高水砂浆密闭参数及围岩压力耦合研究与应用

陈学雷

（国能蒙西煤化股份有限公司棋盘井煤矿，内蒙古 鄂尔多斯 017000）

煤矿井下正常有序通风是安全生产的前提，风流自风井进入井下，受负压作用在巷道中流动，但已回采完毕的工作面区域，若与新鲜风接触，极易发生自燃，危及井下安全。密闭墙具有在局部区域控制风流的作用，被广泛应用于盲巷和采空区的密封，其不仅具有隔绝采空区遗煤与外界新鲜风接触的作用，还具有隔燃、隔爆的作用。为此，密闭墙需具有一定的承载变形性能，其在最初构筑时，不受围岩压力的作用，但随着工作面的推进或工作面回撤后，其所在巷道围岩受支承压力影响发生变形，在此过程中，密闭墙也会受到围岩的压力作用。此外，若密闭墙不能与围岩同步变形，易在与围岩接触面产生漏气通道。因此，密闭墙材料需选取具有塑性延展性能的材料。目前密闭墙材料主要为石材、砖墙或混凝土，密闭方式多为拼接或堆砌。此方法材料消耗量大，需要消耗大量物力、人力，且施工进度慢，施工时间长，密闭墙接顶效果差。为改善上述密闭效果，一些学者开始对密闭新材料进行了研发，中国矿业大学牵头研制了高水速凝材料[1]，其主要材料为A 料和B 料，水灰比可达6:1，减小了密闭墙所需的固体材料量，通过配套小料，可实现控制浆液凝固速度的功能[2]。此外，高水速凝材料密闭墙充填系统较简单，主要设备包括充填泵、输浆管和1 根混合管路，可置于井下硐室中，降低材料输送距离。采用高水速凝材料进行密闭墙充填，还具有密闭墙充填速度快，初凝早、早期强度高的优点，凝固后的墙体在外部压力的作用下具有一定的塑性延展性，因此在沿空留巷、采空区充填、密闭墙填充和防灭火[3-8]等多工程领域均有应用。

1 概况

棋盘井煤矿9#煤层为自燃煤层，自然发火期短[9-12]。平均埋深400 m 的0903 工作面处于回采末期，计划在该工作面回采巷道采用高水速凝砂浆材料构筑密闭墙，兼顾快速高效密闭、服务周期长、承压效果强的目标，实现安全与经济效益双重目标的效果。

0903 工作面巷道为矩形断面，宽度为5 m，高度为3 m，基本顶为均厚6 m 的中粒砂岩，直接顶为均厚6 m 的砂质泥岩，底板为铝质泥岩。巷道的支护设计如图1。

图1 巷道支护设计断面图（mm）

顶板与两帮均采用间排距为900 mm×900 mm的Ф20 mm×2200 mm 左旋无纵筋螺纹钢锚杆进行支护，锚固端采用两支MSZ2360 树脂药卷进行加长锚固，锚杆配套托盘尺寸为125 mm×125 mm×10 mm（碟形）（厚度不小于9.5 mm），顶锚杆预紧力不小于100 kN，帮锚杆预紧力不小于60 kN。在顶板布置间排距为1500 mm×1800 mm的Ф21.6 mm×7200 mm 锚索，每排3 根。锚索间用300 mm×3500 mm 的W 型钢带进行连接，锚索预紧力不小于200 kN。

2 密闭墙正交试验方案设计

采空区永久密闭与联络巷密闭墙需具有防火性能，其稳定性是不可忽视的关键点。为了确保密闭墙稳定，达到安全高效防灭火的需求，需要充分考虑影响密闭墙稳定性的因素，具体如下：

1）墙体抗压强度

由图2 可知，高水砂浆速凝材料试件的单轴抗压强度与水灰比有关，水灰比由3:1 减小至1.5:1 时，试件的抗压强度增加了9.3 MPa。应选取合适的水灰比，确保墙体承载不破坏，同时兼顾一定经济性。

图2 高水速凝砂浆材料水灰比-应力曲线

2）墙体厚度

密闭厚度是保证密闭墙稳定性的重要参数，它不仅直接影响密闭墙的堵漏风效果，而且直接关系到密闭墙的构筑成本。采空区永久密闭墙构建于巷道口或停采线附近，与围岩互相作用形成密闭墙结构。联巷密闭墙的位置及材料确定后，同样需要考虑密闭墙的厚度。如若密闭墙厚度过大，墙体部分处于高应力阶段，在应力传递作用下墙体会造成一定程度破坏。

3）围岩压力

高水速凝砂浆密闭墙的密闭效果不仅受水灰比、密闭墙厚度两个主要内在因素的影响，还受到工作面停采线的距离远近的影响。若离工作面停采线较近，巷道受采动应力影响而变形加剧，密闭墙与巷道围岩间易出现非协同变形，影响密闭效果。

因此，建立了三水平三因素的正交试验方案，以探究密闭参数和围岩压力的耦合影响下密闭墙的密闭效果，各影响因素的水平设计见表1，正交试验方案见表2。

表1 各影响因素水平设计

表2 正交试验设计方案

3 正交方案数值模拟与效果分析

根据试验方案，采用PFC-FLAC 离散—连续耦合计算方法[13]建立了如图3 所示的密闭墙数值模型。模型采用线性平行键本构模型，结合高水速凝砂浆材料的单轴抗压强度，采用单元试错法得到不同水灰比条件下的密闭墙模拟参数，见表3。

表3 密闭墙模型参数

图3 密闭墙数值模型

3.1 数值模拟结果

依次对正交试验9 个方案进行模拟，采用损伤值（裂隙个数:链接个数）定义密闭墙的破坏程度，即损伤值越大，密闭墙的破坏程度越大。模拟结果见表4 和图4。

表4 各试验方案密闭墙损伤值

图4 各方案数值模拟裂隙

结合表4 和图4 可知，裂隙先产生于密闭墙体边角处，然后向中部扩展，密闭墙中部裂隙密集度普遍少于四周裂隙密集度；水灰比为1:1 时的密闭墙裂隙最少，随水灰比增大，密闭墙裂隙不断增多；围岩应力为15 MPa 时的密闭墙裂隙最为密集，且同水灰比条件下，损伤值最大；密闭墙厚度为1 m时，即使部分区域未破坏，整体损伤值也较大。

根据裂隙分布情况，方案一、二、三、六的密闭墙受损较小，密闭效果较好，密闭墙损伤值均小于20%；方案八密闭墙受损程度有所增加，但中部区域相对完好，仍具有一定的密闭效果，密闭墙损伤值小于30%；方案五、七、九密闭墙受损严重，基本不具备密闭效果，密闭墙损伤值均大于40%。根据上述分析可知，当密闭墙损伤值小于30%时，均具有密闭效果。

采用Origin 软件对表3 中的数据进行拟合，拟合公式如下：

公式拟合度为93.7，与模拟数据具有较高的拟合度。

3.2 模拟结果分析

为进一步分析不同因素对密闭墙损伤的影响，计算得到各因素下三个水平对应的损伤均值以及水平间的极差，见表5。

表5 不同因素各水平损伤均值 %

由表4、5 可知，密闭墙损伤均值受高水速凝砂浆材料的水灰比的影响最大，当水灰比为1:1 时，密闭墙的损伤均值为4.04%，当水灰比为2:1 时，密闭墙的损伤均值为52.32%，极差为48.28。密闭墙损伤均值受围岩应力变化影响次之，当围岩应力为5 MPa 时，密闭墙的损伤均值为13.17%，当围岩应力为15 MPa 时，密闭墙的损伤均值为51.37%，极差为38.2。而密闭墙损伤均值受密闭墙厚度大小影响相对较小，损伤均值极差为27.23。原因如下：

1）当外界作用载荷超过高水速凝砂浆材料的承载极限时，材料将发生破坏，导致密闭墙受损，而高水速凝砂浆材料水灰比为1:1 时的单轴抗压强度为20.3 MPa，是水灰比1.5:1 时的1.62 倍，是水灰比2:1 时的2.26 倍。由此可见，随水灰比降低，高水速凝砂浆材料浇筑的密闭墙抗破坏能力增强。

2）作用在密闭墙上的载荷随围岩应力的变化而变化，当局部载荷超过充填材料的抗压强度时，密闭墙出现局部破坏，其整体承载能力也随之降低。

3）由图5 可知，密闭墙的破坏规律为由边角到中部，由表面到内部。当密闭墙厚度较小且出现破坏时，墙体厚度方向的裂隙前后贯通，导致墙体整体破坏；当密闭墙厚度较大时，沿密闭墙厚度方向中间部分存在未破坏的承载区域，密闭墙仍有很大的承载能力。

图5 密闭墙裂隙分布图

4 高水速凝砂浆材料充填参数及应用

4.1 充填参数确定

为保证施工通风安全，避免形成盲巷，决定在距大巷6 m 的位置施工密闭墙，密闭墙距设计停采线42 m。为保证长期密闭效果，密闭墙设计施工厚度为3 m。通过现场矿压监测，工作面停采时巷道围压为9.5 MPa。将上述参数带入式（1），计算得到高水速凝砂浆材料水灰比为1.5:1 时，密闭墙的损伤值为17.06%，小于30%，从密闭效果和经济性上综合考虑，可采用此水灰比。

4.2 技术应用

采用高水速凝砂浆材料快速构筑密闭墙，主要由充填袋（长×宽×高=6 m×3.2 m×3.2 m）、高水速凝砂浆材料充填体、金属网片、钢筋梯子托梁和对拉锚杆等结构组成，主要通过充填袋配合钢筋网、钢筋托梁、对拉钢筋形成内、外侧密闭墙，内、外侧密闭墙内充填高水速凝砂浆材料，形成完整的密闭墙。

主要施工工序为：1）确定密闭位置-按规定掏槽-设置临时支护；2）充填泵站准备-清理密闭充填区域-支设护模单体液压支柱-立模、穿对拉锚杆等-输送浆液；3）密闭墙养护3 d 后拆护模单体，完成密闭。密闭墙施工示意图如图6。

图6 密闭墙施工示意图

5 结论

1）设计了影响密闭墙体稳定效果主要因素的正交试验，采用PFC-FLAC 离散—连续耦合计算方法建立了数值模型，通过单元试错法得到了高水速凝砂浆材料的模拟参数。

2）密闭墙体边角处最先出现破坏，然后裂隙向密闭墙中部开始扩展，密闭墙中部裂隙密集度普遍少于四周裂隙密集度。

3）密闭墙的损伤值受高水速凝砂浆材料的水灰比的影响最大，受围岩应力变化影响次之，受密闭墙厚度大小影响相对较小。

4）基于现场矿压监测结果，从密闭效果和经济性上综合考虑，确定高水速凝砂浆材料水灰比为1.5:1。