分層開采厚硬頂板覆巖結(jié)構(gòu)破壞及 移動(dòng)規(guī)律研究

康志鵬，趙 靖，段昌瑞

(1.淮河能源控股集團(tuán)有限責(zé)任公司，安徽 淮南 232001；2.煤炭開采國家工程技術(shù)研究院，安徽 淮南 232001；3.深部煤炭開采與環(huán)境保護(hù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 淮南 232001)

煤炭開采過程中，原始應(yīng)力平衡狀態(tài)由于采掘工作而失衡破壞，覆巖采動(dòng)原生裂隙擴(kuò)裂發(fā)育，采動(dòng)次生裂隙從微觀裂紋到宏觀裂縫的演變，兩者互相影響并經(jīng)歷一系列的時(shí)空演化[1]，共同形成了采動(dòng)覆巖的破壞。采掘過程中導(dǎo)致的各種工程災(zāi)害及環(huán)境問題與覆巖破壞、裂隙發(fā)育息息相關(guān)[2]。

針對(duì)采動(dòng)覆巖結(jié)構(gòu)破壞及其演化特征，學(xué)者們進(jìn)行了大量的理論和實(shí)踐研究。杜文剛[3]等利用光纖傳感技術(shù)研究覆巖運(yùn)移規(guī)律，提出了“光纖-巖體耦合系數(shù)”指標(biāo)；朱慶偉[4]等從土力學(xué)與材料力學(xué)角度出發(fā)，根據(jù)梁變形理論推算出各階段覆巖結(jié)構(gòu)的變形公式并進(jìn)行了實(shí)測(cè)驗(yàn)證；張禮[5]等構(gòu)建了裂隙場(chǎng)滲透率計(jì)算模型，通過水力學(xué)相關(guān)求解方法及現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)，進(jìn)行了間接求解；孫學(xué)陽[6]、汪長明[7]等采用相似材料模擬試驗(yàn)的方法，分別研究了特厚煤層分層及大傾角厚煤層開采條件下的覆巖運(yùn)移規(guī)律；許永祥[8]等研究了特厚堅(jiān)硬煤層超大采高工作面煤壁破壞形式；樊振立[9]等對(duì)軟弱厚黏土層覆巖采動(dòng)破壞進(jìn)行了研究，得出了其破壞所呈現(xiàn)的泥蓋效應(yīng)；張玉軍[10]等研究了急傾斜特厚煤層分層開采得到覆巖裂隙發(fā)育特征，得出了導(dǎo)水裂隙帶高度預(yù)計(jì)公式；楊國樞[11]等對(duì)近距離煤層群二次采動(dòng)條件下的覆巖破壞規(guī)律進(jìn)行了研究；韓軍[12]等對(duì)巨厚煤層分層開采軟弱覆巖破壞特征進(jìn)行了研究，得出了采厚與覆巖破壞高度正相關(guān)的結(jié)論；楊威[13]等通過數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用相結(jié)合的手段，對(duì)中厚煤層堅(jiān)硬頂板切頂卸壓自成巷技術(shù)進(jìn)行了研究；張杰[14]、盧少帥[15]等通過相似模擬的方式對(duì)淺埋近距離煤層群重復(fù)采動(dòng)條件下覆巖破壞規(guī)律進(jìn)行了研究；蔚保寧[16]、侯恩科[17]等分別利用鉆孔探測(cè)技術(shù)和數(shù)值模擬，對(duì)淺埋煤層覆巖“三帶”高度進(jìn)行了模擬和實(shí)測(cè)，給出指導(dǎo)現(xiàn)場(chǎng)方案；劉紅威[18]等研究了切頂成巷條件下采空區(qū)覆巖破壞與裂隙發(fā)育特征；張玉軍[19]等總結(jié)并分析了現(xiàn)有的覆巖破壞實(shí)測(cè)方法及相關(guān)研究進(jìn)展；疏義國[20]、吳榮新[21]等利用光纖傳感技術(shù)和電法監(jiān)測(cè)技術(shù)對(duì)覆巖破壞規(guī)律進(jìn)行了研究。但是現(xiàn)有的研究成果對(duì)于分層開采厚硬直覆頂板條件下的覆巖破壞討論較少，且厚硬頂板破壞為采動(dòng)高應(yīng)力卸荷導(dǎo)致的突然應(yīng)力釋放，區(qū)別于以往大多數(shù)軟弱破碎巖層的情況。本文以淮南礦區(qū)顧北礦分層開采厚硬頂板直覆13121上工作面為研究背景，對(duì)其結(jié)構(gòu)破壞及移動(dòng)規(guī)律進(jìn)行研究。

1 工程背景

淮南礦區(qū)主采A組煤，其中顧北礦13121上工作面為A組煤首采面，位于南一1煤采區(qū)。工作面傾向長壁布置，工作面寬205m，可采長度1049.1m，上分層采高4m；1煤平均厚度為7.8m；煤層平均傾角5°；煤層以粒狀、粉末狀為主，煤種的1/3焦煤，普氏系數(shù)為0.43～0.65，是典型軟煤。工作面老頂為細(xì)砂巖，平均厚度11.5m；直接頂為泥巖，平均厚度為0.8m；偽頂缺失；直接底為砂質(zhì)泥巖，平均厚度2.3m；老底為粉細(xì)砂巖，平均厚度5.4m。

由于A組煤不同區(qū)域厚砂巖頂板直覆，開采后易在采空區(qū)懸而不垮，來壓時(shí)步距大，積聚大量彈性能，斷裂后極易產(chǎn)生沖擊地壓，可造成高噸位液壓支架立柱桿體炸裂，同時(shí)將采空區(qū)瓦斯氣體瞬時(shí)擠出，形成巨大風(fēng)暴，對(duì)A組煤安全開采構(gòu)成了巨大威脅。而A組煤是否能夠回采成功，又決定了礦井未來的產(chǎn)量規(guī)模、經(jīng)濟(jì)效益以及服務(wù)年限。因此，迫切需要對(duì)分層開采厚砂巖頂板的結(jié)構(gòu)破壞和移動(dòng)規(guī)律進(jìn)行研究，保證生產(chǎn)安全。

2 覆巖結(jié)構(gòu)破裂形式及特征分析

2.1 覆巖力學(xué)特征

對(duì)顧北礦13131上工作面運(yùn)輸巷砂巖直覆區(qū)頂板取芯，所取范圍為煤層上方40m內(nèi)，對(duì)巖石試樣進(jìn)行物理力學(xué)性能試驗(yàn)，得出巖石的物理力學(xué)參數(shù)。

單軸壓縮實(shí)驗(yàn)以及巴西劈裂實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖1所示，其中砂巖的平均抗拉強(qiáng)度為4.9MPa，抗壓強(qiáng)度為58.5MPa，泥巖的平均抗壓強(qiáng)度為28.1MPa，抗拉強(qiáng)度為3.4MPa。試樣強(qiáng)度的離散性是由于試件內(nèi)部存在原生裂隙或者節(jié)理，影響了實(shí)驗(yàn)結(jié)果。其中，砂巖和泥巖試樣的抗拉強(qiáng)度約為抗壓強(qiáng)度的1/9，表現(xiàn)為明顯的抗壓不抗拉的特性，即巖石硬度大，脆性強(qiáng)。

圖1 巖石力學(xué)性質(zhì)分析

試件的壓縮破壞表現(xiàn)為軸向劈裂為主，如圖2所示，呈現(xiàn)“類Y型”的軸向裂隙破壞形式；試件的巴西劈裂破壞表現(xiàn)為沿徑向斷裂，破裂線平直，破裂斷面平整，產(chǎn)生極少的碎屑，為典型的脆性破壞。

圖2 試件破壞形式及裂隙演變規(guī)律

2.2 覆巖礦物成分分析

針對(duì)13121上工作面巖層柱狀，自下而上依次選取泥巖、砂質(zhì)泥巖、砂巖、細(xì)砂巖4個(gè)礦石樣品，利用衍射儀進(jìn)行分析。

通過衍射分析計(jì)算可得，泥巖和砂質(zhì)泥巖中石英(SiO2)和高嶺石(Al2Si2O5(OH)4)的相對(duì)百分含量分別為94.67%和5.33%，83.92%和16.08%。砂巖中石英(SiO2)、菱鐵礦(FeCO3)和方解石(CaCO3)的相對(duì)百分含量分別為83.71%、1.38%和16.47%；細(xì)砂巖中石英(SiO2)、菱鐵礦(FeCO3)、高嶺石(Al2Si2O5(OH)4)和方解石(CaCO3)的相對(duì)百分含量分別為85.86%、1.06%、4.00%和9.08%。

3 采動(dòng)覆巖移動(dòng)破壞規(guī)律研究

3.1 采場(chǎng)覆巖移動(dòng)規(guī)律數(shù)值模擬研究

3.1.1 數(shù)值計(jì)算模型及參數(shù)

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)條件建立FLAC3D數(shù)值模型，模型遵循Mohr-Coulomb準(zhǔn)則，側(cè)邊約束x、y方向位移，底邊約束x、y、z方向位移，側(cè)壓力系數(shù)取0.5，相關(guān)巖層的物理力學(xué)參數(shù)見表1。按13121上工作面的綜合柱狀建立FLAC3D數(shù)值分析模型，模型長×寬×高=300m×200m×65m，模擬1煤開采厚度4m。模型上邊界未模擬巖層增加13.535MPa垂直應(yīng)力作為補(bǔ)充，每次開挖步距為20m，最大推進(jìn)距離130m。

3.1.2 模擬方案

采用控制變量法，對(duì)工作面不同推進(jìn)距離下的工作面應(yīng)力分布及塑性區(qū)破壞深度進(jìn)行分析，進(jìn)而判斷頂板覆巖移動(dòng)破壞規(guī)律。

3.1.3 模擬結(jié)果分析

隨著工作面推進(jìn)，工作面應(yīng)力及塑性區(qū)分布如圖3—圖5所示。

圖3 工作面垂直應(yīng)力分布

圖4 工作面水平應(yīng)力分布

圖5 工作面塑性區(qū)破壞分布

由圖3—圖5可得：①工作面兩側(cè)煤壁前5～8m出現(xiàn)應(yīng)力集中，應(yīng)力集中系數(shù)與推進(jìn)距離呈正相關(guān)，采場(chǎng)兩端煤壁支承影響角為28°；②采場(chǎng)上覆塑性區(qū)發(fā)育高度：推進(jìn)70m時(shí)，發(fā)育高度39.2m；推進(jìn)90m時(shí)，發(fā)育高度40.5m；推進(jìn)110m時(shí)發(fā)育高度46.3m；推進(jìn)130m時(shí)發(fā)育高度58.4m并且與上部巖層貫通。工作面推進(jìn)130m塑性破壞分區(qū)：煤層頂板以上17.6m范圍特別嚴(yán)重；17.6～25.5m范圍出現(xiàn)較嚴(yán)重塑性破壞；26.7m以上塑性破壞程度一般；③工作面上覆巖層主要破壞形式為剪切破壞及拉破壞，出現(xiàn)三個(gè)剪應(yīng)力集中區(qū)，分別位于采場(chǎng)頂板上0.8m、17.6m、25.5m，從應(yīng)力云圖看各集中區(qū)之間剪應(yīng)力出現(xiàn)分離現(xiàn)象，且隨推進(jìn)距離的不斷增加，該趨勢(shì)愈加明顯，結(jié)合垂直應(yīng)力、塑性區(qū)分布說明11.6m及其下部巖層發(fā)生破壞，而其上部巖層在已破壞承載區(qū)下發(fā)生彎曲變形形成整體剪應(yīng)力分布特征，即覆巖冒落高度18.0m左右。

3.2 推進(jìn)速度對(duì)采場(chǎng)覆巖破壞影響分析

3.2.1 推進(jìn)速度對(duì)周期來壓步距的影響

煤巖體破壞區(qū)以及工作面覆巖應(yīng)力降低區(qū)與推進(jìn)速度成反比，即推進(jìn)速度過快導(dǎo)致卸壓時(shí)間短，圍巖未完全卸壓而具有較好的完整性。假設(shè)巖體為完全黏彈性體，形變時(shí)間短，總體變形量小。

基本頂?shù)母矌r載荷傳遞具有時(shí)間效應(yīng)，即老頂?shù)膶?shí)際抗壓強(qiáng)度在未充分受載和充分受載時(shí)不一致，未充分受載時(shí)相對(duì)抗壓強(qiáng)度高。載荷由于推進(jìn)時(shí)間短而無法充分傳遞，實(shí)際作用載荷減小，此時(shí)老頂周期來壓步距增大。

式中，L為周期來壓步距，m；h為基本頂巖層厚度，m；Rt為基本頂?shù)目箟簭?qiáng)度，MPa；q為作用在基本頂上的載荷及基本頂自重，MPa。

對(duì)于厚硬直覆砂巖頂板條件，工作面回采后圍巖變形破壞時(shí)間長，較快的推進(jìn)速度會(huì)導(dǎo)致老頂周期來壓步距增大，此時(shí)會(huì)增大控頂距，造成堅(jiān)硬頂板“懸而不垮”，一旦超過頂板巖層破斷極限，會(huì)引發(fā)沖擊地壓等一系列安全問題。

3.2.2 推進(jìn)速度對(duì)基本頂下沉量的影響

老頂發(fā)生“斷裂回轉(zhuǎn)-觸矸穩(wěn)定”過程中工作面的推進(jìn)長度即為來壓步距，老頂塊體回轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)如圖7所示。頂板載荷由于傳遞時(shí)間短，未能均勻分布，此時(shí)圍巖內(nèi)裂隙不發(fā)育，圍巖變形不顯著，直接頂垮落不充分，采空區(qū)的充實(shí)率較低，老頂?shù)幕剞D(zhuǎn)空間大，即圖6(b)中ΔS2大于圖6(a)中ΔS1。當(dāng)老頂開始破壞回轉(zhuǎn)下沉?xí)r，工作面來壓。較快推進(jìn)時(shí)，老頂下沉量W2大于W1，老頂觸矸穩(wěn)定所需回轉(zhuǎn)量增大，此時(shí)來壓持續(xù)長度增大，即圖6(b)中S2大于圖6(a)中S1。

來壓長時(shí)高強(qiáng)作用于煤壁會(huì)導(dǎo)致煤壁出現(xiàn)應(yīng)力集中，在淺部煤璧發(fā)生片幫等巷道橫向變形破壞，巷道收斂嚴(yán)重，增大工作量。

圖6 不同推進(jìn)速度下老頂塊體回轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)

4 厚硬直覆頂板控制技術(shù)

4.1 厚硬直覆頂板控制原理

采用砌體梁理論分析厚硬頂板直覆下的采場(chǎng)礦壓特征，利用深孔預(yù)裂爆破放頂技術(shù)，在采場(chǎng)上方采空區(qū)后方的堅(jiān)硬頂板布置鉆孔并實(shí)施爆破，而后周期來壓作用下將頂板沿預(yù)裂面切垮，減小了關(guān)鍵塊的回轉(zhuǎn)和下沉變形，可以優(yōu)化工作面頂板來壓步距和消除大面積懸頂，其方案原理如圖7所示。

圖7 厚硬直覆頂板控制方案原理

4.2 厚硬直覆頂板控制方案

在精準(zhǔn)探測(cè)頂板厚硬變化和優(yōu)選分期預(yù)裂爆破方案的基礎(chǔ)上，結(jié)合工作面頂板巖層賦存條件，確定了切眼分組遞進(jìn)式大傾角淺孔預(yù)裂炮眼布置、巷幫鉆場(chǎng)集中扇形小傾角中深孔-深孔間隔布置預(yù)裂鉆孔布置形式。

4.2.1 初采期切頂預(yù)裂爆破

工作面安裝之前，在切眼進(jìn)行深孔預(yù)裂爆破強(qiáng)制放頂，共布置4組16個(gè)鉆孔，開孔位置距離采空區(qū)1.5m，封孔距離煤層頂板高度5～7m，終孔高度在14.7～18m之間。預(yù)裂孔布置方案見表1。

表1 切眼預(yù)裂爆破孔參數(shù)

4.2.2 回采期切頂預(yù)裂爆破

通過研究臨近工作面同煤層來壓情況，結(jié)合前述研究，設(shè)計(jì)運(yùn)輸巷切頂距離為30m、回風(fēng)巷間距為15m的預(yù)裂爆破方式沿工作面兩巷鉆平行超前深孔爆破方式來強(qiáng)制放頂。

膠帶運(yùn)輸巷鉆孔每組布置4個(gè)鉆孔，孔間距1m，組間距30m，在巷道肩窩處開孔，終孔高度16m，封孔高度5m，回風(fēng)巷除組間距為15m，其余參數(shù)與運(yùn)輸巷一致。具體布置方案如圖8所示，工作面兩巷爆破孔參數(shù)見表2。

圖8 工作面兩巷爆破孔布置方案

表2 工作面兩巷爆破孔參數(shù)表(A-A剖面)

4.2.3 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果及分析

顧北礦13121工作面的開采實(shí)踐表明：采用該放頂方案后，工作面初次來壓步距由壓裂前的65m降至32.23m，周期來壓步距壓裂前的25m降至壓裂后的10.8m；工作面上、中、下來壓不同步，中部稍早于上部和下部；工作面動(dòng)載系數(shù)從上到下逐漸減小且離散型不大。通過切頂改變頂板斷裂位置至采空區(qū)側(cè)，使得基本頂及其控制的上覆巖層側(cè)向塊體旋轉(zhuǎn)下沉對(duì)巷道頂板的擾動(dòng)減弱，同時(shí)充分發(fā)揮采空區(qū)垮落矸石的碎脹支撐作用，改變了原有的高應(yīng)力環(huán)境，明顯降低了來壓強(qiáng)度和動(dòng)載影響，有效解決了頂板“懸而不垮”的難題。

5 結(jié) 論

1)以淮南礦區(qū)顧北礦13121上工作面為工程地質(zhì)背景，對(duì)其頂板覆巖進(jìn)行巖石力學(xué)實(shí)驗(yàn)與礦物成分分析。其中，砂巖和泥巖試樣的抗拉強(qiáng)度約為抗壓強(qiáng)度的1/9，表現(xiàn)為明顯的抗壓不抗拉的特性，即頂板巖石硬度大，脆性強(qiáng)。頂板巖層的組成成分為石英(SiO2)、高嶺石(Al2Si2O5(OH)4)、菱鐵礦(FeCO3)和方解石(CaCO3)。

2)通過數(shù)值模擬得到工作面兩側(cè)煤壁前5～8m出現(xiàn)應(yīng)力集中，應(yīng)力集中系數(shù)與推進(jìn)距離呈正相關(guān)，采場(chǎng)兩端煤壁支承影響角為28°。隨著工作面不斷推進(jìn)，工作面上覆巖層出現(xiàn)塑性破壞分區(qū)，其中覆巖冒落高度18.0m左右。

3)煤巖體破壞區(qū)以及工作面覆巖應(yīng)力降低區(qū)與推進(jìn)速度成反比，推進(jìn)速度過快導(dǎo)致卸壓時(shí)間短，煤巖體無法充分卸壓。在推進(jìn)較快時(shí)，來壓期間支架載荷略有增加，但是增幅不大。

4)經(jīng)過現(xiàn)場(chǎng)工業(yè)性試驗(yàn)可知，工作面初次來壓步距由壓裂前的65m降至32.23m，周期來壓步距壓裂前的25m降至壓裂后的10.8m。深孔預(yù)裂爆破放頂后實(shí)現(xiàn)了初次來壓、周期來壓步距的減少以及支架工作阻力的優(yōu)化，解決了來壓步距大、大面積懸頂?shù)拿旱V安全問題。