許永祥,王國法,李明忠,何 明,張金虎,周昌臺,韓會軍

(1.煤炭科學研究總院 開采研究分院，北京 100013; 2.天地科技股份有限公司 開采設計事業(yè)部，北京 100013; 3.深圳大學 深地科學與綠色能源研究院，廣東 深圳 518060)

綜合機械化放頂煤開采方法(簡稱綜放開采)在厚及特厚煤層開采中具有生產(chǎn)集中、高產(chǎn)高效和對煤層厚度變化適應能力強等優(yōu)勢，在我國各大礦區(qū)得到了廣泛應用和發(fā)展[1-3]。綜放開采頂煤冒放性和運移規(guī)律是影響開采工藝和頂煤采出率的關鍵因素，破碎塊度較小或呈粉末狀的頂煤在冒放過程中呈散體流動特性，無黏結(jié)散體介質(zhì)顆粒流模型能較好地近似模擬松散破碎頂煤的流動特性，因而得到了廣泛應用。

許多學者基于散體介質(zhì)理論，采用無黏結(jié)顆粒模型對綜放開采頂煤冒放規(guī)律進行相似模擬和數(shù)值模擬研究:王家臣等[4-5]基于散體介質(zhì)理論對不同采放比、放煤步距等參數(shù)下頂煤放出體形態(tài)和冒放規(guī)律進行了多種方式的模擬研究;張錦旺等[6-7]基于BBR(煤巖分界面、頂煤放出體、頂煤采出率與含矸率)體系研究了工作面傾角對綜放開采散體頂煤放出規(guī)律的影響;于斌等[8-9]采用散體隨機介質(zhì)理論研究了頂煤的放出特征對綜放開采采出率和含矸率的影響;黃炳香等[10]采用散體模型試驗的方法對煤層頂板為極松散細砂巖條件下的放煤工藝進行了研究;楊勝利等[11]研究了散體頂煤對綜放開采支架與圍巖相互作用關系的影響;馬英等[12]以散體隨機介質(zhì)放礦理論為基礎，建立了放頂煤時間預測方法;劉長友等[13]以頂煤破斷塊度為特征量，分析了不同頂煤塊度以及頂煤塊度和矸石塊度相對差異時的煤矸流動場特征。

上述研究均以頂煤為破碎散體狀假設為前提，并以散體介質(zhì)理論研究頂煤冒放運移規(guī)律，研究結(jié)果表明散體介質(zhì)理論對于松軟或裂隙發(fā)育且易破碎為散體的煤層有較好的適用性，模擬結(jié)果與頂煤實際冒放規(guī)律相似。然而，榆神礦區(qū)埋深較淺的特厚堅硬煤層綜放開采實踐表明:常規(guī)大采高綜放(采高4.0～5.0 m)開采條件下，堅硬頂煤表現(xiàn)出整體性強、懸頂長、冒落塊度大、冒放性差的特征。堅硬煤層頂煤冒放過程若仍采用無黏結(jié)散體介質(zhì)顆粒流模型，則模擬結(jié)果與堅硬頂煤實際冒放結(jié)構(gòu)和力學特性存在較大差異，不能有效指導生產(chǎn)實踐。因而，對于冒放性差的特厚堅硬煤層而言，需考慮頂煤由整體結(jié)構(gòu)向散體結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變的演化過程。黏結(jié)顆粒力學模型(Bonded Particle Model,BPM)在采礦和巖土工程模擬中使用廣泛，應用較成熟，主要用于礦山崩落開采、邊坡穩(wěn)定和地下工程等領域[14-16]。黏結(jié)顆粒力學模型通過在散體顆粒間增加接觸黏結(jié)，可使散體顆粒形成具有整體力學特性的塊體結(jié)構(gòu)，黏結(jié)的存在使顆粒間具有抗拉和抗扭特性，能更好地模擬堅硬頂煤的塊體結(jié)構(gòu)和力學特征，模擬結(jié)果更加符合堅硬頂煤實際破碎和冒放過程。

筆者以榆神礦區(qū)金雞灘煤礦超大采高綜放開采工作面煤層賦存特征和開采技術(shù)條件為基礎，對比無黏結(jié)顆粒和黏結(jié)顆粒模型力學特性，并基于黏結(jié)顆粒模型采用Itasca公司的PFC軟件對堅硬煤層頂煤冒放結(jié)構(gòu)和覆巖結(jié)構(gòu)特征進行模擬，分析工作面支架-圍巖耦合支護系統(tǒng)穩(wěn)定性、頂煤冒放性和頂煤成拱特征，并提出相應的破煤破拱措施。

1 無黏結(jié)顆粒與黏結(jié)顆粒力學模型對比

無黏結(jié)顆粒與黏結(jié)顆粒力學模型存在差異，因而其適用范圍和模擬研究對象也不盡相同，具體分析對比如下。

1.1 無黏結(jié)顆粒力學模型

無黏結(jié)顆粒力學模型通常采用線性模型(Linear Model)[17-18]，線性模型的力學性質(zhì)通過法向和切向剛度定義(圖1)，法向接觸力為法向重疊量與法向剛度的乘積，切向接觸力則是切向相對位移所引起的剪切力的累加，能夠在一定程度上反映顆粒的荷載歷史和路徑。兩顆粒接觸時，接觸力與相對位移關系可表示為

(1)

(2)

(3)

圖1 線性模型法向和切向剛度

1.2 黏結(jié)顆粒力學模型

黏結(jié)顆粒力學模型是在無黏結(jié)顆粒力學模型基礎上在顆粒間施加黏結(jié)(類似于巖石中的膠結(jié)物)，使顆粒間具有抗拉、抗剪和抗扭的力學特性，本文黏結(jié)顆粒模型選取使用較廣泛的平行黏結(jié)模型(圖2)，黏結(jié)后的顆粒表現(xiàn)出整體塊體力學特性，外部邊界表現(xiàn)為不規(guī)則形狀塊體，而并非無黏結(jié)顆粒力學模型的單個圓形邊界。

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

(10)

(11)

(12)

平行黏結(jié)抗剪強度計算式為

(13)

1.3 無黏結(jié)顆粒與黏結(jié)顆粒力學模型對比

無黏結(jié)顆粒模型通常采用線性模型，不考慮顆粒之間的黏結(jié)作用，因而兩個接觸顆粒為獨立的圓形個體，兩顆粒間僅產(chǎn)生法向力和切向力。黏結(jié)顆粒模型通過將多個圓形顆粒黏結(jié)為塊體結(jié)構(gòu)，顆粒間除具有線性模型的法向力和切向力外，還具有由黏結(jié)所形成的抗拉和抗扭轉(zhuǎn)能力。顆粒間黏結(jié)可以在顆粒間傳遞力和力矩，而線性模型和線性接觸模型則僅僅可以傳遞接觸點的力而不能傳遞力矩。平行黏結(jié)顆粒黏結(jié)的破斷可引起塊體分離，能很好地模擬煤體和巖體破裂損傷、裂紋擴展和斷裂破壞過程。

圖3 千樹塔煤礦4.0 m大采高堅硬煤層頂煤懸頂狀態(tài)

對于松軟或裂隙發(fā)育的煤層而言，頂煤強度低、易破碎，在礦山壓力和支架反復支撐擠壓作用下容易破碎為小塊或粉末狀，具有流動特性，因而宜采用無黏結(jié)散體介質(zhì)顆粒模型進行模擬;而對于堅硬煤層而言，由于頂煤硬、強度高和整體性強，導致頂煤懸頂長、冒放性差(圖3為千樹塔煤礦4.0 m大采高工作面頂梁上方頂煤完整狀態(tài)和尾梁上方懸空狀態(tài))，冒放過程中常出現(xiàn)大塊煤堵塞放煤口，且大塊煤的流動性差，通常以滾動方式運動，如果仍采用無黏結(jié)散體顆粒模型，模擬結(jié)果與頂煤實際冒放過程存在較大差異。因此，黏結(jié)顆粒力學模型更適合堅硬煤層綜放開采的數(shù)值模擬，不僅能模擬頂煤在礦山壓力作用下的裂隙發(fā)育和結(jié)構(gòu)演化過程，而且還能模擬液壓支架尾梁擺動時的二次破煤和破拱作用。圖4為無黏結(jié)顆粒和黏結(jié)顆粒力學模型模擬結(jié)果對比圖。此外，無黏結(jié)顆粒無法模擬工作面煤壁穩(wěn)定性，因而在建模時通常不建立煤壁模型;而黏結(jié)顆粒模型不僅能模擬綜放采場覆巖結(jié)構(gòu)，而且能模擬覆巖動態(tài)失穩(wěn)時工作面煤壁穩(wěn)定性特征。

圖4 無黏結(jié)顆粒和黏結(jié)顆粒模型頂板結(jié)構(gòu)對比

圓形無黏結(jié)顆粒間的作用力分為法向和切向。法向力方向為兩顆粒中心連線，切向力方向為兩顆粒接觸點的公切線方向，因而拱結(jié)構(gòu)內(nèi)力鏈沿拱結(jié)構(gòu)內(nèi)顆粒中心連線傳遞。而黏結(jié)顆粒破壞形成的不規(guī)則邊界形狀，能更近似地模擬冒放頂煤形狀不規(guī)則的特征，與圓形顆粒相比，其力鏈的傳遞并不需要通過不規(guī)則塊體形心，不規(guī)則的外形使其更容易相互咬合成拱，且拱結(jié)構(gòu)形式更加多樣。無黏結(jié)顆粒和黏結(jié)顆粒力學模型模擬頂煤拱結(jié)構(gòu)對比如圖5所示。

圖5 無黏結(jié)顆粒和黏結(jié)顆粒力學模型成拱對比

2 黏結(jié)顆粒力學模型及液壓支架模型建模

2.1 顆粒細觀力學參數(shù)與宏觀力學參數(shù)標定

巖樣和煤樣宏觀力學參數(shù)可由實驗室試驗測得，而顆粒流計算則主要通過賦予顆粒和接觸細觀參數(shù)使巖樣和煤樣表現(xiàn)出一定的宏觀力學特性，且細觀參數(shù)與宏觀參數(shù)之間沒有直接對應關系，需采用細觀參數(shù)試算的方式進行參數(shù)標定。通?？衫脝屋S抗壓、單軸抗拉、雙軸抗壓等數(shù)值試驗，通過細觀參數(shù)的調(diào)整使數(shù)值模型的宏觀力學性質(zhì)(彈性模量、泊松比、抗拉強度、抗壓強度)與巖體實際力學性質(zhì)相近似。文獻[19-21]詳述了細觀力學參數(shù)與宏觀力學特性的標定方法。煤體和巖體宏觀力學參數(shù)和顆粒細觀力學參數(shù)見表1，2。

表1 煤體和巖體宏觀力學參數(shù)

Table 1 Macroscopic mechanical parameters of coal and rock mass

巖性抗拉強度/MPa抗壓強度/MPa彈性模量/GPa泊松比泥巖2.6555.00.26粉砂巖5.4837.90.24細粒砂巖4.2788.90.28泥巖2.3474.20.28中粒砂巖2.6424.80.27粉砂巖3.8777.60.22粗粒砂巖2.5486.20.23泥巖2.1423.90.25細粒砂巖3.1637.60.262-2上煤層1.6282.00.22

表2 顆粒模型細觀力學參數(shù)

Table 2 Mesoscopic mechanical parameters of particles model

2.2 數(shù)值模型建立及模擬過程

圖6為金雞灘煤礦特厚堅硬煤層超大采高放頂煤工作面黏結(jié)顆粒模型，同一巖層顆粒間采用平行黏結(jié)模型(Parallel Bonded Model)模擬層內(nèi)的整體層狀特性，不同巖層顆粒間采用光滑節(jié)理模型(Smooth Joint Model)模擬層間層理結(jié)構(gòu)面的力學特性，模型上方未模擬的上覆巖層采用等效載荷方式施加，模型兩側(cè)和底部邊界采用剛性墻體。

依據(jù)金雞灘煤礦一盤區(qū)東翼117超大采高綜放工作面煤層賦存特征進行建模，煤層平均厚度為10.5 m，割煤高度6.3 m，放煤高度4.2 m，工作面中部采用天地科技股份有限公司開采設計事業(yè)部設計的ZY21000/35.5/70D型兩柱掩護式放頂煤液壓支架，支架結(jié)構(gòu)如圖7所示。液壓支架工作阻力21 000 kN，最大支撐高度7.0 m。由于采用二維平面模擬，模型中垂直平面的寬度為單位長度(1.0 m)，實際液壓支架中心距為2.05 m，故模擬中液壓支架初撐力為8 272 kN，工作阻力為10 500 kN。液壓支架初撐力和工作阻力的模擬采用Fish語言編寫伺服控制函數(shù)實現(xiàn):① 支架頂梁載荷低于初撐力時，開啟伺服控制(伺服壓力為初撐力P1)并升架，直至頂梁載荷達到初撐力;② 頂梁載荷達到初撐力后，支架力學模型轉(zhuǎn)為線彈性模型，模擬支架增阻階段力學特性;③ 支架頂梁載荷超過支架工作阻力后，開啟伺服控制(伺服壓力為支架工作阻力P2)并降架，模擬支架高阻讓壓時的恒阻狀態(tài)。模擬過程中，監(jiān)測煤層和覆巖的變形、破斷、位移以及支架載荷等特征。模擬中頂煤成拱可通過尾梁擺動進行破煤破拱，使大塊頂煤順利放出，頂煤冒放完成后，及時關閉放煤口并移架。

圖7 ZY21000/3.55/70D 型兩柱掩護式放頂煤液壓支架

2.3 液壓支架承載和運動關系

根據(jù)液壓支架工作阻力特性曲線(圖8)，采用Fish語言編寫液壓支架承載-運動控制函數(shù)，實現(xiàn)液壓支架承載和運動關系的模擬。當支架頂梁承載處于初撐階段或恒阻階段時，通過伺服控制原理實現(xiàn)液壓支架頂梁承載與運動的關聯(lián);當支架處于增阻階段時，采用線彈性控制方式，即支架位移增量與頂梁載荷增量線性相關，載荷增量與位移增量的比值即為支架增阻剛度(Kz)。頂梁位置發(fā)生改變后，支架姿態(tài)發(fā)生改變，模擬過程中，每隔一定循環(huán)時步調(diào)用支架姿態(tài)控制函數(shù)，根據(jù)頂梁載荷確定頂梁的運動，采用逆向運動學(Inverse Kinematics)[22]求解并更新支架結(jié)構(gòu)位姿，姿態(tài)更新算法如圖9所示。

圖8 液壓支架工作特性曲線

圖9 支架姿態(tài)更新算法

2.4 尾梁擺動破拱的實現(xiàn)

頂煤冒放過程中會形成不同形式的拱結(jié)構(gòu)，針對拱結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性差異采用“小拱小擺，大拱大擺”的破拱對策(具體分析見后文)。尾梁擺動采用PFC軟件中旋轉(zhuǎn)命令通過Fish語言實現(xiàn)，設定旋轉(zhuǎn)中心為尾梁與掩護梁鉸接點，旋轉(zhuǎn)速度為10°/s。對于不穩(wěn)定結(jié)構(gòu)“小拱”，尾梁擺動10°～15°時，拱結(jié)構(gòu)遭到破壞，即可反方向擺動收回尾梁，避免影響煤流;對于穩(wěn)定拱結(jié)構(gòu)“大拱”，則繼續(xù)擺動至40°～45°后反向收回，對頂煤形成強擾動。

3 覆巖結(jié)構(gòu)特征與頂煤冒放結(jié)構(gòu)特征分析

3.1 覆巖垮落特征及礦壓顯現(xiàn)分析

圖10為工作面不同推進度下，頂煤冒放和覆巖垮落特征。頂煤和直接頂初次垮落步距為45～50 m，工作面推進約80 m時，下位基本頂關鍵層及其上部軟弱隨動層初次垮落，工作面推進約120 m時，上位基本頂關鍵層初次垮落。下位基本頂關鍵層可形成不穩(wěn)定砌體梁結(jié)構(gòu):由于一次采出煤層厚度大，直接頂薄，下位基本頂關鍵層下方空間充填程度低，離層空間大，所形成砌體梁結(jié)構(gòu)關鍵塊B主要依靠前、后鉸接點水平和切向作用力維持穩(wěn)定，后鉸點為已垮落觸底的穩(wěn)定下位基本頂(關鍵塊C)，而前鉸點作用處(關鍵塊A)下方為工作面近場“煤壁-支架-直接頂”不穩(wěn)定承載區(qū)，由于移架和放煤等工序擾動，造成前交接點易失穩(wěn)，導致關鍵塊B水平推力不足而發(fā)生旋轉(zhuǎn)和滑移失穩(wěn)[23]，由于下方離層區(qū)較大，失穩(wěn)后重力勢能轉(zhuǎn)化為沖擊動能，對支架-圍巖支護系統(tǒng)形成動載沖擊。上位基本頂關鍵層可形成穩(wěn)定砌體梁結(jié)構(gòu):由于下部已垮落巖層的碎脹充填作用，上位基本頂關鍵層下方離層空間減小，關鍵塊B斷裂后發(fā)生回轉(zhuǎn)下沉可觸及下部較規(guī)則垮落帶，且上位關鍵層距工作面采場較遠，受采動影響較小，易形成穩(wěn)定性較強的砌體梁結(jié)構(gòu)。

圖10 工作面覆巖垮落結(jié)構(gòu)演化

由支架循環(huán)末阻力監(jiān)測結(jié)果(圖11(a))可知，由于工作面基本頂垮落前能形成穩(wěn)定的固支梁結(jié)構(gòu)，對支架的作用力主要為頂板變形壓力，相對于頂板破斷的壓力較小;當下位基本頂斷裂后作用在支架上的力顯著增加，工作面來壓步距為10～20 m;頂板來壓時，支架總體處于較高的工作阻力狀態(tài)，來壓強烈時超過額定工作阻力，造成支架降架讓壓，支架頂梁最大下沉量小于300 mm，表明支架工作阻力選擇合理。對比現(xiàn)場生產(chǎn)中礦壓監(jiān)測結(jié)果(圖11(b))可知:數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場實際基本一致，工作面整體穩(wěn)定性較好，現(xiàn)場工作面實際每天推進約10 m，周期來壓步距10～20 m，周期來壓時支架承載超過工作面液壓支架安全閥開啟壓力(48 MPa)，出現(xiàn)安全閥開啟現(xiàn)象。由于頂煤冒放結(jié)構(gòu)的存在，支架接頂效果不同，支架所承擔的覆巖壓力也不同。當支架接頂好時具有較好的承載能力;而支架接頂不好時，難以發(fā)揮支架的有效承載作用，頂板壓力主要由工作面煤壁承擔(圖12力鏈所示)。接頂不好時支架與頂板接觸面積小，支架承受載荷多集中在支架頂梁前部。這種現(xiàn)象在綜放工作面實踐中出現(xiàn)較多，對于四柱式支架表現(xiàn)為前立柱受力遠大于后立柱，甚至出現(xiàn)拔后柱現(xiàn)象，而對于兩柱式支架則表現(xiàn)為平衡千斤頂受壓。

圖11 工作面來壓強度與工作面推進距離關系

圖12 支架和煤壁承載力鏈

3.2 支架工作阻力分析

于雷等[24]基于頂板“懸臂梁-鉸接巖梁”結(jié)構(gòu)提出特厚煤層綜放支架工作阻力推導過程和計算式：

hicotα)-2(Ks-QB)(hj+1+fli+1+fhi+1cotα-

(14)

其中，Pz為綜放支架工作阻力;Kd為動載系數(shù);B為支架中心距;Gd為頂煤的重力;Q為支架所承受的變形壓力;Ld為工作面控頂距;hd為頂煤的厚度;γ為頂煤容重;f為巖塊間的摩擦因數(shù);hi,li分別為第i層直接頂巖塊厚度和巖塊長;α為巖層裂隙角;K為采空區(qū)矸石剛度;s為采空區(qū)矸石的壓縮量;Δ為基本頂巖塊A的下沉量;c為支架合力作用點距煤壁的距離。式(14)中較為重要的參數(shù)為動載系數(shù)Kd，動載系數(shù)與工作阻力成線性相關，其取值范圍通常為1.5～3.0，而具體選擇時則具有很大的經(jīng)驗性。此外，式(14)中其他參數(shù)(如采空區(qū)矸石剛度K和采空區(qū)矸石壓縮量s)在取值上也存在較大困難和經(jīng)驗性。而數(shù)值模型的動態(tài)計算能較好地求解覆巖結(jié)構(gòu)動態(tài)失穩(wěn)時的力學特征，圖13為數(shù)值模型動態(tài)求解過程中頂板形成的“組合懸臂梁+砌體梁”結(jié)構(gòu)，當砌體梁結(jié)構(gòu)失穩(wěn)時，支架所承受的工作阻力最大。

圖13 “組合懸臂梁+砌體梁”結(jié)構(gòu)

3.3 煤壁穩(wěn)定性分析

工作面回采過程中，煤壁整體穩(wěn)定性好，但當工作面基本頂破斷來壓時，頂煤破碎程度提高的同時也伴隨著煤壁破壞，煤壁的破壞主要發(fā)生在煤壁的中上部。護幫板可以起到一定支護作用，可以防止破壞的煤壁片落，但破裂的煤壁在護幫板收回時仍會發(fā)生片幫。如圖14所示，工作面下位基本頂失穩(wěn)時，支架上方直接頂和頂煤沿工作面前方發(fā)生斷裂和破壞，頂煤超前破碎程度明顯增加，工作面煤壁前方出現(xiàn)片幫現(xiàn)象，煤壁片幫深度通常介于0.3～0.8 m。

圖14 頂板來壓時直接頂破斷與煤壁破壞

3.4 頂煤冒放特征分析

堅硬頂煤破碎塊度直接影響頂煤的冒放過程，隨頂煤塊度的增加，頂煤的冒放性逐漸變差，這是由于大塊頂煤在冒放過程中更易形成較穩(wěn)定拱結(jié)構(gòu)而影響頂煤的順利放出。頂煤冒放過程中，常出現(xiàn)冒放過程停滯現(xiàn)象，通過尾梁擺動實現(xiàn)破煤破拱，頂煤才得以放出。根據(jù)拱結(jié)構(gòu)前拱腳形成位置不同(尾梁上或掩護梁上)，可將拱結(jié)構(gòu)分為尾梁成拱和掩護梁成拱，拱結(jié)構(gòu)的后拱腳為采空區(qū)垮落的煤或矸石。對支架后方頂煤成拱結(jié)構(gòu)分析可知，不同塊度的頂煤可形成不同形式的拱結(jié)構(gòu)，如小塊散體瞬時動態(tài)拱結(jié)構(gòu)、中等塊度不穩(wěn)定拱結(jié)構(gòu)、大塊度穩(wěn)定拱結(jié)構(gòu)，詳述如下。(注:為突出頂煤的塊體結(jié)構(gòu)，軟件采用fragment顯示黏結(jié)在一起的塊體顆粒，同一顏色代表顆粒屬同一塊體，不同顏色并不代表不同巖性，煤巖的區(qū)分可通過顆粒大小識別)。

3.4.1小塊散體瞬時動態(tài)拱結(jié)構(gòu)

小塊散體瞬時動態(tài)拱結(jié)構(gòu)特征:破碎的小塊頂煤在放出過程中，相互碰撞擠壓容易形成瞬時動態(tài)松散拱(圖15)，這種拱的特征是顆粒之間相互作用力小，非常不穩(wěn)定而又非常容易形成，雖然不至于堵死放煤口，但會降低頂煤放出時的流暢度，增加放煤時間，降低放煤效率。

圖15 小塊頂煤放出過程中形成的瞬時動態(tài)松散拱

小塊散體瞬時動態(tài)拱結(jié)構(gòu)破拱對策:采用尾梁小幅度擺動(擺角10°左右)對小塊散體動態(tài)成拱過程進行小幅度擾動，可提高頂煤放出過程的流暢度(即“小拱小擺”)。

3.4.2中等塊度不穩(wěn)定拱結(jié)構(gòu)

中等塊度不穩(wěn)定拱結(jié)構(gòu)特征:該拱通常由多塊(3～6塊)中等塊度煤矸相互咬合組成(圖16(a))，穩(wěn)定性差，拱結(jié)構(gòu)中任一鉸接點的失穩(wěn)將導致整個拱結(jié)構(gòu)失穩(wěn)。中部支架后方頂煤成拱圖片難以獲取，出于安全考慮，圖16(b)為將尾梁處于半閉合狀態(tài)進行拍攝的圖片(之前頂煤放出過程中出現(xiàn)了頂煤冒放停滯現(xiàn)象)，拱結(jié)構(gòu)的具體表現(xiàn)如圖16(c)所示。

中等塊度不穩(wěn)定拱結(jié)構(gòu)破拱對策:采用尾梁小幅度擺動(10°～15°)，改變拱結(jié)構(gòu)咬合狀態(tài)即可實現(xiàn)破拱(即“小拱小擺”)。

3.4.3大塊度穩(wěn)定拱結(jié)構(gòu)

大塊度穩(wěn)定拱結(jié)構(gòu)特征:該拱通常由少數(shù)(1～3塊)大塊頂煤可以形成穩(wěn)定性較強的梁拱結(jié)構(gòu)(圖17)，橫跨放煤口，阻礙頂煤的放出。模擬中此種結(jié)構(gòu)出現(xiàn)較少，開采實踐中這種現(xiàn)象多出現(xiàn)在工作面上、下端頭，主要是因為端頭頂板由于工作面?zhèn)认驅(qū)嶓w煤的支撐而形成懸臂結(jié)構(gòu)，造成工作面端頭頂板礦山壓力顯現(xiàn)程度明顯小于工作面中部，頂煤破碎不充分，出現(xiàn)較多的大塊煤。

圖17 大塊度梁拱結(jié)構(gòu)

大塊度穩(wěn)定拱結(jié)構(gòu)破拱對策:對于大塊煤和矸石組成的穩(wěn)定拱而言，拱結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性較高，尾梁需要有較大的擺動(40°～45°)和破煤能力才能破煤、破拱(即“大拱大擺”)。生產(chǎn)實踐中還可根據(jù)具體情況采用伸出插板的方式將大塊煤擠碎。

3.4.4掩護梁成拱

掩護梁成拱結(jié)構(gòu)特征:圖18為掩護梁成拱現(xiàn)象，該拱由冒落頂煤和采空區(qū)矸石或煤塊共同組成，由于前拱腳位于掩護梁上，成拱位置較高，因而無法通過尾梁擺動將其破壞。在移架過程中，掩護梁上的前拱腳將失穩(wěn)，該拱遭到破壞。由于超大采高放頂煤液壓支架放煤口尺寸大、頂煤回收區(qū)范圍廣，掩護梁成拱的頂煤可在下次放煤時得到回收，不會造成頂煤落至采空區(qū)而無法回收。

圖18 掩護梁成拱現(xiàn)象

3.4.5頂煤塊度分布特征周期性變化

數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果表明頂煤冒落塊度分布規(guī)律具有雙周期性，即走向周期和垂向周期。

(1)走向周期

工作面開采過程中頂板覆巖關鍵層呈現(xiàn)周期性斷裂，導致工作面礦壓顯現(xiàn)具有周期性，不同階段礦壓顯現(xiàn)程度的差異性導致堅硬頂煤的破碎程度也具有差異性和周期性。圖19為頂煤放出過程中統(tǒng)計的頂煤塊度分布，沿工作面走向頂煤塊度分布規(guī)律呈周期性變化(走向周期)，且變化周期與覆巖來壓周期同步，即周期來壓期間頂煤破碎程度較高，塊度小;非周期來壓期間，頂煤破碎程度較低，塊度大。根據(jù)礦壓顯現(xiàn)程度和頂煤破碎程度不同，放煤過程中需要多次擺動尾梁，才能使頂煤放出并見矸。頂板來壓期間，尾梁需擺動0～2次;非來壓期間，尾梁需擺動2～4次。數(shù)值模擬結(jié)果與實際開采過程相似，但實際過程中大塊煤的尺寸比模擬中大，主要是由于實際開采情況為三維空間，而二維模擬忽略了工作面長度方向的尺寸。

圖19 頂煤塊度分布百分比

(2)垂向周期

由后部刮板輸送機交叉?zhèn)刃短幱^測和統(tǒng)計頂煤塊度分布發(fā)現(xiàn)，煤流平均塊度常出現(xiàn)周期性由小增大的現(xiàn)象(圖20)，該現(xiàn)象可通過數(shù)值模擬結(jié)果進行解釋。

如圖21所示，下位頂煤與支架頂梁、掩護梁和尾梁直接接觸，一方面在支架頂梁反復支撐作用下下位頂煤破碎充分，另一方面頂煤懸頂垮落時下位頂煤直接沖擊支架掩護梁和尾梁，沖擊破碎充分。這種頂煤塊度從下位頂煤向上位頂煤逐漸增大的現(xiàn)象在放煤過程中表現(xiàn)為初始放煤頂煤塊度小、煤流順暢，而后煤流平均塊度逐漸增、煤流速度降低，甚至出現(xiàn)頂煤成拱、放煤停滯現(xiàn)象，尾梁的往復擺動破拱后，煤流量瞬間增大。上述現(xiàn)象多出現(xiàn)在非周期來壓期間，在周期來壓期間，頂煤破碎塊度整體減小，周期性由小增大現(xiàn)象變得不再明顯。

圖21 冒放頂煤塊度特征

3.4.6頂煤采出率分析

數(shù)值模擬頂煤采出率約為92%，而現(xiàn)場100 m試驗監(jiān)測段頂煤采出率約為84%。采出率差異主要原因為:① 實際開采為三維空間問題，而模擬采用二維模擬(三維模擬計算量巨大)與實際情況存在一定差異;② 放煤人員對架后頂煤冒放情況掌握不清，主要靠經(jīng)驗判斷放煤口關閉時機，而模擬過程能全面掌握架后煤矸分布，合理控制放煤口關閉時機;③ 現(xiàn)場實際生產(chǎn)情況復雜，工作面兩端頭頂板側(cè)向懸頂結(jié)構(gòu)導致礦壓顯現(xiàn)程度低、頂煤冒放性差，而二維模擬則主要針對工作面中部進行。

4 結(jié) 論

(1)黏結(jié)顆粒模型可更好地表現(xiàn)頂煤冒放結(jié)構(gòu)及頂板覆巖結(jié)構(gòu)演化特征，更適合堅硬煤層綜放開采過程的模擬。

(2)覆巖基本頂關鍵層可形成下位近場不穩(wěn)定砌體梁結(jié)構(gòu)和上位遠場穩(wěn)定砌體梁結(jié)構(gòu)。

(3)頂煤冒放過程中可能形成小塊度瞬時動態(tài)松散拱、中等塊度不穩(wěn)定拱結(jié)構(gòu)與大塊度穩(wěn)定拱結(jié)構(gòu)，通過尾梁“小拱小擺、大拱大擺”的對策可實現(xiàn)高效破拱。

(4)頂煤破碎程度具有雙周期性，走向周期與周期來壓同步，垂向周期與支架對頂煤作用相關。