浅埋煤层开采岩层控制教学

浅埋煤层开采岩层控制1浅部煤层长壁工作面上覆岩层活动特点1背景我国赋存有大量埋深在150m以内的浅部煤田，如神府、东胜、灵武、黄陵等。最典型的是神府、东胜煤田。神府、东胜煤田探明储量2236亿t，占全国探明储量的1/3，相当于70个大同矿区、160个开滦矿区，是我国目前探明储量最大的煤田，也是世界七大煤田之一。神东浅埋煤层的典型赋存特点是埋深浅、基岩顶板比较薄、表土覆盖层比较厚。产实践表明，煤层埋藏浅并不一定矿压小，浅埋煤层长壁工作面普遍出现“台阶下沉”现象，支架压毁，矿压显现剧烈（图4-1）[1]，顶板控制具有特殊性。2意义掌握浅埋煤层工作面矿压显现规律和上覆岩层的活动特点，是进行浅埋煤层顶板控制的基础。由于浅埋煤层工作面的矿压显现规律具有明显的特点，从岩层控制的角度建立浅埋煤层的概念，对岩层控制具有重要意义。通常将具有浅埋深、基岩薄、上覆厚松散层赋存特征的煤层称为浅埋煤层。1.1工作面矿压显现规律及上覆岩层活动特点本节采用具有代表性的工作面矿压实测结果，说明浅埋煤层工作面矿压显现基本规律和上覆岩层活动的特点[2]。[例1]C202工作面地层条件大柳塔煤矿C202工作面开采2-2煤层，厚度3.8m，倾角约3°，埋藏深度平均65m。煤层顶板直接顶3m左右，粉砂岩、砂质泥岩；老顶，厚度17.3m，岩性为砂岩和砂质泥岩；开采区上方烧变岩厚度20m左右，其上为毛乌素沙漠风积沙覆盖层。生产技术条件工作面长度为102m，采高2.2m，爆破落煤，日进1循环1.2m。采用HZWA摩擦支柱，HDJA-1200铰接顶梁，见四回一，全部垮落法管理顶板。层序柱状厚度（m）容重（MN/m3）岩层岩性125.00.0170沙土层风化层风积沙，砾石，风化层27.40.01401-2煤层火烧区31.10.0240泥岩、炭质泥岩、煤线414.80.0243老顶软基岩14.9m较松散块状粉砂岩50.10.0140煤线64.20.0239老顶关键层12.9m中粒砂岩74.50.0243砂质泥岩82.40.0239粉砂岩90.30.0245砂质泥岩101.50.0239细砂岩114.40.0245直接顶砂质泥岩、泥岩、煤线124.00.0130煤层2-2煤层131.80.0241底板砂质泥岩图9-1C202普采工作面煤系地层典型柱状[例2]1203工作面大柳塔1203工作面开采1-2煤层，地质构造简单，倾角3°，厚度6m，埋深50~65m；覆岩上部为15~30m风积沙松散层，其下为约3m风化基岩；顶板基岩厚度为15~40m；直接顶为泥岩互层。老顶主要为砂岩，岩层完整。工作面长度150m，采高4m，循环进尺0.8m，日进2.4m。采用YZ3500-23/45掩护式液压支架，初撑力2700kN/架，工作阻力3500kN/架。来压步距不大老顶初次来压步距一般为20~30m，周期来压步距一般为8~15m。C202工作面观测了6次来压（图9-2），初次来压步距24m，周期来压步距8m。1203工作面实测初次来压步距27m，周期来压步距9.4~15.0m，平均12m。图9-2C202工作面周期来压显现规律2.来压强烈，动载明显C202工作面来压期间“三量”的增值倍数比较大，平均为2.6~3.8。1203工作面来压动载明显，工作面中部约91m范围顶板沿煤壁切落，造成支架立柱油缸压裂，大部分支架变形损坏（图9-1）。3.来压的主要特征是顶板沿煤壁产生切落并出现台阶下沉C202工作面来压期间顶板台阶下沉量为350~600mm，最大范围长达到70m。1203工作面来压期间，工作面中部90m范围出现顶板台阶下沉，达1000mm。以上矿压显现表明，浅埋煤层老顶岩块难以形成稳定的“砌体梁”结构。4.工作面顶板破断运动直接波及地表实测1203工作面初次来压期间，在地表的出现了高差约20cm的地堑，覆岩破断贯通地表。工作面周期来压时也发生了类似的破断（图9-3）。顶板关键层的破断运动，不仅影响着工作面的矿压显现，而且直接影响到地表的破坏，这是浅埋煤层工作面上覆岩层破坏运动的主要特点。图9-31203工作面第一个周期来压地表下沉剖面5.工作面覆岩垮落基本上为冒落带和裂隙带“两带”根据地表岩移观测，基岩顶板破断失稳表现出单组老顶关键层结构特征；工作面覆岩将不存在“三带”，基本上为冒落带和裂隙带“两带”（图9-4）。冒落带冒落带裂隙带图9-4工作面上覆岩层整体切落与台阶下沉1.2基岩厚度和推进速度对工作面矿压特征的影响[3][背景]以20604工作面为例：地质条件：20604工作面正常推进速度为22循环/d（17.6m/d），最快推进速度34循环/d（29m/d），日产煤3.7万t，创全国最高记录。工作面埋深80~110m，煤层倾角0.5°~2.6°，开采2-2煤层，煤层厚度4.5m。煤层顶板基岩厚度较大，约42.6m。沙土层和沙砾层、亚粘土层平均厚度56m。地层特点：基岩厚度加大。生产条件：工作面煤壁长220m，采用美国久益公司生产的6LS-03型双滚筒电牵引采煤机割煤，采高4.3m，循环进尺0.8m。采用德国D.D.T公司生产的WS1.7型掩护式液压支架支护顶板，支架初撑力4098kN/架，工作阻力6708kN/架。工作面共布置130台支架，支架编号为自运输顺槽至回风顺槽1~130号。生产特点：推进速度加快。基岩厚度和推进速度对工作面矿压特征的影响：1.在基岩变厚，推进速度加大的条件下，工作面来压步距增大。初次来压步距为54.2m，周期来压步距平均14.6m。2．加快推进速度时来压减小。当工作面推进速度小于15循环/d时，初撑力为额定的84%；工作阻力为额定的81%。当推进速度快时，工作面压力减缓，初撑力仅为58%；工作阻力为69%。3．顶板基岩厚度增大，周期来压存在大小周期现象。工作面连续快速推进时表现为大周期，顶板台阶下沉减缓。小周期步距12m，大周期步距20m。工作面大小周期来压现象的根本原因是双关键层的叠合运动。机理分析：20604工作面顶板基岩比较厚，其主要承载顶板为28m厚的砂岩组老顶。老顶分为下16m和上12m的2组关键层。对于2组关键层顶板，工作面来压主要取决于下位关键层。上位关键层的破断一般滞后，主要以载荷形式对下位关键层起作用。双关键层的叠合运动，是构成工作面大小周期来压现象的根本原因。1.3浅埋煤层上覆岩层运动特征及浅埋煤层定义1．浅埋煤层上覆岩层运动的主要特征根据矿压观测结果（表9-1），浅埋煤层工作面上覆岩层运动有如下主要特征：顶板基岩沿全厚切落，破断直接波及地表。来压期间有明显的顶板台阶下沉和动载现象。工作面上覆岩层基本上为冒落带和裂隙带“两带”。典型的浅埋煤层顶板为单一关键层类型，老顶不易形成稳定的砌体梁结构。顶板基岩厚度大时，会出现两个关键层，形成大小周期来压现象。（6）基岩与载荷层厚度之比Jz（简称基载比），对来压显现有重要影响。当Jz<0.8时工作面都出现了顶板沿煤壁台阶下沉，而当Jz>0.8时一般不出现顶板台阶下沉。表1工作面地层组成与矿压显现一览表工作面顶板组成（m）来压步距（m）支架阴力（kN/架）台阶下沉（mm）基岩层载荷层Jz初次周期Dz初撑力工作阻力初次周期C20217.348.30.3624.07.563.230×6234.6×6458120318.032.00.5627.012.01.26201228001000架后120923.231.50.732012280010002060145.042.51.0635.411.11.1647285283很小很小2060442.661.40.6954.214.61.5836665063200100注：基载比Jz=基岩厚度/载荷层厚度；Dz为动载系数；1203工作面周期来压Jz＝1～1.52．浅埋煤层的定义浅埋煤层类型：典型的浅埋煤层近浅埋煤层典型的浅埋煤层：对于基岩比较薄、松散载荷层厚度比较大的浅埋煤层，其顶板破断运动表现为整体切落和台阶下沉，称为典型的浅埋煤层。即，埋藏浅、基载比小、老顶为单一关键层结构的煤层。近浅埋煤层：对于基岩厚度比较大、松散载荷层厚度比较小的浅埋煤层，其矿压显现规律介于普通工作面与浅埋煤层工作面之间，顶板一般呈现两组关键层结构，存在轻微的台阶下沉现象，可称为近浅埋煤层。浅埋煤层采场的主要矿压特征：老顶破断运动直接波及地表，顶板不易形成稳定的结构，来压明显，支架处于给定失稳载荷状态。浅埋煤层的判定指标：埋深不超过150m，基载比Jz小于1，顶板体现单一主关键层结构特征，来压具有明显动载现象。2浅埋煤层长壁开采顶板砌体梁结构及其稳定性浅埋煤层顶板结构形态：浅埋煤层长壁工作面在开采过程中，顶板关键层将产生周期性破断，破断后形成的岩块也将相互铰接形成砌体梁结构。由于浅埋煤层顶板的特点，其顶板砌体梁结构也将呈现新的形态。根据顶板岩块的几何特征和铰接状态，浅埋煤层顶板形成“短砌体梁”和“台阶岩梁”两种结构形态。2.1老顶的“短砌体梁”结构分析1．老顶“短砌体梁”结构模型根据现场实测分析和模拟研究[5]，浅埋煤层工作面顶板关键层周期性破断，形成的岩块比较短，岩块的块度i（岩块厚度与长度之比）接近于1，形成的铰接岩梁可以形象地称为“短砌体梁”结构[6]。ⅠⅡ按照砌体梁结构关键块分析法[7]，建立“短砌体梁”结构模型如图4-5ⅠⅡ图4-5“短砌体梁”结构关键块的受力P1、P2—块体承受的载荷；R2—Ⅱ块体的支承反力；θ1、θ2—Ⅰ、Ⅱ块体的转角；a—接触面高度；QA，QB—A，B接触铰上的剪力；l1，l2—Ⅰ，Ⅱ岩块长度结构的几个参数：图4-5中很小，作用点的位置忽略了cos项。Ⅰ岩块在采空区的下沉量与直接顶厚、采高m及岩石碎胀系数有如下关系：（4-1）根据岩块回转的几何接触关系，岩块端角挤压接触面高度近似为：（4-2）鉴于岩块间的是塑性铰接关系，水平力T的作用点可取0.5a处。2．“短砌体梁”结构关键块的受力力系平衡由于老顶周期性破断的受力条件基本一致，可以认为l1=l2=l。在图中取=0，并近似认为=[8]可得：（4-3）同理对Ⅱ岩块取=0、=0可得：（4-4）（4-5）确定两个关键力由几何关系，，。根据文献[8]，，令老顶岩块的块度，由（4-3）、（4-4）、（4-5）式求出：（4-6）（4-7）初步的分析为老顶岩块与前方岩层间的剪力，顶板稳定性取决于与水平力T的大小。浅埋煤层工作面顶板周期破断的块度比较大，水平力T随块度i的增大而减小，随回转角的增大而减小。当i=1.0～1.4时，剪力=（0.93~1），工作面上方岩块的剪切力几乎全部由煤壁之上的前支点承担，这是“短砌体梁”结构容易失稳的根本原因。3．“短砌体梁”结构的稳定性分析周期来压期间，顶板结构失稳一般有两种形式——滑落失稳(Sliding)和回转变形失稳(Rotation)。下面分析“短砌体梁”结构关键块的稳定性，探讨浅埋煤层工作面顶板台阶下沉的机理。（1）回转失稳分析顶板结构不发生回转变形失稳的条件为：（4-8）式中，表示老顶岩块端角挤压强度；T/a表示接触面上的平均挤压应力。根据实验测定[9]η=0.4，令为载荷层作用于老顶岩块的等效岩柱厚度，并将、及有关参数代入（10-8）式可得：（4-9）按照神府浅埋煤层厚梁特点，分别取块度i=1.0、1.4，基岩强度取40Mpa（实线）、60Mpa（虚线），将与的关系绘入图2中。由图可知，只要载荷层厚度小于180m都不会出现回转失稳。显然，老顶“短砌体梁”结构难以发生回转失稳。i=1.0i=1.4i=1.0i=1.4图4-7及与回转失稳的关系图4-8滑落失稳与及i的关系（2）滑落失稳分析防止结构在A点发生滑落失稳，必须满足条件：（4-10）式中，为岩块间的摩擦系数，由实验确定为0.5。将(10-6)、(10-7)式代入(10-10)式可得：（4-11）将上式关系绘于图4-8中，可见i值在0.9以上将出现滑落失稳。浅埋煤层工作面周期来压期间i一般在1.0以上，顶板易于出现滑落失稳。2.2老顶“台阶岩梁”结构分析1．老顶的“台阶岩梁”结构模型及其稳定性分析根据浅埋煤层工作面现场实测和模拟实验，开采过程中顶板存在架后切落（滑落失稳）现象。其原因是在切落前关键块的前铰点位于架后（图4-9），老顶悬伸岩梁端角受水平力和向下的剪切力的复合作用，端角挤压系数仅为0.13[9]。根据“S—R”稳定条件，此时更容易出现滑落失稳。老顶架后切落形成的结构形态如图4-10所示，可以形象地称为“台阶岩梁”结构。结构中N岩块完全落在垮落岩石上，M岩块随工作面推进回转受到N岩块在B点的支撑。此时N岩块基本上处于压实状态，可取=。N岩块的下沉量为：其中，为直接顶厚度；m为采高；KP为岩石碎胀系数，可取1.3。取、，并代入可得：（4-12）图4-9关键块架后切落前的状态图4-10老顶“台阶岩梁”结构模型P1、P2—块体承受的载荷；R2—N块体的支承反力；θ1—M块体的转角；a—接触面高度；QA，QB—A，B接触铰上的剪力；l—岩块长度从图10-10可知，M岩块达到最大回转角时（4-13）则有：（4-14）分别取为8°（实线）和12°（虚线），绘出水平力与块度及回转角的关系如图4-11所示。水平力随回转角的增大而减小，随块度i的增大明显下降，随最大回转角的增大而增大。将（4-12）、（4-14）式及=0.5代入（10-10）式，可得“台阶岩梁”结构不发生滑落失稳条件为：（4-15）按照浅埋煤层工作面一般条件，取=8°～12°，如图10-12所示，只有在块度小于0.9时才不出现滑落失稳。浅埋煤层老顶周期破断块度i一般在1.0以上，所以“台阶岩梁”也容易出现滑落失稳。图4-11水平推力T与及i的关系图4-12滑落失稳与及i的关系2.3控制老顶结构滑落失稳的支护力确定根据浅埋煤层“短砌体梁”和“台阶岩梁”结构分析，两种结构形态都难以保持自身稳定而出现滑落失稳，这是浅埋煤层工作面顶板来压强烈和存在顶板台阶下沉现象的根本原因。浅埋煤层老顶周期来压控制的基本任务是控制顶板滑落失稳，必须对顶板结构提供一定的支护力R才能控制滑落失稳。确定维持顶板结构稳定的合理支护力条件为：（4-16）1.控制“短砌体梁”结构滑落失稳的支护力将（10-6）、（10-7）式代入（10-16）式，取=0.5可得：（4-17）由图10-6可知，回转角由下式确定：支护力与块度和回转角的关系如图4-13所示，可见控制“短砌体梁”结构滑落失稳的支护力随老顶块度i的增大而增大，随回转角的增大而减小。图4-13控制“短砌体梁”结构的支护力R与i和的关系2.控制“台阶岩梁”结构滑落失稳的支护力确定将（4-12）、（4-14）式代入（4-16）式，取=0.5可得：（4-18）支护力与i、和（8°为实线，12°为虚线）的关系如图4-14所示，支护力随老顶块度i的增大而增大，随回转角的增大而减小。图4-14控制“台阶岩梁”结构的支护力与i和的关系一般条件下，浅埋煤层顶板结构i=1.0~1.4，=8~12°，一般为4~6°，控制“台阶岩梁”滑落失稳的支护力=(0.23～0.59)，控制“短砌体梁”结构滑落失稳的支护力一般为R=(0.2～0.5)。这两类结构所需的支护力都随老顶块度的增大而增大，“短砌体梁”结构所需的支护力随回转角的增大而减小，而“台阶岩梁”结构则相反。总体上，“台阶岩梁”的顶板压力比较大。鉴于“台阶岩梁”结构和“短砌体梁”结构都有可能存在，为了确保工作面安全，确定顶板支护力时应当分别按两种结构情况考虑，取其最大值作为控制滑落失稳的支护力。对于典型的浅埋煤层工作面，一般可以按照“台阶岩梁”结构进行分析。2.4浅埋煤层顶板结构理论小节（1）浅埋煤层老顶周期来压期间可能存在两种结构形态，即老顶“短砌体梁”结构和“台阶岩梁”结构。（2）浅埋煤层老顶“短砌体梁”结构的水平力随块度的增加而减小，随回转角的增大而增大。工作面上方老顶岩块的载荷基本上全由前支点承担。（3）浅埋煤层“短砌体梁”结构参数决定了该结构不易出现回转变形失稳，而具有强滑落失稳特性。（3）根据实验和实测发现的顶板架后切落现象不是偶然的，当老顶岩块块度比较大或回转角比较大时都比较容易出现架后切落，形成“台阶岩梁”结构。“台阶岩梁”结构的水平力随回转角的增大而减小，随块度的增大明显下降，随最大回转角（落差）的增大而增大。工作面上方老顶岩块的载荷基本上全由前支点承担。“台阶岩梁”结构的失稳形式为滑落失稳。（4）根据浅埋煤层的一般条件，“短砌体梁”结构和“台阶岩梁”结构都将出现滑落失稳，这就是工作面周期来压强烈和出现台阶下沉的根本原因。（5）通过顶板结构稳定性分析，必须对顶板施加一定的支护力才能维持顶板结构的平衡。控制顶板“台阶岩梁”结构的支护力比“短砌体梁”略大，但是两者随回转角的变化有区别。鉴于“台阶岩梁”和“短砌体梁”结构都有可能存在，确定支护力时应当分别按两种结构计算，取其最大值。控制“短砌体梁”结构滑落失稳的支护力为：控制“台阶岩梁”结构滑落失稳的支护力为：3浅埋煤层采场支护3.1浅埋煤层采场的支架围岩动态作用关系采场支护是顶板控制基本手段，确定合理支护阻力是顶板支护的关键参数。确定合理的支护阻力，首先必须根据顶板结构的稳定性研究支架与围岩的相互作用关系，以便确定最危险状态下的顶板压力。根据浅埋煤层采场周期来压的结构分析，顶板主要有“短砌体梁”和“台阶岩梁”两种结构形状。两种结构都属于滑落失稳类型，支架主要承受结构失稳形成的压力，最危险状态的载荷可以说是“给定”的，支架工作处于“给定失稳载荷”状态。必须提供必要的支护力才能维持顶板结构稳定，即由支架和顶板结构共同作用来平衡顶板的滑落失稳力、维持顶板结构的稳定性。由上一节关于合理的顶板结构支护力的分析可知（图4-13、图4-14），虽然浅埋煤层工作面支架处于“给定失稳载荷”状态，但控制顶板结构稳定所需的支护阻力不是恒定值，而是随岩块的回转运动而变化的。此外，在顶板切落运动过程中，关键块上的载荷层作用于关键块上的载荷不是上方岩柱的静态重量，存在载荷传递效应。必须提供足够的支护阻力控制顶板的初始切落运动，才能防止顶板结构的进一步恶化所引起的失稳载荷增大，达到以最小的支护阻力控制顶板的目的，这就是浅埋煤层周期来压期间的“支架—围岩”动态作用关系。3.2合理支护阻力的确定下面首先以“短砌体梁”结构为例，说明支护阻力的确定方法。浅埋煤层工作面周期来压时顶板最危险的状态如图4-15所示，工作面支架的支护阻力Pm由直接顶岩柱重量W和老顶滑落失稳所传递的压力RD组成：（4-19）图4-15“短砌体梁”结构的“支架—围岩”关系老顶结构滑落失稳作用于支架的压力为：代入（10-17）可得：（4-20）周期来压期间老顶关键块上载荷层的计算仍然借鉴太沙基岩土压力计算原理，顶板载荷P1的构成如图4-16所示。图4-16周期来压顶板载荷根据文献[10]中图3-25，老顶关键块上的载荷层处于采场上覆岩层的离层区，该区的载荷层处于非压实状态。实测神府1203工作面地表最大下沉速度点滞后采场约30m，表明浅埋煤层工作面关键块上的载荷也不是载荷层的全部重量，存在载荷传递效应。载荷传递系数KG（0）可以表示为：式中，Kr为载荷传递岩性因子；Kt为载荷传递的时间因子。由图10-15可知，老顶关键块的载荷P1由老顶关键层重量PG和载荷层传递的重量PZ组成：P1=PG+PZ（4-21）（4-22）（4-23）式中，h为老顶关键层厚度；l为关键块长度（周期来压步距）；为基岩容重；h1为载荷层厚度；为载荷平均容重；KG（0）为载荷传递系数。由于载荷层厚度大，仍然按太沙基土压力计算原理近似估算载传递系数。参照文献[11]（3-128）式可得作用于老顶岩块的载荷为：，（4-24）在长时间状态下取Kt=1，联立（10-23）和（10-24）可得周期来压时载荷传递岩性因子：（4-25）由此可得周期来压时的载荷传递系数为：（4-26）式中，ψ为载荷层的内摩擦角；λ为载荷层侧应力系数。由（10-21）、（10-22）、（10-23）可得作用于关键块的载荷为：=+，（4-27）由（10-18）、（10-19）可得，控制顶板所需的支护阻力为：（4-28）按与“短砌体梁”结构支护阻力计算相同的方法，可以求得“台阶岩梁”结构条件下的控制顶板所需的支护阻力为：（4-29）考虑支架的支护效率，工作面支架的工作阻力为：（4-30）其中，μ为支架的支护效率。3.3浅埋煤层工作面支护设计基本方法为了说明支护阻力确定的方法，针对几个工作面实际参数给出实例进行说明，在此基础上总结出了浅埋煤层的支护设计基本方法。1.支护阻力确定的实例分析[实例4-1]：以大柳塔煤矿1203工作面为例，已知老顶关键层的厚度h=13.4m，基岩容重=0.024MN/m3，载荷层厚度h1=32m，载荷层容重=0.018MN/m3，周期来压步距为l=10.4~15m，平均12m，采高m=4m，支架宽度为b=1.5m，两柱掩护式支架支护效率μ=0.9，控顶距lk=2.2m，直接顶厚度=6m（有2m顶煤未采），确定控制顶板所需的支架工作阻力。（1）按“短砌体梁”结构进行计算岩块回转角：=10°岩块块度为：=1.1根据神府大柳塔1203工作面或载荷层条件，取沙土层平均参数=27°，λ=1-=0.65，采用（4-26）式得：周期来压期间，仍取，求得：将相关参数代入（4-28）式可得周期来压时的合理支护阻力为：kN/架由（4-30）求得合理支架工作阻力为：kN/架（2）按“台阶岩梁”进行计算由（4-13）式，最大回转角：10°按最大回转角的一半取岩块回转角，5°。代入（4-29）式可得控制顶板所需的支护阻力为：4614kN/架由（4-30）求得支架工作阻力为：5127kN/架按“短砌体梁”和“台队岩梁”结构求得1203工作面周期来压的控制顶板的工作阻力分别大于2793kN/架和5127kN/架。实测周期来压间支架平均最大工作阻力达3850kN/架，大大超过了支架额定工作阻力（3500kN/架），工作面支架曾出现支柱油缸受压膨胀现象。可见，按“台阶岩梁”计算比较安全，计算结果与实际情况基本吻合。[实例4-2]：再次以神府煤田东胜补连塔矿2211工作面（1997年12月完成观测）为例，验证周期来压工作阻力计算公式的可靠性和准确性[12]。该工作面老顶关键层厚度h=14m，基岩岩重=0.024MN/m3，工作面中测区周期来压步距平均为l=9.2m。载荷层厚度h1=40m,荷载层平均容重=0.018MN/m3，直接顶厚度=5.8m，采高m=4.5m。采用国产ZY600025/50型液压支架支护，支架宽度为b=1.5m，两柱掩护式支架支护效率μ＝0.9，控顶距lk=2.2m，确定控制顶板所需的支架工作阻力。（1）按“短砌体梁”结构进行计算岩块回转角：=17.5°岩块块度为：=1.52根据东胜补连塔矿2211工作面载荷层条件，取沙土层平均参数=27°，λ=1-=0.65，采用（4-26）式得：取0.85，求得：0.3将相关参数代入（4-28）式可得周期来压期间的支护阻力为：2488kN/架由（4-30）求得控制顶板所需的支架工作阻力为：2764kN/架（2）按“台阶岩梁”进行计算由（4-13）式可得：θmax=17.5°取回转角θ1=6°,将θmax=17.5°及相关参数代入（10-29）式可得周期来压期间的合理支护阻力为：5145kN/架由（4-30）求得控制顶板所需的支架工作阻力为：5717kN/架根据“短砌体梁”和“台阶岩梁”两种结构的计算结果分别为2764kN/架和5717kN/架，差别比较大。2211工作面采用的支架额定工作阻力为6000kN/架，顶板没有出现台阶下沉与现象。实测4次周期来压时中测站支架最大工作阻力为5581-5941（kN/架），平均5798kN/架，来压期间各测站总平均5330kN架，可见，“台阶岩梁”计算结果与实测情况比较吻合。2.工作面顶板控制的基本方法通过工作面的实例分析，说明周期来压一般以“台阶岩梁”结构进行计算比较安全。实例分析又从另一个侧面说明，顶板结构模型基本上能够地反映支架与围岩的关系，应用顶板结构理论可以实现顶板控制的定量化分析。实践证明，浅埋煤层工作面顶板的台阶下沉是可以控制的。在神府浅埋煤层条件下，顶板台阶下沉可在7000kN/架（支架宽度按1.5m计）左右得到控制。合理工作阻力确定的基本方法如下：（1）判断关键层。根据顶板赋存情况和力学性质判断关键层的位置和厚度；（2）确定来压步距。未采工作面可按照初次来压和周期来压步距的计算公式（必要时配合模拟研究）确定来压步距，已采工作面可实测确定；（3）确定合理的工作阻力。分别计算初次来压和周期来压的工作阻力，取其最大者作为工作面支护设计的依据。4留煤柱支撑控制技术浅埋煤层采场除了采用机械化长壁工作面开采方法外，部分地方煤矿由于技术和经济方面的问题，而采用简易的顶板控制方法——留煤柱支撑控制方法。由于浅埋煤层顶板覆盖层薄，平均地应力小，采用留煤柱支撑方法存在支护设备投资少等优点，留煤柱支撑控制顶板的采煤方法得到了一定的应用。此类方法比较典型的有长壁刀柱式采煤方法和现代房柱式采煤方法。4.1柱式体系采煤方法的特点在分析房柱式采煤方法的矿压方法之前，先回顾一下柱式体系采煤方法及其特点。1．柱式体系采煤方法的分类柱式体系采煤方法根据煤柱的留设、回采特点可分为多种类型。按照留设煤柱所起的作用可以分为[15]：1）部分回采方式——煤柱起永久支承作用，用以支撑上覆岩层，煤柱的尺寸根据具体情况确定。2）全部回采方式——回收大煤柱时，局部留小煤柱，小煤柱起临时支撑作用，以利安全采煤。回采后，小煤柱随即压垮，顶板及上覆岩层相继垮落。按照是否回收房间煤柱，可分为：房式——不回收房间煤柱；房柱式——回收房间煤柱。按照煤柱形状，可分为：切块式——方形或矩形煤柱；肋条式——肋条形煤柱；条带式——长条形煤柱。按照工作面布置及顶板管理，可分为：房柱式——房式，房柱式采煤方法；短壁式——介于柱式、壁式体系之间的采煤方法。采煤方法分类：房柱式开采方法，在美国、澳大利亚、加拿大、印度、南非等国家已获得广泛应用。美国的井工开采，84%的煤是由这种采煤方法采出的。澳大利亚、印度等也均以柱式开采为主，长壁开采仅占10%左右。2．柱式体系采煤方法的优点和缺点与长壁式开采，柱式体系采煤方法有如下主要优点：1）设备投资少。一般一套房柱式采煤设备的价格为长壁综采的1/5~1/6，而其单产一般为长壁工作面的1/2~1/3。因此，房柱式采煤方法的设备投资较低。2）采掘合一，建设期短，出煤快。3）设备运转灵活，搬迁快。4）巷道压力小，便于维护，出矸量少。5）留煤柱控制顶板，有利于保护地表，减少地表治理费用。6）全员效率高。但是，房柱式开采也存在以下缺点：1）资源回收率比较低。在美国，采用传统的房柱式开采一般回收率为50~60%左右。在某些条件下，采用全部回收方式（现代房柱式）开采，回收率可达70%以上。目前，回采率低的缺点正在被克服。澳大利亚采用汪格维里采煤方法，在采深300~500m条件下，回采率达到80%以上。我国神府东胜矿区采用汪格维里采煤方法取得了较高的回采率，一般可达75~85%。2）通风条件差。由于进回风巷道并列，通风构筑物多，漏风大。3．适用条件1）开采深度较浅，一般不宜超过300~500m；2）近水平薄及中厚煤层；顶板中等稳定以上；底板平整，不太软，且保持无积水。煤质较硬；瓦斯含量小；煤层不宜自燃；非近距离煤层组开采。4.2刀柱式长壁采煤方法的顶板控制长壁留煤柱支撑采矿方法，又称为刀柱式长壁采煤方法。这种方法在山西雀儿山煤矿和陕西神木县大砭窑煤矿采用[13]。目前，在我国陕北的神府和榆林地区采用还比较广泛。刀柱式长壁采煤方法，其工作面一般采用长壁式布置，工作面长度一般150m左右。当工作面推进到直接顶的极限垮落步距时停采，留煤柱控制顶板，所留煤柱称为控顶煤柱。根据顶板条件，开采条带推进距离一般8~14m，煤柱尺寸小于一次连续推进距离，一般在6~8m。依次类推，当工作面推进到煤柱支撑顶板的采区极限范围后，留20m左右的隔离煤柱，分割顶板垮落区，防止大面积垮落（图4-15）。隔离煤柱隔离煤柱控顶煤柱隔离煤柱控顶煤柱顶板塌陷区图隔离煤柱控顶煤柱顶板塌陷区刀柱式长壁工作面采煤方法的岩层控制，主要是确定安全开采跨度、控顶煤柱宽度，采留比和隔离煤柱宽度。1.安全开采跨度的确定刀柱式工作面开采条带的一次推进距离，即安全开采跨度，根据直接顶和老顶的稳定性确定，以在无支护状态下顶板不垮落为条件。h2h1h2h1xL图4-16顶板岩层固支梁力学模型（1）确定作用于顶板岩层的载荷一般煤层顶板是由几层岩层组成，首先必须确定第一层岩层所受的载荷的大小。按照平面应变模型，取梁宽度b=1。当只考虑一层作用，等于单位长度自重，即： ——第一层岩层容重； ——第一层岩层厚度。当考虑两层同时作用时，两层顶板同时弯曲下沉，两层岩层的最大挠度相等。由材料力学可知，双固支点梁在均布载荷下，其某一点挠度为：梁的最大挠度发生于处，代入上式可得：当考虑两层共同作用时，看作一个梁时，其最大挠度为：若将第二层的作用考虑到第一层上时，第一层的最大挠度为：显然，这两种挠度是相等的，即。因此，有：可以求出：同理，按照层作用时，第一层岩梁上的载荷为：（4-31）根据顶板复合岩层的层数，按照（10-31）式分别计算考虑第n层作用时的载荷。当计算到时，则作用于第一岩层的载荷：（4-32）（2）安全开采跨度的确定根据固支梁力学模型，岩梁按照拉破坏准则进行计算，岩梁的极限跨距为：——岩层的抗拉强度。当采用刀柱式开采时，由于煤柱比较小，岩梁并不完全处于固支梁状态，按照固支梁计算的结果偏于危险。因此，为了保证工作空间顶板的完整性，刀柱式长壁工作面应当采用岩梁的安全跨距。可以考虑一个安全系数n，鉴于岩层大多属于脆性破坏，根据工程经验一般取。则，刀柱式长壁工作面安全开采跨度为：（4-33）2.控顶煤柱宽度的确定控顶煤柱的作用主要是作为临时支撑顶板和保持顶板合理的跨度。即以安全开采跨度为间隔距离合理地留设控顶煤柱（又称支撑煤柱），非永久性支护顶板。煤柱维护顶板的时间，一般为两个隔离煤柱之间的本采矿区采完为止。煤柱的宽度为在该采矿区服务期间的最小宽度，这样可以保障最佳的采留比。控顶煤柱的稳定性和尺寸计算是一个复杂的问题，可以通过理论进行计算，同时需要鉴戒工程经验和实验进行确定。煤柱宽度的确定与煤层厚度、煤层强度、顶板岩层压力有关。确定控顶煤柱宽度的步骤如下[14]：第一步，选择煤柱强度公式，计算煤柱强度；第二步，计算煤柱平均应力P；第三步，选择安全系数n，一般为1.2~1.5；第四步，按照确定煤柱宽度；第五步，验证回采率，根据工程经验调整。（1）计算煤柱强度大量的研究表明，煤柱的强度小于煤块强度。主要原因是，（1）煤块小试样内含缺陷少，不能代表大煤柱中宏观发育的大量节理、裂隙；（2）加工试样难以煤柱原有湿度。由于煤柱强度的尺寸形态效应，如何将实验室小试件强度换算成现场大试件的强度，便成为人们研究和关注的热点。这方面比较成熟的有赫斯特里（Hustrulid）的研究，指出现场立方体试件强度可以按照以下公式与实验室单向抗压强度进行换算：式中：——实验室标准试件单向抗压强度，MPa;——现场临界立方体试件强度，MPa;D——试件直径或立方体边长。现场的大试件强度仍然不能代表煤柱的强度，为此人们又提出了大量的煤柱计算公式，最常用的有以下几种：1）欧伯特—德沃/王（Obert—Dwvall/Wang）公式式中：——煤柱强度，MPa;——现场临界立方体试件强度，MPa;W，h——分别为煤柱的宽和高，m。该公式是基于硬岩提出的，适用于宽高比为1~8的煤柱。2）浩兰德（Holland）公式（4-34）式中参数意义同上。该公式适用于宽高比为2~8的煤柱。以上两种计算公式，第一种偏于安全。对于刀柱式工作面，建议采用浩兰德公式。（2）确定煤柱载荷煤柱应力分布变化的一般规律如图10-17所示，大体可以分为7个阶段：核区塑性区q核区塑性区q（a）采前均布载荷（b）采一侧支承压力分布（c）两侧采空“马鞍形”分布（d）“极限马鞍形”分布（e）“平台型形”应力分布（f）“拱形”应力分布图4-17煤柱应力分布动态演变过程（a）回采之前，煤层受上覆岩层均布载荷;（b）煤柱一侧采空，煤柱边缘出现小的塑性区，形成支承压力，支承压力峰值不大于煤柱的极限强度。（c）煤柱两侧采空，若煤柱具有足够的宽度和强度，保持稳定支撑状态，煤柱上的应力分布为“马鞍形”。煤柱两侧均有一定宽度的的塑性区，煤柱边界支撑能力为零，峰值应力不大于煤柱极限强度。（d）受周围其它条带采动影响，煤柱两侧塑性区扩展，煤柱核区应力上升但小于峰值应力，峰值应力达到煤柱极限强度，应力分布仍然为“马鞍形”，此时称为“极限马鞍形”分布。（e）随着充分采动程度的增加，煤柱两侧塑性区进一步扩大，核区中心应力达到煤柱极限强度，核区应力形成平台形分布。此时，如果核区中心应力稍有上升，煤柱将迅速失稳，故“平台形”应力分布是煤柱由稳定向失稳转过渡的标志。（f）煤柱开始屈服，两侧塑性区连通，煤柱失去核区，支撑能力迅速下降。煤柱核区中心应力小于原始煤柱极限强度，应力分布形态呈现“拱形”。（g）煤柱以蠕变状态继续破坏，支撑能力继续下降，核区应力小于原岩应力，拱形应力呈瘫软式下降（图4-17f），直至煤柱被压溃。对于控顶煤柱，由于煤柱宽度小，煤柱的应力分布应当为平台型比较合理。从控顶煤柱优化设计角度，可以采用煤柱“平台形”应力分布为临界条件，确定煤柱的载荷，本方法称为“平台载荷法”。假设煤柱四周的塑性区宽度相同，采区上覆岩层自重由采区煤柱承担，煤柱附加垂直应力分布符合体积载荷平衡原理。根据图10-18，有如下体积载荷平衡关系；式中：——煤柱塑性区的体积载荷，kg;——煤柱核区的体积载荷，kg;——由煤柱支撑的覆岩载荷，kg;为方便计算，令屈服区应力分布由边界零值向界面直线增长，则LWprprLWprprp覆岩重量综合考虑非充分采动条件下的覆岩自重通过顶板坚硬岩层的转移，可以考虑一个覆岩自重转移系数k（一般小于0.3），则有：（3）确定合理的煤柱宽度为了工程安全，可以令。联立上述三式，则控顶煤柱宽度的计算公式为：（4-35）式中：——覆岩平均容重，kg/m3;——平均采深，m;——条带开采宽度，m;——煤柱长度，m;——煤柱塑性区半径，m;——煤柱极限强度，MPa;——安全系数，可取1.2~1.5。对于刀柱式长壁工作面，由于>>，所以上式可以简化为：（4-36）煤柱塑性区半径可以按照以下公式计算：（4-37）式中：——煤柱高度，m;——开采影响因子，1.5~3.0，一般可取2.0;——塑性区与核区界面的侧压系数，一般取0.34;——煤层与顶底板接触面的粘聚力，一般强度弱者，MPa;—煤层与顶底板接触面的内摩擦角，一般取煤层参数，（°）;——煤柱极限强度，MPa。3．隔离煤柱的位置隔离煤柱的受力模型，如同顶板与底板之间，夹持着大煤柱和煤柱之间一定数量弹簧（煤柱）的支撑体系，如图4-19所示。图4-19隔离煤柱力学模型（1）隔离煤柱的间距隔离煤柱间距的确定是一个复杂的问题，一般以在刀柱式长壁工作面连续开采期间，控顶煤柱不失稳，顶板不发生大面积垮落为原则。鉴于力学模型的复杂性，隔离煤柱的设置应当采用物理相似模拟实验或计算机模拟，结合工程经验进行确定。对于浅埋煤层，根据实践经验隔离煤柱的间距大于充分采动距离，大约为1~2倍采深。隔离煤柱形成的顶板垮落隔离区，一般能够形成充分垮落，可以防止由于过度支撑顶板而引起的大范围顶板垮落灾害。（2）隔离煤柱的尺寸根据隔离煤柱的作用，煤柱应当具有长期的稳定性。因此，煤柱的载荷状态应当为“马鞍形”分布，避免出现“平台形”应力分布。如果说控顶煤柱属于“动态”应力状态，隔离煤柱则应当按照“静态”应力状态进行设计。静态应力状态指煤柱在一定时期内，承受不变的应力状态，要求煤柱在形成或使用的短时期内，达到静态稳定状态，并在整个使用期内保持这种稳定状态。静态煤柱的设计，主要考虑一个安全系数，一般在1.2~1.8之间。煤柱宽度可以按照下式确定：煤柱强度=安全系数×煤柱平均应力根据浅埋煤层工作面的实践经验，隔离煤柱的尺寸一般为2~4倍控顶煤柱宽度。4.2现代房柱式开采的矿压控制点全部回收式房柱式采煤方法由于回收率高，在国际上得到较快的发展。美国经过多年的不断改进，已经形成了以连续采煤机为中心的现代房柱式采煤方法。50年代末期，在美国房柱式采煤方法的基础上，澳大利亚和南非引进美国连续采煤机，结合具体条件试验成功了一种采煤方法。在澳大利亚，这种采煤方法是首先在汪格维里煤层试验成功的，因此称为“汪格维里”（Wongawilli）采煤方法。在南非，类似的方法首先在西格玛矿试验成功，称为“西格玛”采煤方法。近年来，以连续采煤机为核心的现代房柱式采煤方法在我国神府、东胜、黄陵等埋深不大的矿区得到推广应用，取