淺埋深綜放工作面小煤柱開采技術(shù)研究

趙 耀

(山西河曲晉神磁窯溝煤業(yè)有限公司,山西 忻州 036503)

煤炭作為能源結(jié)構(gòu)中重要的一環(huán),需求量與日俱增。目前礦井煤炭損失總量的90%都集中在留設(shè)護(hù)巷煤柱方面,因此小煤柱的推廣使用,不僅是煤礦開采技術(shù)的需求,也是現(xiàn)階段節(jié)約能源的要求。近些年,一些學(xué)者將減弱側(cè)向支承壓力對小煤柱沿空掘巷的影響作為研究方向,通過對相鄰采空區(qū)側(cè)向支撐壓力的研究,采用理論計算、礦壓分析和數(shù)值模擬等手段,推導(dǎo)出側(cè)向支承壓力降低區(qū)范圍,進(jìn)而確定小煤柱的合理留設(shè)寬度[1-5];另一些學(xué)者在小煤柱回采巷道以及相鄰巷道內(nèi)采集試驗數(shù)據(jù),通過對數(shù)據(jù)進(jìn)行整理和分析,也取得了較好的研究成果,不僅總結(jié)出了小煤柱在工作面回采時礦壓變化的一般規(guī)律,也對現(xiàn)場地質(zhì)條件是否適合布置小煤柱沿空掘巷進(jìn)行了總結(jié)[6-10]。

現(xiàn)有成果中關(guān)于采用主動卸壓手段改善小煤柱沿空掘巷受力狀態(tài)的研究較少。本文將以磁窯溝煤礦13102工作面煤柱作為研究對象,采用理論分析和數(shù)值模擬等手段計算出小煤柱的合理尺寸區(qū)間。為了進(jìn)一步改善沿空掘巷的受力狀態(tài),減弱回采應(yīng)力對小煤柱造成的破壞,對小煤柱巷道頂板實施水力壓裂切頂卸壓技術(shù),通過鉆孔、壓裂方案的設(shè)計與施工來調(diào)整側(cè)向應(yīng)力區(qū)范圍,以期達(dá)到既能使沿空掘巷受力狀態(tài)最佳,又能減少區(qū)段煤柱的目的。

1 工作面概況

13102工作面東側(cè)為13103工作面(未布置),西側(cè)為13101工作面采空區(qū),南側(cè)為山西華鹿陽坡泉煤礦有限公司(未采動),相鄰均為實體煤,在其上方存在10-2#煤層原10101、10102、10103、10108綜采工作面采空區(qū)。該工作面切眼長度為240 m,切眼斷面寬×高為10.0 m×3.8 m(凈斷面),進(jìn)風(fēng)順槽斷面寬×高為5.4 m×3.6 m(凈斷面),回風(fēng)順槽斷面寬×高為5.0 m×4.0 m(凈斷面),沿煤層底板掘進(jìn),采用綜合機(jī)械化放頂煤采煤方法。

根據(jù)鉆孔探測結(jié)果,13#煤層厚度約為11.1 m。13#煤具有瀝青光澤,以半暗型煤為主，夾半亮型煤,黑色,薄層狀,暗煤亮煤交為絲炭及鏡煤細(xì)條帶,斷口參差狀,煤層裂隙發(fā)育,層內(nèi)見鈣質(zhì)膜及黃鐵礦結(jié)構(gòu)。煤層頂板依次為中粒砂巖、細(xì)砂巖、含礫粗砂巖、細(xì)砂巖,底板為泥巖,詳情見巖層綜合柱狀圖(圖2)。

圖1 13102工作面平面布置圖

圖2 巖層綜合柱狀圖

2 合理煤柱尺寸理論分析

以磁窯溝煤礦13102工作面實際生產(chǎn)條件為基礎(chǔ),通過建立彈塑性理論結(jié)構(gòu)模型,進(jìn)而推導(dǎo)計算出13102工作面回采過后側(cè)向支承壓力分布范圍。

為了便于分析該工作面的支承壓力,首先需要做出以下幾個假設(shè):

1)對研究的空間模型簡化為垂直剖面,方向為沿巷道傾斜方向;

2)工作面內(nèi)的巖體具有各向同性和連續(xù)性,均為理想彈塑性體;

3)若煤體受到破壞,則破壞形式為剪切破壞;

4)當(dāng)煤體強(qiáng)度x達(dá)到極限時(x=x1),應(yīng)力的邊界條件可用以下公式來表述:

(1)

式中:σy1為煤柱強(qiáng)度的極限值,MPa;β為煤體極限強(qiáng)度所在面的側(cè)壓系數(shù),β=μ/μ(1-μ),μ為泊松比;α為煤層的傾角,(°);σx為x方向的應(yīng)力,MPa;σy為y方向的應(yīng)力,MPa;x為煤體強(qiáng)度;x1為煤體強(qiáng)度的極限值。

力學(xué)模型如圖3所示。圖中,采空區(qū)對煤柱的水平約束力為px,煤層傾角為α,煤巖之間的剪應(yīng)力為τxy,煤層厚度為d,極限平衡區(qū)寬度為b,水平應(yīng)力為σx,垂直應(yīng)力為σy,垂直應(yīng)力峰值為σy1。

圖3 煤柱塑性區(qū)寬度受力圖

屈服區(qū)界面應(yīng)力的邊界條件及平衡方程為:

(2)

(3)

τxy=-(C0+σytanφ0)

(4)

式中:在極限平衡區(qū)內(nèi),px表示在x方向的體積力,MPa;py表示在y方向的體積力,MPa;φ0為摩擦角,(°);C0是黏聚力,MPa。

聯(lián)立推導(dǎo)可得:

(5)

由于方程(5)每一側(cè)的函數(shù)均為單一未知量,可以用常數(shù)B來代替等號兩側(cè),其中B0為待定的常數(shù),且B0=B1B2,B1、B2為常數(shù),則可得:

(6)

由公式(1)、(2)、(6)聯(lián)立可得:

(7)

在極限平衡區(qū)內(nèi)的x方向合力為零,對公式進(jìn)行變形推導(dǎo)得:

(8)

式中:d為煤層開采厚度,取15 m;β為側(cè)壓系數(shù),取0.37;φ0為內(nèi)摩擦角,取26°;C0為黏聚力,取1.5 MPa。

采高不同,塑性區(qū)內(nèi)支承壓力分布情況也不同,在此只分析采高為8 m、10 m、12 m、14 m時的塑性區(qū)支承壓力分布規(guī)律,如圖4所示。由圖分析可得:塑性區(qū)寬度范圍的變化與采高呈正相關(guān);在垂直應(yīng)力不變的情況下,若采高逐漸增大,側(cè)向支承壓力的峰值也會隨著塑性區(qū)寬度的變大而轉(zhuǎn)移向煤體深部;綜合前面的理論計算,可以推斷若區(qū)段煤柱留設(shè)寬度為38 m,則巷道恰好會處于側(cè)向支承壓力峰值下,受到超前支承壓力影響的回采巷道變形將會更加嚴(yán)重。如果依然選擇使用大煤柱作為區(qū)段煤柱,則煤柱的寬度應(yīng)為塑性區(qū)的2倍以上,才能減弱側(cè)向支承壓力的影響。

圖4 不同采高對應(yīng)的支承壓力分布圖

總體來看,通過數(shù)值模擬分析,應(yīng)力降低區(qū)的寬度為17 m,而理論分析,寬度應(yīng)為21 m,對地表沉降區(qū)進(jìn)行分析預(yù)測,應(yīng)力降低區(qū)寬度保持在19 m。因此,應(yīng)力降低區(qū)的寬度在采空區(qū)穩(wěn)定之后應(yīng)在17～21 m之間。為了使沿空掘巷始終處于應(yīng)力降低區(qū)的范圍內(nèi)(假設(shè)沿空掘巷寬度為5.5 m),小煤柱的寬度應(yīng)在11.5 m以下。

3 水力壓裂切頂卸壓技術(shù)

由理論分析結(jié)果可知,區(qū)段煤柱的寬度應(yīng)不超過11.5 m。為了減弱回采應(yīng)力對小煤柱造成的破壞,決定對小煤柱巷道頂板實施水力壓裂切頂卸壓技術(shù)手段,調(diào)整側(cè)向應(yīng)力區(qū)范圍。

3.1 切頂卸壓孔布置

1)切頂卸壓孔布置在距小煤柱1.2 m處的頂板上,卸壓孔以傾斜孔為主,卸壓孔深度根據(jù)頂板直接頂及基本頂巖性及強(qiáng)度而定,13號煤層上方30 m范圍均為厚硬砂巖,共有4層,頂板總體強(qiáng)度較高,難以垮落,回采期間極易造成大范圍懸頂,增加煤柱應(yīng)力集中程度,本段巖層作為主要處理層位。

2)水力預(yù)裂鉆孔孔深42.5 m,鉆孔仰角為45°,孔間距5 m,開孔位置位于頂板,鉆孔朝向與工作面推進(jìn)方向相反,孔徑60 mm,如圖5所示。

(c)剖面圖

3.2 實施效果分析

3.2.1水力壓裂曲線分析

為了能夠更好地掌握水力壓裂流程并獲得詳盡的壓裂數(shù)據(jù)資料,在此采用KJ327水壓儀對水力壓裂過程進(jìn)行全程監(jiān)測(圖6)。通過分析可以得出以下結(jié)論:壓裂過程中,水壓儀壓力記錄最高值為28 MPa,表明該段巖體完整性與強(qiáng)度相對較高;13#煤層上方均為厚硬砂巖,起裂壓力均保持在20～28 MPa;圖6(a)中的壓裂孔1在壓裂初始階段,起裂壓力均達(dá)到28 MPa以上,保壓一段時間后,壓力出現(xiàn)驟降,這是由于孔內(nèi)裂隙擴(kuò)展引起的;調(diào)整孔內(nèi)壓裂部位重復(fù)施工12次,孔內(nèi)將會產(chǎn)生大量新生裂隙。

(a)壓裂孔1(2021-11-11)

3.2.2巷道變形量觀測

為了驗證水力壓裂對小煤柱的具體實施效果,并分析總結(jié)工作面回采過程中巷道變形的一般規(guī)律及回采應(yīng)力對巷道變形產(chǎn)生的影響,對回采工作面小煤柱巷道變形進(jìn)行現(xiàn)場連續(xù)觀測。觀測方法采用十字交叉法(如圖7),觀測區(qū)域距切眼500 m,在距切眼490 m、500 m、510 m處依次布置了3個觀測點,測點名稱分別為A1、A2、A3。在3個測點共連續(xù)觀測20 d,觀測初始時A1、A2、A3距回采工作面的距離分別為120 m、130 m、140 m。監(jiān)測結(jié)果如圖8—圖11所示。

圖7 無墻段巷道變形觀測法

(a)A1測點變形量變化圖

(a)A1測點變形速率變化圖

(a)A1測點兩幫變形量變化圖

(a)A1測點兩幫移近速率變化圖

從圖8和圖9可以看出,隨著采煤工作面與測點距離的不斷縮小,頂?shù)装搴蛢蓭偷囊苿铀俾室仓饾u加快,移近量也隨之變大。其中,A1、A2、A3頂?shù)装逡平孔畲笾捣謩e為123 mm、208 mm、17 mm,兩幫移近量的最大值分別為203 mm、292 mm、281 mm。

通過數(shù)據(jù)整理和分析發(fā)現(xiàn):首先,兩幫的變形曲線始終在頂?shù)装遄冃吻€上方,即在工作面回采過程中,兩幫變形量始終大于頂?shù)装遄冃瘟?。其?超前工作面120 m左右時,巷道頂?shù)装寮皟蓭烷_始出現(xiàn)變形;超前工作面60～120 m時,巷道變形量較小,變形速率較緩,變形量最大值僅為42 mm,變形速率最大值僅為10 mm/d;超前工作面30～60 m時,巷道變形量與變形速率均明顯增大,其中變形量最大值為180 mm,變形速率最大值為21 mm/d;超前工作面20～30 m時,巷道變形量急劇增加,變形量最大值為218 mm,移動速率最大值為43 mm/d。最后,回采巷道超前支承壓力達(dá)到峰值時的位置在工作面前方20～30 m,影響范圍在60～120 m之間。

從圖10和圖11可以看出:首先,隨著工作面的回采,觀測區(qū)測點的移近量在煤柱側(cè)與工作面?zhèn)鹊淖兓渴遣灰恢碌?。其?A1、A2、A3測點在煤柱側(cè)的移近量最大值分別為152 mm、211 mm、160 mm,在工作面?zhèn)纫平孔畲笾捣謩e為51 mm、81 mm、121 mm,煤柱側(cè)變形量均大于工作面?zhèn)?。最?煤柱側(cè)移近速率最大值分別為24 mm/d、49 mm/d、40 mm/d,工作面?zhèn)纫平俾首畲笾捣謩e為12 mm/d、18 mm/d、28 mm/d,就變形速率而言,煤柱側(cè)變形速率高于工作面?zhèn)取?/p>

當(dāng)小煤柱巷道頂板進(jìn)行水力壓裂完成后,在現(xiàn)場連續(xù)收集數(shù)據(jù),整理分析可得:各測點兩幫、頂?shù)装逶诨夭蓱?yīng)力的作用下均會產(chǎn)生變形,在距回采工作面較遠(yuǎn)時,變形量相對較小,速率較慢,隨著工作面的不斷推進(jìn),變形量與變形速率均會迅速增大;在采煤工作面快速推進(jìn)的背景下,經(jīng)過現(xiàn)場觀測記錄,兩幫及頂板變形量、變形速率均較小,表明采用水力壓裂手段提前將小煤柱巷道頂板切頂卸壓,對于小煤柱的留設(shè)具有很高的實用性。

4 結(jié)論

1)依據(jù)彈塑性理論結(jié)構(gòu)模型,并結(jié)合磁窯溝礦的實際生產(chǎn)條件,推導(dǎo)計算可得采空區(qū)穩(wěn)定后應(yīng)力降低區(qū)寬度應(yīng)在17～21 m之間。為了使沿空掘巷始終處于應(yīng)力降低區(qū)的范圍內(nèi)(假設(shè)沿空掘巷寬度為5.5 m),小煤柱的寬度應(yīng)在11.5 m以下。

2)采用KJ327水壓儀對水力壓裂過程進(jìn)行全程監(jiān)測發(fā)現(xiàn),壓裂過程中水壓儀壓力記錄最高值為22 MPa,表明該段巖體完整性與強(qiáng)度相對較高;13號煤層上方均為厚硬砂巖,起裂壓力均保持在14～20 MPa;壓裂孔1在壓裂初始階段,起裂壓力均達(dá)到12 MPa以上,保壓一段時間后,壓力出現(xiàn)驟降,這是由于孔內(nèi)裂隙擴(kuò)展引起的;調(diào)整孔內(nèi)壓裂部位重復(fù)施工12次,孔內(nèi)將會產(chǎn)生大量新生裂隙。

3)通過在小煤柱巷道適當(dāng)位置布置十字測站,采用十字交叉法在工作面回采時進(jìn)行現(xiàn)場觀測,發(fā)現(xiàn)兩幫及頂?shù)装遄冃瘟烤^小,表明選擇合適的層位進(jìn)行水力壓裂主動卸壓,可以減小回采期間回采應(yīng)力對煤柱的破壞作用,減少巷道變形,這對降低煤柱尺寸,節(jié)約煤炭資源,具有很強(qiáng)的實用性。