行模擬。數(shù)值模型如圖1，尺寸為：200 m×160 m×70 m，底板位于模型高30 m處，模型中采用漸變網(wǎng)格劃分，在沿充填體掘巷巷道圍巖附近加密網(wǎng)格劃分。模型共劃分為520 000 單元，556 308 個節(jié)點(diǎn)。模型頂部施加應(yīng)力邊界條件，用于模擬上覆巖重，模型沿走向及傾向方向施加水平應(yīng)力，模擬埋深450 m，側(cè)壓系數(shù)為0.47。煤巖力學(xué)參數(shù)見表1，對煤巖參數(shù)的設(shè)定主要借鑒文獻(xiàn)［6］。

圖1 沿充填體掘巷數(shù)值模擬模型Fig.1 Numerical simulation model of roadway excavation along filling body

表1 煤巖力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of coal and rock

1.2 加固方案

該方案為斷面尺寸4.5 m×3.5 m 的矩形巷道。錨桿和錨索的桿體分別為φ22 mm×2 400 mm 和φ17.8 mm×8 300 mm，錨固長度分別為1 m 和1.5 m，預(yù)應(yīng)力分別為5 t 和15 t。幾種加固方案為：①方案1：加固頂板及實(shí)體煤幫；②方案2：加固底板幫角；③方案3：加固底板；④方案4：加固底板及幫角。加固參數(shù)設(shè)計(jì)見表2，效果示意圖如圖2。

圖2 各加固方案支護(hù)效果示意圖Fig.2 Effect diagrams of each reinforcement schemes

表2 加固方案參數(shù)設(shè)計(jì)Table 2 Parameters design of reinforcement schemes

1.3 加固方案數(shù)值分析

數(shù)值模擬方案設(shè)計(jì)為200 m×80 m×70 m 的模型尺寸，對本工作面“二次掘巷”及“二次回采”工作面超前5 m 處2 種情況進(jìn)行模擬。

在本工作面掘采過程中無加固下位移云圖如圖3。本工作面掘采過程中無加固條件下的巷道圍巖位移量見表3。

表3 無加固下的圍巖位移量Table 3 Displacement of surrounding rock without reinforcement

圖3 無加固圍巖位移云圖Fig.3 Diagrams of surrounding rock displacement without reinforcement

4 種加固方案“二次掘巷”中圍巖垂直位移云圖如圖4。4 種不同加固方案下在“二次掘巷”中的圍巖位移量見表4。

由圖4 和表4 可知，在巷道得到支護(hù)加固后，除充填體幫的位移量變化規(guī)律不同外，其余的巷道圍巖的位移量均小于加固之前。首先，頂板位移量在加固前后無較大變化，而底板鼓起量在加固之后明顯有所減少，實(shí)體煤幫加固前后的位移量變化規(guī)律也同一致，但是充填體幫的位移量的變化規(guī)律與上述3 項(xiàng)不同。由表4 中數(shù)值模擬出的加固前后的數(shù)據(jù)不難看出，僅是加固底板幫角的總體作用并不是很明顯。對比加固頂板及實(shí)體煤幫，各圍巖變形量的改變幅度非常小，同樣變化趨勢不明顯，而隨著底板加固后得到的效果非常顯著。此時相對于無加固條件下，頂板的下沉量減小46.5 mm；底板的鼓起量則減小115.9 mm，即此時巷道底板的變形量減小1.83倍；實(shí)體煤幫和充填體幫的移近量分別是減小44.4 mm 和增加5.2 mm。由上述可知，加固底板和幫角能夠顯著提高巷道抵抗底鼓的能力，當(dāng)?shù)装搴蛶徒枪餐庸毯螅瑢Ρ葻o加固條件下此時巷道底板的變形量減小2.48 倍。

表4 4 種加固方案“二次掘巷”圍巖位移量Table 4 Displacement of surrounding rock of“secondary roadway excavation”in four reinforcement schemes

圖4 4 種加固方案“二次掘巷”圍巖位移云圖Fig.4 Diagrams of surrounding rock displacement of“secondary roadway excavation”of four reinforcement schemes

4 種加固方案下“二次掘巷”中圍巖位移云如圖5。4 種不同加固方案在“二次掘巷”中圍巖位移量見表5。

由圖5 和表5 可知，此次模擬方案數(shù)值的變化規(guī)律和前述中本工作面“二次掘巷”過程中的非常相似，但數(shù)值的變化幅度較之前有所增大。其中變化最為明顯的是充填體幫的變形量，先后加固底板幫角和底板時相對于無加固狀態(tài)下充填體幫的變形量分別增加了31.6 mm 和118.2 mm，即變大為原來的1.27 倍和2.02 倍。造成如此結(jié)果的原因：①充填體幫沒有額外加固；②受外界疊加壓力的作用導(dǎo)致充填體幫的自身承受的壓力變大。所以充填體的幫位移量要比實(shí)體煤的幫位移量大。此外，在本工作面“二次掘巷”中，當(dāng)?shù)装搴蛶徒枪餐庸毯?，對比無加固條件下此時巷道底板的變形量減小2.60 倍。

表5 4 種加固方案“二次回采”圍巖位移量Table 5 Displacement of surrounding rock in“secondary mining”of four reinforcement schemes

圖5 4 種加固方案“二次回采”圍巖位移云圖Fig.5 Diagrams of surrounding rock displacement of“secondary mining”of four reinforcement schemes

2 卸壓法控制沿充填體掘巷底鼓方案

2.1 底板卸壓控制底鼓機(jī)理

國內(nèi)外大量研究表明[15-20]，通過在巷道底板開槽的辦法可以明顯控制圍巖的變形。卸壓槽明顯使底板的應(yīng)力環(huán)境發(fā)生改變，能有效減小底板變形。卸壓槽卸壓原理示意圖如圖6。底板無卸壓槽時，在充填體幫和實(shí)體煤幫積聚了較高的應(yīng)力，卸壓槽使底板深部應(yīng)力大幅降低，進(jìn)而降低底板變形，同時改善降低了處于巷道圍巖兩幫的應(yīng)力。圖6 中，σν為巷道圍巖應(yīng)力；σH為巷道底板應(yīng)力。

圖6 卸壓槽卸壓原理示意圖Fig.6 Schematic diagrams of pressure relief groove

2.2 底板卸壓數(shù)值模擬分析

為精確研究卸壓法對控制底鼓的效果，設(shè)計(jì)如下模擬方案探究該問題，開槽寬度為0.5 m，分別模擬4 種開槽深度（0.5、1.0、1.5、2.0 m）對圍巖變形的影響規(guī)律。開槽寬度與深度的設(shè)定主要借鑒文獻(xiàn)［16］，該方案使用FLAC3D軟件進(jìn)行模擬。

4 種開槽深度下在“二次掘巷”中圍巖位移云如圖7。4 種開槽深度在“二次掘巷”中的圍巖位移量見表6。4 種開槽深度“二次回采”圍巖位移云如圖8。4 種開槽深度“二次回采”圍巖位移量見表7。

表7 4 種開槽深度“二次回采”圍巖位移量Table 7 Displacement of surrounding rock in“secondary mining”with four kinds of slotting depths

表6 4 種開槽深度“二次掘巷”圍巖位移量Table 6 Displacement of surrounding rock of“secondary roadway excavation”with four kinds of slotting depths

圖7 4 種開槽深度“二次掘巷”圍巖位移云圖Fig.7 Diagrams of surrounding rock displacement of“secondary roadway excavation”with four kinds of slotting depths

圖8 4 種開槽深度“二次回采”圍巖位移云圖Fig.8 Displacement effect diagrams of four kinds of slotting depth in period two

由圖7 和表6 可知，伴隨著開槽深度的增大巷道頂板與實(shí)體煤幫的位移量都有上升的趨勢。但是頂板的變形量不是很明顯，當(dāng)開槽深度為2 m 時，頂板的變形量相對于無開槽情況下僅增加了12.7 mm，而實(shí)體煤幫的位移量的變化規(guī)律則與前者有所不同，即變化幅度較大。當(dāng)開槽深度為2 m 時，實(shí)體煤幫的位移量相對于無開槽時增加了44.5 mm。底板的鼓起量和充填體幫的位移量受開槽的作用的影響較大，而且隨著開槽深度的增加呈現(xiàn)減小的趨勢。當(dāng)開槽深度為2 m 時，底板的鼓起量相對于無開槽情況下減小了115.1 mm，即減小1.82 倍。由上述可知，隨著開槽深度的增大，底板抵抗變形的能力也逐漸增強(qiáng)。但除底板外其余圍巖抵抗變形的能力均有所下降。

由圖8 和表7 可知，在本工作面“二次掘巷”中，巷道圍巖的變形量相比較于本工作面“二次掘巷”中變化的幅度都有增大的趨勢，且圍巖位移量隨開槽深度增大而變化的規(guī)律都與表6 中一致。相對于無開槽情況下，當(dāng)開槽深度為2.0 m 時，頂板的位移量增加了19.2 mm，實(shí)體煤幫的位移量增加了79.1 mm，即分別增大為原來無開槽條件下的1.03 倍和1.46 倍，顯然開槽對實(shí)體煤幫的影響比較大。在開槽情況下底板與充填體幫的變化規(guī)律與上述剛好相反，即隨著開槽深度的變深都有變小的趨勢。相對于無開槽情況下，當(dāng)開槽深度為2.0 m 時，底板的位移量減小了190.8 mm，即減小2.49 倍，故開槽明顯對于控制底板鼓起有較大的作用。

3 結(jié) 語

1）對比各種巷道底鼓的控制方案，當(dāng)?shù)装寮皫徒枪餐庸虝r，“二次掘巷”和“二次回采”過程中工作面超前5 m 處底鼓量分別減小2.48 倍和2.60倍，故共同加固底板及幫角是控制底鼓的有效途徑。

2）卸壓槽能夠有效控制巷道底鼓，且與開槽深度有極大相關(guān)性。當(dāng)開槽深度為2.0 m 時，相對于無開槽情況下“二次掘巷”和“二次回采”過程中工作面超前5 m 處底鼓量分別減小1.82 倍和2.49 倍。但該方法對頂板和實(shí)體煤幫的變形控制作用則相反，故在實(shí)際設(shè)計(jì)時要考慮其對頂板和實(shí)體煤幫變形量加大帶來的負(fù)面影響。

3）加固底板、底板卸壓都能達(dá)到遏制巷道底鼓的目的。根據(jù)潞安常村煤礦S511 綜放工作面的實(shí)際情況和模擬結(jié)論，可采用底板卸壓切槽的辦法控制底鼓，底板卸壓相比加固底板更加經(jīng)濟(jì)高效、施工便捷。其中開槽深度超過1.5 m 時，巷道圍巖位移量的變化率開始增大，因此推薦開槽深度為1.5 m。

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