綜放仰采工作面覆巖移動(dòng)規(guī)律及支架工作阻力確定

郭玉峰， 浦仕江， 付巍， 梁文勖

(1.山西西山晉興能源有限責(zé)任公司， 山西 呂梁 033602；2.貴州大學(xué) 礦業(yè)學(xué)院， 貴州 貴陽 550025；3.煤科集團(tuán)沈陽研究院有限公司， 遼寧 撫順 113122；4.煤礦安全技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 遼寧 撫順 113122 )

0 引言

傾斜長壁采煤法逐漸得到了廣泛應(yīng)用，相比于走向長壁采煤法有簡(jiǎn)化生產(chǎn)、運(yùn)輸和通風(fēng)系統(tǒng)等優(yōu)點(diǎn)。但在仰斜開采時(shí)，由于采空區(qū)側(cè)支撐壓力較大，使得部分煤體在與其自身重力的共同作用下容易發(fā)生片幫、冒頂?shù)仁鹿剩又ぷ髅嫱七M(jìn)時(shí)頂板不易形成結(jié)構(gòu)，頂板破斷后直接作用在支架上，也給工作面支架的穩(wěn)定帶來了極大的考驗(yàn)[1-3]。因此，近年來眾多學(xué)者對(duì)仰采工作面安全開采展開了相關(guān)研究。楊勝利等[4]結(jié)合山西方山瑞隆礦 8101 綜放工作面煤壁的主要破壞形式，建立了綜放仰采工作面煤壁破壞的力學(xué)模型，并對(duì)影響煤壁穩(wěn)定性的因素進(jìn)行了敏感性分析，探討了厚煤層煤壁破壞的機(jī)理。王圣志等[5]采用PFC2D顆粒流軟件模擬山東兗州煤業(yè)股份有限公司濟(jì)寧二號(hào)煤礦10301工作面不同傾角下的覆巖運(yùn)移規(guī)律，并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)方法確定合理的放煤參數(shù)，得到了采放比、放煤步距、仰采角度對(duì)頂煤放出率的影響規(guī)律。馮星[6]結(jié)合安徽淮北礦業(yè)集團(tuán)公司渦北礦8105-1仰采工作面開采條件，對(duì)“三軟”煤層仰采工作面覆巖運(yùn)動(dòng)規(guī)律及其控制技術(shù)進(jìn)行了系統(tǒng)研究，并分析了不同仰采角度對(duì)工作面應(yīng)力分布及覆巖位移特征的影響。郭衛(wèi)彬等[7]分析了仰斜工作面煤壁與覆巖的失穩(wěn)特征，并根據(jù)覆巖移動(dòng)的特點(diǎn)確定了控制煤壁穩(wěn)定性的不同方法。王紅偉等[8]根據(jù)覆巖的移動(dòng)特點(diǎn)總結(jié)了大傾角綜放采場(chǎng)圍巖變形與支架穩(wěn)定的分區(qū)特征，并確定了偽仰斜工作面支架布置方式。羅生虎等[9]采用理論分析方法分析了仰采工作面煤壁和直接頂?shù)氖Х€(wěn)特點(diǎn)，建立了保持煤壁和端面頂板穩(wěn)定性的力學(xué)關(guān)系模型，探討了支架初撐力、立柱前傾角和仰采角之間的相互影響關(guān)系。陳磊[10]通過分析覆巖初次來壓和周期來壓時(shí)的頂板破斷形式，得到了周期來壓期間支架實(shí)時(shí)阻力的計(jì)算公式。

以上研究主要集中在仰采角度變化對(duì)覆巖運(yùn)移規(guī)律的影響上，確定了工作面的來壓步距，為煤壁片幫及支架阻力確定提供了大量的理論依據(jù)，但對(duì)綜放仰采工作面頂?shù)装迨芰μ卣魅狈ο到y(tǒng)的研究。此外，現(xiàn)有的利用頂板-支架力學(xué)關(guān)系確定支架工作阻力的計(jì)算方法較為繁瑣，很多方法應(yīng)用于工程現(xiàn)場(chǎng)不具有實(shí)用性。因此，本文以山西方山瑞隆礦8102綜放仰采工作面為研究背景，通過數(shù)值模擬確定綜放仰斜開采的覆巖移動(dòng)規(guī)律，并將所得結(jié)果應(yīng)用于目前幾類常用的支架工作阻力計(jì)算公式中，對(duì)比各個(gè)計(jì)算公式所得結(jié)果，確定8102工作面仰斜開采的合理支架工作阻力，以期為類似條件下的工程應(yīng)用提供理論和數(shù)據(jù)參考。

1 工程概況

瑞隆礦8102綜放仰采工作面開采7+8號(hào)煤層，工作面開采深度為250～312 m，7+8號(hào)煤層的平均厚度為9.1 m，工作面煤體的堅(jiān)固性系數(shù)f<1.2。工作面的傾向長度為160 m，走向長度為510 m，工作面所在區(qū)段地質(zhì)和開采條件比較復(fù)雜，工作面平均傾角為14°，最大傾角為23°，工作面在推進(jìn)方向上仰采角度為16°。直接頂板為灰?guī)r，發(fā)育有節(jié)理、裂隙，厚度變化較小，為14 m左右。8102綜放仰采工作面采用走向長壁后退式進(jìn)行開采，采用一刀一放的放煤方式，采放比為1∶2。區(qū)段內(nèi)煤層節(jié)理、裂隙發(fā)育。當(dāng)工作面仰斜推進(jìn)時(shí)，煤壁破壞嚴(yán)重。因此，為保證采場(chǎng)圍巖穩(wěn)定性，需要對(duì)綜放仰采工作面覆巖移動(dòng)規(guī)律及支架工作阻力確定進(jìn)行研究。

2 綜放仰斜開采覆巖運(yùn)移規(guī)律數(shù)值模擬

2.1 模型建立

以8102工作面地質(zhì)和開采技術(shù)條件為背景，考慮邊界效應(yīng)，采用平面應(yīng)變模型，模型長度為160 m，高度為100 m，上部加均勻載荷，采高為9 m。模型共有塊體3 354個(gè)，采用四邊形單元?jiǎng)澐?，劃分后共? 304個(gè)單元，11 833個(gè)接觸面。模型包含4個(gè)邊界，上邊界為應(yīng)力邊界，施加5.0 MPa的正壓力(上邊界距地表200 m)，取重力加速度g為9.8 m/s2。模型的左右邊界及下部邊界為位移邊界，左右邊界限制水平位移，下部邊界限制垂直位移，采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型進(jìn)行計(jì)算。建立的數(shù)值模型如圖1所示，煤巖體的力學(xué)參數(shù)指標(biāo)見表1。

圖1 數(shù)值模型

2.2 模擬結(jié)果分析

2.2.1 支承壓力分布

不同層位支承壓力峰值及峰值點(diǎn)位置隨工作面推進(jìn)變化曲線如圖2所示。由圖2可看出，隨工作面推進(jìn)，底煤在工作面推進(jìn)前20 m過程中壓力峰值變化最大，頂煤變化幅度次之，直接頂壓力峰值變化均勻，說明頂煤為垮落帶，受采動(dòng)影響較大，直接頂大部分為斷裂帶，應(yīng)力峰值隨著工作面推進(jìn)距離的增加而逐漸增大。基本頂支承壓力峰值受工作面推進(jìn)影響不大，且基本頂遠(yuǎn)離采空區(qū)，說明基本頂已過渡為彎曲下沉帶，底煤是綜放仰采工作面應(yīng)力最為集中的區(qū)域。

表1 煤巖體物理力學(xué)參數(shù)

圖2 支承壓力峰值與煤壁距離變化曲線

不同層位支承壓力峰值及位置變化曲線如圖3所示。由圖3可看出，煤層內(nèi)支承壓力峰值點(diǎn)距煤壁最近，且底煤內(nèi)支承壓力峰值點(diǎn)隨工作面推進(jìn)逐漸遠(yuǎn)離煤壁，頂煤內(nèi)支承壓力峰值點(diǎn)在工作面推進(jìn)16 m過程中距煤壁距離由6 m下降為3 m，在繼續(xù)推進(jìn)至40 m過程中穩(wěn)定于煤壁前3 m，隨工作面繼續(xù)推進(jìn)，峰值點(diǎn)穩(wěn)定于煤壁前方4 m；直接頂、基本頂內(nèi)支承壓力峰值隨工作面推進(jìn)先增后減，直接頂內(nèi)支承壓力峰值點(diǎn)距煤壁5～13 m，基本頂內(nèi)支承壓力峰值點(diǎn)距煤壁9～18 m。直接頂、基本頂內(nèi)支承壓力峰值點(diǎn)隨工作面推進(jìn)逐漸靠近煤壁，基本頂所受影響最大，這可能是因?yàn)槊簬r體向采空區(qū)的垂直位移大于水平位移，基本頂剛度大，極限跨距大，直接頂、煤層相對(duì)較軟，向采空區(qū)運(yùn)移時(shí)基本頂受擾動(dòng)更深入，支承壓力峰值點(diǎn)距煤壁較遠(yuǎn)。

圖3 不同層位支承壓力峰值及位置變化曲線

2.2.2 覆巖移動(dòng)規(guī)律

其中，例[1]標(biāo)記ODC行為對(duì)自身不良影響的動(dòng)詞詞組占據(jù)最高比重，“hollow out”“hemorrhage”都是重程度動(dòng)詞，更加彰顯美國行為對(duì)自身的危害性。對(duì)雙方及整個(gè)世界的危害如例[2]也占據(jù)較大比重，體現(xiàn)了中方戰(zhàn)略目光的宏大和深遠(yuǎn)。但是，標(biāo)記美方行為只對(duì)中方造成危害的動(dòng)詞詞組卻少有使用，甚至不足0.1%，暗含了中方毫不示弱的態(tài)度和能夠抵御打擊的信心。

結(jié)合放頂煤實(shí)際開采情況，前部采煤機(jī)割煤和后部放頂同時(shí)進(jìn)行，且間距為5 m。不同推進(jìn)距離下工作面上覆巖層破壞特征分析如圖4所示。

圖4 不同推進(jìn)距離下覆巖移動(dòng)規(guī)律

從圖4可看出：當(dāng)工作面推進(jìn)10 m時(shí)，頂煤裂隙發(fā)育但未出現(xiàn)垮落，工作面推進(jìn)20 m時(shí)，頂煤發(fā)生垮落，直接頂產(chǎn)生離層并向上發(fā)展。隨著工作面的推進(jìn)，垮落帶逐漸升高，垮落范圍也是隨之增大，垮落角度為75° 左右。當(dāng)工作面推進(jìn)至25 m時(shí)，直接頂巖層發(fā)生垮落，基本頂石灰?guī)r與煤層交界面發(fā)生離層。工作面推進(jìn)至30 m時(shí)，直接頂巖層整體離層發(fā)生垮落，垮落高度為4.5 m，工作面繼續(xù)推進(jìn)，上覆巖層垮落高度增加，垮落范圍增大。當(dāng)工作面推進(jìn)至40 m時(shí)，直接頂巖層已全部垮落觸底，基本頂石灰?guī)r斷裂，形成初次來壓。當(dāng)工作面推進(jìn)至50 m時(shí)，基本頂出現(xiàn)第1次周期性的斷裂，即為工作面第1次周期來壓，以后工作面每推進(jìn)10～15 m，基本頂就會(huì)發(fā)生周期性斷裂，即基本頂?shù)闹芷趤韷翰骄酁?0～15 m。

綜上所述，在仰斜開采中，受傾角和開采方式的影響，底煤應(yīng)力最為集中，工作面具有明顯的初次來壓和周期來壓特征，與近水平煤層綜放工作面相比，周期來壓步距明顯減小，上覆巖層峰值強(qiáng)度相對(duì)較低，頂板不易形成結(jié)構(gòu)，來壓較頻繁，礦壓顯現(xiàn)較劇烈。

3 支架工作阻力確定

大量實(shí)測(cè)結(jié)果表明，綜放工作面支架工作阻力的大小取決于采動(dòng)影響后直接頂和頂煤傳遞至支架的變形壓力[11-13]。上文根據(jù)數(shù)值模擬研究了覆巖運(yùn)移規(guī)律，并確定了采動(dòng)影響下的周期來壓步距，為計(jì)算支架工作阻力提供了參數(shù)。仰斜開采工作面如圖5所示，結(jié)合目前幾類支架工作阻力計(jì)算方法[14]，考慮其優(yōu)缺點(diǎn)及實(shí)用性，確定合適的支架工作阻力。

圖5 仰斜開采工作面

3.1 經(jīng)驗(yàn)估算法

經(jīng)驗(yàn)估算法簡(jiǎn)單易行，在仰采階段，用經(jīng)驗(yàn)估算法計(jì)算支架工作阻力時(shí)，以采高為基本參數(shù)，工作面支架支護(hù)強(qiáng)度Q和工作阻力P為

(1)

P=QLl/η

(2)

式中：H為采高，取3.1 m；K為垮落巖層的碎脹系數(shù)，通常取1.3～1.4；ρ為直接頂巖層密度，取2 500 kg/m3；β為沿走向的煤層傾角，取16°；L為控頂距，取5.4 m；l為支架中心距寬度，取1.75 m；η為支架支承效率，取90%。

將以上數(shù)據(jù)代入式(1)、式(2)，當(dāng)K取1.3時(shí)，P=5 215 kN；當(dāng)K取1.35時(shí)，P=4 470 kN；當(dāng)K取1.4時(shí)，P=3 911 kN。由計(jì)算結(jié)果可看出，計(jì)算結(jié)果與碎脹系數(shù)K的取值關(guān)系很大，K值很小的變化將對(duì)支架工作阻力計(jì)算的結(jié)果產(chǎn)生很大影響，而K值往往又不容易精確取值，因此，利用經(jīng)驗(yàn)估算法計(jì)算支架工作阻力，其計(jì)算精確度還有待驗(yàn)證。

3.2 頂板分類計(jì)算法

按基本頂Ⅰ—Ⅲ級(jí)級(jí)別來壓顯現(xiàn)，利用頂板分類計(jì)算支架工作阻力法計(jì)算額定支護(hù)強(qiáng)度下限Q和支架工作阻力P：

Q=(72.3H+4.5LM+78.9L-

10.2N-62.1)cosβ

(3)

(4)

式中：LM為基本頂周期來壓步距，取12.5 m；N為直接頂厚度與采高之比，取4.7。

根據(jù)8102工作面實(shí)際情況及以上對(duì)覆巖運(yùn)移規(guī)律的研究，將LM和N的數(shù)值代入式(3)、式(4)，求得支架工作阻力P=6 015 kN。

3.3 “砌體梁”理論計(jì)算法

“砌體梁”理論計(jì)算方法認(rèn)為基本頂巖層能形成結(jié)構(gòu)，由支架承受直接頂載荷，而載荷大小為基本頂結(jié)構(gòu)失穩(wěn)時(shí)的載荷大小。因此，在支架控頂范圍內(nèi)的直接頂重力Q1與基本頂之上的隨動(dòng)巖層作用力Q2和基本頂回轉(zhuǎn)失穩(wěn)時(shí)作用在支架上的力F之和即為支架工作阻力P。

作用在支架上的直接頂重力Q1為

Q1=l∑hLρgcosβ

(5)

隨動(dòng)巖層作用力Q2為

Q2=lρgh1(LM+L)cosβ

(6)

基本頂回轉(zhuǎn)失穩(wěn)作用在支架上的力F為

(7)

式中：∑h為直接頂厚度，取14 m；h1為第1層直接頂?shù)暮穸?，?.5 m；h3為基本頂巖層厚度，取8.2 m；h2為隨動(dòng)巖層厚度，取18.5 m；δ為B巖塊下沉量，仰采階段取0.80 m；φ為巖塊內(nèi)摩擦角，取37°；θ為巖塊的破斷角，取17°。

綜合式(5)—式(7)可得

(8)

將上述數(shù)據(jù)代入式(8)，可得P=6 225 kN。

3.4 動(dòng)載荷計(jì)算法

采動(dòng)影響后，頂煤煤體在頂板壓力及支架的反復(fù)支撐作用下于架后垮落，失去同前方煤體的力學(xué)聯(lián)系，成為散體，而基本頂巖塊及上覆載荷將隨直接頂垮落并傳遞作用在支架上，是一種動(dòng)載沖擊，由此可判斷支架工作阻力P即為直接頂、基本頂及其覆巖沖擊載荷之和，計(jì)算公式為

P=Q1+(QB+qLM-fB)Kd

(9)

式中：QB為B巖塊重力，QB=h3lLMρgcosβ；q為B巖塊上覆巖層的載荷集度；fB為B巖塊滑落時(shí)所受的摩擦力，fB=fztan(φ-θ)cosβ，fz為巖塊間的擠壓力；Kd為動(dòng)載系數(shù)，取1.3。

綜合式(5)和QB、fB的計(jì)算公式可得

(10)

將上述數(shù)據(jù)代入式(11)可得P=6 359 kN。

3.5 綜合分析

綜上所述，各方法應(yīng)用在仰采工作面中均有一定差距，其中頂板分類計(jì)算法、“砌體梁”理論計(jì)算法、動(dòng)載荷計(jì)算法之間計(jì)算結(jié)果差距稍小，由于考慮了直接頂?shù)木彌_作用和基本頂?shù)臎_擊因素，動(dòng)載荷計(jì)算法計(jì)算結(jié)果最大。動(dòng)載荷計(jì)算法是基于“砌體梁”理論針對(duì)大采高工作面提出的支架工作阻力確定方法，該方法在確定來壓步距和動(dòng)載荷系數(shù)后就可很快求出，將8102工作面數(shù)據(jù)代入各種計(jì)算方法中比較得到，動(dòng)載荷計(jì)算法計(jì)算結(jié)果最大，為保險(xiǎn)起見，選取動(dòng)載荷計(jì)算法得到的支架工作阻力為6 359 kN/架，依照支架額定工作阻力的90%計(jì)算，工作阻力大于7 066 kN的支架型號(hào)即可滿足8102工作面支撐要求。

4 工程應(yīng)用分析

根據(jù)以上數(shù)值模擬和理論分析結(jié)果，在8102工作面中部采用ZF7200-18/33型支架、過渡架使用ZFG8000-18/33型支架進(jìn)行支護(hù)，由于周期來壓頻繁，在工程應(yīng)用中采取了以下措施：

(1) 減少液壓支架管路壓力的損失，盡可能提高支架初撐阻力，增強(qiáng)支架支護(hù)效果。

(2) 采用馬麗散超前煤體加固措施，防止煤壁片幫、端面冒頂事故。

(3) 每次割煤后及時(shí)將液壓支架伸縮板和護(hù)幫板推出，保證及時(shí)支護(hù)。

觀測(cè)結(jié)果顯示，頂板初次來壓期間，只有小范圍出現(xiàn)煤壁片幫失穩(wěn)，工作面圍巖得到了有效控制，仰采階段支架平均工作阻力為4 854 kN/架，來壓時(shí)最大工作阻力為6 154 kN/架，相當(dāng)于支架工作阻力的85%， ZF7200-18/33型支架符合8102工作面的支護(hù)要求，確保了工作面的安全高效開采，表明動(dòng)載荷計(jì)算法更適合8102工作面支架工作阻力的計(jì)算。

5 結(jié)論

(1) 采用UDEC2D模擬了不同推進(jìn)距離下仰斜綜放開采覆巖運(yùn)移規(guī)律和頂板垮落特征，仰斜綜放開采相比于走向近水平綜放開采，頂板不易形成結(jié)構(gòu)，來壓較頻繁，礦壓顯現(xiàn)較劇烈。

(2) 通過對(duì)比目前幾種計(jì)算支架工作阻力的方法，得到了各類方法的計(jì)算結(jié)果，結(jié)果各有差距，將8102工作面數(shù)據(jù)代入各種計(jì)算方法中, 動(dòng)載荷計(jì)算法計(jì)算結(jié)果最大，通過對(duì)比并為保險(xiǎn)起見，確定支架最大工作阻力為6 359 kN/架。

(3) 選用ZF7200-18/33型支架對(duì)8102工作面進(jìn)行支護(hù)，支架平均工作阻力為4 854 kN/架，來壓時(shí)最大工作阻力為6 154 kN/架，相當(dāng)于支架工作阻力的90%，符合工作面的支護(hù)要求。應(yīng)用結(jié)果表明，相比其他支架工作阻力計(jì)算方法，動(dòng)載荷計(jì)算法更適合8102工作面支架工作阻力計(jì)算。