南梁煤礦近距煤層采空區下開采工作面礦壓規律研究

王 斌，張 杰，劉 輝，甄 澤，齊曉華，卓青松，吳建軍

(1.西安科技大學 能源學院，陜西 西安 710054；2.西安科技大學 西部礦井開采及災害防治教育部重點實驗室，陜西 西安 710054；3.西安科技大學 安全科學與工程學院， 陜西 西安 710054；4.陜西涌鑫礦業有限責任公司，陜西 榆林 719407；5.榆林市楊伙盤礦業有限公司，陜西 神木 719313；6.陜西煤業化工集團孫家岔龍華礦業有限公司，陜西 神木 719314)

0 引 言

榆神府礦區淺埋近距離煤層群上煤層已開采殆盡，多數礦井已逐漸進入下組煤層的開采。然而上煤層采空區遺留煤柱常常對下煤層工作面開采造成安全隱患[1]。淺埋煤層群上煤層采空區遺留煤柱對近距離下煤層開采覆巖失穩誘發動力災害機理已成為目前淺埋煤層重復開采的研究熱點之一。

以往的研究中，筆者對區段煤柱合理留設寬度及下煤層工作面過集中煤柱動載易發區域范圍進行了實驗分析[2-3]。黃慶享等分析了近淺埋煤層群下煤層開采過采空區和煤柱的礦壓顯現規律，對淺埋大采高工作面頂板破斷特征和礦壓規律進行了實測研究[4-5]。賀廣零等對采空區煤柱-頂板系統失穩機理進行了研究，得出了系統失穩的突變機制[6]。許家林、朱衛兵、鞠金峰等對淺埋煤層壓架類型[7-9]、上覆巖層關鍵層賦存特征[10-11]、結構失穩[12-13]進行了研究?；舯艿妊芯苛嘶袈鍨趁旱V3-1煤層過20 m和50 m寬傾向煤柱下開采覆巖破斷特征，得出大煤柱下開采超前支承應力較大，應力集中系數達4.44～5.0，出煤柱的動壓現象是由上下煤層應力疊加、煤柱上方倒梯形巖柱失穩與頂板垮裂運動聯合作用的所致[14-15]。楊俊哲、陳蘇社、李浩蕩等結合石圪臺3-1煤綜采面過上覆房采區和集中煤柱易發生動壓事故，對集中煤柱下動載壓架機理及防治措施進行研究，提出了提前采取爆破集中煤柱、縮短工作面長度等防治技術，避免了上下煤層基巖失穩沖擊疊加，減少了覆巖運動影響范圍和程度[16-18]。以上學者分別從煤柱穩定性、煤柱失穩機理、集中煤柱下應力分布特征等方面進行了研究，并提出了提前爆破弱化、卸壓減災為主的防治措施，然而對于厚松散層淺埋煤層復雜采空區下工作面礦壓規律及支架阻力變化的特征少見系統研究。

文中以榆神府礦區南梁煤礦30103工作面上覆2-2煤層復雜采空區為研究背景，采用相似模擬實驗對下煤層工作面過采空區、走向煤柱以及集中煤柱弱化前、后覆巖垮落特征和支架阻力特征進行研究，劃分淺埋近距離煤層復雜采空區下開采頂板動壓防控的優先次序，并結合現場礦壓監測數據進行實踐驗證。

1 工作面概況

南梁煤礦30103工作面位于3-1煤層301盤區西側，工作面走向長度1 793 m，傾向長度300 m，煤層厚度平均2.3 m，傾角0～3°，長壁綜合機械化開采，工作面選用ZY9000/14/26D型液壓支架?；卷敒?3.4 m厚的粉砂巖，直接頂為0.5～3.7 m的粉砂巖，底板為7.1 m的粉砂巖，工作面距上部2-2煤層間基巖厚度28.7～39.2 m，2-2煤早期采用長壁間歇式采煤法，工作面對拉式布置，每回采50 m為一個開采條帶，相鄰2個開采條帶間留設6 m臨時煤柱，再回采第2個開采條帶，相鄰2個開采條帶為一個開采段，留設15 m的隔離煤柱，依此類推。經過統計，20107工作面實際留設隔離煤柱尺寸最大為23.8 m，最小為6 m。開采過程中臨時煤柱隨采垮落，基本頂未垮落，地表無明顯下沉。隨著時間的推移，地表發生局部小范圍沉陷，說明部分煤柱已經失穩破壞。由于工作面布置方式的不同，20107工作面間遺留集中煤柱平均寬度40 m，長238 m，對應于30103工作面1#～136#支架，20107工作面與20109工作面間留設有15 m走向煤柱，走向煤柱距下煤層輔運順槽水平距離40 m，如圖1所示。

圖1 30103工作面煤柱分布示意Fig.1 Schematic diagram of coal pillar distribution in Working face 30103

2 實驗方案設計

2.1 模型設計

根據30103工作面覆巖柱狀圖及采空區分布情況，設計如圖2模型，模擬下煤層開采經過上覆不同采空區條件時覆巖垮落特征及支架阻力。3-1煤層埋深平均132 m，基巖厚度65 m，松散層厚度67 m。模型采用自主研發的類三維模型架，模型相似常數見表1，模型尺寸3 000 mm×1 200 mm×300 mm(長×高×寬)?？紤]模型架鋪設不宜過高，地表17 m厚黃土層采用等質量鐵磚鋪設。相似材料以河沙、黃土作為骨料，石膏、碳酸鈣作為膠結材料，與水按一定比例配制而成，分層鋪設于模型架中夯實，層間以云母粉分層，模型配比見表2。

圖2 模型設計Fig.2 Diagram of model design

表1 相似常數[19]Table 1 Similarity constant[19]

表2 模型巖層厚度及配比Table 2 Thickness and ratio of model strata

2.2 試驗步驟

步驟一：從模型左側向中間依次開采形成“間隔采空區-集中煤柱-間隔采空區”的采空區覆巖空間結構。2-2煤層左側留設邊界煤柱10 m，然后開挖50 m，留設40 m寬的傾向集中大煤柱，再開挖25 m，形成間隔采空區，于模型中部留設10 m隔離煤柱。

步驟二：從右側向中間開采形成“走向煤柱—集中煤柱—間隔采空區”的采空區覆巖空間結構。留設邊界煤柱10 m，然后沿模型寬度方向前后各開挖7.5 m，留設寬15 m，長50 m的走向煤柱，40 m傾向集中煤柱及25 m采空區，形成與模型左側相同的采空區條件。

步驟三：3-1煤從左向右回采，模擬工作面過采空區以及集中煤柱時上覆巖層垮落規律以及礦壓顯現特征。

步驟四：3-1煤從右側向左回采，模擬工作面過走向煤柱、弱化后集中煤柱時覆巖垮落規律及礦壓顯現特征。

3 實驗現象及結果分析

3.1 2-2煤開采覆巖垮落規律

依據開采步驟一、二完成2-2煤間隔式開采，為了便于描述，實驗過程表述均轉化為實際值。模型僅綜采區以及中部間隔式采空區形成局部垮落下沉，如圖3所示。2-2煤回采前垂直應力在2.1～3.8 MPa之間，2-2煤層回采完后，集中煤柱兩側支承壓力普遍增高，峰值應力達到8.4 MPa，為原巖應力的4倍。

圖3 2-2煤間隔式采空區Fig.3 Interval goaf of 2-2coal

3.2 3-1煤開采覆巖垮落規律

3.2.1 采空區下開采覆巖垮落規律

工作面推進至45 m，基本頂初次來壓，基本頂逐層破斷，與采場前后形成鉸接，覆巖懸空高度2.4 m，離層發育至覆巖上方20 m，離層跨距30 m，巖層破斷角69°，支架阻力達到8 540 kN，A測線下沉量達到1.8 m。工作面推進至51 m時，基本頂第1次周期來壓，來壓步距6 m，巖層于架前向上發生破斷，巖層破斷高度16 m，支架阻力約7 750kN。工作面推進至57 m時，第2次周期來壓，來壓強度達到8 300 kN，采動裂隙與2-2煤采空區貫通，采空區垮落跨距達37 m，兩煤層間巖層于煤壁上方產生拉伸裂隙，直接頂垮落步距6 m，基本頂巖層垮落步距16 m，裂隙傾角約75°。移架后巖層產生明顯的下沉。集中煤柱左側支承壓力增大至11.5 MPa。隨著工作面的推進，基本頂周期性破斷，工作面形成周期來壓，來壓步距6～16 m，如圖4所示。

圖4 采空區下開采覆巖垮落特征Fig.4 Collapse characteristics of overlying strata under goaf

3.2.2 集中煤柱下開采覆巖垮落規律

工作面推進至煤柱下5 m，上覆巖層裂隙向上發育至紅土層以上8 m，地表未出現明顯的位移下沉，采空區呈現“梯形”垮落帶，巖層破斷角約為73°，說明地表黃土層內部形成了拱狀承載結構。支架工作阻力達到8 554 kN，直接頂巖層發生大范圍冒落，基本頂巖層發生回轉破斷，與采空區巖層形成鉸接，覆巖沿支架上方向上產生一條貫穿裂隙。工作面進入煤柱下25 m，直接頂隨移架冒落，頂板巖層滑落失穩形成較大塊度斷裂，上覆松散層隨之產生整體下沉，工作面支架阻力瞬間增大至12 213 kN，動載系數為1.74，沿工作面煤壁向上發育一條貫通地表的破碎裂隙，裂隙貫穿于煤柱13～18 m處，巖層巖層破斷角為75°.工作面繼續推進至出煤柱7 m，頂板沿煤壁切落，上覆巖層產生整體下沉，裂隙沿工作面煤壁貫穿于煤柱邊緣采空區頂部與地表形成貫通裂隙，工作面支架阻力達到13 158 kN，動載系數為1.87，模型表面產生明顯的離層裂隙帶，地表形成高低不等的下沉盆地，兩側裂隙帶間距64 m，2-2煤采空區逐漸被壓實，巖層破斷角為76°，如圖5(c)所示。

圖5 集中煤柱下開采覆巖垮落特征Fig.5 Collapse characteristics of overlying strata under goaf

從表2巖層賦存條件，采用關鍵層理論[20]判別公式計算得出南梁煤礦30103工作面上方第5層和第11層巖層分別為關鍵層，再結合組合關鍵層判別條件對該兩巖層進行判別，計算見式(1)

(1)

經計算可知，30103工作面上覆巖層中第5，11兩層巖層滿足淺埋煤層組合關鍵層條件，并根據相關參數公式計算出組合關鍵層參數如下。

組合關鍵層厚度

hzu=44.5 m

組合關鍵層載荷

(2)

組合關鍵層周期來壓步距[21]lzu

(3)

組合關鍵層抗拉強度2.5 MPa，ψ為組合關鍵層層數影響系數，取0.65；q為松散層載荷，2.48 MPa。

根據相似模擬實驗圖5(c)及上述理論計算，建立30103工作面如圖6所示組合關鍵層斷裂巖柱失穩結構模型，圖中B1、B2分別為工作面上方兩層堅硬巖層關鍵巖塊，兩巖塊間及所夾的中間巖層組成組合關鍵層，在來壓時，兩關鍵巖塊同步破斷，形成巖柱式斷裂，2-2煤集中煤柱處于此組合關鍵層結構的中間夾層。在集中煤柱下開采過程中，由于組合關鍵層破斷厚度大，巖柱式斷裂控制整個上覆巖層的破斷移動。

圖6 組合關鍵層巖柱式斷裂失穩結構模型Fig.6 Fracture instability structure model of rock pillar in combination key strata

根據組合關鍵層理論關鍵巖柱不發生滑落失穩條件[22]

Ttanφ≥RA

(4)

帶入巖柱所受水平推力T，巖柱保持穩定所需支撐力RA，巖柱周期斷裂步距lzu得

(5)

式中 tanφ為巖柱間摩擦系數，可取0.6；[σc]為組合關鍵層單軸抗壓強度；n組合關鍵層巖層抗壓強度和抗拉強度的比值，n=10。

關鍵層斷裂巖塊回轉角度實際由采高M，直接頂厚度∑h，碎漲系數kp和斷裂巖柱長度lzu共同決定。

(6)

帶入南梁煤礦30105工作面采高M=2.1 m，∑h=4 m，kp=1.2 m，lzu=20.9 m，帶入式(6)可計算出最終回轉角α′=35°，帶入式(5)可得

(7)

式(7)與式(2)相比可知，組合關鍵層上實際承受載荷遠大于上覆巖層不發生滑落失穩的最大載荷。因此，組合關鍵層斷裂巖塊必然發生滑落失穩。即，組合關鍵層的巖柱式滑落失穩是淺埋煤層集中煤柱下開采工作面支架阻力驟增的主要原因。

3.2.3 走向煤柱下開采覆巖垮落規律

工作面推進至50 m，如圖7所示，走向煤柱下35 m，基本頂初次來壓，上覆巖層垮落至2-2煤層，冒落高度38 m，走向煤柱兩側直接頂沿工作面走向，同步產生28 m寬的回轉破斷，中部煤柱局部產生壓裂破壞，上覆巖層裂隙發育高度60 m，支架工作阻力約8 768 kN，工作面繼續推進至60 m，基本頂第2次周期來壓，支架工作阻力約8 563 kN，走向煤柱破斷寬度35 m，裂隙發育高度達到65 m，上覆巖層于支架前方向采空區側產生一條傾角約74°的破碎帶。工作面繼續推進至70 m時，支架工作阻力約8 356 kN，出走向煤柱3 m，裂層發育高度達到78 m，巖層破斷角約63°。

圖7 走向煤柱下開采覆巖垮落特征Fig.7 Collapse characteristics of overlying strata under coal pillar along strike

3.2.4 弱化后集中煤柱下開采覆巖垮落規律

為了模擬工作面過弱化后集中煤柱時礦壓顯現特征，在進入集中煤柱前進行弱化處理，釋放煤柱內部所承載的集中應力。弱化后煤柱上方直接頂產生高1 m的離層。工作面推進至弱化后煤柱14 m，支架上方至走向煤柱左邊界發育一條67°左右的破碎帶，支架阻力達到8 743 kN，動載系數為1.25。繼續推進至煤柱下19 m，巖層破斷角約72°，來壓時支架阻力達到8 550 kN，動載系數為1.22，上覆巖層破斷后與采空區垮落巖層形成鉸接，礦壓顯現緩和。繼續推進至出煤柱階段，巖層破斷角約66°～77°，來壓時支架阻力達到8 537 kN，上覆巖層破斷后與采空區垮落巖層形成鉸接，礦壓顯現緩和，下位直接頂形成無規則冒落。工作面推進至出弱化后煤柱2 m，支架工作阻力達到8 852 kN，動載系數為1.26，直接頂巖層隨著支架的前移架后冒落。工作面通過弱化后煤柱，無明顯的動載現象發生，如圖8所示。

圖8 弱化后集中煤柱下開采覆巖垮落特征Fig.8 Collapse characteristics of overlying strata under concentrated coal pillar after weakening

3.3 不同采空區下開采支架阻力分析

結合相似模擬實驗結果，對比下煤層工作面經過上覆采空區、走向煤柱、集中煤柱弱化前、后工作面開采礦壓顯現特征。采空區下支架阻力較小，但來壓時支架阻力波動較大。分析原因為上煤層已斷裂基本頂破斷位置與下煤層基本頂斷裂位置有關。上下基本頂斷裂位置對齊時，下煤層基本頂斷裂時誘發上煤層基本頂已斷裂巖塊二次失穩，覆巖載荷能夠直接傳遞至工作面支架上，造成工作面礦壓顯現劇烈，支架阻力值在8 540 kN，上下基本頂斷裂位置不對齊時，上下基本頂的非同步協調破壞能夠將部分覆巖載荷轉移至工作面支架前后煤體及矸石上，采場前后形成動態的小范圍承載應力拱，使得來壓時支架上載荷減小，礦壓顯現緩和，支架阻力值在7 750 kN。走向煤柱下開采，來壓時支架阻力平均8 560 kN，非來壓期間支架阻力平均7 000 kN，支架工作阻力較采空區下增大18%～24%，上覆巖層沿煤柱兩側形成走向破斷，煤柱壁產生片幫。分析認為15 m寬走向煤柱其內部存在較為富裕的彈性核區，在未受下煤層開采影響下能夠保持長久穩定。由于走向煤柱與工作面推進方向平行，采場前后端均存在軸向約束作用，故走向煤柱難以形成沿工作面煤壁的切落下沉。走向煤柱集中應力主要作用在煤柱下方約9臺(架寬按1.65 m計)液壓支架上，其礦壓顯現強度對工作面整體安全生產影響較小。過集中煤柱時，支架阻力普遍較大，煤柱下25 m和出煤柱7 m時發生2次動壓，支架阻力最大值達到13 158 kN，超過額定工作阻力，造成移架困難。對集中煤柱采取弱化措施后，釋放了集中煤柱內部集聚的應變能，使得來壓時上覆巖層形成非同步破壞，避免了覆巖整體失穩時發生能量瞬時釋放，對工作面支架產生沖擊，從而使得來壓時礦壓顯現緩和，支架阻力達到8 743 kN，現有支架能夠滿足生產需求。因此，現場實際生產中，工作面過集中煤柱時，應作為動載預防的主要區域，應在工作面回采前對煤柱進行弱化處理，釋放煤柱集中應力，同時在過煤柱期間加強工作面支護管理，保證支護質量，控制采高，避免動載壓架事故的發生。

4 現場實測

30103工作面開采前對工作面上方集中煤柱進行了超前預裂爆破，釋放煤柱集中應力。選取工作面過集中煤柱弱化后、走向煤柱下及采空區下支架阻力實測數據，繪制不同采動區下開采支架阻力曲線如圖9所示。采空區下基本頂周期來壓步距15 m，來壓期間支架阻力最大8 340 kN，非來壓期間支架阻力平均6 817 kN，動載系數為1.22；走向煤柱下基本頂周期來壓步距13 m，來壓期間支架阻力最大8 752 kN，非來壓期間支架阻力平均7 532 kN，動載系數為1.16；集中煤柱弱化后基本頂周期來壓步距14 m，來壓期間支架阻力最大8350 kN，非來壓期間支架阻力平均7 124 kN，動載系數為1.17?，F場實測不同采空區下支架阻力數據與相似模擬實驗結果相似，說明模擬實驗模擬現場礦壓顯現特征的可靠性，驗證了對集中煤柱超前預裂措施能夠有效地釋放煤柱集中應力，降低煤柱下開采動載壓架的風險。

圖9 不同采動區下支架阻力Fig.9 Resistance of support in different mining areas

5 結 論

1)采空區下開采時，支架阻力較小，基本頂初次來壓步距45 m，周期來壓步距6～16 m，來壓期間支架阻力最大達8 540 kN，非來壓期間支架阻力7 000 kN。

2)走向煤柱下開采，基本頂初次來壓步距50 m，周期來壓步距10～14 m，煤柱在支承壓力的作用下煤柱提前發生破壞，支架阻力較間采空區下開采時增大，來壓期間支架阻力最大達8 768 kN，非來壓期間支架阻力達7 300 kN。

3)工作面過集中煤柱時，在煤柱下25 m、出煤柱7 m覆巖產生整體垮落，易引發工作面動載礦壓，來壓期間支架最大阻力達到13 158 kN，超過額定阻力。而煤柱弱化后，支架工作阻力最大達到8 743 kN，未發生劇烈礦壓顯現。

4)對比不同采動條件下模擬開采與實際開采時覆巖垮落特，提出了復雜采空區下開采頂板動壓防控的優先次序為集中煤柱>走向煤柱>采空區。因此，現場開采過程中應結合實際生產條件對集中煤柱采取弱化預裂措施，同時加強過煤柱期間的工作面支護質量管理。