吳劍彪，吳 銳，許宏偉，張鵬輝

（江西理工大學(xué) 資源與環(huán)境工程學(xué)院，江西 贛州 341000）

從國內(nèi)能源生產(chǎn)使用與消費結(jié)構(gòu)的層面來說，煤炭作為主要能源的現(xiàn)狀短期內(nèi)仍然是保持穩(wěn)固不變的。怎樣達到煤礦的安全高效開采，并提升煤炭回收利用率，是當(dāng)前煤炭界的熱門問題[1-2]。隨著支護技術(shù)的不斷成熟，煤炭開采過程中大多選擇沿空留巷和沿空掘巷的辦法，并且得到了非常好的應(yīng)用成果[3]。其中沿空留巷要受2 次采動作用造成的影響，導(dǎo)致護巷過程困難且費用較高，特別是在厚煤層中此缺點極為突出。沿空掘巷只經(jīng)歷一次采動作用的影響，因此也便于維護，而實際上該方法要留出5～7 m 的煤柱，如果煤層厚度比較大的話，必然將損失較多的煤炭資源（損失2%～3%）。針對上述的問題，國內(nèi)提出了巷內(nèi)預(yù)充填無煤柱掘巷技術(shù)[3-7]（以下簡稱“沿充填體掘巷”），該護巷技術(shù)在上區(qū)段工作面加大斷面掘進的平巷中緊挨非截割幫預(yù)先構(gòu)筑充填體墻，在上工作面回采結(jié)束覆巖穩(wěn)定后，在本工作面沿充填體墻掘進。此過程即將充填體墻代替原區(qū)段工作面間應(yīng)留設(shè)的煤柱?？梢钥闯觯涮铙w墻看似和預(yù)留煤柱類似，但其實際寬度要小于窄煤柱，一般小于2 m，且要受到采動超前支承壓力和側(cè)向支承壓力的影響，巷道變形嚴重，尤其是底鼓尤為明顯。為此，采用數(shù)值模擬對沿充填體掘巷巷道支護前后圍巖變形規(guī)律進行研究，提出并著重探討底板加固和底板卸壓等2 種不同方案作用下對底鼓的控制效果。

1 加固法控制沿充填體掘巷底鼓方案

對于底鼓的控制當(dāng)前最常用的控制底鼓的方法有底板加固[8-14]和底板卸壓[15-18]。底板加固的核心是提高底板強度從而讓底板位移量減少來抑制底板鼓起；底板卸壓的核心是通過改變底板的應(yīng)力狀態(tài)從而來控制底板鼓起。

1.1 工程概況及數(shù)值模型

以潞安集團常村煤礦為工程背景，S511 綜放工作面平均埋深約450 m，平均煤厚度為6.1 m，采高為3.2 m，工作面煤層傾角為0°～6°。

選用FLAC3D軟件進行模擬。數(shù)值模型如圖1，尺寸為：200 m×160 m×70 m，底板位于模型高30 m處，模型中采用漸變網(wǎng)格劃分，在沿充填體掘巷巷道圍巖附近加密網(wǎng)格劃分。模型共劃分為520 000 單元，556 308 個節(jié)點。模型頂部施加應(yīng)力邊界條件，用于模擬上覆巖重，模型沿走向及傾向方向施加水平應(yīng)力，模擬埋深450 m，側(cè)壓系數(shù)為0.47。煤巖力學(xué)參數(shù)見表1，對煤巖參數(shù)的設(shè)定主要借鑒文獻［6］。

圖1 沿充填體掘巷數(shù)值模擬模型Fig.1 Numerical simulation model of roadway excavation along filling body

表1 煤巖力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of coal and rock

1.2 加固方案

該方案為斷面尺寸4.5 m×3.5 m 的矩形巷道。錨桿和錨索的桿體分別為φ22 mm×2 400 mm 和φ17.8 mm×8 300 mm，錨固長度分別為1 m 和1.5 m，預(yù)應(yīng)力分別為5 t 和15 t。幾種加固方案為：①方案1：加固頂板及實體煤幫；②方案2：加固底板幫角；③方案3：加固底板；④方案4：加固底板及幫角。加固參數(shù)設(shè)計見表2，效果示意圖如圖2。

圖2 各加固方案支護效果示意圖Fig.2 Effect diagrams of each reinforcement schemes

表2 加固方案參數(shù)設(shè)計Table 2 Parameters design of reinforcement schemes

1.3 加固方案數(shù)值分析

數(shù)值模擬方案設(shè)計為200 m×80 m×70 m 的模型尺寸，對本工作面“二次掘巷”及“二次回采”工作面超前5 m 處2 種情況進行模擬。

在本工作面掘采過程中無加固下位移云圖如圖3。本工作面掘采過程中無加固條件下的巷道圍巖位移量見表3。

表3 無加固下的圍巖位移量Table 3 Displacement of surrounding rock without reinforcement

圖3 無加固圍巖位移云圖Fig.3 Diagrams of surrounding rock displacement without reinforcement

4 種加固方案“二次掘巷”中圍巖垂直位移云圖如圖4。4 種不同加固方案下在“二次掘巷”中的圍巖位移量見表4。

由圖4 和表4 可知，在巷道得到支護加固后，除充填體幫的位移量變化規(guī)律不同外，其余的巷道圍巖的位移量均小于加固之前。首先，頂板位移量在加固前后無較大變化，而底板鼓起量在加固之后明顯有所減少，實體煤幫加固前后的位移量變化規(guī)律也同一致，但是充填體幫的位移量的變化規(guī)律與上述3 項不同。由表4 中數(shù)值模擬出的加固前后的數(shù)據(jù)不難看出，僅是加固底板幫角的總體作用并不是很明顯。對比加固頂板及實體煤幫，各圍巖變形量的改變幅度非常小，同樣變化趨勢不明顯，而隨著底板加固后得到的效果非常顯著。此時相對于無加固條件下，頂板的下沉量減小46.5 mm；底板的鼓起量則減小115.9 mm，即此時巷道底板的變形量減小1.83倍；實體煤幫和充填體幫的移近量分別是減小44.4 mm 和增加5.2 mm。由上述可知，加固底板和幫角能夠顯著提高巷道抵抗底鼓的能力，當(dāng)?shù)装搴蛶徒枪餐庸毯?，對比無加固條件下此時巷道底板的變形量減小2.48 倍。

表4 4 種加固方案“二次掘巷”圍巖位移量Table 4 Displacement of surrounding rock of“secondary roadway excavation”in four reinforcement schemes

圖4 4 種加固方案“二次掘巷”圍巖位移云圖Fig.4 Diagrams of surrounding rock displacement of“secondary roadway excavation”of four reinforcement schemes

4 種加固方案下“二次掘巷”中圍巖位移云如圖5。4 種不同加固方案在“二次掘巷”中圍巖位移量見表5。

由圖5 和表5 可知，此次模擬方案數(shù)值的變化規(guī)律和前述中本工作面“二次掘巷”過程中的非常相似，但數(shù)值的變化幅度較之前有所增大。其中變化最為明顯的是充填體幫的變形量，先后加固底板幫角和底板時相對于無加固狀態(tài)下充填體幫的變形量分別增加了31.6 mm 和118.2 mm，即變大為原來的1.27 倍和2.02 倍。造成如此結(jié)果的原因：①充填體幫沒有額外加固；②受外界疊加壓力的作用導(dǎo)致充填體幫的自身承受的壓力變大。所以充填體的幫位移量要比實體煤的幫位移量大。此外，在本工作面“二次掘巷”中，當(dāng)?shù)装搴蛶徒枪餐庸毯?，對比無加固條件下此時巷道底板的變形量減小2.60 倍。

表5 4 種加固方案“二次回采”圍巖位移量Table 5 Displacement of surrounding rock in“secondary mining”of four reinforcement schemes

圖5 4 種加固方案“二次回采”圍巖位移云圖Fig.5 Diagrams of surrounding rock displacement of“secondary mining”of four reinforcement schemes

2 卸壓法控制沿充填體掘巷底鼓方案

2.1 底板卸壓控制底鼓機理

國內(nèi)外大量研究表明[15-20]，通過在巷道底板開槽的辦法可以明顯控制圍巖的變形。卸壓槽明顯使底板的應(yīng)力環(huán)境發(fā)生改變，能有效減小底板變形。卸壓槽卸壓原理示意圖如圖6。底板無卸壓槽時，在充填體幫和實體煤幫積聚了較高的應(yīng)力，卸壓槽使底板深部應(yīng)力大幅降低，進而降低底板變形，同時改善降低了處于巷道圍巖兩幫的應(yīng)力。圖6 中，σν為巷道圍巖應(yīng)力；σH為巷道底板應(yīng)力。

圖6 卸壓槽卸壓原理示意圖Fig.6 Schematic diagrams of pressure relief groove

2.2 底板卸壓數(shù)值模擬分析

為精確研究卸壓法對控制底鼓的效果，設(shè)計如下模擬方案探究該問題，開槽寬度為0.5 m，分別模擬4 種開槽深度（0.5、1.0、1.5、2.0 m）對圍巖變形的影響規(guī)律。開槽寬度與深度的設(shè)定主要借鑒文獻［16］，該方案使用FLAC3D軟件進行模擬。

4 種開槽深度下在“二次掘巷”中圍巖位移云如圖7。4 種開槽深度在“二次掘巷”中的圍巖位移量見表6。4 種開槽深度“二次回采”圍巖位移云如圖8。4 種開槽深度“二次回采”圍巖位移量見表7。

表7 4 種開槽深度“二次回采”圍巖位移量Table 7 Displacement of surrounding rock in“secondary mining”with four kinds of slotting depths

表6 4 種開槽深度“二次掘巷”圍巖位移量Table 6 Displacement of surrounding rock of“secondary roadway excavation”with four kinds of slotting depths

圖7 4 種開槽深度“二次掘巷”圍巖位移云圖Fig.7 Diagrams of surrounding rock displacement of“secondary roadway excavation”with four kinds of slotting depths

圖8 4 種開槽深度“二次回采”圍巖位移云圖Fig.8 Displacement effect diagrams of four kinds of slotting depth in period two

由圖7 和表6 可知，伴隨著開槽深度的增大巷道頂板與實體煤幫的位移量都有上升的趨勢。但是頂板的變形量不是很明顯，當(dāng)開槽深度為2 m 時，頂板的變形量相對于無開槽情況下僅增加了12.7 mm，而實體煤幫的位移量的變化規(guī)律則與前者有所不同，即變化幅度較大。當(dāng)開槽深度為2 m 時，實體煤幫的位移量相對于無開槽時增加了44.5 mm。底板的鼓起量和充填體幫的位移量受開槽的作用的影響較大，而且隨著開槽深度的增加呈現(xiàn)減小的趨勢。當(dāng)開槽深度為2 m 時，底板的鼓起量相對于無開槽情況下減小了115.1 mm，即減小1.82 倍。由上述可知，隨著開槽深度的增大，底板抵抗變形的能力也逐漸增強。但除底板外其余圍巖抵抗變形的能力均有所下降。

由圖8 和表7 可知，在本工作面“二次掘巷”中，巷道圍巖的變形量相比較于本工作面“二次掘巷”中變化的幅度都有增大的趨勢，且圍巖位移量隨開槽深度增大而變化的規(guī)律都與表6 中一致。相對于無開槽情況下，當(dāng)開槽深度為2.0 m 時，頂板的位移量增加了19.2 mm，實體煤幫的位移量增加了79.1 mm，即分別增大為原來無開槽條件下的1.03 倍和1.46 倍，顯然開槽對實體煤幫的影響比較大。在開槽情況下底板與充填體幫的變化規(guī)律與上述剛好相反，即隨著開槽深度的變深都有變小的趨勢。相對于無開槽情況下，當(dāng)開槽深度為2.0 m 時，底板的位移量減小了190.8 mm，即減小2.49 倍，故開槽明顯對于控制底板鼓起有較大的作用。

3 結(jié) 語

1）對比各種巷道底鼓的控制方案，當(dāng)?shù)装寮皫徒枪餐庸虝r，“二次掘巷”和“二次回采”過程中工作面超前5 m 處底鼓量分別減小2.48 倍和2.60倍，故共同加固底板及幫角是控制底鼓的有效途徑。

2）卸壓槽能夠有效控制巷道底鼓，且與開槽深度有極大相關(guān)性。當(dāng)開槽深度為2.0 m 時，相對于無開槽情況下“二次掘巷”和“二次回采”過程中工作面超前5 m 處底鼓量分別減小1.82 倍和2.49 倍。但該方法對頂板和實體煤幫的變形控制作用則相反，故在實際設(shè)計時要考慮其對頂板和實體煤幫變形量加大帶來的負面影響。

3）加固底板、底板卸壓都能達到遏制巷道底鼓的目的。根據(jù)潞安常村煤礦S511 綜放工作面的實際情況和模擬結(jié)論，可采用底板卸壓切槽的辦法控制底鼓，底板卸壓相比加固底板更加經(jīng)濟高效、施工便捷。其中開槽深度超過1.5 m 時，巷道圍巖位移量的變化率開始增大，因此推薦開槽深度為1.5 m。

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