李春平 時廣超 崔永江

（內(nèi)蒙古上海廟礦業(yè)有限責任公司，內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 016200）

煤炭是我國能源的基礎(chǔ)，根據(jù)《能源發(fā)展戰(zhàn)略行動計劃2014—2020》，預(yù)計到2030 年我國能源結(jié)構(gòu)中煤炭占比仍將保持在60%[1-2]。在未來50～60年內(nèi)，煤炭作為我國的主體能源、煤炭產(chǎn)業(yè)作為我國重要能源支柱產(chǎn)業(yè)的格局不會改變[3-7]。煤礦開采過程中，頂板在覆巖的重力下，頂板發(fā)生彎曲下沉，因此上覆巖層的破壞規(guī)律成為諸多學者研究的目標[8-11]。對于覆巖破壞規(guī)律的研究主要包括對地表位移以及對上覆巖層的運動、變形研究。預(yù)防和治理頂板災(zāi)害中，合理的開采、有效的防沖措施都是基于對上覆巖層運動的正確認識。深入研究上覆巖層的運移及破壞規(guī)律是控制頂板災(zāi)害、保證生產(chǎn)安全高效的基礎(chǔ)。

我國學者在覆巖運動的研究里作出了重大貢獻，有著名的“砌體梁”理論和“傳遞巖梁”理論[12-15]。山東科技大學宋振騏院士提出了具有代表性的“傳遞巖梁”學說[16]。魏秉亮、黃森林等也通過數(shù)值模擬對淺埋煤層采場頂板破斷機理進行了研究，揭示了淺埋煤層出現(xiàn)地表裂縫、臺階下沉等是由于上覆巖層結(jié)構(gòu)滑落失穩(wěn)造成的[17-18]。國外關(guān)于淺埋煤層開采礦壓顯現(xiàn)與頂板控制的研究較早的有蘇聯(lián)秦巴列維奇提出的“臺階下沉假說”[18]。

淺埋煤層工作面開采過程中，工作面礦山壓力顯現(xiàn)分布規(guī)律呈現(xiàn)出其獨特性，容易引起災(zāi)害，影響煤礦安全高效生產(chǎn)[19]。這與工作面不同采煤工藝等人為工程因素密切相關(guān)。因此，分析不同采煤工藝條件下上覆巖層移動變形破壞特征，為礦井安全高效生產(chǎn)提供重要參考。

1 工程概況

鮑店煤礦位于濟寧市鄒城市境內(nèi)。鮑店煤礦井田走向長度大約為7.2 km，傾斜寬度大約為5 km，面積為35.2 km2。

該煤礦第四系松散層由上、中、下三組組成，平均厚度172 m。其中，上組為含水層，中組為隔水層，下組為含、隔水層交互沉積的多層復(fù)合地層。工作面基巖厚度34.5～86 m，3 煤層埋深225.8 m，煤層厚度8.17～8.85 m，平均8.69 m，煤層傾角平均12°。煤層直接頂以粉砂巖為主，厚度為0～8.87 m，平均3.32 m；基本頂以粉細砂巖及中砂巖為主，基巖風氧化帶厚度一般為10 m。

2 覆巖破斷的力學條件分析

2.1 巖梁斷裂的力學機理

2.1.1 覆巖結(jié)構(gòu)只受均布載荷

覆巖結(jié)構(gòu)及簡化模型如圖1 所示。根據(jù)力學知識，彎矩可以形成彎應(yīng)力σ1x，直接載荷q可以形成擠壓應(yīng)力。而且考慮到q為均布載荷，在x方向上大小保持一致，因而可以假設(shè)擠壓應(yīng)力σ1y不隨x而變，因此σ1y只是y的函數(shù)，故：

圖1 覆巖結(jié)構(gòu)及簡化模型

由對稱性可知，σ1x、σ1y是x的偶函數(shù)，τ1xy是x的奇函數(shù)，則E=F=G=0，對上式進行簡化變?yōu)椋?/p>

通過上式得到應(yīng)力分量：

2.1.2 只受自重應(yīng)力

在覆巖結(jié)構(gòu)僅受自重應(yīng)力條件下，邊界條件存在差異，應(yīng)力函數(shù)為：σ2y=f（y）。簡化模型如圖2。

圖2 簡化模型

首先求得各應(yīng)力分量：

2.2 上覆硬厚巖層破壞規(guī)律力學準則

2.2.1 覆巖結(jié)構(gòu)拉破壞的力學判據(jù)

嵌固端處的彎矩逐漸變大，兩端可能產(chǎn)生拉裂，形成簡支梁。進而中間的部分產(chǎn)生裂隙，形成三鉸拱的結(jié)構(gòu)并且具有一定的承載能力。如圖3。

圖3 覆巖結(jié)構(gòu)拉破壞示意圖

根據(jù)覆巖上表面的拉應(yīng)力（圖4）：

圖4 覆巖結(jié)構(gòu)形成簡支梁示意圖

關(guān)鍵層兩端產(chǎn)生拉裂，并且形成簡支梁條件是：

2.2.2 覆巖結(jié)構(gòu)沿厚度層面剪破壞的力學判據(jù)

關(guān)鍵層中如果出現(xiàn)軟弱夾層，則會發(fā)生沿夾層剪切破壞，如圖5 所示。

圖5 沿層的剪切破壞τxy=[τ]

當符合上述情況時，關(guān)鍵層出現(xiàn)分層導致其關(guān)鍵性下降。

2.2.3 覆巖結(jié)構(gòu)端部壓剪破壞的力學判據(jù)

隨著梁的跨度的增大，梁的端部壓應(yīng)力會較大，根據(jù)庫倫摩爾準則τ=σ·tanφ+c0可能產(chǎn)生壓剪破壞，破壞面和最大主應(yīng)力的夾角θ=π/4-φ/2。如圖6。

圖6 巖梁沿端部的剪切破壞

根據(jù)上述分析可知，在不同條件下，得到了關(guān)鍵層初次破壞的形式和力學判據(jù)。通過對工作面開采導致的煤層上方覆巖斷裂特征的力學研究可以得出，當覆巖結(jié)構(gòu)中存在堅硬厚砂巖或砂巖組時，巖層會發(fā)生沿著軟弱面以及中性面的剪切型破壞，并且這種剪切型破壞不會沿端部進行，由此可以得到煤層上方關(guān)鍵層破斷的條件。

通過已有的上覆巖層斷裂破斷方式的力學判據(jù)，得到鮑店煤礦開采過程中，可以根據(jù)覆巖的破斷方式，來判斷不同組合的上覆巖層，用計算的l1、l2、l3中的最小值來判定巖層的垮落形式和極限跨距。

2.3 鮑店煤礦覆巖結(jié)構(gòu)的演化規(guī)律

建立三級關(guān)鍵層的覆巖結(jié)構(gòu)模型，具體模型如下圖7 所示。根據(jù)各個巖層的力學參數(shù)以及“梁”的理論計算的巖梁的初次垮落步距。

圖7 關(guān)鍵層位置示意圖

表1 上部關(guān)鍵層初次破斷步距

隨著工作面的推進，上覆巖層呈周期性破壞從而產(chǎn)生周期來壓。

根據(jù)計算得關(guān)鍵層的周期來壓步距：

Lz1=84.6 m，Lz2=21.6 m，Lz3=36 m。

在計算時不能將關(guān)鍵層3 上的載荷認為只是關(guān)鍵層3 和關(guān)鍵層2 之間的巖體產(chǎn)生的均布載荷，當關(guān)鍵層2 垮落時上部載荷和自重全部加在了下部關(guān)鍵層3 上，超過下部關(guān)鍵層的極限承載能力而使其破斷。這樣兩者會有相同的來壓步距，所以三個關(guān)鍵層的來壓步距為Lz1=84.6 m，Lz2=Lz3=21.6 m。

巖層跨距與工作面長度之間的關(guān)系，計算如下：

可以計算出發(fā)生破斷時工作面的極限長度2L0C，這里取α=60°，上部巖梁破斷時工作面的最小寬度為294 m。

表2 上部關(guān)鍵層周期破斷步距

1）對于單個工作面開采時，鮑店煤礦工作面寬度為180 m，但是覆巖垮落的最大高度是由工作面斜長決定的，當?shù)竭_第二關(guān)鍵層的極限跨距48 m時，第一、二關(guān)鍵層斷裂，工作面的斜長較短沒達到中砂巖垮落的條件，所以上部中砂巖不會垮落，只是彎曲下沉。

2）當采空區(qū)斜長較大，使上部砂巖懸露的跨度達到其極限跨距188 m 時，最上部砂巖就會垮落；兩個工作面聯(lián)通的時候工面總的斜長是360 m 左右，工作面推進到達上部砂巖的極限跨距時會產(chǎn)生上部巖梁的斷裂，形成充分采動，繼續(xù)向前推進的過程中各個主關(guān)鍵層成懸臂梁的方式周期破斷。

工作面在推進的過程中應(yīng)力的傳遞隨板狀結(jié)構(gòu)跨度的變化而改變。當工作面的寬度為120～180 m，當推進到主關(guān)鍵層的板狀結(jié)構(gòu)L=B時就會發(fā)生應(yīng)力傳遞方向的變化。

3 不同采煤工藝下煤層上覆地層移動變形破壞數(shù)值模擬

3.1 數(shù)值模型建立

根據(jù)上覆巖層結(jié)構(gòu)特征建立離散元分析平面應(yīng)變模型，模型結(jié)構(gòu)示意圖見圖8。

圖8 模擬幾何模型示意圖

本章通過5 個模擬方案（見表3）來探究不同開采方式下上覆巖層移動變形規(guī)律。模型長度x×y=350 m×120 m，工作面兩端留出75 m 的固定邊界，模擬煤層厚度為8.8 m，埋藏深度為225.8 m，基巖層厚度為45 m，第四系松散層厚度為172 m，模型建至煤層上方90 m 松散層位置。

表3 各巖性地層的物理力學參數(shù)表

表4 模擬方案

3.1.1 邊界條件的選取

模型的左、右邊界以及底部邊界都施加約束，其中底部邊界為全約束邊界（約束速度及位移），左、右邊界為單約束邊界（僅約束位移），頂部邊界不施加約束條件?？紤]到模型未建至地表，其余的上覆巖層通過載荷加到模型頂部。

3.1.2 塊體的劃分

模型建立參考實際工作面及其上覆巖層的厚度以及工作面開采方式，根據(jù)煤巖層強度特征以及節(jié)理特征確定各層合理參數(shù)。在不影響模擬正常運行的情況下，對模型進行簡化，對煤巖層進行合理修正。

3.2 數(shù)值模擬分析

3.2.1 分層開采上覆地層變形破壞特征

對于研究分層開采因素的作用，模擬采用三個方案，方案一只開采頂分層，采高設(shè)置為2.8 m；方案二開采一、二分層，采高設(shè)置為2.8 m、3.0 m；方案三開采三分層，采高自上而下分別設(shè)置為2.8 m、3.0 m、3.0 m。

工作面推進至50 m 處，離層現(xiàn)象出現(xiàn)，上部巖層裂縫高度為25.8 m，如圖9（a）～9（b）所示。隨著工作面推進，裂縫帶增大。當工作面開采至100 m 時，煤層覆巖發(fā)生整體下沉，離層現(xiàn)象消失，工作面上方產(chǎn)生的裂縫穿過中砂巖進入氧化帶巖層，長度達到最大值且不再增加。因此，采用方案一的方式開采時，垮落帶高度最大發(fā)育至煤層上方大約12.5 m 處，垮采比為4.48；裂隙帶最大發(fā)育至煤層上方37.8 m 處，裂采比為13.5。

圖9 分層開采上覆地層破壞圖（m）

根據(jù)同一方法對該模擬結(jié)果進行分析，得到以下結(jié)果：開采兩個分層的情況下，垮落帶最大發(fā)育至煤層上方15.8 m 處，垮采比為2.72；開采三個分層的情況下，垮落帶最大發(fā)育至煤層上方17.0 m，垮采比為1.93。這兩種情況下的開采結(jié)果說明，開采兩個以及三個分層的情況下相比較于僅開采頂分層，導水裂縫帶明顯增大，裂隙帶進入到上部松散層中，隨著開采過程的進行，進入松散層底部砂巖層的裂縫逐漸被壓實、閉合。

3.2.2 網(wǎng)下綜放開采上覆地層移動變形破壞特征

模擬采高2.8 m，采用預(yù)采頂分層網(wǎng)下綜放的回采工藝進行模擬，網(wǎng)下綜放采厚6.0 m。從圖10（a）可以看出，頂板巖層開始斷裂，頂板巖層斷裂位置在垮落帶標記線附近，并且垮落現(xiàn)象比較明顯，垮落帶高度增加，垮落帶高度最大發(fā)育至煤層上方大約27.5 m 處，垮采比約3.12。與只開采頂分層時的裂隙帶最大高度比較，裂隙帶高度開始增加，裂隙帶進入松散層底部砂巖層。隨著工作面繼續(xù)推進，當工作面開采至60 m 時，垮落帶高度發(fā)育距離煤層最遠，裂隙帶高度增加，增加至發(fā)育至工作面采空區(qū)兩端煤壁上方，且均進入松散層底部砂巖層，如圖10（b）所示。隨著工作面的推進，在上覆巖層運動的影響下，并且在煤層覆巖自重應(yīng)力的作用下，位于采空區(qū)中部位置上方的裂隙帶被壓實。由此可以看出，當松散層底部為砂層時，裂隙帶發(fā)育形態(tài)呈“馬鞍型”。

圖10 網(wǎng)下綜放開采上覆地層破壞圖

3.2.3 綜放開采上覆地層移動變形破壞特征

此時中砂巖與泥巖顯現(xiàn)出分層，并且分層現(xiàn)象逐漸明顯，底部的中砂巖垮斷，裂隙帶逐漸蔓延，涉及到松散層底部砂巖層內(nèi)。此時，采礦產(chǎn)生的矸石充填到采空區(qū)，采空區(qū)得到充填和加固，采空區(qū)被填滿且壓實。隨著工作面的推進，中砂巖層在矸石支撐的條件下，中砂巖層出現(xiàn)斷裂彎曲現(xiàn)象，而后開始逐漸穩(wěn)定，推斷出垮落帶高度最大發(fā)育至煤層上方大約34.0 m 處，垮采比約為3.86。處于拉壓應(yīng)力區(qū)的裂縫帶巖層的裂隙帶高度最大，由于泥巖遇水崩解，并且受到上覆巖層的重力作用，松散層底部砂巖層內(nèi)的裂縫將逐漸被壓實、閉合，如圖11（a）～（b）。

圖11 綜放開采上覆地層破壞圖（m）

4 結(jié)論

1）在采高為2.8 m 的情況下，采用頂分層開采，垮落帶高度最大發(fā)育至煤層上方大約12.5 m 處，垮采比為4.48，裂隙帶最大發(fā)育至煤層上方大約37.8 m 處，裂采比為13.5；兩分層開采垮落帶高度最大發(fā)育至煤層上方大約15.8 m 處，垮采比為2.72；三分層開采垮落帶高度最大發(fā)育至煤層上方大約17.0 m 處，垮采比為1.93。

2）網(wǎng)下綜放開采時，垮落帶高度最大發(fā)育至煤層上方大約27.5 m 處，垮采比約3.12。

3）綜放開采時，垮落帶高度最大發(fā)育至煤層上方大約34.0 m 處，垮采比約為3.86。