翟曉榮，吳基文，胡 儒，畢堯山，劉 偉，李 寧

（1.安徽理工大學 地球與環(huán)境學院，安徽 淮南 232001；2.安徽省礦山地質(zhì)災害防治重點實驗室，安徽 淮南 232001；3.淮北礦業(yè)股份有限公司 許疃煤礦，安徽 淮北 235121）

0 引 言

煤炭作為我國主體能源的現(xiàn)狀短期內(nèi)不會改變，我國煤炭開采經(jīng)歷了快速發(fā)展階段，煤炭資源精準、綠色、安全、高效開采已成為今后煤炭開采的主要方向[1-3]。工作面采場頂板穩(wěn)定性是保障煤炭資源安全、高效開采的關鍵因素，近年來，頂板失穩(wěn)造成了巨大經(jīng)濟損失與人員傷亡[4]。我國神東、河南、山西、山東、江蘇、安徽等各大主要礦區(qū)均存在煤層分岔合并現(xiàn)象[5]。煤層形成過程中，由于沉積環(huán)境的改變可導致煤層出現(xiàn)分岔、合并現(xiàn)象，主要表現(xiàn)為在短距離內(nèi)，煤層厚度發(fā)生顯著變化，在合并區(qū)煤層厚度較大，而分岔區(qū)出現(xiàn)2層，甚至多層薄煤層，且上、下煤層層間距變化較大，給采礦工藝選擇帶來極大挑戰(zhàn)，尤其是在分岔煤層上分層采動影響下，下分層頂板結(jié)構破碎，嚴重制約煤炭資源安全高效回收。

針對近距離煤層開采及破碎頂板治理，國內(nèi)外相關學者開展了大量研究。王厚柱等[6]采用直流電法對大屯礦區(qū)徐莊煤礦近距離煤層開采底板破壞深度進行了實測，并與經(jīng)驗公式計算結(jié)果進行了對比，提出了近距離煤層開采底板破壞深度估算方法。鄭磊[7]采用相似材料模擬方法，開展了山地淺埋近距離煤層開采研究，獲得了頂板破壞及運移基本規(guī)律。查文華等[8]采用數(shù)值模擬與理論分析計算了分岔煤層上分層底板破壞深度，提出井下注漿治理破碎頂板方案，評價了注漿效果。張藥秋[9]基于數(shù)值模擬與相似材料模擬方法，研究了近距離煤層開采頂?shù)装迤茐囊?guī)律，提出近距離煤層間夾矸厚度是控制頂?shù)装迤茐牡年P鍵因素。周波等[10]針對斷層影響范圍內(nèi)破碎巖體難支護問題，提出錨桿支護與注漿加固相結(jié)合方法對破碎巖體進行加固，結(jié)果表明加固后破碎巖體承載力及完整性明顯提高，保障了采場穩(wěn)定。QIAN等[11]基于水力壓裂理論，采用地面預注漿方法對深部破碎頂板進行了注漿加固，提高了破碎頂板穩(wěn)定性，工作面回采期間頂板沉降量明顯降低，起到了較好效果。HELENE等[12]采用地面預注漿加固方法對隧道破碎圍巖進行了治理，降低了破碎巖體滲透性，有效控制了巷道涌水及圍巖失穩(wěn)問題。

楊科等[13]采用相似模擬及理論分析，對近距離煤層下分層開采誘發(fā)再生頂板二次破壞與支架失穩(wěn)機理進行了研究，獲得了再生頂板壓實狀態(tài)及其垮落規(guī)律，分析了再生頂板運動對支架的影響。文獻 [14-15]采用井下注漿加固技術對復采工作面破碎頂板進行了改造，實現(xiàn)了無頂網(wǎng)條件下，下伏工作面安全回采。

綜上所述，目前針對近距離煤層開采下分層破碎頂板治理主要采用注漿加固治理手段。井下注漿受場地影響，注漿設備較為簡單，施工不便，從安全角度出發(fā)，難以采用高壓注漿，造成漿液擴散范圍有限，而地面注漿不受井下環(huán)境影響，且可充分利用地面鉆孔深度提升注漿壓力，也有學者開展了地面預注漿方面的研究，但對于注漿區(qū)域選擇研究較少，通常根據(jù)經(jīng)驗設計，缺少科學依據(jù)。上分層采空區(qū)不同位置壓實程度及滲透性不同，注漿難易程度不同，夾矸厚度不同，下分層再生頂板結(jié)構亦不同。因此，基于分岔煤層上分層采動效應，開展下分層再生頂板結(jié)構特征及注漿區(qū)域研究是破碎頂板地面預注漿加固的關鍵，此外，注漿區(qū)域的科學性對降低注漿成本、提升注漿效果有重要意義。

筆者以分岔煤層上分層開采為研究對象，采用理論計算、數(shù)值模擬等手段，開展頂?shù)装宀蓜蛹安煽諈^(qū)滲透性研究，確定下分層煤層再生頂板結(jié)構及滲透性空間分布規(guī)律，為破碎頂板地面預注漿加固鉆孔布置及注漿區(qū)域選擇提供科學依據(jù)。

1 研究區(qū)地質(zhì)概況

許疃煤礦位于安徽省淮北礦區(qū)，是中國東部重要的煤炭生產(chǎn)基地之一?；幢钡V區(qū)屬于華北型地層，礦井整體為一走向近南北、向東傾斜的單斜構造，次級褶曲發(fā)育，導致煤層呈波狀起伏，如圖1所示。主采煤層為二疊系下石盒子組7煤，受沉積環(huán)境影響，7煤為分岔合并煤層，在分岔區(qū)分為71煤與72煤，合并區(qū)為單一厚度煤層，無夾矸，如圖2所示。72210工作面為礦井籌備工作面，位于已回采71212工作面下方，72212工作面已于2013年回采結(jié)束，工作面附近煤層平均厚度2.0 m，標高-510～-560 m，平均標高-535 m，傾角10°，頂板以泥巖、砂質(zhì)泥巖等軟弱巖體為主，地面標高+25.90 m，松散層厚度348.65 m。72210工作面中段500 m為7煤層分岔區(qū)，夾矸以泥巖為主，厚度0～9.02 m，平均厚度5.73 m。受上覆71212工作面采動影響，下伏72210工作面頂板破碎，難以支護，采用地面預注漿加固方法對破碎頂板進行加固處理，以保證72210工作面安全高效回采。

圖1 礦井構造及工作面位置示意Fig.1 Schematic of mine structure and working face location

圖2 7煤分岔合并示意Fig.2 Schematic of bifurcation of No.7 coal seam

2 上覆工作面回采頂?shù)装宀蓜悠茐奶卣?/h2>

工作面回采后會在頂板垂向方向形成“三帶”，即垮落帶、斷裂帶及彎曲下沉帶[16]。其中垮落帶及斷裂帶統(tǒng)稱導水裂隙帶，即頂板“兩帶”，是影響下伏煤層頂板穩(wěn)定性的關鍵，“兩帶”高度獲取方法主要包括：理論計算（經(jīng)驗公式）、數(shù)值模擬、現(xiàn)場實測等。論文采用數(shù)值模擬與理論分析方法，開展了71212工作面回采頂板“兩帶”高度及底板破壞深度計算。

2.1 數(shù)值模擬

1）模型建立。根據(jù)71212工作面地質(zhì)概況，采用FLAC3D數(shù)值模擬軟件，建立了研究區(qū)數(shù)值模型，71212工作面寬度165 m，數(shù)值模型如圖3a所示，模型沿X方向長度為300 m，Y方向為290 m，Z方向為90 m，71212工作面布置如圖3b所示。

2）邊界條件及地層參數(shù)。模型底部全固定，四周水平方向限制，頂部自由邊界，71212工作面平均埋深560 m，模型中71煤頂板厚度50 m，因此，在模型頂面施加面力代替上覆巖層荷載。模型地層力學參數(shù)見表1。

圖3 71212工作面回采數(shù)值模型Fig.3 Numerical model of No.71212 working face

表1 模型力學參數(shù)

3）模擬方案及結(jié)果分析。模型沿X方向開挖，X方向預留50 m約束煤柱，Y方向分別預留45 m、80 m煤柱。模型頂板初次來壓步距30 m，周期來壓步距20 m，頂板采用自由垮落法，共開挖90 m，模型破壞判據(jù)采用摩爾-庫侖判據(jù)。工作面回采結(jié)束后采場圍巖采動應力及塑性破壞特征如圖4、圖5所示。

圖4 采動應力場云圖（B—B’剖面）Fig.4 Counter of mining stress（B—B’ profile）

圖5 工作面回采塑性區(qū)（A—A’剖面）Fig.5 Plastic area of working face（A—A’ profile）

從圖4中可以看出，由于采空區(qū)的出現(xiàn)，工作面煤壁兩端受支承應力作用，出現(xiàn)了明顯的應力集中現(xiàn)象，而在采空區(qū)頂?shù)装鍍?nèi)出現(xiàn)了明顯的卸壓，工作面煤壁處最大采動應力達到36 MPa，較初始狀態(tài)14 MPa明顯增大，煤壁處應力集中系數(shù)2.5。

從圖5中可以看出，工作面回采后，由于煤壁存在支承應力及采空區(qū)卸壓頂?shù)装宄霈F(xiàn)了明顯的塑性破壞，根據(jù)采空區(qū)頂板巖體受力狀態(tài)可知，垮落帶以拉伸破壞為主，斷裂帶以拉伸-剪切復合式破壞為主[17]。因此，可以確定煤層頂板垮落帶及斷裂帶范圍，垮落帶高度約8 m，斷裂帶上限高度28 m，導水裂隙帶形態(tài)呈“馬鞍”形。煤層底板采動破壞深度約10 m，呈倒馬鞍形分布。

2.2 理論計算

對于煤層開采后頂板“兩帶”高度理論計算，主要依據(jù)《建筑物、水體、鐵路及主要井巷煤柱留設與壓煤開采規(guī)范》中經(jīng)驗公式進行，對于緩傾角、煤層覆巖以軟弱巖為主時，垮落帶、導水裂縫帶高度可用以下計算公式計算：

（1）

式中：Hc為垮落帶最大高度，m；Hf為導水裂縫帶最大高度，m；∑M為累計采厚，m。

經(jīng)計算71212垮落帶高度5.50～6.68 m，平均6.04 m，導水裂隙帶高度20.55～23.42 m，平均 21.89 m。

底板破壞深度采用滑移場理論進行計算[18]，煤層回采后，工作面煤壁支承壓力達到或超過煤層抗壓強度極限值時，底板將產(chǎn)生塑性破壞區(qū)。當支承壓力達到部分底板巖層完全破壞最大荷載時，塑性區(qū)連成片，在工作面后方采空區(qū)底板產(chǎn)生底鼓。已經(jīng)產(chǎn)生塑性變形的底板巖層向采空區(qū)內(nèi)移動，形成一個連續(xù)的滑移場，與未產(chǎn)生塑性破壞的巖體間出現(xiàn)滑移面，如圖6所示。

l1—最大破壞深度距工作面煤壁的距離，m；l2—距采空區(qū)內(nèi)底板巖體沿水平方向破壞最大長度，m；L—煤壁塑性屈服區(qū)寬度，m；K—煤壁應力集中系數(shù)，無量綱；γ—上覆巖層平均容重，kg/cm3；φ—煤層內(nèi)摩擦角，（°）；H—煤層埋深，m；h—底板采動最大破壞深度，m圖6 底板塑性破壞深度力學模型Fig.6 Mechanical model of plastic failure depth of coal floor

從圖6可知，底板塑性破壞區(qū)由3個部分組成，主動極限區(qū)（△OAB）、過渡區(qū)（△OBD）及被動區(qū)（△ODE）。O點為煤壁底部點，A點為煤壁峰值應力在煤層底板的投影點，B點為主動極限區(qū)結(jié)束點，C點為底板最大破壞深度點，D點為過渡區(qū)結(jié)束點，E點為被動區(qū)結(jié)束點，F(xiàn)點為底板最大破壞深度在煤層底板的投影點。主動極限區(qū)是支承壓力作用區(qū)域的巖體，當支承壓力超過巖體極限強度時，產(chǎn)生的塑性變形，由于巖體受垂向應力作用，會產(chǎn)生側(cè)向膨脹，膨脹的巖體擠壓過渡區(qū)巖體，并將應力傳到此區(qū)。過渡區(qū)巖體擠壓被動區(qū)巖體，由于此區(qū)域有采空區(qū)臨空面，因此巖體受擠壓后向采空區(qū)內(nèi)膨脹。

3個區(qū)域滑移線各由兩組直線組成，其中主動區(qū)及被動區(qū)由自O點的放射線組成，過渡區(qū)底板變形破壞滑移線呈對數(shù)螺線組成[18]，對數(shù)螺線方程為

r=r0eθtan φ

式中：r為螺線極徑，即O點至螺線任一點的長度；r0為O點至螺線起點長度，即OB長度；e為自然常數(shù)；θ為極角，即極徑r與OB的夾角，以弧度表示；α為O點到底板最大破壞深度點連線與煤層底板夾角，（°）。

在△OAB中，

（2）

在△OFC中，

h=rsinα

（3）

（4）

將式（2）、式（4）代入式（3）可得，

（5）

（6）

選取工作面煤壁處寬度為dx微分單元進行受力分析，受力狀態(tài)如圖7所示。

M—煤層采厚，m；σz—煤柱受到的垂直應力，MPa；σx—煤柱受到的水平應力，MPa；Cm—煤的黏聚力，MPa圖7 煤壁極限平衡區(qū)力學模型Fig.7 Mechanical model of limit equilibrium zone of coal wall

當微分單元體處于受力平衡狀態(tài)時，沿x方向合力為0，受力狀態(tài)如下所示

（7）

即

（8）

當微分單元體處于極限平衡狀態(tài)時，假設滿足Mohr-Coulomb準則，

（9）

由上式可得，

（10）

將式（10）代入式（8）得

（11）

解此微分方程，可得

（12）

將峰值支承應力σz=KγH代入式（12），可獲得煤柱屈服區(qū)寬度L為

其二，家庭成員可以將自身的勞動時間分配到兩種產(chǎn)品的生產(chǎn)選擇中，不考慮為維持勞動力和人力資本至少不變的消費活動。

（13）

將式（13）代入式（6）可得煤層開采后底板最大塑性破壞深度為

（14）

根據(jù)71212工作面實際地質(zhì)資料，工作面煤層平均采厚M=2 m，φ=15°；γ=0.025 kg/m3;K=2.5，Cm=0.25 MPa，計算得工作面底板最大破壞深度h=9.48 m。

通過對理論計算與數(shù)值模擬結(jié)果對比分析可知，2種方法所得結(jié)果基本一致，上覆71212工作面回采后頂板“兩帶”高度21～28 m，底板采動破壞深度約10 m。

3）72煤再生頂板結(jié)構特征。根據(jù)研究區(qū)附近鉆孔揭露實際情況，采用理論方法計算了不同位置下伏煤層工作面回采后頂板破壞高度及底板破壞深度，獲得了下伏72煤工作面再生頂板結(jié)構，如圖8所示。

圖8 72煤工作面再生頂板結(jié)構示意Fig.8 Schematic of regenerated roof of No.72 coal seam

從圖8可以看出，上覆71煤工作面回采后，受采動影響作用，使得71煤頂板產(chǎn)生垮落，底板產(chǎn)生采動破壞，71煤頂?shù)装瀹a(chǎn)生了明顯的破壞，在局部夾矸較薄處，71煤底板采動破壞帶已經(jīng)影響到下伏72煤層及其底板。頂板巖體破斷后覆蓋于71煤底板上，71煤垮落帶、斷裂帶及底板破壞帶組成了72煤層再生頂板，再生頂板主要由垮落破碎狀巖體及裂隙巖體組成，導致其結(jié)構破碎，表現(xiàn)為碎裂-散體結(jié)構。

為保障下伏72煤安全高效回采，需對破碎頂板進行預注漿加固改造。由于煤層分岔區(qū)內(nèi)煤層最大間距為9 m，而底板破壞深度為10 m，即分岔煤層間無完整結(jié)構巖體，因此，平面上7煤層分岔區(qū)范圍內(nèi)均為注漿加固區(qū)域。

3 上覆工作面采空區(qū)空隙率及滲透率分布規(guī)律

3.1 空隙率規(guī)律分析

采空區(qū)形成后由于頂板巖石破斷，在采空區(qū)內(nèi)雜亂堆積，采空區(qū)破碎巖體空隙在垂直和水平方向不同區(qū)域空隙特征存在明顯差異，采空區(qū)滲透性與其空隙性密切相關，隨著煤層開采過程推進，采空區(qū)空隙形成演化規(guī)律不同。

巖石破碎以后體積較完整狀態(tài)下增大，這種性質(zhì)稱為巖石的碎脹性。煤層開采后采空區(qū)垮落巖石具有一定的碎脹性，其碎脹系數(shù)kp為巖石破碎后處于松散狀態(tài)下的體積與巖石破碎前處于整體狀態(tài)下的體積之比。破碎巖體的空隙率n可以由破碎狀態(tài)下巖塊間的孔隙體積與總體積之比來表示，根據(jù)破碎巖體空隙率和碎脹系數(shù)的定義可知，兩者之間存在如下關系：

（15）

采空區(qū)不同位置空隙率存在明顯差異，當工作面回采結(jié)束后，隨著時間的推移，垮落帶巖塊在其自重和上覆荷載作用下漸趨壓實，碎脹系數(shù)變小，最終剩余的碎脹系數(shù)稱為殘余碎脹系數(shù)k′p。但垮落帶巖體很難被完全壓縮，該區(qū)域仍將保持較大的空隙性?？迓鋷r體碎脹系數(shù)一般在1.3～1.5，經(jīng)過重新壓實變形后，殘余碎脹系數(shù)可以降低到1.03左右[19]。

（16）

式中：Vh、Vc分別為巖石破碎后與破碎前的體積；M為采高，m：X為頂板測點距離煤層頂板的距離，m：ΔX為測點的下沉值，m。

根據(jù)已建立的數(shù)值模型（圖4），模型開挖前，在71煤層頂板2、25 m處分別布置1條測線，分別代表了采空區(qū)垮落帶及斷裂帶的位置，在開挖過程中對其位移進行全程監(jiān)測，按初次來壓及周期來壓步距對模型采集一次變形數(shù)據(jù)，累積采集4次。將監(jiān)測數(shù)據(jù)代入式（16）和式（15）可求出開采各個階段空隙率演化規(guī)律，模型測線布置如圖9所示。

圖9 位移監(jiān)測線布置Fig.9 Location of displacement monitoring line

根據(jù)前述模擬方案，對采空區(qū)空隙率進行了計算，經(jīng)數(shù)據(jù)處理后，計算出采空區(qū)不同位置空隙率，采空區(qū)空隙率分布空間特征如圖10所示。

圖10 頂板“兩帶”空隙率分布規(guī)律Fig.10 Porosity of caving zone and fractured zone of goaf

從圖10中可以看出，工作面回采結(jié)束后，采空區(qū)“兩帶”范圍內(nèi)空隙率分布形態(tài)基本一致，在平面上近似為“O”型圈分布?？障堵史植家?guī)律表現(xiàn)為在開切眼、終采線及煤壁巷道兩幫空隙率大，尤其在終采線及開切眼煤壁4個拐角處最大，而采空區(qū)中部空隙率小的規(guī)律。工作面頂板垮落帶2 m處端部空隙率最大值為50%左右，中間區(qū)域由于頂板垮落壓實，空隙被完全壓實，空隙率小于10%，工作面頂板25 m處端部斷裂帶內(nèi)最大空隙率7.2%，中間區(qū)域由于擠壓作用減小至3%，通過對比可以看出，垮落帶空隙率顯著大于斷裂帶。

根據(jù)現(xiàn)場觀測數(shù)據(jù)及經(jīng)驗公式分析，令采空區(qū)在走向方向為x方向，工作面寬度方向為y方向，以工作面回采煤壁寬度中點為坐標原點，建立采空區(qū)垮落帶空隙率分布關系[21]為

nx=0.2e-0.022 3x+0.1

（17）

（18）

（19）

式中：nx、ny分別為沿x、y軸方向的空隙率，%；L′為工作面寬度。

以許疃煤礦71212工作面回采為例，工作面寬度165 m，工作面推進90 m時，根據(jù)式（19）計算的空隙率分布規(guī)律如圖11所示。

從圖11中可以看出，工作面回采后在煤壁及兩側(cè)巷道附近空隙率最大，向采空區(qū)內(nèi)部空隙率逐漸減小，空隙率分布規(guī)律與數(shù)值模擬結(jié)果基本一致，驗證了數(shù)值模擬結(jié)果的準確性。

圖11 采空區(qū)垮落帶空隙率分布Fig.11 Porosity of caving zone

3.2 滲透系數(shù)分布規(guī)律分析

對于破碎巖體的滲透性描述，多將破碎帶巖體看作均勻的孔隙介質(zhì)，應用空隙率或孔隙度與滲透性之間的關系進行描述，可采用Kozeny理論進行計算，Kozeny-Karman提出了式（20）的計算滲透系數(shù)的公式[22]，即：

（20）

其中：k為滲透系數(shù)，m/s；n為空隙率，%；d為破碎巖體平均直徑，m；ρ為流體密度，kg/m3；μ為流體動力黏滯系數(shù)，（N·s）/m2；g為重力加速度，N/kg。它表明空隙率對滲透系數(shù)有一個重要的控制作用，即滲透系數(shù)隨空隙率的增加而增大。

Pappas通過對3個礦區(qū)碎塊進行現(xiàn)場統(tǒng)計，破碎巖體尺寸在40～550 mm，眾值主要集中在50 cm左右[22]，故平均直徑取0.5 m。地下水動力黏滯系數(shù)μ取10-3（N·s）/m2，水的密度取103kg/m3，重力加速度取10 N/kg。代入式（20）可得到對應區(qū)域破碎巖體的滲透系數(shù)，得到的滲透系數(shù)空間分布規(guī)律如圖12所示。

從圖12可以看出，采空區(qū)內(nèi)滲透系數(shù)空間分布規(guī)律與空隙率分布規(guī)律一致，采空區(qū)四周煤壁附近滲透系數(shù)較大，仍呈“O”型分布，回采煤壁兩端與巷道交叉處出現(xiàn)滲透系數(shù)峰值，由采空區(qū)周圍向其內(nèi)部滲透性逐漸降低。此外，通過對比可以看出，垮落帶滲透系數(shù)遠大于斷裂帶滲透系數(shù)，二者滲透系數(shù)數(shù)量級可相差3個數(shù)量級以上，因此，采空區(qū)垮落帶是漿液擴散運移的主要場所，是主要注漿區(qū)域。

采空區(qū)煤壁處覆巖頂板“懸臂梁”結(jié)構支撐上覆巖體阻礙其下部破碎巖體壓縮，因此空隙率及滲透系數(shù)在平面分布上呈“O”型分布。隨著工作面的推進，采空區(qū)中部壓實后，滲透系數(shù)降低，而采空區(qū)周邊由于“懸臂梁”的支撐，壓實程度差，滲透性好，揭示出采空區(qū)破碎巖石壓實性對其滲透性有明顯的控制作用。在注漿工程中，煤柱內(nèi)側(cè)及工作面開切眼及終采線處，吃漿量將較大。

4 采空區(qū)地面預注漿區(qū)域劃分

由采空區(qū)“兩帶”巖體滲透性差異可知，采空區(qū)垮落帶巖體孔滲性極好，是漿液滲流與存儲的主要空間。根據(jù)采空區(qū)垮落帶巖石空隙率、滲透系數(shù)橫向分布和采空區(qū)垮落巖體堆積特征，進行采空區(qū)進行注漿難易程度分區(qū)，將采空區(qū)垮落帶平面范圍內(nèi)劃分為注漿極易區(qū)、注漿較易區(qū)和注漿一般區(qū)3個區(qū)域，見表2。

1）注漿極易區(qū)：采空區(qū)垮落巖體未承受支承壓力而成自然堆積狀態(tài)，垮落巖體孔隙率n≥30%，滲透系數(shù)k≥20 m/s，漿液滲流極易，低壓即可完成注漿，但區(qū)域面積和滲流空間較小，一般分布在巷道煤壁兩側(cè)及開切眼與終采線一定范圍內(nèi)。

圖12 頂板“兩帶”滲透系數(shù)分布規(guī)律Fig.12 Permeability of caving zone and fractured zone of goaf

表2 采空區(qū)注漿分區(qū)評價分類

2）注漿較易區(qū)：在上覆巖層的“砌體梁”結(jié)構作用下垮落巖體處于承壓狀態(tài)，垮落巖體隨基本頂下沉量增加逐漸壓實，垮落巖體孔隙率的范圍為15%≤n<30%，滲透系數(shù)10≤k<20 m/s，漿液滲流較容易，在一定壓力下可完成注漿。

3）注漿一般區(qū)：該區(qū)內(nèi)各處支承壓力值比較接近，垮落巖體得到充分壓實達到穩(wěn)定狀態(tài)，垮落巖體孔隙率的范圍為n<15%，滲透系數(shù)k<10 m/s，漿液滲流特性一般，需在較高注漿壓力下才能完成注漿，一般位于采空區(qū)中部壓實區(qū)域。

5 結(jié) 論

1）采用理論計算與數(shù)值模擬開展了分岔煤層上分層開采頂?shù)装宀蓜友芯?，結(jié)果表明頂板“兩帶”發(fā)育高度21～28 m，底板破壞深度約10 m，2種方法所得結(jié)果基本一致，根據(jù)煤層實際分岔情況，對下伏煤層再生頂板結(jié)構進行了分析，得出下伏煤層再生頂板以碎裂-散體巖體結(jié)構為主，完整性差，需要采取措施提前治理。

2）基于數(shù)值模擬方法，開展了上覆煤層采空區(qū)空隙及滲透性研究，間接計算了不同位置空隙率及滲透系數(shù)大小，獲得了空隙率及滲透系數(shù)空間分布規(guī)律，得出采空區(qū)近巷道兩幫、開切眼及終采線位置空隙率及滲透系數(shù)最大，平面上呈“O”型分布，向工作面中部及上部斷裂帶逐漸降低，垮落帶滲透系數(shù)遠大于斷裂帶，與現(xiàn)場實測結(jié)果吻合，得出垂向上垮落帶應作為主要注漿區(qū)域，注漿上限為71煤頂板8 m，下限為72煤頂板，注漿段高度約20 m。

3）根據(jù)采空區(qū)巖體垮落特征及滲透性分布規(guī)律，在平面范圍內(nèi)將采空區(qū)劃分為注漿極易區(qū)、注漿較易區(qū)及注漿一般區(qū)，并給出了不同區(qū)域注漿特征及范圍，為下一步地面預注漿孔布置提供了依據(jù)和參考。