急傾斜煤層偽俯斜走向長壁工作面煤壁破壞機(jī)理

楊勝利，趙 斌，李良暉

(1.中國礦業(yè)大學(xué)(北京) 能源與礦業(yè)學(xué)院，北京 100083; 2.放頂煤開采煤炭行業(yè)工程研究中心，北京 100083)

大傾角和急傾斜煤層在中國分布廣泛，其儲量超過煤炭總儲量的30%，而由于開采難度大，其產(chǎn)量卻不足10%。又因?yàn)?0%以上的大傾角或急傾斜煤層為優(yōu)質(zhì)焦煤、無煙煤等稀缺煤種，隨著對能源和資源需要的逐漸增加，急傾斜煤層開采強(qiáng)度也會越來越大[1]。目前，煤層傾角小于60°的急傾斜煤層可以采用走向長壁綜采或綜放進(jìn)行開采，工作面推進(jìn)過程中下巷一般超前上巷10～30 m，形成偽仰斜長壁工作面，以此來減緩工作面設(shè)備的下滑。采煤機(jī)采用分腔獨(dú)立供液和防滑設(shè)計(jì)等可以實(shí)現(xiàn)大角度的爬坡和割煤;液壓支架采用雙活側(cè)護(hù)板和調(diào)底梁設(shè)計(jì)，可以防止支架的倒架、咬架、以及扭轉(zhuǎn)的發(fā)生;刮板輸送機(jī)采用限制推移千斤頂擺動角度和設(shè)置專門的防滑裝置，可以避免或者減緩刮板輸送機(jī)的下滑，裝備上的特殊設(shè)計(jì)以及急傾斜工作面的管理措施，可以使工作面產(chǎn)量達(dá)到年產(chǎn)100萬t水平。急傾斜煤層走向長壁工作面能否順利推進(jìn)，采場圍巖的穩(wěn)定性是重要的影響因素，底板的穩(wěn)定性會影響煤壁的穩(wěn)定性，同樣，煤壁的失穩(wěn)也會在一定程度上引起冒頂事故的發(fā)生。因此，提高急傾斜煤層底板和煤壁的穩(wěn)定性至關(guān)重要，在底板相對穩(wěn)定的工作面，煤壁的穩(wěn)定性則成為整個(gè)采場圍巖穩(wěn)定性的關(guān)鍵環(huán)節(jié)。在煤層的破壞機(jī)理和防治片幫技術(shù)方面，很多學(xué)者進(jìn)行了深入研究。

伍永平等[2]通過建立煤壁空間受力模型、數(shù)值計(jì)算與理論分析相結(jié)合的方法對煤壁片幫的力學(xué)機(jī)理、形態(tài)特征、多發(fā)區(qū)域以及由其引發(fā)的“支架-圍巖”系統(tǒng)災(zāi)變機(jī)制進(jìn)行了研究，提出了煤壁的破壞形式以剪切滑移破壞為主，片幫形態(tài)為非規(guī)則四棱錐體且片幫具有繼發(fā)性，工作面傾斜中上部是片幫的多發(fā)區(qū)域;解盤石等[3]采用現(xiàn)場實(shí)測與理論分析的方法，分析了大傾角煤壁片幫特征與機(jī)理，從可控與不可控角度對影響煤壁片幫因素進(jìn)行了分類，提出了“嚴(yán)控支架阻力、全方位弱化頂板、超前加固煤壁、降低偽斜角度、全時(shí)礦壓監(jiān)測”的煤壁片幫綜合防控技術(shù);李建國等[4]分析了俯、仰斜開采對煤壁片幫影響的力學(xué)機(jī)理，指出了由于工作面推進(jìn)方向不同而引起頂板支承壓力相對于煤壁自由面的位置不同，是造成煤壁片幫的主要原因之一;曹樹剛等[5]認(rèn)為煤層軟弱、底板存在軟弱夾層條件下的工作面煤壁存在三種片幫形式:半煤壁片幫、整體片幫以及整體片幫冒頂，并且該條件下工作面中部易發(fā)生底臌現(xiàn)象;屠洪盛[6]通過建立煤壁受力模型，制定了以控制采高、加快工作面推進(jìn)速度、改變工作面布置方式和改善煤壁強(qiáng)度的方法來控制煤壁片幫;陳顯坤[7]認(rèn)為采用聯(lián)動操作和“連體法”防止急傾斜工作面設(shè)備下滑和傾倒，采用真傾斜或近似真傾斜開采、護(hù)幫、注漿等手段防治松軟煤層片幫;王家臣等[8]通過相似模擬試驗(yàn)、理論分析和現(xiàn)場實(shí)測分析了硬煤煤壁的破壞機(jī)理及影響因素，并且提出了極軟厚煤層煤壁片幫機(jī)理與防治技術(shù)。美國對煤壁片幫的研究主要是煤柱片幫，Pappa等[9]統(tǒng)計(jì)了美國1995—1999年煤壁片幫和冒頂事故，發(fā)現(xiàn)片幫主要集中在厚煤層開采、煤柱回收、無支護(hù)頂板作業(yè)、地質(zhì)構(gòu)造區(qū)等事故高發(fā)地帶;R.SEEDSMAN等[10]認(rèn)為分析煤柱穩(wěn)定性時(shí)應(yīng)充分考慮節(jié)理裂隙的影響，邊坡問題中的平面滑動模型、傾倒破壞模型、楔體破壞模型等均可用于煤柱片幫分析;BAUER等[11]認(rèn)為煤柱片幫和冒頂現(xiàn)象多發(fā)生在錨桿之間的煤體，因此煤柱片幫和冒頂現(xiàn)象并不是由于錨桿失效導(dǎo)致的，工作面是片幫和冒頂事故的高發(fā)區(qū)域。筆者[12-14]前期結(jié)合大采高工作面、仰斜開采工作面等條件，研究了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，對影響煤壁穩(wěn)定性的因素進(jìn)行了敏感性分析，并提出了“棕繩+注漿”煤壁柔性加固技術(shù)，在全國多個(gè)礦井進(jìn)行了工業(yè)性試驗(yàn)，取得了良好的效果。

綜上所述，現(xiàn)有研究成果很少涉及急傾斜工作面的煤壁破壞機(jī)理和防治措施，尤其對急傾斜走向長壁開采工作面煤壁穩(wěn)定性的研究涉及更少。而實(shí)際生產(chǎn)中發(fā)現(xiàn)，如果該類工作面煤壁一旦發(fā)生破壞，進(jìn)行片幫防治會非常困難，并且會進(jìn)一步惡化支架與圍巖的作用關(guān)系，同時(shí)也可以引起大范圍的煤體或矸石滾落或飛矸現(xiàn)象，嚴(yán)重威脅工作面作業(yè)人員的安全。因此，有必要系統(tǒng)研究急傾斜走向長壁工作面煤壁的穩(wěn)定性，提出可行的采場圍巖控制技術(shù)。

1 煤壁破壞位置與模式

急傾斜煤層工作面煤壁的穩(wěn)定性除了受煤體強(qiáng)度、裂隙發(fā)育程度、頂板破斷等的影響，還受煤層底板影響顯著，其中頂板破斷形式和冒落形態(tài)會影響工作面煤壁發(fā)生破壞的位置。因?yàn)?，隨著煤層傾角增大，冒落的矸石會在采空區(qū)沿煤層底板向下滑動，采空區(qū)被不同程度充填，自下而上可分為“密實(shí)充填段、不均勻充填段、非充填段”3段。隨著工作面繼續(xù)推進(jìn)，基本頂不僅在推進(jìn)方向會發(fā)生周期性的破斷，在傾斜方向也會發(fā)生破斷或者冒落，如圖1所示[8]。

圖1 急傾斜工作面采空區(qū)“三段式”充填示意Fig.1 Schematic diagram of “three-stage” filling in the goaf of steeply inclined working face

從圖1可以看出，在“密實(shí)充填段”，采空區(qū)被矸石充填，基本頂破斷以后運(yùn)動下沉被限制，同時(shí)煤層底板被壓實(shí);基本頂下沉量小，且容易形成穩(wěn)定結(jié)構(gòu)，使煤層底板和煤壁穩(wěn)定性提高。在“不均勻充填段”，基本頂破斷或者失穩(wěn)下沉空間較“密實(shí)充填段”要大，容易形成沖擊，同時(shí)作用在煤壁上的力也會有所增加，此時(shí)煤層底板因?yàn)轫肥涮畹淖饔萌匀幌鄬Ψ€(wěn)定。在“非充填段”，采空區(qū)大面積懸空，基本頂破斷以后可使運(yùn)動空間顯著增加，在支架和煤壁上形成明顯的動載作用，導(dǎo)致該區(qū)域容易產(chǎn)生煤壁片幫、底板滑移等現(xiàn)象，支架的工況隨之也會變差，成為整個(gè)工作面圍巖穩(wěn)定性最脆弱的區(qū)域，也是采場圍巖控制的重點(diǎn)區(qū)域。

1.1 急傾斜煤層煤壁破壞位置

為分析急傾斜煤層走向長壁工作面煤壁的穩(wěn)定性，設(shè)計(jì)了煤壁破壞位置底摩擦實(shí)驗(yàn)，通過調(diào)整滾筒轉(zhuǎn)動速度可以模擬不同煤層賦存角度產(chǎn)生的下滑力，模擬煤壁在下滑力作用下的破壞情況，并對其破壞位置、破壞范圍、破壞模式進(jìn)行分析。

1.1.1 實(shí)驗(yàn)原理及材料配比

底摩擦實(shí)驗(yàn)是以摩擦力在摩擦方向上的分布與重力場相似的性質(zhì)，利用模型和底面之間的摩擦力來模擬模型的重力。將制作好的模型平行鋪在實(shí)驗(yàn)臺上，隨著膠帶的連續(xù)轉(zhuǎn)動，兩者之間將會構(gòu)成相對運(yùn)動，底面就會受到摩擦力作用，由于模型厚度較小，可假設(shè)受到的摩擦力近似作用在模型的水平中心層上，以模擬整個(gè)變形過程，模型受到的水平力為

F=γdμd

(1)

式中,F為模型受到的水平力，N;γ為材料容重，N/m3;d為材料厚度，m;μd為模型與膠帶之間的動摩擦因數(shù)。

底摩擦試驗(yàn)臺底座長1.9 m、寬1.4 m、高0.7 m，中部采用固定式試驗(yàn)操作平臺，鋪設(shè)框架長1 m、寬0.92 m、高0.05 m，試驗(yàn)機(jī)的可調(diào)速范圍2.2～17.6 r/min，通過膠帶輪進(jìn)行二次減速，膠帶勻速轉(zhuǎn)動，速度方向平行膠帶的運(yùn)行方向，模型與膠帶之間的靜摩擦因數(shù)μj=0.75，動摩擦因數(shù)μd=0.7，底摩擦實(shí)驗(yàn)設(shè)備如圖2所示。

圖2 實(shí)驗(yàn)平臺側(cè)視圖Fig.2 Side view of the experimental platform

實(shí)驗(yàn)以沙子作為骨料，石灰和石膏為調(diào)節(jié)劑，水為膠結(jié)劑并按照一定配比進(jìn)行調(diào)配，其中沙子∶石灰∶石膏為90%∶5%∶5%，模型尺寸為100 cm×92 cm×2 cm，材料密度為1.72 kg/m3，工作面呈偽俯斜布置，采用兩根白色塑膠方管分別模擬回風(fēng)巷和運(yùn)輸巷，工作面推進(jìn)方向從右往左，膠帶向下轉(zhuǎn)動。

1.1.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

經(jīng)過多次試驗(yàn)，設(shè)定膠帶線速度1.8 m/s對應(yīng)60°煤層傾角走向長壁工作面開采產(chǎn)生的下滑力，偽仰斜和偽俯斜走向推進(jìn)工作面煤壁破壞位置和破壞形式如圖3,4所示。

圖3 偽仰斜工作面煤壁破壞形態(tài)Fig.3 Coal wall failure mode of pseudo-inclined working face

圖4 偽俯斜工作面煤壁破壞形態(tài)Fig.4 Coal wall failure mode of false dip working face

偽仰斜開采時(shí)，在底板下滑力和煤壁本身重力作用下，工作面中上部煤壁首先產(chǎn)生平行煤壁方向的裂隙，裂隙自上而下逐漸貫通，產(chǎn)生大的片幫體。片落的煤體會沿著煤層底板向下滑動或滾動，對工作面設(shè)備的人員形成很大的威脅。相同煤層賦存條件時(shí)，偽俯斜開采煤壁的破壞程度要比偽仰斜輕，如果將煤壁分成平行推進(jìn)方向的條，可以看到第n分條煤體的變形受n+1分條的限制，因此，變形量和破壞程度受到限制，破壞區(qū)域也較偽仰斜開采小;從片幫位置上來看，較偽仰斜開采略靠下，主要也是由于下分條限制上分條的變形與破壞，待變形量累積到一定程度時(shí)，破壞位置自然靠下。

此外，還分別模擬45°,50°,55°,60°,65°,70°走向長壁工作面，隨著煤層角度增大，煤壁穩(wěn)定性受底板穩(wěn)定性影響越來越大，尤其當(dāng)煤層角度超過50°時(shí)，底板穩(wěn)定性成為煤壁破壞的主控因素，這一點(diǎn)與近水平煤層有著本質(zhì)的區(qū)別。實(shí)驗(yàn)還發(fā)現(xiàn)，偽俯斜較偽仰斜布置工作面煤壁和底板穩(wěn)定性得到顯著提升，發(fā)生片幫的概率和程度都顯著降低，這對于提升采場圍巖穩(wěn)定性是非常重要的。

1.2 煤壁破壞模式

煤體強(qiáng)度、裂隙發(fā)育程度會影響煤壁的破壞形式，在急傾斜工作面，煤層底板巖性與強(qiáng)度、直接頂冒落對采空區(qū)充填程度、基本頂沿著傾斜和推進(jìn)方向的破斷特征等，會對煤壁穩(wěn)定性產(chǎn)生顯著影響。近水平煤層煤壁片幫后，片幫煤體在自重作用下直接塌落在工作面，與近水平煤層煤壁破壞不同的是，急傾斜煤層走向長壁工作面煤壁破壞后，片幫煤體會在重力作用下向下巷方向滑動，容易形成飛矸傷人事故。實(shí)際生產(chǎn)中發(fā)現(xiàn)，主要會產(chǎn)生“塑性-流動”破壞、“擠出-滑移”破壞、“剪切-滑移”破壞3種典型急傾斜工作面煤壁破壞模式。

(1)“塑性-流動”式破壞。

在煤層底板軟工作面，大的煤層傾角會使煤層底板巖層沿著巖層面的切向滑移力和垂直壓力重新分布，加上開采的反復(fù)擾動及應(yīng)力二次分布作用，底板很容易產(chǎn)生向采空區(qū)鼓起的卸載運(yùn)動，發(fā)生破壞滑動。如果煤層、頂板也非常軟，在底板滑動牽扯作用下，軟煤會發(fā)生類似塑性狀態(tài)的流動破壞，“頂板-支架-底板”圍巖關(guān)系進(jìn)一步惡化，倒架、咬架事故經(jīng)常發(fā)生。該類片幫防治非常困難，很難通過一種方法進(jìn)行有效控制，應(yīng)該從工作面設(shè)計(jì)入手，優(yōu)化設(shè)備選型和工作面管理等綜合技術(shù)才可以避免大面積的“塑性-流動”破壞，如圖5所示。

圖5 “塑性-流動”式破壞Fig.5 “Plastic-flow”failure

(2)“擠出-滑移”式破壞。

在硬頂板，但煤層軟、底板軟條件，頂板破斷困難，在傾斜方向和推進(jìn)方向形成較大面積懸頂，在煤體中形成大的應(yīng)力集中。軟煤體容易在高的支承壓力作用下擠出煤壁，并且煤體沿著煤層底板向下巷滑動，形成“擠出-滑移”式破壞;隨著煤體擠出，空頂范圍增大，這會進(jìn)一步惡化支架與圍巖關(guān)系。這類破壞一般發(fā)生在工作面中上部，而且呈現(xiàn)大范圍的破壞，這類片幫防治也非常困難。工作面管理上要提高液壓支架初撐力、及時(shí)移架、加快工作面推進(jìn)速度等防治該類片幫事故的發(fā)生，如圖6所示。

圖6 “擠出-滑移”式破壞Fig.6 “Extrusion-slip”failure

(3)“剪切-滑移”式破壞。

對于煤體強(qiáng)度較高，底板較穩(wěn)定的工作面，在支承壓力作用下，當(dāng)煤體內(nèi)剪應(yīng)力超過其抗剪強(qiáng)度時(shí)發(fā)生剪切破壞。片落的煤體會沿著煤層底板滑動，對工作面設(shè)備穩(wěn)定性帶來威脅;此時(shí)如果煤層底板強(qiáng)度低，則在底板滑動作用下進(jìn)一步加劇煤壁的剪切破壞，并且伴隨產(chǎn)生大的“剪切-滑移”破壞。該破壞模式較前兩種破壞發(fā)生條件簡單，危害性較小，但是防治難度比近水平工作面大的多，如圖7所示。

圖7 “剪切-滑移”式破壞Fig.7 “Shear-slip”failure

上述研究和生產(chǎn)實(shí)踐發(fā)現(xiàn):影響煤層底板滑移破壞的因素主要有底板的物理力學(xué)特性、裂隙發(fā)育特征、煤層賦存條件等內(nèi)在因素和采煤工藝、開采擾動、支護(hù)方式、“頂板-支架-底板”相互作用等外在因素。而急傾斜煤層的主要問題就是“頂板-支架-底板”的穩(wěn)定性，底板的下滑趨勢會成為煤壁破壞失穩(wěn)的主要影響因素，并且破壞后的煤壁有沿著煤層底板或者隨著煤層底板產(chǎn)生向下滑動的趨勢，從而產(chǎn)生滑移破壞。為了提升急傾斜煤層走向長壁工作面煤壁的穩(wěn)定性，從工作面布置入手，可以將工作面下巷沿頂板布置，工作面下部形成緩沖段;也可以將工作面布置成偽俯斜形式，以此來改善支架與圍巖關(guān)系;在工作面管理上，通過提升支架的初撐力、適當(dāng)降低支架重量、及時(shí)移架等，可以有效的減少支架倒架、咬架發(fā)生，進(jìn)而提升煤壁及底板穩(wěn)定性。

2 偽俯斜工作面煤壁穩(wěn)定性分析

當(dāng)煤層角度進(jìn)一步增大時(shí)，采用偽仰斜布置長壁工作面已經(jīng)不能保證設(shè)備的穩(wěn)定性，四川華鎣山李子埡南礦和綠水洞礦試驗(yàn)了偽俯斜長壁綜采技術(shù)。通過工作面上巷超前布置，“異型”液壓支架研發(fā)，刮板輸送機(jī)整體推移等，實(shí)現(xiàn)了煤層傾角70°條件下走向長壁開采。 “異型”支架是將現(xiàn)有常規(guī)支架“矩形”頂梁前端加上一個(gè)“三角形”的前梁，三角形角度和偽俯斜角度相匹配，使頂梁中心線平行于煤層走向，可以實(shí)現(xiàn)支架沿走向布置和推進(jìn)，同時(shí)可以防止頂板或頂煤在架前冒漏。這種改造后的支架可以稱為“異型”液壓支架。采用偽俯斜工作面布置，并配合“異型”液壓支架，可以顯著提高煤壁的穩(wěn)定性，減少片幫與冒頂事故發(fā)生，同時(shí)改變了支架與圍巖作用原理，還可以避免工作面飛矸現(xiàn)象，是值得推廣的急傾斜煤層采煤方法,如圖8所示。

圖8 工作面?zhèn)胃┬辈贾瞄_采示意Fig.8 Schematic diagram of mining of pseudo-draft layout of working face

偽俯斜開采可以減小工作面的真傾角，顯著減小急傾斜煤層的開采難度，當(dāng)液壓支架移架以后，偽俯斜布置的工作面煤壁可以提供一個(gè)沿著工作面煤層偽斜角向上的分量F1。F1可以有效阻止液壓支架的傾倒，同時(shí)也可以阻止支架下滑。因此，工作面采用偽俯斜布置對于阻止液壓支架的傾倒和下滑是有利的。

2.1 偽俯斜工作面煤體受力分析

2.1.1 計(jì)算模型的建立

建立如圖9(a)所示的坐標(biāo)系，將偽斜狀態(tài)下煤壁分成若干個(gè)條柱，以第(i，j)個(gè)條柱為例進(jìn)行受力分析，圖中Ai,j，Ai+1，j分別為左右面上的法向力;Ei，j，Ei，j+1分別為前后面的法向力;Bi，j，Bi+1，j，F(xiàn)i,j，F(xiàn)i,j+1分別為條柱4個(gè)側(cè)面上的橫向剪力;Ci，j，Ci+1，j，Di，j，Di，j+1分別為條柱4個(gè)側(cè)面上的豎向剪力;Pi，j為頂板壓力;Gi，j為條柱自身重力;Si，j，Ni，j分別為滑柱滑面上的抗剪力和支撐力;γ為偽斜角;αxz，αyz分別為條柱水平斷面在xz，yz面上的夾角。

參照三維Spencer法[15]做出如下假設(shè):① 條柱底滑面由平面擬合，條柱上的作用力都經(jīng)過條柱的幾何中心;② 條柱4個(gè)側(cè)面上的橫向剪力都為0;③ 底滑面剪切力S的單位向量為(sx，sy，sz)，底滑面單位法線矢量為(nx,ny,nz);④Ai，j=f(x,y)Ci，j，Ai+1，j=f(x,y)Ci+1，j，Di，j=f(x,y)Ei，j，Di+1，j=f(x,y)Ei，j+1，其中f(x,y)是x，y的函數(shù)，分析發(fā)現(xiàn)f(x,y)的形式對穩(wěn)定性系數(shù)的影響不大[16-19]，令f(x,y)=λ，則Ai，j=λCi，j，Ai+1，j=λCi+1，j，Di，j=λEi，j，Di+1，j=λEi，j+1。根據(jù)上述假設(shè)，將條柱受力簡化如圖9(b)所示。

圖9 偽俯斜開采工作面示意Fig.9 Schematic diagram of flase dip mining working face

2.1.2 穩(wěn)定性系數(shù)求解

分別建立X，Y，Z方向的靜力平衡方程:

Ai,j-Ai+1,j+Si,jsx-Ni,jnx=0

(2)

Ei,j-Ei+1,j+Si,jsy-Ni,jny=0

(3)

Ci,j+Di,j-Ci+1,j-Di,j+1-Pi,jcosγ-

Gi,j+Si,jsz+Ni,jnz=0

(4)

分別以X,Y軸為旋轉(zhuǎn)軸，對幾何中心取矩:

Di,jc+Di,j+1c+Si,jsya-Ni,jnya=0

(5)

Ci,jb-Ci+1,jb+Si,jsxa-Ni,jnxa=0

(6)

由假設(shè)②可知，條柱Z軸的力矩自動滿足。

聯(lián)立上式可得

(7)

(8)

由摩爾庫倫強(qiáng)度理論可得

(9)

條柱底滑面面積K用任意四邊形面積公式計(jì)算得到

K=desinθ

(10)

(11)

事實(shí)上單位向量可以通過計(jì)算得出[20]，參照文獻(xiàn)[20]提供的計(jì)算方法求得底滑面剪切力s的單位向量和底滑面的單位法線矢量n:

(12)

2.2 影響條柱穩(wěn)定性因素分析

根據(jù)式(11)，通過賦值、進(jìn)行單因子分析可得條柱穩(wěn)定性系數(shù)與各影響因素之間的關(guān)系如圖10所示。其中在圖10(a)，(b)中，煤壁穩(wěn)定性系數(shù)Fs與頂板壓力P、煤體重力G近似呈現(xiàn)反比例函數(shù)關(guān)系。頂板壓力對煤壁穩(wěn)定性的影響大于煤體重力，煤體重力可以用開采高度進(jìn)行反映，開采高度越大，煤體重力越大，反之越小。隨著頂板壓力的增大，穩(wěn)定性系數(shù)減小，實(shí)際生產(chǎn)中可以通過提高初撐力、減小控頂距等減小作用在煤壁上的力;當(dāng)開采高度確定以后，煤體的重力基本不再變化，因此穩(wěn)定性系數(shù)受煤體重力這一因素變化不大。

隨著黏聚力C增加，煤壁的穩(wěn)定性系數(shù)Fs顯著增加，如圖10(c)所示。工程實(shí)踐中可以通過煤壁注漿可以提升黏聚力C，但是考慮到注漿會增加成本，并且會改變煤質(zhì)，以及增加工序和影響生產(chǎn)，所以在其他方法能夠提升煤壁的穩(wěn)定性時(shí)，不建議采取注漿的方法。煤壁穩(wěn)定性系數(shù)受煤體內(nèi)摩擦角影響顯著，隨著內(nèi)摩擦角增加，煤壁穩(wěn)定性系數(shù)隨之增加(圖10(d))。工程上可以通過在煤壁破碎帶注射馬麗散等膠結(jié)材料來改變煤壁的內(nèi)摩擦角，提升煤壁穩(wěn)定性。工作面?zhèn)胃┬苯嵌仍黾涌梢燥@著提升煤壁的穩(wěn)定性(圖10(e))。偽俯斜角度大小根據(jù)工作面長度、煤壁穩(wěn)定性、設(shè)備條件等確定，一般將上巷超前布置實(shí)現(xiàn)，超前距離15～30 m。一般當(dāng)偽俯斜角度達(dá)到15°～25°時(shí)可以保證煤壁的穩(wěn)定性。

3 采場圍巖穩(wěn)定性數(shù)值計(jì)算

3.1 模型的建立

為了更加直觀地揭示偽俯斜工作面采場圍巖的失穩(wěn)特征，以某礦急傾斜走向長壁工作面為工程背景，應(yīng)用FLAC3D數(shù)值計(jì)算軟件進(jìn)行模擬分析。工作面長110 m，上巷超前30 m，煤層平均厚度5 m，平均傾角55°，平均密度1 400 kg/m3，煤的硬度系數(shù)f=0.9。工作面直接頂為厚2.3 m的含礫粗砂巖，其上為中砂巖，厚度16.5 m，工作面底板為粗砂巖，厚17 m。

圖10 Fs與各影響因素之間的關(guān)系Fig.10 Relationship between Fs and various factors

模型尺寸150 m(x方向)×300 m(y方向)×260 m(z方向)，采用分組建模方式，模型共劃分成236 384個(gè)節(jié)點(diǎn)，212 000個(gè)單元，模型的初始位移、初始速度均為零，固定模型的左右界面、前后界面及底面，模型的上界面為自由面，開挖前經(jīng)過初始平衡計(jì)算，使模型處于原巖應(yīng)力狀態(tài)，初始模型如圖11所示，力學(xué)參數(shù)見表1。

圖11 初始模型示意Fig.11 Schematic diagram of the initial model

3.2 頂、底板位移監(jiān)測

在模型中設(shè)置監(jiān)測點(diǎn)，監(jiān)測頂?shù)装逦灰谱兓?。沿煤層頂?shù)装甯鞑贾?條測線，其中測線1和測線2布置在頂板中，測線3和測線4布置在底板中，每條測線監(jiān)測3個(gè)測點(diǎn)。測線1各個(gè)測點(diǎn)的坐標(biāo)為:測點(diǎn)11(40，60，162)、測點(diǎn)12(40，80，162)、測點(diǎn)13(40，120，162);測線2各個(gè)測點(diǎn)的坐標(biāo)為:測點(diǎn)21(100，60，92)、測點(diǎn)22(100，80，92)、測點(diǎn)23(100，140，92);測線3各個(gè)測點(diǎn)的坐標(biāo)為:測點(diǎn)31(40，60，142)、測點(diǎn)32(40，80，142)、測點(diǎn)33(40，140，142);測線4各個(gè)測點(diǎn)的坐標(biāo)為測點(diǎn)41(100，100，82)、測點(diǎn)42(100，120，82)、測點(diǎn)43(100，140，82)，測線布置如圖11所示。

表1各巖層力學(xué)參數(shù)
Table1Mechanicalparametersofeachrocklayer

巖性密度/(kg·m-3)剪切模量/GPa抗拉強(qiáng)度/MPa體積模量/GPa黏聚力/MPa內(nèi)摩擦角/(°)中砂巖2 5002.501.203.304.0036砂質(zhì)泥巖1 5004.131.105.120.8023粗砂巖2 7006.634.347.353.0440煤1 4100.820.201.730.1820粗粉砂巖2 7103.122.004.451.8031含礫粗砂巖2 6622.321.108.890.8023

3.2.1 頂板位移監(jiān)測

隨著工作面開采，頂板沿不同方向均會產(chǎn)生一定的變形量。沿x方向頂板變形量平均達(dá)到26 mm左右，沿y方向變形量平均達(dá)到3.5 mm左右，遠(yuǎn)小于前者，發(fā)現(xiàn)偽俯斜長壁工作面頂板沿傾斜方向的滑動量要遠(yuǎn)大于推進(jìn)方向;并且測線2的3個(gè)測點(diǎn)水平方向和豎直方向的位移均大于測線1的3個(gè)測點(diǎn)位移。

工作面推進(jìn)0～50 m過程中，沿x方向測點(diǎn)11、測點(diǎn)12均產(chǎn)生不同的變形量，測點(diǎn)11變形量達(dá)到3.97 mm，測點(diǎn)12變形量達(dá)到4.30 mm，測點(diǎn)13變化幅度不大，而測點(diǎn)21，22，23變形量則分別達(dá)到8.15,8.26,8.35 mm，測線2平均變形量是測線1平均變形量的2.97倍;沿y方向測點(diǎn)11，12，13變形量分別達(dá)到0.41，0.14,0.85 mm，測點(diǎn)21，22，23變形量分別達(dá)0.43,0.43,1.26 mm，同樣測線二變形量達(dá)到測線一變形量的1.5倍;沿z方向測點(diǎn)11、測點(diǎn)12變化幅度相差不大，達(dá)到20 mm左右，測點(diǎn)13變形量較小，達(dá)到7.7 mm左右，測點(diǎn)21，22，23變形量分別達(dá)到25.5，24.3，6 mm，測線2平均變形量較測線1變形量增加20%左右。工作面推進(jìn)50～100 m過程中，測線1沿x方向變形量平均達(dá)到5.73 mm，測線2變形量平均達(dá)到11.7 mm，約為測線1的2.04倍;沿y方向測線2變形量平均達(dá)到1.37 mm，為測線1平均變形量的1.7倍，沿z方向測線2平均變形量較測線1增加2 mm左右。工作面推進(jìn)100～200 m過程中，沿x，y，z方向測線2平均變形量均達(dá)到測線1變形量的1.69，1.4，1.16倍。整個(gè)開采過程中測線2中3個(gè)測點(diǎn)的變形量較大于測線1的3個(gè)測點(diǎn)變形量，監(jiān)測結(jié)果如圖12所示。

圖12 測線1,2位移監(jiān)測Fig.12 Displacement monitoring of line 1 and 2

觀測發(fā)現(xiàn)，在偽俯斜工作面頂板中，中下部測點(diǎn)沿著x和z方向的位移要比中上部大，并且總體的變形量比偽仰斜要小的多，這一點(diǎn)與偽仰斜工作面正好相反，也是偽俯斜開采采場圍巖變形量相對較小的重要體現(xiàn)。

3.2.2 底板位移監(jiān)測

工作面開采過程中，測線3和測線4變化趨勢基本一致，在推進(jìn)0～50 m過程中，測點(diǎn)31，32，33沿x方向變形量差距不大，約為0.72 mm，同樣測點(diǎn)41，42，43變形量約為1.01 mm，測線4變形量較測線3增加了40%左右;沿y方向測點(diǎn)31，32，33變形量分別達(dá)到3.15,2.57,1.98 mm，測點(diǎn)41，42，43變形量分別達(dá)到3.47，2.56，2.03 mm，測線4平均變形量較測線3變形量增加了0.1 mm左右;沿z方向測點(diǎn)31變形量達(dá)到2.7 mm，測點(diǎn)32，33變形量相差不大，約為4.2 mm，測點(diǎn)41變形量達(dá)到2.6 mm，測點(diǎn)42，43達(dá)到3.2 mm左右，測線4變形量平均值與測線3變形量平均值相差不大。工作面推進(jìn)50～100 m過程中，測線3沿x方向變形量平均達(dá)到7.28 mm，測線4變形量平均達(dá)到6.89 mm，二者相差不大;沿y方向測點(diǎn)31，32，33變形量分別達(dá)到0.46，3.04，3.16 mm，測點(diǎn)41，42，43變形量分別達(dá)到0.73,0.93，5.5 mm，測線4平均變形量較測線3增加0.17 mm;沿z方向測點(diǎn)31，32，33變形量分別達(dá)到25.2,23.4，10.5 mm，而測點(diǎn)41，42，43變形量分別達(dá)到32.4,24.2,8.6 mm，測線4平均變形量為測線3平均變形量的1.1倍。工作面推進(jìn)100～200 m過程中，測線4各個(gè)測點(diǎn)位移量大于測線3測點(diǎn)位移量。監(jiān)測結(jié)果如圖13所示。

總體看來，工作面底板變形量在y方向變化不明顯，最大變形量達(dá)到7.5 mm左右，而沿x方向，底板變形量最大達(dá)到15.8 mm左右，說明在急傾斜開采條件下，工作面底板相對容易沿傾向產(chǎn)生滑移破壞，但是偽俯斜開采工作面底板下滑量較偽仰斜開采要小的多。煤層底板的穩(wěn)定性會影響煤壁的穩(wěn)定性，不同條件的煤層、頂板及底板，煤壁的破壞模式會不同，一般呈現(xiàn)為“塑性-流動”、“擠出-滑移”、“剪切-滑移”3種主要的破壞模式。針對3種破壞模式，防治措施應(yīng)該有所區(qū)別。

圖13 測線3,4位移監(jiān)測Fig.13 Displacement monitoring of line 3 and 4

4 煤壁片幫防治技術(shù)

對于急傾斜煤層煤壁控制的關(guān)鍵是通過研發(fā)專用急傾斜工作面液壓支架、提高液壓支架初撐力、及時(shí)移架、控制工作面?zhèn)涡苯嵌鹊葘γ罕诤晚敯暹M(jìn)行控制，如果上述措施仍然不能滿足正常安全生產(chǎn)時(shí)，則要采取必要的臨時(shí)加固措施，配合整體推移刮板輸送機(jī)和棕繩柔性加固技術(shù)對其加固。

在煤壁破壞嚴(yán)重處采用煤壁超前注漿加固。鉆機(jī)垂直煤壁打孔，隨后將棕繩和環(huán)形注漿管捆綁后伸入鉆孔，環(huán)形注漿管管壁設(shè)置有一定數(shù)量的注漿孔;采用馬麗散漿液材料進(jìn)行注漿加固，注漿壓力約為3～5 MPa;為保證漿液充分?jǐn)U散并且防止漏漿，注漿孔外用紗布等將孔口堵嚴(yán)，注漿完成后注漿管不取出，因注漿管強(qiáng)度較低，不考慮其對煤壁變形的影響，注漿后形成全長錨固的柔性加固方式如圖14所示，該技術(shù)在文獻(xiàn)[12，13]中已經(jīng)有詳細(xì)的討論，并且在趙固二礦和瑞隆礦已取得成功試驗(yàn)。

圖14 柔性注漿示意Fig.14 Flexible grouting schematic

此外，在工作面進(jìn)行設(shè)備安裝時(shí)，經(jīng)常會發(fā)生底板滑移、煤壁片幫等事故，可以在開切眼布置底板鉆孔和菱形網(wǎng)進(jìn)行加固。如大遠(yuǎn)煤業(yè)三軟急傾斜煤層走向長壁工作面開切眼底板滑移嚴(yán)重，無法進(jìn)行設(shè)備的安裝，因此對底板進(jìn)行了加固。底板加固采用φ18 mm×1800 mm全螺紋等強(qiáng)錨桿，錨桿與150 mm×150 mm×10 mm托盤、350 mm×280 mm×3 mm鋼帶護(hù)板配合使用，五花布置，間排距1 300 mm×1 000 mm，全底板鋪設(shè)菱形金屬網(wǎng)，每200 mm用鐵絲連接[8]，加固效果良好，實(shí)現(xiàn)了設(shè)備安裝階段底板的穩(wěn)定。

5 結(jié) 論

(1)急傾斜煤層走向長壁工作面煤壁穩(wěn)定性受頂板破斷特征、底板穩(wěn)定性、以及煤層賦存特征影響顯著。在煤層底板較軟急傾斜工作面容易出現(xiàn)滑底顯現(xiàn)，此時(shí)煤壁容易產(chǎn)生“塑性-流動”式破壞;在硬頂板、軟煤軟底板條件下，易產(chǎn)生整體“擠出-滑移”式破壞;當(dāng)煤層底板較穩(wěn)定時(shí)，煤壁易產(chǎn)生“剪切-滑移”式破壞。

(2)基于三維Spencer法，將偽俯斜狀態(tài)下的煤壁離散成若干個(gè)條柱，建立煤體在三維狀態(tài)下的受力模型，通過三維極限平衡算法計(jì)算出局部片幫煤體在滑動破壞模式下的穩(wěn)定性系數(shù)，并對穩(wěn)定性系數(shù)進(jìn)行單因子賦值，分析發(fā)現(xiàn)頂板壓力、煤體重力與煤壁穩(wěn)定性系數(shù)近似呈反比例函數(shù)關(guān)系，而煤體的黏聚力、內(nèi)摩擦角及工作面?zhèn)涡苯桥c煤壁穩(wěn)定性系數(shù)近似呈正比例函數(shù)關(guān)系。

(3)偽俯斜開采條件下工作面煤壁中上部區(qū)域在開采過程中會產(chǎn)生以剪應(yīng)力為主的應(yīng)力集中區(qū);矸石的不均勻充填使工作面中上部區(qū)域范圍內(nèi)煤體相對容易發(fā)生破壞;工作面采用偽俯斜布置有利于提高底板和煤壁的穩(wěn)定性，還可以避免工作面飛矸發(fā)生。

(4)急傾斜煤層采場圍巖控制的關(guān)鍵是合理的巷道布置、專用工作面設(shè)備、以及良好的工作面管理等，如通過上述方法仍然不能控制煤壁片幫、冒頂、滑底現(xiàn)象，則可以考慮采用“菱形網(wǎng)+錨桿”加固底板和“棕繩柔性加固煤壁”等技術(shù)對急傾斜走向長壁工作面圍巖進(jìn)行加固。