王新豐，陸明遠(yuǎn)

(1.湘潭大學(xué) 環(huán)境與資源學(xué)院，湖南 湘潭 411105；2.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京) 能源與礦業(yè)學(xué)院，北京 100083)

隨著礦產(chǎn)資源開(kāi)采觸角向深部滲透，賦存條件良好的淺埋煤炭資源日趨枯竭，煤礦開(kāi)采進(jìn)入到深部拓展延伸、面長(zhǎng)突變?cè)黾?、地質(zhì)條件惡化、巖層結(jié)構(gòu)異化的復(fù)雜開(kāi)采階段。目前，全國(guó)平均煤炭采出率僅為30%，除了三下壓煤和設(shè)計(jì)損失外，更多的是由地質(zhì)構(gòu)造造成的損失。受勘探手段和測(cè)試技術(shù)的制約，無(wú)法準(zhǔn)確探明小構(gòu)造和衍生構(gòu)造。為了提高煤炭資源采出率、減少搬家倒面，必然出現(xiàn)變長(zhǎng)工作面[1-3]。變長(zhǎng)工作面的普遍存在導(dǎo)致煤層開(kāi)采的復(fù)雜性和多變性，引起深部采動(dòng)含瓦斯煤巖體非線性破裂的劇烈程度增強(qiáng)，誘發(fā)破斷煤巖中瓦斯卸壓解吸的不規(guī)則性、分散流動(dòng)的不均衡性、凝結(jié)富集的不規(guī)律性以及沖擊動(dòng)力的強(qiáng)破壞性，容易引發(fā)煤與瓦斯突出、沖擊地壓、頂板大面積來(lái)壓等動(dòng)力災(zāi)害事故[4-5]。變長(zhǎng)工作面的頂板空間結(jié)構(gòu)更加多樣化，圍巖破壞形態(tài)較不規(guī)則，應(yīng)力演化過(guò)程更加復(fù)雜多變，荷載動(dòng)力傳遞機(jī)制顯現(xiàn)，與正規(guī)工作面相比表現(xiàn)出獨(dú)特的發(fā)展規(guī)律和時(shí)效特征。尤其在變面長(zhǎng)采場(chǎng)對(duì)接區(qū)附近，圍巖活動(dòng)更加頻繁，頂板垮落和煤壁片幫事故時(shí)有發(fā)生，頂板災(zāi)害的預(yù)防控制面臨挑戰(zhàn)。

目前對(duì)于變面長(zhǎng)采場(chǎng)頂板破斷結(jié)構(gòu)與運(yùn)移規(guī)律的研究，主要有梁結(jié)構(gòu)與板結(jié)構(gòu)2 種理論體系。研究基本頂鉸接斷裂對(duì)采場(chǎng)覆巖的擾動(dòng)破壞特性時(shí)，多通過(guò)分析梁的連續(xù)性動(dòng)態(tài)破斷對(duì)煤巖內(nèi)部的變形影響與應(yīng)力分布進(jìn)行力學(xué)建模，集中反映頂板的動(dòng)態(tài)運(yùn)移特征與力學(xué)響應(yīng)機(jī)制[6-9]。但采場(chǎng)是一個(gè)三維工作空間，梁結(jié)構(gòu)作為只包含長(zhǎng)度元素的一維模型無(wú)法清晰解釋囊括寬度在內(nèi)的頂板二維平面結(jié)構(gòu)特征，因此，以三維立體空間展示頂板破斷規(guī)律的薄板理論被廣泛應(yīng)用。基于微震定位監(jiān)測(cè)技術(shù)，依據(jù)工作面不同條件的開(kāi)采邊界，采動(dòng)破裂后的采場(chǎng)頂板三維空間可劃分為一面采空中間無(wú)支撐的“O”形、兩面采空的“S”形、三面采空的“C”形以及四面采空中間有支撐的“θ”形4 類空間類型結(jié)構(gòu)，各類空間結(jié)構(gòu)具有不同的力學(xué)形態(tài)和運(yùn)動(dòng)規(guī)律，在此基礎(chǔ)上發(fā)展為頂板破壞的“O-X”破斷模型[10-15]。楊增強(qiáng)[16]采用彈塑性理論、數(shù)值模擬和微震監(jiān)測(cè)手段研究近斷層地質(zhì)構(gòu)造區(qū)變長(zhǎng)工作面采動(dòng)期間的覆巖破斷特征與巖爆發(fā)生機(jī)理，得出動(dòng)靜荷載疊加作用下的圍巖“O-X”破壞演化規(guī)律，提出沖擊地壓防治技術(shù)。何富連[17]、陳冬冬[18-19]等運(yùn)用有限差分原理構(gòu)建了彈性基礎(chǔ)邊界、彈-塑性基礎(chǔ)邊界的薄板結(jié)構(gòu)優(yōu)化模型，得出基本頂結(jié)構(gòu)在首采面初次破斷、周期破斷、一側(cè)采空與兩側(cè)采空時(shí)的不同破斷過(guò)程及影響因素，深化了采場(chǎng)頂板的破斷順序細(xì)則。

針對(duì)刀把式這類典型的變面長(zhǎng)采場(chǎng)，其覆巖結(jié)構(gòu)的空間構(gòu)造類型與演化趨勢(shì)并非傳統(tǒng)的“O-X”破斷形態(tài)，而是呈現(xiàn)出新的覆巖空間演化結(jié)構(gòu)，目前圍繞此問(wèn)題的研究相對(duì)較少。筆者結(jié)合變面長(zhǎng)采場(chǎng)不同開(kāi)采階段的巖層賦存規(guī)律和運(yùn)動(dòng)遞變特性，引入彈塑性薄板理論，構(gòu)建不同開(kāi)采邊界條件下的覆巖結(jié)構(gòu)力學(xué)模型，探討變長(zhǎng)工作面頂板破斷的力學(xué)特征與垮落形態(tài)，找出頂板活動(dòng)從張裂失穩(wěn)到塑性破斷并引起礦壓顯現(xiàn)異常的演化規(guī)律，為后續(xù)開(kāi)展變面長(zhǎng)采場(chǎng)的覆巖結(jié)構(gòu)分類和圍巖控制奠定基礎(chǔ)。

1 變面長(zhǎng)采場(chǎng)頂板的力學(xué)模型分析

針對(duì)變面長(zhǎng)采場(chǎng)開(kāi)采的地質(zhì)特征，以及工作面由短至長(zhǎng)的變化規(guī)律，將采場(chǎng)沿走向依次分為小面采場(chǎng)、變面采場(chǎng)與大面采場(chǎng)，如圖1 所示，設(shè)定小面采場(chǎng)的范圍是2a×b，變面采場(chǎng)為a×2b，大面采場(chǎng)為3a×2b。

圖1 變面長(zhǎng)采場(chǎng)分區(qū)模型Fig.1 Zoning model of stope with variable face length

以短工作面初采為例，在深部開(kāi)采中為減輕礦壓顯現(xiàn)程度以及減少平巷維護(hù)難度，多將本區(qū)段采區(qū)靠近上區(qū)段采空區(qū)一側(cè)的平巷留設(shè)為沿空巷道，此巷隔離煤柱塑性破壞程度極高，導(dǎo)致其對(duì)頂板的夾支能力大幅下降，并且鄰側(cè)采空區(qū)上方的頂板經(jīng)上區(qū)段的采動(dòng)影響已經(jīng)發(fā)生破斷[20]，因此，將變面長(zhǎng)采場(chǎng)頂板下側(cè)邊緣全部設(shè)定為簡(jiǎn)支邊界，其余未經(jīng)擾動(dòng)破壞且處于穩(wěn)定夾支狀態(tài)下的頂板邊緣設(shè)定為固支邊界。隨著工作面從小面采場(chǎng)推進(jìn)，經(jīng)過(guò)變面采場(chǎng)，直至大面采場(chǎng)，頂板的下伏煤體減少，受上覆巖層的載荷以及開(kāi)采的擾動(dòng)影響并受制于相應(yīng)的邊界條件，將導(dǎo)致頂板發(fā)生連續(xù)性破斷。

針對(duì)上述頂板邊界特點(diǎn)，運(yùn)用彈性力學(xué)的小撓度薄板彎曲理論[21]依次建立三邊固支一邊簡(jiǎn)支(簡(jiǎn)支邊為長(zhǎng)邊)、一邊固支三邊簡(jiǎn)支、三邊固支一邊簡(jiǎn)支(簡(jiǎn)支邊為短邊)、兩邊固支兩邊簡(jiǎn)支(簡(jiǎn)支邊相鄰)的頂板彈性模型，如圖2 所示。通過(guò)伽遼金法和里茨法求解其撓度表達(dá)式，進(jìn)而得出各采場(chǎng)頂板的彎矩表達(dá)式及彎矩圖，分析頂板的破斷規(guī)律，揭示深部變面長(zhǎng)采場(chǎng)的頂板巖層運(yùn)移本質(zhì)，深化深部礦井復(fù)雜煤層賦存條件下的頂板控制理論基礎(chǔ)。

圖2 采場(chǎng)分區(qū)及頂板力學(xué)邊界模型Fig.2 Stope zoning and roof mechanical boundary model

1.1 小面采場(chǎng)頂板的力學(xué)模型

小面采場(chǎng)頂板最下側(cè)邊緣對(duì)頂板的運(yùn)移約束較弱，且已在上區(qū)段采空區(qū)發(fā)生破斷，設(shè)為簡(jiǎn)支邊界條件；由于此采場(chǎng)是本區(qū)段的首采采場(chǎng)，所以除簡(jiǎn)支邊以外的頂板邊緣受上覆巖層與煤體的穩(wěn)定夾支，力學(xué)條件較好，設(shè)為固支邊界條件，形成三邊固支一邊簡(jiǎn)支(簡(jiǎn)支邊為長(zhǎng)邊)的彈性模型，如圖2a 所示。通過(guò)近似求解此模型的撓度函數(shù)與彎矩函數(shù)，即可得出小面采場(chǎng)的破斷演化規(guī)律。

由條件可得：

式中：w為撓度。

根據(jù)伽遼金法，設(shè)撓度表達(dá)式為：

式中：C1為常系數(shù)，后文C2、C3、C4都是常系數(shù)。

代入：

得到：

式中：A為積分區(qū)間；D為板的彎曲剛度，GPa·m；?4為重調(diào)和算子；wm為一階撓度函數(shù)；q為載荷，MPa。

計(jì)算可得：

進(jìn)而可得：

根據(jù)內(nèi)力彎矩表達(dá)式，可得：

式中：μ為泊松比；Mx、My為x和y方向彎矩，MN·m。

假設(shè)a=37.5m，b=50 m，q=-15 MPa，D=70.52 GPa·m，μ=0.35(后文相同)代入式中，將此模型的彎矩表達(dá)式通過(guò)MATLAB 計(jì)算得到其三維數(shù)值圖像，如圖3 所示。

圖3 三邊固支一邊簡(jiǎn)支(簡(jiǎn)支邊為長(zhǎng)邊)頂板模型彎矩Fig.3 Bending moment of roof model with fixed support on three sides and simplified support on one side (Simplified support is set on the long side)

由圖3 可知，彎矩首先在板的長(zhǎng)固邊中點(diǎn)處取得極大值，引發(fā)長(zhǎng)固邊破斷變?yōu)樾潞?jiǎn)支邊界，由于兩短固邊處極值與長(zhǎng)固邊中點(diǎn)極大值較為接近，因此，短固邊將會(huì)略微滯后于長(zhǎng)固邊發(fā)生破斷成為新簡(jiǎn)支邊界，此時(shí)固支邊界已全部破斷，隨著固支破斷裂縫不斷延伸，與沿空巷道側(cè)采空區(qū)老破斷邊界(原長(zhǎng)簡(jiǎn)支邊)貫通，形成“O”形破斷圈，此后彎矩在板中心位置取極大值，板中央產(chǎn)生裂縫并向四周延伸出現(xiàn)“X”形破斷，即“O-X”破斷規(guī)律，如圖4 所示。

圖4 小面采場(chǎng)“O-X”破斷演化過(guò)程Fig.4 “O-X” fracture evolution of small-face stope

深部采區(qū)的初采采場(chǎng)雖然在邊界條件上與不使用沿空巷道的淺部采區(qū)略有不同(三邊固支一邊簡(jiǎn)支與四邊固支的邊界條件差別)，但都會(huì)發(fā)生“O-X”破斷，頂板在動(dòng)態(tài)失穩(wěn)過(guò)程中伴隨而生的礦壓現(xiàn)象也大體相同，由于受制于工作面長(zhǎng)度較短、走向長(zhǎng)度較小的因素，上覆巖層的動(dòng)態(tài)運(yùn)移也較為緩和，對(duì)回采空間施加的支承壓力也較小。

1.2 變面采場(chǎng)頂板的力學(xué)模型

當(dāng)小面采場(chǎng)推進(jìn)到工作面長(zhǎng)度變化區(qū)，工作面長(zhǎng)度由短變長(zhǎng)，進(jìn)入變面采場(chǎng)。隨著工作面繼續(xù)推進(jìn)，變面采場(chǎng)產(chǎn)生初次來(lái)壓，此時(shí)采煤工作面上方的頂板斷裂線即為此采場(chǎng)的右邊界。在彈性力學(xué)薄板彎曲問(wèn)題中，變面采場(chǎng)左下方1/2 邊界為小面采場(chǎng)“O-X”形破斷邊緣，化為簡(jiǎn)支邊界，左側(cè)上方1/2 邊界頂板受下方巖柱與上方覆巖的夾持作用，因此設(shè)為固支邊界，此時(shí)在同一條邊界上出現(xiàn)2 種邊界條件，難以進(jìn)行有效解析，需要根據(jù)工程狀況進(jìn)行合理簡(jiǎn)化。

根據(jù)頂板結(jié)構(gòu)在周期破斷時(shí)引起的全區(qū)域擾動(dòng)特性理論，基本頂板破斷會(huì)使工作面前方的煤體內(nèi)產(chǎn)生包絡(luò)工作面的M 形或C 形的反彈壓縮區(qū)[18]，因此小面采場(chǎng)開(kāi)采完畢后將會(huì)對(duì)其正前方超前煤壁的基本頂產(chǎn)生較大的頂板壓力，而對(duì)于超前煤壁的鄰側(cè)頂板影響較小。基于上述條件，變面采場(chǎng)的下方1/2 部分正處于反彈壓縮區(qū)域，考慮到邊界條件的約束性較弱，此部分可以率先達(dá)到破斷的力學(xué)極限[19]；其破斷后應(yīng)力重新分布，繼而使上方1/2 部分頂板發(fā)生變面采場(chǎng)的二次破斷。此種具有“漂移”特征的覆巖結(jié)構(gòu)破斷構(gòu)想，合理地解釋了變面采場(chǎng)狹小的區(qū)域內(nèi)出現(xiàn)頂板來(lái)壓異常與分階下沉急促的工程現(xiàn)象。

綜上所述，將變面采場(chǎng)以長(zhǎng)邊中線為基準(zhǔn)，劃分為上下2 個(gè)部分，分割線的正下方為采空區(qū)，無(wú)法約束頂板的回轉(zhuǎn)變形，設(shè)為簡(jiǎn)支邊界。破斷順序由Ⅰ至Ⅱ，如圖2b、圖2c 所示。

1.2.1 變面采場(chǎng)Ⅰ頂板破斷的力學(xué)模型

如圖2b 所示，此板下方為沿空巷道，上方為無(wú)下伏煤體的鄰側(cè)頂板，左側(cè)為小面采場(chǎng)破斷邊緣，統(tǒng)一設(shè)為簡(jiǎn)支邊界；右側(cè)為實(shí)體煤與上覆巖層的夾支頂板，設(shè)為固支邊界，形成一邊固支三邊簡(jiǎn)支的彈性模型。

由條件可得：

根據(jù)里茨法，設(shè)撓度表達(dá)式為：

代入：

得到：

式中：Vε為形變勢(shì)能。

計(jì)算可得：

進(jìn)而可得：

根據(jù)內(nèi)力彎矩表達(dá)式，可得：

將此模型的彎矩表達(dá)式通過(guò)MATLAB 計(jì)算得到其三維數(shù)值圖像，如圖5 所示。由圖中可知，此模型彎矩Mx在長(zhǎng)簡(jiǎn)支邊中心取得極值，彎矩My在長(zhǎng)簡(jiǎn)支邊靠近板中心取得極值?？傻米兠娌蓤?chǎng)Ⅰ首先在長(zhǎng)簡(jiǎn)支邊中心發(fā)生破斷，此邊界與小面采場(chǎng)的破斷邊界相重合，而后裂縫沿x軸向板內(nèi)延伸，逐漸向固支邊靠攏，從而引發(fā)固支邊界的失穩(wěn)破壞，當(dāng)板中心裂縫與固支破斷裂縫貫通后即向兩個(gè)短簡(jiǎn)支邊擴(kuò)展，最終閉合，形成接續(xù)小面采場(chǎng)后具有延長(zhǎng)性質(zhì)的“O-X”破斷，如圖6、圖7 所示。

圖5 一邊固支三邊簡(jiǎn)支頂板模型彎矩Fig.5 Bending moment of roof model with fixed support on one side and simplified support on three sides

1.2.2 變面采場(chǎng)Ⅱ頂板破斷的力學(xué)模型

變面采場(chǎng)右側(cè)緊鄰實(shí)體煤，左側(cè)為地質(zhì)巖柱及小面采場(chǎng)采空區(qū)，變面采場(chǎng)Ⅰ的頂板垮落后導(dǎo)致圍巖壓力重新分布，繼而引發(fā)變面采場(chǎng)Ⅱ的頂板發(fā)生回轉(zhuǎn)失穩(wěn)。

此采場(chǎng)下方為已經(jīng)垮落的變面采場(chǎng)Ⅰ的破斷邊緣，兩采場(chǎng)中間以鉸接結(jié)構(gòu)相連接，可設(shè)為簡(jiǎn)支邊界；其余部分受巖層的穩(wěn)定夾支，可設(shè)為固支邊界，形成三邊固支一邊簡(jiǎn)支(簡(jiǎn)支邊為短邊)，如圖2c 所示。

由條件可得：

根據(jù)伽遼金法，設(shè)撓度表達(dá)式為：

進(jìn)而可得：

根據(jù)內(nèi)力彎矩表達(dá)式，可得：

將此模型的彎矩表達(dá)式通過(guò)MATLAB 計(jì)算得到其三維數(shù)值圖像，如圖8 所示。

圖8 三邊固支一邊簡(jiǎn)支(簡(jiǎn)支邊為短邊)頂板模型彎矩Fig.8 Bending moment of roof model with fixed support on three sides and simplified support on one side (The simplified support is set on the short side)

此模型與小面采場(chǎng)的三邊固支一邊簡(jiǎn)支(簡(jiǎn)支邊為長(zhǎng)邊)頂板模型相比，板中心部分彎矩大幅減少，并伴隨有固支邊彎矩的小幅度削減，但總體而言，彎矩作用的極大值點(diǎn)仍然出現(xiàn)在長(zhǎng)固支邊，并向簡(jiǎn)支邊略有偏移，由此誘發(fā)初始破斷。

當(dāng)變面采場(chǎng)Ⅱ的兩長(zhǎng)固支邊產(chǎn)生裂縫后，對(duì)彎矩傳遞的約束驟減，固支轉(zhuǎn)化為簡(jiǎn)支條件，三邊固支一邊簡(jiǎn)支(簡(jiǎn)支邊為短邊)板轉(zhuǎn)為類似于變面采場(chǎng)Ⅰ的三邊簡(jiǎn)支一邊固支板，繼而產(chǎn)生周期性破斷，即由初始簡(jiǎn)支邊中心裂縫開(kāi)始向板中心延伸，逐漸靠攏短固支邊引發(fā)破斷，最終與兩側(cè)簡(jiǎn)支邊閉合，完成變面采場(chǎng)的二次破斷，如圖9 所示。

圖9 變面采場(chǎng)Ⅱ破斷演化過(guò)程Fig.9 Fracture evolution of variable-face stope Ⅱ

小面采場(chǎng)從開(kāi)切眼方向推進(jìn)，沿走向延伸的“O-X”破斷已然向傾斜方向發(fā)生漂移，如圖10 所示。此破斷規(guī)律與實(shí)際工程中變面采場(chǎng)區(qū)段的頂板下沉規(guī)律相吻合，變面采場(chǎng)中產(chǎn)生的接續(xù)小面采場(chǎng)的延長(zhǎng)形“O-X”破斷與接續(xù)小面采場(chǎng)的漂移形“O-X”破斷的規(guī)律較為復(fù)雜，切割頂板控制系統(tǒng)的熵值極高，與支護(hù)工程中遇到的來(lái)壓步距短、變壓強(qiáng)度高、頂板破碎難支護(hù)等現(xiàn)象相吻合。其整體在回采推進(jìn)與巖層運(yùn)移的時(shí)空關(guān)系上表現(xiàn)出頂板結(jié)構(gòu)破斷的漂移性、巖層結(jié)構(gòu)失穩(wěn)的非連續(xù)性、支承壓力擴(kuò)展的遷移性以及礦壓顯現(xiàn)陡增的瞬時(shí)性。

圖10 接續(xù)小面采場(chǎng)的漂移形“O-X”破斷Fig.10 Drift “O-X” fracture of continuous small-face stope

1.3 大面采場(chǎng)頂板的力學(xué)模型

變面采場(chǎng)頂板完成二次破斷后，變壓異動(dòng)現(xiàn)象趨于穩(wěn)定，即進(jìn)入大面采場(chǎng)。大面采場(chǎng)回采支護(hù)空間相較于小面采場(chǎng)的范圍有明顯擴(kuò)大，并受變面采場(chǎng)巖層結(jié)構(gòu)調(diào)整限制和余能釋放的影響，仍具有支承壓力持續(xù)增高的趨勢(shì)。

根據(jù)工程實(shí)際，工作面長(zhǎng)度達(dá)100 m 時(shí)，頂板的垮落步距一般在30 m 左右[22]。按照前文MATLAB 模擬的計(jì)算數(shù)據(jù)，大面采場(chǎng)的頂板模型傾向與走向長(zhǎng)度均超過(guò)了100 m，即在x軸上每推進(jìn)a個(gè)走向長(zhǎng)度便會(huì)發(fā)生1 次基本頂周期破斷，共計(jì)會(huì)發(fā)生3 次，但每次破斷后邊界條件與板型參數(shù)不會(huì)改變，破斷形式也不會(huì)改變。因此只取a×2b的模型范圍作為單次頂板破斷的計(jì)算邊界，其左側(cè)與下側(cè)為采空區(qū)的斷裂頂板邊緣，可設(shè)為簡(jiǎn)支邊界條件；右側(cè)與上側(cè)為煤巖層夾支的頂板邊緣，可設(shè)為固支邊界條件，形成兩邊固支兩邊簡(jiǎn)支(簡(jiǎn)支邊相鄰)的彈性模型，如圖2d 所示。

由條件可得：

根據(jù)伽遼金法，設(shè)撓度表達(dá)式為：

進(jìn)而可得：

根據(jù)內(nèi)力彎矩表達(dá)式，可得：

將此模型的彎矩表達(dá)式通過(guò)MATLAB 計(jì)算得到其三維數(shù)值圖像，如圖11 所示。

圖11 兩邊固支兩邊簡(jiǎn)支頂板模型彎矩Fig.11 Bending moment of roof model with fixed support on two sides and simplified support on other two sides

大面采場(chǎng)的右側(cè)固支邊取得彎矩極大值產(chǎn)生破斷，兩邊固支兩邊簡(jiǎn)支(簡(jiǎn)支邊相鄰)的頂板模型轉(zhuǎn)化為類似于變面采場(chǎng)Ⅰ的一邊固支三邊簡(jiǎn)支頂板模型，而后在靠近簡(jiǎn)支長(zhǎng)邊的板內(nèi)部發(fā)生斷裂，由于板型較為狹長(zhǎng)，在邊角效應(yīng)的作用下，中心裂縫向兩邊角斜向延伸，與右側(cè)固支邊裂縫相交，促使上方固支邊斷裂，最終形成閉合，如圖12 所示。

圖12 大面采場(chǎng)破斷演化過(guò)程Fig.12 Fracture evolution of large-face stope

大面采場(chǎng)的后續(xù)部分將會(huì)形成同類型的接續(xù)破斷，由于此采場(chǎng)回采推進(jìn)速度以及支護(hù)質(zhì)量可以得到有效把控，邊界條件較連續(xù)，因此，破斷較為規(guī)整，但工作面長(zhǎng)度較長(zhǎng)，控頂范圍較大，頂板呈大范圍的規(guī)則破斷，所以周期來(lái)壓步距短，引起的時(shí)空擾動(dòng)范圍極大，導(dǎo)致其具有數(shù)倍于靜壓的高動(dòng)壓特征，并且在短時(shí)間內(nèi)有增無(wú)減。

變面長(zhǎng)采場(chǎng)頂板經(jīng)過(guò)4 種彈性力學(xué)彎曲薄板理論模型的計(jì)算以及相關(guān)的數(shù)值分析，最終形成如圖13 所示的“小面采場(chǎng)+變面采場(chǎng)(Ⅰ&Ⅱ)+大面采場(chǎng)”的變面長(zhǎng)采場(chǎng)頂板破斷整體結(jié)構(gòu)。

圖13 變面長(zhǎng)采場(chǎng)頂板整體破斷結(jié)構(gòu)Fig.13 Overall fracturing structure of roof in stope with variable face length

1.4 全大面采場(chǎng)頂板的力學(xué)模型

在上述力學(xué)模型破斷分析中，將工作面長(zhǎng)度為2b的采場(chǎng)分為變面采場(chǎng)(Ⅰ&Ⅱ)與大面采場(chǎng)，此模型能合理解釋回采進(jìn)行至工作面加長(zhǎng)階段與工作面加長(zhǎng)穩(wěn)定后階段的復(fù)雜頂板擾動(dòng)破斷規(guī)律，但其動(dòng)態(tài)演化過(guò)程相對(duì)繁瑣。在工程實(shí)踐中，小面采場(chǎng)回采完后，工作面推進(jìn)仍然是連續(xù)漸進(jìn)的，雖然變面采場(chǎng)是礦壓顯現(xiàn)嚴(yán)重、頂板運(yùn)動(dòng)密集、解決處理最困難的采場(chǎng)分區(qū)，但其可采儲(chǔ)量及回采與支護(hù)工作的持續(xù)時(shí)間占比最少，考慮工時(shí)與效率、理論的實(shí)際應(yīng)用等因素，應(yīng)將其與范圍更大、回采持續(xù)時(shí)間占比更多的大面采場(chǎng)進(jìn)行適當(dāng)整合。

通過(guò)對(duì)變面采場(chǎng)與大面采場(chǎng)的不同破斷規(guī)律進(jìn)行一體化處理，可以簡(jiǎn)化理論模型，有利于把握采場(chǎng)頂板控制理論的大局。故將變面采場(chǎng)與大面采場(chǎng)整合成為全大面采場(chǎng)，如圖14 所示。

圖14 全大面采場(chǎng)模型Fig.14 Full-face stope model

此模型是以工作面長(zhǎng)度為共同導(dǎo)向的整合采場(chǎng)，通過(guò)對(duì)破斷裂縫進(jìn)行概觀分析，即可得到全大面采場(chǎng)的整體破斷規(guī)律。全大面采場(chǎng)左邊界下部具有一條由小面采場(chǎng)“O-X”破斷邊緣產(chǎn)生的初始裂縫，并沿走向向全大面采場(chǎng)內(nèi)部發(fā)展，而后左邊界上部發(fā)生斷裂，并沿傾向向全大面采場(chǎng)內(nèi)部延伸，最終2 個(gè)延長(zhǎng)裂縫交匯，這即為變面采場(chǎng)(Ⅰ&Ⅱ)的宏觀規(guī)律，其中忽略了冗雜的破斷細(xì)節(jié)，形成半“X”形破斷，變面采場(chǎng)的Ⅰ分區(qū)裂縫表示為半“X”的下部分斜邊，變面采場(chǎng)的Ⅱ分區(qū)裂縫表示為半“X”的上部分斜邊，如圖15 所示。

圖15 全大面采場(chǎng)半“X”形破斷Fig.15 Half “X” fracture of full-face stope

大面采場(chǎng)在長(zhǎng)固支邊發(fā)生初始斷裂，繼而板中心裂縫向兩邊角延伸，并與長(zhǎng)固支邊裂縫閉合，二者向短固支邊靠攏，最終使其破斷。從全大面采場(chǎng)的角度進(jìn)行概括，板中心的裂縫發(fā)生進(jìn)一步破斷，由半“X”形擴(kuò)展成為“全X”形裂縫，全部的固支邊斷裂形成了“∩”形的破斷裂縫，為方便描述可將其稱為“C”形。綜上所述，全大面采場(chǎng)的第二次大規(guī)模破斷形式是“X-C”形，如圖16 所示。

圖16 全大面采場(chǎng)“X-C”形破斷Fig.16 “X-C” fracture of full face stope

“X-C”形裂縫與全大面采場(chǎng)的下部沿空巷道臨近的上區(qū)段采空區(qū)破斷頂板邊緣相貫通，形成 “C”形到“O”形的閉合，如圖17 所示。全大面采場(chǎng)頂板最終發(fā)生的是類“O-X”形破斷但發(fā)展規(guī)律略有不同的“X-O”形破斷，即從傳統(tǒng)的長(zhǎng)固邊斷裂→短固邊斷裂→“O”形閉合→中心斷裂→“X”形貫通→“O-X”破斷形成(先形成“O”形后形成“X”形)轉(zhuǎn)變?yōu)樽兠婧?jiǎn)&固邊斷裂→半“X”形破斷→長(zhǎng)固邊與板中心裂縫延伸促使短固邊斷裂→“X-C”形破斷→“O”形閉合→“X-O”破斷形成(先形成“X”形后形成“O”形)。

圖17 全大面采場(chǎng)“X-O”形破斷Fig.17 “X-O” fracture of full-face stope

工作面繼續(xù)推進(jìn)，頂板發(fā)生周期性垮落，破斷形式與大面采場(chǎng)的連續(xù)性破斷相同，與變面采場(chǎng)頂板形成延長(zhǎng)形“X-O”破斷，如圖18 所示。

圖18 延長(zhǎng)形“X-O”破斷Fig.18 Extended “X-O” fracture

2 變面長(zhǎng)采場(chǎng)頂板破斷演化的力學(xué)特征

2.1 變面長(zhǎng)采場(chǎng)數(shù)值模型構(gòu)建

為驗(yàn)證上述力學(xué)模型的準(zhǔn)確性，探究變面長(zhǎng)采場(chǎng)頂板失穩(wěn)的動(dòng)態(tài)規(guī)律，考量此破斷理論在實(shí)際工程問(wèn)題中的普適性，以淮南礦區(qū)某典型變面長(zhǎng)采場(chǎng)的工程地質(zhì)參數(shù)背景為設(shè)計(jì)依據(jù)，采用FLAC3D軟件按照相似比例建立相應(yīng)的煤層賦存及開(kāi)采模型，通過(guò)分析煤層在分階段開(kāi)采過(guò)程中頂板的塑性區(qū)發(fā)育與變化規(guī)律，以驗(yàn)證本文的破斷理論。

建立250 m×150 m×80 m 的長(zhǎng)方體模型，采用摩爾庫(kù)倫模型，固定四邊與底面邊界，在模型的頂部施加沿Z軸向下的15 MPa 地應(yīng)力，底板厚度為50 m，煤層厚度為3 m，頂板厚度為27 m。工作面寬度為3 m，區(qū)段巷道寬度為4 m。在煤層內(nèi)開(kāi)挖區(qū)段巷道，小面采場(chǎng)走向長(zhǎng)75 m，傾向長(zhǎng)50 m，模擬計(jì)算3 次回采階段，并對(duì)此區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密。全大面采場(chǎng)走向長(zhǎng)150 m，傾向長(zhǎng)100 m，模擬計(jì)算4 次回采階段，其中全大面采場(chǎng)第1 次回采階段為變面采場(chǎng)分區(qū)，后3 次的回采階段為大面采場(chǎng)分區(qū)，如圖19 所示。

圖19 數(shù)值模型Fig.19 Numerical model

數(shù)值模擬選取的巖性參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 巖性模擬參數(shù)Table 1 Simulated lithology parameters

2.2 小面采場(chǎng)頂板破斷的力學(xué)特征

小面采場(chǎng)分3 次開(kāi)采計(jì)算，平均每推進(jìn)25 m 進(jìn)行一次頂板塑性區(qū)破壞分析。頂板應(yīng)力區(qū)與塑性區(qū)隨工作推進(jìn)的分布特征如圖20、圖21 所示。

圖20 小面采場(chǎng)最大剪應(yīng)力分布Fig.20 Distribution of maximum shear stress in small-face stope

圖21 小面采場(chǎng)塑性區(qū)發(fā)育Fig.21 Development of plastic zone in small-face stope

小面采場(chǎng)頂板下部分邊界為沿空巷道破斷頂板，當(dāng)小面采場(chǎng)進(jìn)行初次開(kāi)挖推進(jìn)25 m 時(shí)，在采空區(qū)左右兩側(cè)邊偏下部出現(xiàn)應(yīng)力集中，但由于力臂較短，其彎矩不足以使頂板產(chǎn)生破斷。頂板沿巷道走向發(fā)生較寬的剪切塑性破壞，符合“砌體梁”理論“S-R”失穩(wěn)中的鉸接點(diǎn)破壞形式，此處塑性區(qū)發(fā)育主要是由上區(qū)段的回采擾動(dòng)所導(dǎo)致的，因此，不納入變面長(zhǎng)采場(chǎng)的塑性區(qū)分析范圍。開(kāi)切眼附近頂板正在發(fā)生剪切破壞，采空區(qū)上側(cè)的頂板邊界已經(jīng)發(fā)生剪切與拉伸破壞，因此，二者在破斷失控上具有一定的先后性。

工作面推進(jìn)50 m 時(shí)，采空區(qū)上側(cè)的剪應(yīng)力范圍與數(shù)值逐漸增大，增加幅度超過(guò)左右兩側(cè)，剪應(yīng)力的主要作用區(qū)向小面采場(chǎng)的長(zhǎng)邊轉(zhuǎn)移。工作面上方頂板出現(xiàn)大范圍擴(kuò)散的剪切破壞塑性區(qū)，與采空區(qū)各頂板邊界閉合成“O”形，內(nèi)嵌剪切與拉伸混合式破壞塑性區(qū)，中部顯露拉伸破壞塑性區(qū)，符合“O-X”形破斷中頂板中心與邊界各自的破斷特點(diǎn)，由于下邊界力學(xué)條件極弱，因此，中部破壞塑性區(qū)向下部偏移。

工作面推進(jìn)75 m 時(shí)，采空區(qū)邊界的剪切應(yīng)力范圍與彎矩達(dá)到最大值，小面采場(chǎng)頂板的全部范圍處于塑性破壞的動(dòng)態(tài)活動(dòng)階段，“O”形閉合圈以動(dòng)態(tài)剪切破壞為主，板中心裂縫呈現(xiàn)出以拉伸破壞為主的“X”形，并以剪切拉伸混合式破壞向外延伸與板邊界交融，形成“O-X”形破斷。

綜上所述，小面采場(chǎng)上邊界剪應(yīng)力率先達(dá)到板邊界破斷極限，發(fā)生剪切破壞；而后左右兩側(cè)邊界發(fā)生剪切破壞并形成“O”形閉合；最后中心發(fā)生以拉伸破壞為主，并以剪切拉伸混合式破壞向外延伸貫通。當(dāng)小面采場(chǎng)全部采空時(shí)，全范圍發(fā)生“O-X”形塑性破斷，進(jìn)而驗(yàn)證了小面采場(chǎng)3 邊固支一邊簡(jiǎn)支(簡(jiǎn)支邊為長(zhǎng)邊)頂板的破斷規(guī)律。

2.3 變面采場(chǎng)頂板破斷的力學(xué)特征

全大面采場(chǎng)的第1 次開(kāi)采計(jì)算過(guò)程為變面采場(chǎng)區(qū)域，由工作面加長(zhǎng)開(kāi)始至頂板有明顯塑性區(qū)產(chǎn)生的工作面推進(jìn)長(zhǎng)度為40 m。頂板應(yīng)力區(qū)與塑性區(qū)的分布特征如圖22、圖23 所示。

圖22 變面采場(chǎng)的最大剪應(yīng)力分布Fig.22 Distribution of maximum shear stress in variable-face stope

圖23 變面采場(chǎng)塑性區(qū)發(fā)育Fig.23 Development of plastic zone in variable-face stope

進(jìn)入工作面加長(zhǎng)階段，地質(zhì)巖柱的直角點(diǎn)出現(xiàn)超過(guò)25 MPa 的高應(yīng)力集中，工作面附近頂板剪應(yīng)力范圍貫穿工作面全長(zhǎng)，沿空巷道附近的點(diǎn)應(yīng)力集中達(dá)到25 MPa 以上，此結(jié)構(gòu)壓力下的頂板極易發(fā)生災(zāi)變。比較之下變面采場(chǎng)的Ⅰ&Ⅱ分區(qū)頂板塑性區(qū)發(fā)育程度有明顯差別，變面采場(chǎng)Ⅰ的頂板內(nèi)部全范圍發(fā)生剪切拉伸混合式塑性破壞，此破壞形式與左側(cè)臨近的小面采場(chǎng)采空區(qū)頂板的破壞形式相同，并且兩采場(chǎng)都被剪切塑性區(qū)的“O”形圈所包圍，在圖中表現(xiàn)出明顯的連續(xù)性，由此驗(yàn)證了延長(zhǎng)形“O-X”形破斷的準(zhǔn)確性。

變面采場(chǎng)Ⅱ的塑性區(qū)發(fā)育程度較低，頂板的中心偏下位置已經(jīng)發(fā)生剪切拉伸混合式破壞，并與變面采場(chǎng)Ⅰ的塑性區(qū)相連，考慮到變面采場(chǎng)Ⅰ的塑性區(qū)沿走向的發(fā)育深度小于沿傾向的發(fā)育深度，足以說(shuō)明變面采場(chǎng)Ⅰ的塑性區(qū)主要是向變面采場(chǎng)Ⅱ進(jìn)行傾向轉(zhuǎn)移，以此形成左側(cè)半“X”形塑性破斷裂縫，進(jìn)而驗(yàn)證漂移形“O-X”的準(zhǔn)確性。

變面采場(chǎng)Ⅱ的左右邊界已經(jīng)發(fā)生剪切破壞，中心偏下部位置已經(jīng)發(fā)生拉伸剪切混合式破壞，這3 個(gè)位置率先發(fā)生頂板破斷，而此時(shí)采場(chǎng)的上邊界正在發(fā)生剪切破壞，說(shuō)明此處是最后的頂板破斷邊界。破斷順序可歸納為：左右長(zhǎng)邊斷裂→板中心偏向下部斷裂→上短邊斷裂，這與前面所述的3 邊固支一邊簡(jiǎn)支(簡(jiǎn)支邊為短邊)的頂板模型破斷規(guī)律相同。

2.4 大面采場(chǎng)頂板破斷的力學(xué)特征

全大面采場(chǎng)的后3 次開(kāi)采計(jì)算即為大面采場(chǎng)的區(qū)域，工作面累計(jì)推進(jìn)長(zhǎng)度為40、80、110 m。頂板應(yīng)力區(qū)與塑性區(qū)的分布特征如圖24、圖25 所示。

圖24 大面采場(chǎng)最大剪應(yīng)力分布Fig.24 Distribution of maximum shear stress in large-face stope

圖25 大面采場(chǎng)塑性區(qū)發(fā)育Fig.25 Development of plastic zone in large-face stope

大面采場(chǎng)邊界的剪應(yīng)力范圍與數(shù)值隨著采空區(qū)的擴(kuò)大而增長(zhǎng)，采空區(qū)右側(cè)與上側(cè)均為固定邊界，右側(cè)的剪力數(shù)值普遍高出上側(cè)8～10 MPa，因此，頂板的右邊界先發(fā)生破斷的判據(jù)更加充分。

大面采場(chǎng)的工作面推進(jìn)40 m 時(shí)(全大面采場(chǎng)開(kāi)采80 m)，拉伸與剪切破壞塑性區(qū)大范圍擴(kuò)張，變面長(zhǎng)采場(chǎng)頂板原先已發(fā)生過(guò)塑性破壞并穩(wěn)定的區(qū)域又由靜態(tài)轉(zhuǎn)化為動(dòng)態(tài)，繼而發(fā)生新一輪的塑性破壞演化，彈性余能得到釋放，采空區(qū)頂板進(jìn)一步下沉。在此過(guò)程中，工作面附近頂板已經(jīng)發(fā)生剪切破斷，破斷位置與應(yīng)力圖中的剪應(yīng)力集中區(qū)域相符，此邊界率先斷裂，新推進(jìn)的40 m 采空區(qū)頂板中部點(diǎn)綴剪切與拉伸破壞塑性區(qū)，而上邊界正在發(fā)生剪切破壞，塑性區(qū)發(fā)育特征符合兩邊固支兩邊簡(jiǎn)支板(簡(jiǎn)支邊相鄰)的頂板破斷規(guī)律。

工作面推進(jìn)80 m 時(shí)(全大面采場(chǎng)開(kāi)采120 m)，大面采場(chǎng)中部已經(jīng)出現(xiàn)沿走向的剪切拉伸混合式直線破斷帶，一定程度上反映了大面采場(chǎng)頂板的連續(xù)性破斷特點(diǎn)，此時(shí)頂板周期來(lái)壓步距短，來(lái)壓劇烈，煤壁壓落、冒頂、片幫、底鼓等礦壓顯現(xiàn)最嚴(yán)重，時(shí)效性極為復(fù)雜，促使大面采場(chǎng)的支承壓力不斷增高。

工作面推進(jìn)110 m 時(shí)(全大面采場(chǎng)開(kāi)采150 m)，變面長(zhǎng)采場(chǎng)全部回采完畢，邊界以剪切破壞為主，內(nèi)部以拉伸破壞為主，采空區(qū)頂板的破斷形式趨于穩(wěn)定，但頂板的劇烈活動(dòng)并未停止，全區(qū)域仍在發(fā)生動(dòng)態(tài)下沉。

2.5 全大面采場(chǎng)頂板破斷的力學(xué)特征

圖23 中，變面采場(chǎng)Ⅰ中由于小面采場(chǎng)的塑性區(qū)連續(xù)性發(fā)育的影響，剪切拉伸破斷塑性區(qū)的半“X”形狀并不明顯，但在變面采場(chǎng)Ⅱ中形成了明顯的半“X”形狀，此形狀可認(rèn)定為基于小面采場(chǎng)的漂移形“O-X”破斷的塑性區(qū)發(fā)育特征，也可認(rèn)定為基于全大面采場(chǎng)的“X-O”形破斷的起始塑性區(qū)發(fā)育特征。如圖25 所示的剪切拉伸破斷塑性區(qū)，(a)中的新采空區(qū)已經(jīng)發(fā)生的剪切拉伸塑性破壞的發(fā)育形式是由中部向右側(cè)兩邊角擴(kuò)散，形成了另一側(cè)的半“X”形，此時(shí)“X”形已經(jīng)發(fā)育完全，變面采場(chǎng)與大面采場(chǎng)的左右邊界與上邊界發(fā)生剪切破壞，形成了“X-C”形破斷，最后“C”形塑性區(qū)與沿空巷道頂板形成塑性圈閉合，即為“X-O”形破斷。(b)中采場(chǎng)偏上位置已經(jīng)出現(xiàn)沿走向的剪切拉伸混合式直線破斷帶，即延長(zhǎng)形“X-O”破斷的中心裂縫延伸區(qū)域。

由此可知，F(xiàn)LAC3D數(shù)值分析的塑性區(qū)發(fā)育特征與前述頂板破斷理論極為吻合，提供了有力的工程模擬依據(jù)。

3 變面長(zhǎng)采場(chǎng)頂板破斷的力學(xué)模型與結(jié)構(gòu)演化規(guī)律

通過(guò)對(duì)各采場(chǎng)的覆巖運(yùn)移規(guī)律、相應(yīng)幾何結(jié)構(gòu)與礦壓顯現(xiàn)特性進(jìn)行總結(jié)，得到變面長(zhǎng)采場(chǎng)相對(duì)于正規(guī)采場(chǎng)不同的礦壓特征與破斷規(guī)律。工作面從小面采場(chǎng)推進(jìn)到變面采場(chǎng)直至大面采場(chǎng)，是3 個(gè)不同的發(fā)展演化階段。在小面采場(chǎng)中，回采空間小，工作面長(zhǎng)度短，頂板結(jié)構(gòu)屬于緩壓型結(jié)構(gòu)，頂板發(fā)生較為規(guī)整的“O-X”形破斷，礦壓顯現(xiàn)平緩，稱其為緩壓靜采區(qū)。進(jìn)入變面采場(chǎng)后，工作面長(zhǎng)度突變，巖層結(jié)構(gòu)屬于突變型結(jié)構(gòu)，頂板的邊界條件變得復(fù)雜，頂板發(fā)生連續(xù)性失穩(wěn)，破斷裂縫發(fā)生傾向轉(zhuǎn)移，頂板出現(xiàn)延長(zhǎng)形“O-X”破斷和漂移性“O-X”破斷，礦山壓力瞬時(shí)變動(dòng)異常，回采空間破碎難支護(hù)，可稱為異壓變采區(qū)。推進(jìn)到大面采場(chǎng)階段，頂板周期來(lái)壓步距短，巖層結(jié)構(gòu)屬于增壓型結(jié)構(gòu)，頂板破斷規(guī)整，出現(xiàn)延長(zhǎng)形“X-O”破斷，巖層結(jié)構(gòu)重新調(diào)整，彈性余能充分釋放，變面長(zhǎng)采場(chǎng)的全部頂板由靜態(tài)穩(wěn)定轉(zhuǎn)化為動(dòng)態(tài)破壞，回采空間的支架阻力居高不下并伴有持續(xù)增長(zhǎng)的趨勢(shì)，稱為增壓動(dòng)采區(qū)。據(jù)此衍生出“三場(chǎng)三區(qū)三結(jié)構(gòu)”的覆巖結(jié)構(gòu)演化模型，如圖26 所示。

圖26 “三場(chǎng)三區(qū)三結(jié)構(gòu)”覆巖結(jié)構(gòu)演化模型Fig.26 Evolution model of overburden structure of “three stopes,three areas and three structures”

變面采場(chǎng)與大面采場(chǎng)整合為全大面采場(chǎng)，由變面采場(chǎng)(Ⅰ&Ⅱ)的中心不規(guī)則破斷引申出結(jié)構(gòu)復(fù)雜的半“X”形裂縫，與大面采場(chǎng)中心破斷組合成“X”形裂縫，而后全大面采場(chǎng)的周邊貫通形成“C”形裂縫，最終閉合成為“X-O”形形式的破斷規(guī)律。這與小面采場(chǎng)的傳統(tǒng)“O-X”形式的破斷規(guī)律相反，但均會(huì)隨工作面的推進(jìn)發(fā)生延長(zhǎng)性破斷。由此衍生出變面長(zhǎng)采場(chǎng)“兩場(chǎng)兩規(guī)律”的頂板破斷理論，如圖27 所示。

圖27 “兩場(chǎng)兩規(guī)律”頂板破斷模型Fig.27 Roof fracturing model of “two stopes and two laws”

需要指出的是，如果工作面從全大面采場(chǎng)向小面采場(chǎng)方向推進(jìn)，由于邊界條件的差異，覆巖結(jié)構(gòu)壓力與破斷規(guī)律不盡相同，所以此理論目前只適用于由小面采場(chǎng)推進(jìn)至全大面采場(chǎng)的過(guò)程。

4 典型變面長(zhǎng)采場(chǎng)礦壓監(jiān)測(cè)實(shí)例分析

以淮南礦區(qū)工作面由小變大的某典型變面長(zhǎng)采場(chǎng)為工程實(shí)例，采用現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)的方法觀測(cè)工作面沿小面、變面、大面采場(chǎng)推進(jìn)過(guò)程中的液壓支架運(yùn)行狀態(tài)及工作阻力連續(xù)性變化趨勢(shì)，實(shí)時(shí)記錄和描述頂板來(lái)壓特征，揭示理論模型與工程現(xiàn)場(chǎng)的內(nèi)在聯(lián)系。

4.1 工程地質(zhì)背景及礦壓觀測(cè)布置方案

工程選取的典型變面長(zhǎng)采場(chǎng)，其小面采場(chǎng)工作面斜長(zhǎng)為100 m、走向長(zhǎng)為300 m，銜接斜長(zhǎng)200 m、走向長(zhǎng)為800 m 的大面采場(chǎng)。主采煤層平均厚度4.0 m，煤層傾角較小，屬于近水平煤層開(kāi)采。采區(qū)內(nèi)無(wú)影響生產(chǎn)的斷層、褶皺等大型地質(zhì)構(gòu)造帶，煤層賦存穩(wěn)定。由工作面下部開(kāi)始，取10 臺(tái)液壓支架為間隔安裝自動(dòng)壓力數(shù)據(jù)監(jiān)測(cè)儀，其中小面采場(chǎng)共布置7 個(gè)測(cè)點(diǎn)，工作面加長(zhǎng)銜接后增加7 個(gè)測(cè)點(diǎn)，工作面測(cè)點(diǎn)布置狀況如圖28 所示，通過(guò)監(jiān)測(cè)液壓支架的工作阻力變化狀態(tài)，可分析不同空間位置的頂板斷裂來(lái)壓特征。

圖28 液壓支架礦壓測(cè)點(diǎn)布置Fig.28 Layout of ground pressure measuring points on hydraulic support

4.2 礦壓監(jiān)測(cè)分析

選取該典型變面長(zhǎng)采場(chǎng)沿走向長(zhǎng)度推進(jìn)200～400 m過(guò)程中，具有代表性的35 號(hào)、65 號(hào)、85 號(hào)、115 號(hào)液壓支架的實(shí)時(shí)動(dòng)態(tài)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)為依據(jù)，繪制頂板礦壓顯現(xiàn)演化趨勢(shì)，如圖29 所示。根據(jù)地層空間結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，以走向長(zhǎng)300 m 位置為臨界點(diǎn)區(qū)分小面采場(chǎng)和變面采場(chǎng)。根據(jù)采動(dòng)圍巖應(yīng)力值的升壓與降壓波動(dòng)規(guī)律，以350 m 位置為臨界點(diǎn)區(qū)分變面采場(chǎng)與大面采場(chǎng)。

工作面選取的4 臺(tái)支架沿工作面依次排列，其中，35 號(hào)靠近下部運(yùn)輸巷，65 號(hào)與85 號(hào)分別位于變面加長(zhǎng)點(diǎn)兩側(cè)，115 號(hào)靠近上部軌道巷，監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)具有明顯的空間對(duì)照性且監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)較為穩(wěn)定。由圖29a 頂板礦壓整體演化趨勢(shì)分析可知，工作面在小面采場(chǎng)的推進(jìn)過(guò)程中，靠近下部的液壓支架工作阻力明顯高于上部的液壓支架，這與數(shù)值模擬中采場(chǎng)上方的頂板切應(yīng)力分布演化描述一致。此外，上下兩端支架來(lái)壓在時(shí)空規(guī)律上有明顯的錯(cuò)位匹配，這是由于沿空巷道造成的頂板夾支邊界不穩(wěn)定而導(dǎo)致的斷裂順序異常。由圖29b 可見(jiàn)，在工作面推進(jìn)至變面采場(chǎng)前10～20 m 時(shí)，由于變面長(zhǎng)頂板的連續(xù)性失穩(wěn)結(jié)構(gòu)影響，支架工作阻力快速升高，在變面銜接點(diǎn)兩側(cè)分布有2 次劇烈的周期來(lái)壓，呈現(xiàn)“駝峰形”頂板壓力演化特征。其中，第一次的峰值在銜接點(diǎn)前8～10 m，數(shù)值為35～40 MPa；第二次為銜接點(diǎn)后方5～15 m，數(shù)值為40～45 MPa。分析圖29c 與圖29d 具體液壓支架礦壓顯現(xiàn)演化可知，靠近工作面下部的35 號(hào)支架在進(jìn)入變面采場(chǎng)后無(wú)明顯礦壓增幅，而靠近上部的65 號(hào)、85 號(hào)和115 號(hào)支架阻力逐漸攀升，有效驗(yàn)證了前文所述的支承壓力漂移特性。從空間分布來(lái)看，當(dāng)工作面推進(jìn)至340 m 左右時(shí)，位于上部的115 號(hào)支架的工作阻力開(kāi)始劇增，表明上部邊界頂板發(fā)生斷裂，至此變面采區(qū)頂板完全破斷，應(yīng)力緩慢降低。工作面推進(jìn)到350 m 后頂板壓力開(kāi)始上升，采場(chǎng)頂板發(fā)生延長(zhǎng)形破斷，由此進(jìn)入大面采場(chǎng)。該工作面由小面開(kāi)采推進(jìn)至大面采場(chǎng)過(guò)程中的頂板礦壓顯現(xiàn)特征和應(yīng)力演化規(guī)律與前文理論分析和數(shù)值模擬結(jié)果高度契合，驗(yàn)證了理論推導(dǎo)的可靠性。

圖29 頂板礦壓監(jiān)測(cè)應(yīng)力演化Fig.29 Stress evolution of ground pressure monitoring on roof

5 結(jié)論

a.根據(jù)變面長(zhǎng)采場(chǎng)的工程地質(zhì)特征與工作面布置特點(diǎn)，運(yùn)用彈性力學(xué)小撓度薄板彎曲理論，分別構(gòu)建三邊固支一邊簡(jiǎn)支(簡(jiǎn)支邊為長(zhǎng)邊)，一邊固支三邊簡(jiǎn)支，三邊固支一邊簡(jiǎn)支(簡(jiǎn)支邊為短邊)，兩邊固支兩邊簡(jiǎn)支(簡(jiǎn)支邊相鄰)的頂板力學(xué)模型。通過(guò)對(duì)頂板破斷趨勢(shì)的數(shù)理求解推導(dǎo)出小面采場(chǎng)的“O-X”形破斷過(guò)程，變面采場(chǎng)的延長(zhǎng)形“O-X”破斷與漂移形“O-X”破斷過(guò)程，以及全大面采場(chǎng)的“X-O”形破斷過(guò)程與延長(zhǎng)形“X-O”破斷過(guò)程。

b.運(yùn)用FLAC3D進(jìn)行工程模擬，得到變面長(zhǎng)采場(chǎng)頂板破斷應(yīng)力場(chǎng)與裂隙場(chǎng)的時(shí)空演化規(guī)律，“O-X”形破斷演變過(guò)程與物理模型的計(jì)算結(jié)果高度吻合，為變面長(zhǎng)采場(chǎng)尤其是全大面采場(chǎng)的破斷結(jié)構(gòu)演化及力學(xué)響應(yīng)反演提供了有力支撐。

c.針對(duì)工作面斜長(zhǎng)由小變大的變面長(zhǎng)采場(chǎng)，小面采場(chǎng)的頂板“O-X”形破斷規(guī)律為：上方長(zhǎng)固邊斷裂延伸→兩側(cè)短固邊斷裂延伸→與下方沿空巷道的破斷頂板形成“O”形閉合→中心斷裂→“X”形貫通→“O-X”形破斷規(guī)律形成。全大面采場(chǎng)的頂板“X-O”形破斷規(guī)律為：左側(cè)變面短簡(jiǎn)支&固邊斷裂→半“X”形破斷→長(zhǎng)固邊與板中心裂縫延伸促使短固邊斷裂→“X-C”形破斷→與沿空巷道的破斷頂板形成“O”形閉合→“X-O”形破斷規(guī)律形成。

d.提出了變面長(zhǎng)采場(chǎng)“三場(chǎng)三區(qū)三結(jié)構(gòu)”覆巖結(jié)構(gòu)壓力模型，分別是小面采場(chǎng)緩壓型結(jié)構(gòu)形成的緩壓靜采區(qū)、變面采場(chǎng)突變型結(jié)構(gòu)形成的異壓變采區(qū)和大面采場(chǎng)增壓型結(jié)構(gòu)形成的增壓動(dòng)采區(qū)。對(duì)小面采場(chǎng)與全大面采場(chǎng)的頂板破斷模式進(jìn)行歸納，提出了變面長(zhǎng)采場(chǎng)“兩場(chǎng)兩規(guī)律”的頂板破斷理論，即小面采場(chǎng)形成的“O-X”形破斷規(guī)律和全大面采場(chǎng)形成的“X-O”形破斷規(guī)律。通過(guò)工程驗(yàn)證有力揭示了變面長(zhǎng)采場(chǎng)回采期間頂板從張裂失穩(wěn)到塑性破斷并導(dǎo)致礦壓顯現(xiàn)異常的全程破壞演化特征。