基于上行开采可行度评价的近距离煤层协调开采研究

雷明星; 张鹏; 李杨; 张延博

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2507272

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (26) :11256-11265 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2507272

矿冶工程

基于上行开采可行度评价的近距离煤层协调开采研究

雷明星 ¹^,² ,
张鹏 ¹^,² ,
李杨 ³ ,
张延博 ¹^,²

作者信息 +

Coordinated Mining for Close Coal Seam Groups Based on Assessment of Upward Mining Feasibility

LEI Ming-xing ¹^,² ,
ZHANG Peng ¹^,² ,
LI Yang ³ ,
ZHANG Yan-bo ¹^,²

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摘要

中国近距离煤层群采空区上方普遍遗留储量可观的煤炭资源,这类煤层群开采的关键难题在于评估重复采动对遗留煤层扰动破坏程度以及掌握上覆岩层结构与移动规律。根据开滦矿区煤层群协调开采的长期实践经验,基于采高与层间距关系,埋深、层间距与采高关系等类似的传统煤层群上行开采判别方法,从煤系地层分布、岩层层间作用、岩层力学性质与采动破坏影响等关键因素出发,首次提出了“上行开采可行度”的概念,建立了上行开采“可行度”计算方法与评价体系。应用该方法,根据钱家营矿地质数据绘制了9煤层上行开采可行度云图;应用钻孔窥视与地质雷达探测技术,实测了钱家营矿9煤层上覆岩层与底板的裂隙发育程度及破碎情况;结果表明:12煤层开采后垮落带范围为15.4~21.2 m,观测段内岩层整体下沉量为0.1~0.4 m,9煤层保持良好连续性,由此表明上行开采是可行的。同时,现场9煤层1692工作面回采时,矿压监测数据表明顶板压力不大,周期来压不明显,支架载荷利用率平均为59%,整体处于较低水平,9煤层开采效果良好。因此,可行度评价方法也为煤层群上行开采提供了新的依据。

Abstract

In China, there exist significant volumes of coal resources that remain stranded above the goaf areas of close-distance multiple coal seams. The primary challenge in mining these coal seam groups lies in assessing the extent of disturbance and damage caused by repeated mining activities on residual seams, as well as in mastering the structural characteristics and deformation patterns of the overlying strata. The long-term practical experience of coordinated mining in the Kailuan Mining Area was grounded upon, and traditional discrimination methods for upward mining, including the relationships between mining height and interlayer spacing, and among burial depth, interlayer spacing, and mining height, were drawn upon. Based on key factors such as the distribution of coal-bearing strata, interlayer interactions, mechanical properties of rock strata, and mining-induced failure, the concept of “upward mining feasibility” was proposed for the first time, and a quantitative approach and evaluation system for assessing this feasibility were established. The method was applied to generate a feasibility cloud map for the upward mining of the No.9 coal seam based on geological data from the Qianjiaying Mine. The development degree of fractures and the fracturing condition of the overlying strata and the floor of the No.9 coal seam were measured in situ through borehole inspection and ground penetrating radar detection. The results indicate that after mining the No.12 coal seam, the caving zone ranges from 15.4 to 21.2 m, and the overall subsidence of the overlying strata in the observation section ranges from 0.1 to 0.4 m. The No.9 coal seam remains continuous, which further verifies the feasibility of upward mining. During the mining of panel 1692 of the No.9 coal seam, mine pressure monitoring data indicate relatively low roof stress, with no significant periodic weighting observed. The average utilization rate of the support load is 59%, reflecting a generally low level of support load utilization. The extraction of the No. 9 coal seam yields favorable results. Consequently, the feasibility assessment method provides a new basis for the upward mining of coal seam groups.

Graphical abstract

关键词

近距离煤层 / 重复采动 / 上行开采可行度 / 协调开采 / 定量判别

Key words

close distance coal seams / repeated mining / feasibility of upward mining / coordinated mining / quantitative criterion

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雷明星, 张鹏, 李杨, 张延博. 基于上行开采可行度评价的近距离煤层协调开采研究[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(26): 11256-11265 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2507272

LEI Ming-xing, ZHANG Peng, LI Yang, ZHANG Yan-bo. Coordinated Mining for Close Coal Seam Groups Based on Assessment of Upward Mining Feasibility[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(26): 11256-11265 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2507272

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煤系地层中煤层往往不是单一孤立存在的,而是以群组的形式出现,在应力、温度等作用下逐渐衍生形成一个煤层群,实现煤层群安全高效协调开采需要解决一系列复杂工程技术问题,尤其是覆岩受多次扰动的近距离煤层群。由于受生产技术水平、地质条件等影响,矿井先期的采厚弃薄、先优后劣、先易后难的方法,煤层群采空区上方遗留可采煤层的场景广泛存在,并且煤炭资源储量可观。回收这类煤层面临着覆岩大范围不均匀重复采动扰动带来的采场围岩控制、巷道布置及支护以及协调开采模式等问题耦合产生的综合性技术难题。对于此类煤层群扰动条件下回采遗留的煤炭资源,中外也有相关研究。刘天泉^[1-2]统计上行开采实例,提出了上行开采柱厚(H)与采高(M)的经验公式:

$\mathit{H}\ge 1.14{\mathit{M}}^{2}+4.14\mathit{。}$

蒋金泉等^[3]基于对采动覆岩运动与结构分带特征研究,论证了依据覆岩裂隙分带特征评价上行卸压开采的可行程度,并划分了可行程度区间,即不可上行区间(采高比<5.5)、准上行区间(采高比5.5~9.5)、正常上行区间(采高比>9.5)。冯国瑞等^[4-7]通过理论分析、实验研究、数值模拟、现场实测等方法研究了残采区上行开采层间岩层结构,分析了上行开采机理与底板岩层运移规律,提出了一套残采区上行开采可行性判定方法。李杨等^[8-10]和任玉琦等^[11]在煤层群开采扰动破坏条件下上行复采遗留煤层开展了深入研究,建立了基于采动扰动破坏程度判别上行复采可行性,提出了“上行开采可行度”定义与理论内涵,详细阐明基于“可行度”评价煤层上行开采可行性的分析、计算、应用全过程,并在开滦矿区煤层群上行协调开采进行了现场工程试验,验证了“可行度”评价方法的合理性,同时围绕层间距、采高、覆岩高度3个主要因素给出了近距离煤层的新定义。程志恒等^[12]对近距离煤层群叠加开采采动应力-裂隙动态演化特征进行实验研究,揭示了重复扰动对覆岩裂隙发育较一次采动影响有明显递增效应。李亮等^[13]对近距离煤层应力拱形态与支承压力分布演化特征进行了实测研究,确定了应力拱的形态与支承压力分布的关联关系,为近距离煤层群停采煤柱宽度留设提供方法。杨曜驰等^[14]研究了燕子山煤矿近距离煤层覆岩破坏特征及应力传递规律,总结了重复采动影响条件下顶板来压规律与岩层垮落特征。李树刚等^[15]通过相似模拟实验与理论分析,建立了近距离煤层重复采动裂隙椭抛带的空间分布数学模型。文献[16 -30]也针对近距离煤层的开采行为、覆岩时空演化、重复采动应力叠加效应、煤柱留设与巷道布置开展了相关研究^[21-25],取得了一定研究成果。对定量评价扰动破坏研究具有重要的参考价值。

因此,现以开滦矿区“薄-中-厚”交错分布煤层群(5、7、8、9、12煤层)为研究对象,揭示扰动破坏程度是上行开采方案可行与否的关键判别条件,提出上行开采“可行度”概念内涵,构建“可行度”的计算方法、评价体系,应用该方法绘制出9煤层可行度分布云图。结合现场钻孔窥视与地质雷达探测结果,确定9煤层上行开采方案是可行的。在9煤层采掘过程中,实际开采效果良好,支撑可行度评价理论的科学性,也为类似地质条件下的煤层群协调开采提供新的评价方法。

1 煤矿地质特征

1.1 工程概况

开滦矿区钱家营矿煤系地层范围内存在5个可采煤层:从上到下分别是5、7、8、9、12煤层,平均总厚度13.84 m,这是典型的近距离煤层。7煤层和12煤层属于厚煤层,平均厚度3.0~4.5 m;在北翼7煤层、8煤层逐渐变成一个煤层,平均厚度5.96 m,倾角4°~11°,瓦斯涌出量较小;5煤层、7煤层间距24~35 m,8煤层、9煤层距离较近,为6~20 m,9煤层、12煤层间距18~32 m,各煤层柱状图如图1所示。由于煤层压茬关系紧张以及在产能、开采技术等历史原因,为实现产能要求在7煤层、8煤层开采完成后,先开采了12煤层,9煤层被遗留在采空区内,1692工作面位置布置关系如图2所示。

1.2 工程现场问题分析

当前开滦矿区钱家营矿煤层开采的技术难题本质是在残采区上行复采上覆遗留的煤炭资源问题,关键是要判断在多次开采扰动影响下待采煤层的破坏程度,掌握上覆岩层结构与移动规律,优化工作面布置与制定有效的巷道支护工艺技术。由于7煤层、8煤层开采后,上覆岩层结构已形成破断结构,9煤层在采掘过程中极易受到上部岩层结构失稳传递的载荷与位移影响,并且这种影响与常规采动岩层破断规律存在不同;另一方面,下部12煤层开采产生的扰动破坏势必会对9煤层的连续性存在一定影响,严重时将使其发育成裂隙块体结构,无法进行上行复采。因此,在12煤层开采结束后,上行复采9煤层,必须对9煤层的破坏程度进行准确判断,这也是9煤层进行开采必须解决的重要问题之一。

2 上行开采可行度理论

2.1 可行度概念

传统上行开采从采高(M)与层间距(H)关系,埋深(D)、层间距(H)与采高(M)关系等角度出发,通过理论推导或现场数据统计得到判别关系式。基于传统上行开采理论结果,从煤系地层分布、岩层层间作用、岩层力学性质与采动破坏影响等因素对上行开采的影响作用(图3),提出了表征上行开采与各关键影响因素的数学关系式,该关系式用式(1)来表示,并定义为“上行开采可行度”(以下简称“可行度”)。由于煤层群开采的扰动破坏影响评价涉及的变量多且非常复杂,基础理论有强度准则、屈服准则、能量准则等,但很难用一个精准的理论模型进行解释。所提出的“可行度”评价方法主要是对传统的上行开采方法判别的一种优化改进,根据实地调研和资料查阅等方式收集分析各个区域煤矿开采现场数据,从而进一步调整、优化提出的可行度判别方法。从“可行度”公式分析,其是无量纲的值,表明在特定条件下(即实际开采情况)煤层上行开采的难易程度。“可行度”评价方法主要是考虑通过多影响因素的作用而构建的煤层上行开采的判别关系式,其主要目的是用这种方式定量化评估覆岩大范围的重复扰动对待采煤层的破坏程度。该方法通过用煤层赋存条件、岩层层间作用、岩层力学性质、采动影响系数等要素进行量化评价这种耦合影响作用,从而判别煤层群上行开采方案的可行性。

(1)

$\mathit{\omega }\propto \frac{{\mathit{H}}^{2}}{\mathit{D}\mathit{M}}\sum _{\mathit{i}=1}^{\mathit{n}}{\mathit{K}}_{{\mathit{P}}_{\mathit{i}}}\frac{{\mathit{H}}_{\mathit{i}}}{\mathit{H}}{\mathit{R}}_{{\mathit{t}}_{\mathit{i}}}$

式(1)中:ω为煤层上行开采可行度;M为煤层采高,m;H为层间距,m;D为上覆岩层厚度,m;H_i 为开采煤层上方第i层岩层厚度,m;R_{t_i}为开采煤层上方第i层岩层坚固性系数;K_{P_i}为开采煤层上方第i层岩石的碎胀系数。

2.2 可行度推导、计算与应用

可行度与各影响因素是一种多元的、复杂的数学关系,并且在不同区域、不同煤层存在一定差异,理论上很难用一个函数形式表达整个矿区。基于此,提出了按照“分区”计算的方法,引入了上行开采可行度系数λ(简称“可行度系数”)和地质常数C。

(2)

$\mathit{\omega }=\mathit{\lambda }\sum _{\mathit{i}=1}^{\mathit{n}}\left({\mathit{K}}_{{\mathit{P}}_{{\mathit{i}}_{1}}}\frac{{\mathit{H}}_{\mathit{i}}}{\mathit{H}}{\mathit{R}}_{{\mathit{t}}_{\mathit{i}}}\right)\frac{{\mathit{H}}^{2}}{\mathit{D}\mathit{M}}+\mathit{C}$

式(2)中:K_{P_i₁}为在第1个分区第i层岩石碎胀系数。

可行度系数λ和地质常数C作为一组参数,共同反映一个区域煤层上行开采的难易程度。按照式(2),根据已掌握的各矿实际数据,提出了以“采煤工作面”为单元,在“煤层采区”范围内选取多个典型工作面数据,计算每一个采煤工作面的可行度系数λ和地质常数C,并取各工作面计算结果的均值,作为该区域(区段或采区)的可行度系数和地质常数。可行度计算方程式为

(3)

$\left\{\begin{array}{l}{\mathit{\omega }}_{1}={\mathit{\lambda }}_{1}\sum _{\mathit{i}=1}^{\mathit{n}}\left({\mathit{K}}_{{\mathit{P}}_{{\mathit{i}}_{1}}}\frac{{\mathit{H}}_{{\mathit{i}}_{1}}}{{\mathit{H}}_{1}}{\mathit{R}}_{{\mathit{t}}_{{\mathit{i}}_{1}}}\right)\frac{{\mathit{H}}_{1}^{2}}{{\mathit{D}}_{1}{\mathit{M}}_{1}}+{\mathit{C}}_{1}\\ {\mathit{\omega }}_{2}={\mathit{\lambda }}_{2}\sum _{\mathit{i}=1}^{\mathit{n}}\left({\mathit{K}}_{{\mathit{P}}_{{\mathit{i}}_{2}}}\frac{{\mathit{H}}_{{\mathit{i}}_{2}}}{{\mathit{H}}_{2}}{\mathit{R}}_{{\mathit{t}}_{\mathit{i}2}}\right)\frac{{\mathit{H}}_{2}^{2}}{{\mathit{D}}_{2}{\mathit{M}}_{2}}+{\mathit{C}}_{2}\\ {\mathit{\omega }}_{\mathit{n}}={\mathit{\lambda }}_{\mathit{n}}\sum _{\mathit{i}=1}^{\mathit{n}}\left({\mathit{K}}_{{\mathit{P}}_{{\mathit{i}}_{\mathit{n}}}}\frac{{\mathit{H}}_{{\mathit{i}}_{\mathit{n}}}}{{\mathit{H}}_{\mathit{n}}}{\mathit{R}}_{{\mathit{t}}_{\mathit{i}\mathit{n}}}\right)\frac{{\mathit{H}}_{\mathit{n}}^{2}}{{\mathit{D}}_{\mathit{n}}{\mathit{M}}_{\mathit{n}}}+{\mathit{C}}_{\mathit{n}}\end{array}\right.$

式(3)中:

${\mathit{\omega }}_{1},{\mathit{\omega }}_{2},\dots,{\mathit{\omega }}_{\mathit{n}}$

分别为采煤工作面计算得出的可行度;

${\mathit{\lambda }}_{1},{\mathit{\lambda }}_{2},\dots,{\mathit{\lambda }}_{\mathit{n}}$

分别为对应采煤工作面可行度系数;C₁,C₂,…,C_n分别为对应采煤工作面地质常数;K_{P_{i_n}}为在第n个分区第i层岩石碎胀系数;R_{t_in}为在第n个分区第i层岩石抗拉强度;H_{i_n}为在第n个分区的煤层间距;H_n为在第n个分区的煤层埋深;M_n为在第n个分区煤层采高。

取

${\mathit{\lambda }}_{1}={\mathit{\lambda }}_{2},{\mathit{\lambda }}_{3}={\mathit{\lambda }}_{4},\dots,{\mathit{\lambda }}_{\mathit{n}-1}={\mathit{\lambda }}_{\mathit{n}}$

(其中n为偶数,如n无法取偶数,则数据取至n-1),则计算出

${\mathit{\lambda }}_{1},{\mathit{\lambda }}_{2},\dots,{\mathit{\lambda }}_{\mathit{n}}$

和

${\mathit{C}}_{1},{\mathit{C}}_{2},\dots,{\mathit{C}}_{\mathit{n}}$

的数值,取各工作面计算结果的均值,如式(4)和式(5)所示,并将最终确定的

$\stackrel{-}{\mathit{\lambda }}$

和

$\stackrel{-}{\mathit{C}}$

作为该区域可行度系数和地质常数。

(4)

$\stackrel{-}{\mathit{\lambda }}=\left\{\begin{array}{ll}\frac{{\mathit{\lambda }}_{1}+{\mathit{\lambda }}_{3}+\dots +{\mathit{\lambda }}_{2\mathit{n}-1}}{\mathit{n}},& \mathit{取}\mathit{奇}\mathit{数}\mathit{项}\\ \frac{{\mathit{\lambda }}_{2}+{\mathit{\lambda }}_{4}+\dots +{\mathit{\lambda }}_{2\mathit{n}}}{\mathit{n}},& \mathit{取}\mathit{偶}\mathit{数}\mathit{项}\end{array}\right.$

(5)

$\stackrel{-}{\mathit{C}}=\left\{\begin{array}{ll}\frac{{\mathit{C}}_{1}+{\mathit{C}}_{3}+\dots +{\mathit{C}}_{2\mathit{n}-1}}{\mathit{n}},& \mathit{取}\mathit{奇}\mathit{数}\mathit{项}\\ \frac{{\mathit{C}}_{2}+{\mathit{C}}_{4}+\dots +{\mathit{C}}_{2\mathit{n}}}{\mathit{n}},& \mathit{取}\mathit{偶}\mathit{数}\mathit{项}\end{array}\right.$

式中:

$\stackrel{-}{\mathit{\lambda }}$

为某一区域的可行度;

$\stackrel{-}{\mathit{C}}$

为某一区域地质常数。

为更规范有效建立可行度评价体系,需将可行度数值限定在特定区间内。具体操作如下:在目标区域内选取地质条件最差和最优的数据组,各两组参与计算,如式(6)和式(7)所示。

(6)

$\left\{\begin{array}{l}{\mathit{\omega }}_{{0}_{\mathit{a}}}={\mathit{\lambda }}_{\mathit{m}\mathit{i}{\mathit{n}}_{1}}\sum _{\mathit{i}=1}^{\mathit{n}}\left({\mathit{K}}_{{\mathit{P}}_{{\mathit{i}}_{\mathit{m}\mathit{i}{\mathit{n}}_{1}}}}\frac{{\mathit{H}}_{{\mathit{i}}_{\mathit{m}\mathit{i}{\mathit{n}}_{1}}}}{\mathit{H}}{\mathit{R}}_{{\mathit{t}}_{{\mathit{i}}_{\mathit{m}\mathit{i}{\mathit{n}}_{1}}}}\right)\frac{{\mathit{H}}^{2}}{\mathit{D}\mathit{M}}+{\mathit{C}}_{{0}_{\mathit{a}}}\\ {\mathit{\omega }}_{{0}_{\mathit{b}}}={\mathit{\lambda }}_{\mathit{m}\mathit{i}{\mathit{n}}_{2}}\sum _{\mathit{i}=1}^{\mathit{n}}\left({\mathit{K}}_{{\mathit{P}}_{{\mathit{i}}_{\mathit{m}\mathit{i}{\mathit{n}}_{2}}}}\frac{{\mathit{H}}_{{\mathit{i}}_{\mathit{m}\mathit{i}{\mathit{n}}_{2}}}}{\mathit{H}}{\mathit{R}}_{{\mathit{t}}_{{\mathit{i}}_{\mathit{m}\mathit{i}{\mathit{n}}_{2}}}}\right)\frac{{\mathit{H}}^{2}}{\mathit{D}\mathit{M}}+{\mathit{C}}_{{0}_{\mathit{b}}}\end{array}\right.$

(7)

$\left\{\begin{array}{l}{\mathit{\omega }}_{{10}_{\mathit{a}}}={\mathit{\lambda }}_{\mathit{m}\mathit{a}{\mathit{x}}_{1}}\sum _{\mathit{i}=1}^{\mathit{n}}\left({\mathit{K}}_{{\mathit{P}}_{{\mathit{i}}_{\mathit{m}\mathit{a}{\mathit{x}}_{1}}}}\frac{{\mathit{H}}_{{\mathit{i}}_{\mathit{m}\mathit{a}{\mathit{x}}_{1}}}}{\mathit{H}}{\mathit{R}}_{{\mathit{t}}_{{\mathit{i}}_{\mathit{m}\mathit{a}{\mathit{x}}_{1}}}}\right)\frac{{\mathit{H}}^{2}}{\mathit{D}\mathit{M}}+{\mathit{C}}_{{10}_{\mathit{a}}}\\ {\mathit{\omega }}_{{10}_{\mathit{b}}}={\mathit{\lambda }}_{\mathit{m}\mathit{a}{\mathit{x}}_{2}}\sum _{\mathit{i}=1}^{\mathit{n}}\left({\mathit{K}}_{{\mathit{P}}_{{\mathit{i}}_{\mathit{m}\mathit{a}{\mathit{x}}_{2}}}}\frac{{\mathit{H}}_{{\mathit{i}}_{\mathit{m}\mathit{a}{\mathit{x}}_{2}}}}{\mathit{H}}{\mathit{R}}_{{\mathit{t}}_{{\mathit{i}}_{\mathit{m}\mathit{a}{\mathit{x}}_{2}}}}\right)\frac{{\mathit{H}}^{2}}{\mathit{D}\mathit{M}}+{\mathit{C}}_{{10}_{\mathit{b}}}\end{array}\right.$

式中:ω_{0_a}、ω_{0_b}分别为煤层条件差组的可行度;λ_min₁、λ_min₂为可行度系数;C_{0_a}、C_{0_b}为地质常数;K_{P_{i_min₁}}、R_{t_{i_min₁}}、H_{i_min₁}为条件差组中第1组层间岩层最小的碎胀系数值、最小抗拉强度值、最小层间距;K_{P_{i_min2}}、R_{t_{i_min₂}}、R_{t_{i_min₂}}为条件差组中第2组层间岩层最小的碎胀系数值、最小抗拉强度值、最小层间距;ω_{10_a}、ω_{10_b}分别为煤层条件优的两组的可行度;λ_max₁、λ_max₂为可行度系数;C_{10_a}、C_{10_b}为地质常数;K_{P_{i_max₁}}、R_{t_{i_max₁}}、H_{i_max₁}分别为条件优组中第1组层间岩层最大的碎胀系数值、最大抗拉强度值、最大层间距;K_{P_{i_max2}}、R_{t_{i_max₂}}、R_{t_{i_max₂}}分别为条件优组中第2组层间岩层最大的碎胀系数值、最大抗拉强度值、最大层间距。

其中将地质条件最差组的可行度数据值定义为0P,即

$0\mathit{P}=({\mathit{\omega }}_{{0}_{\mathit{a}}}+{\mathit{\omega }}_{{0}_{\mathit{b}}})/2,\mathit{其}\mathit{中}\mathit{P}\mathit{为}\mathit{衡}\mathit{量}\mathit{可}\mathit{行}\mathit{度}\mathit{的}\mathit{单}\mathit{位},\mathit{表}\mathit{示}\mathit{上}\mathit{行}\mathit{开}\mathit{采}\mathit{的}\mathit{难}\mathit{易}\mathit{程}\mathit{度};$

地质条件最优组的可行度数据值定义为10P,即10P=(ω_{10_a}+ω_{10_b})/2;其余数据组的可行度值则通过“线性映射”关系进行转换,具体转化示例如图4所示。最终确保所有可行度值均落在(0P,10P)的区间范围内。

同时,基于已收集到的开采实践案例数据,计算分析了河北、山西、山东等矿区30个上行开采矿井。结果表明:当0<ω≤4,上覆煤层严重破坏,上行开采困难;当4<ω≤6,上覆煤层中等破坏,上行开采可行;当6<ω≤8,上覆煤层一般破坏,上行开采效果良好;当8<ω<10,上覆煤层轻微破坏,上行开采不受影响;这组阈值为应用可行度评价方法判定上行开采可行性提供了基础的参考依据。应用该理论方法对钱家营矿进行分析,根据钱家营矿156个钻孔数据获取到的煤岩层厚度、岩层性质相关参数以及采区布置图等数据,初步计算了全矿各个采区上行开采的“可行度”值,并绘制了钱家营矿9煤层开采可行度分布云图,如图5所示。全面展示了9煤层各采区开采的可行性,这也为安全高效开采钱家营矿9煤层提供了重要参考。

3 现场实测分析

3.1 钻孔窥视分析

为了验证上行开采可行度判别的准确性和可靠性以及全面掌握12号煤层开采后对上覆9煤层及岩层的破坏程度、裂隙发育情况,采用TYGD10岩层钻孔探测仪进行钻孔窥视,钻孔1设置在1692工作面设计终采线外10 m处,距回风巷起始位置105 m,钻孔深度为8.0 m;钻孔2设置在1622工作面终采线处,距回风巷起始位置130 m,钻孔深度为14.1 m;现场钻孔窥视图像,如图6所示。

图7中钻孔结果表明,9煤层底板0~4.8 m范围内细砂岩裂隙发育明显,4.8~7.1 m范围内岩层破碎明显,结合地质雷达探测数据,初步判定上覆岩层垮落带高度为21.2 m。钻孔2结果表明,9煤层底板0~4.8 m范围内细砂岩裂隙发育明显,4.8~13.8 m范围内岩层破碎明显。结果表明:上覆岩层垮落带高度为15.4 m。

3.2 地质雷达实测分析

由于岩层裂隙空洞、富水异常与覆岩本身存在较大电性差异,采用探地雷达进行探测具备较好的地球物理前提。对1692工作面回风巷道底板与顶板的裂隙发育情况、下方采空区垮落压实情况进行探测,探测深度为30.0 m。地质雷达探测反演结果如图8~图10所示。

图8为1692工作面底板破坏情况探测结果反演图,可以看出,在12煤层1622工作面开采完成后,1692工作面回风巷下方的煤岩层总体错动较小,较为完整;在1622工作面停采线位置处以及1622工作面采空区上方出现了部分异常区,应为1622工作面开采后顶板破断出现的层位错动。

图9为1692工作面回风巷道顶板探测结果反演图,回风巷道顶板结构有明显的分层,上分层为9煤层与8煤层的中间岩层,且层间距与图中分层的厚度大致相同,受7煤层以及8煤层开采的影响小,整体块度较大,完整性较好,此区域的高度约8 m。

图10为1692工作面运输巷道底板探测结果反演图,1692运输巷道下部的岩层,岩层结构整体完整,在部分位置存在地质构造异常。其中左侧区域地质情况较复杂,存在着少量断层以及大范围的不良探测反应区;右侧区域地质情况较左侧区域完整性好,根据探测结果图像,推测右侧区域应存在两条较大断层。

4 工作面矿压分析

4.1 测点位置

矿压监测点选择了1692工作面,该工作面长度约180 m,在其上部存在煤柱,在9煤层开采时煤柱影响将传递到顶板,给工作面推进带来一定影响。在液压支架左、右立柱上安装压力表,取左、右两柱读数的平均值作为支架压力,在1692工作面上部、下部布置2个观测站,距离巷道10~20 m范围内,在中部布置3个观测站,距离煤柱附近。本次矿压分析获取工作面向前推进70 m的支架载荷数据。

4.2 矿压分析

根据采集的矿压监测数据,分析煤层群开采时重复扰动破坏影响下工作面推进过程中矿压显现规律,如图11所示。结果表明:受多次扰动破坏的煤层在开采期间,顶板压力相对较低,周期来压不明显,这揭示了煤层间“扰动破坏”转变为“卸压利用”的低应力场的非均匀演化规律。同时,根据现场生产情况来看,工作面推进过程中易发生煤壁片帮,也表明了煤层群开采过程中对巷道支护与围岩控制的重要性。其次,对支架载荷利用效果进行了分析,结果如表1所示。可以看出支架载荷利用率平均为59%,相对较低;在上部和下部支架载荷利用率最高为67%,在中部受煤柱的影响,利用率最高为85%,支架载荷存在较大富余量。

5 结论

(1)煤层扰动破坏程度是上行复采遗留煤层的关键条件之一,提出的“上行开采可行度”实现了对煤层上行开采。通过引入可行度系数λ和地质常数C,建立了以“采煤工作面”为单元,以“区段或采区”为分区的可行度定量计算方法。

(2)完成了30个上行开采矿井实际案例分析,基于此提出了可行度评价标准阈值;当0<ω≤4,上覆煤层严重破坏,上行开采困难;4<ω≤6,上覆煤层中等破坏,上行开采可行;6<ω≤8,上覆煤层一般破坏,上行开采效果良好;8<ω<10,上覆煤层轻微破坏,上行开采基本不受影响,并绘制了钱家营矿9煤层开采可行度分布云图。

(3)钻孔窥视与地质雷达实测结果表明,钱家营矿12煤层开采后垮落带范围为15.4~21.2 m,9煤层保持良好连续性,上行开采方案是可行的。同时,现场实测了1692工作面矿压数据,顶板压力不大,周期来压不明显,支架载荷利用率平均为59%,整体处于较低水平,回采效果良好。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

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