济三沿空留巷实施方案.doc

济三煤矿3上中厚煤层大断面巷道沿空留巷技术研究实 施 方 案兖州煤业股份有限公司济宁三号煤矿山东科技大学2011年7月 目录1项目研究的必要性22研究内容63主要经济技术指标、项目最终目标84关键技术85研究方法与技术线路86数值模拟分析97济三煤矿沿空留巷实施方案138可行性及可靠性分析、论证509对安全、环境、健康的影响性分析5110研究基础及技术条件5111经济社会效益分析5212项目实施进度计划5413经费计划5514项目组成员及分工561项目研究的必要性1.1国内沿空留巷的现状沿空留巷技术自20世纪50年代在我国开始使用以来，一直是我国煤炭开采的重要技术发展方向。到目前为止，我国在沿空留巷理论与技术研究方面做了大量的工作，在条件较好的薄及中厚煤层采煤工作面的沿空留巷技术已日趋完善，巷旁支护、巷内支护、加强支护及煤帮加固技术已趋成熟，但在条件困难的中厚煤层或厚煤层较大断面巷道中采用沿空留巷技术仍存在着一些技术难题，使得一些矿井在应用沿空留巷技术时没有取得预期的效果，甚至留巷失败，从而限制了沿空留巷技术在我国更广泛地推广应用。1.1.1沿空留巷支护技术的发展历程根据沿空留巷巷内和巷旁支护方式，我国沿空留巷技术的发展历程，大致可分为以下四个阶段。第一阶段，20世纪50年代起，在煤厚1.5m以下的煤层中尝试着用矸石墙作巷旁支护，巷内主要采用木棚支护，其存在着矸石的沉缩量大、巷内支架变形严重、维护工作量大、工人垒砌矸石的工效低、劳动强度大、安全性差等问题，其应用范围受到极大限制。第二阶段，20世纪60年代至70年代，在1.52.5m厚的煤层中应用密集支柱、木垛、矸石带、砌块等作为巷旁支护，巷内多采用木棚、工字钢梯形支架支护，沿空留巷取得了一定成功，并得到了一定程度的应用。第三阶段，20世纪80年代至90年代，在大力推行综合机械化采煤后，随着采高不断增大，我国煤矿工作者在引进、吸收国外的沿空留巷技术的基础上，发展了巷旁充填护巷技术，巷内多采用U型钢可缩性金属支架。90年代初期，沿空留巷理论与技术有了较大的发展，但由于巷内支护大多为被动支护，加之巷旁充填技术还不完善，其支护技术难以适应大断面沿空留巷的要求，在90年代中后期，沿空留巷技术应用范围又呈减少趋势。第四阶段，21世纪以来，随着锚网索支护技术的推广应用和巷旁充填技术的不断完善，我国在厚煤层综放工作面进行了沿空留巷技术试验研究，如潞安矿务局常村煤矿S2-6综放工作面，巷内采用锚梁网索联合支护，巷旁支护运用高水材料充填加上空间锚栓加固网技术，进行综放大断面沿空留巷试验，并取得初步成功。1.1.2沿空留巷理论研究现状国外沿空留巷研究已有较长的历史，较有影响的理论是英国南威尔斯大学斯麦脱(Smart)于1982年提出的岩梁倾斜理论。该理论认为巷旁支护对巷道基本顶起控制作用，主张用控制巷道煤柱侧和巷旁支护侧的顶板下沉量，即控制顶板倾斜度的方法作为设计巷旁支护工作阻力和可缩量的依据。孙恒虎教授等根据煤层顶板特征和弹塑性力学的有关理论，将长壁工作面沿空留巷的煤层顶板简化成了层间结合力忽略不计的矩形“叠加层板”，认为沿空留巷支护载荷只与短支承边界的载荷有关。郭育光教授等研究认为，巷旁支护应具有早期强度高、增阻速度快的特点，紧随工作面构筑，及时支护直接顶，避免与上部基本顶离层，并切断直接顶，减小巷旁支护载荷，控制巷道变形随着工作面推进，巷旁支护阻力应达到切顶阻力，当基本顶弯矩在巷旁支护边缘附近达到极限时，切断基本顶。垮落的矸石由于破碎后体积增大，当充满采空区时，更上位岩层在煤体和矸石的支撑下取得运动平衡，巷道围岩变形趋向缓和。采高决定巷旁支护的切顶高度。巷旁支护阻力大小应根据块体不同时期的平衡条件推导出不同时期的巷旁支护阻力的计算式。李化敏教授分析了沿空留巷顶板岩层运动的过程及其变形特征，明确了顶板岩层运动各阶段巷旁充填体的作用，根据充填体与顶板相互作用原理，确定了各阶段沿空留巷巷旁充填体支护阻力的控制设计原则，并建立了相应的支护阻力及合理压缩量数学模型。漆泰岳教授等通过现场实测和理论分析对不同围岩条件下基本顶断裂引起的整体浇注护巷带的支护强度和变形能力进行了深入研究，提出了使沿空留巷巷道保持稳定的整体浇注护巷带支护强度与变形的理论计算方法，进而对沿空留巷整体浇注护巷带的适应性进行了研究。谢文兵博士等在工程实践基础上，采用适于分析岩层断裂和垮落的数值分析软件UDEC建立相应的数值分析模型，详细分析了综放沿空留巷围岩移动规律，系统分析了基本顶断裂位置、端头不放顶煤长度、原有巷道支护技术、充填体宽度充填方式和充填体强度对综放沿空留巷围岩稳定性影响规律，得出了许多有益的结论。研究结果表明，在保证顶煤及顶板稳定前提下，合理利用围岩移动规律，确定合理充填方式和充填体强度，既能保证充填体稳定，又能达到很好的留巷效果。朱川曲教授等根据综放沿空留巷围岩变形大且围岩力学参数中有许多随机变量的特征，阐述了其支护结构可靠性分析的必要性。应用工程结构可靠性理论，建立了综放沿空留巷支护结构可靠性分析模型，得到了支护结构可靠度的计算公式。研究认为，通过合理选择锚杆类型、加大锚杆支护密度、改善锚固体及充填材料力学性能等措施，可达到提高综放沿空留巷支护结构可靠性的目的。华心祝从如何提高顶板岩层的自承载能力入手，提出了一种主动的巷旁加强支护方式巷旁锚索加强支护，建立了考虑巷帮煤体承载作用和巷旁锚索加强作用的沿空留巷力学模型，并分析了巷内锚杆支护和巷旁锚索加强支护的作用机理。利用理论分析所得结论，进行了工程实践，为较大采高工作面沿空留巷技术提供了理论依据和借鉴经验。1.1.3沿空留巷巷内和巷旁支护主要形式（1）巷内支护主要形式目前我国沿空留巷巷内主要支护形式有以下几种：工字钢梯形刚性金属支架；工字钢梯形可缩性金属支架；U型钢可缩性金属支架；锚杆支护；锚网索支护；联合支护。（2）巷旁支护主要形式我国煤矿在应用沿空留巷技术时，绝大多数都要设置巷旁支护。应用较多的巷旁支护形式有以下几种：木垛；密集支柱；矸石带；砌块墙；巷旁充填墙。1.1.4沿空留巷技术存在的问题及改进建议到目前为止，我国在沿空留巷技术的应用方面进行了许多的探索，积累了丰富的经验，从薄煤层到厚煤层，从缓倾斜煤层到急倾斜煤层，都已有沿空留巷的成功经验。但是，由于我国煤矿地质条件多样，沿空留巷围岩控制机理研究复杂、巷旁支护技术还不十分完善，在沿空留巷技术研究与应用中仍存在着不足之处，目前在支护设计思路、巷内支护、巷旁支护及理论研究方面还存在一定问题。支护设计思路问题。以往采用沿空留巷技术，支护设计思路不合理，大多将工作面回采前的巷道掘进与回采后的留巷相互独立，没有统筹考虑，没有将沿空留巷视为一项系统工程，如在对需要保留的巷道掘进前，进行巷道支护形式选择和支护参数设计时，没有预先考虑后期沿空留巷技术的需要，从而导致沿空留巷后巷内支护体强度不能满足两次采动影响的要求、巷内支护与巷旁支护不匹配，使留巷效果达不到预期目标，甚至失败。巷内支护问题。大量理论研究和生产实践表明，如何提高巷道围岩强度，并正确选择合适的巷内支护方式是保证所留巷道在留巷后巷道稳定的关键。随着综采、综放采煤技术的发展，工作面采高逐渐加大，由于工作面一次采出的煤层厚度增大，上覆岩层活动程度及波及的范围相应增加，回采巷道压力随采高的增加而增加，以及已采区和工作面采动引起的支承压力的叠加作用，使巷道围岩应力增加，使得工作面超前支承压力影响距离加大，矿压显现剧烈，沿空留巷的顶板下沉量随开采厚度增加而增大，在工作面前方附近，巷道断面收缩率较大，若不采取合理的巷内支护方式将所留巷道的变形控制在一定的范围内，则很难保证所留巷道在下区段回采时能正常使用。以前国内沿空留巷巷内支护多采用金属支架，属被动支护，即使加大型钢重量、减小棚距仍难以维护所留巷道的稳定，因此有必要采用一种能主动提供支护阻力的巷内支护方式。巷旁支护问题。巷旁支护作为沿空留巷的一个技术难点，在我国一直没有得到很好地解决。传统的巷旁支护存在支护阻力、可缩性等力学性能与沿空留巷围岩变形不相适应、密闭性能差和机械化程度低等缺点，不利于巷道维护和防止采空区漏风与自燃发火。所以，长期以来我国沿空留巷基本上只是应用在条件较好的薄及中厚煤层，条件困难或厚煤层中采用这种方式留巷成功率不高，大部分留巷需要翻修方可复用。传统的巷旁支护方式只适用于中厚以下煤层的低瓦斯矿井和无自然发火倾向的煤层。高水速凝材料与高水灰渣材料巷旁充填、硬石膏等风力充填，都需要建立一套较为复杂的充填系统，而且充填设备性能不佳、充填材料成本较高。沿空留巷理论研究问题。沿空留巷与一般的回采巷道不同，其巷道的一侧帮为煤体，另一侧帮为巷旁支护体，属大变形围岩，同时，还必须承受掘进和两次强烈的采动产生的叠加应力的影响，矿压显现剧烈，它是一项极其复杂的工程技术，但到目前为止，对沿空留巷围岩控制机理研究不够深入，对沿空留巷所处的应力环境及其矿压显现规律掌握不够，构建的沿空留巷受力模型还不完善，还没有一套行之有效的沿空留巷支护参数设计方法，不能很好的指导沿空留巷工程实践，从而带来以下两种后果：一是因缺乏理论上的正确指导，在沿空留巷支护设计时，认为安全系数越高越好，造成不必要的经济损失；二是在沿空留巷设计时，常因巷内支护和巷旁支护参数选择不合理而导致留巷失败，影响正常生产和煤矿安全，并造成重大的经济损失。1.2项目研究的必要性 沿空留巷是煤矿开采技术的一项重大改革，它可以解决煤矿生产中的许多重大技术难题。（1）缓解接续紧张矛盾济三煤矿原煤年生产能力达到700万吨左右，正常需要3个综采工作面才能保证产量，工作面接续任务十分艰巨，加之地质条件复杂，掘进速度缓慢，常常造成接续紧张，由于沿空留巷少掘一条巷道，可以有效缓解采掘接续紧张的矛盾，大幅度降低掘进率。（2）生产系统更加优化为了便于沿空留巷和优化生产系统，掘进时宽巷掘进，预留留巷空间。这样不仅简化了留巷位置顶板的支护问题，而且使生产系统更加优化。首先，沿空留巷在第二个工作面生产时，只作回风用途，这样对沿空留巷巷道断面和巷道内布置要求不是很高，减少维修工作量，使沿空留巷的优越性得到进一步的体现；其次，为了保证接续面继续进行沿空留巷，接续面的另一条巷道也宽巷掘进，宽巷掘进的接续面巷道既作皮带运输，也作胶轮车辅助运输。（3）提高了煤炭回收率由于沿空留巷取消了3m宽的区段煤柱，该部分煤柱得以回收使得对于留巷长度达2000m左右，长度200m的工作面煤炭回收率提高1.5%，单个工作面就增加上千万的经济效益。（4）避免了孤岛开采沿空留巷使得工作面不再需要进行跳采，避免了孤岛开采，从而也避免了孤岛工作面开采带来的一些矿井灾害与技术问题，尤其是深部孤岛开采带来的诸如高支承压力等一系列问题。（5）相邻的济二煤矿在类似条件下已取得了沿空留巷的成功，在总结济二煤矿成功经验的基础上，使济三煤矿沿空留巷有了更多成熟的经验和成功的把握。2研究内容（1）济二煤矿沿空留巷存在问题的总结及改进济二煤矿沿空留虽然取得了成功，但同时也暴露了一些问题，济三煤矿沿空留巷的条件和济二煤矿相似，因此，济三煤矿除了借鉴济二煤矿成功的经验外，更重要的是要改进济二煤矿沿空留巷中存在的问题，简化留巷工艺，提高留巷速度。（2）济三煤矿沿空留巷理论研究针对济三煤矿的现场实际，利用理论分析、数值模拟等技术手段研究济三煤矿沿空留巷的力学特征，确定合理的沿空留巷巷旁支护强度，确定沿空留巷墙体的混凝土强度等级及墙体参数，为混凝土的研制提供依据。（3）沿空留巷泵送混凝土研制研究适合济三煤矿沿空留巷的早强泵送自流平混凝土，要求混凝土流动性好便于泵送，自密实、脱模早、强度提高快便于提前支承顶板，适应综采速度。首先根据混凝土理论进行配合比计算，然后再进行试验，配置符合上述要求的混凝土。（4）混凝土管路泵送系统设计根据济三煤矿巷道布置、生产组织、回采进度等要求，设计济三煤矿沿空留巷混凝土管道泵送系统，对输送泵、搅拌机、管路进行配套和选型设计，使混凝土泵送能力适应回采速度，达到输送能力、输送距离和堵管率的最佳配合。（5）混凝土制备材料输送搅拌系统设计为了简化运输系统、提高配料准确性，在采区外合适的地方设置干料拌合站，对混凝土进行干料预拌，预拌的干料通过胶轮车输送到泵站进行湿拌。（6）模盒、掩体支架设计沿空留巷巷旁支护采用混凝土墙，墙体采用模盒混凝土浇注形成，模盒既是混凝土形成的模具，又必须具有支撑顶板、保护墙体、脱模方便、自动前移等特点。掩体支架在采空区侧保护浇筑的混凝土墙体拆模后不过早受力。掩体支架具有支撑力大、支撑长度长、宽度小、自动前移等特点。（7）充填巷道超前、滞后支护设计（8）混凝土墙浇筑充填工艺设计（9）通风系统设计（10）安全技术措施（11）现场观测及实施效果分析。3主要经济技术指标、项目最终目标3.1主要经济技术指标（1）沿空留巷施工速度适应综采工作面推进速度；（2）每天推进度达到八刀；（3）墙高3m；（4）施工工艺简单、安全、可靠；（5）留巷成本不超过新掘巷道成本。3.2项目研究达到的最终目标项目研究的最终目标是保证沿空留巷成功，少掘一条巷道，实现无煤柱开采，缓解回采接续紧张的矛盾。具体包括：（1）具有合理的充填方式和充填参数；（2）可靠的顶板控制方案，保证充填墙上方的顶板完整；（3）简单易行的充填工艺，对回采不造成大的干扰和影响；（4）具有安全可靠的充填空间临时支护；项目研究的总体水平拟达到国际先进的水平。4关键技术（1）巷旁支护强度设计（2）墙体混凝土试验研制（3）模盒及临时支护设计（4）混凝土远距离输送系统设计（5）沿空留巷工艺及流程5研究方法与技术线路5.1研究方法本项目采用调研、调查、理论研究、数值模拟、实验室试验、现场实测等研究方法。5.2技术路线工程地质调查评估沿空留巷应用调研理论研究数值模拟实施方案设计、论证及确定工业性试验效果验证、对比进一步优化推广应用。图5.1 技术路线图6数值模拟分析岩体是一种地质材料，它经受了长期的地质运动与地质构造作用，在一定的地质环境中形成一定的结构，显现出了宽广和多变的材料响应范围。与一般工程材料相比，其最大特点是具有结构上的不连续性，多为层面和节理面等弱面所切割。一般从宏观意义上说，岩体可视为连续介质，从而可以用弹性力学或塑性力学的方法进行分析和计算。但是在某些情况下，岩体却不能作为连续介质，如地下节理岩体中的巷道，这时就不宜用处理连续介质力学的方法来进行计算。因为工程中所见到的岩体其形态常呈非连续结构，所形成的岩石块体运动和受力情况多是几何或材料非线性问题，所以很难用解决连续介质力学问题的有限单元法或边界单元法等数值方法来进行求解，而离散元法正是充分考虑到岩体结构的不连续性，适用于解决节理岩石力学问题。6.1离散元法（UDEC）的基本原理离散元法也像有限元那样，将区域划分成单元，但是，单元因受节理等不连续面的控制，在以后的运动过程中，单元节点可以分离，即一个单元与其临近单元可以接触，也可以分开。单元之间相互的力可以根据力和位移的关系求出，而个别单元的运动则完全根据该单元所受的不平衡力和不平衡力矩的大小按牛顿运动定律确定。离散元法是一种显式求解的数值方法，该方法与在时域中进行的其他显式计算相似，例如与解抛物线型偏微分方程的显式差分格式相似。由于用显式法时不需要形成矩阵，因此可以考虑大的位移和非线性，而不用花费额外的计算时间。6.2建模6.2.1建模原则建立一个正确的数值计算模型是所有工程数值计算方法的前提和基础，UDEC也不例外，其模型应遵循以下原则：(1)影响工作面煤壁破坏规律的因素较多，包括工程地质、生产技术等因素。建模时，必须分清各影响因素的主次，突出主要因素，并进行合理的抽象、概化。(2)煤层地下开采为动态时空问题，因此，煤层的开采、顶板垮落、巷旁充填都是一系列动态变化的过程，在所设计的模型中应能够得以体现。(3)模型乃是实体的简化而不是失真的实体，因此，构建的数值模型尽量要与实际相符，并以煤层顶底板岩层的物理力学特性为基础，通过反演方法确定煤岩体的等效力学参数。(4)岩土工程问题实质上是半无限体问题，受计算机内存及运行时间的限制，建模时只能考虑一定的计算范围，即必须考虑模型的边界条件，计算模型范围的确定以消除边界效应和UDEC运算不产生歧异结果为原则。6.2.2模型判据岩层屈服判据，可以采用线弹性假设来表征岩体性质。但为了掌握煤柱内的煤层受力变形情况，亦应考虑支承压力区内的塑性变形，而这种塑性变形一般来自超限应力，所以选择弹塑性耦合的有限元数值模型来模拟支承压力分布情况。模型破坏采用摩尔库仑强度准则，即式中：，分别为屈服势函数和应变势函数；为粘聚力；为内摩擦角；为剪胀角。针对工作面支承压力分布与煤壁破坏这一具体问题，对于未开挖区域的材料本构模型选用摩尔库伦弹塑性模型，而对采空区侧的充填材料本构模型则选用弹性模型。6.2.3几何模型工作面的回采与巷旁支护的充填均对其周边一定范围内的岩体的原岩应力产生扰动，岩体产生不同程度的变形破坏。根据圣维南原理，这种扰动范围是有限的。为此，在工程数值建模中，对具体工程问题给定一个边界范围。本次计算模型的设计几何尺寸为：150m(长)70m(高)。模型的边界条件具体界定如下：以3上煤层底板上方50m岩层处作为上边界，3上煤层底板以下20m作为下边界，采空区范围的宽度为100m。如图6.1所示。图6.1 计算模型6.2.4边界约束条件(1)左、右边界为水平位移约束边界，即x方向的速度和位移矢量均为零。(2)上边界为自由边界，计算模型上覆岩层的自重荷载以外荷载的形式作用于上部边界。(3)模型的下边界为全约束边界，在水平方向(x方向)和竖直方向(y方向)均固定，即x、y方向上的速度和位移矢量均为零。6.2.5 计算参数摩尔库伦弹塑性模型中主要涉及的岩体物理、力学参数为剪切模量(Shear)、体积模量(Bulk)、密度(Density)、内摩擦角(Friction)以及粘结力(Cohesion)，而弹性模型中主要参数为剪切模量、体积模量。体积模量()和剪切模量(G)可根据岩体的弹性模量(E)和泊松比()，依据下式求得： 为了客观的、真实的反映3上煤层开采时的矿山压力显现规律和对煤壁的影响，模型中岩石的赋存情况、岩性、厚度以及力学参数都应该参考实际参数。模型中主要岩层的岩性、厚度以及力学参数见表6.1。表6.1 岩层赋存特征和力学参数岩性层厚/m弹模/Gpa密度/g.cm-3泊松比单向抗拉强度/MPa内摩擦角/粉砂岩10.221.52.600.193.1235泥岩7.06.32.610.211.0230细砂岩3.530.22.620.205.8045中砂岩3.527.12.650.285.4234细砂岩8.1730.22.620.205.8045泥岩4.26.32.610.211.0230细砂岩7.530.22.620.205.8045粉砂岩5.121.52.600.193.1235泥岩6.86.32.610.211.0230细砂岩10.530.22.620.205.80453上煤1.72.011.380.280.3025粉砂岩4.021.52.600.193.1235泥岩4.054.622.460.2408930中砂岩15.527.12.650.285.4234粉砂岩7.785.942.600.193.12356.3数值模拟方案建立结构模型时应该遵循的原则：岩体结构模型应尽可能的细致具体，能尽量的模拟现场的实际情况，从而进行准确的数值计算和分析，但是建立模型所需要的参数必须是可以获取的；另一个方面是，岩体的结构模型应尽量的简化抽象，使模型简单、易于计算，结构特征更加突出，但这种简化应以不丧失岩体的结构特征，对所需要的模拟的参数没有影响，不忽略相关的主要因素和对最终的计算结果的误差影响最小为前提。如果模型过于简单，则难以准确的反映实际中的岩体力学参数和变形特征；如果模型的建立过于精确和复杂，则使参数的获取比较困难，虽然能很好的反映岩体的力学行为，但是参数的过多会致使计算的误差增大，使得到的结果对我们分析问题毫无用处。所以，建立适当的模型是我们模拟计算的基础。根据济三煤矿183上04工作面的地质条件和地层综合柱状图，建立相应的数值计算模型，计算分析3上煤层开采后巷旁充填支护墙的受力与变形情况，为正确选择巷旁支护形式及充填支护墙的设计提供依据，根据研究工作的需要，采用以下方案进行模拟：以3上煤层工作面为基础，模拟巷旁支护的受力和变形，模型的主要参数为：煤层普氏系数为1.5，留巷墙厚1.5m，埋深平均730m，巷旁充填墙抗压强度分别为10MPa、15MPa、20MPa、25MPa四种模拟方案，在模型上边界加载荷17.5MPa。7济三煤矿沿空留巷实施方案7.1 183上04工作面基本概况183上04工作面煤层为煤3上，地面标高为+32.8+33.1m，平均为+32.9m；工作面标高为-709.5-742.8m，平均为-725.3m。工作面煤层厚度2.02.96m，平均为2.43m；煤层倾角为06，平均2。老顶为粉细砂岩互层，平均厚度为7.23m，直接顶为粉砂岩，平均厚度为4.1m；老底为粉细砂岩，平均厚度为5.92m，直接底为泥岩，平均厚度为1.37m。3上煤层黑色，块状，玻璃光泽，成分以亮煤镜煤为主，含有少量的丝碳。工作面切眼西北部进入煤层冲刷区，煤层厚度变薄，工作面大部分煤层厚度在1m以上， 3上煤层顶部局部含数层夹矸，夹矸平均厚度约为0.05 m，岩性为灰黑色的炭质粉砂岩。3上煤层与3下煤层间距为28.36m41.05m，平均35.68m。有爆炸危险性，爆炸指数41.68%，发火期36个月。183上04工作面为十八采区首采工作面，工作面两顺槽均为矩形断面，胶顺净宽净高=4.5m3.0m，净面积13.5m2；辅顺净宽净高=5.3m3.0m，净面积15.9m2。两顺槽均采用锚网索支护，胶顺顶板锚杆=22mm，L=2200mm，两帮锚杆=20mm，L=1800mm，锚杆间排距均为800mm，锚索=18mm，L=6200mm，间排距为15002400mm；辅顺顶板锚杆=22mm，L=2200mm，两帮锚杆=20mm，L=2200mm，锚杆间排距均为800mm。锚索=18mm，L=6200mm，间排距为13002400mm。183上04工作面采用走向长壁综合机械化采煤法，全部垮落法管理顶板。割煤步距为800mm，工艺流程为：割煤移架推刮板输送机，液压支架型号ZY6400/15/35，采煤机型号MG400/920-AWD。7.2济三矿沿空留巷理论分析7.2.1沿空留巷受力及巷旁支护计算在研究巷道“支护围岩”相互作用关系时，考虑到巷帮煤体对维护巷道的作用以及沿空留巷侧采空区顶板活动的影响，结合济三煤矿实际情况提出如图7.1所示的沿空留巷结构模型。（1）巷道顶板以煤体弹塑性交界处为旋转轴向采空区侧旋转倾斜，旋转轴在垂直方向上以岩层垮落角向上延伸。（2）基本顶之上的软弱岩层其重量均匀地加到基本顶之上，基本顶的最大破断长度为工作面周期来压步距长度。（3）由于临时加强支护与充填体的共同作用，第 1 层直接顶可以紧靠充填体采空区侧切顶，其余各层以岩层垮落角向采空区侧延伸。（4）由于巷内支架的支护阻力远小于巷旁支护阻力，因此巷内的支护阻力可忽略不计。（5）在顶板的后期活动阶段，巷旁充填体所需提供的支护阻力主要是为了平衡维护空间（包括充填体、巷道及塑性带）所对应的直接顶及断裂的基本顶。基本顶断裂后形不成结构时，为最不利情况，此时所需的支护阻力最大。 图7.1 沿空留巷力学结构示意图（a）（b）（c）图7.2 沿空留巷巷旁支护阻力计算模型（第一层）图 7.2所示为考虑巷帮煤体作用的顶板载荷条带分割法模型（为 4 边支承，图中LI、LII分别为工作面长度和顶板来压步距）。在图7-2（a）中取一单位宽度的板条，研究采空区顶板在过渡期活动阶段的沿空留巷巷旁支护阻力，所取的板条见图7-2（b），力学模型求解见图7-2（c）。设顶板均布载荷为q，按条带分割后，分割到 ADEF 板条上载荷只在 AD 和 EF两段上。由于沿空留巷巷道顶板发生的主动垮落的机会多，而被动垮落一般出现在工作面顶板，因此，本文仅分析主动垮落情况下巷旁支护切顶阻力。在初始阶段，岩层下沉变形很小，层面内应力引起的弯矩可忽略不计，因此，求解支护切顶阻力F时只考虑岩层自重载荷和采动引起的应力增高系数k的作用。用平衡法对图7-2（c）中各段求解，从沿空留巷上方第1层顶板开始分析。对于第1层情况，解得巷旁支护阻力F1为 （7.1）式中，应力增高系数； C点岩层破断产生的向下剪力，KN，=； 岩层破断尺寸，m； 岩层容重，kN/m3； 岩层厚度，m； 岩层抗弯弯矩，kNm； 岩层极限弯矩，kNm，在极限条件下，=； 巷道宽度，m； 煤体松动区宽度，m； 松动区中心至A点距离，其值为/2； 巷旁煤体对顶板的支承力，式中符号中的“1”表示第1层。第 2 层以上顶板支护切顶阻力计算不同于第 1 层，第 1 层的切顶阻力主要是人工支护提供的，而第 2 层以上的岩层所需的切顶阻力是人工支护和已垮岩层残留边界共同作用的结果。第 2 层垮落沿空留巷巷旁支护阻力计算模型如图7.3所示，解得巷旁支护切顶阻力为式中，第层顶板岩层； 第层顶板岩层； 岩层破断角，取=0，=0。图7.3 沿空留巷巷旁支护阻力计算模型（第2层）同理，对于第m层情况，可以求得巷旁支护切顶阻力为 式中m为冒落带岩层的极限层数，m 的计算方法为冒落带岩层总厚度除以岩石分层垮落平均厚度。式(7.3)为顶板主动垮落时，沿空留巷巷旁支护切顶阻力计算式。式(7.3)中等号右边中括号内第1项是残留边界自重引起的弯矩，第2项是切顶线处受垮断岩层的剪力作用所产生的总弯矩，第3项是第m 层岩层的极限弯矩，第4项是 1m 层岩层在点 A的总抗弯弯矩，第5项是巷帮煤体对顶板岩层的支承力所产生的总弯矩。由此可知，前3项所产生的围岩载荷要由支护阻力来平衡，而后2项是帮助巷旁支护承担部分载荷，形成“支护煤体顶板”的共同承载体系。在一定的地层条件下，当巷道维护宽度及煤体松动范围一定时，式(7.3)等号右边第1项为恒定，而第 2 项的大小主要受到垮落岩层对边界的影响，如果岩层切断后立即垮落，并失去与残留边界的力学联系，则这些与残留边界失去力学联系的岩层对边界不产生弯矩，则式(7.3)等号右边第2项的值将减小，减小后第2项值按下面方法计算。设n为垮落后与残留边界失去力学联系的岩层数，则式(7.3)中等号右边第2 项大小为：巷帮煤体对顶板岩层的支承力所产生的总弯矩，其计算较为复杂，从简化计算和安全角度考虑，可假设松动区内煤体已均布载荷的形式作用于顶板岩层，均布载荷的大小可选用煤体的残余抗压强度，则：。综合以上分析，沿空留巷的巷旁支护阻力 Fm 可以为 （7.4） 式中，在不同支承条件下具有不同的数值，一端支承时，=，两端支承时，=。充填墙体取悬臂式顶板垮落形成的一端支承，要求支护阻力最大。式（7.4）的计算较为繁杂，完全可以进行简化，如果不考虑煤帮的支撑作用及垮落岩层破断角的影响，求得的巷旁支护阻力要高于用式（7.4）计算得到的值，因此，可以得到简化的计算沿空留巷巷旁支护阻力的围岩结构模型如图7.4所示。图7.4 沿空留巷围岩结构模型根据图7.1的模型，可以得到巷旁支护需要的支护阻力为 （7.5）式中，应力集中系数，取值2；直接顶厚度，m，按平均采高2.4m，岩石碎胀系数0.25计算，=9.6m； 直接顶岩层密度，kN/m3，取25kN/m3；老顶影响厚度，m，取40m； 老顶岩层密度，kN/m3，取25kN/m3；周期来压步距，m，取18m；巷旁充填体宽度，m，取1.5；巷道宽度，m，取3.8m；煤体内极限平衡区宽度，m。 （7.6）式中，M开采厚度，m，取2.4m；C煤的粘结力，MPa，取1.5MPa；f煤层内摩擦系数，f=tg；摩擦角，0，取300；K应力集中系数，通常K=26取4； 煤的埋深，m，取730m；煤层的密度，kN/m3，13.5kN/m3。把参数代入公式（7.5）及公式（7.6），得到=5.91mP=11690kN/m也就是说，充填墙的支护载荷必须达到每米墙11690kN以上。每平方米充填墙须承担的压力为11690/1.5=7793kN/m2=7.793MPa。如果考虑初次来压，根据济三矿3上煤层初次来压步距40m计算，则可以类似计算得到支护强度为15.2MPa根据计算，结合济二矿经验，混凝土强度等级建议取C30。7.2.2巷旁支护墙体尺寸确定（1）墙体高度由于采用宽巷掘进，预掘留巷位置，预支留巷顶板，因此，墙体高度取决于掘进时巷道的高度。根据工作面支护设计，183上04工作面用于留巷的辅顺高度3m，所以留巷墙体高度也应为3m。（2）巷旁混凝土墙体宽度充填墙的墙体除了具有一定的强度外，还必须具备一定的宽度，使之能承受较大的压力和具有较高的稳定性。形状效应表明：强度随宽高比的增加而增加，并且墙体越宽出现的水平应力越高。墙体的宽高比是影响墙体强度和稳定性的重要因素。当墙体宽高比比较小时，墙体与顶底板相互作用而产生的端面约束影响范围较大，相当于在墙体上施加了侧向约束力，从而提高了墙体强度。根据国内外研究的结果和经验数据可知，墙体强度是随墙体宽高比的增大而增大的。宽高比对墙体的影响可以通过下式进行修正，该公式是Bieniawski于1981年提出的：式中 墙体实际强度，MPa；墙体单轴抗压强度，MPa；W墙体的宽度，m；h墙体的高度，m。n常量，当时，n=1.4；当时，n=1.0。如果墙宽取1.5m，则采用C30时，有：=MPa如果采用C20，则有：=MPa根据计算，在墙体宽度取1.5m时，混凝土C20、C30，沿空留巷支护强度均能满足要求，墙宽小于1.5m，则安全系数差。另外，根据实践经验，通常要求墙的宽高比不低于0.5，即充填墙高度3.0m，则墙宽最好大于1.5m，施工时取1.5m。根据济二煤矿的实践经验，混凝土墙体宽度取高度的0.5倍是可以保证墙体和巷道稳定的。7.3沿空留巷泵送混凝土研制7.3.1配合比理论设计为了满足远距离输送要求，采用煤矿用混凝土输送泵进行管道输送，为了达到管送目的，必须保证具有非常良好的流动性能，使混凝土能顺利流过输送管道，混凝土不离析、不阻塞，并具有粘滞性能和混凝土与管壁间摩擦阻力小等特点。这需要通过添加各种外加剂来保证混凝土的这些性能。混凝土强度等级确定为C30，要求强度保证率为95%，坍落度1218cm。原材料要求：a 水泥，425普通硅酸盐水泥，密度=3.1g/cm3；b 中河砂，密度=2.65g/cm3，堆度密度=1.5g/cm3；c 碎石，=20mm，密度=2.7g/cm3，堆度密度=1.55g/cm3；d 外加剂；e 水，自来水。根据国标普通混凝土配合比设计规程JGJ-2000，混凝土试配强度可用下式： （7.7）式中，混凝土配制强度（MPa）； 混凝土立方体抗压强度标准值，30MPa常规混凝土标准差，查混凝土结构施工手册（以下简称施工手册）得=3.5MPa。上述参数代入式（7.7），得试配强度=36MPa。混凝土水灰比根据普通混凝土配合比设计规程JGJ-2000（以下简称设计规程）中的公式计算： （7.8）式中，、回归系数，根据设计规程分别取0.48，0.33。 水泥28天抗压强度实测值(MPa)。如无实测值按下式计算：=，为富裕系数，取1.15，为水泥强度等级值，425号水泥为42.5MPa。则，0.536，取0.54。混凝土泵送施工技术规程（以下简称泵送规程）要求泵送混凝土水灰比宜为0.40.6，符合要求。单位用水量按下式估算： （7.9）式中，1m3混凝土用水量，kg；T混凝土拌合物的坍落度，cm，根据泵送规程，小于30m的输送高度，坍落度不能小于1014cm，取15cm计算。K系数，取决于粗集料种类与最大粒径。查施工手册，最大粒径20mm的碎石K=53，则： =227kg/m3水泥用量C=227/0.54=423kg/m3。泵送规程要求每m3泵送混凝土水泥用量应大于300kg，符合规定。泵送规程要求泵送混凝土砂率宜为38%40%，取38%。粗集料（碎石）及细集料（砂）的计算采用体积法： （7.10）式中，基体混凝土含气量百分数，取2%；代入参数解方程式（7.10）得到：=1074.9kg=578.8kg则混凝土配合比为：=423：227：578.8：1074.9=1：0.54：1.37：2.54表7.1 混凝土配合比(1m3混凝土) 单位：（Kg）水泥水砂（中）碎石(Dmax=10mm）外加剂423227578.81074.91618外加剂用量要保证坍落和可泵送性要求，同时需要有早强性能。暂按水泥用量的4%（实际添加量按产品说明书要求），则单位混凝土中外加剂重量为1618Kg。为注意外加剂的添加一定要控制好计量，不能随意增减，否则会严重影响充填墙的强度。外加剂主要是泵送剂（或缓凝型泵送剂）及速凝剂。泵送剂（或缓凝型泵送剂）添加量为水泥重量的2%（实际添加量应根据泵送剂类型确定）。速凝剂添加量为水泥重量的23%（实际添加量应根据速凝剂类型确定）。国内从50年代开始在混凝土中应用粉煤灰，粉煤灰不仅经济，而且有诸多优点，尤其是高效减水剂的运用，使得粉煤灰的运用更为普通。对于流态混凝土，粉煤灰的加入，并不会降低混凝土的物理力学性能。根据济二煤矿的经验，粉煤灰的添加量不超过水泥重量的20%。7.3.2配合比实验室实验（1）混凝土拌合物稠度（坍落度）试验通过该试验测定不同材料及配合比混凝土的粘稠度，从而了解混凝土的流动性，即可泵性。试验方法坍落度仪测试。试验仪器坍落度仪，坍落度仪主要包括坍落筒和捣棒等。试验结果混凝土拌合物坍落度和坍落扩展值以毫米（mm）为单位，测量精确至1mm（2）混凝土凝结时间试验测定不同材料及配合比混凝土的凝结时间，以控制现场施工流程。试验方法阻力仪法。试验仪器主要包括贯力阻力仪、测针、试模、捣棒、标准筛等。试验结果单位面积贯入阻力按正式计算：式中 单位面积贯入阻力（MPa）； 测针贯入深度25mm时的贯入压力（N）； 贯入测针截面积（mm2）。计算精确至0.1MPa。以单位面积贯入阻力为纵坐标，测试时间为横坐标，绘制单位面积贯入面积贯入阻力与测试时间关系曲线。经3.5MPa及28MPa画两条平行于横坐标的直线，则直线与曲线相交点的横坐标即为初凝及终凝时间。见图7.5所示。图7.5 时间贯入阻力曲线凝结时间取三个试件的平均值。三个测值中的最大值或最小值，如果有一个与中间值之差超过中间值的10%，则以中间值为试验结果；如果最大值和最小值与中间值之差均超过中间值的10%，则此试验无效。凝结时间用h(min)表示，并精确至5min。（3）混凝土配合比分析试验测定不同材料及配合比混凝土中水泥、水、砂、石四组份的含量。试验方法水洗分析法试验仪器2000ml的有盖广口瓶、台秤、电子秤、试样筒及标准筛等。试验结果混凝土拌合物中水泥、水、石、砂的单位用量，分别按下式计算：式中 、分别为水泥、水、石、砂的单位用量（kg/m3）； 、分别为试样中水泥、水、石、砂的质量（kg）； 试样体积（cm3）。 计算精确至1Kg/m3（4）混凝土抗压强度试验测定不同材料及配合比混凝土在不同时期的抗压强度。试验方法压力试验法试验仪器万能试验机试验结果混凝土立方体试件抗压强度按正式计算：式中，混凝土立方体抗压强度（MPa）；极限荷载（N）； 受压面积（mm2）。以3个试件测值的算术平均值为测定值，计算精确至0.1MPa。三个测值中最大值或最小值中如果有一个与中间值之值超过15%，则取中间值为测定值，如果最大值和最小值与中间值之差均超过中间值的15%，则此试验无效。（5）试验研究方案实验内容a.坍落度b.初凝时间、终凝时间c.抗压强度配合比及拌合方案a.不加粉煤灰1配合比:水泥：水：砂：石=1：0.54：1.37：2.54外加剂：缓凝型泵送剂及速凝剂。外加剂的添加及拌合方法：缓凝型泵送剂与混凝土同时拌合，拌合好后1小时再加速凝剂。外加剂的添加比例：根据缓凝型泵送剂产品说明书提供的添加比例范围按高中低三个比例添加，比如产品说明书要求添加范围为水泥重量的0.5%1%，则添加时按0.5%、0.7%、1%；速凝剂添加按水泥重量的1%、2%、3%三个比例。两种外加剂添加时可以相互组合，这样该种配合比最多九个方案。b. 不加粉煤灰2配合比：同a外加剂：早强泵送剂外加剂的添加及拌合方法：早强泵送剂与混凝土同时拌合外加剂的添加比例：同a的缓凝型泵送剂c. 不加粉煤灰3配合比:同a外加剂：缓凝型泵泵送剂，早强剂外加剂的添加及拌合方法：缓凝型泵送剂与混凝土同时拌合，拌合好后1小时再加早强剂外加剂的添加比例同ad. 加粉煤灰粉煤灰的添加采用等量取代水泥法，用水泥量20%30%的粉煤灰取代水泥，其它组份重量不变。其它的按a、b、c相同的方案进行试验。7.4混凝土管道输送系统设计（1）输送方式综采工作面自动化程度高，推进度快，而工作面顺槽留巷墙体充填工艺比较复杂，环节多，所需材料多，辅助运输量大，如果工艺安排、充填方式或材料供给任一环节出现问题，对生产都将造成较大影响。由于墙体充填位置空间狭小，而混凝土搅拌加之上料及充填等工艺需要空间宽阔，因此把混凝土搅拌和充填的地点分开是避免相互干扰最佳选择。但由此带来混凝土远距离输送问题，参考地面高层建筑的混凝土输送，井下混凝土采用高压力输送泵进行远距离输送，泵站和搅拌机布置在一起，随拌随送。（2）设备选型泵站设备包括混凝土输送泵（充填泵）、搅拌机、上料设备等，这些设备可供选择的厂家比较多。混凝土输送泵充填设备中最关键的是用于输送混凝土的煤矿用混凝土充填泵，根据分析比较，选择压力大、输送距离长、性价比高的HBMG30/21-110S矿用混凝土充填泵，主机总体结构如图7.6所示。1-输送管总线，2-料斗总成，3-阀总成，4-上搅拌机构，5-润滑系统，6-泵送机构，7-油配管总成，8-工作机构，9-液压油箱，10-动力底架总成，11-动力部分，12-电气系统图7.6 煤矿用混凝土泵砼输送泵的主要性能参数指标如表7.2所示。表7.2 主要性能指标项目单位参数理论输送量m3/h30实际输送量m3/h25泵最大压力MPa21电机功率kW110坍落度mm80-230外形尺寸mm447212151620输送管径mm125最大骨料粒径mm40总重kg5700搅拌设备为了方便充填料的存储、运输，简化设备布置，优化生产过程，混凝土生产采用二次搅拌，一次对干料进行拌合，把砂、石、水泥、外加剂用普通搅拌机进行干拌，一次在砼泵站加水拌合。干料拌合在五采砂仓下的自动配料及集中搅拌站，使用胶轮车运送到输送泵站储料场。干料拌合使用普通搅拌机。湿料拌合使用输送泵自带的搅拌机。（3）上料设备干料搅拌利用五采砂仓下的自动配