大埋深綜采工作面高水充填沿空留巷技術研究

牛清海

（冀中能源峰峰集團有限公司 梧桐莊礦，河北 邯鄲 056011）

沿空留巷技術是常用的無煤柱護巷技術之一，在提高煤炭回收效率、緩解采掘銜接緊張和改善工作面通風系統等方面具有顯著的優勢[1-3]?？导t普在沿空留巷方面構建了力學模型及圍巖與支護作用關系；分析沿空掘巷圍巖結構特征、圍巖變形的主要影響因素及沿空掘巷圍巖控制技術[4]。沿空留巷中巷旁充填結構一直是研究的重點，其先后經歷了木垛、單體液壓支柱、混凝土、鋼管混凝土等階段，與其他巷幫充填相比，高水充填材料具有凝固時間短、早期強度高、縱向變形能力大等優點，近年被廣泛應用[5-8]。李波和孟曉強均對高水充填沿空留巷進行研究，分別重點分析了充填材料抗壓強度與水灰比的關系及高水充填體寬度對沿空留巷效果進行驗證[9-10]。本文以梧桐莊礦182605下工作面為背景，182605 地區是2022—2023 年梧桐莊礦主采地區，經多次優化分為182605下、182605 兩個工作面依次回采，為保證工作面之間順利銜接，決定在182605下與182605 工作面之間實施高水充填沿空留巷。沿空留巷主要方式為加強支護+超前切頂卸壓+高水充填聯合支護。

1 概 況

此次設計中，需要沿空留巷的巷道為182605下工作面運料巷，該段巷道埋深超過800 m，屬于大埋深煤層，該工作面沿2 號煤層走向布置，沿空留巷工程量長度為640 m。

沿空留巷位置如圖1 所示。

182605下工作面2 號煤煤層厚度3.0～3.9 m，平均厚度3.3 m。直接頂為粉砂巖，厚度5.71 m，深灰色，含較多的黃鐵礦及苛達特植物化石。老頂為中粒砂巖，厚度3.3 m，灰色，斜層理及微波狀水平層理發育間夾合鐵砂石。直接底底板為粉砂巖，厚度2.4 m，灰黑色，性脆，致密。老底為細粒砂巖，厚度8.9 m，深灰色，以石英為主，含少量白云母及黑色礦物，泥質膠結，具微波狀層理。

2 超前加固和切頂卸壓爆破設計

2.1 巷道超前加固設計

切頂卸壓前，對182605下運料巷頂板進行錨網索支護，打設加強錨索配合3 m 長16 號槽鋼對頂板進行加固支護，加強錨索選用φ21.8 mm，L11 000 mm 鋼絞線。

垂直巷道方向與原錨索支護交替布置，排距為1 m；順巷道方向布置2 趟錨索槽鋼，一趟布置在距采空區側1.2 m 位置，另一趟布置在距上幫0.5 m 位置，槽鋼梁頭密切對接。

通過巷道超前加固加強錨索，使錨索錨固到穩定的巖層中，利用加強錨索拉住上覆巖層基本頂，對巷道頂板加強支護以保證隨后預裂頂板、切頂時不影響自動形成的巷道質量。

2.2 巷道切頂卸壓爆破設計

采用雙向聚能爆破預裂技術，超前工作面50 m 爆破切頂。

（1） 根據以往切頂卸壓沿空留巷經驗，合理預裂切縫深度（H縫） 設計一般大于2.6 倍采高。

即：

式中：H煤取3.3 m。則H縫≥8.6 m。

（2） 根據采高、頂板下沉量及底鼓量計算。

式中：ΔH1為頂板下沉量，取0.025 m；ΔH2為底臌量，取0.025 m；k 為碎脹系數，1.2 ~ 1.5，取1.25；H煤取3.3 m。則H縫=13 m。

綜合考慮上述計算結果，預裂切縫孔深度設計為H縫=13 m。

炮孔距離幫100 mm，與鉛垂線夾角為15°，切縫孔間距為600 mm。雙向聚能管采用特制聚能管，特制聚能管外徑為42 mm，內徑為36.5 mm，管長1 500 mm。聚能爆破采用三級煤礦乳化炸藥，炸藥規格為φ32 mm×300 mm/卷，爆破孔口采用炮泥封孔。聚能管安裝于爆破孔內，每孔6 根聚能管，采用3+2+2+2+2+2 的裝藥方式。切縫眼爆破效果如圖2 所示。

圖2 切縫眼爆破效果Fig.2 The blasting effect of slit holes

利用切縫鉆機施工，對巷道頂板進行切頂爆破，切頂高度范圍超過基本頂，并對頂板提前進行能量釋放，在頂板形成裂縫；利用工作面頂板來壓實現沿空切頂，保證巷道頂板切落下來，切落的頂板形成巷幫。

3 高水材料充填設計

與其他的巷旁充填技術相比，高水材料充填體具有凝固時間短、早期強度高、增阻速度快、縱向變形能力大等優點，能緊隨工作面的回采進度及時形成充填體并支護頂板，與巷道原支護共同作用，控制巷道的圍巖變形，確保巷道圍巖的穩定性，所以確定高水充填體強度至關重要。

高水材料充填體強度、凝固速度與水灰比有直接關系，通過沿空留巷巷幫力學模型，進行理論計算得到高水材料充填體強度；利用試件力學性能測試分析，綜合考慮得到高水材料充填體水灰比。

3.1 巷旁支護阻力的理論計算

沿空留巷巷旁充填支護結構的承載力決定著沿空留巷的效果。本文建立圖3 的理論模型[11-12]，假設182605下運料巷高水充填沿空留巷需要的最小巷旁阻力為Pq。

圖3 沿空留巷力學模型Fig.3 Mechanical model of gob-side entry retaining

式中： Pq為沿空留巷巷旁支護體切斷弧形三角塊時的工作阻力，N；ML為采空區側上覆基本頂巖層發生斷裂前的最大彎矩，N·m；πc為采空區側受到的剪切力，N；q 為單位長度上覆巖層自重力對直接頂的作用，N/m；α 為工作面煤層傾角，（°）；L 為BC 巖塊長度，m；Xo為應力極限平衡區寬度，m；C 為沿空留巷實際寬度，m；d 為設計支護體寬度，m；qo為單位長度的直接頂自身質量，kg/m；qy為沿空留巷下側煤體支撐壓力，N/m；x為直接頂斷裂位置距實體煤幫的距離，m；Fc為沿巖層方向的推力，N；h 為工作面與基本頂之間的距離，m；ΔSB為上覆基本頂巖層第二次斷裂時，B 端的下沉量，m；Mo為基本頂三角塊結構斷裂后的殘余彎矩，N·m。

結合182605下工作面運料巷實際生產地質條件和煤巖體力學參數，采用上述計算公式，得到所需的最小巷旁支護阻力為7.2 MN/m。

3.2 力學性能測試分析

為了保證182605下工作面沿空留巷最小巷旁支護阻力不小于7.2 MN/m。從滿足高水材料沿空留巷強度為8 MPa、現場操作和材料成本等綜合方面考慮，需要通過試件力學性能測試，得到最佳的高水材料水灰比。

準備5 組測試試件，每組為3 個試件，水灰比例分別為1.5∶1、1.8∶1、2.0∶1、2.2∶1、2.5∶1；上述5 組測試試件凝固時間均為7 d。

3.2.1 試件準備及測試內容

測試前對試件受壓接觸面進行加工，保證接觸面平整度小于0.02 mm。原始高水材料試件水灰比1.8∶1。

測試內容為不同水灰比試件的單軸抗壓強度及試件宏觀破壞特征。

3.2.2 測試設備及方法

試驗設備由巖石剛性試驗機和聲發射設備組成。加載設備采用KYAG-600 型微機控制巖石剛性試驗機。單軸壓縮試驗采用位移控制，加載速率為0.005 mm/s。

3.2.3 測試結果分析

基本參數測定結果，如圖4 所示。

圖4 單軸抗壓強度與水灰比關系Fig.4 The relationship between uniaxial compressive strength and water-cement ratio

根據5 組測試試件單軸抗壓強度數值，可知高水材料的抗壓強度與水灰比有直接關系，二者之間表現為反比關系，即當高水材料水灰比比值越大時，對應的單軸抗壓強度就會減小。利用二者之間的關系，在一定范圍內，通過調整水灰比來改變抗壓強度，從而滿足梧桐莊礦182605下工作面地質條件下對沿空留巷巷旁支護強度的要求。綜上所述，為了滿足182605下工作面沿空留巷對巷旁充填體的抗壓強度要求（8 MPa），同時考慮到水灰比過大導致輸漿管路發生堵塞和經濟效益，確定高水速凝材料的水灰比為1.8∶1。試件受壓破壞特征如圖5所示。

圖5 試件受壓破壞特征Fig.5 Failure characteristics of specimen under compression tests

4 工程實踐

通過建立力學模型理論計算和力學性能測試，分別得出高水材料充填體需要達到強度為8 MPa，水灰比為1.8∶1，能夠保證該沿空留巷具有足夠的強度。

為提高沿空留巷的效果，在構筑高水材料巷旁充填時，采用圖6 的輔助加強支護技術措施。超前工作面不小于50 m 打設4 排液壓點柱配合短梁和十字梁做為超前支護。

圖6 沿空留巷示意Fig.6 Schematic diagram of retaining roadway along goaf

為進一步驗證高水材料沿空留巷效果，對留巷巷道進行圍巖變化觀測，每間隔10 m 建立1 個觀測點，每3 d 觀測1 次，利用十字觀測法，主要觀測內容為頂底板移近量、兩巷收斂量；取距工作面初采位置分別為0、20、40 m 三個位置，當工作面回采220 m 時，3 個位置圍巖變化情況如圖7～圖9 所示。

圖7 距初采0 位置巷道變形量Fig.7 Roadway deformation at 0 meters from initial mining

圖8 距初采20 m 位置巷道變形量Fig.8 Roadway deformation at 20 meters from initial mining

圖9 距初采40 m 位置巷道變形量Fig.9 Roadway deformation at 40 meters from initial mining

當工作面回采40 m 時，伴隨工作面的回采推進，累計變形量先增大后保持穩定，由此將沿空巷道的圍巖變形劃分成緩慢變形區、顯著變形區和變形穩定區。

緩慢變形區為工作面后方0~40 m，由于煤層被采出，沿空巷道頂板巖層發生旋轉變形、下沉斷裂，但由于前期超前加固和切頂預裂爆破作用，此段表現出頂底板移近量和兩幫收斂量緩慢變化，其中頂底板移近量為100～120 mm、兩幫收斂量為40～50 mm；表明了182605下工作面周期來壓步距為30～40 m。

顯著變形區為工作面后方40～120 m，由于頂板來壓、頂板斷裂加劇、點柱和充填體存在一定的壓縮變形，導致圍巖變形較為劇烈，此段表現出頂底板移近量和兩幫收斂量顯著變化，其中頂底板移近量為300～320 mm、兩幫收斂量為200 ～220 mm。

變形穩定區為工作面后方120 m 之外，沿空巷道基本頂已經相對穩定，上位巖層的彎曲斷裂對沿空巷道圍巖的影響逐漸減弱，圍巖變形速度放緩，達到穩定狀態，此段表現出頂底板移近量和兩幫收斂量顯著變化，其中頂底板移近量為330～350 mm、兩幫收斂量為260～280 mm。

182605下工作面高水材料沿空留巷的成功實踐，取得了良好的技術經濟效益和社會效益，具有一定的推廣應用價值。

實踐證明，高水材料充填墻體強度滿足需要，留巷的頂板、巷幫均變形較小，達到工作面沿空留巷的目的。

5 結 論

（1） 利用加強錨索對沿空留巷巷道提前進行超前加固，對巷道頂板加強支護，保證巷道頂板的整體性和穩定性。打設切縫眼對沿空留巷提前進行切頂爆破卸壓，聚能爆破裝置超前預裂頂板，提前釋放頂板能量，在頂板形成裂縫，利用工作面周期來壓實現沿空切頂。

（2） 利用沿空留巷巷幫力學模型，結合182605下工作面沿空留巷實際生產地質條件和煤巖體力學參數對巷幫強度進行理論計算，可得巷幫最小工作阻力為7.2 MN/m 時，可滿足沿空留巷需求。

（3） 利用試件進行力學性能測試，可得高水材料的單軸抗壓強度與水灰比之間表現為反比關系，即當高水材料水灰比比值越大時，對應的單軸抗壓強度就會減??；為滿足高水材料充填體強度為8 MPa、注漿管路不堵塞易操作和經濟效益等綜合考慮，得出最佳高水材料水灰比為1.8∶1。

（4） 在182605下工作面運料巷進行沿空留巷工業性實驗，取得了良好的技術經濟效益和社會效益，具有一定的推廣應用價值。