大傾角走向長壁工作面局部充填無煤柱開采理論與技術

伍永平 ， 皇甫靖宇 ， 王紅偉 ， 胡博勝 ， 羅生虎

(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.西安科技大學理學院, 陜西 西安 710054)

大傾角煤層是國際公認的難采煤層，且多為優質稀缺煤種[1]，已探明儲量占全國煤炭儲量的10%～20%，是我國西部眾多礦井的主采煤層。經過近30 a的研究與發展，大傾角煤層長壁綜采已形成了較為完整的理論、技術與裝備體系。但仍存在安全-產效綜合效益差、資源采出率低，回采巷道應力狀態復雜，承載和抗變形能力較差[2-3]，工作面不同位置“支架-圍巖”系統的構成因素以及失穩模式不同，穩定性控制困難等系列難題[4-6]，嚴重制約了該類煤層綠色安全高效開采。

無煤柱開采作為綠色開采技術體系重要組成，經60 多年的研究與試驗，基本形成了完善的理論與技術體系[7-9]，在近水平、緩傾斜、傾斜煤層進行了成功應用，為大傾角煤層無煤柱開采提供了有益借鑒。早期的大傾角煤層無煤柱開采實踐與研究多是將近水平、緩傾斜煤層的無煤柱開采技術(沿空留巷、掘巷技術)稍作改造應用于大傾角煤層，且以大傾角煤層沿空掘巷技術居多。由于對大傾角沿空巷道及采場圍巖結構及控制原理的認知不足，在實踐中出現了巷道圍巖穩定控制困難、支護及后續維護成本高、支護設計過于依賴工程經驗等問題。近年來，隨著大傾角煤層長壁綜采理論及技術的發展和受110 工法切頂成巷技術的啟發，工程技術人員及學者發明了一些以垮落矸石自然堆積護巷為核心的大傾角沿空留巷新技術，如大傾角煤層切頂成巷技術[10-11]、大傾角煤層柔性護巷技術[12]、大傾角煤層沿空留巷弓形柔性掩護支架沿空留巷技術[13]、大傾角薄煤層新型高水材料巷旁充填沿空留巷技術[14]等，并在大傾角薄及中厚煤層礦井進行了實踐。但這些技術未在大傾角厚煤層、大采高工作面進行應用，且對于大傾角煤層長壁采場圍巖采動力學行為的調節、改造和利用不足。因此，亟需創新大傾角煤層無煤柱開采技術。

工作面“支架-圍巖”系統穩定性控制是大傾角煤層長壁開采的核心問題，諸多學者從工作面布置、巖層控制、裝備穩定性控制等角度，研發了降低工作面傾角的工作面調偽斜方法[15]、消除或降低采空區非均勻充填的多區段大范圍巖層控制方法[16]、保障工作面傾斜下部支架穩定的“傾斜直線-圓弧段/楔形段”[17]非線性布置、支架工作阻力分區域控制技術和頂煤放出量分區域控制方法[18]等，并進行了工程應用，取得了比較明顯的技術經濟和社會效益。研發兼顧工作面“支架-圍巖”系統與沿空留巷穩定性控制的無煤柱開采方法是實現大傾角煤層安全高效開采的重點發展方向。

科學利用“重力-傾角”效應進行巖層控制，是實現大傾角煤層安全高效開采的關鍵，而充填開采是常用的巖層控制技術，以往的生產實踐表明，充填體充入采空區后，能夠參與地層的自組織活動，影響采場巖層移動與應力分布[19]。因此，可將充填開采應用于大傾角煤層，通過合理充填開采設計，主動控制采場圍巖結構與應力分布特征，使之有利于大傾角工作面“支架-圍巖”系統穩定、沿空留巷留設與支護，形成大傾角無煤柱開采。隨著充填材料及充填工藝的不斷探索，充填開采取得了快速發展，具有提高采出率、降低開采損害、實現固廢利用等優點，已成為綠色開采的重要組成部分[20-21]。目前，我國煤礦應用的主要有固體充填、膏體充填、高水材料充填開采和覆巖離層注漿充填開采等幾種[22-23]。

因此，筆者基于大傾角采場圍巖采動力行為分析，提出了以運輸巷上側采空區充填控制大傾角采場頂板結構演化，改變巷道及工作面圍巖結構及應力狀態，形成沿空留巷，實現無煤柱開采，并增強工作面“支架-圍巖”系統穩定性的大傾角走向長壁工作面局部充填無煤柱開采技術構想[24]。結合大傾角走向長壁采場特點，優選了適用的充填工藝，并討論了大傾角局部充填無煤柱開采回采系統及采充工藝的特點。并采用模擬實驗、數值計算、理論分析等相結合的方法，分析局部充填作用下大傾角走向長壁采場圍巖結構穩定性，揭示了局部充填對圍巖采動力學行為的調節機制。以期豐富大傾角煤層開采巖層控制理論及技術體系，為大傾角煤層綠色安全高效開采提供有效途徑。

1 大傾角局部充填無煤柱開采科學內涵及技術路徑

1.1 大傾角采場采動力學行為分析

受“重力-傾角”效應影響，大傾角走向長壁工作面推進過程中頂板結構發生時序性、非對稱性運移演化，采動應力在頂板巖層內、層間的傳遞方式及路徑復雜[25]。圍巖應力包絡拱殼是覆巖結構應力傳遞路徑的一種表現形式，是控制圍巖結構穩定的的應力組合形態，可將采空區上覆巖層的載荷重新分配，由殼基非均勻傳遞至采場四周煤巖體并形成支承壓力(圖1(a))，導致采場不同區域巖體力學性狀與行為產生顯著差異。在此作用下，大傾角采場側向支承壓力的形式、大小及峰值位置距采空區的距離不同，使回風巷與運輸巷的圍巖應力環境及失穩特征均不相同。其中，回風巷在超前支承壓力的作用下巖體破碎不承載，支護體易失效，圍巖穩定性較差，易產生應變型破壞；而運輸巷在超前支承壓力的作用下易發生支護體受載強烈、易發生折損的應力型破壞，如圖1(d)所示。因此，大傾角采場運輸巷圍巖的應力狀態、力學性狀及行為受采場圍巖承載結構及采動應力傳遞路徑的影響。有效限制覆巖垮落運移，使工作面側向支承壓力峰值大小減弱、運輸巷圍巖穩定性增強，是大傾角沿空巷道留設與支護途徑。

圖1 大傾角長壁采場圍巖結構與礦壓顯現特征Fig.1 Surrounding rock structure and strata behavior characteristics of longwall stope with steeply dipping seam

同時，受采空區垮落矸石的非均衡約束作用，大傾角采場“關鍵域”沿工作面傾斜方向發生遷移轉化并形成傾向“梯階”結構，導致工作面“支架-圍巖”系統穩定性沿傾向分區特征明顯。當工作面后方矸石充填較滿且密實時，基本頂鉸接結構各元素兼備，“支架-圍巖”系統更為穩定。其中，工作面傾向中、上部區域頂板垮落高度較高，垮落矸石充填較少，工作面前方煤壁及頂板產生劣化并向深部蔓延，對支架的約束效應較弱，支架與頂板接觸方式與施載特征復雜，偏載、空載、架間咬擠等現象頻發，支架周期來壓強度大，工作阻力高，且離散程度較大，來壓步距較短，“支架-圍巖”系統穩定性較差；傾向下部區域矸石滑移充填滿且實，頂板垮落高度較低，工作面前方煤壁及頂板劣化程度較小，基本頂鉸接結構穩定，周期來壓強度較弱，來壓步距較長，“支架-圍巖”系統穩定性較好，如圖1(b)、(c)所示。因此，對工作面下部區域采空區下部進行人工充填，頂板運移范圍及周期來壓強度降低，則充填密實區長度增加，基本頂鉸接結構穩定的區域范圍增加，對應“支架-圍巖”系統穩定區域的長度增長，而中部完全充填區、上部部分充填區的長度減小，工作面整體“支架-圍巖”系統穩定性得以改善。

1.2 局部充填無煤柱開采技術原理

基于以上分析，提出大傾角走向長壁工作面局部充填無煤柱開采技術的構想。在工作面回采時，人工充填傾向下部采空區，約束采場傾向下部區域頂板垮落運移，分擔應力包絡拱殼傳遞的覆巖載荷。從而改變采場承載結構，減弱工作面下側支承壓力集中程度，隔絕覆巖垮落區與運輸巷，使運輸巷得以保留并作為下區段開采時的回風巷使用，取消區段煤柱，實現大傾角煤層無煤柱開采；同時減小覆巖垮落運移范圍，增大工作面傾向下部充填壓實區的長度，減小中部完全充填區及上部部分充填區長度，降低覆巖“關鍵域”層位及工作面來壓強度，提升工作面“支架-圍巖”穩定性，如圖2 所示。

圖2 技術原理Fig.2 Engineering philosophy

大傾角局部充填能夠實現無煤柱開采，且充填長度越大對工作面“支架-圍巖”系統穩定性的控制越好，但充填長度增加會導致成本增加、產效降低，故采用傾向下部充填更為合理、經濟。合理的充填體應當既能控制覆巖運移，改變采場應力分布；又能控制充填作業的工作量及成本，并保障未充填區域頂板的破斷垮落，避免采空區懸頂等災害，故充填體的設計是大傾角走向長壁工作面局部充填無煤柱開采技術的關鍵。

大傾角走向長壁工作面局部充填無煤柱開采需要解決的關鍵科學問題包括：局部充填開采基礎理論及技術、局部充填開采沿空留巷支護理論及技術與多區段局部充填開采理論，其技術路線如圖3 所示。筆者僅討論了局部充填開采基礎理論，其他部分會在日后繼續研究。

圖3 技術路線Fig.3 Technology roadmap

1.3 局部充填無煤柱開采充填工藝

根據選用的充填材料，充填開采可分為固體充填、膏體充填和高水充填等[26-28]。由于各充填方法的技術原理、工藝流程、技術優勢和適用條件不同，需要對各充填方法在大傾角走向長壁工作面局部充填無煤柱開采的適應性進行分析。

基于大傾角長壁綜采工作面系統布置可知，工作面傾向下部運輸巷端頭處布置有端頭支架、轉載機及輸送機等設備，作業空間狹小，難以布置固體充填的物料轉運系統；若將固體充填物料轉運系統布置在工作面回風巷位置，受“重力-傾角”效應影響，易導致充填的矸石產生沖擊、飛矸等問題，威脅人員與設備安全。而膏體充填和高水充填是利用管道輸送的方式，將煤矸石制備的膏狀料漿或高水材料輸送至充填區域，其管路布置對井下巷道空間利用影響較小，適用于大傾角走向長壁工作面局部充填無煤柱開采技術。

考慮到局部充填采場中充填體傾向上部為非充填頂板自然垮落區域，傾向下部為保留的運輸巷，兩側均處于自由面狀態，且運輸巷需要二次使用，故要求充填材料強度需滿足長期穩定?；诖?，確定大傾角走向長壁工作面局部充填無煤柱開采采用膏體充填方式。

1.4 局部充填無煤柱開采系統布置

大傾角局部充填無煤柱開采中，膏體充填系統的基本組成并未改變，依然為膏體制備系統、管路輸送系統和工作面充填系統，但在大傾角長壁采場應用時需進行一些調整。

膏體制備系統包括原料制備、存儲、配料、攪拌、泵送、給水、除塵、供電、自動控制等子系統，能將井下矸石運輸至破碎站進行破碎加工并緩存至矸石倉，與各種制膏材料(水泥、粉煤灰、水及添加劑等)充分攪拌均勻，制成的膏狀漿體經泵送加壓由管路輸送系統送至充填區域?？蛇x擇地面制備或井下制備兩種模式。此系統設備多，工藝復雜，且與工作面生產密切相關，需要高度自動化的控制系統作保障?？紤]到大傾角局部充填區域較短，充填膏體用量較少，要求的充填能力較小，在生產條件允許時，建議膏體制備系統采用井下制備模式。且由于大傾角煤層礦井中巷道處于不同水平，可選用井下較高水平處的廢棄巷道或聯絡巷布置膏體制備系統，以利用管路起點和終點高差勢能彌補膏體在管路輸送過程中的阻力損失，減小管道泵送壓力。

管路輸送系統用于輸送膏體至充填區域，一般采用耐磨無縫鋼管，管徑參數為內徑和壁厚，依據充填能力大小確定，輸送路線應根據具體情況確定。在大傾角局部充填無煤柱開采中，若使充填管路沿回風巷布置進入大傾角工作面，到達充填位置需穿過工作面上側未充填區，輸送路線較長，且該區域采用普通大傾角液壓支架，支護空間內作業困難，管路布置難以實現。故應將充填管路布置在運輸巷幫部，由下端頭進入工作面。

工作面充填系統布置于充填支架的行人通道內，管路由短節充填管、三通管、閘板閥等組成，早期采用剛性快速接頭連接，采充循環中需反復拆裝，后來發展出柔性連接(如萬向管節)，實現了充填管路與液壓支架的協同前移，而布料管布置根據具體充填方案進行設計。在大傾角局部充填無煤柱開采中，由于充填料受“重力-傾角”效應影響，在充填空間中會向傾向下方自流，且充填區傾向長度較短，故應將工作面充填管路末端布置于充填區上側，并采用軟管連接伸入待充填區域進行充填。

同時，大傾角采場客觀條件限制了其他生產系統的布置方式，如考慮大傾角工作面傾向上端頭區域穩定性較差，運煤轉載機體積、質量較大，運煤系統須布置于傾向下部的區段平巷；由于重力作用，排水系統也須布置于傾向下部的區段平巷；回采所需材料和設備由傾向上部平巷進入工作面，以方便工作面增減支架及運料。因而需要對大傾角煤層局部充填無煤柱采場的巷道布置與生產系統進行空間組織。

綜合考慮，大傾角煤層局部充填無煤柱工作面的開采系統可布置成后退式與前進式，其巷道布置及主要生產系統如圖4 所示。后退式開采系統的首采工作面需掘進回采巷道和開切眼，回采時充填采空區下部，保留運輸巷；后續工作面均需掘進一條平巷及開切眼。此系統中轉載運煤與巷道充填支護作業分處于下端頭前后，施工作業互不干擾；留設運輸巷經歷兩次回采超前支承壓力的擾動，充填后需進行二次支護；且后續工作面巷道掘進可探測煤層條件和地質構造的變化，掘進量較前進式大。

圖4 開采系統布置Fig.4 Mine system layout

前進式開采系統需預先掘進2 條包含多區段的平巷和連接兩者的上山。首采工作面以傾向上側的平巷為回風巷，隨回采進行局部充填及支護，形成沿空留巷，后續工作面的“采-充”及運輸巷留設作業與首采工作面相同。此系統中生產系統路線較長，巷道掘進總量低；留設巷道使用時間短，且只經歷一次超前支承壓力擾動，初期掘進的巷道使用時間較長，且一直擔負運煤、通風、排水任務；下端頭處掘巷、運輸、充填、支護等工序相互影響。高瓦斯、突出、易自燃或自燃煤層礦井不應采用此系統。

1.5 局部充填無煤柱開采采充工藝

大傾角走向長壁工作面局部充填無煤柱開采的采充工藝過程包括：割煤、推溜、移架、充填空間維護及密封、充填作業及留設巷道支護等，其回采工序為：班前準備→采煤機開機、上端頭斜切進刀自上而下割煤→采煤機自下而上清理工作面浮煤→工作面下部“采-充”支架移架推溜→充填空間維護及密封→充填→未充填區域支架自下向上移架推溜→機頭返回主機尾處斜切割煤→該位置移架推溜→下端頭端頭支架移架→下側留設巷道支護→進行下一刀。

充填空間的維護密閉和充填體的長期穩定性是保證大傾角局部充填開采沿空留巷成功的關鍵，應注意以下幾點：① 密閉裝置，當工作面下部“采-充”一體支架移架后，非充填區域還未移架，待充空間相當于一條長度僅為充填長度的開切眼(圖5)，空間內的直接頂破斷矸石與后方成型充填體上側的部分矸石會滑移(滾)，沖擊“采-充”一體支架及工作面后方運輸巷。故需研制大傾角煤層充填開采裝備及端頭擋矸充填支架等裝備，以便于封閉充填空間。② 充實率，充填過程中的充實率直接影響局部充填體的承載特征和穩定性。應等待充填空間內的巖體運動完成后，再進行充填的密封、注料作業，在工作面“采-充”一體支架及端頭支架處沿支架擋板鋪設隔離布至頂底板，阻隔漿體向工作面及運輸巷流動；并由沿待充填空間的上方進行注料充填，以充分發揮膏體的自流特性，提高大傾角長壁工作面局部充填區域的充實率。③ 移架時機，充填作業結束后，膏體已經充滿采空區，但其未凝固達到脫模條件，隔離板仍須保持隔離狀態。若此時馬上進行未充填區域工作面支架移架，則上部覆巖運移區垮落矸石滑滾沖擊，對未凝固的充填體產生側向載荷，影響充實率。故需等待采空區膏體其凝固后進行未充填區域工作面支架移架。

圖5 局部充填作業示意Fig.5 Local filling operation

2 局部充填作用下圍巖結構穩定性

2.1 基本頂變形破壞特征

以上分析可知，充填體可改變頂板巖層的受力與約束條件，影響覆巖的變形、破斷及運移。如果充填體的尺寸過小或力學性能太低，將難以控制圍巖的變形移動；若尺寸過大或充填體的力學性能過分增加，則會忽視圍巖自身的支承能力，增加充填成本。因此，應合理控制充填體尺寸及力學性能。故現采用彈性地基梁法建立基本頂受力模型，探究充填體的尺寸及力學性能對采空區基本頂巖梁變形破壞破斷特征的影響。

2.1.1 基本頂受力模型

考慮回采過程中人工充填體的被動壓縮變形，將充填體和兩側煤巖體簡化為彈性地基，沿走向取單位厚度，建立基本頂巖梁傾向力學模型，進行求解，如圖6 所示。其中，煤層傾角為α，工作面長度為L，人工充填體傾向長度為a；兩側煤巖體、充填體地基系數為k1、k2。

圖6 基本頂彈性地基梁模型Fig.6 Mechanical model of main roof

考慮本模型分析對象為基本頂巖梁，其所受載荷沿工作面傾向隨地層深度產生變化，故覆巖荷載可以簡化為沿著煤層傾斜方向向下(沿x軸負方向)線性增加的荷載q(x)，即

其中，Po為O截面處的荷載，KN/m；γ為巖層容重，kN/m3。覆巖載荷可分解為垂直及平行巖梁的載荷，為簡化計算故只考慮垂直載荷對的頂板的作用，并將其簡化表為線性函數，即q(x)cosa。

根據彈性地基理論[29]，基本頂巖梁各段(O截面下側、人工充填OA段、未充填區域、傾向上側巖梁)撓曲線方程分別為

將式(3)代入式(4)，即可確定基本頂巖梁各段的變形規律，進而可得到巖梁的撓度、彎矩和剪力等。

2.1.2 算例及分析

現以新疆焦煤集團25221 工作面為例進行分析。25221 工作面開采5 號煤，走向長度2 098 m，傾向長度100 m；煤層傾角36°～46°，平均45°；煤層厚度3.58～9.77 m，采高4.5 m；煤密度為1.35 t/m3，硬度系數0.3～0.5，采用全部垮落法管理采空區。工作面直接頂為灰白色含礫粗砂巖，厚度2.32 m；基本頂為以石英為主、抗風化能力強但層面發育的灰白色中砂巖，厚度16.59 m；直接底為粗砂巖，厚度為17.06 m。煤巖層物理力學參數見表1。

并結合已有相關研究，選取工作面長度為100 m，煤層埋深為100 m，矸石休止角為30°，煤巖體地基系數為1 000 kN/m3，基本頂巖層厚度為8 m，基本頂彈性模量為80 GPa，將以上開采參數代入模型中。

圖7 為充填體地基系數為500 kN/m3、不同充填長度條件下基本頂巖梁的撓度和彎矩，紅點為對應不同充填長度條件下基本頂巖梁撓度和彎矩的最大極值點，圖7 中陰影表示不同工況下工作面、充填體、沿空巷道及上下側煤體的位置關系，由圖7 可以看出：

圖7 不同充填長度條件下基本頂巖梁的撓度、彎矩Fig.7 Deflection and rotation diagram of rock beam under different filling length conditions

(1)各種工況中，開采擾動范圍內，基本頂巖梁在對應的未充填區域的中部存在1個撓度極值點。隨充填體傾向長度增大，基本頂懸露長度減小、撓度曲線逐漸平緩；工作面兩端部基本頂變形減少，沿空留巷處的巖梁撓度減??；中部撓度極值逐漸減小，其位置隨未充填區域的變化而向上部偏移。充填體傾向長度為20、25、33、50 m 時，中部撓度極值的絕對值分別為0.094 32、0.075 53、0.051 49、0.020 88 m，位置距充填體上端分別為37、35、33、24 m。

(2)開采擾動范圍內，基本頂巖梁受到充填體的影響有3 個彎矩極值點，分別位于工作面上側煤巖體端部、未充填區域的中部及充填體位置。未充填區域中部的基本頂巖梁彎矩極值的絕對值最大，工作面傾向上側煤巖體端頭彎矩極值點的絕對值次之、充填體區域彎矩極值點的絕對值最小。在充填長度增大過程中，基本頂彎矩極值逐漸減??；且中部極值點的位置向上側偏移，上端頭極值點稍向下側偏移。充填體傾向長度為20、25、33、50 m 時，中部彎矩極值的絕對值分別為460.24、403.56、321.09、182.72 kN·m，位置距充填體上端分別為38、33、31、24 m。各極值點的拉應力可計算求得，分別為4.91、4.30、3.42、1.95 MPa，與抗拉強度對比發現充填長度為20、25、33 m 時，基本頂巖梁發生斷裂，充填長度50 m 時，基本頂無法斷裂，覆巖垮落受限。

在本模型中地基系數即為充填體力學性能的一種表征，圖8 即為充填體傾向長度25 m(工作面長度的1/4)時，不同充填體地基系數條件下基本頂巖梁的撓度圖和彎矩圖，可以看出：

圖8 不同充填體地基系數條件下基本頂巖梁的撓度、彎矩Fig.8 Deflection and rotation diagram of rock beam under different filling body foundation system

(1)隨著充填體地基系數增大，基本頂巖梁未充填區域中部撓度極值的絕對值逐漸減小，極值位置向傾向上側偏移，極值減小與偏移的速率逐步減小，當充填體地基系數分別為300、400、500、600、700 kN/m3時，中部撓度極值的絕對值分別為0.083 41、0.078 72、0.075 53、0.073 22、0.071 40 m，位置距充填體上端分別為58、59、60、60、60 m。工作面上側端部產生輕微變形，而下側充填體區域的變形減少，說明充填體地基系數對于沿空留巷處的基本頂巖梁變形產生作用，影響巷道穩定性。

(2)隨著充填體地基系數增大，未充填區域中部的基本頂巖梁彎矩極值的絕對值逐漸減小，位置向傾向上側偏移，且其極值的絕對值一直是3 個極值點中最大的，充填體地基系數分別為300、400、500、600、700 kN/m3時，中部撓度極值的絕對值分別為442.42、411.38、403.56、397.84、393.22 m，位置距充填體上端分別為58、58、59、59、59 m。而工作面傾向上側煤巖體端頭彎矩極值點的絕對值持續減小且位置向上側偏移，充填體彎矩極值點的絕對值持續增長且位置向上側微小偏移，同時兩處彎矩極值點的絕對值的差值逐漸減小。

2.2 采場邊界煤巖體承載

工作面回采后，采場覆巖結構及采動應力傳遞路徑改變，作用于采場邊界煤巖體及采空區形成支承壓力，其分布可由彈塑性區幾何參數與應力集中系數表征；而采場邊界煤巖體所受約束可通過采場應力包絡拱殼力學模型求得[30-31]?？烧J為，邊界煤巖體達到極限平衡狀態時，其上分布的支承壓力與其受應力包絡拱殼約束的分力等效相等，故邊界煤巖體所受約束在一定程度上可表征運輸巷側煤巖體的承載特征。

在深部采空區圍巖結構的極限狀態處(即采空區覆巖走向垮落高度最高處)，沿走向取單位寬度，建立局部充填采場傾向應力拱力學模型進行分析。以A點為坐標原點，水平向右為y'軸，豎直向上為z'軸，建立如圖9 所示的沿傾向的非對稱拱AOCB力學模型，應力拱拱高為h。其中，工作面采高為H，L為跨長(L=L1+hS1+hS2，L1為工作面長度，hS1、hS2分別為傾向下、上煤柱塑性區寬度)。

圖9 傾向應力拱力學模型Fig.9 Mechanical model of stress arch along tendency

考慮本模型分析對象為采場圍巖應力拱，其所受外載應為頂板垮落結構上覆巖層的載荷，因而可將荷載簡化為均布荷載q=γHS，HS為回風巷至地表巖層厚度。并忽略了未充填區頂板垮落充填矸石的作用，而局部充填體受上部巖層結構傳遞載荷，對其有反作用，根據上文相似模擬實驗所得人工充填體底板支承壓力特征，設人工充填體對BC段的作用滿足三角形載荷分布特征，即

式中，S為人工充填體的水平投影長度，S=acosα；PA為常量。

設非對稱拱AOCB的軸線方程為z'(y')，采用截面法求其彎矩方程M(y')為

式中，FAz'、FAy'及MA'為非對稱拱AOCB拱趾A處的約束力和約束力偶。

根據拱的合理軸線理論，在圍巖自調節中形成的應力拱AOCB在極限平衡狀態時，拱軸線即為壓力線，其各截面只有軸力，而無剪力、彎矩，結合平衡方程即可求得拱趾A處FAz'、FAy'為

式中，l和f為拱頂C處至拱趾A處的水平和垂向投影距離。

將式(7)代入式(6)中，可求得拱AOCB的軸線方程為

為保證拱的穩定性，拱趾A處約束FAz'、FAy'須滿足

其中，φ為巖體內摩擦角。由式(9)及拱趾B的位置(Lcosa，Lsina)可求得未知數l、f：

將式(7)、(10)代入式(8)中可得到拱AOCB的軸線方程。

將各項參數取值并代入模型計算，當充填長度分別為50、33、25、20 m 及全部垮落法時，工作面傾向下側邊界煤巖體所受的法向約束(暨該區域支承壓力集中的等效值)的分別為170 044.61、175 511.95、180 873.22、185 129.99、209 129.13 kN。說明充填體對覆巖載荷的分擔，減小了工作面傾向下側邊界煤巖體所受約束，有利于沿空留巷圍巖的穩定。

綜合上述分析可知，充填體的尺寸及力學性能對基本頂巖梁的變形破壞及采場邊界煤巖體的承載有重要影響。隨充填長度增大，基本頂撓度及彎矩值逐漸減小，最大變形及最大彎矩位置向傾向上部遷移；工作面傾向下側邊界煤巖體頂板變形及所受約束均減小，有利于沿空留巷圍巖的穩定，但充填長度超過工作面長度的1/3 時，采空區未充填區會形成懸頂，威脅生產安全。

3 局部充填作用下圍巖變形特征

3.1 相似材料模擬實驗

為探究大傾角走向長壁工作面局部充填無煤柱開采的圍巖變形破壞特征，現進行大傾角長壁綜合機械化開采與大傾角局部充填無煤柱開采2 種方法的物理相似材料平面應力模擬對比實驗。

相似材料模擬實驗幾何相似常數為150，其余相似常數通過相似定理依次求得。依據25221 工作面地質資料及巖層物理力學參數，選用河沙作為骨料，石膏、大白粉為黏結材料，8～20 目(2.36～0.85 mm)云母粉作為分層材料，模型頂板用鐵塊進行載荷補償。由于膏體材料在充填開采全過程中的強度及彈性模量是時刻變化的，難以尋找本構關系完全相似的模擬材料，且本實驗主要研究大傾角局部充填采場深部采空區(此區域充填膏體已終凝，沿空留巷圍巖變形已穩定)傾向方向的圍巖變形規律，因而采用平均彈性模量相似的模擬材料即可滿足研究所需?？缮的Ｐ椭Ъ?，能夠進行手動升降，并安裝有壓力傳感器，可實時監測受力狀態。根據相關研究可知，相似模擬實驗中充填體的壓實變形量遠小于覆巖運移量，對實驗結果的影響較小?？稍趯嶒炛懈矌r運移穩定后，結合模型支架受力特征與充填體模擬材料所需平均彈性模量計算變形量，手動調節支架高度，即可保證平均彈性模量的相似，故而選擇可升降模型支架模擬充填體。

2 次實驗中工作面傾向長度為100 m、采高為4.5 m。第1 架實驗進行大傾角長壁綜合機械化開采，其模擬回采方案如下：首先沿傾向自上而下開挖以模擬采煤機割煤；隨割煤并逐步放入可升降模型支架，調節支架高度使其受力達到液壓支架的初撐力，當割煤完成時模型支架填滿整個工作面，此時調節支架高度使其受力達到液壓支架的工作阻力，以模擬液壓支架支護工作面；最后將模型支架抽出，模擬液壓支架移架推溜，并靜待模型垮落運移完成。

第2 架實驗進行大傾角局部充填無煤柱開采，結合上文理論分析結果，確定充填區傾向長度35 m，約為工作面長度的1/3。其模擬回采方案如下：首先進行割煤及液壓支架支護工作面步驟，方法與第1 架相同；然后將工作面傾向下側充填區內的模型支架降低，以模擬下部“采-充”支架移架推溜；之后模擬充填作業，由于實際中充填料向傾向下方自流，充填體的接頂率及充實率均較好，故實驗中將充填區內的模型支架調高，使其與頂底板接觸；后將傾向中上部未充填區域模型支架抽出，模擬液壓支架自下向上移架推溜；最后，待物理模型垮落運移完成后計算充填體變形量，手動調節支架高度，模擬充填體變形。

實驗采用PENTAX R-400NX 型光學全站儀監測采場巖層位移、采用無線壓力傳感器監測采場底板支承壓力變化規律、采用數碼攝像機拍攝記錄覆巖破壞垮落形態。

3.2 覆巖垮落運移規律

圖10 為2 種方法回采完成后的覆巖運移形態、頂板巖層位移與的采場底板傾向支承壓力分布特征，可看出：

(1)在大傾角長壁綜采的工況中，工作面回采后，頂板低位巖層破壞垮落并向下部滑移充填，中、上位巖層發生非對稱垮落運移，覆巖形成非對稱非規則殘垣形態的破壞拱，拱高46.5 m，拱趾分別位于上下側煤壁，上端拱角為55°，下端拱角為51°；拱殼內部垮落巖體形成傾斜砌體結構，結構傾向下側以回轉的垮落巖體為主，中部為充填較整齊的巖體，上側巖體堆積較雜亂，并形成了“空洞”空間。采場上下兩側煤巖體區形成側向支承壓力，上側支承壓力峰值為8.98 MPa、距回風巷18 m，下側支承壓力峰值為8.39 MPa、距運輸巷6 m；采空區為支承壓力卸壓區，由于傾向堆砌結構對覆巖的承載作用，采空區中下部仍有一定的支承壓力恢復。

(2)大傾角煤層局部充填無煤柱采場中，覆巖垮落范圍減小，并呈現出分區特征，運輸巷保留。采場下部充填區域，充填體參與地層的自組織系統和活動，其頂板巖層形成離層裂隙，但未發生破斷運移現象；充填體填補了運輸巷傾向上側的回采空間，運輸巷得到保留，且其圍巖且未發生明顯的變形破壞。采場上部未充填區域對應的覆巖破斷運移及圍巖結構特征與大傾角長壁綜采采場類似，亦形成了非對稱非規則殘垣形態的破壞拱，但關鍵層層位相應降低、破壞包絡拱范圍減小，拱高38.25 m；上拱趾位置依然處于上側煤壁，拱角為52°，下拱趾由下側煤壁轉移至人工充填體上部距邊緣，下端拱角為54°；包絡線內部同樣為垮落巖體傾向堆砌結構，其堆砌體量變小。充填體有效控制了采場結構和圍巖破壞發展，采空區傾向充填區的長度增大，工作面裝備和圍巖的穩定性提升。

(3)充填體承擔上層未破斷頂板傳遞的覆巖載荷，改變了采場應力分布狀態。采場側向支承壓力集中程度減弱，上側支承壓力峰值為6.03 MPa、距回風巷18 m，下側支承壓力峰值為5.68 MPa、距運輸巷38 m；由于充填體是被動的與彎曲下沉的頂板巖層接觸，故其支承壓力峰值位于充填體中上部，峰值大小接近原巖應力。充填體產生應力轉移與吸收的作用，使留巷傾向下側煤巖體支承壓力集中程度減弱，改善了留巷的應力狀態。

3.3 沿空巷道圍巖運移特征

圖11 為沿空留巷圍巖的垂直及水平運移特征，其中垂直向下位移為正，垂直向上位移為負；水平向右位移為正，水平向左位移為負，可看出大傾角局部充填體填補了運輸巷傾向上側因回采缺失的結構，改變了巷道圍巖的運動變形及結構特征。沿空留巷周邊巖層運移狀態較復雜但運移量較小，巷道頂部及煤柱側頂板巖層的運移對巷道的變形破壞影響較大。充填體上方基本頂巖層及其上部巖層發生較大的向右水平位移及極小的向上的垂直位移，說明基本頂巖梁沿順時針方向回轉變形，并控制其上部巖層同步運動。充填體上方的低位巖層受基本頂回轉作用，其傾向下部的低位巖層的作用向右、向下運動，而中上部的低位巖層具有運移空間，受擠壓后向右、上側的未充填區方向運動。留巷水平左側基本頂區域的巖層產生與充填區相反的向上、向左的位移，說明此位置為基本頂巖梁回轉的端部。其中距巷道較近的運移區域主要為巷道頂部低位巖層及煤柱側頂板巖層。

圖11 沿空巷道圍巖運移特征Fig.11 Migration characteristics of roadway surrounding rock

綜合上述分析可知，大傾角煤層局部充填無煤柱開采中，充填體參與地層的自組織系統和活動，限制了頂板破斷，減小覆巖運移范圍，填補了運輸巷傾向上側因回采缺失的結構，隔絕了采空區垮落巖體與運輸巷；在采場深部采空區，充填體被動承受上層未破斷頂板傳遞的覆巖載荷，所受支承壓力大小接近原巖應力大小，運輸巷傾向下部支承壓力峰值大小減弱，巷道圍巖應力狀態改善、運移量較??；同時工作面頂板垮落高度、覆巖“關鍵域”層降低，傾向下部充填區的長度增大，中、上部對應的“支架-圍巖”系統不穩定區域長度縮小。但筆者未能深入分析充填體性能對巷道圍巖變形特征的影響，對此將在今后進行研究。

4 局部充填作用下采場應力演化特征

4.1 數值計算模型

采用FLAC3D有限差分數值計算軟件，建立數值模型(圖12)，研究局部充填作用下大傾角走向長壁采場應力演化特征。模型尺寸為長×寬×高=500 m×300 m×300 m，傾角45°，工作面采高4.5 m，傾向長度100 m。為消除邊界效應，上、下側煤柱尺寸均為155 m，前、后邊界煤柱均為100 m。模型頂部為應力邊界條件，補償3 MPa 的覆巖載荷，前、后、左、右、底面施加位移約束；為Mohr-Coulomb 本構模型，設置大應變變形模式。

圖12 數值計算模型Fig.12 Numerical simulation model

充填體的尺寸及力學性能直接影響圍巖和充填體的穩定性。本模擬采用理想充填體，僅分析不同充填長度時的局部充填無煤柱采場采動應力的影響，未討論充填體的各項性能對對圍巖采動應力演化的影響，這需要在今后的研究中結合具體工程背景進行深入分析。

考慮大傾角局部充填無煤柱開采技術目的與充填成本，充填體應具備一定的尺寸，達到用較小的充填長度控制覆巖結構及工作面超前支承壓力在理想范圍的效果。本次進行大傾角長壁綜采(全部垮落法)與4 個大傾角局部充填無煤柱開采(4 個實驗中充填體傾向長度分別為50、33、25、20 m，即工作面長度的1/2、1/3、1/4、1/5)，共5 個數值模擬實驗。因相似模擬實驗結果顯示充填體中支承壓力峰值接近該位置的原巖應力，故充填體強度設定為4 MPa。為再現充填體與上覆頂板巖層共同形成承載體的過程，模擬中當模型開挖5 m(空頂)，待計算平衡再進行充填，充填計算平衡后再進行下一個步距的回采充填計算，如此循環模擬，累計走向回采300 m。

4.2 采動應力傳遞路徑

在模型采空區走向中部沿工作面傾向布置測面，提取不同煤層傾角條件下的計算結果。結合彈塑性理論，對數值計算結果進行后處理，以主應力為特征量，在圍巖應力演化的穩定區分析不同充填長度條件下頂板采動應力的傳遞演化特征，可以看出：

(1)在大傾角長壁綜采的模型中(圖13(e))，頂板應力傳遞呈現非對稱特征。覆巖至下部應力釋放區，主應力值減小，方向亦發生變化，受力狀態由雙向受壓演變為單向受拉，部分區域甚至演變為雙向受拉的區域，呈非對稱拱形。應力偏轉位置(指主應力方向未發生偏轉的臨界位置)由工作面傾向中軸線左側向其右側遷移，界線右側的覆巖載荷向傾向上側煤巖體傳遞，左側的覆巖載荷向傾向下側煤巖體傳遞。采場下部運輸巷頂板中也存在一條應力傳遞界線，其左側為工作面傾向下側煤壁，受上方應力傳遞界線左側的覆巖載荷，該區域主應力值明顯增大，方向向左側旋轉；右側為采空區頂板，受應力釋放區巖體的自重載荷，應力值明顯較小，方向垂直向下。

圖13 不同充填長度條件下傾向剖面頂板應力傳遞演化特征Fig.13 Evolution characteristics of stress transfer in inclined section roof under different filling length conditions

(2)大傾角局部充填無煤柱開采中，覆巖載荷除了向采場邊界煤體傳遞外，亦向充填體傳遞。受充填體影響，非充填區域應力釋放區范圍減小，輪廓向工作面傾斜上部區域偏移。采場下部頂板中應力傳遞特征被改變，此處的應力傳遞界線發生偏移，其右側人工充填區處的主應力值明顯增大，方向發生旋轉，并在充填體上端附近形成應力集中區，說明除充填體上方頂板的自重載荷外，部分覆巖載荷被傳遞至充填體上。

(3)大傾角局部充填無煤柱開采時，隨充填體傾向充填長度的增加，頂板非對稱拱形應力釋放區范圍逐漸減小，覆巖的應力偏轉界線逐漸向右側、向下位巖層遷移，且遷移幅度逐漸增大，界線右側的傳遞至傾向上側煤巖體的覆巖載荷逐漸減小。同時，采場下部的應力傳遞界線亦發生偏移。當充填長度較小時，應力傳遞界線位于充填體上端，其右側為自然充填區，主要受應力釋放區巖體自重載荷，主應力發生偏轉，但值較??；左側為人工充填體及傾向下側煤壁，在傾向下側煤體及充填體上端附近形成應力集中，如圖13(c)、(d)所示。當充填長度較大時，應力傳遞界線位于充填體下端，其右側為人工充填體，主應力值明顯增大，并在充填體上端附近形成應力集中；左側為傾向下側煤壁，主應力值增大，方向向左旋轉，如圖13(a)、(b)所示。

4.3 支承壓力演化特征

大傾角局部充填無煤柱采場采動應力傳遞路徑決定了充填體及采場邊界煤巖體的受載特征。圖14為不同充填長度下采場側向支承壓力演化特征，圖中陰影表示不同工況下工作面、充填體、沿空巷道及上下側煤體的位置關系，可以看出：

圖14 不同充填長度條件下采場傾向支承壓力演化特征Fig.14 Evolution characteristics of inclined abutment pressure under different filling length conditions

(1)大傾角長壁綜采的模型中，回采后采場圍巖應力重新分布，受頂板采動應力沿傾向的非對稱傳遞演化特征影響，形成了非對稱的支承壓力分布特征，采空區為支承壓力卸壓區，工作面上、下兩側煤巖體內形成支承壓力集中，且兩側集中程度及壓力峰值不同，上、下側支承壓力峰值分別為9.19、8.67 MPa，但下側支承壓力采動影響范圍大于上側。

(2)大傾角局部充填無煤柱采場中，覆巖載荷傳遞至采場邊界煤體及充填體，支承壓力分布呈現出區域化特征。充填體上形成支承壓力其應力集中峰值位于充填體上端；由于充填體對覆巖載荷的分擔，工作面上、下兩側煤巖體內的支承壓力比于全部垮落法管理采空區工況中均減小，其中靠近沿空留巷的傾向下側煤巖體內的支承壓力降低的幅度大于傾向上側。

(3)隨采場傾向充填長度的增加，充填體承擔的采場覆巖載荷逐漸增大，其上的支承壓力呈現出遞增的演化趨勢，且增幅逐漸增大，當充填體傾向長度分別為20、25、33、50 m 時，充填體上端支承壓力峰值分別為11.27、11.12、12.20、15.06 MPa；同時，傾向上、下側煤巖體內的支承壓力總體呈現出遞建的演化趨勢，且下側的減幅大于上側，當充填長度分別為20、25、33、50 m 時，傾向上側支承壓力峰值為9.07、9.09、9.04、8.88 MPa，傾向下側支承壓力峰值為8.32、8.23、8.00、7.91 MPa。

不同充填長度下工作面超前支承壓力演化特征如圖15(a)～(e)所示、工作面傾向不同區域的超前支承壓力峰值如圖15(f)所示，可以看出：

圖15 不同充填長度條件下工作面煤壁超前支承壓力演化特征Fig.15 Evolution characteristics of advance abutment pressure of coal wall in working face under different filling length conditions

(1)大傾角長壁綜采的模型中，工作面傾向不同區域的超前支承壓力存在較大差異、分布呈現出非對稱性，工作面前方支承壓力峰值傾向下部最大，中部次之，上部最小，最大支承壓力位于距回風巷70 m、距煤壁7.69 m 處，為10.06 MPa。

(2)大傾角局部充填無煤柱采場中，工作面超前支承壓力分布受充填體影響，傾向不同區域均降低，而充填體對應的煤壁傾向下部區域降低的幅度大于傾向中上部，最大支承壓力轉移至傾向中部。隨采場傾向人工充填長度的增加，工作面超前支承壓力逐漸減小，最大支承壓力的峰值逐漸降低，其位置向傾向上方轉移，充填體傾向長度分別為20、25、33、50 m 時，最大支承壓力分別為9.86、9.76、9.51、10.42 MPa，位置分別為距回風巷60.0、55.0、47.5、52.5 m。

綜合上述分析可知，大傾角煤層局部充填無煤柱開采中，充填體發揮應力吸收和轉移的作用，改變了采場圍巖應力傳遞路徑，承擔了部分覆巖載荷，采場下側支承壓力及工作面超前支承壓力均隨充填長度的增大而減小，且工作面超前支承壓力呈現出傾向下部充填區降幅最大、壓力峰值位于非充填區下部的特征，沿空留巷及工作面應力狀態得到改善。

5 討 論

大傾角煤層開采是我國一些以煤炭為主的資源型城市社會經濟的重要保障，又是西部煤炭資源開發不可忽視的重要組成部分，因而需要加強大傾角煤層開采技術創新，實現落后產能礦井升級改造。而大傾角走向長壁工作面局部充填無煤柱開采技術以采場尺度巖層控制為著眼點，進行采場圍巖結構和應力場的調控和利用，拓展了大傾角煤層無煤柱開采及工作面“支架-圍巖”系統穩定性技術，降低了開采成本，并提供了大傾角煤層礦井煤基固廢處置利用路徑。

大傾角走向長壁工作面局部充填無煤柱開采技術可改善工作面高煤壁的穩定性，防止垮落矸石對沿空巷道支護的沖擊，故可以應用于大傾角大采高綜采工作面，但無法在大傾角綜放開采工作面使用，故而其最大開采高度約為4.5 m；由于局部充填無煤柱開采中頂板斷裂線轉移至充填體傾向上部，而沿空巷道區域頂板完整、應力狀態改善，故其亦適用于圍巖地質力學條件較差的煤層。當工作面開采厚度較小時，相比于大傾角煤層切頂成巷、大傾角煤層柔性護巷等技術，局部充填無煤柱開采雖然可以增加工作面“支架-圍巖”系統穩定性，但開采充填成本更高；若工作面頂板巖層堅硬時，局部充填采場易形成懸頂，需同堅硬頂板弱化技術耦合應用。

大傾角走向長壁工作面局部充填無煤柱開采技術的理論、技術與設備還未完善，尚需在充填材料及局部充填采充系統與工藝、局部充填開采沿空留巷支護理論及技術與多區段局部充填開采理論等方面進行研究。而當未來局部充填無煤柱開采技術成熟后，也可向以下方向發展：一是擴大技術應用范圍，可研究局部充填開采與大傾角偽斜開采、大傾角分層開采等的結合，提高大傾角煤層資源回收率；二是增加技術內涵，大傾角煤層成煤環境復雜多賦存于山區，開采裂隙發育至地表會引發山體滑坡等災害及環境問題，可探索局部充填開采在開采沉陷控制方面的作用；三是拓展充填開采采場功能，助力賦煤區新能源開發與地下空間再利用。

6 結 論

(1) 提出了大傾角走向長壁工作面局部充填無煤柱開采技術構想，隨工作面推進，進行局部充填，充填體承擔部分覆巖載荷，改善運輸巷及工作面應力狀態，并形成穩定的巷幫，從而留設沿空巷道，取消區段煤柱，實現大傾角煤層無煤柱開采；同時充填體增加大傾角工作面下部充填壓實區長度，減小中部完全充填區、上部部分充填區的長度，提高“支架-圍巖”系統穩定性。

(2) 大傾角走向長壁工作面局部充填無煤柱開采技術應采用膏體充填工藝，根據大傾角長壁采場特點對充填系統及采充工藝進行調整，確定充填管路應布置在運輸巷，進而確定了前進式、后退式充填系統布置方式及采充工藝流程。

(3) 充填體影響基本頂巖梁的變形破壞及采場傾向下側煤巖體受載特征，隨充填長度增大，基本頂撓度及彎矩值、運輸巷頂板變形量及運輸巷傾向下側煤巖體所受約束均減??；為防止采空區未充填區懸頂威脅生產安全，充填長度不應超過工作面長度的1/3。

(4) 局部充填體限制工作面下部區域頂板破斷，覆巖關鍵域形成層位降低，減小覆巖運移范圍，形成穩定的巷道幫部，將采空區垮落巖體與運輸巷隔離，采場下側支承壓力峰值及沿空留巷圍巖變形量均減??；頂板垮落高度、覆巖層，工作面傾向下部充填區長度增大，中、上部圍巖結構不穩定區域長度縮小，工作面“支架-圍巖”系統穩定性提升。

(5) 局部充填改變了采場圍巖應力傳遞路徑，承擔了部分覆巖載荷，工作面下側支承壓力及超前支承壓力均隨充填長度的增大而減小，且工作面超前支承壓力呈現出傾向下部充填區降幅最大、壓力峰值位于非充填區下部的特征，沿空巷道及工作面應力狀態得到改善。