綜放工作面過密集空巷群高水充填技術研究及應用

邵春瑞，李俊清，趙寶友

(1.山西煤炭運銷集團三元古韓荊寶煤業(yè)有限公司，山西 長治 046200；2.遼寧工程技術大學 力學與工程學院，遼寧 阜新 123000)

截止2021年末我國現(xiàn)有煤礦4500處，自2016年至2021年的六年期間全國累計淘汰、兼并重組落后產(chǎn)能煤礦5700處。由于被淘汰、兼并重組礦井落后的采煤方法和工藝，不僅造成了煤炭資源回采率低、資源浪費的問題，而且其無序開采遺留的大量空巷或空區(qū)還破壞了煤層、煤層頂?shù)装宓慕Y構完整性及其賦存應力環(huán)境，給重組后的煤礦殘煤復采帶來一系列安全隱患和技術難題，嚴重制約著復采煤層的安全高效開采。有關工作面安全過空巷的方法大體可歸納為三種[1-14]：第一種方法是以空巷為切眼重新布置工作面，該方法主要適用于工作面搬家容易的早期炮采或普采工作面[1]；第二種方法是對空巷加強支護[2-5]，實現(xiàn)途徑主要有：密集木支柱、木垛、單體支柱、架棚的被動支護方法，錨網(wǎng)索主動支護及主被動聯(lián)合支護[2-4]；第三種方法是空巷充填[1，8-14]，可分為全空間充填法和非全空間的泵送墩柱或支柱法。由于全充填方法具有支護阻力均勻、總體投入低、自行加固空巷圍巖、適應范圍廣等優(yōu)點，使得該方法實際應用廣泛。

相比于單一空巷或間距較大的空巷來說，小間距空巷開挖二次應力場在其之間煤柱內的疊加，致使空巷圍巖及其煤柱破碎深度大，承載能力下降；若充填體強度設計不合理，工作面過充填空巷時有可能也會誘發(fā)潰幫、冒頂、煤柱失穩(wěn)等事故，影響工作面的安全生產(chǎn)。鑒于諸多殘煤復采煤層中往往存在小間距密集空巷群，而工作面過密集空巷群的研究成果甚少，因此，有必要開展工作面過密集空巷群的研究，為類似殘煤復采工作面安全過空巷群提供理論支撐。

1 工程概況

晉能控股荊寶煤業(yè)為兼并重組資源整合礦井，由于多家小煤礦的無序開采，使得現(xiàn)開采的3號煤層內廣泛分布著眾多空巷，局部區(qū)域形成了密集空巷群。以30301工作面為例，該工作面開采的3號煤層均厚5.6m，煤層傾角0°～8°，容重1.4t，埋深150～200m，工作面斜長120m，可采長度為327m，采用傾斜長壁后退式綜合機械化放頂煤采煤工藝，采高2.8m。該工作面回采巷道及切眼掘進期間的統(tǒng)計信息表明，30301工作面327m可采長度內累計分布33條空巷，如圖1所示，其中，切眼4條，運輸巷側15條，回風巷側14條，空巷均沿煤層底板掘進，寬3m，高3m，留有約2～3m的頂煤，除了運輸巷側3條空巷煤柱和切眼1條空巷煤柱寬度超過20m之外，其它相鄰空巷間煤柱最小寬度5.2m，平均10m左右。由此可見，如此密集的空巷群勢必將嚴重制約著荊寶煤業(yè)的安全高效回采。

圖1 荊寶煤業(yè)30301殘采綜放工作面及空巷分布(m)

2 基于砌體梁理論確定充填材料強度

2.1 綜放面過空巷頂板覆巖運移特征分析

綜放工作面過空巷頂板關鍵層砌體梁模型如圖2所示[1，15]?？障锏男纬蓪⑹沟每障镏車鷳χ匦路植?，在空巷左右兩幫煤巖體內形成側向支承壓力。當工作面上方基本頂懸頂一定長度后將超前工作面在煤層上方斷裂，發(fā)生正常周期來壓現(xiàn)象，關鍵層破斷的巖塊相互鉸接，形成砌體梁結構，此時基本頂巖塊B的自重及作用其上的荷載之和的一部分通過直接頂Ⅱ作用在頂煤及支架上。隨工作面不斷向空巷推進，工作面超前支承壓力與空巷側向支承壓力開始疊加，即工作面回采與空巷開始相互作用，煤柱兩側塑性區(qū)深度開始增大，且隨工作面與空巷間煤柱寬度的減小，支承壓力疊加效應和煤柱兩側塑性區(qū)深度增加趨勢均隨之增大。當工作面與空巷間煤柱寬度減小某臨界寬度時，煤柱兩側塑性區(qū)完全貫通，煤柱承載能力迅速下降，頂板瞬時或短時間內發(fā)生明顯下沉，這有可能使得關鍵層跨過煤柱在空巷上方破斷，即工作面過空巷時其來壓步距將大于正常來壓步距[11]；由于此時煤柱處于臨界失穩(wěn)狀態(tài)，承載能力和抗變形能力的明顯下降，極有可能誘發(fā)工作面上方關鍵層砌體結構發(fā)生滑落或轉動失穩(wěn)，使得關鍵塊體B及作用其上的荷載通過直接頂Ⅱ全部作用在煤柱及支架上，礦山壓力顯現(xiàn)劇烈，最終誘發(fā)煤柱潰塌、空巷冒頂、支架壓死等事故。

圖2 綜放工作面過空巷頂板關鍵層砌體梁結構模型

2.2 綜放面過空巷頂板力學模型

為確定工作面過空巷充填體合理的支護強度，對關鍵塊體B、直接頂Ⅱ及其下方頂煤，均沿空巷左側巷幫正上方整體切落這一最不利情況下進行分析，忽略整體切落時頂板左側面的摩擦力，可將其簡化為鉸接梁力學模型，如圖3所示。其中，P1為關鍵巖塊B自重及作用其上的荷載，MN；P0為直接頂及其下方頂煤的自重，MN；T1、T2分別為頂板左右兩側的水平向推力，MN；Q1為切落頂板左側面的摩擦力，MN；Q2為采空區(qū)矸石的支撐力，MN；b、c和s分別為空巷、煤柱和工作面的寬度，m；Fb、Fc和Fs分別為充填體、煤柱和支架的支護強度，MN；L1為工作面過空巷最大來壓步距，為工作面正常來壓步距L0與空巷寬度b及煤柱臨界寬度c之和，m。由于綜放工作面的頂煤和直接頂大都隨采隨冒，為此直接頂Ⅱ的長度為空巷、煤柱和工作面寬度之和。綜放工作面過空巷頂板鉸接梁力學模型如圖3所示，對其求解可得到空巷充填體強度Fb和采空區(qū)矸石支撐力Q2的計算公式(1)和(2)：

(1)

Q2=P0+P1-Fb-Fc-Fs

(2)

圖3 綜放工作面過空巷頂板鉸接梁力學模型

2.3 綜放面過空巷充填體合理強度的理論計算

荊寶煤業(yè)3號煤無空巷綜放工作面周期來壓步距為8～14m，平均11m左右，空巷寬3m，頂煤厚約3m，直接頂厚度1.82m，基本頂厚度為8.82m，基本頂其上荷載對應的巖層厚度為24.91m，煤層和頂板巖層密度分別為1400kg/m3和2500kg/m3；標準煤樣單軸抗壓強度平均為7MPa，采用Hoek的研究成果考慮煤柱尺寸效應來獲得其煤柱強度[16]；綜放液壓支架類型為ZF5200/17/32，工作阻力取額定工作阻力的90%，最大控頂距為5.08m，支架寬度1.5m。將上述荊寶煤業(yè)3號煤層及工作面相關參數(shù)代入式(1)可計算得到空巷充填體強度理論設計值；其中，式(2)用來檢驗式(1)計算結果的有效性，即當Q2≥0時Fb的計算結果有效。

充填體強度與煤柱寬度的關系曲線如圖4所示，圖中給出的理論計算結果表明，隨綜放工作面與空巷間煤柱彈性區(qū)寬度c的減小，空巷充填體所需的支撐強度σb近線性增加，σb=2.35-0.82c；當煤柱彈性區(qū)寬度小于3m，則需對空巷進行充填才可保證綜放面支架的正常工作；當煤柱完全被采出時，空巷充填體強度至少為2.35MPa。另外，鑒于荊寶煤業(yè)存在諸多間距較小的空巷群，空巷間煤柱已處于較高應力狀態(tài)，且煤柱兩側均已產(chǎn)生一定深度的塑性區(qū)，為此其合理的空巷群充填體強度宜高于上述公式的計算結果。

圖4 充填體強度與煤柱寬度的關系曲線

3 綜放面過密集空巷群的數(shù)值模擬分析

3.1 綜放面過空巷群的數(shù)值模型

依據(jù)荊寶煤業(yè)3號煤層的地質賦存特征和30301綜放工作面的開采技術條件，建立含三條間距6m，寬高均為3m的空巷群數(shù)值模型，工作面自左向右推進，根據(jù)距工作面由近至遠分別定義為空巷A、空巷B和空巷C。模型自煤層底板下方50m建立至地表，各煤巖層均采用拉剪復合破壞強度準則的理想彈塑性模型，主要煤巖層的物理力學參數(shù)見表1。模型四周及底面均為面法向位移約束，模型承受自重應力場。為了定量對比，每個工況均保持基本頂懸頂16m。

表1 煤巖層基本物理力學參數(shù)

3.2 綜放面過未充填空巷群的數(shù)值模擬結果分析

超前支承壓力峰值與工作面距空巷距離的關系曲線如圖5所示，圖5表明，當工作面與空巷群間距大于20m時，支承壓力峰值增加緩慢，增速為0.014MPa/m；當間距小于20m后，由于空巷開挖形成的側向支承壓力與工作面超前支承壓力的疊加，使得煤層支承壓力峰值增速變大，增速為0.3MPa/m?？障镯敯逑鲁亮颗c工作面距空巷距離的關系曲線如圖6所示，圖6表明，當工作面與空巷群間距小于20m時，空巷群開始受工作面采動影響頂板發(fā)生下沉變形，工作面越接近空巷群，空巷頂板下沉量越大，大體呈非線性增加的關系。由此可知，為保證工作面安全過空巷群，宜超前工作面20m完成對空巷群的加固。

圖5 超前支承壓力峰值與工作面-空巷間距的關系曲線

圖6 空巷頂板下沉量與工作面-空巷間距的關系曲線

3.3 綜放面過充填空巷群的數(shù)值模擬結果分析

關于高水充填材料力學性能的研究成果表明[1，17-20]，用于現(xiàn)場的高水充填材料單軸抗壓強度對應的峰值應變大都在3%～5%范圍內，其單軸抗壓強度與彈性模量近似成正比。因此，選取彈模分別為40MPa、80MPa、120MPa和160MPa四種強度的充填材料，模擬分析充填體強度對空巷群穩(wěn)定性的影響，進而確定荊寶煤業(yè)30301工作面空巷群充填材料的合理強度。

不同充填體強度下空巷塑性區(qū)如圖7所示，由圖7可知，相比于未充填情況，對空巷群充填后，當工作面推至空巷A左側幫時，無論哪種充填體強度，空巷A頂板的塑性區(qū)范圍和深度顯著減小，基本在原空巷錨桿控制范圍內；當充填體彈模為40MPa時，空巷A右側幫塑性區(qū)深度1m，較未充填情況減小0.5m，空巷B和C兩幫和頂板塑性區(qū)和原空巷形成后相比幾乎未變化；當填體彈模超過80MPa后，除空巷A在頂板頂角位置塑性區(qū)有所增加之外，三條近距離空巷兩幫和頂板的均未產(chǎn)生新的塑性區(qū)，且空巷A頂板塑性區(qū)深度基本在原空巷錨桿控制范圍內。從空巷群充填后的塑性區(qū)分布來看，當充填體彈模不小于80MPa時，工作面可順利通過空巷群。

圖7 不同充填體強度下空巷塑性區(qū)

圖8 不同工作面-空巷間距下充填空巷豎向應力場(MPa)

不同工作面距空巷距離下充填空巷豎向應力場如圖8所示，由圖8可知，對空巷群充填后，空巷群支承壓力峰值仍位于各空巷兩幫塑性區(qū)與彈性區(qū)的交界面附近，但均小于未充填時的支承壓力峰值，這說明對空巷充填可改善其圍巖應力分布，降低其支承壓力峰值；同時還可看出隨充填體強度的增大，同一空巷充填體承受的豎向壓力隨之增大，且自左向右空巷充填體承受的豎向壓力依次降低；當工作面推至空巷A左側幫時，無論哪種充填體強度，采場圍巖和空巷充填體的應力場分布規(guī)律均相同，超前支承壓力峰值位于空巷A右?guī)退苄詤^(qū)與彈性區(qū)的交界面位置，隨充填體強度的增大，支承壓力峰值和作用面積均隨之小幅減小。充填體豎向支撐力與其彈模的關系曲線如圖9所示，由圖9可知，當工作推至空巷A左側幫時，隨充填體強度的增大，各空巷豎向支撐力均隨之近線性增大，這說明充填體強度越大，對其頂板的支撐效應越強；由空巷A的支撐力隨充填強度變化曲線來看，充填體合理的強度為彈模80MPa，即充填體單軸抗壓強度為2.5MPa。

圖9 充填體豎向支撐力與其彈模的關系曲線

三條空巷頂板下沉降量與充填強度的關系曲線如圖10所示，由圖10所示，隨充填體強度的增大，各空巷頂板下沉量均隨之近線性降低。不同充填體強度下空巷頂板下沉量見表2，空巷頂板下沉量統(tǒng)計數(shù)據(jù)進一步表明，相比未充填工況，當充填體彈模由40MPa增至160MPa時，空巷A、B、C頂板最大下沉量分別降低22.2%～31.6%、19.3%～30.2%、15.2%～23.6%；四種充填強度下頂板下沉量均得到明顯的抑制，尤其是越靠近工作面的空巷，充填體對其頂板下沉變形的抑制越明顯。若忽略空巷底鼓，以空巷A頂板下沉量可近似計算得到充填體軸向的壓縮應變?yōu)?.22%～3.66%，均在高水材料峰值應變范圍內。

圖10 空巷頂板下沉量與充填體彈模的關系曲線

因此，綜上理論分析和工作面過有無充填空巷群的數(shù)值模擬分析，可確定荊寶煤業(yè)3號煤層密集空巷群充填體的合理強度為不小于2.5MPa。

4 現(xiàn)場工業(yè)性試驗

4.1 空巷群高水充填材料及工藝

鑒于鋁基高固水材料屬于早強、快硬型膠結材料，初凝與終凝時間很近，塑性變形大，單軸壓縮應變達10%時還具有60%的峰值承載能力，且水灰比大，性價比高，為此荊寶煤業(yè)選擇鋁基高固水材料作為3號煤層空巷的充填材料。根據(jù)掘巷及回采期間對充填體強度時效性要求的不同，設計兩種水灰比高水材料，其中掘巷期間充填材料的水灰比為5∶1～8∶1，回采期間充填材料的水灰比為4∶1～5∶1，但均要求工作面過空巷時充填體的強度不小于上述理論分析和數(shù)值模擬確定的2.5MPa。鋁基高水料的主體物料由A、B兩種材料組成，兩種材料比例為1∶1。

回采巷道掘進期間采用長短鉆探相結合的方法，對巷道兩側及前方進行探測，一旦在探測范圍內存在空巷，則需在揭露空巷前3～5m，對空巷進行充填注漿。工作面回采過已充填的空巷前，需要在工作面布置一組的鉆探驗證孔，查看空巷注漿充填段是否充填實，若未充填實，則應停止回采，需要重新充滿，且充填體強度符合要求后，方可回采經(jīng)過空巷注漿充填段。

表2 不同充填體強度下空巷頂板下沉量統(tǒng)計

空巷充填作業(yè)工序先后包括運料、制漿和注漿。運料采用礦車將當天所需A、B料從地面運輸?shù)绞┕がF(xiàn)場。制漿需要4個攪拌桶，A、B料分別在1#、3#攪拌桶和2#、4#攪拌桶中攪拌，當1#、3#攪拌桶給充填泵供料漿時，2#、4#攪拌桶應加水上料并攪拌，兩對攪拌桶交替工作，直到完成充填工作。注漿工序依次包括標孔、鉆孔、驗孔、安裝注漿管、封孔和注漿。雙液注漿泵型號為ZBYSB180/15-22型煤礦用液壓注漿泵，注漿速度為10.8m3/h，出口壓力15MPa，單漿管和混漿管均為外徑32mm的高壓膠管。

4.2 綜放面過空巷群的輔助措施

為確保工作面安全高效過空巷群，首先，荊寶煤業(yè)在形成工作面回采系統(tǒng)前采用瞬變電磁法和無線電波透視法探查工作面尺度范圍內潛在的空巷區(qū)。其次，在掘巷過程中進一步探明空巷賦存狀態(tài)后進行注漿充填，并在工作面回采過程中邊探邊采，對新發(fā)現(xiàn)或充填不實的空巷進行補充填實，而且還采取如下輔助措施過密集空巷群：①過空巷注漿充填段期間采用追機拉架，滯后采煤機前滾筒兩架，對于頂板破碎、漏矸段拉架時采用帶壓移架，邊降邊拉邊打護幫板，防止頂板漏矸；②采煤機司機應割平頂、底板，保證支架接頂、受力良好；③接近空巷充填段時若處于周期來壓階段，則停采等壓，盡可能避開周期來壓；④在頂板離層的情況下，應采用“擦頂移架法”，即首先將支架立柱快速下降，當支架頂梁與頂板稍有距離時，停止降架，立即拉架使支架的頂梁與頂板相擦而快速前移，將支架前移一個步距，停止拉架，然后升起支架，并達到初撐力；⑤過空巷注漿充填段期間，工作面支架初撐力不低于4360kN，支架立柱行程不低于200mm；⑥接近空巷注漿充填段若發(fā)現(xiàn)煤壁片幫嚴重時，停止回采，利用化學加固材料“美固德”對煤壁進行加固；⑦過與工作面平行的空巷注漿充填段時，對工作面調斜減小空頂面積，確保工作面與舊巷注漿充填段之間的夾角至少為15°以上，使工作面斜切穿過舊巷注漿充填段、分段揭露。

4.3 效果分析

荊寶煤業(yè)通過前期物探及掘巷鉆探，在30301工作面累計發(fā)現(xiàn)并注漿充填33條空巷。30301工作面回采期間通過邊探邊采檢查出6條空巷充填不實，超前工作面鉆探檢查出5條空巷充填不實，并及時進行了復注充填，對煤壁注漿加固11次，停采等壓18次。30301工作面回采期間的礦壓監(jiān)測結果表明，整個工作面回采過程中累計周期來壓26次，來壓步距7～16m，平均周期來壓步距14m，60%的周期來壓發(fā)生在過空巷群前后期間；整個工作面有三條較明顯的壓力中心，分別位于工作面上、中、下部的中心位置，中心位置的支架壓力最大，其它支架壓力以此處支架為中心向兩側遞減。由于高水充填材料強度確定的合理，并采取多項輔助措施，僅在過充填空巷群周期來壓較強烈時，液壓支架安全閥開啟率達到12%～20%，工作面煤壁出現(xiàn)零碎片幫和兩順槽巷道動壓段單體鉆底深度增大的現(xiàn)象；整個工作面回采期間未發(fā)生冒頂、支架傾倒、支架壓死、大面積片幫等影響工作面正?；夭傻膰乐厥录?，驗證了上述基于理論計算和數(shù)值模擬方法確定充填體材料強度強度的準確性，避免了充填體材料過低帶來的潛在安全生產(chǎn)隱患，也解決了充填體強度過高造成的經(jīng)濟投入浪費，有力保障了荊寶煤業(yè)的安全高效開采。

5 結 論

1)建立的綜放工作面過空巷頂板鉸接梁理論模型分析結果表明，隨綜放工作面與空巷間煤柱彈性區(qū)寬度c的減小，空巷充填體所需的支撐強度σb近線性增加，函數(shù)關系為σb=2.35-0.82c；荊寶煤業(yè)3號煤層空巷充填體理論強度至少為2.35MPa。

2)綜放工作面超前支承壓力與空巷群側向支承壓力相互疊加，會造成工作面與空巷群之間的煤柱及空巷群自身的煤柱進入塑性屈服狀態(tài)，易誘發(fā)密集空巷群及其頂板的大范圍采場圍巖失穩(wěn)，宜超前工作面一定距離完成空巷群的加固；荊寶煤業(yè)3號煤層空巷群完成充填加固的時機為超前工作面20m。

3)隨充填體強度的提高，全空間充填體抑制空巷頂板下沉變形的能力近線性增大；綜合理論計算和數(shù)值模擬結果，確定了荊寶煤業(yè)3號煤層全空間充填空巷群的充填體強度為不小于2.5MPa。

4)現(xiàn)場實踐驗證了全空間高水充填材料強度的合理性，工作面回采期間未發(fā)生影響其正?；夭傻膰乐厥录?，保證了工作面安全高效通過空巷群，避免了充填體材料過低帶來的潛在安全隱患，也解決了充填體強度過高造成的經(jīng)濟投入浪費，為類似條件下工作面過密集空巷群高水充填技術的推廣應用奠定了理論基礎和實踐經(jīng)驗。