承壓防砂煤(巖)柱下潰水潰砂工作面壓架機理 及支架阻力確定

許延春，趙 霖，任志祥，郝憲杰，張二蒙

( 1. 中國礦業大學( 北京 ) 能源與礦業學院，北京 100083；2. 焦作煤業集團趙固( 新鄉 )能源有限責任公司，河南 焦作 454002 )

我國淮北、兗州、大屯、焦作等煤田具有新近系、第四系厚松散地層、薄基巖的地質條件。多數礦區由于厚松散層下部的含水砂礫層屬于弱富水性，因此留設防砂安全煤( 巖 )柱( 簡稱“防砂煤柱” )。在近松散含水層下留設防砂煤柱開采，雖然采出了大量的煤炭資源，但同時，如果形成了特殊的松散層、基巖巖體結構組合，則煤層上方可能出現松散地層高壓水體結構，增大了工作面出現突水潰砂災害的危險性[1]，并且在工作面潰水潰砂的同時常常伴隨有礦壓顯現劇烈以及壓架等事故。

煤礦發生突水潰砂的機理復雜，并且伴隨著復雜的巖層運動，我國學者對煤礦突水潰砂機理及其工作面支架阻力變化進行了許多研究，并取得了一定進展。《建筑物、水體、鐵路及主要井巷壓煤與開采規范》( 2017年 )對于水體下安全煤( 巖 )柱的留設原則與方法做出了相關規定。武強[2]等通過對松散含水層和開采條件進行“三圖雙評價”法，依據富水性分區結果將留設防水煤巖柱變為防砂煤巖柱，提高煤層開采上限，解放防水煤柱儲量；方新秋[3-4]等通過對薄基巖厚松散層煤層的上覆巖層運動規律及控制機理進行研究，表明上覆巖層的穩定性主要取決于基巖厚度和松散層厚度以及力學性質；隋旺華[5-6]等通過研究近松散層開采孔隙水壓力變化及其對水砂突涌的前兆意義，得出孔隙水壓力變化幅度、變化時間與煤層開采引起的頂板運動密切相關，并且通過水砂突涌的水力坡度試驗，得出了涌砂量隨裂隙尺寸及含水層壓力增加而增加；許延 春[7-9]等通過相似模擬試驗及理論分析，研究在淺部工作面露頭區合理留設安全保護煤( 巖 )柱，并針對高水壓作用對防砂煤柱保護層的損害提出水壓作用下安全煤( 巖 )柱的留設公式；許家林[10-11]等通過實測與試驗模擬研究近松散層承壓水層下薄基巖工作面發生的壓架事故，得出由于松散承壓含水層與薄基巖的特殊條件導致覆巖關鍵層發生復合破斷，造成巖體的平衡結構滑落失穩，工作面發生壓架；王曉振[12-13]等通過實測研究松散含水層水位變化與頂板來壓的聯動效應，研究結果表明水位降幅和降速與頂板來壓的劇烈程度密切相關，水位下降幅度越大，下降速度越快，頂板來壓越劇烈，并通過數值模擬和相似材料模擬試驗，得出松散承壓含水層下開采時，基巖的厚度對于工作面發生突水壓架有重要影響；郝憲杰[14]等通過分析祁東煤礦7114工作面實際條件，確定高承壓松散含水層下支架合理工作阻力，并通過數值模擬進行驗證。

綜上所述，現有研究成果未研究討論厚松散層薄基巖等特殊地質條件下形成的承壓防砂煤( 巖 )柱下工作面礦壓顯現劇烈的原理，解釋支架阻力異常增大的原因，以及這種條件下支架阻力的計算方法。本文通過分析防砂煤柱承壓異常的機理，研究工作面上覆巖層關鍵層破斷方式，水砂降低摩擦因數以及松散含水層“高水壓核”結構采動泄漏對支架阻力產生的影響，得出工作面支架阻力增大的原因和計算方法，并通過某礦11071工作面計算驗證，得出工作面支架阻力異常增大程度。

1 承壓防砂煤( 巖 )柱結構原理

新近系、第四系厚松散地層為多層含、隔水層水平交互沉積。當厚松散層下部含水砂礫層為弱富水性時，符合留設防砂煤柱的條件，允許導水裂縫帶發育至富水性弱的砂礫層，但不允許垮落帶發育至含水砂礫層，以免出現潰砂事故。多數情況下薄松散層的含水砂礫層水壓低( 低于1 MPa )，或者厚松散層下部含水砂礫層水壓被采動逐步疏降，防砂煤( 巖 )柱承壓合理，出現潰砂事故的可能性低。但是，若基巖界面局部出現傾斜或突起時，基巖面可能會揭露或者接近新的水平積淀的薄層含水砂礫層。由于地質探測未查明，防砂煤( 巖 )柱尺寸過小，并且該含水層的水壓不會被前期其他位置的工作面開采疏降，從而保持有高水壓，形成“高水壓核”結構，在工作面上方形成高水壓“天窗區”，從而造成防砂煤( 巖 )柱承壓異常。當工作面采動致使導水裂縫導通該高水壓含水層時，工作面出現突水，并且常常伴隨壓架事故和頂板管理困難。

例如，某礦主采的二1煤層被第四系、新近系巨厚松散層覆蓋，其下部有薄層含水砂礫層，留設防砂煤柱。通過對其薄基巖巖層構造進行研究分析，得到薄基巖區松散層剖面圖，如圖1所示。松散層下部有多層近水平沉積的薄砂礫層，由于基巖界面結構傾斜，形成薄基巖面逐步接近松散層底部含水層的楔形區域( 圖1中的圓圈 )，由于此處透鏡狀的含水夾層以前未受采動疏降，安全煤柱尺寸留設不足，因此保持有高水壓形成的“高水壓核”結構，在工作面上方有條帶狀的高壓含水層“天窗區”，造成防砂煤柱承壓過高。在采動影響下，“高水壓核”結構一旦發生泄露，工作面易出現潰水潰 砂[8]。圖1圈內的11151與11191工作面的基本頂初次來壓步距為15 m，周期來壓步距為8.5 m，圈外的11131以及11211工作面基本頂初次來壓步距為22 m，周期來壓步距為9.5 m，在具有“高水壓核”區域的礦壓顯現明顯，支護阻力加大。因此需要研究承壓防砂煤柱情況下，高水壓以及潰水潰砂影響下支架阻力的計算公式，以保障工作面的安全生產。

圖1 薄基巖松散層剖面 Fig. 1 Section of loose bed of thin bedrock

2 覆巖破斷方式及其對工作面支架作用力

2.1 覆巖破斷方式

煤層開采后，關鍵層對上覆巖層運動起主要的控制作用。由于基巖結構不同，上覆巖層會形成一層或者多層關鍵層結構，也會存在一層關鍵層單一破斷與多層關鍵層復合破斷。由于留設防砂煤柱，基巖厚度一般小于10倍采厚。上覆巖層多數為一層關鍵層單一破斷。當采厚較大時，會出現多層關鍵層復合破斷，因此，需對頂板關鍵層的支撐力P1按照關鍵層不同的破斷方式進行計算。

按照關鍵層理論[15]，令( qn)1為第n層巖層對第1層所傳遞的載荷，( qn+1)1則為第n+1層所傳遞的載荷，當頂板組合梁巖層中有( qn+1)1＜( qn)1時，第1層硬巖與第n+1層巖層為可能關鍵層，控制上部巖層的同步破斷與下沉。又設Li( i=1，2，…，n )為第i層巖層的極限跨距，且當Ln+1＜L1時，頂板巖層中僅第1層硬巖為關鍵層，即頂板為單一關鍵層巖層；當Ln+1＞L1時，則頂板巖層至少有2層關鍵層。

按照基本頂巖梁上的載荷計算方法，組合梁中第n層巖層對第1層所傳遞載荷( qn)1為

式中，iE 為第i層巖層彈性模量，MPa；ih 為第i層巖層厚度，m；iγ 為第i層巖層容重，MN/m3，i=1，2，…，n。

通過判斷上覆巖層的關鍵層結構，可以分別從單一關鍵層破斷與復合關鍵層破斷進行巖層對支架作用力的計算。

2.1.1 單一關鍵層破斷支撐力

上覆巖層發生單一關鍵層破斷時，基本頂巖層破斷的模型如圖2所示。

圖2 單一關鍵層破斷模型 Fig. 2 Mechanical model of single breakage

取破斷巖塊進行受力分析，如圖3所示，依照其受力分析，巖塊達到受力平衡，得到破斷巖塊的支撐力[15]為

按照基本頂的滑落失穩平衡結構，則

式中，T為巖塊平衡結構中的水平推力；Q為基本頂巖塊的質量及其上覆載荷；Li0為懸露巖塊的長度，相當于基本頂巖塊的垮落步距；Qi0為懸露巖塊的質量及載荷，相當于基本頂巖塊的質量；H為基本頂巖層的厚度；δ為基本頂巖塊的下沉量；φ為巖塊的內摩擦角；θ為巖塊的回轉角。

圖3 單一關鍵層破斷受力分析示意 Fig. 3 Schematic diagram of single breakage force analysis

2.1.2 關鍵層復合破斷支撐力

當工作面上覆巖層發生失穩，其關鍵層破斷方式為復合破斷時與單一關鍵層破斷有明顯區別，發生復合破斷時支架工作阻力計算模型如圖4所示。

通過對復合破斷巖體進行受力分析，得出復合破斷巖層的支撐力1P′。對工作面上覆復合關鍵層進行受力分析，如圖5所示。圖5中G為發生復合破斷巖體的質量及其載荷；T為巖塊的水平推力；f為在水平推力作用下巖塊間產生的摩擦力。按照對回轉巖塊的分析[15]，水平推力的作用點取a/2處，Δ可近似取l sinα，a=h－l sinα。

圖4 關鍵層復合破斷模型 Fig. 4 Mechanical model of compound breakage

圖5 破斷巖塊受力分析示意 Fig. 5 Schematic diagram of compound breakage force analysis

按照圖5的平衡結構，取 ∑ M0=0，則

其中

式( 4 )的解為 式中，i為發生復合破斷巖塊的塊度；tan φ為巖塊間的摩擦因數；l為關鍵層初次破斷的步距；h = li；Y為總體巖塊產生的阻力系數。

當式( 5 )中回轉角θ與摩擦因數tan φ一定時，阻力系數Y隨著塊度i的增長而加大，但其對于支架總體 載 荷 的影響不大。Y的取值中對支架載荷產生明顯影響的是巖塊之間的摩擦因數。

2.2 工作面支架阻力計算方法

在具有厚松散層薄基巖結構的煤層中，工作面所承載的載荷P包含對基巖關鍵層的支撐力P1以及支架對直接頂的支撐力PZ，即

其中，直接頂破碎所形成的載荷PZ認為是支架所支撐的直接頂的全部質量，即

式中， h∑ 為直接頂厚度；γ 為直接頂巖層容重；L為直接頂懸頂距。

在上述2種不同斷裂方式的關鍵層破斷支撐力計算中都存在上覆載荷，并且上覆載荷是造成關鍵層失穩的主要因素。上覆載荷為關鍵層上覆巖層載荷和松散層的載荷。厚松散層在煤層開采后會形成類似“拱”狀結構，對下部傳遞的載荷存在一定傳遞系數KS[16-18]，傳遞系數的取值與松散層的結構相關，一般小于0.1。關鍵層上部基巖對其平衡結構的載荷傳遞作用與松散層存在差別，其傳遞系數KJ與松散層傳遞系數KS有差別。例如，某礦區薄基巖工作面上覆巖層經過分析計算，其上部巖層對下部關鍵層存在載荷傳遞，傳遞系數為0.24～0.30[19]，則總結關鍵層上部載荷公式為

式中，ZQ 為上覆巖層的質量；sih 為不同土層的厚度；jih 為不同巖層的厚度；siγ 為不同土層的容重；jiγ 為不同巖層的容重。

3 “高水壓核”對工作面支架載荷的影響

3.1 水砂對關鍵層平衡結構摩擦因數的影響

留設防砂煤柱時，允許導水裂縫帶發育到工作面上方的“高水壓核”含水砂礫層。在高壓水的作用下由風化泥巖構成的防砂煤柱保護層易發生裂縫擴展而失穩[8]。“高水壓核”中的高壓水砂順著裂縫快速進入巖石平衡結構，水砂的存在對巖石間的摩擦因數產生影響。文獻[20]通過對巖體光滑面與斷裂面的摩擦試驗，研究了水砂在不同狀態下對巖石間摩擦因數的具體影響，詳細數據見表1和表2。

表1 巖石光滑面摩擦試驗摩擦因數對比[15] Table 1 Friction coefficient comparison table for friction test on smooth surface of rock[15]

由表1可知，巖石光滑試驗面摩擦試驗中，在水和濕砂條件下摩擦面的摩擦因數出現下降，幅度為-3.5%～-5.1%。由表2可知，在更符合實際情況的巖石斷裂面摩擦試驗中，水和濕砂條件下摩擦面的摩擦因數出現下降，幅度為-6.3%～-19.1%。因此可以得出，在水砂涌入工作面上覆巖層平衡結構中后，巖石中摩擦因數降低，從而使式( 2 )與式( 5 )中與摩擦相關的tan φ值變小，上覆巖層結構更易出現滑落失穩，造成工作面頂板結構變脆弱，工作面來壓更頻繁，來壓強度更強烈，因此需要支架更大的支撐力。

3.2 “高水壓核”高壓水的作用影響

上方存在“高水壓核”的工作面在發生突水潰砂事故時，該工作面礦壓顯現劇烈，常造成壓架事故發生。在突水潰砂停止后，工作面頂板壓力又顯著減弱。為此建立考慮高壓水作用情況下的支架阻力計算模型，如圖6所示。

圖6 突水潰砂模型示意 Fig. 6 Schematic diagram of water inrush and sand inrush

根據《建筑物、水體、鐵路以及主要井巷煤柱留設與壓煤開采》規范，在留設防砂煤柱的工作面，允許導水裂縫帶至弱富水性含水層。隨著工作面向前推進，導致導水裂縫帶發育至承壓的弱富水性的松散含水層，造成“高水壓核”的泄露。高壓水沖擊黏土層和風化泥巖，并沿導水裂縫帶形成潰水潰砂通道，沖擊工作面頂板。在突水潰砂過程中，由于基巖薄并且“高水壓核”含水層距離工作面較近，高壓水直接順導水裂縫沖擊工作面頂板，并產生動載荷。

由圖6的突水潰砂模型可知，在分析計算發生沖擊載荷的過程中，作以下假定：① 由于水壓小于基巖巖體強度，因此可以忽略計算由于水壓沖擊造成巖體的破壞與變形，巖體與支架服從胡克定律，可進行彈性計算；② 在沖擊過程中產生的聲、熱等能量損耗較小，可以忽略不計；③ 在產生沖擊的過程中，實際上覆承壓水的水壓會逐漸減小，因此在計算工作面支架承受的最大載荷時，選取含水層原始水壓和工作面最大出水量。

利用機械能守恒定理，工作面在未發生突水潰砂時的機械能與發生突水潰砂之后的機械能守恒，即

式中，0KE 為初動能；HE 為承壓水水頭能量；PE 為勢能；KE 為末動能；V 為支架與直接頂增加的應變能； lλ 為沿途能量損失，其中，λ 為沿途能量損失系數，l 為路徑長度；m為流失水體的質量；g為重力加速度，取9.8 m/s2；H為水頭。

在發生突水潰砂災害前后，水砂的速度均為零，故其動能為零，因此動能不存在變化，可將式( 9 )整理為

因為材料服從胡克定律，其增加的應變能V等于通過沖擊力F對支架的下縮量x所做功，即

整理式( 11 )和( 12 )，即可得出沖擊力公式：

綜上，工作面在發生突水潰砂時，由于水壓造成的沖擊增大了載荷，其支架阻力P′為

綜上，在承壓型防砂煤柱工作面中，當“高水壓核”含水層發生泄漏后，由于水砂混合物進入平衡結構造成巖石摩擦因數降低，以及高壓水沖擊工作面頂板，導致工作面頂板壓力在采動壓力增加的條件下再次增大，易超過支架的設計工作阻力，造成壓架事故和頂板管理困難。

4 應用實例

4.1 工作面基本情況

某礦11071工作面所采煤層為二1煤，煤層平均厚度6.1 m，傾角0.2°～6°，平均2.1°，煤層結構簡單，工作面上方松散層厚度為482～500 m。工作面傾斜長度為206.9 m，可采走向長度1 230～1 260 m。整個采區采用斜分層走向長壁綜合機械化采煤方法，采高3.5 m，全部垮落法管理頂板，工作面采用ZF8600/20/38型液壓支架，支架額定工作阻力為8 600 kN，支護強度為1.315 MPa。上部含水層水壓約為4.5 MPa，工作面留設防砂安全煤( 巖 )柱，其最小基巖厚度為27 m。工作面頂板的物理性質及巖層分布見表3。

表3 11071工作面頂板巖層物理性質及巖層分布 Table 3 Physical properties and distribution of rock strata in the 11071 working face

11071工作面在開采期間的礦壓觀測結果顯示，直接頂初次垮落步距平均為8 m，基本頂初次來壓步距為18～20 m，平均為18.9 m，基本頂周期來壓步距平均為9.5 m。工作面礦壓顯現頻繁，頂板穩定性差，架前允許裸露面積較小，架前漏頂現象較為普遍，局部冒頂高達1.5 m，工作面生產條件較差。工作面在開采過程中出現潰水現象，潰水量最大達到120 m3/h，并且部分支架被壓死。在突水潰砂事故中，初始工作面壓力明顯增大，突水潰砂后頂板壓力明顯減小。

頂板探查鉆孔探測結果顯示工作面上方松散層下部有薄層含水砂層，該含水層以透鏡體的形態存在于煤層上方，并且上、下黏土層與風化泥巖使其構成楔形密封高水壓結構，導致含水砂層在密封條件下保持高水壓，工作面安全煤柱形成承壓防砂煤柱。工作面采動后形成的導水裂縫帶直接發育含水砂層，則水和砂粒通過導水通道快速沖擊工作面，釋放高壓水。

4.2 工作面支架阻力計算

( 1 ) 不考慮突水潰砂情況的支架阻力

通過分析表3中的巖層數據，煤層上部1.97 m泥巖為直接頂，18.35 m厚的中粒砂巖為基本頂。將表3中的巖層數據代入式( 1 )，判斷是否存在復合關鍵層，經計算得出不存在( qn+1)1＜( qn)1，即在11071工作面上方只存在18.35 m中粒砂巖的單一關鍵層，工作面支架阻力按照單一關鍵層破斷計算。

根據工作面資料，基本頂周期來壓平均步距為9.5 m，即懸露巖塊Li0長度為9.5 m，摩擦因數tan （φ - θ） = 0. 8，工作面開采厚度為3.5 m，泥巖的碎脹系數為1.3，計算得基本頂下沉厚度為2.91 m。

代入式( 8 )計算基本頂上覆載荷。根據松散層和土層結構，松散層載荷傳遞系數取0.05，基巖層載荷傳遞系數取0.30，計算得基本頂上部載荷Qs為465.7 kN/m2；Qj為159.8 kN/m2。

代入式( 2 )計算得支架對破斷巖塊的支撐力P1為7 597.5 kN。

直接頂的支架寬度為1.5 m，控頂距為5 m，代入式( 7 )，計算得直接頂對支架的工作阻力PZ為384.15 kN。

則工作面支架阻力P=P1＋PZ=7 981.65 kN。

設計支架額定工作阻力8 600 kN，滿足要求。

( 2 ) “高水壓核”破裂情況下的支架阻力

當考慮“高水壓核”破裂情況時，水砂進入關鍵層結構。根據巖石斷裂面摩擦試驗結果，按摩擦因數降低19.1%進行計算，摩擦因數由0.8降低為0.647 ，由 式( 2 ) 計 算 得 到 支 架 阻 力 P1′為8 005.79 kN。對比正常情況，該因素導致支架阻力增加5.4%，考慮高承壓水沖擊工作面支架造成支架載荷加大。取含水層水壓為4.5 MPa，工作面最大出水量為120 m3/h。在潰水過程中會產生沿途損失，造成能量損失，但在導水通道暢通的情況下，即使含水層的水不具有壓力，也能依靠自身勢能到達工作面，因此在計算過程中使其勢能與沿途損失抵消，只考慮高水壓對支架造成的沖擊載荷。

當支架工作阻力超過額定阻力時，支架被壓縮。參考實測結果，取其壓縮量為1.0 m。

將值代入式( 13 )，得出F=1 058 kN。

最終得出在承壓型煤柱下出現突水潰砂事故時，11071工作面支架阻力P′=9 065 kN。

與正常情況相比，支架阻力增加13.6%。

綜上計算結果表明：當發生突水潰砂事故時，11071工作面支架所需承受的阻力大于支架設計的最大載荷。合理解釋了工作面支架作用力明顯增加，突水事故后工作面頂板壓力明顯減小的現象，以及發生壓架事故的原因。

4.3 可采用的防治措施

針對承壓型防砂煤( 巖 )柱工作面，可采用以下防治措施：

( 1 ) 疏降承壓含水層。通過疏降水壓可以有效降低或者消除“高水壓核”的威脅，并且減弱高水壓對工作面支架的沖擊。

( 2 ) 增大支架的設計支護阻力。工作面支護阻力加大，可平衡工作面上覆巖層的作用力，維持工作面上覆巖層的穩定結構在一定時間內不失穩。

( 3 ) 降低工作面采高。降低采高可以減少上覆巖層的運動空間，使破斷巖塊的回轉角減小，砌體梁結構更加穩定，不易出現滑落失穩。

( 4 ) 增加安全煤( 巖 )柱的厚度。增加在薄基巖區域留設的安全煤( 巖 )柱厚度，防止導水裂縫帶發育至含水砂層，或者防止高水壓對防砂煤柱風化泥巖保護層的破壞。

5 結 論

( 1 ) 由于基巖界面傾斜，松散層水平沉降，造成松散層底部與基巖界面處形成楔形區域。此區域工作面接近松散層下部含水砂礫層，形成薄帶狀的“天窗區”。由于上、下黏土層和風化泥巖的隔水作用使含水層形成“高水壓核”結構，成為承壓型防砂煤( 巖 )柱。在此結構下工作面易發生突水潰砂和壓架事故。

( 2 ) 分析承壓型防砂煤柱工作面上覆關鍵層2種不同的破斷方式，得出工作面載荷計算方式。分析認為由于突水潰砂事故中水砂涌入平衡結構降低巖石間摩擦因數，“高水壓核”破裂后高壓水沖擊工作面支架，造成工作面支架載荷增大。由此建立了考慮水砂降低摩擦因數和高水壓沖擊情況下的工作面支架阻力的計算公式。

( 3 ) 以某礦11071工作面為工程實例，計算表明：正常情況下，工作面支架阻力為7 981.65 kN，設計支架額定工作阻力為8 600kN，滿足要求。當工作面采動“高水壓核”含水砂層時，工作面的支架阻力為9 065 kN，比正常值增加13.6%，大于設計支架額定工作阻力，從而導致壓架事故發生，驗證了上述分析結論。