两硬近距离薄煤层工作面沿空矸石充填留巷研究

李 鹏

(山西能源学院矿业工程系,山西省晋中市,030600)

两硬近距离薄煤层工作面沿空矸石充填留巷研究

李 鹏

(山西能源学院矿业工程系,山西省晋中市,030600)

为解决两硬(顶、底板均为坚硬岩层)近距离薄煤层沿空留巷巷旁充填体易失稳问题,通过建立充填体承载力学模型及不同充填体强度下留巷围岩塑性破坏数值模拟,认为留巷稳定的临界充填体宽度为2.0 m、抗压强度为23 MPa。实验室试验对充填材料(矸石)性能影响因素的权重、充填体强度特征进行了研究,提出了充填体高效材料配比和充填工艺。现场工程实测数据表明,上述研究得到的充填体宽度、材料配比和工艺参数能有效维护沿空留巷稳定性,较好实现两硬近距离薄煤层沿空留巷技术。

两硬近距离薄煤层 沿空留巷 充填体材料 强度

近距离薄煤层回采时由于煤层间距小,下煤层工作面回采巷道极易受上煤层开采留设区段煤柱影响,如四台矿11＃近距离煤层8423工作面在进入上覆10＃煤层煤柱区时,出现巷道顶梁扭弯、围岩严重变形,其中两帮移近量达400～600 mm、底鼓量达300～500 mm。研究表明,近距离两硬薄煤层回采工作面实施无煤柱沿空留巷技术,可以有效消除留设区段煤柱对下覆近距离煤层开采影响。然而两硬薄煤层沿空留巷充填体易受上方坚硬顶板不垮落影响,充填体构筑初期严重过载导致留巷失败。

有关坚硬顶板下沿空留巷原理和巷旁支护研究较多,但两硬薄煤层条件下沿空留巷充填体支护阻力、高效充填体材料配比及巷旁充填工艺等研究较少,使得现场应用缺少相关借鉴。

大同姜家湾煤矿7－2＃煤层均厚1.4 m,顶、底板均为坚硬的砂岩或砂砾岩,距下方8－2＃煤层平均间距为15 m,属近距离两硬薄煤层。为提高煤炭资源回收率,该矿7－2＃煤层工作面采用沿空充填留巷的布置方式进行回采,考虑充填体会对下方8－2＃煤层开采造成一定影响,故研究了服务期内充填体宽度、强度、材料配比及充填工艺,对8－2＃煤层安全高效开采有重要意义。本文以7－2＃煤层8442工作面沿空留巷为研究对象,8442工作面长度130 m,平均埋深为230 m,运输巷道净宽4.5 m,净高2.6 m,锚网索支护,为沿空留巷试验巷道。工作面推进3 m/d,巷旁充填体滞后工作面3 m时进行充填,充填长度3 m/d。

1 沿空留巷巷旁充填体支护阻力

两硬近距离薄煤层沿空留巷,充填体构筑初期顶板易悬顶不垮落,要求充填体能有效支撑直接顶,承载顶板旋转下沉作用力;中期顶板快速旋转下沉,要求充填体有较大刚度和强度,及时切断基本顶,减小留巷上作用载荷;后期切断的基本顶和直接顶都有垮冒可能,要求充填体充分控制围岩变形,防止煤壁片帮,底鼓发生。可见,充填体整个服务期内以初期和后期承载较大,充填体不同时期的承载能力与充填体宽度密切相关,对近距离煤层上覆煤层沿空充填留巷来说,在保证巷道服务期间稳定的前提下,充填体宽度越小越有利于下覆煤层开采。下面通过巷旁充填体初、后期阻力计算结果与不同时期充填材料试验强度进行比较与分析,从而确定出8442工作面充填体的合理宽度。

1.1 巷旁充填体初期阻力的计算

在浆砌巷旁支护墙体的初期阶段,其支护对象主要是直接顶岩层,此时的支护阻力为:

式中:Pc——巷旁支护墙体的初期支护阻力,k N;

c——留巷宽度,m;

d——充填体宽度,m;

j——充填体距采面距离,m;

u——充填长度,m/d;

t——直接顶厚度,m;

w——充填体与采面之间对直接顶的平均支护强度,MPa;

r——直接顶岩层对单位长度充填体的作用力,k N/m。

结合相关参数,按照留巷宽度4.5 m、充填体距采面距离3 m、充填长度3 m/d、直接顶厚度4.6 m,充填体与采面之间对直接顶的平均支护强度0.12 MPa,当充填体宽度为1.5 m、1.8 m、2 m和2.2 m时直接顶岩层对单位长度充填体的作用力分别为173.28 k N/m、207.94 k N/m、231.04 k N/m和254.14 k N/m,代入式(1),计算结果见表1。

表1 巷旁充填体承载强度计算

根据计算结果与充填材料早期(1 d)试验强度比较与分析,可以得出充填体宽度≥2 m时能满足充填体的实际承载强度要求。

1.2 巷旁支护后期阻力的计算

根据充填体上方最大需控岩层范围,计算巷旁支护后期阻力。工作面第一分层顶板初次垮断后,上分层顶板结构失去支撑逐渐趋于失稳垮断状态;充填体取悬臂式顶板垮落形成的一端支承,此时支护阻力最大。

不考虑煤帮的支撑作用及垮落岩层破断角α的影响,简化计算沿空留巷巷旁支护阻力的围岩结构模型如图1所示。

图1 沿空留巷围岩结构模型

煤体内极限平衡区宽度及巷旁充填体后期需要的支护阻力为:

式中:P——巷旁支护墙体的后期支护阻力,k N;

x0——煤体内极限平衡区宽度,m;

k——应力集中系数;

γz——直接顶岩层容重,k N/m3;

hE——基本顶厚度,m;

γE——基本顶岩层容重,k N/m3;

Lmax——周期来压步距,m;

M——开采厚度,m;

C——煤的粘结力,k N/m2;

f——煤层内摩擦系数;

ø——摩擦角,(°);

H——煤的埋深,m;

γ——上覆岩层容重,k N/m3。

将k＝1.9,M＝1.4 m,C＝2400 k N/m2,f＝0.32,ø＝18°,H＝230 m;γ＝25 k N/m3代入式(2)计算,得到x0＝2.1 m。

当x0＝2.1 m,t＝4.6 m,k＝1.9,γz＝25 k N/m3,hE＝26.9 m,γE＝27.4 k N/m3,Lmax＝ 25 m,c＝4.5 m,d＝3 m,充填体宽度为1.5 m、1.8 m、2.0 m和2.2 m时,代入式(3)得到后期支护阻力,如表2所示。

根据计算结果与充填材料后期(3 d)试验强度比较与分析,可以得出充填体宽度≥2 m时能满足充填体的实际支护强度要求。

表2 充填体后期支护阻力计算

2 沿空留巷巷旁充填体数值模拟

2.1 模型建立与模拟过程

按照8442工作面实际布置情况,考虑模型的对称性与计算效率,同时根据上节充填体宽度2m的计算结果,故模型尺寸为90 m×100 m×50 m (X×Y×Z)。模型的前、后、左、右约束水平位移,底部为固定边界,上部边界施加均布载荷。模型岩层计算参数见表3。

表3 煤层顶底板煤岩物理力学参数

建好模型后,计算初始应力场至平衡,开挖8442工作面运输巷道,支护后至平衡,一次性回采8442工作面,充填支护,再计算至平衡。根据相似矿井沿空留巷经验,充填体的强度为15～25 MPa,设定充填体强度分别为15 MPa、17 MPa、19 MPa、21 MPa、23 MPa和25 MPa,对充填体不同强度情况下8442工作面运输巷道围岩塑性区的分布特征进行分析。

2.2 模拟结果分析

不同充填体强度时围岩塑性区分布不同,充填体宽度为2.0 m时,随着充填体强度的增大,围岩塑性区范围明显减小。充填体强度为15～19 MPa时,沿空留巷围岩塑性区大范围破坏,充填体变形严重、失去承载能力,留巷失败;充填体强度为21 MPa时,沿空留巷围岩塑性区范围减小,但变形严重,难以控制;充填体强度为23～25 MPa时,沿空留巷变形和围岩塑性区明显缩小,充填体和巷道具有较强承载能力。

根据现场经验,充填体强度越大,配置成本越高,工艺越复杂,因此确定充填体强度为23 MPa左右,通过改进支护参数控制巷道的变形及围岩塑性区发育。

3 填充材料配比试验

3.1 试验方案

充填体材料选用膏体材料,主要组分为硅酸盐水泥、煤矸石、粉煤灰、砂、石子及水拌和的膏体材料,外加添加剂(如减水剂、早强剂等),选取影响充填体强度的主要因素:水灰比(A)、粉煤灰(B)、早强剂(C)、减水剂(D),其中粉煤灰、早强剂和减水剂均是占水泥的比重。本次试验针对4个因素列取3个水平进行正交试验,其中设水泥为固定值,配置不同比例组分的充填材料,考察随时间增长充填材料的强度变化。材料配比的主控因素水平值(参考国内外有关矿山经验)及正交试验参数见表4和表5。

表4 主控因素水平值

表5 材料配比参数

3.2 试验结果与分析

针对本次正交试验,采用综合评分法进行结果分析,选取塌落度与7d抗压强度为主要指标对表5提出的充填材料配比进行研究。制定评分标准:塌落度以0 mm为基础,记为0分,每增大1 mm加1分;7 d抗压强度以0.1 MPa为基础,记为1分,0～7 d中每24 h抗压强度增大0.1 MPa加1分,其综合评分情况及评价指标见表6。

表6 综合评分法计算结果

从表6的计算结果看,粉煤灰掺量的极差最大为226,减水剂掺量的极差最小为35,说明因素影响程度从主到次依次为粉煤灰掺量B→水灰比A→早强剂含量C→减水剂含量D;从试验结果看,由于第6号方案综合评分数最大,所以第6号方案(a3b2c1d2)为最优,同时满足强度与塌落度要求。根据行业经验,水泥、河砂、矸石的最佳比例约为6：10：15,结合第6号方案配比(水灰比0.44、粉煤灰15%、早强剂2%、减水剂1.5%),最终得出沿空留巷充填材料现场施工配合比为每1000 kg充填材料中含有水76.2 kg、水泥172.9 kg、粉煤灰25.0 kg、河砂287.9 kg、矸石块431.8 kg (矸石粒度为5～10 mm)、早强剂3.5 kg和减水剂2.7 kg。

按上述配比加工充填体试块,试块为边长150 mm的正方体,置于培养箱内养护,养护温度为20℃±2℃,养护湿度为95%±2%。根据试验方案中不同龄期设置(1～28 d),加工尺寸ø50 mm×100 mm圆柱体试件进行强度测试,得到如图2所示充填体抗压强度随龄期变化值。

由图2充填体强度可知,龄期在1～7 d内,充填体试件抗压强度较低且增加缓慢;8～15 d内,充填体试件抗压强度迅速增加且达到较大值;龄期在16～23 d内,充填体强度增加缓慢,在龄期达到24 d以后稳定在32 MPa。由此,该配比条件下充填体初期、中期强度控制及维护成为留巷成功的关键,适当增加充填体留设宽度可以满足该材料配比下的使用要求。

图2 充填体抗压强度随龄期变化

4 工程应用

按照有关充填材料、充填配比和工艺参数等研究成果,在姜家湾煤矿8442综采工作面运输巷进行了沿空留巷充填工业性试验。试验留巷长度262 m,充填体宽度2.0 m,工作面回采期间在留巷内布置测站,对巷道围岩位移和矿压规律监测。

4.1 充填工艺

为保证充填体具有良好的支撑效果,开挖成形后的沿空留巷试验运输巷采用锚网索永久支护,同时支设单体支柱加铰接顶梁加强支护顶板,靠近留巷侧采空区留巷宽度内用木支柱替换末排密集单体支柱,堆砌矸石墙,支设模板,进行充填。

充填材料在地面制备好后,提前运至井下充填泵站料场。具体充填工艺为端头支架后方布置充填模板并在留设巷道内打设锚杆锚索等支护体→清理支架后方充填模板内的冒落矸石及浮煤→在模板采空区侧堆设矸石墙,防止采空区冒落矸石对充填体进行冲击→检查充填注浆设备及注浆管线→充填注浆→注浆完毕,冲洗充填注浆设备及管线。

4.2 矿压监测结果

4.2.1 巷道围岩位移

沿空留巷巷道围岩变形量见图3,由图中曲线看出,随工作面回采,测点处留巷围岩表面位移量逐渐增大。当测点距工作面0～30 m时,巷道表面位移急剧增大,说明留巷受回采动压影响剧烈;当测点距工作面煤壁50 m以后留巷围岩趋于稳定,顶底板移近量达到110 mm,两帮移近量达到120 mm,整个回采过程中沿空留巷变形较小。

4.2.2 充填体变形及承载

不同阶段充填体变形及承载曲线见图4,随距工作面距离增大,充填体变形量先缓慢增加然后急剧增大最后趋于稳定,其中纵向变形大于横向变形值,纵向、横向变形最大值在距工作面100 m时分别达到96 mm和65 mm。充填体上载荷快速增大达到峰值后趋于稳定。

图3 沿空留巷巷道围岩变形量

图4 不同阶段充填体变形及承载曲线

在工作面距充填体较近(0～30 m)时,充填体变形量较小且增加缓慢,是因为巷道变形小加之初期充填体没有主动支撑能力;充填体距工作面较远受采动影响小,其上载荷较小但快速增大。距离在30～50 m时,充填体变形量急剧增加,纵向、横向变形量分别达到70 mm和52 mm,是因为工作面上方覆岩大幅度垮落运移使得留巷巷道围岩剧烈活动,充填体上作用载荷急剧增大的结果,在40 m时达到峰值5.5 MPa;当距离大于50 m后,充填体变形缓慢增加趋于稳定,载荷趋于稳定,为4 MPa,是因为回采后工作面后方采空区覆岩垮落活动趋于稳定。

该工作面于2015年1月回采完毕,回采过程中沿空留巷内并未发生片帮、冒顶等事故,巷道围岩变形控制在合理的范围内,共计增加经济效益330.3万元。

5 结论

(1)通过对巷旁充填体初、后期阻力计算及不同充填体强度下留巷围岩稳定性数值模拟分析,得到构筑后不同时期巷旁充填体上作用载荷和支护阻力,满足要求的临界充填体宽度为2.0 m、抗压强度为23 MPa。

(2)实验室试验得到高效充填体的材料配比和强度特征,同时对充填工艺优化。

(3)两硬近距离薄煤层8442工作面沿空留巷工业应用中,留巷围岩变形量、充填体变形量和载荷均处于允许范围内,说明充填体参数能有效维护沿空留巷稳定性,满足留巷围岩控制要求。

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Research on gob-side entry retaining with waste filling in close thin seam with hard roof and floor

Li Peng
(Department of Mining Engineering,Shanxi Institute of Energy,Jinzhong,Shanxi 030600,China)

To solve the unstable filling body beside gob-side entry retained in close thin seam with hard roof and floor,by establishing mechanical model of filling body＇s bearing capacity and numerical simulation on plastic failure of retained entry＇s surrounding rock with various strength of filling body,the critical width of filling body to stabilize the entry retaining was 2 m,and the compressive strength was 23 MPa．Through systematic study on effect weight of filling materials property and filling body strength characteristics by laboratory tests,efficient filling metrical ratio and filling process were put forward．The field engineering measurement data showed that the filling body width,materials ratio and process parameters could effectively maintain the stability of gob-side entry and realize the gob-side entry remaining technology in close thin seam with hard roof and floor．

close thin seam with hard roof and floor,gob-side entry retaining,filling material,strength

TD353

A

李鹏(1984－),男,山西大同人,讲师,主要从事矿山压力与岩层控制、复采方面的研究。

(责任编辑 张毅玲)

李鹏.两硬近距离薄煤层工作面沿空矸石充填留巷研究[J].中国煤炭,2017,43(1):67－71,88. Li Peng.Research on gob-side entry retaining with waste filling in close thin seam with hard roof and floor[J].China Coal,2017,43(1):67－71,88.