综合机械化放顶煤开采方法(简称综放开采)在厚及特厚煤层开采中具有生产集中、高产高效和对煤层厚度变化适应能力强等优势，在我国各大矿区得到了广泛应用和发展[1-3]。综放开采顶煤冒放性和运移规律是影响开采工艺和顶煤采出率的关键因素，破碎块度较小或呈粉末状的顶煤在冒放过程中呈散体流动特性，无黏结散体介质颗粒流模型能较好地近似模拟松散破碎顶煤的流动特性，因而得到了广泛应用。
许多学者基于散体介质理论，采用无黏结颗粒模型对综放开采顶煤冒放规律进行相似模拟和数值模拟研究:王家臣等[4-5]基于散体介质理论对不同采放比、放煤步距等参数下顶煤放出体形态和冒放规律进行了多种方式的模拟研究;张锦旺等[6-7]基于BBR(煤岩分界面、顶煤放出体、顶煤采出率与含矸率)体系研究了工作面倾角对综放开采散体顶煤放出规律的影响;于斌等[8-9]采用散体随机介质理论研究了顶煤的放出特征对综放开采采出率和含矸率的影响;黄炳香等[10]采用散体模型试验的方法对煤层顶板为极松散细砂岩条件下的放煤工艺进行了研究;杨胜利等[11]研究了散体顶煤对综放开采支架与围岩相互作用关系的影响;马英等[12]以散体随机介质放矿理论为基础，建立了放顶煤时间预测方法;刘长友等[13]以顶煤破断块度为特征量，分析了不同顶煤块度以及顶煤块度和矸石块度相对差异时的煤矸流动场特征。
上述研究均以顶煤为破碎散体状假设为前提，并以散体介质理论研究顶煤冒放运移规律，研究结果表明散体介质理论对于松软或裂隙发育且易破碎为散体的煤层有较好的适用性，模拟结果与顶煤实际冒放规律相似。然而，榆神矿区埋深较浅的特厚坚硬煤层综放开采实践表明:常规大采高综放(采高4.0～5.0 m)开采条件下，坚硬顶煤表现出整体性强、悬顶长、冒落块度大、冒放性差的特征。坚硬煤层顶煤冒放过程若仍采用无黏结散体介质颗粒流模型，则模拟结果与坚硬顶煤实际冒放结构和力学特性存在较大差异，不能有效指导生产实践。因而，对于冒放性差的特厚坚硬煤层而言，需考虑顶煤由整体结构向散体结构转变的演化过程。黏结颗粒力学模型(Bonded Particle Model,BPM)在采矿和岩土工程模拟中使用广泛，应用较成熟，主要用于矿山崩落开采、边坡稳定和地下工程等领域[14-16]。黏结颗粒力学模型通过在散体颗粒间增加接触黏结，可使散体颗粒形成具有整体力学特性的块体结构，黏结的存在使颗粒间具有抗拉和抗扭特性，能更好地模拟坚硬顶煤的块体结构和力学特征，模拟结果更加符合坚硬顶煤实际破碎和冒放过程。
笔者以榆神矿区金鸡滩煤矿超大采高综放开采工作面煤层赋存特征和开采技术条件为基础，对比无黏结颗粒和黏结颗粒模型力学特性，并基于黏结颗粒模型采用Itasca公司的PFC软件对坚硬煤层顶煤冒放结构和覆岩结构特征进行模拟，分析工作面支架-围岩耦合支护系统稳定性、顶煤冒放性和顶煤成拱特征，并提出相应的破煤破拱措施。
1 无黏结颗粒与黏结颗粒力学模型对比
无黏结颗粒与黏结颗粒力学模型存在差异，因而其适用范围和模拟研究对象也不尽相同，具体分析对比如下。
1.1 无黏结颗粒力学模型
无黏结颗粒力学模型通常采用线性模型(Linear Model)[17-18]，线性模型的力学性质通过法向和切向刚度定义(图1)，法向接触力为法向重叠量与法向刚度的乘积，切向接触力则是切向相对位移所引起的剪切力的累加，能够在一定程度上反映颗粒的荷载历史和路径。两颗粒接触时，接触力与相对位移关系可表示为
(1)
(2)
(3)
式中，Fn为法向接触力;ΔFs为切向接触力增量;kn为法向接触刚度;ks为切向接触刚度;Un为法向相对位移;ΔUs为切向位移增量;
和
分别为颗粒1和颗粒2的法向和切向刚度。
图1 线性模型法向和切向刚度
Fig.1 Normal and shear stiffness of the linear model
1.2 黏结颗粒力学模型
图2 平行黏结模型
Fig.2 Parallel-bond model
黏结颗粒力学模型是在无黏结颗粒力学模型基础上在颗粒间施加黏结(类似于岩石中的胶结物)，使颗粒间具有抗拉、抗剪和抗扭的力学特性，本文黏结颗粒模型选取使用较广泛的平行黏结模型(图2)，黏结后的颗粒表现出整体块体力学特性，外部边界表现为不规则形状块体，而并非无黏结颗粒力学模型的单个圆形边界。
如图2所示，平行黏结模型(Parallel Bond Model)[17-18]可认为是一组具有恒定法向刚度
和切向刚度
的弹簧，均匀地分布在以接触点为圆心的圆形接触面上，这些弹簧与通过线性模型模拟颗粒刚度的点接触弹簧作用方向平行。平行黏结创建后，由于平行黏结具有一定的刚度，接触处的相对运动将在平行黏结形成力和力矩，这个力和力矩分别作用在两个颗粒上，直接影响黏结材料的最大法向和剪切应力。如果最大应力超过相应黏结强度，平行黏结将破断，块体产生分离，而平行黏结的存在并不阻碍颗粒间的滑移。平行黏结法向力
切向力
和力矩
表达式为
(4)
(5)
(6)
式中,
为平行黏结面积;
为法向量;ΔUn为法向位移增量;ΔUs为切向位移增量;
为扭转力矩;
为弯曲力矩，其表达式为
(7)
(8)
其中,Δθt为扭转角增量;Δθb为弯曲角增量;
为抗扭截面模量;
为抗弯截面模量。平行黏结的最大法向应力和切向应力迭代更新如式(9)和(10)所示:
(9)
(10)
式中,
为力矩贡献因子
为接触颗粒平均半径，平行黏结断裂准则为
(拉伸破坏式)
(11)
(剪切破坏式)
(12)
平行黏结抗剪强度计算式为
(13)
式中,
为黏聚力;
为内摩擦角。
1.3 无黏结颗粒与黏结颗粒力学模型对比
无黏结颗粒模型通常采用线性模型，不考虑颗粒之间的黏结作用，因而两个接触颗粒为独立的圆形个体，两颗粒间仅产生法向力和切向力。黏结颗粒模型通过将多个圆形颗粒黏结为块体结构，颗粒间除具有线性模型的法向力和切向力外，还具有由黏结所形成的抗拉和抗扭转能力。颗粒间黏结可以在颗粒间传递力和力矩，而线性模型和线性接触模型则仅仅可以传递接触点的力而不能传递力矩。平行黏结颗粒黏结的破断可引起块体分离，能很好地模拟煤体和岩体破裂损伤、裂纹扩展和断裂破坏过程。
图3 千树塔煤矿4.0 m大采高坚硬煤层顶煤悬顶状态
Fig.3 Cantilever of hard top coal in Qianshuta coal mine with 4.0 m cutting height
对于松软或裂隙发育的煤层而言，顶煤强度低、易破碎，在矿山压力和支架反复支撑挤压作用下容易破碎为小块或粉末状，具有流动特性，因而宜采用无黏结散体介质颗粒模型进行模拟;而对于坚硬煤层而言，由于顶煤硬、强度高和整体性强，导致顶煤悬顶长、冒放性差(图3为千树塔煤矿4.0 m大采高工作面顶梁上方顶煤完整状态和尾梁上方悬空状态)，冒放过程中常出现大块煤堵塞放煤口，且大块煤的流动性差，通常以滚动方式运动，如果仍采用无黏结散体颗粒模型，模拟结果与顶煤实际冒放过程存在较大差异。因此，黏结颗粒力学模型更适合坚硬煤层综放开采的数值模拟，不仅能模拟顶煤在矿山压力作用下的裂隙发育和结构演化过程，而且还能模拟液压支架尾梁摆动时的二次破煤和破拱作用。图4为无黏结颗粒和黏结颗粒力学模型模拟结果对比图。此外，无黏结颗粒无法模拟工作面煤壁稳定性，因而在建模时通常不建立煤壁模型;而黏结颗粒模型不仅能模拟综放采场覆岩结构，而且能模拟覆岩动态失稳时工作面煤壁稳定性特征。
图4 无黏结颗粒和黏结颗粒模型顶板结构对比
Fig.4 Comparison of roof structure between unbonded particle model and bonded particle model
圆形无黏结颗粒间的作用力分为法向和切向。法向力方向为两颗粒中心连线，切向力方向为两颗粒接触点的公切线方向，因而拱结构内力链沿拱结构内颗粒中心连线传递。而黏结颗粒破坏形成的不规则边界形状，能更近似地模拟冒放顶煤形状不规则的特征，与圆形颗粒相比，其力链的传递并不需要通过不规则块体形心，不规则的外形使其更容易相互咬合成拱，且拱结构形式更加多样。无黏结颗粒和黏结颗粒力学模型模拟顶煤拱结构对比如图5所示。
图5 无黏结颗粒和黏结颗粒力学模型成拱对比
Fig.5 Comparison of arching between unbonded particle and bonded particle model
2 黏结颗粒力学模型及液压支架模型建模
2.1 颗粒细观力学参数与宏观力学参数标定
岩样和煤样宏观力学参数可由实验室试验测得，而颗粒流计算则主要通过赋予颗粒和接触细观参数使岩样和煤样表现出一定的宏观力学特性，且细观参数与宏观参数之间没有直接对应关系，需采用细观参数试算的方式进行参数标定。通常可利用单轴抗压、单轴抗拉、双轴抗压等数值试验，通过细观参数的调整使数值模型的宏观力学性质(弹性模量、泊松比、抗拉强度、抗压强度)与岩体实际力学性质相近似。文献[19-21]详述了细观力学参数与宏观力学特性的标定方法。煤体和岩体宏观力学参数和颗粒细观力学参数见表1，2。
表1 煤体和岩体宏观力学参数
Table 1 Macroscopic mechanical parameters of coal and rock mass
岩性抗拉强度/MPa抗压强度/MPa弹性模量/GPa泊松比泥岩2.6555.00.26粉砂岩5.4837.90.24细粒砂岩4.2788.90.28泥岩2.3474.20.28中粒砂岩2.6424.80.27粉砂岩3.8777.60.22粗粒砂岩2.5486.20.23泥岩2.1423.90.25细粒砂岩3.1637.60.262-2上煤层1.6282.00.22
表2 颗粒模型细观力学参数
Table 2 Mesoscopic mechanical parameters of particles model
岩性最小颗粒半径/mm最大颗粒半径/mm颗粒密度/(kg·m-3)颗粒接触模量/GPa法向与切向刚度比颗粒摩擦因数黏结半径放大系数平行黏结模量/GPa平行黏结刚度之比kn/ks法向黏结应力/MPa切向黏结应力/MPa泥岩244025007.91.50.251.677.91.542.371.8粉砂岩2440250014.31.50.251.6714.31.568.7109.3细粒砂岩2440250016.41.90.251.6716.41.961.694.8泥岩244025005.81.90.251.675.81.939.460.7中粒砂岩244025007.01.80.251.677.01.834.255.2粉砂岩2440250012.91.30.251.6712.91.364.399.2粗粒砂岩244025009.61.30.251.679.61.339.262.1泥岩152525004.61.50.251.674.61.512.621.7细粒砂岩1525250010.51.50.251.6710.51.518.931.52-2上煤层91514001.81.20.251.671.81.26.410.5
2.2 数值模型建立及模拟过程
图6为金鸡滩煤矿特厚坚硬煤层超大采高放顶煤工作面黏结颗粒模型，同一岩层颗粒间采用平行黏结模型(Parallel Bonded Model)模拟层内的整体层状特性，不同岩层颗粒间采用光滑节理模型(Smooth Joint Model)模拟层间层理结构面的力学特性，模型上方未模拟的上覆岩层采用等效载荷方式施加，模型两侧和底部边界采用刚性墙体。
图6 超大采高综放工作面数值模型
Fig.6 Numerical model of LTCC face with super-large mining height
依据金鸡滩煤矿一盘区东翼117超大采高综放工作面煤层赋存特征进行建模，煤层平均厚度为10.5 m，割煤高度6.3 m，放煤高度4.2 m，工作面中部采用天地科技股份有限公司开采设计事业部设计的ZY21000/35.5/70D型两柱掩护式放顶煤液压支架，支架结构如图7所示。液压支架工作阻力21 000 kN，最大支撑高度7.0 m。由于采用二维平面模拟，模型中垂直平面的宽度为单位长度(1.0 m)，实际液压支架中心距为2.05 m，故模拟中液压支架初撑力为8 272 kN，工作阻力为10 500 kN。液压支架初撑力和工作阻力的模拟采用Fish语言编写伺服控制函数实现:① 支架顶梁载荷低于初撑力时，开启伺服控制(伺服压力为初撑力P1)并升架，直至顶梁载荷达到初撑力;② 顶梁载荷达到初撑力后，支架力学模型转为线弹性模型，模拟支架增阻阶段力学特性;③ 支架顶梁载荷超过支架工作阻力后，开启伺服控制(伺服压力为支架工作阻力P2)并降架，模拟支架高阻让压时的恒阻状态。模拟过程中，监测煤层和覆岩的变形、破断、位移以及支架载荷等特征。模拟中顶煤成拱可通过尾梁摆动进行破煤破拱，使大块顶煤顺利放出，顶煤冒放完成后，及时关闭放煤口并移架。
图7 ZY21000/3.55/70D 型两柱掩护式放顶煤液压支架
Fig.7 ZY21000/3.55/70D type two-leg hydraulic roof support
2.3 液压支架承载和运动关系
根据液压支架工作阻力特性曲线(图8)，采用Fish语言编写液压支架承载-运动控制函数，实现液压支架承载和运动关系的模拟。当支架顶梁承载处于初撑阶段或恒阻阶段时，通过伺服控制原理实现液压支架顶梁承载与运动的关联;当支架处于增阻阶段时，采用线弹性控制方式，即支架位移增量与顶梁载荷增量线性相关，载荷增量与位移增量的比值即为支架增阻刚度(Kz)。顶梁位置发生改变后，支架姿态发生改变，模拟过程中，每隔一定循环时步调用支架姿态控制函数，根据顶梁载荷确定顶梁的运动，采用逆向运动学(Inverse Kinematics)[22]求解并更新支架结构位姿，姿态更新算法如图9所示。
图8 液压支架工作特性曲线
Fig.8 Curve of working characteristic of hydraulic roof support
图9 支架姿态更新算法
Fig.9 Algorithm of attitude update of hydraulic roof support
2.4 尾梁摆动破拱的实现
顶煤冒放过程中会形成不同形式的拱结构，针对拱结构稳定性差异采用“小拱小摆，大拱大摆”的破拱对策(具体分析见后文)。尾梁摆动采用PFC软件中旋转命令通过Fish语言实现，设定旋转中心为尾梁与掩护梁铰接点，旋转速度为10°/s。对于不稳定结构“小拱”，尾梁摆动10°～15°时，拱结构遭到破坏，即可反方向摆动收回尾梁，避免影响煤流;对于稳定拱结构“大拱”，则继续摆动至40°～45°后反向收回，对顶煤形成强扰动。
3 覆岩结构特征与顶煤冒放结构特征分析
3.1 覆岩垮落特征及矿压显现分析
图10为工作面不同推进度下，顶煤冒放和覆岩垮落特征。顶煤和直接顶初次垮落步距为45～50 m，工作面推进约80 m时，下位基本顶关键层及其上部软弱随动层初次垮落，工作面推进约120 m时，上位基本顶关键层初次垮落。下位基本顶关键层可形成不稳定砌体梁结构:由于一次采出煤层厚度大，直接顶薄，下位基本顶关键层下方空间充填程度低，离层空间大，所形成砌体梁结构关键块B主要依靠前、后铰接点水平和切向作用力维持稳定，后铰点为已垮落触底的稳定下位基本顶(关键块C)，而前铰点作用处(关键块A)下方为工作面近场“煤壁-支架-直接顶”不稳定承载区，由于移架和放煤等工序扰动，造成前交接点易失稳，导致关键块B水平推力不足而发生旋转和滑移失稳[23]，由于下方离层区较大，失稳后重力势能转化为冲击动能，对支架-围岩支护系统形成动载冲击。上位基本顶关键层可形成稳定砌体梁结构:由于下部已垮落岩层的碎胀充填作用，上位基本顶关键层下方离层空间减小，关键块B断裂后发生回转下沉可触及下部较规则垮落带，且上位关键层距工作面采场较远，受采动影响较小，易形成稳定性较强的砌体梁结构。
图10 工作面覆岩垮落结构演化
Fig.10 Caving structure evolution of overlying strata at the longwall face
由支架循环末阻力监测结果(图11(a))可知，由于工作面基本顶垮落前能形成稳定的固支梁结构，对支架的作用力主要为顶板变形压力，相对于顶板破断的压力较小;当下位基本顶断裂后作用在支架上的力显著增加，工作面来压步距为10～20 m;顶板来压时，支架总体处于较高的工作阻力状态，来压强烈时超过额定工作阻力，造成支架降架让压，支架顶梁最大下沉量小于300 mm，表明支架工作阻力选择合理。对比现场生产中矿压监测结果(图11(b))可知:数值模拟结果与现场实际基本一致，工作面整体稳定性较好，现场工作面实际每天推进约10 m，周期来压步距10～20 m，周期来压时支架承载超过工作面液压支架安全阀开启压力(48 MPa)，出现安全阀开启现象。由于顶煤冒放结构的存在，支架接顶效果不同，支架所承担的覆岩压力也不同。当支架接顶好时具有较好的承载能力;而支架接顶不好时，难以发挥支架的有效承载作用，顶板压力主要由工作面煤壁承担(图12力链所示)。接顶不好时支架与顶板接触面积小，支架承受载荷多集中在支架顶梁前部。这种现象在综放工作面实践中出现较多，对于四柱式支架表现为前立柱受力远大于后立柱，甚至出现拔后柱现象，而对于两柱式支架则表现为平衡千斤顶受压。
图11 工作面来压强度与工作面推进距离关系
Fig.11 Relation between longwall face weighting strength and longwall advance distance
图12 支架和煤壁承载力链
Fig.12 Bearing force chain of hydraulic support
3.2 支架工作阻力分析
于雷等[24]基于顶板“悬臂梁-铰接岩梁”结构提出特厚煤层综放支架工作阻力推导过程和计算式：
hicot α)-2(Ks-QB)(hj+1+fli+1+fhi+1cot α-
(14)
其中，Pz为综放支架工作阻力;Kd为动载系数;B为支架中心距;Gd为顶煤的重力;Q为支架所承受的变形压力;Ld为工作面控顶距;hd为顶煤的厚度;γ为顶煤容重;f为岩块间的摩擦因数;hi,li分别为第i层直接顶岩块厚度和岩块长;α为岩层裂隙角;K为采空区矸石刚度;s为采空区矸石的压缩量;Δ为基本顶岩块A的下沉量;c为支架合力作用点距煤壁的距离。式(14)中较为重要的参数为动载系数Kd，动载系数与工作阻力成线性相关，其取值范围通常为1.5～3.0，而具体选择时则具有很大的经验性。此外，式(14)中其他参数(如采空区矸石刚度K和采空区矸石压缩量s)在取值上也存在较大困难和经验性。而数值模型的动态计算能较好地求解覆岩结构动态失稳时的力学特征，图13为数值模型动态求解过程中顶板形成的“组合悬臂梁+砌体梁”结构，当砌体梁结构失稳时，支架所承受的工作阻力最大。
图13 “组合悬臂梁+砌体梁”结构
Fig.13 Structure of “composite cantilever beam+voussoir beam”
3.3 煤壁稳定性分析
工作面回采过程中，煤壁整体稳定性好，但当工作面基本顶破断来压时，顶煤破碎程度提高的同时也伴随着煤壁破坏，煤壁的破坏主要发生在煤壁的中上部。护帮板可以起到一定支护作用，可以防止破坏的煤壁片落，但破裂的煤壁在护帮板收回时仍会发生片帮。如图14所示，工作面下位基本顶失稳时，支架上方直接顶和顶煤沿工作面前方发生断裂和破坏，顶煤超前破碎程度明显增加，工作面煤壁前方出现片帮现象，煤壁片帮深度通常介于0.3～0.8 m。
图14 顶板来压时直接顶破断与煤壁破坏
Fig.14 Intermedia roof and coal face wall failure and break under the roof weighting
3.4 顶煤冒放特征分析
坚硬顶煤破碎块度直接影响顶煤的冒放过程，随顶煤块度的增加，顶煤的冒放性逐渐变差，这是由于大块顶煤在冒放过程中更易形成较稳定拱结构而影响顶煤的顺利放出。顶煤冒放过程中，常出现冒放过程停滞现象，通过尾梁摆动实现破煤破拱，顶煤才得以放出。根据拱结构前拱脚形成位置不同(尾梁上或掩护梁上)，可将拱结构分为尾梁成拱和掩护梁成拱，拱结构的后拱脚为采空区垮落的煤或矸石。对支架后方顶煤成拱结构分析可知，不同块度的顶煤可形成不同形式的拱结构，如小块散体瞬时动态拱结构、中等块度不稳定拱结构、大块度稳定拱结构，详述如下。(注:为突出顶煤的块体结构，软件采用fragment显示黏结在一起的块体颗粒，同一颜色代表颗粒属同一块体，不同颜色并不代表不同岩性，煤岩的区分可通过颗粒大小识别)。
3.4.1 小块散体瞬时动态拱结构
小块散体瞬时动态拱结构特征:破碎的小块顶煤在放出过程中，相互碰撞挤压容易形成瞬时动态松散拱(图15)，这种拱的特征是颗粒之间相互作用力小，非常不稳定而又非常容易形成，虽然不至于堵死放煤口，但会降低顶煤放出时的流畅度，增加放煤时间，降低放煤效率。
图15 小块顶煤放出过程中形成的瞬时动态松散拱
Fig.15 Instantaneous dynamic loose arch formed in the drawing process of small top coal
小块散体瞬时动态拱结构破拱对策:采用尾梁小幅度摆动(摆角10°左右)对小块散体动态成拱过程进行小幅度扰动，可提高顶煤放出过程的流畅度(即“小拱小摆”)。
图16 中等块度不稳定拱结构
Fig.16 Unstable arch structure formed by caved top coal of moderate fragmentation
3.4.2 中等块度不稳定拱结构
中等块度不稳定拱结构特征:该拱通常由多块(3～6块)中等块度煤矸相互咬合组成(图16(a))，稳定性差，拱结构中任一铰接点的失稳将导致整个拱结构失稳。中部支架后方顶煤成拱图片难以获取，出于安全考虑，图16(b)为将尾梁处于半闭合状态进行拍摄的图片(之前顶煤放出过程中出现了顶煤冒放停滞现象)，拱结构的具体表现如图16(c)所示。
中等块度不稳定拱结构破拱对策:采用尾梁小幅度摆动(10°～15°)，改变拱结构咬合状态即可实现破拱(即“小拱小摆”)。
3.4.3 大块度稳定拱结构
大块度稳定拱结构特征:该拱通常由少数(1～3块)大块顶煤可以形成稳定性较强的梁拱结构(图17)，横跨放煤口，阻碍顶煤的放出。模拟中此种结构出现较少，开采实践中这种现象多出现在工作面上、下端头，主要是因为端头顶板由于工作面侧向实体煤的支撑而形成悬臂结构，造成工作面端头顶板矿山压力显现程度明显小于工作面中部，顶煤破碎不充分，出现较多的大块煤。
图17 大块度梁拱结构
Fig.17 Beam-arch structure formed by large size coal
大块度稳定拱结构破拱对策:对于大块煤和矸石组成的稳定拱而言，拱结构的稳定性较高，尾梁需要有较大的摆动(40°～45°)和破煤能力才能破煤、破拱(即“大拱大摆”)。生产实践中还可根据具体情况采用伸出插板的方式将大块煤挤碎。
3.4.4 掩护梁成拱
掩护梁成拱结构特征:图18为掩护梁成拱现象，该拱由冒落顶煤和采空区矸石或煤块共同组成，由于前拱脚位于掩护梁上，成拱位置较高，因而无法通过尾梁摆动将其破坏。在移架过程中，掩护梁上的前拱脚将失稳，该拱遭到破坏。由于超大采高放顶煤液压支架放煤口尺寸大、顶煤回收区范围广，掩护梁成拱的顶煤可在下次放煤时得到回收，不会造成顶煤落至采空区而无法回收。
图18 掩护梁成拱现象
Fig.18 Arch formed on the gob shield
3.4.5 顶煤块度分布特征周期性变化
数值模拟和现场监测结果表明顶煤冒落块度分布规律具有双周期性，即走向周期和垂向周期。
(1)走向周期
工作面开采过程中顶板覆岩关键层呈现周期性断裂，导致工作面矿压显现具有周期性，不同阶段矿压显现程度的差异性导致坚硬顶煤的破碎程度也具有差异性和周期性。图19为顶煤放出过程中统计的顶煤块度分布，沿工作面走向顶煤块度分布规律呈周期性变化(走向周期)，且变化周期与覆岩来压周期同步，即周期来压期间顶煤破碎程度较高，块度小;非周期来压期间，顶煤破碎程度较低，块度大。根据矿压显现程度和顶煤破碎程度不同，放煤过程中需要多次摆动尾梁，才能使顶煤放出并见矸。顶板来压期间，尾梁需摆动0～2次;非来压期间，尾梁需摆动2～4次。数值模拟结果与实际开采过程相似，但实际过程中大块煤的尺寸比模拟中大，主要是由于实际开采情况为三维空间，而二维模拟忽略了工作面长度方向的尺寸。
图19 顶煤块度分布百分比
Fig.19 Percentage of top coal fragmentation distribution
(2)垂向周期
由后部刮板输送机交叉侧卸处观测和统计顶煤块度分布发现，煤流平均块度常出现周期性由小增大的现象(图20)，该现象可通过数值模拟结果进行解释。
图20 顶煤冒放块度周期性变化
Fig.20 Periodical variation of top coal fragmentation
如图21所示，下位顶煤与支架顶梁、掩护梁和尾梁直接接触，一方面在支架顶梁反复支撑作用下下位顶煤破碎充分，另一方面顶煤悬顶垮落时下位顶煤直接冲击支架掩护梁和尾梁，冲击破碎充分。这种顶煤块度从下位顶煤向上位顶煤逐渐增大的现象在放煤过程中表现为初始放煤顶煤块度小、煤流顺畅，而后煤流平均块度逐渐增、煤流速度降低，甚至出现顶煤成拱、放煤停滞现象，尾梁的往复摆动破拱后，煤流量瞬间增大。上述现象多出现在非周期来压期间，在周期来压期间，顶煤破碎块度整体减小，周期性由小增大现象变得不再明显。
图21 冒放顶煤块度特征
Fig.21 Fragmentation characteristic of caved top coal
3.4.6 顶煤采出率分析
数值模拟顶煤采出率约为92%，而现场100 m试验监测段顶煤采出率约为84%。采出率差异主要原因为:① 实际开采为三维空间问题，而模拟采用二维模拟(三维模拟计算量巨大)与实际情况存在一定差异;② 放煤人员对架后顶煤冒放情况掌握不清，主要靠经验判断放煤口关闭时机，而模拟过程能全面掌握架后煤矸分布，合理控制放煤口关闭时机;③ 现场实际生产情况复杂，工作面两端头顶板侧向悬顶结构导致矿压显现程度低、顶煤冒放性差，而二维模拟则主要针对工作面中部进行。
4 结 论
(1)黏结颗粒模型可更好地表现顶煤冒放结构及顶板覆岩结构演化特征，更适合坚硬煤层综放开采过程的模拟。
(2)覆岩基本顶关键层可形成下位近场不稳定砌体梁结构和上位远场稳定砌体梁结构。
(3)顶煤冒放过程中可能形成小块度瞬时动态松散拱、中等块度不稳定拱结构与大块度稳定拱结构，通过尾梁“小拱小摆、大拱大摆”的对策可实现高效破拱。
(4)顶煤破碎程度具有双周期性，走向周期与周期来压同步，垂向周期与支架对顶煤作用相关。
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