極近距離煤層開采無煤柱自成巷控制方法研究

王 琦, 劉寄婷, 江 貝, 薛浩杰, 高紅科, 蔣振華

(1.中國礦業(yè)大學(xué)(北京) 隧道工程災(zāi)變防控與智能建養(yǎng)全國重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 北京 100083; 2.山東大學(xué) 巖土工程中心, 山東 濟(jì)南 250061)

煤炭是我國能源安全穩(wěn)定供應(yīng)的“壓艙石”,在能源結(jié)構(gòu)中占據(jù)主體地位[1–3]。長壁開采由于通風(fēng)好、效率高是常用的地下采煤方法之一, 該方法開采1個(gè)工作面, 需要掘進(jìn)2條巷道, 留設(shè)1個(gè)區(qū)段保護(hù)煤柱[4]。煤柱留設(shè)時(shí), 如留設(shè)大煤柱會(huì)造成嚴(yán)重的煤炭資源浪費(fèi); 留設(shè)小煤柱, 工作面開采后覆巖回轉(zhuǎn)變形導(dǎo)致留設(shè)煤柱處應(yīng)力集中, 會(huì)誘發(fā)圍巖大變形[5]。為解決上述問題, 王琦等提出了切頂卸壓無煤柱自成巷開采技術(shù)[6–7], 通過頂板定向切頂爆破, 切斷采空區(qū)頂板與巷道頂板的應(yīng)力傳遞路徑, 變頂板長懸臂結(jié)構(gòu)為切頂短臂梁結(jié)構(gòu), 取消采礦過程中的煤柱留設(shè)和巷道掘進(jìn)[8]。采空區(qū)頂板在自重及礦山壓力作用下定向垮落, 充分利用巖體碎脹特性, 垮落矸石碎脹充填形成矸石巷幫, 從而實(shí)現(xiàn)切頂卸壓無煤柱自成巷[9]。煤炭是重要的不可再生資源, 隨著煤炭資源需求和開采強(qiáng)度的增大, 賦存條件較好的單一煤層日益枯竭, 開采的重點(diǎn)開始轉(zhuǎn)向其他條件煤層, 其中近距離煤層在我國賦存廣泛[10]。為有效利用和保護(hù)煤炭資源, 研究復(fù)雜條件下極近距離煤層群的安全高效開采意義重大[11]。極近距離煤層群傳統(tǒng)長壁開采時(shí), 受上層遺留煤柱和采空區(qū)垮落等因素的影響, 下層煤開采過程中應(yīng)力環(huán)境復(fù)雜, 易引起礦壓顯現(xiàn)劇烈、層間巖層破斷失穩(wěn)等現(xiàn)象[12–13], 導(dǎo)致巷道圍巖變形明顯, 一定程度上增加了留巷圍巖的控制難度。工作面開采過程中產(chǎn)生的應(yīng)力集中是圍巖變形和破壞的主要作用力[14–18]。為解決近距離煤層群開采存在的問題,大量學(xué)者[19–22]對(duì)近距離煤層開采圍巖應(yīng)力釋放及支護(hù)控制技術(shù)等開展了研究。在圍巖應(yīng)力釋放方面, GAO Kui[19]等針對(duì)厚層堅(jiān)硬頂板條件下近距離煤層開采會(huì)引起強(qiáng)礦壓顯現(xiàn), 采用深孔爆破的方式破壞頂板完整性, 釋放巷道頂板應(yīng)力; ZHAO Jun[20]等為了降低近距離開采中上覆遺留煤柱對(duì)下工作面產(chǎn)生應(yīng)力擾動(dòng)影響, 在現(xiàn)場采用水力壓裂的方式釋放圍巖應(yīng)力。在圍巖支護(hù)控制方面, LIU Hongyang[21]等提出了近距離煤層開采沿空成巷圍巖協(xié)同控制方法, 在巷旁采用充填墻體支護(hù)補(bǔ)強(qiáng)頂板;XU Youlin[22]等提出近距離煤層開采過程中巷道圍巖應(yīng)采用高強(qiáng)支護(hù)方式, 現(xiàn)場通過注漿加固與全斷面錨索高強(qiáng)聯(lián)合支護(hù)控制圍巖變形。

上述研究表明有效的應(yīng)力釋放和高強(qiáng)支護(hù)對(duì)于保證該類巷道圍巖穩(wěn)定至關(guān)重要[23], 而針對(duì)極近距離煤層開采的復(fù)雜地質(zhì)條件, 傳統(tǒng)的卸壓方式從根本上未改變巖層結(jié)構(gòu)連接狀態(tài)[24], 因而上覆煤柱集中載荷及采空區(qū)垮落產(chǎn)生的擾動(dòng)影響未能有效減小[25]。基于此, 為了有效釋放圍巖應(yīng)力、控制下煤層開采過程巷道圍巖的穩(wěn)定。筆者提出了極近距離條件下巷道定向切頂–約束高強(qiáng)支護(hù)無煤柱自成巷控制方法, 從根本上改變了巷道頂板巖層懸臂結(jié)構(gòu), 切斷了采空區(qū)與巷道頂板間的應(yīng)力傳遞。建立極近距離煤層開采覆巖結(jié)構(gòu)模型, 計(jì)算下煤層切頂自成巷巷旁支護(hù)阻力。以典型極近距離煤層為工程背景, 開展了不同開采方法的數(shù)值試驗(yàn)對(duì)比研究, 明確了極近距離煤層開采無煤柱自成巷控制機(jī)理。并在此基礎(chǔ)上, 開展了典型極近距離煤層工程設(shè)計(jì)及現(xiàn)場應(yīng)用研究。

1 極近距離煤層開采控制理念及方法

極近距離煤層采用傳統(tǒng)長壁開采時(shí), 遺留煤柱處往往出現(xiàn)應(yīng)力集中, 上煤層采動(dòng)應(yīng)力及集中應(yīng)力通過層間巖層向相鄰工作面?zhèn)鬟f, 改變了下煤層巷道圍巖的應(yīng)力分布[26]。上層采空區(qū)垮落引起覆巖頂板回轉(zhuǎn)失穩(wěn), 會(huì)使下煤層開采過程中應(yīng)力環(huán)境變的復(fù)雜、礦壓顯現(xiàn)劇烈[12]。因此, 受層間應(yīng)力傳遞及采空區(qū)垮落等因素的影響, 下層巷道頂板懸臂結(jié)構(gòu)發(fā)生旋轉(zhuǎn)下沉破壞, 導(dǎo)致巷旁煤柱處應(yīng)力集中[17], 誘發(fā)圍巖大變形, 如圖1所示。

圖1 極近距離煤層傳統(tǒng)開采方法原理Fig.1 Schematic diagram of traditional mining method for extremely close-distance coal seams

為了降低懸臂結(jié)構(gòu)傳遞應(yīng)力及采空區(qū)垮落等擾動(dòng)因素的影響, 從改變巖層結(jié)構(gòu)與巷旁高強(qiáng)支護(hù)兩個(gè)方面開展研究, 提出了極近距離條件下巷道定向切頂–約束高強(qiáng)控制理念。該控制理念包括定向切頂爆破、約束高強(qiáng)支護(hù)、矸石碎脹充填等, 如圖2所示。

圖2 極近距離煤層定向預(yù)裂切頂原理Fig.2 Schematic diagram of directional pre-splitting and roof cutting in extremely close-distance coal seams

通過定向切頂主動(dòng)改變頂板懸臂傳力結(jié)構(gòu), 在礦山壓力作用下采空區(qū)巖層垮落碎脹充填形成矸石巷幫, 取消煤柱留設(shè)[27–30]。結(jié)合高強(qiáng)支護(hù)加強(qiáng)巷道頂板支撐, 共同實(shí)現(xiàn)切頂自成巷。具體內(nèi)容如下:

(1)定向切頂爆破

基于雙向聚能拉伸爆破原理, 在超前工作面對(duì)巷道頂板采空區(qū)側(cè)實(shí)施定向切頂爆破。充分利用巖石的耐壓怕拉特性, 改變傳統(tǒng)爆破能量向四周擴(kuò)散的特點(diǎn), 如圖3(a)所示。在設(shè)定方向聚集爆破能量, 拉伸擴(kuò)展巖石裂縫, 使頂板產(chǎn)生定向拉張開裂。在采空區(qū)與巷道頂板之間形成定向切頂面, 主動(dòng)改變“長懸臂”結(jié)構(gòu)為切頂“短臂梁”結(jié)構(gòu), 切斷采空區(qū)頂板向巷道頂板的應(yīng)力傳遞, 保證巷道圍巖的安全穩(wěn)定, 如圖3(b)所示。

圖3 雙向聚能定向切頂Fig.3 Bidirectional energy accumulation directional roof cutting

(2)約束高強(qiáng)支護(hù)

約束高強(qiáng)支護(hù)通過在鋼管內(nèi)部注入高性能混凝土, 實(shí)現(xiàn)外部約束結(jié)構(gòu)和內(nèi)部核心混凝土力的共生[31–32], 如圖4中的Part A所示。在保證核心混凝土具有更高抗壓強(qiáng)度的同時(shí), 又保證了外部約束結(jié)構(gòu)不易發(fā)生失穩(wěn)破壞, 約束結(jié)構(gòu)與核心混凝土共同承載、優(yōu)勢互補(bǔ)[33], 如圖4中的Part B所示。同時(shí), 在立柱頂端與墊板之間設(shè)置卸壓調(diào)控結(jié)構(gòu), 如圖4中的Part C所示, 使頂板下沉變形中收縮調(diào)控結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)主動(dòng)讓壓, 避免了立柱集中受力造成的壓彎破壞, 提高了巷道頂板的整體性。

圖4 約束高強(qiáng)支護(hù)原理Fig.4 Schematic diagram of constrained high-strength support

(3)矸石碎脹充填

基于采礦巖石力學(xué)角度分析發(fā)現(xiàn), 采礦活動(dòng)會(huì)使上覆巖層在垂直方向上出現(xiàn)垮落帶、裂隙帶、彎曲下沉帶, 如圖5所示。“三帶”中產(chǎn)生的巖石體積變化均與采礦體積ΔVm有關(guān)[27]?？迓鋷r體具有碎脹特性[28], 如果合理的利用碎脹特性實(shí)現(xiàn)頂板垮落矸石碎脹體積與采礦體積的平衡[2], 一定程度上可降低由采礦活動(dòng)引起的巖層裂隙量與地表沉降變形量, 如圖6所示。

圖5 傳統(tǒng)開采方法巖層結(jié)構(gòu)示意Fig.5 Schematic diagram of rock formation structure using traditional mining methods

圖6 定向切頂自成巷巖層結(jié)構(gòu)示意Fig.6 Schematic diagram of rock formation structure for directional roof cutting

2 極近距離煤層開采理論分析

2.1 圍巖結(jié)構(gòu)分區(qū)特征

極近距離煤層開采引起的覆巖運(yùn)移特征與單一煤層的有所區(qū)別[34–35], 下煤層開采過程中巖層垮落特征具有分區(qū)階段性[36]。上煤層開采過程中, 覆巖經(jīng)歷了大范圍變形、移動(dòng)、破壞過程并重新形成穩(wěn)定狀態(tài)。下煤層切頂成巷過程中, 隨著工作面的不斷開采, 成巷經(jīng)歷超前影響階段、動(dòng)壓擾動(dòng)階段和成巷穩(wěn)定階段[37–38]。為此, 將極近距離下煤層切頂成巷工作面覆巖環(huán)境歸納為3類, 分別為工作面超前區(qū)(A區(qū)域)、工作面動(dòng)壓區(qū)(B區(qū)域)、工作面穩(wěn)定區(qū)(C區(qū)域), 如圖7所示。

圖7 極近距離圍巖結(jié)構(gòu)分區(qū)示意Fig.7 Schematic diagram of rock structure zoning in extremely close distance

2.2 圍巖結(jié)構(gòu)力學(xué)分析

2.2.1 傳統(tǒng)開采方法圍巖結(jié)構(gòu)模型

對(duì)于極近距離煤層群開采, 上煤層開采完成后, 覆巖結(jié)構(gòu)會(huì)發(fā)生破斷、移動(dòng)并形成新的穩(wěn)定狀態(tài)。此時(shí), 上下煤層之間的夾層承受上采空區(qū)矸石及覆巖的荷載作用, 如圖8(a)所示, 為下工作面超前影響區(qū)。

圖8 傳統(tǒng)開采方法圍巖結(jié)構(gòu)模型Fig.8 Model diagram of surrounding rock structure using traditional mining methods

下煤層開始開采的初始階段, 部分中間夾層在上覆荷載作用下發(fā)生垮落下沉, 上工作面部分采空區(qū)矸石涌入下工作面, 下煤層巷道頂板上方巖層形成“長懸臂結(jié)構(gòu)”, 懸臂結(jié)構(gòu)將采空區(qū)荷載傳遞至巷道圍巖, 如圖8(b)所示, 為下工作面動(dòng)壓區(qū)。

隨著工作面的不斷開采, 在覆巖荷載作用下中間夾層進(jìn)一步垮落下沉充填采空區(qū), 巷道頂板側(cè)向懸臂結(jié)構(gòu)發(fā)生破斷下沉變形, 但垮落矸石仍無法充滿采空區(qū), 如圖8(c)所示, 為下工作面穩(wěn)定區(qū)。

采用傳統(tǒng)方法開采下層工作面后, 巷道頂板垮落不充分, 無法有效發(fā)揮矸石碎脹特性充填采空區(qū)。尤其對(duì)于堅(jiān)硬頂板[39], 工作面開采過程中易形成大面積懸而未垮的巖層, 并且垮落后形成的矸石粒徑較大, 充填效果不佳。

2.2.2 切頂自成巷圍巖結(jié)構(gòu)模型

在下工作面開采前, 超前工作面在巷道開采側(cè)實(shí)施定向預(yù)裂切頂, 主動(dòng)改變巷道頂板懸臂結(jié)構(gòu),切斷巷道頂板與采空區(qū)頂板之間的荷載傳遞結(jié)構(gòu),如圖9(a)所示。

圖9 定向切頂無煤柱圍巖結(jié)構(gòu)模型Fig.9 Model diagram of directional roof cutting without coal pillar surrounding rock structure

當(dāng)下工作面開采后, 采空區(qū)頂板發(fā)生定向垮落, 巷道上方頂板形成切頂短臂梁結(jié)構(gòu)。同時(shí), 在巷道切頂側(cè)支設(shè)高強(qiáng)約束混凝土立柱, 加強(qiáng)巷道頂板支護(hù)強(qiáng)度, 降低頂板回轉(zhuǎn)下沉變形, 保證巷道頂板的穩(wěn)定性, 如圖9(b)所示。

隨著工作面的不斷開采, 利用礦山壓力做功及巖體碎脹特性, 垮落矸石充滿采空區(qū), 可有效支撐上覆巖層, 一定程度上降低巷道頂板及實(shí)體煤幫荷載作用, 如圖9(c)所示。

2.2.3 短臂梁受力分析

基于上述分析可知, 對(duì)于極近距離煤層群開采, 上工作面煤層采用傳統(tǒng)方法開采后, 覆巖頂板發(fā)生破斷下沉, 形成長懸臂傳力結(jié)構(gòu), 巷道圍巖與實(shí)體煤幫承受采空區(qū)傳遞應(yīng)力的擾動(dòng)影響。為了切斷采空區(qū)與巷道頂板之間的應(yīng)力傳遞路徑, 降低覆巖荷載產(chǎn)生的影響, 超前工作面在巷旁采用定向預(yù)裂切頂, 形成頂板短臂梁結(jié)構(gòu), 并分別選取兩種開采方法的B斷面建立極近距離圍巖力學(xué)模型, 為便于計(jì)算分析, 對(duì)上煤層基本頂以上的巖層進(jìn)行簡化分析, 假定上煤層基本頂上部存在連續(xù)彎曲帶的m層巖層, 該部分巖層的體積表示為Vm, 如圖10所示。

圖10 極近距離煤層開采圍巖力學(xué)模型Fig.10 Mechanical model of surrounding rock for close-distance coal seam mining

式中,Si為巷道頂板采空區(qū)側(cè)支護(hù)阻力與實(shí)體煤幫支撐荷載之和;γi為覆巖平均容重(γm為m層巖層平均容重);qi為覆巖荷載;Vi為分區(qū)巖塊體積(Vm為m層巖層體積);Li為分區(qū)巖塊長度;d為巷道寬度;xi為實(shí)體煤幫承載范圍;θ為切頂角度;α為頂板垮落角度。

由式(3)可以明顯得出S1大于S2的荷載總值, 表明通過巷旁定向預(yù)裂切頂, 切斷了長懸臂V5,V6與巷道頂板之間的聯(lián)系, 變長懸臂結(jié)構(gòu)為切頂短臂梁結(jié)構(gòu), 降低了覆巖傳遞荷載, 保證了巷道圍巖的安全穩(wěn)定。

根據(jù)圖10(b)中極近距離煤層開采切頂成巷圍巖力學(xué)結(jié)構(gòu)模型, 假設(shè)上覆荷載均勻分布, 下懸臂頂板承受上覆巖層自重、上煤層垮落矸石自重,建立了切頂短臂梁頂板簡化力學(xué)模型, 如圖11所示。

圖11 短臂梁頂板簡化力學(xué)模型Fig.11 Simplified mechanical model of short cantilever beam roof

根據(jù)極限平衡區(qū)理論, 實(shí)體煤應(yīng)力平衡區(qū)寬度x1可根據(jù)下式計(jì)算

實(shí)體煤分布載荷σy可簡化為線性分布, 計(jì)算公式如下:

式中,x1為實(shí)體煤平衡區(qū)寬度;HM為煤層采高;A為側(cè)壓系數(shù);k0為實(shí)體煤應(yīng)力集中系數(shù);H0為工作面埋深;c為煤層與頂?shù)装鍘r層交界面的黏聚力;φ為巖層交界面的內(nèi)摩擦角;pc為實(shí)體煤的支護(hù)強(qiáng)度。

做如下假設(shè): 將頂板圍巖應(yīng)力視為作用在冒落體周邊的分布荷載λ1q1, 其中λ1為采動(dòng)影響系數(shù), 取為1[40], 荷載方向垂直于破斷頂板, 切頂線與y軸方向的角度即切頂角度為θ。工作面開采后覆巖垮落矸石不斷充填采空區(qū)并與直接頂接觸, 矸石對(duì)切頂短臂梁的支撐力不斷發(fā)生變化。為體現(xiàn)出矸石幫對(duì)切頂短臂梁的支撐作用, 將碎脹矸石的支撐力設(shè)為λ2q2, 其中,λ2為碎脹矸石的支撐系數(shù)(0＜λ2＜1)[41], 支撐力的方向垂直于切頂預(yù)裂面。

(1)上覆巖層作用載荷(qn)1可通過式(6)計(jì)算:

式中,hi,γi,Ei分別為第i分層的厚度、容重、彈性模量, 其中i=n,n+1, …,m。

分別計(jì)算qm+1和qm層載荷, 直到滿足載荷值qm+1＜qm時(shí), 則可認(rèn)為第m+1分層頂板巖層為上覆巖層關(guān)鍵層。

(2)巷道采空區(qū)側(cè)切頂高度為H1, 巷道斷面寬度為d, 巷道采空區(qū)側(cè)頂板支護(hù)力為P, 假設(shè)作用點(diǎn)位于巷道采空區(qū)側(cè)邊緣位置。

以短臂梁頂板為研究對(duì)象, 對(duì)O點(diǎn)采用力學(xué)平衡法建立平衡方程:

由幾何關(guān)系可得

記基本頂側(cè)向頂板懸臂的極限彎矩為Mu, 其中Mu=k1σthi2/6,k1巖層的龜裂系數(shù), 取值為0.25~0.75;σt為巖層抗拉強(qiáng)度, 合并式(7)~(9), 并化簡可得:

其中,

由式(10)可知, 對(duì)于極近距離工作面煤層層間距較小時(shí), 下工作面垮落頂板的側(cè)向懸臂梁l的長度越大, 切頂時(shí)所需的巷旁支護(hù)阻力越大。

3 極近距離煤層開采數(shù)值模擬對(duì)比試驗(yàn)

為驗(yàn)證極近距離煤層開采無煤柱自成巷的控制優(yōu)勢, 進(jìn)一步研究采場位移分布與巷道圍巖應(yīng)力變化規(guī)律, 以典型極近距離煤層—蘆家窯煤礦84206工作面為工程背景, 開展傳統(tǒng)開采方法與無煤柱切頂自成巷方法數(shù)值試驗(yàn)對(duì)比研究, 明確極近距離煤層開采無煤柱自成巷控制機(jī)理。

3.1 工程背景

84206 工作面上部煤層分別為8418, 8420, 8422工作面, 上煤層從左向右依次開挖, 煤層厚度為6.5 m, 基本頂為11.2 m厚的中砂巖。上下煤層間距為5.4 m, 分別為2.8 m的泥巖和2.6 m的細(xì)砂巖, 屬典型極近距離煤層開采。84206工作面回風(fēng)巷開展切頂成巷試驗(yàn), 巷道尺寸為5 200 mm×3 500 mm,自成巷作為84208工作面開采使用。工作面的具體布置和綜合柱狀圖如圖12所示, 地層巖性及物理參數(shù)見表1所示。

表1 地層巖性及物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Formation lithology and physical and mechanical parameters

圖12 工作面現(xiàn)場地質(zhì)情況Fig.12 On-site geological conditions at the working face

3.2 試驗(yàn)方案

結(jié)合蘆家窯煤礦現(xiàn)場地質(zhì)情況, 計(jì)算得到84206工作面頂板覆巖傳遞荷載為665.9 kPa, 煤層與頂?shù)装鍘r層交界面的黏聚力c為0.1 MPa, 煤層與頂?shù)装鍘r層交界面的內(nèi)摩擦角為30°, 側(cè)壓系數(shù)為0.4, 應(yīng)力集中系數(shù)為2, 實(shí)體煤幫的支護(hù)強(qiáng)度為0.12 MPa。代入式(4)計(jì)算可得, 實(shí)體幫應(yīng)力極限平衡區(qū)的寬度x1=10.66 m, 巖層單位極限彎矩為Mu=4.508 MN; 代入式(10)計(jì)算得出, 巷道頂板采空區(qū)側(cè)支護(hù)阻力P≥568 5 kN/m。

結(jié)合84206現(xiàn)場地質(zhì)條件及定向切頂原理, 對(duì)切頂關(guān)鍵參數(shù)及巷內(nèi)支護(hù)進(jìn)行了設(shè)計(jì), 不同分區(qū)具體設(shè)計(jì)方案見表2。動(dòng)壓擾動(dòng)B區(qū)是切頂成巷最為關(guān)鍵區(qū)域, 因此, 在該區(qū)域?qū)Ρ葍?yōu)化了約束混凝土立柱間距, B區(qū)域方案設(shè)計(jì)示意如圖13所示。

表2 定向切頂與高強(qiáng)支護(hù)參數(shù)Table 2 Directional roof cutting and high-strength support parameters

圖13 現(xiàn)場支護(hù)方案設(shè)計(jì)Fig.13 Design drawing of on-site support schem e

3.3 模型體建立與監(jiān)測方案

基于現(xiàn)場工程地質(zhì)條件, 以B區(qū)域方案支護(hù)參數(shù)為例開展數(shù)值模擬分析, 建立模型尺寸為360 m×100 m(長×高), 模型體上表面施加荷載為2.32 MPa,模擬上覆巖層自重的影響, 模型體底部邊界垂直方向固定, 左右邊界水平方向固定, 并施加水平梯度荷載。模型體開挖次序?yàn)? 上層4–1號(hào)煤層開采→下煤層兩側(cè)巷道掘進(jìn), 其中右側(cè)巷道在工作面開采前, 分別開展定向切頂卸壓與未切頂卸壓對(duì)比→下層4–2號(hào)煤層開采。在模型體采場布置A1~An條監(jiān)測線, 巷道圍巖布置F1~Fn, H1~Hn條監(jiān)測線, 對(duì)工作面推采全過程中采場位移分布及巷道圍巖應(yīng)力變化規(guī)律進(jìn)行監(jiān)測, 如圖14所示。

圖14 數(shù)值模型與監(jiān)測方案示意Fig.14 Schematic diagram of numerical model and monitoring scheme

3.4 數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果分析

通過開展不同開采方法的對(duì)比模擬試驗(yàn), 本節(jié)對(duì)工作面全采場位移分布和巷道圍巖應(yīng)力變化規(guī)律進(jìn)行分析。

3.4.1 采場變形分析

傳統(tǒng)開采方法開采下部煤層后, 巷道頂板上方形成“長懸臂結(jié)構(gòu)”, 側(cè)向懸臂結(jié)構(gòu)未能充分垮落, 巷旁采空區(qū)一定范圍內(nèi)形成空區(qū), 這與上述理論分析中覆巖結(jié)構(gòu)運(yùn)移特征一致, 如圖15所示。采空區(qū)載荷通過巷旁懸臂結(jié)構(gòu)傳遞至巷道頂板, 使得巷道圍巖出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象, 頂板下沉量明顯增加, 頂板平均下沉量為637.15 mm。

圖15 傳統(tǒng)開采方法位移云圖Fig.15 Displacement cloud diagram of traditional mining methods

超前工作面實(shí)施預(yù)裂切頂后, 改變了頂板懸臂結(jié)構(gòu), 由頂板“長懸臂”結(jié)構(gòu)變?yōu)榱恕岸瘫哿骸苯Y(jié)構(gòu), 采空區(qū)頂板沿著切頂面快速定向垮落, 層間巖體垮落碎脹后對(duì)采空區(qū)形成良好充填, 如圖16所示。表明通過定向切頂切斷了采空區(qū)頂板與巷道頂板之間的應(yīng)力傳遞路徑, 一定程度上改善了巷道圍巖應(yīng)力環(huán)境, 降低了巷道頂板下沉量, 頂板平均下沉量為186.25 mm, 相比傳統(tǒng)開采方法降低了70.8%, 如圖17所示。

圖16 定向切頂成巷位移云圖Fig.16 Displacement cloud diagram of automatically formed roadway by roof cutting

圖17 不同開采方法采場位移分布曲線Fig.17 Stope displacement distribution curves of different mining methods

3.4.2 圍巖應(yīng)力分析

圖18(a)中巷道頂板應(yīng)力選取F1~F8監(jiān)測位置處的豎向應(yīng)力, 圖18(b)中巷道實(shí)體幫應(yīng)力選取H1~H13監(jiān)測位置處的豎向應(yīng)力。

圖18 巷道圍巖應(yīng)力分析Fig.18 Stress analysis of roadway surrounding rock

(1)頂板應(yīng)力變化規(guī)律分析, 下工作面煤層開采后, 不同開采方法頂板應(yīng)力曲線整體呈先增大后減小最終趨于平緩的變化規(guī)律, 如圖18(a)所示。采用定向切頂后, 巷道頂板平均應(yīng)力為0.47 MPa, 相比傳統(tǒng)開采方法降低了59.8%。表明采用頂板預(yù)裂爆破后, 切斷采空區(qū)與巷道頂板的應(yīng)力傳遞, 一定程度上減小了巷道所需的支護(hù)阻力。

(2)實(shí)體幫側(cè)向壓力變化規(guī)律分析, 兩種開采方法實(shí)體幫側(cè)向壓力曲線變化規(guī)律均為側(cè)向壓力達(dá)到峰值后逐漸降低并趨于平緩。巷道頂板實(shí)施定向切頂后, 實(shí)體幫側(cè)向壓力峰值得到了降低, 相比傳統(tǒng)開采方法降低了12.0%, 表明定向切頂一定程度上降低了巷道圍巖應(yīng)力集中。巷道頂板與實(shí)體幫應(yīng)力模擬結(jié)果表明, 通過主動(dòng)改變頂板懸臂結(jié)構(gòu), 提高了巷道圍巖應(yīng)力釋放效果, 降低了頂板應(yīng)力集中程度, 保證了巷道圍巖穩(wěn)定性。

4 現(xiàn)場應(yīng)用

在理論與數(shù)值試驗(yàn)指導(dǎo)下, 為驗(yàn)證極近距離煤層開采定向切頂–約束高強(qiáng)支護(hù)控制方法的有效性,結(jié)合現(xiàn)場工程地質(zhì)條件與室內(nèi)力學(xué)試驗(yàn)參數(shù), 設(shè)計(jì)計(jì)算了巷道采空區(qū)側(cè)高強(qiáng)支護(hù)及切頂關(guān)鍵參數(shù), 并在84206工作面切頂成巷試驗(yàn)段進(jìn)行現(xiàn)場應(yīng)用。

4.1 現(xiàn)場監(jiān)測布置

為了評(píng)價(jià)分析新技術(shù)應(yīng)用效果, 在成巷試驗(yàn)段不同位置布置監(jiān)測測站, 開展了定向切頂–約束高強(qiáng)支護(hù)聯(lián)合方式下的圍巖變形及支護(hù)體受力監(jiān)測,如圖19所示。

圖19 實(shí)時(shí)監(jiān)測系統(tǒng)Fig.19 Real-time monitoring system diagram

a)圍巖變形收斂量監(jiān)測: 沿著巷道走向方向,每隔50 m布置一組圍巖變形監(jiān)測點(diǎn), 分析不同分區(qū)巷道頂?shù)资諗苛康淖兓?guī)律。并對(duì)比分析立柱排距為1 000 mm和800 mm時(shí)巷道圍巖的變形規(guī)律。

b)約束混凝土立柱受力監(jiān)測: 現(xiàn)場在采空側(cè)立柱頂部放置壓力盒, 隨著工作面的不斷推進(jìn), 實(shí)時(shí)采集巷旁約束混凝土立柱壓力盒的數(shù)據(jù)。

c)工作面液壓支架受力監(jiān)測: 沿著工作面傾向每隔10臺(tái)液壓支架記錄一組壓力表數(shù)據(jù)。同時(shí), 隨著工作面的推進(jìn), 分別記錄兩端頭10號(hào)(非切頂側(cè))、140號(hào)(切頂側(cè))的液壓支架壓力表數(shù)據(jù)。

4.2 監(jiān)測結(jié)果分析

(1)圍巖變形收斂量分析

隨著工作面煤層的不斷開采, 巷道圍巖經(jīng)歷變形快速下沉階段、變形趨緩階段、變形穩(wěn)定階段,如圖20所示。對(duì)應(yīng)工作面從動(dòng)壓擾動(dòng)B區(qū)過渡到成巷穩(wěn)定C區(qū), 巷道圍巖變形逐漸趨于穩(wěn)定。當(dāng)立柱排距為1 000 mm時(shí), 現(xiàn)場監(jiān)測該區(qū)域巷道頂?shù)装逡平孔畲鬄?08 mm, 兩幫最大變形量為470 mm;立柱排距為800 mm時(shí), 巷道頂?shù)装逡平孔畲鬄?65 mm, 兩幫最大變形量為371 mm。并與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比, 由分析結(jié)果可知, 頂?shù)滓平亢蛢蓭妥冃瘟坎町惵史謩e為8.6%和14.8%。

圖20 不同區(qū)域圍巖收斂量對(duì)比Fig.20 Deformation curves of surrounding rock in different areas

(2)約束混凝土立柱受力分析

切頂自成巷段采空區(qū)側(cè)約束混凝土立柱受力曲線如圖21(a)所示, 沿走向單位巷道斷面支護(hù)體所受總承載力曲線如圖21(b)所示。約束混凝土受力呈先增大后趨于平緩的變化趨勢, 滯后工作面0~24 m范圍內(nèi)巷道頂板發(fā)生旋轉(zhuǎn)下沉變形, 采空區(qū)側(cè)頂板下沉明顯。此時(shí), 約束混凝土立柱受力迅速增加。滯后工作面40 m后, 巷道頂板下沉變形趨于穩(wěn)定, 約束混凝土立柱受力逐漸平穩(wěn), 其中立柱受力最大為5 084 kN, 與理論計(jì)算所需支護(hù)阻力的差異率為15.3%, 單位巷道支護(hù)體總承載力為6 063 kN。

圖21 支護(hù)體受力曲線Fig.21 Resistance curve of support body

(3)工作面液壓支架受力分析

根據(jù)礦壓監(jiān)測數(shù)據(jù)結(jié)果分析, 繪制了工作面液壓支架壓力值和工作面兩端頭液壓支架隨煤層推采的平均壓力變化曲線, 如圖22所示。

圖22 液壓支架壓力平均值統(tǒng)計(jì)Fig.22 Statistics of average pressure of hydraulic supports

液壓支架壓力整體呈工作面中部大, 兩端小的分布規(guī)律, 切頂側(cè)工作面液壓支架壓力為25.7 MPa,相比于未切頂側(cè)降低了6.9%。隨著工作面的不斷推進(jìn), 切頂側(cè)的液壓支架最大壓力、平均壓力分別為20.7, 15.9 MPa, 相比未切頂側(cè)分別降低了28.9%,29.3%, 非切頂側(cè)支架壓力曲線波動(dòng)明顯, 而切頂側(cè)支架壓力曲線變化平緩, 表明采用定向切頂提高了工作面端頭圍巖應(yīng)力釋放程度, 降低了液壓支架載荷擾動(dòng)影響。

現(xiàn)場應(yīng)用定向切頂–約束高強(qiáng)控制無煤柱自成巷方法后, 巷道圍巖變形量及支護(hù)體受力滿足安全生產(chǎn)要求, 切頂成巷效果如圖23所示。

圖23 現(xiàn)場切頂成巷效果Fig.23 Roadway formation effect by roof cutting

5 結(jié) 論

(1)提出了極近距離條件下巷道定向切頂–約束高強(qiáng)控制無煤柱自成巷方法。該方法通過定向切頂主動(dòng)改變頂板巖層結(jié)構(gòu), 形成切頂短臂梁結(jié)構(gòu)。采空區(qū)頂板定向垮落碎脹充填, 降低覆巖旋轉(zhuǎn)下沉變形。結(jié)合約束高強(qiáng)混凝土立柱加強(qiáng)巷道頂板支護(hù), 保證采礦過程中極近距離巷道頂板的安全穩(wěn)定控制。

(2)建立了極近距離煤層群開采覆巖結(jié)構(gòu)模型,計(jì)算了下煤層切頂自成巷巷旁支護(hù)阻力。以典型極近距離煤層為工程背景, 開展了不同開采方法的數(shù)值試驗(yàn)對(duì)比研究, 分析了全采場位移分布與巷道圍巖應(yīng)力變化規(guī)律, 明確了極近距離煤層開采無煤柱自成巷控制機(jī)理。

(3)基于圍巖結(jié)構(gòu)力學(xué)分析與數(shù)值模擬, 提出了極近距離條件下巷道定向切頂–約束高強(qiáng)支護(hù)無煤柱自成巷現(xiàn)場關(guān)鍵參數(shù)設(shè)計(jì)方法, 并在現(xiàn)場進(jìn)行了成功應(yīng)用, 應(yīng)用結(jié)果表明采用新方法后, 提高了巷道圍巖應(yīng)力釋放程度, 有效控制了巷道圍巖變形,巷道頂?shù)装逡平孔畲鬄?65 mm, 立柱支護(hù)受力最大為5 084 kN。驗(yàn)證了巷道頂板定向切頂–約束高強(qiáng)支護(hù)對(duì)巷道圍巖穩(wěn)定性控制的優(yōu)勢。