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某大采高工作面围岩支护方案数值模拟分析
2019-05-17
为了确定大采高工作面巷道围岩支护参数并验证其合理性,以山西某矿 2204大采高 工作面为背景,通过围岩松动圈法、经验公式法、极限平衡区与组合拱相结合 3种方法确定锚杆支 护参数,并借助 FLAC3D对支护效果进行模拟验证。结果显示,巷道掘进期间,顶底板最大变形量分 别为 11.274和 3.0733mm,均在可控范围以内;围岩变形主要分为快速上升、突降、缓慢变形和稳 定状态 4个阶段。采用 3种计算方法确定大采高工作面的支护参数,可以得到科学的支护效果。
Serial No. 600 April. 2019 现ꢀ 代ꢀ 矿ꢀ 业 MODERN MINING 总第 600期 2019 年 4 月第 4 期 某大采高工作面围岩支护方案数值模拟分析 徐ꢀ 勇 晋能集团能源投资开发有限公司) ( ꢀ ꢀ 摘ꢀ 要ꢀ 为了确定大采高工作面巷道围岩支护参数并验证其合理性,以山西某矿 2204 大采高 工作面为背景,通过围岩松动圈法、经验公式法、极限平衡区与组合拱相结合 3 种方法确定锚杆支 3 D 护参数,并借助 FLAC 对支护效果进行模拟验证。 结果显示,巷道掘进期间,顶底板最大变形量 分别为 11. 274 和 3. 073 3 mm,均在可控范围以内;围岩变形主要分为快速上升、突降、缓慢变形和 稳定状态 4 个阶段。 采用 3 种计算方法确定大采高工作面的支护参数,可以得到科学的支护效果。 3 D 关键词ꢀ 大采高工作面ꢀ 支护参数计算ꢀ FLAC ꢀ 锚杆支护 DOI:10. 3969 / j. issn. 1674-6082. 2019. 04. 060 ꢀ ꢀ 作为一种常规能源,煤炭在我国工业发展及居 煤层平均厚 6. 71 m,倾角为 2° 左右,密度为 1. 32 3 民生活中发挥着不可替代的作用。 目前,随着开采 逐渐向更大埋深发展,巷道围岩的维护问题也随之 显得更加突出。 大采高工作面因其相对常规工作面 具有特殊的开采高度,在采煤过程中,巷道及围岩支 护参数以及支架选型均需要针对开采高度进行重新 设计,因此,有必要对大采高工作面的围岩破坏特性 及矿压显现规律进行相应研究。 t/ m ,设计开采高度为 6. 7 m;顶板岩层为砂质泥岩 和泥岩, 底板为泥岩和粉砂岩, 抗压强度分别为 18. 09 ~ 44 MPa 和 34 ~ 53 MPa;顶板砂质泥岩厚 2. 4 ~ 3. 55 m,底板粉砂岩厚 2. 83 ~ 7. 25 m。 工作 面顶底板岩石特性见表 1。 表 1ꢀ 顶底板岩性特征 岩层 直接底 老顶 岩型 泥岩 厚度/ m 1. 95 特征 深灰色,内部多含暗色矿物 灰白色,石英含量较高,岩性致密 深灰色,以泥质物为主 深灰色,以泥质为主 大采高工作面巷道围岩的支护方案需要考虑煤 体的力学性质、矿压显现规律以及煤炭开采工艺等 粉砂岩 26. 21 6. 22 直接顶 砂质泥岩 伪顶 砂质泥岩 [ 1] 多种因素。 针对大采高工作面,蒋康前等 提出了 0. 14 锚杆+注浆方案,同时提出将底板与底角等部位参 ꢀ ꢀ 经矿压检测数据得到,2204 工作面回采过程 [ 2] 基 与支护体系中,得到了满意的支护效果。 吴昕 中,巷道所受到的超前矿压影响的距离大约在 45m 左右,两帮变形量小于顶底板下沉量,初次来压步距 平均为 21. 4m,周期来压步距平均为 19. 6m,动载系 数约为 1. 37;周期来压期间,呈现大小周期来压的 显现方式,大周期来压步距约为 37m,小周期来压步 距为 13. 5;由于该工作面推进过程会通过上覆煤 柱,经过煤柱进出时刻矿压显现剧烈,进入煤柱后无 压力显现。 2 ꢀ 支护参数确定 为研究大采高工作面巷道围岩的支护参数,分 1 ꢀ 工程概况 山西某煤矿地面标高为 1 218 ~ 1 235 m,煤层 别采用围岩松动圈法、经验公式法、极限平衡区与组 合拱相结合的方法确定巷道围岩的锚杆长度、锚固 上部岩石厚 85 ~ 245 m,所采煤层为 2204 工作面, [4] 深度、间距、排距等支护参数 。 2 . 1ꢀ 围岩松动圈法对锚杆参数的确定 204 工作面采用留顶底煤的开采方式,因此, ꢀ ꢀ 徐ꢀ 勇(1982—),男,安监部部长,工程师,030024 山西省太原 2 市小店区晋阳街 167 号。 2 04 ꢀ ꢀ 徐ꢀ 勇 :某大采高工作面围岩支护方案数值模拟分析ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 2019 年 4 月第 4 期 工作面所有围岩均为煤巷,属中松动圈的三类围岩, 组合拱的推荐值取 1. 3 m,锚杆长度计算公式为 冒落拱高度为 1. 7 m,在考虑动压系数条件下, 冒落拱内锚杆所承受重量为 L = L1 + Lp + L2 , (1) G = K1 γSz , (7) 3 Lp = btanα + M 式中,γ 为顶板煤岩体容重,13. 1 kN/ m ;S 为冒落 , (2) tanα 2 拱内岩体截面积,10. 2 m ;z 为锚杆排距,m;K1 为动 式中,L 为锚杆长度,m;L1 为锚杆外露长度,一般为 . 1 ~ 0. 15 m,取 0. 1 m;L2 为锚杆插入煤岩体内部 压系数,1. 8。 0 计算得出 G =264. 57 kN。 长度,取 0. 3 m;Lp 为松动圈厚度,m;M 为锚杆间排 距,通常取 0. 5 ~ 0. 6 m,取 0. 5 m;b 为组合拱厚度, 取 1. 3;α 为锚杆控制角度,取 45°。 依据 ϕ18 mm 无纵筋螺纹钢锚杆力学参数,即 最大支撑力为 50 kN,可知每排锚杆数 n = 5. 3,取整 数 6。 ꢀ ꢀ 计算得出 L =2. 2 m。 结合极限平衡区与组合拱理论确定锚固长度: 2 . 2ꢀ 经验法 mG L′ = 2. 83τd , (8) 针对 2204 工作面下顺槽围岩条件,采用经验公 式计算支护参数。 锚杆长度计算公式为 L = N(1. 5 + W 式中,d 为孔径,22 mm;m 为系数,取 1. 2;τ 为锚固 材料的抗剪强度,10 MPa。 计算得出 L′=0. 51 m。 结合巷道顶板及两帮非 弹性区的深度,可得到顶板及两帮锚杆长度依次 Ld ) , 10 (3) 式中,W 为巷道跨度,取 6 m;N 为不同岩石的影响 系数,其取值参照表 2,结合该矿地质条件,取 1。 表 2ꢀ 围岩影响系数取值 = 2. 19 m(a2 +L′+0. 1),Lb =1. 44 m(a1 +L′+0. 1)。 结合以上分析, 最终确定顶板锚杆采用 ϕ18 mm×2 200 mm 左旋无纵筋螺纹钢锚杆,锚固深度为 150 mm, 外 露 长 度 为 50 mm, 锚 杆 间 排 距 围岩类型 影响系数 Ⅱ Ⅲ Ⅳ Ⅴ 2 0. 9 1. 0 1. 1 1. 2 为 1 200 mm×1 100 mm,每排 6 根,采用矩形形式布 置;两帮采用 ϕ16 mm×1 600 mm 玻璃钢锚杆,锚固 深度为 1 550 mm,外露 50 mm,锚杆间排距为 1 200 mm×1 250 mm,左右两帮均为 3 根,同样采用矩形布 置。 巷道围岩锚杆支护示意见图 1。 ꢀ ꢀ ꢀ 计算得出 L =2. 1 m。 锚杆间距计算公式为 M ≤ 0. 9 . (4) (5) N ꢀ 计算得出 M≤0. 9 m。 锚杆直径计算公式为 L D = 110 . ꢀ ꢀ 计算得出 D=19. 1 mm。 2 . 3ꢀ 极限平衡区与组合拱联合法 上顺槽支护参数确定的关键是稳定层,因此,应 图 1ꢀ 巷道围岩锚杆支护示意(单位:mm) 准确计算围岩松动范围。 2204 工作面 A 为上顺槽 宽度,6 m;B 为巷道跨度一半,3 m;h 为高度,4. 5 m。 最大松动圈范围计算公式为 3 ꢀ 数值模拟分析 为验证 2204 工作面巷道围岩的支护参数可行 3 D 性,采用 FLAC 软件分别对巷道掘进及回采期间 围岩的应力及位移进行模拟。 模型采用 Mohr-cou- lomb 屈服准则,顶底板及煤层物理力学参数见表 2。 1 -sinφ ] 2sinφ (P + Cctgφ)(1 - sinφ) 2 Cctgφ 2 h R0 = A + ( 2 ) [ , ( 6) ꢀ ꢀ 模型建立后,未开采时刻,竖直应力和水平应力 式中,R0 为最大松动圈范围,1 m;P 为累计地应力 值,取 4. 53 MPa;C 为围岩黏聚力,2. 5 MPa;φ 为围 岩内摩擦角,取 30°。 分布状态见图 2 和图 3。 工作面开挖过程中的巷道位移及应力变化情况 见图 4 ~ 图 7。 计算得出 R0 = 3. 83 m。 从而得到两帮非弹性 区深度 a1 =0. 83 m(R0 ꢁB),顶板非弹性区深度 a2 = 由图4可知,顶板最大下沉量为 11. 26 mm,底 1 . 58 m(R0 ꢁh / 2)。 2 05 总第 600 期 现代矿业 2019 年 4 月第 4 期 表 2ꢀ 顶底板及煤层物理力学参数 体积 剪切 模量 模量 抗拉 内摩 强度 擦角 / MPa / (°) 厚度 岩性 黏聚力 / MPa 密度 3 / m / (t/ m ) / GPa / GPa 粉砂岩 细砂岩 25 6. 1 6. 3 5. 7 5. 1 1. 3 4. 6 1. 3 7. 6 10. 2 0. 8 2. 2 9. 5 38. 5 41 2. 7 2. 6 5. 7 砂质泥岩 5. 9 3. 02 4. 51 0. 12 30 2. 66 1. 32 2. 66 2. 67 图 7ꢀ 巷道开挖过程中水平方向应力分布云图 间,巷道两帮位移量呈现不对称分布的特征,左侧位 移要小于右侧,其中,左侧最大位移值为 2. 354 mm, 右侧为 2. 499 mm,两侧位移量相差不大。 顶底板及 两帮位移均在可控范围。 煤层 泥岩 7. 0 6. 93 0. 8 0. 64 24. 4 2. 04 3. 02 0. 1 30 31 黏土岩 4. 55 3. 22 1. 48 1. 1 0. 15 由图 6 可知,巷道开挖过程中,垂直方向最大应 力为 5. 39 MPa,高应力分布区域距离巷道位置约 7 m,顶板处的垂直方向应力为 3. 5 MPa,底板为 3. 0 MPa,说明该支护方式可以保证顶底板应力处于相 对较低的应力区间,起到了很好的支护效果。 由图 7 可知,水平应力最大值为 1. 193 MPa,但与巷道距 图 2ꢀ 巷道未开挖前覆岩及煤体内部垂直应力分布 离较远,且处于应力降低区,顶板处应力值为 0. 76 MPa,底板与两帮交界处相比底板中部的应力较高, 且底板中出现了应力集中区域,应力值为 0. 75 MPa 左右,依旧在围岩可承受的应力范围内,而对于巷道 其他位置支护效果较好,因此,应对两帮与底板交界 处加强支护。 采用该支护方案,最大应力值始终处 于围岩的承受范围内,达到了很好的支护效果。 巷道整个开挖过程中围岩变形监测结果见图 图 3ꢀ 巷道未开挖前覆岩及煤体内部水平应力分布 8 。 可知,在巷道掘进期间,围岩变形分为 4 个阶段: 第一阶段为快速变形,顶底板及两帮位移变化率相 对其他时刻较大,主要是因为开挖引起应力重新分 布,导致快速变化;第二阶段为变形下降阶段,锚杆 支护后,限制了围岩位移,因此,应变量快速下降;第 三阶段为缓慢变形阶段,随着继续开挖,锚杆支护起 到一定作用,但深处围岩依旧存在变形,因此,变形 缓慢;第四阶段为变形稳定,开挖过后,内部应力重 新分配,使得围岩变形稳定发展。 图 4ꢀ 巷道开挖过程中垂直方向位移云图 图 5ꢀ 巷道开挖过程中水平方向位移云图 图 8ꢀ 围岩变形曲线 4 ꢀ 结ꢀ 论 ( 1)通过计算确定得到大采高工作面巷道顶板 图 6ꢀ 巷道开挖过程中垂直方向应力分布云图 板最大底鼓量为 3. 073 mm,并且顶底板位移呈中心 对称式,分布相对均匀。 由图 5 可知,在巷道开挖期 锚杆采用 ϕ18 mm×2 200 mm 锚杆,两帮采用 ϕ16 mm×1 600 mm锚杆,矩形布置,对巷(下转第202页) 2 06
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