高位抽采巷空間布置及其圍巖控制技術(shù)分析與研究

張 虎

(陜西陜煤曹家灘礦業(yè)有限公司,陜西 榆林 719000)

井工開采期間,當待采煤層透氣性較差且煤體內(nèi)賦存瓦斯含量較高時,工作面采掘期間往往會面臨瓦斯涌出量較大、易于在上隅角和風(fēng)流量較小的區(qū)域積聚的問題,同時采空區(qū)內(nèi)也容易因瓦斯積聚而導(dǎo)致濃度增加,進而誘發(fā)瓦斯爆炸等安全事故[1-2]。關(guān)于工作面采掘期間所面臨的因瓦斯體積分數(shù)過高而引發(fā)的安全隱患,通常采取對預(yù)采煤層進行提前預(yù)裂來增加煤層的透氣性能,同時施加頂板或者底板穿層鉆孔來對預(yù)采煤層進行負壓抽放瓦斯,降低預(yù)采煤層內(nèi)游離狀態(tài)瓦斯的含量,最后在預(yù)采煤層開采期間通過布置于頂板或者底板穩(wěn)定巖層內(nèi)的抽采巖巷實現(xiàn)降低風(fēng)阻的同時增加新風(fēng)流量,從而實現(xiàn)將采掘空間內(nèi)隅角等易于形成高濃度瓦斯積聚區(qū)域內(nèi)的瓦斯攜帶出去而降低瓦斯的體積分數(shù)值,進而確保了工作面采掘期間的安全性和高效性[3-4]。通過在工作面頂板或底板內(nèi)較為穩(wěn)定的巖層內(nèi)掘進抽采巷來實現(xiàn)對于待采煤層瓦斯的預(yù)抽采處理,同時抽采巷也能兼作回風(fēng)通道使用,進而在減小工作面風(fēng)阻的同時增大新鮮風(fēng)流的供給。

抽采巷圍巖的穩(wěn)定性是后續(xù)實施煤層瓦斯治理的關(guān)鍵所在,本文以3201工作面為工程背景,通過分析其高位抽采巷布置層位、水平間距合理性,并在此基礎(chǔ)上進一步分析了合理的圍巖支護控制方法,通過現(xiàn)場工業(yè)性試驗驗證了高抽巷圍巖控制效果顯著,能夠很好地服務(wù)于3201工作面的瓦斯治理作業(yè),同時為具有類似條件的高抽巷圍巖控制提供了指導(dǎo)依據(jù)。

1 工作面工程地質(zhì)概況

地處于陜北榆林市境內(nèi)的榆神礦區(qū),其一期工程所規(guī)劃的井田內(nèi)北風(fēng)井北翼采區(qū)內(nèi)南盤區(qū)中3201首采工作面目前正處于回采階段,此盤區(qū)內(nèi)現(xiàn)階段所開采的賦存煤層為2號煤層,根據(jù)鉆孔勘探結(jié)果可知,南盤區(qū)內(nèi)2號煤層厚度在4.7～6.3 m范圍內(nèi)變化,其厚度平均值為5.5 m.南盤區(qū)內(nèi)2號煤層傾角呈現(xiàn)出較小的變化幅度,基本在2°～8°之間波動,其傾角平均值為4°.根據(jù)南盤區(qū)內(nèi)2號煤層厚度和傾角變化規(guī)律可知,其屬于近水平厚煤層開采地質(zhì)條件。3201工作面主采2號煤層井下標高范圍為-472～-456 m,相對應(yīng)的地表標高為18～35 m,平均埋深約為500 m.考慮到3201工作面掘巷期間施工超前探鉆時頻發(fā)夾鉆、噴孔等瓦斯動力現(xiàn)象,同時測得掘巷期間煤層瓦斯涌出量為5.92～6.35 m3/t,因此礦方?jīng)Q定在3201工作面頂板巖層內(nèi)掘進高位抽采巷道對工作面開采期間瓦斯進行治理。3201工作面與其高位抽采巷道之間平、剖面位置關(guān)系如圖1所示。

圖1 3201工作面平、剖面位置關(guān)系圖

由圖1可知,3201工作面回采期間,在工作面后方頂板未發(fā)生垮落之前,及時在3201軌道平巷靠近采空區(qū)側(cè)留設(shè)2.0 m寬度的充填墻體,進而將工作面后方的3201軌道平巷保留下來,有利于3201運輸平巷和3201軌道平巷同時供給新鮮風(fēng)流,途徑工作面的乏風(fēng)則通過聯(lián)絡(luò)上坡巷從3201運輸平巷高抽巷和軌道平巷高抽巷中排放出去。這一改變大大提升了3201工作面回采期間的供風(fēng)和回風(fēng)能力,對于緩解隅角瓦斯積聚等問題有很好的解決效果。

3201軌道平巷靠近采空區(qū)側(cè)所留設(shè)的2.0 m寬充填墻體采用高水充填材料對其進行充填,而充填材料主要由36%的中砂、35%的碎石和14%的普通硅酸鹽水泥構(gòu)成,同時摻和進去8%的潔凈水、6%的粉煤灰和1%的外加劑,最終拌和而成質(zhì)量濃度不低于90%的高水充填材料體。充填后所形成的充填墻體養(yǎng)護時間可由實驗室試驗確定。采用Φ50 mm×100 mm的標準圓柱體模具制作一組充填材料試件,依托于實驗室內(nèi)的壓力測試儀器對不同養(yǎng)護齡期條件下的標準圓柱體試件進行單軸抗壓強度測試,從而可以獲取得到標準圓柱體試件在不同養(yǎng)護齡期條件下的單軸抗壓強度值,其相對應(yīng)的關(guān)系曲線如圖2所示。

圖2 單軸抗壓強度隨試件養(yǎng)護齡期變化曲線

由圖2可知,養(yǎng)護齡期由1 d增加至16 d的過程中,充填試件的單軸抗壓強度呈現(xiàn)出先快速增加然后轉(zhuǎn)變?yōu)榫徛黾拥倪^程,其拐點位置處對應(yīng)的養(yǎng)護齡期為10 d.可見,當標準圓柱體試件的養(yǎng)護齡期延長至10 d時,其相對應(yīng)的單軸抗壓強度值為12.9 MPa,而當標準圓柱體試件的養(yǎng)護齡期長達16 d時,其相對應(yīng)的單軸抗壓強度值達到峰值,約為14.3 MPa.計算得知,標準圓柱體試件在養(yǎng)護齡期為10 d時,單軸抗壓強度已經(jīng)達到峰值強度的0.9倍,這意味著現(xiàn)場充填墻體在養(yǎng)護齡期為10 d時已經(jīng)基本能夠滿足沿空留巷的承載需求,進一步增長養(yǎng)護齡期并不能高效率地提升充填墻體的承載性能,反而會因為過長的養(yǎng)護齡期而導(dǎo)致沿空留巷工藝施工速度過慢,進而影響到工作面的高效率開采。

3201工作面上方的高位抽采巷道布置于距離2號煤層垂直間距為15～35 m位置處的穩(wěn)定砂質(zhì)泥巖層中(均厚為3.5 m),根據(jù)3201工作面開采期間垮落帶高度計算公式(1)來判定高位抽采巷是否受到采動影響[5]。

(1)

式中:Hm為工作面開采期間覆巖垮落帶高度值,m;M為工作面主采2號煤層平均厚度值,m;W為工作面覆巖未垮落前頂板的臨界下沉撓度值,基于現(xiàn)場實測結(jié)果取0.25 m;k為采空區(qū)內(nèi)矸石碎脹系數(shù),取1.4;α為工作面主采2號煤層平均傾角,°.

根據(jù)3201工作面工程地質(zhì)背景,將相關(guān)地質(zhì)參數(shù)帶入公式(1)中,計算得到工作面開采期間覆巖垮落帶高度值為13.2 m,比2號煤層與其覆巖中穩(wěn)定砂質(zhì)泥巖層之間的垂距小,這表明高位抽采巷道布置相對合理,不會受到下方工作面開采覆巖垮冒的影響。

2 高位抽采巷平面位置模擬分析

2.1 二維平面數(shù)值模型的建立

基于UDEC7.0離散元模擬軟件建立二維平面數(shù)值模型,根據(jù)圖1所示3201工作面平、剖面位置關(guān)系建立尺寸為120 m×76 m(寬×高)的平面數(shù)值模型。在此主要針對3201軌道平巷高位抽采巷進行模擬研究,其距離2號煤層的平均垂直間距為25 m.3201軌道平巷高位抽采巷的斷面尺寸為4.2 m×3.5 m(寬×高),3201軌道平巷高位抽采巷與3201軌道平巷的水平間距則可以通過數(shù)值模擬的方法確定。UDEC2D離散元數(shù)值模型構(gòu)建情況如圖3所示。

圖3 UDEC2D離散元數(shù)值模型構(gòu)建示意

基于圖3對應(yīng)的構(gòu)建UDEC2D離散元數(shù)值模型,對所建立的二維平面數(shù)值模型中煤巖層均采用Mohr-Coulomb強度準則,關(guān)于煤巖層內(nèi)節(jié)理、裂隙等則采用完全彈塑性本構(gòu)模型,3201軌道平巷留巷所使用的充填墻體采用應(yīng)變軟化本構(gòu)模型。煤層巖物理力學(xué)參數(shù)賦值情況如表1所示。

表1 UDEC2D離散元數(shù)值模型賦值參數(shù)

充填墻體的物理力學(xué)參數(shù)根據(jù)實驗室內(nèi)測試結(jié)果確定,其體積模量和彈性模量分別取值為1.5 GPa和0.95 GPa,黏聚力、內(nèi)摩擦角和密度分別取值為1.4 MPa、37°和1 500 kg/m3.

2.2 高位抽采巷水平位置模擬結(jié)果分析

2.2.1 圍巖內(nèi)塑性破壞區(qū)模擬結(jié)果分析

針對3201軌道平巷高位抽采巷與3201軌道平巷的水平間距a分別取值為0 m、5 m、10 m、15 m、20 m、25 m、30 m和35 m時,高位抽采巷的變形破壞規(guī)律進行對比分析,首先可以數(shù)值模擬得到其圍巖內(nèi)塑性區(qū)的演變規(guī)律,如圖4所示。

圖4 不同水平間距a時圍巖內(nèi)塑性區(qū)演化規(guī)律

由圖4可知,由于3201軌道平巷高位抽采巷兩幫部及頂板圍巖處采取了錨桿索支護,能夠很好地控制圍巖的變形破壞,所以其相對應(yīng)的圍巖內(nèi)塑性變形影響范圍基本差異性不大,因而在此主要分析高抽巷底板圍巖內(nèi)的變形破壞情況。高位抽采巷水平布置位置與3201軌道平巷之間的水平間距a取值由0 m逐步增大至35 m時(每次增加5 m),高位抽采巷圍巖內(nèi)塑性破壞區(qū)演變規(guī)律如圖5所示。

圖5 高位抽采巷底板內(nèi)塑性區(qū)最大深度變化曲線

由圖5可知,水平間距a取值由0 m增大至20 m的過程中,高抽巷底板內(nèi)塑性區(qū)最大深度由7.4 m減小至4.1 m,減幅為44.6%;a由20 m繼續(xù)增大至35 m的過程中,高抽巷底板內(nèi)塑性區(qū)最大深度由4.1 m減小至3.4 m,減幅為17.1%.可見,當3201軌道平巷高位抽采巷與3201軌道平巷的水平間距a大于20 m時,底板內(nèi)塑性區(qū)最大深度減小程度趨于緩平,即此時進一步增大水平間距a并不能更加有效地縮減底板圍巖內(nèi)的塑性區(qū)范圍,反而過大的水平間距還會增加工作面聯(lián)絡(luò)上坡巷的掘進工作量和風(fēng)阻值,因而最終確定最優(yōu)的水平間距a取值為20 m.

2.2.2 圍巖表面位移量模擬結(jié)果分析

當3201軌道平巷高位抽采巷與3201軌道平巷的水平間距a分別取值為0 m、5 m、10 m、15 m、20 m、25 m、30 m和35 m時,高位抽采巷圍巖表面變形量如圖6所示。

圖6 高位抽采巷圍巖表面位移量變化曲線

由圖6(a)可知,3201工作面掘巷期間采動擾動對于3201軌道平巷高位抽采巷的影響甚微,在不同水平間距a條件下,高位抽采巷的頂?shù)装搴蛢蓭鸵平炕颈３植蛔?分別為120 mm和40 mm;由圖6(b)可知,3201工作面回采期間采動擾動對于3201軌道平巷高位抽采巷的影響較大,水平間距a取值由0 m增大至20 m的過程中,頂?shù)装逡平坑?45 mm減小至163 mm,兩幫移近量由179 mm減小至60 mm;水平間距a取值由20 m增大至35 m的過程中,頂?shù)装逡平坑?63 mm減小至125 mm,兩幫移近量由60 mm減小至41 mm.對比分析可知,當3201軌道平巷高位抽采巷與3201軌道平巷的水平間距a大于20 m時,巷道圍巖表面收斂量趨于緩平,即此時進一步增大水平間距并不能更加有效地縮減圍巖表面收斂量,進一步驗證了水平間距a取值為20 m時最合理。

2.3 支護方案數(shù)值模擬結(jié)果分析

關(guān)于3201軌道平巷高位抽采巷的支護方案,主要針對U型棚聯(lián)合錨索支護的方案進行模擬分析,區(qū)別在于高抽巷掘出后直接采取U型棚聯(lián)合錨索支護(方法一)或先U型棚支護后錨索補強支護(方法二)。在水平間距a取值為20 m的情況下,模擬得到的U型棚支護結(jié)構(gòu)和錨索構(gòu)件受力情況如圖7和圖8所示。

圖7 U型棚支護結(jié)構(gòu)受力情況

圖8 錨索構(gòu)件受力情況

由圖7中兩種支護方法下的U型棚彎矩力分布特征可知,采用方法一時U型棚上的彎矩力整體分布更加均勻,且局部位置所受到的彎矩力值也較小,這說明采用方法一能夠更好地讓U型棚與圍巖之間充分受力。同時當圍巖與U型棚之間充分受力后,對于底板所承載的彎矩力也有一定的益處,此時底板處最大彎矩力值為1.7×105N·m,而采用方法二后底板處最大彎矩力值為2.3×105N·m,可見方法一的支護方法不僅能夠起到對巷道圍巖表面的充分支護作用,還能改善底板的受力環(huán)境,防止底鼓;由圖8中兩種支護方法下的錨索構(gòu)件受力分布特征可知,采用方法一時錨索構(gòu)件端部錨固段受力相對更加合理,除了頂板錨索受力為79.6 t相對較大外,其余3根錨索的受力范圍基本保持在40～50 t.采用方法二時錨索構(gòu)件端部錨固段受力相對比較極端,此時頂板錨索受力為118 t,特別大,其余3根錨索中兩幫處的錨索受力在10 t左右,而肩窩位置處的錨索受力在20 t左右,錨索之間無法協(xié)同作用,從而不能充分地發(fā)揮其支護功效。

綜上分析可知,方法一能夠更加充分地發(fā)揮系統(tǒng)的支護作用,使其更好地與巷道圍巖協(xié)同作用,從而實現(xiàn)控制巷道圍巖變形和改善圍巖應(yīng)力環(huán)境的目的。

3 現(xiàn)場工業(yè)性試驗

3.1 現(xiàn)場圍巖支護施工方法

根據(jù)上述數(shù)值模擬確定了3201軌道平巷高位抽采巷與3201軌道平巷的水平間距以及其圍巖支護方法,當高抽巷掘出后,采用U型棚支護的過程中要預(yù)先在U型棚架與圍巖孔隙位置處埋設(shè)壁后充填管,并對圍巖兩幫、肩窩和頂板分別施打錨索構(gòu)件支護,然后對圍巖表面進行噴漿覆蓋處理,最后通過預(yù)留的壁后充填管注入定量的漿液將U型棚與巷道圍巖之間的孔隙充填實,進而讓U型棚架與巷道圍巖更好地協(xié)同接觸而最大地發(fā)揮U型棚架的主動支護功效。注入的充填漿液以水灰質(zhì)量比在0.6～0.8之間的硫鋁酸鹽快硬水泥混合漿液為主要材料,現(xiàn)場注漿壓力宜控制在0.2～0.3 MPa.現(xiàn)場噴漿前壁后充填管埋設(shè)和噴漿后的實物照片如圖9所示。

圖9 3201軌道平巷高位抽采巷現(xiàn)場噴漿前后實照圖

針對3201軌道平巷高位抽采巷兩幫側(cè)、肩窩處和頂板處錨索采用了“2-2-2-2”的非對稱支護布置形式,其相鄰2排錨索的排距為700 mm,間隔排距為2 100 mm,錨索選用尺寸大小為Φ21.8 mm×6 300 mm的鋼絞線,并以端頭錨固的形式充分發(fā)揮錨索的張拉作用力,通過采用3支型號為Z2360的快速樹脂錨固劑進行錨固實現(xiàn)。U型棚支架排距同樣取值為700 mm,且在其上方沿巷道走向方向采用11號工字鋼對頂板進行補強支護。3201軌道平巷高位抽采巷的具體支護參數(shù)如圖10所示。

圖10 3201軌道平巷高位抽采巷具體支護參數(shù)(單位:mm)

3.2 礦壓監(jiān)測結(jié)果分析

隨著3201軌道平巷高位抽采巷下方3201工作面的回采推進,在工作面前方約80 m位置處的高抽巷內(nèi)布置十字測站對其圍巖變形情況進行監(jiān)測[6],結(jié)果如圖11所示。

圖11 3201軌道平巷高位抽采圍巖礦壓監(jiān)測曲線

由圖11(a)可知,隨著3201工作面的回采推進,當工作面從超前高抽巷內(nèi)十字測站約80 m位置處回采推進至滯后十字測站約160 m位置處,高抽巷圍巖中頂板下沉量約為12 mm,底板鼓起量約為47 mm,頂?shù)装逡平考s為60 mm;由圖11(b)可知,隨著3201工作面的回采推進,當工作面從超前高抽巷內(nèi)十字測站約80 m位置處回采推進至滯后十字測站約160 m位置處,高抽巷圍巖中左幫側(cè)移近量約為13 mm,右?guī)蛡?cè)移近量約為8 mm,兩幫移近量約為21 mm.綜上監(jiān)測結(jié)果可知,高抽巷受下方3201工作面采動擾動影響后,其頂?shù)装搴蛢蓭鸵平糠謩e為60 mm和21 mm,相較于原有巷道斷面尺寸(寬×高=4.2 m×3.5 m)收斂率均小于2%.可見高抽巷圍巖整體變形控制效果顯著,受3201工作面采動擾動影響后圍巖變形量基本可以忽略不計,即高抽巷能夠很好地服務(wù)于3201工作面的瓦斯治理作業(yè),進而保障3201工作面的安全高效生產(chǎn)。

4 結(jié) 語

1) N3201工作面主采2號煤層因瓦斯賦存量較大而采用高抽巷來解決瓦斯治理難題,且根據(jù)覆巖內(nèi)巖層分布特征及垮落帶計算,最終確定將高抽巷布置于覆巖中均厚為3.5 m的穩(wěn)定砂質(zhì)泥巖層中。

2) 基于UDEC7.0離散元模擬軟件建立二維平面數(shù)值模型,模擬研究了高位抽采巷水平布置位置與3201軌道平巷之間的水平間距取值由0 m逐步增大至35 m時(每次增加5 m),其圍巖內(nèi)塑性區(qū)和表面位移量演化規(guī)律,最終確定最優(yōu)的水平間距取值為20 m.

3) 數(shù)值模擬分析了高抽巷掘出后直接采取U型棚聯(lián)合錨索支護和先U型棚支護后錨索補強支護兩種支護方法下的U型棚支護結(jié)構(gòu)和錨索構(gòu)件受力情況,最終確定采用U型棚聯(lián)合錨索直接支護。

4) 現(xiàn)場工業(yè)性試驗期間,針對高抽巷實施具體的支護方案并通過預(yù)留的壁后充填管注入定量的漿液將U型棚與巷道圍巖之間的孔隙填實,高抽巷內(nèi)布置的十字測站監(jiān)測到,隨著3201工作面回采推進,其圍巖收斂率均小于2%,表明高抽巷圍巖變形和應(yīng)力環(huán)境得到了顯著改善,此方案能夠更好地服務(wù)于3201工作面的瓦斯治理作業(yè)。