Study on working resistance distribution of support and resistance increasing characteristics of support partition in longwall face with ultra-large length
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摘要:
综采工作面倾向长度的增加，对顶板破断及应力演化产生的影响效应是复杂的，导致工作面支架支护特性存在分区差异。为深入理解超长工作面支架与围岩相互作用关系，以小保当煤矿450 m超长工作面为工程背景，构建弹性基础岩梁力学模型，运用数理统计及均化循环分析方法，对工作面支架实测数据开展循环末阻力、工作阻力分布频率、支架增阻特性分析，明晰不同面长工作面倾向方向顶板运动及支架工作阻力分布特征，探究超长工作面支架倾向分区内支架增阻特性。研究结果表明：工作面倾向长度增加，导致两巷煤体对中部顶板的支承减弱，中部峰值区域向两巷移近，超长工作面支架工作阻力分布趋势呈M型三峰值分布；超长工作面上部、中部、下部三区域支架呈对数型增阻时，其均化曲线仍为对数函数，表现为先急增阻后趋于平缓，此种支架增阻情况反映了来压期间工作面顶板由快速下沉逐渐变为缓慢下沉；呈对数−指数型增阻时，中上部区域支架增阻均化曲线为对数函数，中部及中下部均化曲线为对数−指数型复合函数，表现出先急增阻然后趋于平缓最后急增阻的特征；当支架工作循环时间超过一定值，对数−指数复合增阻型支架会急速增阻，不利于顶板控制，通过优化工作面割煤速度，降低支架工作循环时间，可减小支架增阻量，避免高阻力状态下支架再次瞬时增阻，提升工作面支架支护效果。
Abstract:The effect of the increase of inclined length of fully mechanized mining face on roof breaking and stress evolution is complex, which leads to regional differences in the support characteristics of support in mining face. In order to deeply understand the interaction between support and surrounding rock in super-long working face, taking the 450 m super-long working face in Xiaobaodang Coal Mine as the engineering background, the mechanical model of elastic foundation rock beam is constructed, and the mathematical statistics and homogenization cycle analysis method are used to analyze the end-cycle resistance, working resistance distribution frequency and increasing resistance characteristics of support in working face. Clarify the characteristics of roof movement and support working resistance distribution in the inclined direction of working face with different face lengths, and explore the resistance increasing characteristics of support in the inclined zone of super-long working face. The results show that with the increase of the inclination length of the working face, the support of the coal body in the two roadways to the central roof is weakened, the peak area of the middle working face moves closer to the two roadways, and the distribution trend of working resistance of support in super-long working face is M-type three-peak distribution. When the support in the upper, middle and lower parts of the super-long working face shows a logarithmic resistance increase, the homogenization curve is still a logarithmic function, which shows that the resistance increases rapidly at first and then tends to smooth. The resistance increase of the support reflects that the roof of the working face gradually changes from rapid subsidence to slow subsidence during the pressure period. In the case of logarithmic-exponential drag increase, the resistance increase homogenization curve in the middle and upper region is a logarithmic function, and the middle and lower homogenization curve is a logarithmic-exponential compound function, which shows the characteristics that the resistance increases rapidly at first, then tends to smooth and finally increases rapidly. When the working cycle time of the support exceeds a certain value, the logarithmic-exponential compound resistance increasing support will rapidly increase the resistance, which is not conducive to the roof control. By optimizing the coal cutting speed of the working face and reducing the working cycle time of the support, the resistance increase of the support can be reduced, and the instantaneous resistance increase of the support in the state of high resistance can be avoided and the supporting effect of the support in the working face can be improved.
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0. 引 言
蒙陕接壤区聚集全国最具开发潜力的神东、陕北两大煤炭基地，煤层赋存条件好、地质构造简单，2022年煤炭产量近13亿t，占全国煤炭总产量的28.5%，在我国能源保供、促进局地经济高质量发展中发挥了“顶梁柱”、“定盘星”作用。但是，密集分布的矿井群开采高强度扰动顶板地下水系统，大量地下水涌入矿井，加剧了黄河流域中段区域水资源紧张形势[1]。
以往学者普遍关注区内浅埋煤层开采松散层漏失问题，就松散层水保护问题开展了较多的研究工作，提出了一些卓有成效的解决策略，王双明、范立民团队[2-3]系统提出了“保水采煤”科学思想，顾大钊团队[4-5]构建了导储用“煤矿地下水库”技术体系，董书宁团队[6-9]研发了有针对性的帷幕保水技术等，李文平团队[10-11]研究了采煤保水关键层工程地质特征，提出保水采煤矿井等级类型划分方法，一定程度上推动了浅埋煤层开采松散层水资源保护技术的进步；在聚焦水资源扰动定量评价方面，虎维岳和赵春虎[12-14]提出地下水环境系统概念，并利用地下水三维数值仿真技术定量评价了浅埋煤层开采对松散层含水层水位、水量的影响；侯恩科等[15-16]、靳德武等[17-18]、杨建等[19]、王甜甜等[20]、周振方等[21]、王昱同等[22]从水害防治和水文地球化学角度研究了浅埋煤层开采过程涌水量、矿井水水质演化的定量计算。随着开采深度或开采层数的不断增加，煤层开采导水裂隙带发育特征发生变化，垂向上扰动含水层改变或层数更多、影响程度更大，以往开展的浅埋单一煤层开采顶板含水层扰动与当前多煤层重复扰动、深部煤层开采扰动顶板充水模式均有所不同，聚焦盆地边缘浅部至深部煤层开采顶板水扰动程度之间差异的大尺度剖面对比研究还较少。
通过系统分析蒙陕接壤区煤层顶板大尺度水文地质条件，研究主采煤层开采覆岩导水裂隙带与主要充水含水层交叉关系，划分不同的顶板充水模式，选择典型矿井，建立不同工况地下水扰动数值仿真模型，定量分析地下水流场演变和水量漏失速度。形成系统的地下水扰动定量表征方法，为区域地下水资源保护提供技术参考。
1. 研究区概况
蒙陕接壤区位于鄂尔多斯聚煤盆地北部，划分有榆神、榆横、神府等煤矿区（图1），地势总体由西北向东南降低，受到水蚀、风蚀作用影响，区内地形存在明显起伏，高程总体在1 000～1 500 m（图2）。研究区地层由上至下依次发育有第四系、新近系、白垩系、侏罗系，三叠系延长组为基底，地表多被第四系萨拉乌苏组松散层和全新统风积沙所覆盖，渗透性好，为大气降水入渗起到良好的导渗条件。侏罗系延安组为主要含煤地层，目前广泛开采的煤层主要是2煤组和3煤组，埋深从100 m以浅至600 m以深不等。区域广泛发育的侏罗系安定组和新近系红土层一般认为是相对稳定的隔水层，但存在局部缺失的情况；第四系松散层、白垩系志丹群以及侏罗系直罗组具有相对较好的富导水性，是煤层开采主要的充水水源。
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图 1 蒙陕接壤区煤矿区划分及研究矿井位置Figure 1. Coal mining areas division and location in the contiguous area of Inner Mongolia and Shaanxi![]()
图 2 蒙陕接壤区典型水文地质剖面图及水文地质综合柱状简图Figure 2. Typical hydrogeological profile of the border area between Mongolia and Shaanxi研究矿井分别地处榆神矿区（A矿）和新街矿区（B矿）。A矿主要为浅部2煤组和3煤组复合煤层开采，开采深度200～250 m，B矿主要为深部3煤组单一煤层开采，开采深度600～650m。
2. 地下水系统扰动模式划分
煤层埋深和开采煤层的不同决定了覆岩地下水系统扰动程度的差异，因此，确定煤层开采覆岩导水裂隙带发育高度，分析导水裂隙带与顶板主要含/隔水层空间交叉关系，划分煤层开采地下水系统扰动模式，是定量表征地下水系统扰动程度的基础。
2.1 导水裂隙带发育高度确定
选择A矿和B矿典型工作面，A矿2煤组采厚4.0 m、3煤组采厚6.0 m，B矿3煤组采厚6.0 m，利用《建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规范》[23]经验公式进行了理论计算，利用FLAC3D软件进行了数值模拟，确定覆岩塑性破坏区为导水裂隙带发育范围，并获取了导水裂隙带现场实测数据，通过比选，确定A矿和B矿典型工作面导水裂隙带发育高度，工作面倾向导水裂隙带稳定发育特征如图3所示；另外，为进一步验证研究矿井导水裂隙带发育高度优选结果的可靠性，收集了周边开采条件和地质条件相对类似的矿井，通过分析导水裂隙带发育高度和裂采比，综合分析导水裂隙带发育高度（表1）。
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图 3 工作面倾向导水裂隙带稳定发育特征Figure 3. Stable development characteristics of inclined water-conducting fracture zone of working face表 1 典型工作面煤层开采导水裂隙带发育高度Table 1. Development height of water-conducting fracture zone in coal seam mining of typical working face研究矿井 开采煤层 煤层
采厚/m导水裂隙带高度/m 裂采比 理论值 模拟值 实测值 优选值 A矿 2煤组 4.0 67.7 70.0 70.0 71.5 71.5 17.9 下行开采3煤组 6.0 80.3 104.9 124.9 — 124.9 — A1矿 2煤组 4.6 70.1 74.3 — 64.4 74.3 14.0 下行开采3煤组 2.2 75.8 88.2 — 95.2 95.2 — A2矿 2煤组 7.8 77.6 93.8 — 87.8 93.8 11.2 下行开采3煤组 2.8 80.3 104.9 — 135.3 135.3 — B矿 3煤组 6.0 74.1 83.5 105.0 110.3 110.3 18.4 B1矿 3煤组 4.4 69.3 72.9 — 140.5 140.5 31.9 B2矿 3煤组 4.0 67.7 70.0 — 132.9 132.9 22.1 其中A矿为2煤组和3煤组复合煤层重复开采，理论计算2煤组开采导水裂隙带最大发育高度70.0 m，2煤组和3煤组复合开采导水裂隙带最大发育高度104.9 m，FLAC3D软件模拟2煤组开采导水裂隙带发育高度70.0 m，2煤组和3煤组复合开采导水裂隙带发育高度124.9 m，井下仰孔注水侧漏法实测A矿2煤组开采导水裂隙带发育高度71.5 m，2煤组和3煤组复合开采导水裂隙带发育高度未实测。参考周边矿井，均存在近距离煤层开采覆岩重复扰动现象，重复开采导水裂隙带发育高度最大不超过135.3 m，不沟通第四系松散层。根据以上计算结果推断A矿2煤组和3煤组复合开采导水裂隙带发育高度在124.9 m是可信的。
B矿主采单一3煤组，理论计算3煤组开采导水裂隙带最大发育高度83.5 m，FLAC3D软件模拟3煤组开采导水裂隙带发育高度105.0 m，井下仰孔注水侧漏法实测高度110.3 m，裂采比18.4，导水裂隙带最大波及直罗组含水层或向上继续沟通安定组隔水层，不沟通白垩系志丹群含水层。参考周边矿井，3煤组开采裂采比分别为31.9和22.1，按照最大裂采比计算，B矿开采3煤层顶板导水裂隙带也并不沟通白垩系含水层。据此，确定3煤层顶板导水裂隙带发育高度为110.3 m。
另外，薛建坤等[24]收集了鄂尔多斯盆地大量导水裂隙带实测资料，拟合出相应计算经验公式，综合确定的A、B矿导水裂隙带发育高度与之相符，最终确定A矿2煤组和3煤组复合开采导水裂隙带发育高度为124.9 m，B矿3煤组开采导水裂隙带发育高度为110.3 m。
2.2 含/隔水层结构扰动模式划分
根据主采煤层开采导水裂隙带发育高度与上覆主要含/隔水层的空间接触关系，A矿浅埋复合煤层开采将贯穿直罗组含水层，突破安定组相对隔水层顶界面，进入白垩系志丹群含水层，B矿深埋单一煤层开采将直接沟通直罗组砂岩含水层，但导水裂隙带包络线上边界未进入安定组相对隔水层（图4），据此，将A、B两矿主采煤层开采充水类型分别划分为直罗组−志丹群砂岩复合含水层充水型和直罗组砂岩单一含水层充水型2种类型。
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图 4 主采煤层开采顶板含水层扰动模式示意Figure 4. Schematic of disturbance mode of roof aquifer in mining coal seam3. 开采扰动地下水流数值模型构建
为进一步直观和定量化研究2种典型矿井开采地下水流场扰动特征，根据主采煤层开采覆岩含水层扰动模式，构建了A、B两个矿井地下水流概念、数学和数值模型，并通过模型率定，形成可靠的数值预测模型。
3.1 概念模型构建
根据井田地质构造展布特征、井田水文地质条件，对A、B两矿开采地下水系统进行概化。其中，含/隔水层岩层结构和地下水补径排特征相对清晰，由于研究区地质构造、地表水体不发育，自然稳定隔水或稳定补给边界不存在，模型四周水平边界均为开放边界，与井田外含水系统存在密切的水力联系，由于煤层开采一般造成明显的垂向水量交换，模型垂向顶界面均选择地表；研究层段最下部均选择了3煤组，据此，确定模型垂向底界面为3煤组底板隔水层。
3.2 数学模型构建
根据A、B矿井开采水文地质概念模型构建结果，模拟区含水岩组空间分布存在差异，且计算时段处于开采阶段，地下水已形成降落漏斗，水力坡度较大，水流汇集漏斗中心，具有显著的三维非稳定地下水流运动特征，依据地下水渗流连续性方程和达西定律，可用下列偏微分方程和定解条件组成的数学模型对研究区地下水运动进行描述。
$$ \left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {{S_{\rm{s}}}\dfrac{{\partial h}}{{\partial t}} = \dfrac{\partial }{{\partial x}}\left( {{K_x}\dfrac{{\partial h}}{{\partial x}}} \right) + \dfrac{\partial }{{\partial y}}\left( {{K_y}\dfrac{{\partial h}}{{\partial y}}} \right) + \dfrac{\partial }{{\partial z}}\left( {{K_z}\dfrac{{\partial h}}{{\partial z}}} \right) + \varepsilon }&{\left( {x,y,z} \right) \in {\varOmega },t \geqslant 0}\\ {{\mu }\dfrac{{\partial h}}{{\partial t}} = {K_x}{{\left( {\dfrac{{\partial h}}{{\partial x}}} \right)}^2} + {K_y}{{\left( {\dfrac{{\partial h}}{{\partial y}}} \right)}^2} + {K_z}{{\left( {\dfrac{{\partial h}}{{\partial z}}} \right)}^2} - \dfrac{{\partial h}}{{\partial z}}\left( {{K_z} + p} \right) + p}&{\left( {x,y,z} \right) \in {{\varGamma }_0},t \geqslant 0}\\ {{{\left. {{h}\left( {x,y,z,t} \right)} \right|}_{t = 0}} = {h_0}\left( {x,y,z} \right)}&{\left( {x,y,z} \right) \in {\varOmega },t = 0}\\ {{K_n}{{\left. {\dfrac{{\partial h}}{{\partial n}}} \right|}_{{{\varGamma }_1}}} = q\left( {x,y,z,t} \right)}&{\left( {x,y,z} \right) \in {{\varGamma }_1},t \geqslant 0}\\ {{K_n}{{\left. {\dfrac{{\partial h}}{{\partial n}}} \right|}_{{{\varGamma }_2}}} = 0}&{\left( {x,y,z} \right) \in {{\varGamma }_2},t \geqslant 0} \end{array}} \right. $$ 式中：
$\varOmega$ 为研究区域；$ {K}_{x} $ ，$ {K}_{y} $ ，$ {K}_{z} $ 分别为x、y、z方向的渗透系数，m/d；${h} \left(x,y,z,t\right)$ 为t时刻的水位标高，m；$ {h}_{0}\left(x,y,z\right) $ 为初始水位标高，m；Ss为贮水率（1/m）；μ为给水度；$ {\varepsilon } $ 为源汇项，1/d；$ p $ 为潜水面上的降水入渗量和蒸发量，河流、灌溉入渗量，m/d，根据前文分析，降水入渗、蒸发作用对新近系隔水层以下的地下水系统影响不大，模型计算过程不再纳入；${\varGamma }_{0}$ 为渗流区域的上边界，即地下水的自由表面；${\varGamma }_{1}$ 为渗流区域的流量边界；${\varGamma }_{2}$ 为渗流区域的零流量边界；$ {K}_{n} $ 为边界法向方向的渗透系数，m/d；$ q $ 为第二类边界的水流通量，m/d。3.3 数值模型构建
1）地质模型剖分。根据A、B井田勘探钻孔资料、地下水流特征和煤矿开采情况，将2个研究矿井（模拟区）垂向地层均分为6个层段，其中A矿第一层是第四系含水层，第二层是白垩系志丹群含水层，第三层是安定组隔水层，第四层是直罗组含水层，第五层是直罗组含水层底至2煤组间的延安组含水层，第六层是2煤组至3煤组底；B矿第一层是第四系含水层，第二层是志丹群含水层，第三层是安定组隔水层，第四层是直罗组含水层，第五层是直罗底至31煤层间的延安组含水层；第六层是31煤层底板（图5）。
根据层段划分结果，利用Visual Modflow软件进行各层面结点剖分，其中，A矿在平面上剖分结点117×88个，每个单元格的长宽基本相等，约为100 m，整个模型共计剖分单元10296个；B矿在研究区平面上剖分结点92×87个，每个单元格的长宽基本相等，约为200 m，整个模型共计剖分单元8004个。对于水位观测孔位置，进行加密剖分，以提高计算精度。
2）参数赋值与模型率定。水文地质参数是表征含水介质储水、释水能力以及地下水渗流速度的指标。因此，水文地质参数选取对模型计算至关重要，其合理与否直接影响到模型的计算精度和结果的可靠性。由于研究矿井以往开展的水文地质工作相对有限，且仅有的水文地质钻孔也仅仅对地表松散层或直罗组含水层进行了水文地质试验，获取的水文地质参数十分有限，周边煤矿开展的水文地质试验多是对渗透系数和单位涌水量两种参数的获取，模型计算需要的给水度和释水系数缺乏实测，不足以支撑地下水数值模型的构建。根据《地下铁道、轻轨交通岩土工程勘察规范》（GB50307—1999）[25]，文章对相应岩性岩层赋值（表2、表3、表4）。
表 2 不同岩性给水度经验值Table 2. Empirical value of water yield of different lithology岩性 给水度 岩性 给水度 黏土 0.02～0.035 细砂 0.08～0.11 亚黏土 0.03～0.045 中细砂 0.085～0.12 亚砂土 0.035～0.06 中砂 0.09～0.13 黄土 0.025～0.05 中粗砂 0.10～0.15 黄土状亚黏土 0.02～0.05 粗砂 0.11～0.15 黄土状亚砂土 0.03～0.06 黏土胶结砂岩 0.02～0.03 粉砂 0.06～0.08 裂隙灰岩 0.08～0.10 粉细砂 0.07～0.10 砂卵砾石 0.13～0.20 注：参数引自《地下铁道、轻轨交通岩土工程勘察规范》[25]。 表 3 不同岩性渗透系数经验值Table 3. Empirical value of permeability coefficient of different lithology岩性 渗透系数/（m·d−1） 岩性 渗透系数/（m·d−1） 黏土 0.001～0.054 细砂 5～15 亚黏土 0.02～0.5 中砂 10～25 亚砂土 0.2～1.0 粗砂 20～50 粉砂 1～5 砂砾石 50～150 粉细砂 3～8 卵砾石 80～300 注：参数引自《地下铁道、轻轨交通岩土工程勘察规范》[25]。 表 4 不同土层岩性释水系数经验值Table 4. Empirical value of specific water release coefficient of different soil layers土层岩性 释水系数 土层岩性 释水系数 塑性黏土 1.9×10−3～2.4×10−4 密实砂层 1.9×10−5～1.3×10−6 固结黏土 2.4×10−4～1.2×10−4 密实砂砾 9.4×10−6～4.6×10−6 稍硬黏土 1.2×10−4～8.5×10−4 裂隙岩层 1.9×10−6～3.0×10−7 松散砂层 9.4×10−5～4.6×10−5 固结岩层 3.0×10−7以下 注：参数引自《地下铁道、轻轨交通岩土工程勘察规范》[25]。 根据水文地质概念和数学模型所建立的数值模型，应反映实际流场的特点。为了获得可靠的预测模型，必须进行模型率定。利用井田内长观孔水位观测数据与模型运行的计算结果进行比较分析，以确认模型的正确性和可靠性。
A、B两矿地下水流数值模型分别选择A1和B1直罗组观测孔实测水位数据进行率定，经反复多次调参计算，取得了较好的率定效果（图6）。
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图 6 A矿和B矿主采煤层开采地下水流数值模型率定结果Figure 6. Numerical model calibration results of underground water flow in A and B coal mine4. 接续期开采地下水流场和涌水量预测
4.1 接续期开采地下水流场演变特征
利用率定好的地下水流数值模型对A、B两个矿井2023—2024年接续开采期间主要受影响含水层地下水流场进行了模拟（图7、图8）。可以看出，围绕接续开采工作面附近，形成了较为明显的地下水降落漏斗，漏斗中心区水头基本降至开采煤层标高。随着接续工作面更替，已采工作面顶板围岩应力和岩层结构重分布，达到新的平衡态，采空区及覆岩裂隙空间地下水水头出现逐步恢复的现象。
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图 7 A矿志丹群和直罗组含水层地下水流场演变特征Figure 7. Evolution characteristics of groundwater flow field in Zhidan Group and Zhiluo Group aquifers of A Mine![]()
图 8 B矿直罗组含水层地下水流场演变特征Figure 8. Evolution characteristics of groundwater flow field in Zhiluo Formation aquifer of B mineA矿矿志丹群和直罗组含水层地下水降落漏斗平面位置上表现出明显的差异，主要因为井田地层表现为由东向西埋深增加，地层逐步变厚，井田西南部2煤组和3煤组开采导水裂隙带发育未波及志丹群含水层，但是井田东部安定组缺失，志丹群含水层和直罗组含水层直接接触，具有较好的水力联系，表现为志丹群含水层地下水由西向东径流，补给直罗组含水层。
与A矿相比，B矿主采煤层埋深大，含水层水头高，漏斗中心区水头降深达到350 m以上，地下水表现为由井田四周向采空区大井运动，另外，围绕采空区形成的高水力梯度区半径约为工作面采宽的2.5倍，由此向外水力梯度快速降低，指示区内直罗组含水层具有渗透性较差的特征，解释了井田内不同水文观测孔水位降深存在百米级差异的原因，与赵春虎等[26]研究结果是一致的。
4.2 接续期开采矿井涌水量预测
矿井涌水量的组成主要分为采动工作面涌水、老采空区残余涌水、巷道掘进滴淋水3个部分。根据A、B两矿多年涌水量观测结果，老采空区残余涌水量和巷道掘进滴淋水长期保持稳定，矿井涌水量预测可利用长期观测数据，采动工作面涌水量则是影响矿井涌水量变化的主要因素，选择利用上述率定后的数值模型对2023—2024年接续工作面进行预测（表5）。
表 5 接续期采动工作面涌水量预测结果Table 5. Prediction results of water inflow of mining face in the continuous period研究矿井 年份 接续开采工作面 预测涌水量/(m3·h−1) A矿 2023 A01 107.9 2024 A02 212.7 B矿 2023 B01 164.3 B02 164.7 B03 158.1 2024 B04 188.6 B02 164.7 B03 158.1 按照接续开采时段，叠加采动工作面涌水量预测结果，老采空区残余涌水和巷道掘进滴淋水长期观测结果3个部分涌水量，即可获取A、B矿2023—2024年接续开采期间矿井涌水量预测结果（表6），利用2023年1—4月份矿井尺度涌水量实际观测结果进行预测准确度验证，准确度分别为81.3%和78.0%，表明预测结果可靠性较好。此结果同时也定量表征了两矿开采过程对顶板主要含水层水资源的影响程度。
表 6 接续期矿井涌水量预测结果及验证Table 6. Prediction and verification of mine water inflow during the continuation period研究
矿井年份 涌水量/（m3·h−1） 采动工作
面预测值老采空区
残余经验值掘进巷
道经验值矿井
预测值2023年
1—4月矿井
观测均值A矿 2023 107.9 130.0 237.9 193.4 2024 212.7 130.0 342.7 — B矿 2023 487.1 268.0 79.0 834.1 650.7 2024 511.4 268.0 79.0 858.4 — 注：采动工作面涌水量预测结果来源于A矿和B矿接续工作面数值计算，老采空区涌水量取定值原因主要是近3 a老采空区涌水量基本不随时间和采空区数量变化而发生明显变化，掘进巷道涌水量也基本保持稳定，与开采长度、区域降水无明显关系。 根据计算，A矿2023—2024年接续工作面开采产生的矿井涌水量，换算全年产生水资源损失分别为207.6万m3和300.2万m3，主要来源于顶板侏罗纪直罗组砂岩含水层和白垩纪志丹群砂岩含水层；B矿接续工作面开采全年水资源损失分别为730.7万m3和751.9万m3，主要来源于顶板侏罗纪直罗组砂岩含水层。
5. 结 论
1）构建了适用于蒙陕接壤区典型煤层开采地下水系统扰动程度定量刻画的方法体系：①划分地下水系统扰动模式；②构建不同扰动模式地下水流模拟数值模型；③定量计算开采扰动地下水流场变化特征，预测接续开采期矿井涌水量，确定水资源损失量。
2）根据煤层赋存特征、煤层顶板主要含/隔水层展布特征和开采现状，通过多种方法综合分析了A矿浅埋2煤组和3煤组复合开采导水裂隙带发育高度与主要含/隔水层空间交叉关系，划分出顶板直罗组−志丹群砂岩复合含水层充水模式；多种方法综合分析了B矿深埋3煤组单一开采导水裂隙带发育高度与主要含/隔水层空间交叉关系，划分出直罗组砂岩含水层充水模式。
3）通过概化不同含水层充水模式地下水流系统，构建了相应的地下水三维非稳定流数学模型，利用Visual Modflow软件对A、B矿典型煤层开采扰动地下水系统概念模型进行地质体建模，通过区域地质体网格剖分、水文地质参数赋值与率定等，得到了准确可靠的开采扰动地下水流数值模型。
4）利用率定后的数值模型预测了A、B矿接续2023—2024年工作面开采期间直罗组含水层和志丹群含水层地下水流场变化特征和水资源损失量，并利实测涌水量数据验证了模型的可靠性，其中，煤层开采均造成区域地下水向采空区汇集效应，开采结束后，有逐步水位恢复的现象，围绕采空区附近，地下水流场表现出局部高水力梯度现象；预测A矿2023、2024年接续开采水资源损失量分别为207.6万m3和300.2万m3，相应B矿水资源损失量分别为730.7万m3和751.9万m3。
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图 3 132201工作面倾向方向支架循环末阻力分布
Figure 3. End resistance distribution of support in inclined direction of No.133201 working face
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图 5 不同工作面长度顶板挠度及支架工作阻力
Figure 5. Roof deflection and working resistance of support with different working face length
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图 6 支架工作阻力14 000 kN以上频率分布
Figure 6. Frequency distribution diagram of support working resistance above 14 000 kN
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图 8 三区支架对数型增阻均化曲线
Figure 8. Homogenization curve of three zone support logarithmic resistance increase
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图 9 三区支架复合型增阻实际工作循环时间分布
Figure 9. Actual working cycle time distribution of three zone support compound resistance increase
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图 10 三区支架复合型增阻函数拟合
Figure 10. Function fitting of three zone support compound resistance increase
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图 11 三区支架复合型增阻均化曲线
Figure 11. Homogenization curve of three zone support compound resistance increase
表 1 202工作面支架工作阻力频率分布（限于篇幅间隔10架展示）
Table 1 Frequency distribution of working resistance of NO. 202 working face support (part)
支架 工作阻力频率分布/% 低阻力(<8000 kN) 8000～10000 kN 10000～12000 kN 12000～14000 kN 高阻力(>14000 kN) 10 1.74 65.27 32.99 0.01 0 20 2.31 43.94 52.42 1.28 0.06 30 2.42 22.15 57.34 16.80 1.28 40 2.44 23.07 46.78 22.29 5.41 50 1.95 20.46 46.27 22.46 8.85 60 2.70 21.11 47.14 20.08 8.98 70 2.56 24.19 45.29 21.84 6.13 80 2.28 19.94 43.77 21.06 12.96 90 1.44 21.20 48.47 22.36 6.52 100 2.91 14.21 46.82 25.81 10.26 110 3.46 25.22 46.88 18.49 5.95 120 2.49 21.19 45.23 24.57 6.52 130 4.18 22.08 51.20 17.19 5.34 140 5.78 25.75 44.33 17.70 6.44 150 1.74 16.52 45.25 24.51 11.98 160 2.22 21.60 48.40 18.27 9.52 170 4.37 24.39 43.07 20.14 8.04 180 3.05 20.79 44.93 20.50 10.72 190 3.93 21.13 49.95 20.93 4.05 200 3.34 20.30 41.07 24.37 10.93 210 2.66 24.22 52.08 17.51 3.54 220 16.35 50.32 27.10 3.85 2.38 平均值 3.10 24.53 46.22 19.01 7.50 
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表 2 工作面倾向不同区域支架增阻均化循环结果
Table 2 Results of homogenization cycles of support increasing resistance in different areas of working face inclination
支架编号 均化函数式 瞬时增阻速率 45～90 对数-指数 ΔF=589.63ln t−1658.6 589.63/t 对数 ΔF=1050.5ln t−3897.7 1050.5/t 95～145 对数-指数 ΔF=852.68ln t−3758.6
(t<4656 s)ΔF=1364.7e0.0002t
(t>4656 s)852.68/t 0.27e0.0002t 对数 ΔF=1129.9ln t−4843.7 1129.9/t 150～205 对数-指数 ΔF=732.79ln t−3002.7
(t<5012 s)ΔF=689.31e0.0003t
(t>5012 s)732.79/t 0.21e0.0003t 对数 ΔF=1169.6ln t−5246.3 1169.6/t
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