近距離分岔煤層底板破壞深度及規(guī)律研究

中圖分類號(hào)：TD32 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Study on the depth and pattern offloor failure in closely spaced bifurcated coal seams

LIANG Bingl2，CHEN Xintao1 （1.SchoolofMechanicsandEngineering，Liaoning Technical University，F(xiàn)uxinl23ooo，China; 2.College ofMining，Liaoning Technical University，F(xiàn)uxin 123oo0， China）

Abstract：At present，most existing formulas for calculating floor failure depth are applicable to specific floor structures.Due to the complex geological characteristics of bifurcated coal seams，the variable relative dip angles and spacing between the upperand lower seams lead to a floor structure that difers significantly from thoseconsidered in previous studies，making it difcult todirectlyapply existing formulas tocalculate the floor failuredepth.Toaddress thisissue，this study took the3-1bifurcatedcoal seaminHoluowanCoalMineasthe engineering background and derived the theoretical solutions for the maximum failure depth under three failure scenarios ofcloselyspacedbifurcatedcoalseams，basedontheplasticslipline fieldtheoryforasinglerock layer. Numerical simulations were conducted to obtain the evolution pattern of the plastic zone and the failure depth of thefloor during mining.Water injection tests were employedto measure the actual failure depth of the floor in the workingface.Theoreticalanalysis results showed that the position of therotation centerof the plastic slip line field varied with the lithology ofthe floor，leading to a sharp increase followed bya gradual decrease in the floor failure depth， which was calculated to be 13.30-17.62m . Numerical simulation results indicated that shear failure was the dominant mode，and the failure zone extended from the mudstone layer to the lower 3-l coal seam and the sandy mudstone layer.Variations in the coal-rock structure of the floor ledto changes in the failure depth，ranging from 12.36 to 16.53m ， showing a similar trend to the theoretical analysis. Field measurement results showed significant changes in water loss from borehole injection before and after mining，indicating well-developed fractures in the floor strata，with a failure depth of 13.52-17.20m .Based on the failure conditions of the floor beneath the upper 3-1 coal seam，the study classfied the roof of the lower 3-1 coal seam，and pre-control strategies were proposed to ensure safe mining of the coal seam. The field measurements verified the practicality of the plastic slip line field model for bifurcated coal seam floors.

Key words： closely spaced bifurcated coal seam; floor failure depth; plastic slip line field in a single rock layer;water injection test; roof stability; borehole water loss volume

0引言

我國(guó)煤礦資源賦存區(qū)域地質(zhì)結(jié)構(gòu)及其開(kāi)采條件趨于復(fù)雜，內(nèi)蒙古、新疆、安徽、山東等地礦區(qū)均發(fā)現(xiàn)單一厚煤層分岔為2層薄煤層而構(gòu)成近距離煤層群現(xiàn)象[1-5]。近距離煤層群上部煤層采動(dòng)引起底板出現(xiàn)塑性破壞易導(dǎo)致下煤層頂板結(jié)構(gòu)破碎，而分岔煤層動(dòng)態(tài)變化的層間距特性使得其與近距離煤層不能同一而論[6-7]。因此，揭示分岔煤層上部煤層底板破壞深度演化規(guī)律及其與層間距的關(guān)聯(lián)機(jī)制，對(duì)下分層頂板穩(wěn)定性控制及資源安全開(kāi)采具有重要的理論價(jià)值與工程意義。

諸多學(xué)者對(duì)煤層底板破壞問(wèn)題做了大量研究[8-10]，普遍認(rèn)為工作面推進(jìn)過(guò)程中，底板巖層變形破壞的主要原因是采空區(qū)圍巖向底板傳遞的支承壓力超過(guò)巖體極限承載能力。同時(shí)研究發(fā)現(xiàn)煤層開(kāi)采深度[]、不同來(lái)壓步距[12]、底板巖性效應(yīng)[13]、預(yù)留煤柱尺寸[14]等因素對(duì)底板塑性破壞深度均有影響，故部分學(xué)者基于大量的現(xiàn)場(chǎng)底板破壞深度實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，建立了多影響因素下煤層底板破壞深度的預(yù)測(cè)公式[15-17]。但利用統(tǒng)計(jì)方法進(jìn)行回歸分析得到的公式并不能充分反映煤層底板破壞機(jī)理，且對(duì)于復(fù)雜地質(zhì)條件下的破壞深度預(yù)測(cè)存在一定偏差[18]。因此，有學(xué)者運(yùn)用彈塑性力學(xué)理論等方法揭示工作面前方超前支承壓力作用下底板向采空區(qū)擠壓的剪切滑移破壞機(jī)理，并提出了單一巖層底板塑性區(qū)深度計(jì)算公式[19]。但煤層實(shí)際賦存地質(zhì)條件復(fù)雜，傳統(tǒng)單一巖層的底板塑性滑移線場(chǎng)理論與現(xiàn)場(chǎng)多巖性組合而成的復(fù)合底板巖體結(jié)構(gòu)存在差異。部分學(xué)者進(jìn)一步細(xì)化了不同底板結(jié)構(gòu)破壞深度的研究，包括傾斜煤層底板[20]、分層特性底板[21]及三層復(fù)合結(jié)構(gòu)底板[22]等。然而，現(xiàn)有研究提出的底板破壞深度計(jì)算公式多針對(duì)特定底板結(jié)構(gòu)。由于分岔煤層的地質(zhì)特征復(fù)雜，上下煤層間的相對(duì)傾角及煤層間距的變化特性導(dǎo)致其底板結(jié)構(gòu)與已有研究情形存在顯著差異，難以直接套用現(xiàn)有公式進(jìn)行底板破壞深度計(jì)算。

針對(duì)上述問(wèn)題，本文以內(nèi)蒙古神東天隆集團(tuán)股份有限公司霍洛灣煤礦3-1分岔煤層為工程背景，推導(dǎo)得到近距離分岔煤層3種破壞情況下的最大破壞深度理論解，采用數(shù)值模擬研究得到開(kāi)采過(guò)程中底板塑性區(qū)演化規(guī)律及破壞深度，并與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比驗(yàn)證，以期為分岔煤層下煤層回采方案設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)依據(jù)。

1工程概況

霍洛灣煤礦位于內(nèi)蒙古自治區(qū)鄂爾多斯市伊金霍洛旗東南，東勝煤田補(bǔ)連區(qū)之東北部。礦區(qū)內(nèi)有2-2，3-1等多個(gè)可采煤層，其中侏羅紀(jì)中下統(tǒng)延安組3-1煤層埋深為 174～235m ，受沉積環(huán)境影響，部分可采點(diǎn)分布在礦區(qū)西部形成3-1上煤層，與3-1下煤層的間距由西向東逐漸變小直至合并為一層，夾矸厚度變化范圍在 0.88～18.91m ，如圖1所示。3-1上煤層布置有31107，31120等多個(gè)工作面，可采厚度為 0.63～1.52m ，平均厚度為 1.08m ，煤層頂板以砂質(zhì)泥巖、細(xì)粒砂巖為主，次為泥巖。3-1下煤層可采厚度為 2.12～4.40m ，平均厚度為 3.78m 底板多為砂質(zhì)泥巖、砂巖，總體上煤層厚度大且變化小。當(dāng)3-1上煤層工作面推進(jìn)至煤層合并區(qū)域時(shí)，上下煤層間距較小，3-1下煤層頂板的完整性易受3-1上煤層工作面采動(dòng)影響，易發(fā)生頂板冒落等事故。為保證3-1下煤層安全開(kāi)采，需對(duì)3-1上煤層開(kāi)采擾動(dòng)下底板破壞情況開(kāi)展研究。

為便于后續(xù)理論計(jì)算及數(shù)值模擬研究，根據(jù)霍洛灣煤礦3-1分岔煤層實(shí)際分布情況將模型簡(jiǎn)化，如圖2所示。上下煤層賦存關(guān)系可分為3種類型：① 兩煤層間距為 18.9m 時(shí)為正常區(qū)域，長(zhǎng)度為 60m ○② 煤層間距逐漸減小時(shí)為漸近合并區(qū)域，長(zhǎng)度為80m 。 ③ 兩煤層間距為0，即不存在間距時(shí)為煤層合并區(qū)域，長(zhǎng)度為 40m 。紅色區(qū)域?yàn)?-1上煤層模擬開(kāi)采范圍，模擬開(kāi)切眼距離左側(cè)邊界 40m ，終采位置在煤層合并處，3-1上煤層厚度為 1.5m 。上下煤層間距最大值為 18.91m ，相對(duì)傾角為 13.3^° ，3-1下煤層厚度為 4m ，合并區(qū)域煤層厚度為 5.5m 。

2分岔煤層底板破壞深度計(jì)算

2.1單一巖層底板塑性滑移線場(chǎng)理論

為揭示工作面采動(dòng)影響下底板向采空區(qū)擠壓的剪切滑移破壞機(jī)理，張金才等[19]基于塑性滑移線場(chǎng)理論，將底板破壞問(wèn)題簡(jiǎn)化為剛性理想塑性體的平面應(yīng)變問(wèn)題。假定超前支承壓力使底板達(dá)到塑性極限狀態(tài)并發(fā)生整體滑移，則受采動(dòng)應(yīng)力作用的底板巖體可分為主動(dòng)破壞區(qū)（OAB）、過(guò)渡區(qū)（OBC）及被動(dòng)破壞區(qū)（OCD），其中主動(dòng)破壞區(qū)（OAB）和被動(dòng)破壞區(qū)（OCD）各由2條直線構(gòu)成，過(guò)渡區(qū)（OBC）滑移線分別由對(duì)數(shù)螺線和以滑移線旋轉(zhuǎn)中心點(diǎn) （o） 為起點(diǎn)的放射線組成，如圖3所示。

當(dāng)煤壁底板主動(dòng)破壞區(qū)（OAB）巖體在工作面掘進(jìn)過(guò)程所受應(yīng)力超過(guò)其最大強(qiáng)度時(shí)，底板巖體發(fā)生塑性破壞并在法向擠壓作用下發(fā)生水平方向的拉伸，變形后的巖體壓迫過(guò)渡區(qū)（OBC）巖體。過(guò)渡區(qū)（OBC）巖體繼續(xù)壓迫被動(dòng)破壞區(qū)（ oocD 巖體，巖體內(nèi)部形成連續(xù)滑線（ABECD），即破裂面的跡線。底板巖體塑性破壞區(qū)最大深度為

式中： l₂ 為煤柱塑性區(qū)寬度； φ 為底板巖層的內(nèi)摩擦角。

底板巖體塑性破壞區(qū)最大深度所在位置與工作面的水平距離為

l₀=h_mtanφ

2.2分岔煤層底板塑性滑移線場(chǎng)理論

霍洛灣煤礦3-1上煤層下方依次為泥巖層、3-1下煤層和砂質(zhì)泥巖層，漸近合并區(qū)域煤層間距h^′ 隨著回采工作面的推進(jìn)而減小，3-1上煤層的底板由單一巖層結(jié)構(gòu)逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)椤皫r-煤-巖”復(fù)合底板結(jié)構(gòu)。由塑性滑移線場(chǎng)理論可知，滑移線（ABC）穿過(guò)底板巖層時(shí)受其內(nèi)摩擦角影響發(fā)生偏轉(zhuǎn)[13]，由于底板不同巖層巖性存在差異且上下煤層存在相對(duì)傾角導(dǎo)致底板破壞深度計(jì)算問(wèn)題更加復(fù)雜，需根據(jù)底板主動(dòng)破壞區(qū)（ OAB ）深度所在層位分為3種類型展開(kāi)討論。

1）I類：主動(dòng)破壞區(qū)（ OAB ）位于泥巖層。

當(dāng)主動(dòng)破壞區(qū)（ ∣OAB∣ 點(diǎn) B 位于泥巖層時(shí)， B 點(diǎn)位置所對(duì)應(yīng)煤層間距 h_B^′ 大于主動(dòng)破壞區(qū)深度 h₀ ，即h_B^′gt;h₀ 。在單一巖層底板基礎(chǔ)上構(gòu)建分岔煤層復(fù)合底板I類塑性滑移線模型，如圖4所示，其中過(guò)渡區(qū)（OBC）滑移線先后穿過(guò)泥巖層及3-1下煤層，底板破壞區(qū)域發(fā)育至3-1下煤層頂部。

根據(jù)圖2可知，3-1上煤層與3-1下煤層存在相對(duì)傾角，則底板巖體塑性破壞區(qū)最大深度所在位置點(diǎn) E 所對(duì)應(yīng)的煤層間距 h_E^′ 滿足函數(shù)關(guān)系：

h_E^′=（l+l₀）tanβ

式中：1為工作面與煤層合并位置的距離； β 為3-1下煤層與3-1上煤層夾角。

當(dāng)主動(dòng)破壞區(qū)（OAB）處于底板泥巖層時(shí)，滑移線旋轉(zhuǎn)中心 o 并未因底板存在多種巖性而出現(xiàn)位置偏離[23]，則不考慮底板巖層對(duì)滑移線軌跡的影響。當(dāng)?shù)装鍘r體塑性破壞區(qū)最大深度 h_m 小于煤層間距h_E^′ 與3-1下煤層厚度 h^′′ 之和，即 h_mE^′+h^′′ 時(shí)，底板巖體塑性破壞區(qū)僅包含部分3-1下煤層。因此，可近似認(rèn)為I類塑性滑移線模型底板巖體塑性破壞區(qū)內(nèi)巖性單一，底板巖體塑性破壞區(qū)最大深度可通過(guò)式（1）計(jì)算。

2）Ⅱ類：主動(dòng)破壞區(qū)位于3-1下煤層。

當(dāng)主動(dòng)破壞區(qū)（ OAB^? 點(diǎn) B 位于3-1下煤層時(shí)，煤層間距 h_B^′ 、3-1下煤層厚度 h^′′ 與主動(dòng)破壞區(qū)深度h₀ 滿足關(guān)系 h_B^′0?h_B^′+h^′′ 。構(gòu)建分岔煤層復(fù)合底板Ⅱ類塑性滑移線模型，如圖5所示，此時(shí)塑性滑移線先后穿過(guò)泥巖層、3-1下煤層及砂質(zhì)泥巖層，破壞區(qū)域發(fā)育至砂質(zhì)泥巖層。

當(dāng)主動(dòng)破壞區(qū)（ OAB_? ）處于3-1下煤層時(shí)，主動(dòng)破壞區(qū)（OAB）范圍因3-1下煤層內(nèi)摩擦角而改變，導(dǎo)致滑移線旋轉(zhuǎn)中心 o 變化至 O^′ ，塑性滑移線軌跡（對(duì)數(shù)螺線）的起始半徑發(fā)生變化，則最大破壞深度需重新計(jì)算。由幾何關(guān)系可知，過(guò)渡區(qū) O^′BE 中，第1段對(duì)數(shù)螺線BC的起始半徑 ，即

式中： φ₁ 為3-1下煤層的內(nèi)摩擦角； φ₀ 為底板泥巖層的內(nèi)摩擦角; φ₂ 為底板砂質(zhì)泥巖層的內(nèi)摩擦角； θ₁ 為r₀ 和第2段對(duì)數(shù)螺線的起始半徑 r₁ 的夾角。

將式（4）代人以下方程組，可得第2段對(duì)數(shù)螺旋線 CE 起始半徑 r₁ 及夾角 θ₁ 。

在 ΔO^′G^′E 中，有

式中： d_l 為旋轉(zhuǎn)中心 O^′ 與底板最大破壞深度點(diǎn) E 的距離； θ₂ 為 r₁ 和 d₁ 的夾角。

在 ΔO^′JE 中，有

則底板破壞深度 h 為

當(dāng)dh/ dθ₂=0 時(shí)， h 達(dá)到最大破壞深度 h_m 。

將式（5）的解與式（9）代入式（8），可得底板最大破壞深度：

式中 d₂ 為新滑移線旋轉(zhuǎn)中心 O^′ 與 o 的垂直距離， m_c

當(dāng)主動(dòng)破壞區(qū)點(diǎn) B 恰好落在3-1下煤層底板上時(shí)，不存在夾角 θ₁ ，底板最大破壞深度變?yōu)?/p>

3）Ⅱ類：主動(dòng)破壞區(qū)（ OAB 位于砂質(zhì)泥巖層。

當(dāng)主動(dòng)破壞區(qū)（ OAB ）點(diǎn) B 位于砂質(zhì)泥巖層時(shí)，煤層間距 h_B^′ 、3-1下煤層厚度 h^′′ 與主動(dòng)破壞區(qū)深度h₀ 滿足關(guān)系 h₀gt;h_B^′+h^′′ 。構(gòu)建分岔煤層復(fù)合底板Ⅱ類塑性滑移線模型，如圖6所示。塑性滑移線軌跡與 I 類模型類似，但過(guò)渡區(qū)滑移線 BC 僅存在于砂質(zhì)泥巖層。

根據(jù)滑移線理論可知，主動(dòng)破壞區(qū)層位在砂質(zhì)泥巖層時(shí)，主動(dòng)破壞區(qū)的范圍再次變化，塑性滑移線偏轉(zhuǎn)需考慮砂質(zhì)泥巖層的內(nèi)摩擦角?；凭€旋轉(zhuǎn)中心 o 變化至 o ，最大深度計(jì)算推導(dǎo)思路與 I 類塑性滑移線模型相同，得到 h₀gt;h_B^′+h^′′ 時(shí)底板巖體塑性破壞區(qū)最大深度：

2.33-1上煤層底板最大破壞深度計(jì)算

霍洛灣煤礦3-1上煤層工作面超前塑性區(qū)長(zhǎng)度[24]為

式中： λ 為側(cè)向壓力系數(shù)； m 為3-1上煤層厚度; φ₄ 為3-1上煤層的內(nèi)摩擦角； k 為工作面煤壁應(yīng)力集中系數(shù)； γ 為上覆巖層的平均容重； H 為工作面埋深； Ψ_c 為煤體的黏聚力； P 為支架對(duì)煤幫的支護(hù)阻力， P=0 。

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況，煤巖層相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表1，計(jì)算得 l₂=9.02m 。

根據(jù)主動(dòng)破壞區(qū)深度 h_B^′ 、3-1下煤層厚度 h^′′ 及煤層間距 h^′ 之間的關(guān)系可知，當(dāng)工作面推進(jìn)至0～64.3，64.3～82.4，82.4～100m 時(shí)，3-1上煤層采動(dòng)影響下底板分別屬于不同破壞類型，可利用式（1）式（10）及式（12）計(jì)算底板破壞深度，結(jié)果見(jiàn)表2。

當(dāng)工作面推進(jìn)距離小于 64.3m 時(shí)，即層間距大于 13.17m 時(shí)，底板呈現(xiàn)I類破壞。位于煤壁下方的泥巖在超前支承壓力作用下發(fā)生塑性破壞，并在法向擠壓下發(fā)生水平方向的拉伸變形，巖層內(nèi)部出現(xiàn)壓裂、剪切等微裂隙形式的損傷，最大破壞深度為13.3m 。當(dāng)工作面推進(jìn)至 65m 時(shí)，塑性破壞區(qū)在3-1下煤層完全發(fā)育并逐漸擴(kuò)展至砂質(zhì)泥巖層，底板向Ⅱ類破壞演化，主動(dòng)破壞區(qū)包括泥巖層及3-1下煤層。原處于煤壁下方的泥巖現(xiàn)處于采空區(qū)下方，其應(yīng)力環(huán)境不再由超前支承壓力主導(dǎo)，而是在主動(dòng)破壞區(qū)內(nèi)巖體的擠壓下向采空區(qū)內(nèi)滑移。在壓縮-拉伸-剪切交替演化的復(fù)合應(yīng)力路徑作用下，3-1下煤層頂板泥巖內(nèi)部裂隙網(wǎng)絡(luò)加速擴(kuò)展并形成貫通結(jié)構(gòu)，致使巖層完整性顯著下降。當(dāng)工作面推進(jìn)至70m 時(shí)，滑移線貫穿泥巖層及3-1下煤層，泥巖、3-1下煤層及部分砂質(zhì)泥巖均受壓呈現(xiàn)向采空區(qū)內(nèi)滑移趨勢(shì)，裂隙繼續(xù)向巖層深處擴(kuò)展，最大破壞深度陡增至 17.62m 。當(dāng)工作面推進(jìn)至 85m 時(shí)，底板呈現(xiàn)Ⅱ類破壞，由于煤層間距變小，主動(dòng)破壞區(qū)發(fā)育至砂質(zhì)泥巖層。底板下方不同分層的巖性差異導(dǎo)致塑性滑移線發(fā)生偏轉(zhuǎn)，因此最大破壞深度減小至15.36m 。該區(qū)域內(nèi)泥巖層厚度小且在采動(dòng)影響下?lián)p傷嚴(yán)重，作為頂板已基本失去承載能力。3-1下煤層的回采可能導(dǎo)致泥巖呈現(xiàn)碎裂化失穩(wěn)垮落特征，一經(jīng)揭露即成流動(dòng)狀態(tài)。

3分岔煤層底板破壞規(guī)律數(shù)值模擬研究

3.1分岔煤層模型建立及開(kāi)挖

以霍洛灣煤礦3-1上煤層31120工作面為研究對(duì)象，模擬工作面的采深、采寬、采高分別為231，

120， 1.5m ，根據(jù)圖2建立 180m×150m×100m （長(zhǎng) x 寬 × 高）的數(shù)值模型，其中3-1煤層分岔角度為 13.3^° ，如圖7所示。根據(jù)煤層埋深，對(duì)模型頂部施加 4.32MPa 的均布載荷，用于模擬上覆巖層自重，同時(shí)對(duì)除頂部邊界外的其余界面施加固定位移約束。工作面切眼距模型左邊界 40m ，模擬開(kāi)采步距為 2m ，終采線為分岔煤層合并位置。模擬選用內(nèi)置Mohr-Coulomb模型，煤巖層力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表3。

3.23-1上煤層底板破壞區(qū)域演化規(guī)律分析

工作面中線位置不同推進(jìn)距離下底板塑性破壞區(qū)演化規(guī)律如圖8所示?？煽闯龉ぷ髅嫱七M(jìn)后形成的采空區(qū)導(dǎo)致圍巖卸壓產(chǎn)生拉應(yīng)力，直接頂和直接底出現(xiàn)剪切-拉伸復(fù)合破壞。由于煤層開(kāi)采高度僅為 1.5m ，且砂質(zhì)泥巖抗拉強(qiáng)度及內(nèi)摩擦角小于細(xì)粒砂巖，所以頂板塑性區(qū)主要在砂質(zhì)泥巖層發(fā)育，高度為 3m_o3-1 上煤層采空區(qū)底板受超前支承壓力影響出現(xiàn)大范圍剪切破壞區(qū)，切眼側(cè)及工作面前方底板破壞程度更顯著。工作面推進(jìn)至 20m 時(shí)，底板塑性破壞區(qū)在超前支承壓力影響下充分發(fā)育，破壞深度逐步增加至 12.58m 后趨于穩(wěn)定。工作面推進(jìn) 0～44m 時(shí)，底板破壞為泥巖破壞階段，煤層間距為 13.24～ 18.91m ，最大破壞深度為 12.58m 。此時(shí)底板泥巖層受采動(dòng)影響發(fā)生剪切破壞，但3-1下煤層頂板未完全受到破壞。工作面推進(jìn) 44～64m 時(shí)，底板破壞由泥巖破壞階段進(jìn)入煤層破壞階段，煤層間距為8.51～13.24m ，最大破壞深度為 13.30m ，3-1下煤層頂板泥巖層和3-1下煤層均受超前支承壓力影響出現(xiàn)剪切破壞區(qū)域。工作面推進(jìn) 64～100m 時(shí)，底板破壞進(jìn)人砂質(zhì)泥巖破壞階段，煤層間距為 0～ 8.51m ，最大破壞深度為 16.53m ，底板泥巖層、3-1下煤層和砂質(zhì)泥巖層均發(fā)生剪切破壞，但破壞深度隨工作面推進(jìn)逐漸減小。

3.3理論計(jì)算與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比

將數(shù)值模擬中工作面不同推進(jìn)距離下的最大破壞深度與理論計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖9所示。模擬結(jié)果表明底板破壞深度在工作面開(kāi)采前20m 呈逐步上升的趨勢(shì)，這是由于超前支承壓力隨著采空區(qū)的擴(kuò)大而逐漸增大，導(dǎo)致底板塑性區(qū)向下發(fā)育。而基于滑移線理論構(gòu)建的分岔煤層底板破壞模型主要考慮巖層內(nèi)摩擦角的影響，故計(jì)算結(jié)果在“巖-煤”底板破壞區(qū)域內(nèi)始終為 13.3m 。工作面推進(jìn)至20m 后，數(shù)值模擬底板破壞深度不再顯著增大，穩(wěn)定在 12.36～13.16m 之間，當(dāng)工作面推進(jìn) 65～100m 時(shí)，破壞深度在 13.12～16.53m 之間并呈現(xiàn)先增大后減小的演化規(guī)律。理論結(jié)果也呈現(xiàn)出相似規(guī)律，二者在煤層漸近合并區(qū)域的破壞深度計(jì)算結(jié)果差異率在 10% 以內(nèi)。雖然計(jì)算結(jié)果與模擬結(jié)果在開(kāi)采初期存在較大偏差，但仍能反映出分岔煤層底板整體破壞趨勢(shì)，滿足對(duì)于分岔煤層漸近合并區(qū)域底板破壞深度計(jì)算的適用性要求。

4底板破壞實(shí)測(cè)及頂板預(yù)控對(duì)策

4.1底板破壞深度現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)

壓水試驗(yàn)因其具有周期短、測(cè)量準(zhǔn)確度高等優(yōu)點(diǎn)而被廣泛用于測(cè)量底板破壞深度[25-26]。以3-1上煤層31120工作面為實(shí)測(cè)對(duì)象，利用改進(jìn)的雙端封堵測(cè)漏裝置開(kāi)展壓水試驗(yàn)，通過(guò)觀察鉆孔水量變化

以分析底板破壞深度。以工作面運(yùn)輸巷作為觀測(cè)巷道，在距離煤層合并位置 5m 處斜向下施工3個(gè)觀測(cè)鉆孔ZK-1，ZK-2，ZK-3，鉆孔具體布置方案如圖10所示，鉆孔相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表4。

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，將3個(gè)鉆孔采動(dòng)前后的注水漏失量繪制成曲線，如圖11所示，通過(guò)對(duì)比開(kāi)采前后鉆孔漏失量的變化分析底板漏水深度，即底板破壞深度?？煽闯鯶K-1鉆孔采前在 20～25m 范圍內(nèi)漏失量突出，說(shuō)明該處原有裂隙較為發(fā)育，巖層其他位置裂隙在工作面回采后開(kāi)始發(fā)育，漏失量在32m 范圍內(nèi)顯著增加，增大至 8.3～25.7L/min ；ZK-2鉆孔在孔深 30m 范圍內(nèi)存在 8.3～25.7L/min 不等的漏失量，表明該范圍內(nèi)巖層受采動(dòng)影響裂隙發(fā)育充分，而孔深 30m 范圍外的零星漏水現(xiàn)象在工作面回采前已存在，表明巖層存在原生裂隙；ZK-3鉆孔在孔深 0～23m 范圍內(nèi)漏失量由原 0.5～9.6L/min 增大至 12.0～22.8L/min. ，而孔深 23m 范圍外工作面回采前后的漏失量均差小于 0.1L/min ，說(shuō)明采動(dòng)對(duì)23m 范圍內(nèi)巖層產(chǎn)生顯著影響。

工作面回采后，ZK-1，ZK-2及ZK-3鉆孔的連續(xù)漏水段長(zhǎng)度分別為 32，30，23m ，根據(jù)各鉆孔的傾角及漏水段長(zhǎng)度進(jìn)行幾何換算，可得到底板法向最大破壞深度分別為13.52，17.20， 16.26m 。結(jié)合各鉆孔在底板巖層的空間位置分析可知，底板破壞深度沿3-1上煤層工作面回采方向呈先增大后減小的規(guī)律，其變化特征與模擬和理論計(jì)算結(jié)果相吻合。

4.23-1下煤層頂板分類及預(yù)控對(duì)策

分析可知，3-1上煤層底板巖層在采動(dòng)影響下?lián)p傷產(chǎn)生塑性區(qū)，底板最大破壞深度在 13.30～ 17.62m 之間變化。為描述下煤層頂板破壞程度，定義底板巖體塑性破壞區(qū)最大深度 h_m 與上下煤層間距（204號(hào) h^′ 之比為屈服比 ψ^[27] 。根據(jù)上層煤開(kāi)采后 ψ 及 h^′ ，可將3-1下煤層受損頂板劃分為夾石假頂、碎裂頂板和塊裂頂板3類。

煤層上方頂板相當(dāng)于煤層中的夾矸，稱此類頂板為夾石假頂。3-1煤層開(kāi)采時(shí)可將層間距小于 0.5m 的分岔煤層視為同一煤層開(kāi)采，降低支護(hù)難度，避免冒頂風(fēng)險(xiǎn)。

2）碎裂頂板。當(dāng)3-1下煤層頂板的屈服比ψ?1 且煤層間距滿足 0.5m′sh_m 時(shí)（ f_s 為安全系數(shù)， f_s=1.2） ，稱此類頂板為碎裂頂板。3-1上下煤層間距為 0.5～15.96m 之間的3-1下煤層頂板屬于碎裂型頂板，該類頂板在3-1上煤層采動(dòng)影響下發(fā)育有大量貫通裂隙，完整性遭到嚴(yán)重破壞，單一被動(dòng)支護(hù)方式難以保障頂板穩(wěn)定性控制效果。可于3-1下煤層巷道布置鉆場(chǎng)，利用注漿加固技術(shù)將碎裂頂板固結(jié)為整體，提高頂板泥巖的承載能力。選用水泥-水玻璃漿作為注漿加固材料，漿液滲透半徑為10m ，注漿壓力控制在 3MPa 左右[28]。在距煤層合并處 30，60m 位置設(shè)計(jì)2個(gè)尺寸為 5m×4m×3m 的鉆場(chǎng)，鉆場(chǎng)內(nèi)布置3排共14個(gè)注漿孔。ZJ-1—ZJ-5鉆孔距頂板 0.5m ，孔深 80m ；ZJ-6—ZJ-9鉆孔距頂板 1.5m ，孔深 40m ；ZJ-10—ZJ-14鉆孔距頂板2.5m ，孔深 60m 。各鉆孔間距為 1m 。1號(hào)及2號(hào)鉆場(chǎng)內(nèi)鉆孔布置相同，通過(guò)交錯(cuò)布置鉆孔的方式確保注漿范圍能夠有效覆蓋分岔煤層漸近合并區(qū)域內(nèi)的泥巖層，具體布置方案如圖12所示，鉆孔設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表5。

1）夾石假頂。當(dāng)煤層間距 h^′?0.5m 時(shí)，3-1下

3）塊裂頂板。當(dāng)屈服比 ψlt;1 且煤層間距滿足h^′gt;13.30f_s 時(shí)，稱此類頂板為塊裂頂板。3-1煤層上下煤層間距大于 15.96m 的3-1下煤層頂板屬于塊裂頂板，3-1上煤層開(kāi)采后該頂板尚未完全損傷破壞且具備足夠的被加固巖層厚度，具有一定的承載能力。塊裂頂板破壞程度較高的區(qū)域集中于靠近采空區(qū)的淺部泥巖層，圖12布置方案中2號(hào)鉆場(chǎng)的布置能確保該范圍內(nèi)泥巖層起到加固作用。盡管塊裂頂板相對(duì)碎裂頂板更完整，但當(dāng)工作面推進(jìn)至分岔煤層漸近合并區(qū)域后，應(yīng)注意在來(lái)煤機(jī)割煤后及時(shí)伸出液壓支架護(hù)幫板并緊靠煤壁，并在采煤機(jī)前滾筒通過(guò)后及時(shí)伸出前梁支護(hù)頂板，以進(jìn)一步減小空頂面積及時(shí)間。

5結(jié)論

1）基于單一巖層塑性滑移線場(chǎng)理論，建立分岔煤層底板塑性滑移線場(chǎng)理論，將底板破壞分為3種類型進(jìn)行討論，并推導(dǎo)出最大破壞深度理論解，根據(jù)霍洛灣煤礦3-1分岔煤層工況計(jì)算得到底板破壞深度為 13.30～17.62m ，并分析發(fā)現(xiàn)塑性滑移線旋轉(zhuǎn)中心隨主動(dòng)破壞區(qū)所在層位改變而改變，導(dǎo)致破壞深度陡增隨后慢慢下降。

2）對(duì)31120工作面開(kāi)采模擬研究發(fā)現(xiàn)，煤層底板以剪切破壞為主，且隨著工作面推進(jìn)，底板歷經(jīng)泥巖、煤層及砂質(zhì)泥巖3個(gè)破壞階段。底板破壞深度受底板巖層結(jié)構(gòu)及超前支承壓力的影響，在13.12～16.53m 間變化，并呈穩(wěn)定后先增大后減小的演化規(guī)律。

3）利用壓水試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)得3-1上煤層底板破壞深度為 13.52～17.20m ，底板巖層裂隙發(fā)育充分。根據(jù)3-1上煤層底板破壞情況，對(duì)3-1下煤層頂板進(jìn)行分類，并提出頂板預(yù)控對(duì)策，以保證煤層安全開(kāi)采。現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了分岔煤層底板塑性滑移線場(chǎng)的實(shí)用性，研究成果為霍洛灣煤礦3-1下煤層的回采方案設(shè)計(jì)提供了指導(dǎo)依據(jù)。

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