唐 龍，劉 迅，屠洪盛，萬 磊，孫茂如，趙吉誠，蔡滌標(biāo)，馬守龍

（1.中國礦業(yè)大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院，江蘇 徐州 221116；2.中國礦業(yè)大學(xué) 煤炭資源與安全開采國家重點實驗室，江蘇 徐州 221116；3.中煤新集能源股份有限公司 新集二礦，安徽 淮南 232000）

0 引 言

大傾角煤層是指埋藏傾角為35°～55°的煤層，綜采難度極大，而復(fù)合頂板一般是由泥巖、頁巖、粉砂巖及煤等煤巖層組成的頂板，在煤層開采后極易離層，所以大傾角復(fù)合頂板工作面易發(fā)生冒頂和片幫，危險性極大[1-2]。

對于大傾角、急傾斜煤層開采的研究甚多，伍永平等[3-5]對大傾角偽俯斜采場圍巖應(yīng)力演化、頂板破斷及采場空間尺度特征，大傾角軟煤工作面煤壁片幫機理與致災(zāi)機制和大傾角煤層開采圍巖空間非對稱結(jié)構(gòu)特性等進行了研究；關(guān)于大傾角煤層開采覆巖結(jié)構(gòu)及其穩(wěn)定性也有不少研究[6-7]。屠洪盛等[8-9]研究了急傾斜工作面頂板初次變形破斷特征、煤柱失穩(wěn)機理及合理尺寸等；王楠等[10]分析了急傾斜煤層端面頂板穩(wěn)定性。而大傾角復(fù)合頂板煤層研究較少，高維智[11]對近距離大傾角復(fù)合軟煤層綜放面的頂板控制進行了研究與實踐；解鵬濤[12]研究了大傾角工作面復(fù)合頂板開采冒頂?shù)脑蚣疤幚泶胧?；楊文斌[13]研究了煤矸互層頂板大傾角大采高工作面煤壁片幫機理。綜上可知，在前人的研究下，對于大傾角煤層覆巖運移規(guī)律和圍巖破壞特征研究得較為成熟，而大傾角復(fù)合頂板的相對較少，對于大傾角復(fù)合頂板與非復(fù)合頂板之間的覆巖破壞特征差別的研究也較為少見。

近幾年來在大傾角復(fù)合頂板煤層研究中關(guān)于巷道的變形特征及破壞機理的研究較多[14-17]，而少見采動影響下大傾角復(fù)合頂板工作面礦壓顯現(xiàn)規(guī)律及頂板控制的研究。據(jù)此，以淮南新集二礦211112大傾角復(fù)合頂板工作面為工程背景，分析復(fù)合頂板與非復(fù)合頂板工作面覆巖變形破壞特征；通過數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測分析采動影響下大傾角復(fù)合頂板工作面礦壓顯現(xiàn)規(guī)律；利用分析出的礦壓顯現(xiàn)規(guī)律，提出對應(yīng)的頂板控制技術(shù)，為類似工作面的安全高效開采提供保障。

1 工程背景

211112工作面位于淮南新集二礦二水平中央采區(qū)西翼，埋深586.3～706.3 m，平均傾角35°，工作面長139 m。東起2111采區(qū)軌道上山中部車場及石門，西至1211采區(qū)上山保護煤柱線，南距211110采空區(qū)7.8～27.6 m、北至11-2煤-705 m底板等高線附近，上距13-1煤層56.1～95.3 m，平均72.5 m；下距11-1煤10.6～43.3 m，平均28.0 m。具體工作面布置如圖1所示。11-2號煤211112工作面有厚度為5.6 m的煤與砂質(zhì)泥巖復(fù)合頂板，抗壓強度一般在35 MPa以上，其上覆為粉砂巖、石英砂巖；在工作面開采過程中，復(fù)合頂板破壞垮落程度較大，造成液壓支架未能接頂，支護失效。底板巖性主要為泥巖、粉細砂巖和砂質(zhì)泥巖。11-2煤以暗煤為主，亮煤次之，屬半暗型煤，平均厚度為3.6 m，抗壓強度為0.88～8.15 MPa，11-2煤頂?shù)装鍘r性特征如圖2所示。

2 覆巖變形破壞特征

2.1 非對稱殼體承載結(jié)構(gòu)

據(jù)現(xiàn)有研究可知，大傾角煤層開采后，頂板垮落破壞先從工作面中上部開始，隨著工作面推進，采空區(qū)上部頂板破壞并向高層位和工作面下部延伸，頂板跨落后會形成非對稱承載殼體結(jié)構(gòu)，應(yīng)力沿工作面傾向方向也呈非對稱分布[3,18-20]。

2.2 復(fù)合頂板覆巖破壞特征

通過文獻分析和現(xiàn)場觀測，與常規(guī)大傾角非復(fù)合頂板覆巖破壞相比有以下特點：

1）大傾角復(fù)合頂板膠結(jié)能力較差，垮落的塊度較小和破碎，頂板破壞程度較嚴(yán)重，出現(xiàn)漏頂和片幫現(xiàn)象，頂板管理難度大，現(xiàn)場調(diào)研發(fā)現(xiàn)工作面下部頂板下沉大，需采用木垛維護頂板（圖3）。

2）由于復(fù)合頂板易破壞垮落，加上煤巖層傾角大，所以大傾角復(fù)合頂板工作面形成的非對稱承載殼體結(jié)構(gòu)相對非復(fù)合頂板大傾角工作面更向上覆巖層擴展，形成較大的非對稱承載殼體結(jié)構(gòu)（圖4）。

3）對比常規(guī)非復(fù)合頂板條件，大傾角復(fù)合頂板破壞更深、更廣，下沉量更大，尤其是在工作面中上部，垮落巖石充填工作面下部的充填寬度要更寬。

可見，采動影響下的大傾角復(fù)合頂板煤層工作面覆巖破壞嚴(yán)重，支護不當(dāng)時易發(fā)生冒頂與片幫，需要對其礦壓規(guī)律進行研究。

圖1 工作面布置Fig.1 Working face layout

圖2 11-2煤頂?shù)装逯鶢頕ig.2 Column of coal roof and floor

圖3 現(xiàn)場工作面下部木垛支護Fig.3 Wood crib support at lower part of field working face

3 采動應(yīng)力演化規(guī)律數(shù)值模擬

3.1 數(shù)值模型建立

采用FLAC3D軟件進行數(shù)值模擬研究，模擬的211112綜采工作面長度為139 m，走向長度為200 m，采高為3.6 m，沿模型走向（X軸正方向）推進。為了減少數(shù)值模擬邊界效應(yīng)，在模型四周均設(shè)置了50 m的邊界保護煤柱。模型共劃分了183 600個三維單元格，196 265個節(jié)點，模型如圖5所示。

計算模型采用彈塑性模型，選用如式（1）所示的莫爾庫倫破壞準(zhǔn)則，并由相關(guān)試驗提供的巖石力學(xué)試驗結(jié)果可得主要煤巖層的具體力學(xué)參數(shù)見表1。

圖5 模型示意Fig.5 Schematic of the model

表1 計算采用巖體力學(xué)參數(shù)

（1）

式中：σ1、σ3分別為最大主應(yīng)力和最小主應(yīng)力；c和φ分別為黏聚力和內(nèi)摩擦角。

模擬步驟為：

1）在給定地應(yīng)力和邊界條件下讓模型達到初始應(yīng)力平衡狀態(tài)。

2）分步回采211112工作面煤層，推進距離為25、50、75、100 m，回采的單元格變?yōu)閚ull模型。

3）回采200步后，將充填寬度對應(yīng)的null模型重新賦予Double-Yield Model，模擬充填矸石的壓實過程[21-22]，雙屈服本構(gòu)模型物理力學(xué)參數(shù)見表2。

表2 雙屈服本構(gòu)模型物理力學(xué)參數(shù)

3.2 工作面下部采空區(qū)充填帶寬度確定

由文獻[9]可得大傾角煤層綜采工作面下部充填帶寬度的計算式：

（2）

式中：L為工作面長度；L1為充填帶寬度；H1為極易冒落巖層厚度；H2為滯后冒落巖層厚度；M為采高；k為冒落巖石碎脹系數(shù)，一般取1.25～1.50。

結(jié)合新集二礦211112工作面參數(shù)：工作面長為139 m；采高為3.6 m；極易冒落巖層厚度為煤與砂質(zhì)泥巖復(fù)合頂板厚度5.6 m；滯后冒落巖層厚度為復(fù)合頂板之上較厚砂質(zhì)泥巖厚度4.7 m，碎脹系數(shù)取1.25。將上述參數(shù)數(shù)值代入式（2）中可得211112工作面充填帶寬度為118 m。

3.3 模擬結(jié)果分析

3.3.1 采動應(yīng)力場演化特征分析

由于走向方向的應(yīng)力演化和水平煤層的相差不大，這里主要分析傾斜方向的應(yīng)力演化。隨著工作面的推進，煤巖體內(nèi)部的應(yīng)力平衡被打破，應(yīng)力重新分布，不同推進距離下傾斜方向工作面煤巖體的垂直應(yīng)力分布如圖6所示。

圖6 推進不同距離時傾向垂直應(yīng)力分布Fig.6 Tendency vertical stress distribution at different distances of propulsion

規(guī)定圖中卸壓拱拱頂距煤層的距離hf為卸壓拱的高度，卸壓高度中點的垂直線與卸壓拱等值線的交線長度為卸壓拱寬度hx，如圖6c所示。

由圖6可知，大傾角復(fù)合頂板工作面上部集中應(yīng)力大小和范圍較下部要小。且隨著工作面的推進，工作面下部的集中應(yīng)力逐漸增大；工作面上覆卸壓拱的拱高逐漸變高、卸壓拱寬度逐漸變寬。

這與大傾角煤層開采所呈現(xiàn)應(yīng)力演化規(guī)律一致。為對比分析復(fù)合與非復(fù)合頂板條件下的大傾角煤層采動應(yīng)力演化情況，在復(fù)合頂板數(shù)值模型的基礎(chǔ)上，將厚為5.6 m的煤與砂質(zhì)泥巖復(fù)合頂板改為厚5.6 m的砂質(zhì)泥巖，極易冒落巖層厚度2.6 m，滯后冒落巖層厚度為3 m，則充填帶寬度為97 m，其余條件不變進行對比模擬。

模擬結(jié)果如圖7所示，隨著推進距離的增加，卸壓拱高度、寬度以及拱頂距上端頭距離也隨之增加，在推進50～75 m里增幅最大。說明在工作面的不斷推進下，大傾角復(fù)合頂板工作面覆巖破壞得更深、更廣，尤其在工作面中上部。與非復(fù)合頂板相比，最大卸壓拱高度、寬度以及拱頂距上端頭距離分別高出5、13、3 m。

圖7 推進不同距離時復(fù)合與非復(fù)合頂板覆巖卸壓范圍變化特征Fig.7 Variation characteristics of pressure relief range of composite and non-composite roof overburden at different pushing distances

將模擬結(jié)果導(dǎo)入Tecplot處理軟件處理，在工作面上覆3 m處平行于煤層傾斜方向布置測線，得出大傾角復(fù)合與非復(fù)合頂板煤層開采后傾斜方向應(yīng)力分布曲線，如圖8所示。

從圖8中可以看出，大傾角復(fù)合與非復(fù)合頂板煤層開采后垂直應(yīng)力在傾斜方向呈非對稱性，下端頭前方支承壓力最大值比上端頭前方支承壓力最大值高32%左右。在推進75 m時，應(yīng)力上升幅度較大。從工作面上覆巖層卸壓情況來看，復(fù)合頂板比非復(fù)合頂板的卸壓要快，復(fù)合頂板隨采動影響而破壞卸壓，而非復(fù)合頂板隨推進距離的增加而逐漸卸壓；復(fù)合頂板工作面上部的應(yīng)力最大值低于非復(fù)合頂板工作面上部的應(yīng)力最大值，表明復(fù)合頂板比非復(fù)合頂板煤層工作面上部的破壞程度要高。

3.3.2 采動位移場演化特征分析

通過測線也可得出大傾角復(fù)合與非復(fù)合頂板煤層開采后傾斜方向垂直位移分布曲線，如圖9所示。

圖8 大傾角復(fù)合與非復(fù)合頂板應(yīng)力Fig.8 Stress of composite and non-composite roof with large dip angle

圖9 大傾角復(fù)合與非復(fù)合頂板位移Fig.9 Displacement of composite and non-composite roof with large dip angle

如圖9所示，大傾角復(fù)合與非復(fù)合頂板煤層開采后垂直位移在傾斜方向中部位置下沉量最大，復(fù)合頂板工作面覆巖垂直位移最大為178 mm，非復(fù)合頂板煤層覆巖垂直位移最大為162 mm，復(fù)合頂板比非復(fù)合頂板工作面覆巖垂直位移下沉量高10%左右。

3.4 現(xiàn)場監(jiān)測

取8月211112工作面上、中、下部的平均液壓支架85、55、15號液壓支架工作阻力數(shù)據(jù)進行分析論證。

由圖10可知，211112工作面支架阻力沿工作面傾斜方向呈現(xiàn)明顯的不均衡現(xiàn)象：上部和中部的來壓強度在1 960 kN和1 840 kN左右，比下部（1 740 kN左右）偏大；工作面傾斜方向來壓順序不同，由于中上部受力較大，故中上部頂板易先破斷產(chǎn)生較早來壓。

圖10 8月工作面液壓支架工作阻力曲線Fig.10 Working resistance curve of hydraulic support on working face in August

工作面中上部較早來壓，表明工作面中上部覆巖先發(fā)生破壞，隨著工作面推進，采空區(qū)上部頂板破壞并向高層位和工作面下部延伸，工作面下部后來壓，在此過程中，工作面中上部覆巖應(yīng)力逐漸遞減，下沉位移量逐漸遞增，與數(shù)值模擬結(jié)果相吻合。

通過數(shù)值模擬和現(xiàn)場實測分析可知，采動影響下大傾角復(fù)合頂板工作面覆巖垮落程度較大，下沉量較大，應(yīng)力卸壓范圍較廣，特別是在工作面中上部位置，解釋了211112工作面72～95號支架（工作面中上部）范圍出現(xiàn)漏頂，漏頂高度0～8 m，支架未接頂現(xiàn)象?；诖髢A角復(fù)合頂板礦壓規(guī)律特點，常規(guī)的打設(shè)竹錨桿、木錨桿或玻璃鋼錨桿等手段已無法滿足頂板管理要求，必須在礦壓規(guī)律分析的基礎(chǔ)上提出合理的控制技術(shù)。

4 無機注漿控制技術(shù)

基于以上數(shù)值模擬和現(xiàn)場實測分析，大傾角復(fù)合頂板主要在于控制工作面中上部位置頂板的片幫和垮落，減小應(yīng)力卸壓范圍，結(jié)合現(xiàn)有基礎(chǔ)，提出了注漿加固，煤和注漿材料同采的控頂技術(shù)。

無機注漿材料在高水灰比條件下結(jié)石率100%，凝結(jié)速度快、早期強度高并可調(diào)、后期穩(wěn)定性好，在水灰比3∶1的條件下，7 d單軸抗壓強度≥2.5 MPa，當(dāng)應(yīng)變達到10%時，抗壓強度能維持在峰值強度的70%以上；泵送距離≥3 000 m，能承受800～1 000 ℃的高溫，阻燃性能好。因此對于頂板破碎、側(cè)漏等急需提高煤巖體完整性問題，采用無機注漿加固材料進行破壞煤巖體的充填是很好的選擇。無機材料注漿加固具體流程如下。

4.1 充填準(zhǔn)備

在工作面72號支架前方搭設(shè)“號”字型木垛至煤壁，木垛使用長1.4 m的木道板施工，木垛需接頂并受力，然后在木垛的側(cè)上方使用寬200 mm、厚不低于20 mm的木板將充填區(qū)域的下方密閉，木板釘完之后再在木板的外側(cè)鋪一層風(fēng)筒布防止漏漿。

4.2 充填參數(shù)

結(jié)合相關(guān)論文資料和現(xiàn)場實際情況確定水灰比為3∶1；人員配備：每班需配備8個工人，其中6人上料，1人操作設(shè)備，1人在充填點。充填速度及工期：注漿泵實際流量為15 m3/h，按每班充填8 h計算，則一個小班可充填體積為120 m3，整個體積為1 000 m3的漏頂區(qū)域需要9個小班。凝固時間：漿液初凝速度較快（5～20 min），凝固體最終強度可達2.5 MPa以上，充填體完整性較好。

4.3 充填工藝

1）注漿泵站布置，泵站布置在211112回風(fēng)巷道內(nèi)，采用2臺2ZBYSB300～90/5～15-55的雙液注漿泵，A料、B料各配2臺JDW-1000S的攪拌桶，每臺攪拌桶容積1 000 L，攪拌桶附近布置料場，注漿設(shè)備配置如圖12所示。

圖11 注漿設(shè)備配置示意Fig.11 Schematic of grouting equipment configuration

2）管路連接，連接好輸送漿液的管路，直徑51 mm高壓膠管之間使用相匹配的直通連接，雙趟高壓膠管在混合點處經(jīng)混合器后變成一趟混合管。從211112回風(fēng)巷道接至72號液壓支架處。

3）試驗系統(tǒng)與制漿，先用清水試驗攪拌桶、注漿泵、充填管路及充填點與泵站之間的通訊聯(lián)絡(luò)是否正常，一切正常后方可充填漿液。注漿時需注意A料、B料不能混加，攪拌時間不少于5 min，攪拌均勻、達到攪拌時間要求的漿液才能泵送。

4）泵送與清洗設(shè)備，將注漿泵的吸漿籠頭放到攪拌均勻的攪拌桶中，開動注漿泵進行泵送，待混合管流出均勻的混合料漿后再將混合管放在充填區(qū)域開始正式對72～95號支架范圍充填。漿液泵完后或充填結(jié)束時需及時泵送清水，清洗注漿泵、攪拌桶及管路等。

4.4 充填效果

采用無機注漿加固材料對211112大傾角工作面中上部膠結(jié)能力差、破碎程度大的復(fù)合頂板進行注漿充填后，隨工作面的推進，煤和無機注漿加固材料一同開采，工作面前方煤巖體完整性較好，頂板垮落程度低，在推進過程中未出現(xiàn)側(cè)漏、冒頂及支架未能接頂?shù)惹闆r，實現(xiàn)了大傾角復(fù)合頂板工作面安全高效開采。

5 結(jié) 論

1）數(shù)值模擬得出：大傾角復(fù)合頂板比非復(fù)合頂板條件下的工作面最大覆巖卸壓拱高度、寬度以及拱頂距上端頭距離分別高出5、13、3 m；煤層開采后垂直應(yīng)力在傾斜方向呈非對稱性，工作面下端頭前方支承壓力最大值比上端頭前方支承壓力最大值高32%；復(fù)合頂板比非復(fù)合頂板煤層覆巖垂直位移下沉量多10%，卸壓快且工作面中上部的破壞程度要嚴(yán)重。

2）現(xiàn)場監(jiān)測得出：大傾角復(fù)合頂板工作面中上部壓力高于下部，造成工作面傾斜方向來壓順序不一，中上部先來壓，下部后來壓；造成了中上部破壞嚴(yán)重，應(yīng)力較低，下沉位移量較大，與數(shù)值模擬結(jié)果相吻合。

3）針對大傾角復(fù)合頂板工作面中上部覆巖破壞嚴(yán)重，支架未接頂情況，提出采用無機注漿加固材料充填控制技術(shù)?，F(xiàn)場試用效果較好，實現(xiàn)了大傾角復(fù)合頂板工作面安全高效開采。