深埋煤層覆巖結構與支架工作阻力研究

劉洪濤，韓 洲，韓子俊，楊志華，何維勝，王斯晨，羅紫龍

（1.中國礦業大學（北京）能源與礦業學院，北京 100083；2.寧夏煤炭科學技術研究所有限公司，寧夏 銀川 750000；3.國家能源集團寧夏煤業有限責任公司 羊場灣煤礦，寧夏 銀川 750011）

隨著煤礦礦山裝備技術的快速發展，所研制的大采高液壓支架能夠有效保證工作面的正常生產，然而隨著厚煤層工作面的開采，工作面受到上覆巖層破斷的干擾，使得工作面礦壓顯現強烈，給煤礦液壓裝備以及人員造成嚴重威脅。近年來我國學者對工作面上覆巖層結構做了大量的研究[1-9]，文獻［10］運用理論分析、現場實測得出多煤層中間厚關鍵層在礦山壓力和自身弱面結構影響下將以分層方式垮落;文獻［11-12］運用現場實測、數值模擬相結合的方法提出大采高采場頂板易形成“短懸臂梁-鉸接巖梁”結構,以及大采高綜采支架工作阻力的計算公式；文獻［13］運用相似模擬、理論分析、數值模擬得出覆巖運移具有很強的時空觀, 同一層位的巖層隨推進時步增加垂直位移近似成“Z”字形分布；頂板塑性區的破壞范圍與推進度保持同步協調關系,擴展空間由下及上,破壞深度由表及里,影響時間由短變長；文獻［14］通過構建了“煤壁-支架-頂板”的力學模型, 分析煤壁壓力與支架工作阻力的關系得出煤壁穩定性與支架的關系。

羊場灣煤礦地質條件較為特殊，其工作面上方3 m 處有18.4 m 厚的中粒砂巖層，對此深埋煤層大采高工作面上覆巖層破斷的理論依舊不完整.因此，通過理論分析、相似模擬、現場觀測等手段，針對羊場灣煤礦160206 工作面深埋厚煤層上覆巖層破斷規律與液壓支架工作阻力進行分析。

1 工程背景

160206 工作面位于羊場灣煤礦一號井井田中西部，地表為沙丘覆蓋，地形低緩平坦，起伏不大。二層煤偽頂巖性為炭質泥巖，直接頂巖性為粉砂質泥巖，基本頂為中粒砂巖、細砂巖，直接底為泥質粉砂巖、細砂巖。160206 綜放工作面距地面垂直深度為533～651 m，平均592 m，北以160206 工作面1#切眼為界，南以16 采區北翼回風下山為界，工作面上鄰120212 工作面采空區和160204 工作面采空區，均留設30 m 煤柱，下部為原始煤層未進行采動。工作面長度為227 m，開采煤層厚度為9.13～9.4 m，平均9.3 m，煤層傾角為0°～11°，平均5.5°。160206 工作面采用走向長壁后退式放頂煤采煤法開采，采高為4 m，放頂煤厚度5.3 m。

2 相似模擬覆巖結構破斷

為了準確得到160206 工作面覆巖結構與液壓支架的準確關系，以160206 工作面為背景，幾何比例為1∶200，構建模型，模型長寬高分別為1 800 mm×160 mm×1 300 mm。模擬隨工作面不斷推進上覆巖層的破斷規律。

相似模擬模型隨著工作面推進至120 m 時基本頂初次垮落，是由18.4 m 厚的中粒砂巖亞關鍵層控制著上部兩巖層4 m 厚粉砂巖和2 m 厚煤層同時垮落，對160206 工作面造成強烈的礦壓。

工作面推進至120 m 時，直接頂連同上部兩巖層形成砌體梁結構、直接頂形成懸臂梁結構，并隨著工作面的推進這種結構是一直存在的。

羊場灣煤礦由于其獨特的覆巖結構：二層煤9.4 m 厚，一次采出后垮落空間大且其3 m 厚的直接頂垮落并不能直接充填采空區，而且直接頂是由中粒砂巖組成，其強度較大，并不能立即隨工作面推進而垮落。隨工作面推進至100、110 m 時，懸露的基本頂部分破斷充填采空區，由于直接頂、基本頂巖石強度大，破斷之后并不能充填采空區；由于采空區與未垮落直接頂之間存在空隙，使得直接頂與部分基本頂水平力傳遞中斷，進而形成倒臺階形懸臂梁結構。工作面推進100 m 時基本頂部分垮落如圖1。

圖1 工作面推進100 m 時基本頂部分垮落Fig.1 Collapse of the basic roof when the working face advances 100 m

隨著工作面的不斷推進，直接頂達到極限垮落距破斷失穩，直接頂壓實采空區，基本頂巖層的“懸臂梁”結構回轉失穩形成“砌體梁”結構，構成3 個相互咬合的關鍵塊“A、B、C”結構，關塊鍵C 壓實采空區與關鍵塊B 連接，提供1 個水平推力給關鍵塊B，同時連接關鍵塊A，此時關鍵塊A 受到直接頂“懸臂梁”結構向上的支撐力保持穩定，耦合形成“砌體梁-懸臂梁”鉸接結構，因此工作面液壓支架與上覆圍巖形成密切聯系的相互作用結構。如果液壓支架選型小于維持上覆巖層結構穩定的工作阻力，關鍵塊A 將會破斷發生回轉失穩，無法提供關鍵塊B 穩定的水平推力與摩擦力，無法形成“砌體梁-懸臂梁”結構，從而造成工作面強烈來壓，壓架等風險。

由相似模擬結果可以看出：深部大采高工作面液壓支架的阻力一是主要是防止直接頂“懸臂梁”結構回轉失穩的壓力；二是來自“砌體梁”結構回轉的壓力。

3 羊場灣覆巖破斷移動規律

3.1 工作面頂板結構參數

頂板上覆巖層結構由不同厚度和巖石力學性質的堅硬頂板組成，根據巖層控制關鍵層理論，一般認為關鍵層控制著其上覆部分或全部巖層的運動情況，而對于多層頂板組合結構關鍵層的判定可用式（1）進行計算[15]：

式中：qk+1、qk分別為計算到第k+1 層與k 層時，第1 層關鍵層所受載荷。

經計算，位于開采煤層頂板上方3 m 處18.4 m厚的中粒砂巖為亞關鍵層，其巖層厚度以及巖石硬度大于其下方頂板，因此作為160206 工作面的基本頂，其破斷失穩將會對工作面造成礦壓顯現，而位于直接定下方3 m 厚的粉砂巖為此工作面的直接頂。

3.2 基本頂受力

結合文獻［16］對工作面直接頂破斷規律進行研究，從直接頂內部應力分布規律進行分析，進而得出基本頂的破斷演化規律。

工作面自開切眼回采至直接頂初次垮落時，直接頂懸露呈“固支梁”結構其力學模型如圖2。

圖2 基本頂初次垮落（固支梁）Fig.2 Initial collapse of basic roof（fixed beam）

x 向應力分量σx表達式為：

式中：q 為固支梁載荷，近似認為上覆巖層所施加的平均載荷Pa；h 為固支梁高度m；l 為固支梁長度，m；y 為y 向距離。

固支梁的兩端角部處拉應力最大，即巖層將在該處（0，h/2）拉裂，該處的最大拉應力σmax為：

根據梁的最大拉應力強度準則，當σmax=RT時（RT為極限抗拉強度），即巖層在該處的拉應力達到該處的抗拉強度極限，巖層將在該處發生拉裂，可知直接頂不發生拉裂的安全跨度l 為：

式中：r 為安全系數。

這種梁斷裂時的極限跨距lmax為：

固支梁破斷后形成簡支巖梁，根據最大拉應力理論，基本頂周期來壓步距l0為[17]：

式中：μ 為基本頂巖梁的泊松比。

根據羊場灣160206 工作面參數資料結果，基本頂巖層的極限抗拉強度RT=0.86 MPa，將其代入式（5）計算可得基本頂初次垮落步距為131 m，周期破斷距為38 m。

3.3 直接頂周期垮落步距

基本頂固支梁結構隨工作面推進后破斷形成懸臂梁結構的示意圖如圖3。

圖3 基本頂周期垮落（懸臂梁）Fig.3 Periodic collapse of basic roof（cantilever beam）

懸臂梁垮落距lz[18]可用式（7）表示：

根據羊場灣160206 工作面參數資料結果，直接頂巖層的極限抗拉強度RT=0.69 MPa，將其代入式（7）計算可得直接頂周期破斷距為12 m。

3.4 基本頂回轉失穩穩定性

基本頂失穩回轉對下方工作面液壓支架造成明顯的礦壓顯現，“砌體梁-懸臂梁”力學模型如圖4。

圖4 基本頂回轉失穩結構力學模型Fig.4 Mechanical model of basic roof gyratory instability structure

基本頂周期破斷之后，巖塊之間相互擠壓形成砌體梁結構，關鍵塊C 完成一次回轉失穩至穩定后，在于關鍵塊B 與關鍵塊C 的咬合處產生摩擦力和水平擠壓力，而位于關鍵塊B 之下有一段直接頂支撐的懸臂梁結構所提供的支撐力。關鍵塊A、關鍵塊C 分別由較穩定煤巖層和采空區矸石穩定支撐。

對覆巖頂板力學模型進行力學分析，由平衡條件ΣM0=0，ΣFy=0 可得出防止關鍵塊B 發生回轉直接頂所產生的壓力q2：

式中：T 為關鍵塊之間的水平推力，N；G1為關鍵塊B 的自重力，N；q1為基本頂上覆巖層的載荷，MPa；Q2為關鍵塊之間的摩擦力，N；X1為基本頂的周期斷裂距，m；X2為直接頂的周期斷裂距，m；X3為關鍵塊B 發生回轉后的距離，m；θ 為關鍵塊回轉角度，（°）。

3.5 直接頂受力分析

直接頂“懸臂梁”結構如圖5。

圖5 直接頂力學模型Fig.5 Direct roof mechanical model

通過對直接頂力學模型做力偶平衡ΣM0=0，得到式（9），

式中：p 為液壓支架對直接頂的作用力，N；Gp為直接頂的重力，N；X0為液壓支架的合力點到煤壁的距離，m；X2為直接頂懸臂梁結構斷裂距，m；q2為基本頂達到極限垮落距后，“砌體梁”結構回轉給予直接頂的壓力，N。

在基本頂未達極限垮落距時，由于基本頂亞關鍵層自身強度大，并不會給下位巖層提供壓力載荷p1，因此；在基本頂達到極限垮落距后，此時需要考慮砌體梁結構關鍵塊回轉的作用力p2，p=p2。

3.6 液壓支架的工作阻力

正常回采階段，由于基本頂并未達到極限垮落距，因此液壓支架除需要受直接頂“懸臂梁”結構對支架的作用力還要承受頂煤的自重。則液壓支架工作阻力pc的計算公式[18]為：

式中：la為支架控頂距，m；ρa為頂煤密度，t/m3；b為支架中心距，m；hp為直接頂的高度，m。

來壓階段，由于基本頂達到極限垮落距，基本頂連同上兩巖層同時發生垮落，基本頂形成3 個關鍵塊的“砌體梁”結構，液壓支架需要提供關鍵B 未能發生回轉的作用力，還需要直接頂的作用力。則液壓支架工作阻力pd的計算公式為：

根據羊場灣地質資料，頂煤的密度為13.8 t/m3，頂煤厚度為5.3 m，支架中心距為1.75 m，頂板斷裂角取63°，將參數代入式（12）和式（13）計算得出：①正常回采期間液壓支架工作阻力pc為8 636.323 5 kN ；②來壓期間液壓支架工作阻力pd為12 584.152 kN。

4 支架工作阻力

4.1 工作面支架阻力監測

羊場灣礦160206 綜放工作面傾斜長度為227 m，共有131 臺液壓支架，編號分別為1#～131#，沿工作面傾向方向，在工作面上部支架（編號5#、15#、25#、35#）、中部支架（編號45#、55#、65#、75#、85#）、下部支架（編號95#、105#、115#、125#）布置觀測站。

每個觀測站支架壓力記錄儀監測支架立柱的工作阻力，實時監測整個工作面各個測站的記錄情況，并且完全記錄支架的降、移、升全過程等。

分析了13 個分站的支架工作阻力及來壓判距，工作面液壓支架支護工作阻力統計數據見表1。

表1 液壓支架支護工作阻力數據Table 1 Hydraulic support work resistance data

由表1 可知，160206 綜放工作面平均工作阻力為31.45 MPa，來壓時的判據為36.31 MPa。

4.2 液壓支架工作阻力

整體液壓支架隨160206 工作面推進支架工作阻力如圖6。

圖6 液壓支架隨160206 工作面推進支架工作阻力Fig.6 Working resistance of hydraulic support with the advancing of 160206 working face

由圖6 可知：工作面從0 m 推進至130.5 m 之前液壓支架的工作阻力并沒有達到來壓判距36.31 MPa，此時工作面液壓支架工作阻力是由防止直接頂“懸臂梁”結構回轉失穩的壓力和部分基本頂“懸臂梁”結構回轉失穩的壓力所提供的。

由圖6 可以看出：在130.5 m 處時工作面支架阻力增大超過來壓判距，此時工作面初次來壓，由相似模擬和理論分析得出，是由于基本頂隨工作面的推進達到極限垮落距，基本頂本身連同所控制的上部兩巖層同時垮落，對工作面液壓支架造成強烈動壓。工作面初次來壓階段開始，160206 工作面液壓支架來壓步距見表2。

表2 隨工作面推進來壓步距Table 2 Weighting step with the advancing of working face

平均來壓步距為40.9 m，推進至500 m 時一共來壓10 次。

4.3 液壓支架適應性

理論計算液壓支架正常工作阻力為8 636.323 5 kN，來壓時液壓支架工作阻力為12 584.152 kN，羊場灣煤礦160206 工作面ZF13000/25/43D 型液壓支架所提工的工作阻力與理論計算較為吻合。160206 液壓支架壓力監測分站載荷頻度分析如圖7。

圖7 整體液壓支架壓力監測分站載荷頻度分析統計柱狀圖Fig.7 Bar chart of load frequency analysis and statistics of pressure monitoring sub-station of integral hydraulic support

由圖7 可知：整體液壓支架載荷低阻區（0～20 MPa）占比1.07%；支架載荷正常工作區（20～40 MPa）占比94.64%；支架載荷高阻區（大于40 MPa）占比4.29%。支架載荷分布柱狀圖大體呈正態分布，符合支架正常運行工況。支架整體富余系數較大，根據實測統計數據，支架可以滿足現場支護需求。

5 結 語

1）深埋厚煤層大采高工作面基本頂未達極限垮落距之前，直接頂和部分基本頂會破斷但并未充填采空區，與上覆巖層形成空隙，其水平推力無法傳遞以致形成倒臺階形“懸臂梁”結構。

2）基本頂達到極限垮落距后，基本頂連同上兩巖層同時跨落充填采空區，基本頂形成3 個關鍵塊的“砌體梁”結構，直接頂形成“懸臂梁”結構。

3）液壓支架來壓工作阻力一是防止直接頂“懸臂梁”結構回轉的壓力，二是防止基本頂“砌體梁”結構發生回轉失穩的壓力。

4）羊場灣實際情況表明，工作面液壓工作阻力滿足要求以及支架載荷大體處呈正態分布，處于良好的位態，支架滿足實際現場需求。