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        巷道過采空區(qū)支護(hù)技術(shù)研究

        2021-10-17 13:59:50許猛堂
        煤礦安全 2021年9期
        關(guān)鍵詞:圍巖變形

        周 波,許猛堂,尹 磊,李 鑫,張 旺

        (1.貴州灣田煤業(yè)集團(tuán)有限公司 湘橋煤礦,貴州 盤州 553503;2.貴州理工學(xué)院 礦業(yè)工程學(xué)院,貴州 貴陽 550007;3.盤州市能源局,貴州 盤州 553503)

        破碎圍巖巷道支護(hù)問題一直是礦山工程中的難題之一,巷道受破碎圍巖影響整體穩(wěn)定性差,巷道支護(hù)困難、變形量大以及返修率明顯增高,傳統(tǒng)的錨桿、錨索支護(hù)已難以發(fā)揮整體支護(hù)作用[1-2]。僅從加強巷道支護(hù)措施方面已難以遏制巷道圍巖的繼續(xù)變形,改善巷道圍巖結(jié)構(gòu)及其力學(xué)性能是巷道圍巖變形控制的根本途徑,通過注漿提高巷道圍巖承載能力能夠有效控制破碎圍巖巷道變形[3-5]。

        國內(nèi)眾多學(xué)者對破碎圍巖巷道的支護(hù)問題做了大量的理論和實踐研究,取得了較為豐碩的研究成果。徐佑林[6-7]針對動壓影響下巷道大變形、強破壞的技術(shù)難題,提出再造承載拱的巷道支護(hù)技術(shù);王宏偉[8-9]通過理論分析,構(gòu)建了非靜水壓力下巷道圍巖破碎區(qū)應(yīng)力分布的力學(xué)模型,并提出軟弱破碎圍巖高強高預(yù)緊力支護(hù)技術(shù);李樹剛[10]通過數(shù)值模擬分析,揭示破碎圍巖動壓巷道的變形破壞機制,并提出了錨索與注漿聯(lián)合支護(hù)加固方案;張傳恕[11]對大斷面松軟破碎圍巖巷道穩(wěn)定性進(jìn)行了分析,并使用高強讓壓錨桿、提高錨桿長度和預(yù)緊力等措施,有效控制了破碎圍巖巷道變形;單仁亮[12]分析了松軟破碎圍巖煤巷的破壞機理,并提出強幫強角支護(hù)控制技術(shù);潘銳[13]對破碎圍巖錨注加固承載特性進(jìn)行了研究,對巖體粒徑、巖性、錨桿數(shù)量等影響因素進(jìn)行了對比分析;王茂盛[14]提出1種新型無機注漿材料加固破碎圍巖技術(shù),并實驗分析了水灰比對圍巖變形量及圍巖破碎的影響;王猛[15]總結(jié)了動壓作用破碎圍巖巷道大變形的主要影響因素,并提出了該類巷道分區(qū)域差異性修復(fù)技術(shù);陳曉祥[16]對斷層破碎帶中巷道圍巖大變形機理進(jìn)行了研究,并提出了“超前預(yù)注漿+錨網(wǎng)索”聯(lián)合支護(hù)方式;袁超[17]巷道圍巖塑性區(qū)分布形態(tài),提出“錨網(wǎng)噴+全斷面中空注漿錨索”的軟弱破碎巷道圍巖控制技術(shù);王琦[18]針對于深部開采巷道圍巖松散破碎現(xiàn)象逐漸增加的現(xiàn)象,提出巷道圍巖錨注擴散加固技術(shù);丁自偉[19]針對于破碎圍巖巷道錨固效果差的特點,提出分層次的注漿工藝對破碎圍巖進(jìn)行加固,并進(jìn)行了實驗研究;趙光明[20]對構(gòu)建了軟弱破碎巷道圍巖深淺承載結(jié)構(gòu)力學(xué)模型,得出了圍巖殘余強度和支護(hù)作用對圍巖變形的影響;王平[21]研究軟弱再生頂板圍巖失穩(wěn)機理,構(gòu)建了再生頂板“拋物線-半雙曲線”擴展力學(xué)模型。

        上述研究成果主要集中于動壓巷道、軟巖巷道以及深部巷道的圍巖控制,但采空區(qū)圍巖主要為覆巖垮落帶破碎巖體,其破碎程度和破碎范圍急劇增加,關(guān)于此類巷道的支護(hù)技術(shù)研究鮮有報道。基于上述研究成果,構(gòu)建巷道過采空區(qū)圍巖控制總體思路,建立了注漿條件下破碎圍巖巷道半圓拱承載力學(xué)模型,分析了半圓拱強度對圍巖破壞的影響,得到了承載拱破壞的極限厚度,研究成果應(yīng)用于湘橋煤礦過采空區(qū)破碎圍巖巷道,為該類巷道圍巖控制提供了科學(xué)依據(jù)。

        1 研究背景

        湘橋煤礦11702回風(fēng)巷長度360 m,沿17#煤層頂板掘進(jìn)。17#煤層厚度2.8~10 m,平均厚度為6.4 m,直接頂為粉砂質(zhì)泥巖,厚度在2~3 m范圍內(nèi),基本頂厚度為6 m左右。由于歷史原因,11702工作面部分煤炭資源已被小煤窯開采破壞,欲回采11702工作面則其回風(fēng)巷必須經(jīng)過小煤窯采空區(qū),小煤窯采空區(qū)圍巖完整性差、破壞深度大,破壞程度高,頂板覆巖破壞深度已經(jīng)達(dá)到21.2 m,鉆頂板覆巖破壞深度示意如圖1。過采空區(qū)的巷道支護(hù)問題已成為11702回風(fēng)巷圍巖控制的重點和難點,僅從加強巷道支護(hù)措施方面已難以遏制巷道圍巖變形,需要從改善巷道圍巖結(jié)構(gòu)及其力學(xué)性能方面著手進(jìn)行。

        圖1 頂板覆巖破壞深度示意Fig.1 Schematic diagram of the failure depth of the roof overlying rock

        2 巷道過采空區(qū)圍巖控制總體思路

        目前提出的煤礦巷道圍巖控制技術(shù)主要有以下5類[1]:巷道圍巖表面支護(hù)技術(shù)、巷道圍巖錨固技術(shù)、巷道圍巖改性技術(shù)、巷道圍巖卸壓技術(shù)以及巷道圍巖聯(lián)合控制技術(shù)。

        采空區(qū)破碎巖體本身圍巖整體抗變形能力差,巖石破碎造成穩(wěn)定性差,針對此種條件,采用單一圍巖控制技術(shù)已難以遏制巷道圍巖變形,必須采取巷道圍巖聯(lián)合控制技術(shù)。首先考慮提高巷道圍巖的整體性能,注漿的目的是充填圍巖裂隙,使破碎圍巖形成完整巖體結(jié)構(gòu),提高圍巖的整體力學(xué)性能,使巷道圍巖形成有承載能力的半圓拱體;其次通過U型棚支護(hù)進(jìn)一步提高圍巖的整體抗變形能力,輔之以金屬網(wǎng)加固破碎巖體,使巷道上覆圍巖整體形成“半圓供體-上覆破碎巖體-上覆完整巖體”的“強-弱-強”結(jié)構(gòu),從而達(dá)到巷道過采空區(qū)圍巖控制的目的,最終形成“U型棚+注漿”支護(hù)技術(shù)。因此,此支護(hù)技術(shù)中注漿形成的圍巖半圓拱體的力學(xué)性能及拱體厚度是圍巖控制的關(guān)鍵,提高半圓拱體的力學(xué)性能與拱體厚度能夠有效抑制巷道變形,但不能無限制注漿,不僅造成材料浪費,同時也增加了巷道支護(hù)成本。

        3 半圓拱體承載能力分析

        3.1 力學(xué)模型構(gòu)建

        注漿形成的半圓拱體上覆巖層為破碎巖體,這種散體條件下拱體所受圍巖壓力符合普氏理論的基本假設(shè)[22]。根據(jù)半圓拱體與上覆巖層的作用關(guān)系,建立的受力模型如圖2,令上覆巖層作用于半圓拱體的載荷為均布載荷q,拱厚為H,巷道高度為h,拱體兩端受簡支梁約束,作用點位于兩端拱底的中間位置A、B 2點。

        圖2 半圓筒受力模型Fig.2 Semi-cylinder force model

        圖2力學(xué)模型為對稱模型,可得拱底兩端約束的垂直支撐力FA、FB為:

        沿半圓拱體左端與水平方向呈θ角將拱體截開分析拱體各截面所受彎矩Mθ和剪力Fθ的變化情況,半圓拱體彎矩和剪力分析如圖3。

        圖3 半圓拱體彎矩和剪力分析Fig.3 Analysis of bending moment and shear force of semicircular arch

        由于受力模型為對稱模型,則θ角在(0,π/2)和(π/2,π)范圍內(nèi)彎矩、剪力也對稱,則只需要計算(0,π/2)即可,經(jīng)計算可得彎矩Mθ和剪力Fθ的表達(dá)式為:

        式中:R為半圓拱半徑。

        以θ角為變量對彎矩Mθ進(jìn)行求導(dǎo)可得:

        當(dāng)θ角在(0,π/2)范圍內(nèi),Mθ′為正數(shù),則彎矩Mθ在(0,π/2)范圍內(nèi)遞增,在θ=π/2時取得最大值,彎矩最大值Mθmax為:

        由式(4)可知半圓拱所受的最大彎矩隨著上覆巖層載荷q和半圓拱半徑的R的增加而增加。

        可計算出半圓拱梁所受的最大拉應(yīng)力σmax為:

        由此可知,半圓拱梁所受的最大拉應(yīng)力和上覆巖層載荷、拱的厚度及半圓拱的半徑有關(guān),最大拉應(yīng)力隨著上覆巖層載荷的增加而增加,并且呈線性關(guān)系,隨著拱的厚度的增加而急劇減小,呈非線性關(guān)系。由此可見,要保證半圓拱梁不發(fā)生拉破斷,須增加半圓拱的厚度。

        3.2 半圓拱體抗壓強度和抗拉強度

        半圓拱體為高水注漿材料與破碎圍巖的膠結(jié)體,為了計算半圓拱體不發(fā)生拉破斷,須獲得半圓拱膠結(jié)體的抗壓、抗拉強度,半圓拱體為高水注漿材料與破碎圍巖的膠結(jié)體,在高水材料凝固過程中加入圍巖矸石,矸石取自11702工作面現(xiàn)場矸石。通過試驗獲取高水材料膠結(jié)體實際抗壓強度、抗拉強度分別為12.6、1.46 MPa,半圓拱體力學(xué)性能實驗如圖4。

        圖4 半圓拱體力學(xué)性能實驗Fig.4 Mechanical performance experiment of semicircular arch

        3.3 半圓拱體圍巖應(yīng)力的確定

        巷道位置處于11702工作面采空區(qū)內(nèi),采用普式理論計算半圓拱體所受壓力,半圓拱體圍巖壓力計算模型如圖5。

        圖5 半圓拱體圍巖壓力計算模型Fig.5 Calculation model of surrounding rock pressure of semi-circular arch

        可得自然平衡拱的最大跨度a為:

        上覆自然平衡拱高度隨著半圓拱體半徑的增加而增加,自然平衡拱內(nèi)最大圍巖壓應(yīng)力值qmax為:

        式中:ρ為巖體的平均密度;f為巖體堅固系數(shù)。

        令自然平衡拱內(nèi)最大圍巖壓應(yīng)力為半圓拱體所受圍巖壓力。

        3.4 半圓拱體厚度的確定

        湘橋煤礦11702工作面過采空區(qū)實際注漿半圓拱厚度為10 m,巷道寬度為4.2 m,可得半徑R=12.1 m,高水材料膠結(jié)體穩(wěn)定抗拉強度為1.46 MPa。ρ=2.2 t/m3,f=1.26,內(nèi)摩擦角φ取45°,代入式(7),可得上覆巖層載荷最大值為0.3 MPa。

        根據(jù)式(5)可得半圓拱厚度必須滿足h≥9.5 m。

        式中:σt為半圓拱體的抗拉強度。

        湘橋煤礦11702工作面過采空區(qū)巷道實際半圓拱的拱厚為10 m,滿足抗拉強度要求。

        4 工程實踐

        湘橋煤礦11702工作面過采空區(qū)巷道再造半圓拱實際厚度為10 m,經(jīng)過現(xiàn)場注漿工業(yè)性試驗表明高水材料與巷道圍巖膠結(jié)體實際抗壓、抗拉強度通過計算可以滿足工程需要。過采空區(qū)半圓拱體巷道變形情況如圖6。

        圖6 過采空區(qū)半圓拱體巷道變形情況Fig.11 Deformation of roadway after grouting

        截止2021年4月,11702回風(fēng)巷頂板下沉量最大值為335 mm,底鼓量最大值為146 mm,兩幫移近量最大值為301 mm,半圓拱體能夠有效控制圍巖變形。11702工作面過采空區(qū)巷道鉆孔窺視10 m處圍巖情況如圖6(a),支護(hù)效果如圖6(b)。

        5 結(jié)語

        1)針對采空區(qū)巷道圍巖破碎程度高的支護(hù)難題,提出“U型棚+注漿”支護(hù)技術(shù),使巷道上覆圍巖整體形成“半圓供體-上覆破碎巖體-上覆完整巖體”的“強-弱-強”結(jié)構(gòu)。

        2)構(gòu)建了半圓拱巷道承載能力力學(xué)模型,推導(dǎo)了半圓拱最小拱厚表達(dá)式,并應(yīng)用普式理論獲得了拱體的圍巖壓力,對半圓拱體進(jìn)行了強度校核。

        3)半圓拱體的承載性能與上覆巖層載荷、拱體的厚度密切相關(guān),與上覆巖層載荷、拱體抗拉強度呈線性關(guān)系,與拱體的厚度呈非線性關(guān)系,隨著拱的厚度的增加而半圓拱體的承載能力也急劇增加。

        4)研究成果應(yīng)用于湘橋煤礦11702工作面過采空區(qū)巷道,有效地控制了巷道圍巖變形。

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