鄧照玉，何明川

(1.中煤科工集團重慶研究院有限公司，重慶 400037； 2.國家煤礦安全技術(shù)工程研究中心，重慶 400037)

近年來，隨著國民經(jīng)濟高速增長，煤炭消耗量日益增加，部分煤炭企業(yè)過分追求短期經(jīng)濟效益，導(dǎo)致煤炭資源的無序化開采，造成煤炭資源巨大浪費，由此遺留的大量廢棄巷道嚴重制約煤炭資源的后續(xù)開采，這也間接增加了采礦工程的難度和安全隱患[1-3]。

空巷是煤炭資源枯竭時，回收邊角煤或煤柱時的聯(lián)絡(luò)巷，或是由于開采設(shè)計方案改變而在工作面中部留下的巷道。根據(jù)空巷與工作面推進方向的位置關(guān)系，可以分為傾向、傾斜和走向空巷[4-5]。采煤工作面通過空巷特別是易于冒頂垮塌的空巷是煤礦生產(chǎn)中經(jīng)常遇到的技術(shù)難題。國內(nèi)外學者針對空巷圍巖穩(wěn)定和控制開展了大量研究，柏建彪等[6]分析了采煤工作面前方空巷圍巖移動規(guī)律，構(gòu)建了空巷頂板穩(wěn)定性模型，判定了空巷基本頂?shù)姆€(wěn)定性；劉暢等[7-8]建立了復(fù)采工作面過空巷采場基本頂破斷力學模型，揭示了基本頂超前斷裂的力學作用機理；謝生榮等[9]建立了綜放工作面過空巷基本頂破斷結(jié)構(gòu)模型，分析了綜放工作面過空巷時圍巖應(yīng)力與破壞特征，確定了綜合控制技術(shù)實施的時空節(jié)點與相關(guān)參數(shù)；尹超宇等[10]采用突變理論研究了工作面和空巷之間煤柱失穩(wěn)機理，依據(jù)薄板理論分析了煤柱失穩(wěn)后基本頂受力狀態(tài)和破斷位置；徐青云等[11]建立了空巷基本頂力學模型，揭示了空巷頂板穩(wěn)定機理，確定了維持空巷頂板穩(wěn)定的最小支護阻力。此外，許多現(xiàn)場工程技術(shù)人員也對采煤工作面通過空巷方式進行了有益的實踐和探索[12-18]。

目前許多專家學者的研究多集中于傾向和傾斜空巷，而針對工作面通過走向空巷的研究涉及較少。工作面通過走向空巷與通過傾向、傾斜空巷相比，通過的距離和時間長，不穩(wěn)定因素多，安全風險大，傳統(tǒng)通過傾向、傾斜空巷的方法主要有密集支柱或木垛、錨網(wǎng)索梁加固和以空巷為開切眼重新布置工作面等，上述方法在遇到工作面通過走向空巷時存在較大的局限性。因此，基于山西臨汾欣源煤礦綜采工作面通過走向回風巷的工程技術(shù)難題，采用理論計算的方法研究了走向空巷圍巖失穩(wěn)機理，綜合技術(shù)和經(jīng)濟因素提出了高水材料充填走向空巷技術(shù)；通過數(shù)值模擬手段揭示了充填體對空巷頂板作用機理，在此基礎(chǔ)上，確定了充填體關(guān)鍵參數(shù)和充填工藝方案，并成功進行了工業(yè)性試驗探索。

1 工程背景

欣源煤礦位于山西省臨汾市境內(nèi)，井田東西長5.73 km，南北寬3.19 km，面積12.75 km2，生產(chǎn)能力為0.9 Mt/a，服務(wù)年限19 a。目前主采3#煤層，其煤巖類型屬于主焦煤，節(jié)理裂隙發(fā)育，平均埋深超過 1 000 m，厚度約2.40 m，傾角為3°～9°。礦井一采區(qū)3301綜采工作面平均埋深為1 050 m，走向長度為1 200 m，傾斜長度為120 m，采區(qū)內(nèi)煤層賦存條件較穩(wěn)定。3301綜采工作面頂?shù)装鍘r性見表1。

3301工作面推進時，需要通過一條與工作面走向平行、層位相同的空巷，即3203回風巷。3203回風巷長度300 m，斷面尺寸寬×高=4.5 m×2.5 m，與

表1 3301綜采工作面頂?shù)装鍘r性

3301工作面水平距離20 m，全斷面采用錨網(wǎng)索聯(lián)合支護，由于服務(wù)年限超過5 a，空巷圍巖尤其是頂板變形破壞嚴重。采掘工程平面圖如圖1所示。

圖1 采掘工程平面圖

2 空巷頂板失穩(wěn)機理研究

綜采工作面通過走向空巷過程中，頂板穩(wěn)定是影響煤炭安全開采的關(guān)鍵因素。因此，需要從理論上分析走向空巷頂板變形失穩(wěn)機理。將走向空巷簡化成二維平面模型，由彈性力學平面應(yīng)變理論[19-20]可知，巷道開挖形成的圍巖切應(yīng)力集中是其變形破壞的主要原因，圍巖破壞程度用塑性區(qū)范圍表征。

2.1 空巷圍巖應(yīng)力分布規(guī)律

3203回風巷為工作面巷道，斷面形狀為矩形。為了研究走向空巷圍巖應(yīng)力分布規(guī)律，將巷道斷面矩形等效成內(nèi)切于空巷的橢圓，通過分析橢圓形空巷周邊應(yīng)力和塑性區(qū)分布特征來評估空巷圍巖穩(wěn)定性。橢圓形空巷力學模型如圖2所示。

圖2 橢圓形空巷力學模型

根據(jù)礦山壓力與巖層控制理論，在側(cè)壓系數(shù)λ=1時，深埋橢圓巷道周邊切向應(yīng)力σθ為：

(1)

式中:a為空巷跨度的一半，m；b為空巷高度的一半，m；p為圍巖垂直應(yīng)力，MPa；θ為旋轉(zhuǎn)角度，(°)；K為高跨比,K=b/a。

由式(1)可知，空巷圍巖特定部位的切向應(yīng)力大小受到K和p2個參數(shù)的影響：隨著p增大，圍巖應(yīng)力均增大；隨著高跨比K增大，頂?shù)装鍛?yīng)力減小，兩幫應(yīng)力增大；當K=1時，圍巖應(yīng)力相等，且K對圍巖應(yīng)力的影響最大。對于空巷圍巖控制，在圍巖應(yīng)力場無法改變的條件下，高跨比K是影響空巷圍巖穩(wěn)定的關(guān)鍵因素。

2.2 空巷圍巖破壞特征

采用復(fù)變函數(shù)法，先利用保角變換把橢圓邊界轉(zhuǎn)化為圓形邊界求解，再把求得的解析解反向轉(zhuǎn)換，得到橢圓巷道塑性區(qū)分布范圍。保角變換原理如圖3 所示。

圖3 保角變換示意圖

z平面與ζ平面坐標之間的關(guān)系：

(2)

由圓形孔口彈塑性分析的魯賓涅特解得到ζ平面上單位圓形巷道的塑性區(qū)半徑：

(3)

式中:R0為映射平面半徑，m；ρL為極徑，m；φ為內(nèi)摩擦角，(°)；C為黏聚力，MPa；λ為側(cè)壓系數(shù)。

由式(2)和(3)得到z平面上橢圓巷道塑性區(qū)半徑：

(4)

由式(4)可知，空巷塑性區(qū)范圍受到偏心率m和ζ平面上圓形巷道塑性區(qū)半徑ρL影響，m取決于巷道斷面高跨比K，ρL取決于圍巖性質(zhì)。隨著空巷高跨比K減小，偏心率m增大，塑性區(qū)范圍增加，圍巖破壞程度加劇。因此，在空巷圍巖性質(zhì)確定條件下，高跨比是影響空巷圍巖的關(guān)鍵因素。

綜上可知，對于走向空巷圍巖尤其是頂板巖層控制，無論從圍巖應(yīng)力環(huán)境改善的角度還是圍巖變形控制的角度，均應(yīng)該遵循減小頂板跨度的原則。

2.3 空巷頂板變形破壞推演

空巷掘進打破了原巖應(yīng)力場的平衡，在采動應(yīng)力作用下，空巷加速破壞。根據(jù)理論計算結(jié)果，結(jié)合工程類比，推演空巷頂板變形破壞過程：初始變形、彎曲離層變形、斷裂破壞和垮落破壞，具體如圖4 所示。

(a)初始變形

綜上可知，空巷頂板破壞是一個漸變的力學過程。空巷初始變形隨開挖瞬間產(chǎn)生，難以有效控制；若空巷未發(fā)生離層，就要及時控頂避免產(chǎn)生離層；若巷道已發(fā)生彎曲離層變形，則要對頂板加強支護，避免其進入斷裂和垮落階段。因此，對于走向空巷頂板控制，從減緩變形破壞過程的角度，應(yīng)該遵循及時支護的原則。

3 工作面通過空巷方式確定

3.1 技術(shù)角度

傳統(tǒng)工作面通過傾向和傾斜空巷的方式容易發(fā)生頂板急劇下沉、支架壓死等事故，嚴重影響工作面推進，還可能造成資源浪費，局限性和危險性均較大。據(jù)此，提出采用高水材料充填走向空巷控頂技術(shù)。水灰比(質(zhì)量比，下同)1.5∶1.0條件下凝固 7 d 后高水材料的應(yīng)力—應(yīng)變曲線如圖5所示[21]。

圖5 高水材料應(yīng)力—應(yīng)變曲線

由圖5可見，隨著應(yīng)變增大，高水材料的抗壓強度增高，峰值超過10 MPa；應(yīng)變繼續(xù)增大，高水材料的抗壓強度下降，但降速遠小于普通混凝土。該水灰比條件下，當應(yīng)變?yōu)?0%時，高水材料抗壓強度超過峰值強度的69%；當應(yīng)變?yōu)?7%時，高水材料抗壓強度接近峰值強度的60%。因此，高水材料具有顯著塑性特征，允許較大的塑性變形且強度衰減較慢。當空巷頂板開始下沉壓縮充填體時，充填體就會產(chǎn)生支撐反力阻止頂板下沉，在及時支護的同時降低了巷道的等效跨度，能夠有效控制空巷頂板變形。

3.2 經(jīng)濟角度

1)密集支柱或木垛加強支護。3301工作面通過走向空巷，每一個割煤循環(huán)都需要拆除密集支柱或木垛，該過程需要停機20 min，每天共停機 120 min，相當于每班少割一刀煤。工作面通過走向空巷過程需要2個月，經(jīng)濟損失不少于120萬元。

2)工作面繞過空巷搬家。3301工作面搬家時間至少15 d，這期間少開采大量煤炭資源，經(jīng)濟損失不低于200萬元。

3)高水材料充填。空巷充填空間為1 800 m3，按照水灰比8∶1計算，需要高水材料160 t，充填材料成本僅為36.8萬元。

因此，高水材料充填空巷相比其他空巷處理方式，技術(shù)和經(jīng)濟效益俱佳，是比較理想的工作面通過空巷的方式。

4 充填體關(guān)鍵參數(shù)確定

4.1 模型建立

隨著工作面推進，空巷頂板下沉，充填體支撐空巷頂板，但不同強度充填體的控頂效果和成本不盡相同。因此，采用FLACD3D數(shù)值模擬軟件，通過研究工作面推進期間空巷圍巖應(yīng)力和變形特征來考察控頂效果，并據(jù)此確定充填體關(guān)鍵參數(shù)。

基于實際生產(chǎn)地質(zhì)條件，建立數(shù)值模擬模型。模型長度×寬度×高度=200 m×100 m×50 m，左右邊界設(shè)置水平位移約束，下邊界為固定約束，上邊界為施加等效應(yīng)力，采用Mohr-Coulomb準則，側(cè)壓系數(shù)取1.0。根據(jù)室內(nèi)實驗結(jié)果確定煤巖體物理力學參數(shù)，見表2。

表2 煤巖體物理力學參數(shù)

高水材料充填體抗壓強度可通過改變配水體積或外加劑配比進行調(diào)節(jié)，實驗結(jié)果如圖6所示。高水材料成本相對較高，在滿足控頂效果的基礎(chǔ)上，應(yīng)盡量提高水灰比。綜合技術(shù)和經(jīng)濟因素，提出4種模擬方案，見表3。

圖6 充填體抗壓強度隨時間變化曲線

表3 數(shù)值模擬方案

4.2 空巷圍巖應(yīng)力分布特征

為了更加直觀地認識不同充填體強度對空巷圍巖應(yīng)力的改善效果，將不同充填體強度對頂板支承應(yīng)力和工作面超前支承應(yīng)力的影響規(guī)律繪制成曲線，如圖7所示。

圖7 不同充填體抗壓強度對空巷圍巖應(yīng)力的影響

由圖7可知，隨著充填體抗壓強度的增加，頂板應(yīng)力和工作面超前支承應(yīng)力峰值均呈現(xiàn)降低的趨勢。充填與不充填空巷相比，應(yīng)力降低程度顯著，應(yīng)力改善效果明顯。充填體抗壓強度1.0 MPa與0.5 MPa相比，其對空巷圍巖應(yīng)力改善效果明顯，而當充填體抗壓強度為1.0、2.0、3.0 MPa時，其對空巷圍巖應(yīng)力改善效果相差不大，此時充填體對空巷頂板控制效果均較好。

4.3 空巷圍巖變形特征

不同充填體強度條件下空巷頂板變形規(guī)律如圖8 所示。

圖8 空巷頂板變形規(guī)律

由圖8可知，充填與不充填空巷相比，頂板下沉量明顯降低，充填體對空巷的控頂效果顯著。充填體強度1.0 MPa與0.5 MPa相比，其對空巷頂板控制效果改善顯著，而當充填體強度為1.0、2.0、3.0 MPa 時，其對空巷頂板控制效果改善程度相差不大，此時充填體對空巷頂板控制效果均較好。

綜上可知，不進行空巷充填時，空巷頂板應(yīng)力集中程度高、下沉量大，工作面推進至空巷處時，不僅增加了回采難度，而且極易發(fā)生架前冒頂事故。因此，必須充填空巷。充填體抗壓強度為1.0、2.0、3.0 MPa 時，充填體對空巷頂板整體控制效果均較好，頂板下沉值均控制在300 mm以內(nèi)。因此，確定選擇抗壓強度為1.0 MPa的充填體，對應(yīng)的高水材料水灰比為 8∶1。

5 工業(yè)性試驗

5.1 充填方案

將空巷分成8個區(qū)段依次密閉充填，充填方案如圖9所示。首先，從空巷端頭起依次設(shè)置尺寸為2.5 m×4.8 m×3.0 m的充填袋，構(gòu)建密閉墻。其次，待密封墻完全固結(jié)密實后，先設(shè)置臨時單體液壓支柱，然后在外側(cè)密閉墻上部鉆進充填孔充填；最后，依次充填剩余區(qū)段空巷。考慮到人員安全，整個充填過程中要設(shè)置局部通風機通風。

充填作業(yè)包括輸送材料、配制漿液、充填空巷、清洗管路和移動設(shè)備等。包含設(shè)置在采區(qū)上山的主泵站和空巷內(nèi)的移動充填點2個工作區(qū)域。充填設(shè)備主要有4個攪拌桶、2個充填泵和2條吸漿管等。雙液充填泵型號2ZBYSB13.2～4.2/1～10-22；攪拌桶一次可配制1.5 m3漿液，單漿管和混漿管均為高壓膠管，直徑31.5 mm。

5.2 充填效果

在工作面距離上下端頭35 m 處設(shè)置2個液壓支架工作阻力測站，間隔選取3架液壓支架的數(shù)據(jù)。監(jiān)測過程分3個階段：①從距離空巷40 m到進入空巷30 m；②從進入空巷100 m至進入空巷160 m；③從進入空巷200 m至推出空巷。將液壓支架平均工作阻力作為評價指標，監(jiān)測曲線如圖10所示。

圖10 液壓支架工作阻力監(jiān)測曲線

工作面進入空巷前后，在采動支承應(yīng)力作用下，充填體與頂板間的空間被壓縮；隨后，充填體產(chǎn)生微量壓縮后與頂板發(fā)生協(xié)調(diào)變形，變形量進一步增大。由于液壓支架平均工作阻力的增量不超過150 kN，整個過程空巷頂板下沉量相對較小，幾乎沒有影響到正常工作面推進，說明高水材料充填控頂?shù)男Ч己谩?/p>

6 結(jié)論

1)通過理論計算研究了空巷圍巖失穩(wěn)機理，確定了高跨比是影響空巷圍巖穩(wěn)定的關(guān)鍵因素；提出對于空巷圍巖巖層控制，應(yīng)該遵循及時支護和減小頂板跨度的控制原則。

2)通過對比傳統(tǒng)過空巷方式，綜合考慮技術(shù)和經(jīng)濟因素，提出采用高水材料充填空巷控頂技術(shù)；采用數(shù)值模擬手段研究了充填體與空巷圍巖作用機理，確定了充填體關(guān)鍵參數(shù)：充填體抗壓強度為 1.0 MPa，對應(yīng)高水材料的水灰比為8∶1。

3)工作面進入空巷前后，液壓支架平均工作阻力的增量不超過150 kN，空巷頂板下沉量較小，保證了工作面的安全推進，空巷充填控頂效果良好。