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郭金刚,李耀辉,何福莲,付广生,高升, "厚直接顶板爆破破碎顶板技术采空区侧留巷稳定性控制研究”,冲击与振动, 卷。2021, 文章的ID6613562, 12 页面, 2021. https://doi.org/10.1155/2021/6613562
厚直接顶板爆破破碎顶板技术采空区侧留巷稳定性控制研究
摘要
在长壁煤矿中,留置采空区侧回采技术很受欢迎,因为下一个采空区的掘进量减少了。但由于受多次开挖和开采的影响,围岩的稳定性控制成为一个难题。针对上述问题,开展了典型的厚直接顶板留巷,采用爆破压裂顶板技术,改善应力环境,减少变形破坏,保证稳定安全。为研究压裂顶板参数,建立了考虑应变软和双屈服本构的厚直接顶板全局模型。研究发现,围岩应力、损伤范围和变形与破裂顶板高度和角度密切相关,并给出了最优方案。将仿真结果应用于现场实践,取得了良好的应用效果。上述技术和研究方法对类似条件的煤矿具有一定的借鉴意义。
1.简介
中国90%以上的地下矿山采用长壁采矿法[1].长壁工作面板由一个工作面和两个通风、交通和步行入口组成。通常在两块面板之间设置煤柱以隔开采空区(图1(一)),但会造成煤炭资源的巨大浪费[2,3.].大型长壁采板的走向长度通常为几公里,入口开挖需要大量的人力、资源、时间,这可能会导致采掘之间的紧张关系。同时,该开采方案的通风为“U”型,不利于高瓦斯煤矿的安全生产[4,5].为避免上述问题,许多煤矿采用人工支护的空侧留巷(图1 (b)),以控制围岩稳定性,减少煤浪费和采掘量,并改善通风方式[6].但该开采方案不能有效改善围岩应力,人工支护施工费时费力。近年来,中国广泛采用爆破压裂顶板技术(BFRT)来保留采空区侧巷道(图1)1 (c)).该技术可通过调整顶板赋存状态来改变采空区侧留巷的受力环境。在不需要煤柱和人工支护的情况下,可保证沿空巷道的稳定性,大大降低了施工成本和时间[7,8].
(一)
(b)
(c)
学者和工程人员对BFRT进行了大量的研究,主要集中在残余采空巷道BFRT前后的压裂方法、压裂参数和覆岩顶板结构的影响。目前,主要的顶板压裂方法有爆破、水力压裂和电锯。张等人。[9]通过LS-DYNA3D模拟软件对爆破破裂顶板参数进行了研究,给出了爆破过程中顶板的有效应力,并对钻孔间距进行了优化,在现场实践中取得了良好的效果。黄等人[10]采用水力压裂法对采空区侧留巷顶板进行切割,建立了采空区侧留巷顶板上挂硬顶板定向水力压裂解析模型,得到了不同顶板破碎位置下的应力分布,进而探讨了破碎位置的影响因素,计算出最佳水力压裂位置和参数。泰等人。[11]介绍了一种带链锯臂和设备的创新型BFRT,通过模拟分析研究了采空区侧留巷周围的垂向应力,指出采用该方法后应力降低了25%。
在BFRT参数研究中,Ma等[12通过理论分析和力学试验研究了压裂角度,认为压裂角度对围岩应力影响较大;并在一定的地质条件下给出了合理的压裂角度。侯等人。[13利用离散元数值软件UDEC对南阳煤矿压裂高度进行了分析;结果表明,brfrt能有效消除顶板的破碎破坏,且变形随压裂高度的增加而减小。最终获得了18 m的合理压裂高度。他等人[14]提出了厚煤层定向压裂顶板技术和恒阻力大变形锚索支护方法,并通过数值模拟探讨了合理的压裂高度和角度。将该技术应用于留置采空区侧巷道,巷道变形满足开采要求。
brfrt可以通过改变采空区上覆顶板的赋存状态来改善围岩应力环境,减少采空区上覆顶板的变形和破坏。必威2490关于顶板结构影响下的围岩变形机理研究,Bai等。[15]通过现场调查和数值模拟发现,采空区巷道上方的硬悬臂梁极大地压缩了下伏煤层,使围岩不稳定,并指出巨大的水平和垂直应力和弹性能是造成围岩破坏的主要原因。必威2490关于BFRT后的屋顶结构,Wang等。[16]建立了短悬臂梁力学模型,研究了顶板变形的原理和关键影响因素,证明了顶板在BFRT后的旋转角度和入口宽度对顶板变形有较大影响。杨等人。[17]通过等效材料模拟实验发现,当压裂角不为零且高度高于采厚时,压裂顶板可以形成稳定的结构。为控制采空区侧巷道的稳定性,建议不仅要注意煤体支撑和顶板稳定结构,还要注意其破坏。杨等人。[18]通过理论和数值模型探讨了不同顶板压裂位置下顶板的运动特征,提出合理的压裂顶板位置可使顶板破裂体形成稳定的垮落结构。张等人。[19]对比了采用BFRT在空侧留巷上方的硬顶板结构与采用传统人工支护在陡倾角煤层中的硬顶板结构,认为压裂后的垮落结构可以避免矸石影响,形成巷道支护,减少空侧留巷变形。
在此基础上,结合DDG煤矿厚直接顶板的工程地质条件,阐述了BFRT法沿空留巷围岩稳定原理。建立了考虑应变软化和双屈服本构的厚直接顶板BFRT模拟模型,研究了围岩的塑性范围、桥台应力和变形。在此基础上,得到了最优压裂顶板方案。最后,在5201空巷进行了现场试验,通过对空巷周边围岩变形的监测,取得了良好的应用效果。
2.工程和地质条件及实验室机械试验
2.1.工程地质条件
试验场煤层接近水平,平均厚度3.6 m,埋深450 m。对于位于8206和8201面板之间的保留采空区侧入口5201(图2),先采8201面板,后退8206面板,空侧入口5201服务于两个面板(8206面板和8201面板)。为保证围岩的稳定性,在采空区旁5201采空区采用了BFRT技术。面板开采采用综合机械化设备。面板上岩层为泥质粉砂岩(8 m)、细砂岩(5 m)和粉质泥岩(6 m),煤层下方岩层为泥岩(1 m)和中细砂岩(10 m)。数字3.图示试验场地广义地层柱。垮落带高度为13.3 m,垮落角为45°。
采空区侧5201回采巷道的宽度和高度分别为5.2 m和3.6 m。屋面用螺栓长度和直径分别为2500mm和22mm。它们的间距为1000 × 1100mm。屋面锚杆长径分别为8300 mm和17.8 mm,间距为2000 × 1300 mm,均采用“W”钢带连接。两根煤肋支护结构对称,煤肋螺栓长度、直径和间距分别为2000mm、22mm和1000 × 1000mm。金属网铺在屋顶和两根肋骨上。8201面板退后,每排加锚杆和液压支柱支撑顶板,每排加2块矸石挡板封堵矸石,矸石挡板高度和厚度分别为124 mm和16 mm,每排设2块矸石挡板。屋面边缘加锚长度和直径分别为10300 mm和17.8 mm,液压支柱荷载为100 kN。具体支持参数见表1和图4.
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l是螺栓或锚的长度;l
r为灌浆长度;D表示直径;F
t是抗拉强度。 |
(一)
(b)
2.2.实验室机械测试
岩石和煤样品从8201面板上钻孔,在实验室制作,如图所示5.力学试验在三轴试验机(taw - 1000kn)上进行。弹性模量E,单轴抗压强度σc,单轴抗拉强度σt,泊松比 ,凝聚力c、摩擦角Ф进行了测试。煤和岩石的力学参数见表2.
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3.基于BFRT的围岩控制机制
面板回撤后,上覆岩层破碎崩落在采空区上方形成垮落带和裂隙带,留置的采空区侧入口上方形成悬臂梁(图6(一)).由于悬臂梁下方无支撑,悬挑区自重和覆岩荷载使其发生弯曲,并向采空区矸石和原煤肋转化。由于采空区煤矸石的承载力较弱,大部分荷载将由原煤肋承担。同时,采空区自重和上覆岩荷载会形成较大的弯曲运动力,对采空区留巷周围围岩产生挤压作用。因此,悬垂带的存在使得围岩的稳定性难以维持,对安全和生产产生了巨大的影响。
(一)
(b)
在本研究中,通过深孔爆破,brfrt在保留的采空区侧入口上方形成一条压裂线(图6 (b)),再通过悬臂梁自重和上覆岩荷载使其沿破裂线断裂,减小悬挑长度,减小自重和上覆岩荷载对围岩的影响,改善应力环境,保证采空区侧留巷稳定性。
4.BFRT的数值模拟研究
4.1.研究模式与方案
4.1.1.全局模型
根据BFRT的围岩控制机理,压裂高度和压裂角度是BFRT的关键参数。为获得合理的压裂高度和角度,进行了数值模拟7),面积为380米× 53米× 10米。模型顶部竖向应力为10.2 MPa,模拟覆岩荷载并考虑重力作用。模型在水平方向上施加1.2倍垂直应力的水平应力。底部和四个边受到约束。对煤层和采空区分别采用了软应变和双屈服本构。另一地层采用莫尔-库仑构造。
4.1.2.研究案例
数值模拟设置了七组案例。在情形7中不采用BFRT,采空区侧留巷上方顶板自然垮落,垮落高度H和角度α载于第2段2.1.方案1、2、3的压裂高度均为13 m,压裂顶板为直接顶板和主顶板,压裂角度β分别为60°、75°和90°8(一个)).病例4、病例5、病例6的压裂高度为8m8 (b)),压裂顶板为直接顶板,压裂角度β这些情况是60°,75°和90°。案例的参数如表所示3..
(一)
(b)
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4.2.模拟参数的确定
岩石力学参数对数值模拟结果起着重要作用。实验室获得的岩煤样品力学性质没有考虑岩煤体中的裂隙和节理,不能真实反映岩煤体的力学性质。煤和岩体的力学性质可以通过修正完整岩石的强度来实现。因此,通过RocLab软件修改岩石和煤样的力学参数,应用于数值模拟,如表所示4. 在哪里单轴抗压强度和而且分别为最大主应力和最小主应力。 ,年代,一个为常数,可由下式得到: 在哪里米ci是完整岩石的常数,D为扰动系数,GSI为裂隙岩评价参数。
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煤的破坏过程包括弹性阶段、塑性阶段和残余阶段。张等人。[20.]提出应变-软构能更真实地模拟上述阶段。因此,本研究将应变-软构应用于煤层,通过改变黏聚力和摩擦力来获得煤层破坏后的力学性能;它们是通过实验室测试得到的,如表所示5.
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4.3.双产组构在采空区的应用
4.3.1.采空区煤矸石参数的确定
采空区垮落脉石的性质对蒋等模拟的准确性至关重要。21].双屈服本构可以实现应力随材料变形的变化,能够真实模拟垮落矸石力学特性。因此,在采空区矸石中采用了双屈服结构。帽压是双产率模型中的一个重要参数。根据对蝾螈的研究[22, Yavuz [23,蒋等人。[24],帽压可由式给出: 在哪里σc为矸石单轴抗压强度,ԑ是脉石的张力,b是体积因子,和hcr是塌陷区域的高度。8201面板采高3 m,垮落高度13.3 m,见剖面2.1.
采空区脉石的其他参数可以用反分析法确定。具体的方法是建立一个立方体,在模型的顶部应用固定的速度,并固定其他边界。然后对参数进行调整,使其接近Salamon分析结果。在本研究中,采空区脉石的性质与Salamon通过反分析方法计算的结果吻合较好9),采空区脉石性质见表6.
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4.3.2.采空区模拟验证
为了验证双屈服模型和参数选择的可靠性和准确性,对采空区的垂向应力进行了研究。数据10 ()和1010 (b)分别显示垂直应力云图和曲线。从图中可以看出10从采空区边缘到距采空区边缘60 m处垂直应力从2 MPa到10.9 MPa逐渐增大,采空区中部垂直应力(10.9 MPa)为原始应力(11.25 MPa)的96.8%;斯玛特和海莉[25]指出,从零到原始垂向应力的距离约为覆岩厚度的0.12倍。必威2490在本研究中,恢复到原始应力的距离为0.13 m乘以覆岩厚度(60 m/450 m)。上述数据表明,该采空区采用的双产模型和参数是准确的。
(一)
(b)
4.4.仿真结果
4.4.1.塑性区分布
不同BFRT下围岩塑性区分布如图所示11.1 ~ 7例煤肋塑性区深度分别为6.6 m、6.4 m、5.2 m、7.0 m、6.8 m、6.8 m、7.2 m,楼层塑性区深度分别为2.4 m。以上数据表明,不施加BFRT时煤肋塑性区深度最大(情形7);主顶板和直接顶板断裂时(情况1、情况2、情况3)塑性深度减小幅度较大,与不加BFRT时(情况7)相比,塑性深度最大减小幅度约为2 m,而直接顶板断裂时(情况4、情况5、情况6)与不加BFRT时(情况7)相比,塑性深度最大减小幅度仅为0.4 m。必威2490压裂主顶板和直接顶板下煤筋塑性区深度小于压裂直接顶板下煤筋塑性区深度;在压裂高度相同的情况下,压裂直接顶和主顶下塑性区深度随压裂角的增大而减小,而压裂主顶下塑性区深度随压裂角的增大变化不显著。
(一)
(b)
(c)
(d)
(e)
(f)
(g)
同时,不同情况下保留采空区上方顶板弹性区位置也发生变化(图11而且12).随着压裂角的减小,弹性完好区逐渐向采空区回采巷道顶部移动。在压裂角度相同的情况下,压裂直接顶板弹性区面积大于压裂主顶板弹性区面积。弹性区面积最大(13.64 m)2)在压裂直接顶板和主顶板下90°(情况3),最小为9.76 m2) (case 7)。弹性区面积表示围岩未损伤面积,弹性区面积越大,围岩损伤越小,围岩稳定性越好。由上述分析可知,对直接顶板和主顶板进行压裂和增加压裂量有利于减小煤肋塑性区深度,增大弹性区面积,使其位于采空区巷道顶部,可大大提高围岩稳定性。
4.4.2.基台应力研究
采空区侧留巷煤柱的垂向应力分布如图所示13, 7例的峰值分别为41.9 MPa、44.9 MPa、39.8 MPa、49.2 MPa、46.5 MPa、45.0 MPa和51.3 MPa。根据7种情况的垂向应力分布规律,得到峰值最小(39.8 MPa),且其位置以90°距离压裂直接顶板和主顶板下的煤肋(5.3 m)最近,台肩应力的影响范围最小。峰值最大(51.3 MPa),位置离煤肋最远(7.3 m),且基台应力的影响范围最大。在压裂高度相同的情况下,峰值随压裂角度的增大而减小;压裂角相同时,压裂直接顶和主顶板峰值较压裂直接顶板峰值减小:(我)不同压裂高度和角度下煤筋的垂向应力(2)煤柱竖向应力的峰值和位置
(一)
(b)
4.4.3.围岩变形
如图所示147种情况下,顶板和煤肋的变形差异较大,而楼层之间的变形差异较小。直接顶板和主顶板压裂情况下顶板和煤筋的变形明显小于主顶板压裂情况。在压裂高度相同的情况下,压裂角越大,顶板和煤筋的变形越小。直接破裂和主顶板90°破裂情况下顶板(27.8 mm)和煤肋(35.4 mm)变形最小;根据顶板变形情况如图所示(14日),情况5和情况6的顶板最大变形量分别为40.5 mm和43.7 mm,均大于情况7的最大变形量(40 mm)。产生上述现象的原因是由于仅直接顶板断裂后,主顶板仍处于悬挑状态,失去悬挑直接顶板的支撑,使主顶板本身的重量和覆岩荷载转移到留空侧巷道周围的围岩上,使顶板产生较大的压力和弯曲运动。这就是压裂后直接顶板变形大于未压裂顶板变形的原因。
(一)
(b)
(c)
在以上分析的基础上,对比7种方案,发现方案3(直接破裂+ 90°主顶板)最能控制采空侧留巷稳定性,改善围岩应力环境,减小围岩塑性区和变形范围。
5.实地测试
将BFRT技术应用于厚直接顶板的采空区侧留巷5201,研究了该技术的应用效果。根据模拟结果和施工现场技术问题,现场试验采用的爆破钻孔直径为48 mm,长度为12500 mm,主顶板和直接顶板进行破碎,破碎角度设置为85°。钻孔爆破后的布置及检测图片如图所示15.
对采空区侧留巷围岩变形进行监测,结果如图所示16.滞后工作面0 ~ 50 m段围岩变化较小,50 ~ 140 m段围岩变化较大。在140 ~ 200 m断面,围岩变形变化较为平缓。从图中可以看出(16日)顶板、煤肋和底板的最大变形变化分别为128 mm、78 mm和17 mm。上述数据表明,BFRT对采空区侧留巷围岩稳定性控制良好,现场支护效果如图所示16 (b).
(一)
(b)
6.结论
针对采空区侧留巷上厚直接顶板的地质条件,建立了考虑应变软化和双屈服本构的数值模拟。通过对7种方案的研究和比较,得到了能很好地控制空侧留巷稳定性的最优BFRT方案(直接压裂+ 90°主顶板)。
通过数值模拟可知,BFRT能有效改善围岩的应力环境,减小围岩的塑性区范围和变形。在压裂角度相同的情况下,直接顶板和主顶板压裂对围岩的控制效果优于直接顶板压裂。在压裂高度相同的情况下,压裂角度越大,卸压效果越好。
现场试验表明,采用BFRT支护后,采空区侧留巷围岩压力较小;顶板、煤肋和底板的最大变形变化分别为128 mm、17 mm和78 mm;围岩控制效果较好,说明该方法在留空边巷中应用是可行和有效的。
数据可用性
用于支持本研究结果的研究数据包含在文章中。详情请向通讯作者查询。
利益冲突
作者声明他们没有利益冲突。
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