宋要斌 郭 巍 趙志云 趙利鼎

(呂梁學(xué)院礦業(yè)工程系，山西省呂梁市，033000)

★ 煤炭科技·開(kāi)拓與開(kāi)采★

房柱采空區(qū)下長(zhǎng)壁綜采覆巖活動(dòng)規(guī)律和支架承載研究

宋要斌 郭 巍 趙志云 趙利鼎

(呂梁學(xué)院礦業(yè)工程系，山西省呂梁市，033000)

為研究房柱采空區(qū)下近距離煤層長(zhǎng)壁采場(chǎng)覆巖活動(dòng)規(guī)律和支架合理選型，采用數(shù)值模擬和理論分析方法，建立房柱采空區(qū)下綜采采場(chǎng)煤巖體力學(xué)模型，得到采場(chǎng)覆巖垮落特征、應(yīng)力場(chǎng)分布和支架合理支護(hù)強(qiáng)度，結(jié)合大進(jìn)龍溝礦生產(chǎn)技術(shù)條件，提出合理支架型號(hào)和圍巖控制措施。研究表明，受煤房、煤柱尺寸影響，斷裂步距和失穩(wěn)方式發(fā)生變化；垂直應(yīng)力分布及峰值點(diǎn)大小、位置與遺留煤柱分布特征相關(guān)，呈現(xiàn)非均布狀態(tài)；支架支護(hù)強(qiáng)度為1.31 MPa時(shí)，選擇ZFY12500/25/39D型綜采液壓支架，工作面安全性較好。

房柱式采空區(qū) 數(shù)值模擬 覆巖活動(dòng) 應(yīng)力場(chǎng)分布 合理支架選型

房柱式采煤法具有布置靈活、支護(hù)簡(jiǎn)單和設(shè)備投資少的優(yōu)點(diǎn)，曾廣泛應(yīng)用于淺埋深煤層和不規(guī)則煤層開(kāi)采。房柱采空區(qū)內(nèi)未垮落頂板和煤柱的穩(wěn)定性對(duì)下部工作面礦壓顯現(xiàn)有重大影響，研究表明，煤柱的應(yīng)力影響深度達(dá)到20 m，集中系數(shù)達(dá)到1.3。受下部近距離煤層開(kāi)采影響，遺留煤柱出現(xiàn)剪切破壞，上部基本頂破斷、運(yùn)動(dòng)釋放大量能量作用于下煤層工作面。

大進(jìn)龍溝礦2-3煤層穩(wěn)定性差，為局部可采的中厚煤層，無(wú)法布置規(guī)則長(zhǎng)壁工作面，已采用房柱式開(kāi)采完畢。井田內(nèi)3-2煤層位于2-3煤層下方，為該礦主采煤層，布置的3301和3302工作面位于2-3煤層房柱采空區(qū)下方，面臨較大的開(kāi)采風(fēng)險(xiǎn)。本文采用數(shù)值模擬方法，分析不同頂板結(jié)構(gòu)下部煤層開(kāi)采采場(chǎng)覆巖活動(dòng)規(guī)律和應(yīng)力場(chǎng)分布，為工作面支護(hù)強(qiáng)度的確定和圍巖控制指導(dǎo)提供依據(jù)。

1 采場(chǎng)模型的建立

1.1 模型的建立

采用UDEC模擬軟件建立采場(chǎng)模型，確定模型尺寸為70 m×130 m(高×長(zhǎng))，其中長(zhǎng)度方向邊界各留20 m煤柱，工作面實(shí)際推進(jìn)長(zhǎng)度90 m。模型采用摩爾—庫(kù)倫準(zhǔn)則，節(jié)理采用節(jié)理面接觸—庫(kù)倫滑移準(zhǔn)則。

根據(jù)工作面的實(shí)際賦存條件，模型邊界條件如下：在模型上邊界施加均布載荷q=1.005 MPa；模型下部邊界為固定—鉸支座；x方向?yàn)楣潭āq支座。

1.2 模擬方案

為分析2-3煤層房柱式開(kāi)采對(duì)3-2煤層影響，提出以下模擬方案：(1)2-3煤層整層開(kāi)采；(2)2-3煤層房柱式開(kāi)采，煤房8 m、煤柱8 m；(3)2-3煤層房柱式開(kāi)采，煤房6 m、煤柱6 m，如圖1所示。

根據(jù)UDEC模型的特點(diǎn)以及該礦生產(chǎn)實(shí)際(綜采工作面每天完成12個(gè)生產(chǎn)循環(huán)，循環(huán)進(jìn)尺為0.8 m，共推進(jìn)9.6 m，取10 m)，確定開(kāi)挖步距為5 m，共推進(jìn)90 m。

2 結(jié)果分析

2.1 采場(chǎng)頂板活動(dòng)特征

按照模擬方案完成2-3煤層回采，平衡后開(kāi)挖3-2煤層，得到如下采場(chǎng)頂板活動(dòng)特征。

圖1 模擬方案

圖2 模擬方案1的3-2煤層開(kāi)采采場(chǎng)頂板活動(dòng)

模擬方案1的3-2煤層開(kāi)采采場(chǎng)頂板活動(dòng)情況如圖2所示。由圖2可知，2-3煤層整層回采后，3-2煤層工作面自開(kāi)切眼推進(jìn)32 m，粉砂巖頂板大幅離層下沉，發(fā)生垮落破壞；推進(jìn)45 m時(shí)，基本頂初次破斷后發(fā)生滑落失穩(wěn)，3-2煤層開(kāi)采影響通過(guò)巖層傳遞至2-3煤層；推進(jìn)53 m時(shí)，基本頂發(fā)生周期性破斷，工作面頂板破壞范圍向上擴(kuò)展與2-3煤層采空區(qū)溝通，2-3煤層基本頂活化發(fā)生大面積下沉回轉(zhuǎn)，同時(shí)影響下部煤層頂板運(yùn)移。

模擬方案2的3-2煤層開(kāi)采采場(chǎng)頂板活動(dòng)情況如圖3所示。由圖3可知，2-3煤層房柱式開(kāi)采后在采空區(qū)遺留寬度8 m的煤柱，當(dāng)3-2煤層工作面推進(jìn)35 m時(shí)，粉砂巖直接頂板垮落失穩(wěn)；推進(jìn)50 m時(shí)，基本頂破斷后滑落失穩(wěn)，破斷位置位于殘留煤柱下方，失穩(wěn)方式為滑落失穩(wěn)；推進(jìn)60 m時(shí)，基本頂周期性破斷發(fā)生回轉(zhuǎn)失穩(wěn)，此時(shí)破斷位于殘留煤柱間采空區(qū)下方。由此可見(jiàn)，房柱采空區(qū)影響基本頂運(yùn)動(dòng)方式和來(lái)壓步距，作用于支架礦壓顯現(xiàn)和圍巖控制。

圖3 模擬方案2的3-2煤層開(kāi)采采場(chǎng)頂板活動(dòng)

圖4 模擬方案3的3-2煤層開(kāi)采采場(chǎng)頂板活動(dòng)

模擬方案3的3-2煤層開(kāi)采采場(chǎng)頂板活動(dòng)情況如圖4所示。由圖4可知，房柱采空區(qū)遺留6 m煤柱，工作面推進(jìn)35 m時(shí)粉砂巖直接頂垮落；推進(jìn)47 m時(shí)，工作面位于煤柱下方，基本頂初次破斷后滑落失穩(wěn)；推進(jìn)到55 m時(shí)，工作面位于煤柱間采空區(qū)下方，基本頂周期破斷后發(fā)生回轉(zhuǎn)失穩(wěn)。房柱式中煤柱和煤柱間采空區(qū)對(duì)下部煤層開(kāi)采影響不同，煤柱下方基本頂易滑落失穩(wěn)，煤柱間采空區(qū)下方基本頂發(fā)生回轉(zhuǎn)失穩(wěn)。

綜合圖2、圖3和圖4可知，煤柱采空區(qū)下工作面礦壓顯現(xiàn)明顯不同于長(zhǎng)壁采空區(qū)下開(kāi)采，初次來(lái)壓和周期來(lái)壓步距變大。房柱采空區(qū)下開(kāi)采基本頂破斷受遺留煤柱影響，出現(xiàn)滑落失穩(wěn)和回轉(zhuǎn)失穩(wěn)，工作面液壓支架受沖擊影響，可能出現(xiàn)載荷急劇增大現(xiàn)象。

2.2 應(yīng)力場(chǎng)分布

不同方案的淺埋深煤層開(kāi)采應(yīng)力場(chǎng)分布如圖5所示。0 m測(cè)線表示工作面超前支承壓力的分布情況，煤層上方25 m的測(cè)線表示2-3煤層底板內(nèi)的應(yīng)力分布情況。由圖5可知，采場(chǎng)不同層位應(yīng)力分布差異較大。由圖5(a)可以看出，距3-2煤層頂板較近的0 m、1.5 m測(cè)線測(cè)點(diǎn)垂直應(yīng)力從煤壁向前方增大，到達(dá)峰值后減小趨于原巖應(yīng)力，分布規(guī)律基本一致；靠近2-3采空區(qū)的8 m、19 m和25 m測(cè)線測(cè)點(diǎn)垂直應(yīng)力分布及峰值點(diǎn)大小、位置與遺留煤柱分布特征相關(guān)，呈現(xiàn)W型分布規(guī)律；殘留煤柱密度越大，支承壓力的波動(dòng)越頻繁。

圖5 淺埋煤層開(kāi)采應(yīng)力場(chǎng)分布

由圖5(b)可以看出，在2-3煤層長(zhǎng)壁采空區(qū)下開(kāi)采時(shí)，煤層上方0 m、1.5 m、8 m和19 m測(cè)線采場(chǎng)垂直應(yīng)力分布一致，應(yīng)力峰值范圍為5～8 MPa，峰值點(diǎn)距工作面約10 m；25 m測(cè)線受2-3煤層采空區(qū)影響明顯，垂直應(yīng)力峰值和峰值點(diǎn)距離分別為23 MPa和12 m。在2-3煤層房柱采空區(qū)下(煤房8 m、煤柱8 m)開(kāi)采時(shí)，垂直應(yīng)力在進(jìn)入煤柱時(shí)逐漸減小處于低應(yīng)力，在出煤柱時(shí)應(yīng)力急劇增大并達(dá)到峰值2.8 MPa。由圖5(c)可以看出，在2-3煤層房柱采空區(qū)下(煤房6 m、煤柱6 m)開(kāi)采時(shí)，垂直應(yīng)力變化與煤柱位置呈現(xiàn)相關(guān)，峰值為2.5 MPa，且峰值點(diǎn)與工作面距離變小。

由圖5可知，房柱采空區(qū)下開(kāi)采工作面過(guò)煤柱時(shí)應(yīng)力急劇增大并達(dá)到峰值，采場(chǎng)應(yīng)力傳遞至工作面，表征為工作面壓力急劇增大，部分應(yīng)力以能量形式釋放，引起工作面壓架等強(qiáng)礦壓顯現(xiàn)。因此，基于頂板巖層破斷結(jié)構(gòu)和應(yīng)力分布特征，工作面支護(hù)強(qiáng)度及支架選型應(yīng)以平衡頂板載荷為目的。

3 工作面支護(hù)強(qiáng)度確定及支架選型

由數(shù)值模擬分析可知，基本頂巖層結(jié)構(gòu)及穩(wěn)定性是決定工作面礦壓顯現(xiàn)和支架強(qiáng)度的關(guān)鍵，基本頂巖塊周期滑落失穩(wěn)結(jié)構(gòu)模型如圖6所示，工作面頂板關(guān)鍵巖塊B、C形成了短砌體梁結(jié)構(gòu)，滑落失穩(wěn)時(shí)工作面處于危險(xiǎn)狀態(tài)。

圖6 基本頂巖塊周期滑落失穩(wěn)結(jié)構(gòu)模型

圖7 關(guān)鍵塊平衡受力圖

關(guān)鍵巖塊的結(jié)構(gòu)力學(xué)模型分析如圖7所示。關(guān)鍵巖塊的水平推力計(jì)算過(guò)程如下：

w=M-(Kp-1)∑h

(1)

式中：w——關(guān)鍵巖塊回轉(zhuǎn)后的下沉量，m；

M——工作面采高，m；

Kp——直接頂?shù)乃槊浵禂?shù)；

∑h——直接頂厚度，取7.44 m。

對(duì)關(guān)鍵塊B取∑MA=0可得：

(2)

式中：T——關(guān)鍵巖塊的水平推力，kN；

h——關(guān)鍵塊厚度，m；

a——巖塊端角擠壓接觸面高度，m；

φ——巖塊間摩擦角， °；

l——基本頂周期來(lái)壓步距，m；

Q1——B、C塊上覆傳遞載荷，kN。

得到：

(3)

根據(jù)巖塊回轉(zhuǎn)的幾何關(guān)系，巖塊端角擠壓接觸面高度近似為：

(4)

式中：θ——巖塊回轉(zhuǎn)角， °。

由圖7可知，巖塊達(dá)到最大回轉(zhuǎn)角時(shí)有：

(5)

式中：θmax——巖塊最大回轉(zhuǎn)角， °。

將式(3)、式(4)代入式(5)得到關(guān)鍵巖塊的水平推力為：

(6)

式中：i——斷裂巖塊的塊度，取0.52；

tanφ——巖塊間摩擦系數(shù)，取0.36。

關(guān)鍵巖塊不發(fā)生滑落失穩(wěn)在煤壁出所需的支撐力：

(7)

式中：RA——關(guān)鍵巖塊不發(fā)生滑落失穩(wěn)在煤壁處所需的支撐力，kN。

當(dāng)θ=θmax時(shí)，有：

(8)

將相關(guān)值代入式(8)可得：

RA≥0.64Q1

(9)

3.1 關(guān)鍵塊上載荷的確定

關(guān)鍵巖塊上的載荷包括：關(guān)鍵巖塊自身的重量及其上巖層和土層傳遞到關(guān)鍵巖塊的重量，即：

Q1=Qzg+Qsh=hlchρg+kGh1lchρ1g

(10)

式中：Qzg——關(guān)鍵巖塊上自身的重量，kN；

Qsh——關(guān)鍵巖塊之上巖層和土層傳遞重量，kN；

lch——斷裂巖塊長(zhǎng)度，即基本頂周期來(lái)壓步距，取11 m；

h——斷裂巖塊厚度，即基本頂厚度，取5.76 m；

h1——巖層載荷與土層載荷層厚度，巖層載荷層厚度69.6 m，土層載荷厚度為4.2 m；

ρg——關(guān)鍵巖塊體積力，取25 kN/m3；

ρ1——巖層載荷層體積力，取25 kN/m3；土層載荷層體積力，20 kN/m3；

kG——載荷層傳遞系數(shù)，與載荷層性質(zhì)、斷裂角有關(guān)。

根據(jù)太沙基壓力計(jì)算原理，可得載荷傳遞系數(shù)kG：

kG=krkt

(11)

式中：kr——與老頂巖塊長(zhǎng)度及載荷層巖性有關(guān)的載荷傳遞巖性因子；

kt——載荷傳遞的時(shí)間因子，在長(zhǎng)時(shí)間狀態(tài)下kt取=1。

(12)

式中：h——載荷層厚度，取73.8 m；

λ——載荷層側(cè)壓系數(shù)，λ=1-sinφ。

則式(12)可轉(zhuǎn)化為：

(13)

將各數(shù)值代入式(13)，得kG=0.187。

將相關(guān)參數(shù)代入式(10)可得Q1為5850 kN，并代入式(9)得RA為3765 kN。

3.2 工作面支架合理支護(hù)強(qiáng)度

支架合理支護(hù)強(qiáng)度為直接頂重量和關(guān)鍵巖塊傳遞載荷之和與控頂距的比值，即：

(14)

式中：Qzh——直接頂重量，kN；

Lk——控頂距長(zhǎng)度，m，取值范圍為4.68～5.48 m。

將相關(guān)值代入式(14)，可得工作面支架合理的支護(hù)強(qiáng)度為p=0.82～0.93 MPa。應(yīng)力集中系數(shù)取1.35，則房柱采空區(qū)下工作面合理的支護(hù)強(qiáng)度p房柱為1.15～1.31 MPa。

取支護(hù)強(qiáng)度1.31 MPa，選擇ZFY12500/25/39D型綜采液壓支架。為確保3-2煤層安全高效回采，結(jié)合上述研究結(jié)果，同時(shí)提出以下控制措施：釋放遺留煤柱應(yīng)力，采取爆破、水壓松動(dòng)煤柱；控制工作面推進(jìn)速度，適當(dāng)加快推進(jìn)和停采讓壓；提高采場(chǎng)頂板支撐能力，房柱采空區(qū)地面鉆孔注漿、注砂和下部工作面適當(dāng)降低采高等。

4 結(jié)論

(1)房柱采空區(qū)下長(zhǎng)壁綜采，基本頂受煤房、煤柱尺寸影響斷裂步距和失穩(wěn)方式發(fā)生變化，煤柱寬度越大，來(lái)壓步距越大；煤柱下方基本頂易滑落失穩(wěn)，煤柱間采空區(qū)下方基本頂發(fā)生回轉(zhuǎn)失穩(wěn)。

(2)垂直應(yīng)力分布及峰值點(diǎn)大小、位置與遺留煤柱分布特征相關(guān)，在進(jìn)入煤柱時(shí)逐漸減小處于低應(yīng)力，在出煤柱時(shí)應(yīng)力急劇增大并達(dá)到峰值，呈現(xiàn)非均布狀態(tài)。

(3)建立房柱采空區(qū)下長(zhǎng)壁綜采頂板力學(xué)模型，得到支架合理支護(hù)強(qiáng)度，進(jìn)行支架合理選型。

[1] 葉火炎. 房柱法開(kāi)采下空區(qū)穩(wěn)定性計(jì)算分析與模擬研究 [J]. 化工礦物與加工，2016(6)

[2] 劉大江，張文陽(yáng). “兩硬”條件下采場(chǎng)覆巖運(yùn)動(dòng)規(guī)律的研究 [J]. 中國(guó)煤炭，2017(4)

[3] 李浩蕩，張彬. 淺埋深綜采工作面過(guò)集中煤柱壓架機(jī)理分析 [J]. 煤炭科學(xué)技術(shù)，2016(9)

[4] 郝志勇，林柏泉，張家山等. 基于UDEC的保護(hù)層開(kāi)采中覆巖移動(dòng)規(guī)律的數(shù)值模擬與分析 [J]. 中國(guó)礦業(yè)，2007(7)

[5] 彭帥，魏英楠，常坤林. 淺埋深雙關(guān)鍵層結(jié)構(gòu)采場(chǎng)礦壓規(guī)律研究 [J]. 中國(guó)煤炭，2017(2)

Researchonmovementpatternandsupportloadinginfullymechanizedlongwallminingfacebeneathgobofroom-pillarmining

Song Yaobin, Guo Wei, Zhao Zhiyun, Zhao Liding

(Department of Mining Engineering, Lvliang University, Lvliang, Shanxi 033000, China)

In order to study the law of overlying rock strata and the reasonable selection of suport for longwall mining field of close distance coal seams beneath gobs of room-pillar mining, the numerical simulation and theoretical analysis method were used to establish the coal mechanics model, and the characteristics of the overlying rock strata collapse, the stress field distribution and the reasonable support strength were obtained. The reasonable support model and surrounding rock control measures were put forward according to the technical production conditions of the Dajinlonggou Mine. The results showed that the step size and the failure mode were changed by the size of coal room and coal pillar. The vertical stress distribution, the peak point size and position were related to the distribution characteristics of remaining coal pillars, and the non-uniform status was presented. When the support strength was 1.31 MPa, the ZFY12500/25/39D fully mechanized hydraulic support was selected and the production safety of work face was improved.

gob of room-pillar mining, numerical simulation, overlying rock strata movement, stress field distribution, reasonable support selection

宋要斌，郭巍，趙志云等. 房柱采空區(qū)下長(zhǎng)壁綜采覆巖活動(dòng)規(guī)律和支架承載研究 [J]. 中國(guó)煤炭，2017,43(12)：91-95.

Song Yaobin, Guo Wei, Zhao Zhiyun, et al. Research on movement pattern and support loading in fully mechanized longwall mining face beneath gob of room-pillar mining [J]. China Coal，2017,43(12)：91-95.

TD325

A

宋要斌(1967-)，男，山西文水人，講師，主要從事礦山壓力與巖層控制方面的研究工作。

(責(zé)任編輯 陶 賽)