基于分區(qū)支承力學(xué)模型的綜放工作面頂板礦壓演化與壓架預(yù)測

徐 剛，張春會(huì)，藺星宇，遲國銘，范志忠，于永江

(1.天地科技股份有限公司 開采設(shè)計(jì)事業(yè)部，北京 100013；2.中煤科工開采研究院有限公司，北京 100014;3. 河北科技大學(xué) 建筑工程學(xué)院，河北 石家莊 050018;4. 遼寧工程技術(shù)大學(xué) 力學(xué)與工程學(xué)院，遼寧 阜新 123000;5. 國家能源集團(tuán)神東煤炭集團(tuán)有限責(zé)任公司，陜西 神木 719315)

“十三五”期間，我國煤炭資源開采加速向晉、蒙、陜等西部地區(qū)發(fā)展。西部地區(qū)煤層厚，廣泛采用綜放和綜采的高效機(jī)械化采煤技術(shù)，采厚較大。如陜西崔木煤礦302工作面，綜放開采，采放厚度總計(jì)8 m，內(nèi)蒙古酸刺溝煤礦6105-2工作面，綜放開采，采放厚度總計(jì)6.4 m，內(nèi)蒙古補(bǔ)連塔煤礦和內(nèi)蒙古上灣煤礦綜采工作面采高分別為7.2和8.8 m等。大采厚(或大采高)綜放或綜采礦井，工作面回采活動(dòng)對(duì)周圍覆巖擾動(dòng)大，頂板災(zāi)害特別是壓架災(zāi)害頻繁，嚴(yán)重威脅采礦設(shè)備和人員安全。如崔木礦302工作面2013-10-19有95部支架壓死，造成設(shè)備損壞、涌水和停產(chǎn)3個(gè)月，經(jīng)濟(jì)損失達(dá)2.8億元。補(bǔ)連塔礦綜采工作面大面積壓架災(zāi)害，使得礦井 2 個(gè)月停產(chǎn)，經(jīng)濟(jì)損失近2億元等。這些頻繁發(fā)生壓架災(zāi)害的礦井，開采前設(shè)計(jì)的支架預(yù)期能夠有效維護(hù)頂板、避免大面積壓架事故。然而，實(shí)際發(fā)生的嚴(yán)重壓架災(zāi)害表明，目前綜放(采)工作面的頂板礦壓預(yù)測和支架選型等關(guān)鍵問題仍需要進(jìn)一步深入探究。

國內(nèi)外對(duì)煤礦采場結(jié)構(gòu)及礦壓產(chǎn)生機(jī)制開展了很多研究，先后提出了壓力拱理論[1-2]、懸臂梁理論[1,3]、預(yù)成裂隙梁理論[1]、鉸接巖塊理論[2-3]、傳遞巖梁理論[4]、砌體梁理論[1,5]和關(guān)鍵層理論[6-9]。近年來，針對(duì)采煤工程地質(zhì)條件的變化，許多學(xué)者從采場覆巖結(jié)構(gòu)[10-11]、頂板破斷機(jī)制[12-13]及影響因素[14-15]、支架和圍巖耦合作用機(jī)制[16-17]等方面開展了大量研究，進(jìn)一步豐富了采場覆巖運(yùn)動(dòng)與結(jié)構(gòu)理論。這些已有研究較好地解釋了我國傳統(tǒng)煤礦開采中的頂板失穩(wěn)致災(zāi)機(jī)制，指導(dǎo)了我國煤礦頂板災(zāi)害防治工程實(shí)踐。我國西部綜采工作面采高大，采場擾動(dòng)強(qiáng)度大，采場頂板結(jié)構(gòu)及礦壓演化很大程度上受液壓支架特性及其安裝過程的影響，采場頂板結(jié)構(gòu)及礦壓演化更趨復(fù)雜。郝海金等[18]對(duì)比了綜放和綜采大采高采場特征，結(jié)果表明后者工作面礦壓、支架載荷、動(dòng)載系數(shù)都大一些，基本頂斷裂線在煤壁前方。弓培林等[19]研究了大采高采場覆巖結(jié)構(gòu)特征，認(rèn)為關(guān)鍵層影響覆巖垮落帶及斷裂帶高度。吳鋒鋒[20]認(rèn)為垮落矸石很難及時(shí)填充大采高回采空間，提出了“組合懸梁結(jié)構(gòu)-非鉸接頂板結(jié)構(gòu)-鉸接頂板結(jié)構(gòu)”的大采高綜采工作面覆巖結(jié)構(gòu)。梁運(yùn)培等[21]提出了采場關(guān)鍵層的2種結(jié)構(gòu)形態(tài)和6種運(yùn)動(dòng)形式。王國法等[22]提出了綜采液壓支架合理工作阻力確定的“雙因素”控制法。羅生虎等[23]研究了大傾角綜采工作面覆巖破斷運(yùn)移和支架受載特征。閆少宏等[24]給出了采場頂板短懸臂梁-鉸接巖梁結(jié)構(gòu)下的支架工作阻力計(jì)算公式。龐義輝等[25]研究了覆巖破斷與采動(dòng)應(yīng)力支架的關(guān)系，提出了利用支架壓力監(jiān)測數(shù)據(jù)驅(qū)動(dòng)的支架荷載預(yù)測模型。尹希文[26]提出了淺埋煤層切落體模型和相應(yīng)的支架工作阻力計(jì)算公式。趙毅鑫等[27]提出了基于深度學(xué)習(xí)的工作面礦壓和支架工作阻力預(yù)測方法。JU等[28]研究了7.0 m大采高綜采工作面支架合理工作面阻力的確定。徐剛和寧靜等[29-31]建立了工作面頂板承載的分區(qū)支承力學(xué)模型。徐剛等[29-30]采用巖石流變力學(xué)模型描述頂板隨時(shí)間的動(dòng)態(tài)下沉，預(yù)測了支架增阻的時(shí)間效應(yīng)。寧靜等[31]分析了分區(qū)支承頂板斷裂條件，研究了影響頂板斷裂位置的因素及影響規(guī)律。這些研究有助于理解綜放(采)工作面頂板災(zāi)害發(fā)生機(jī)制，指導(dǎo)支架選型和頂板災(zāi)害防范。從已有研究來看，綜放(綜采)工作面頂板活動(dòng)主要包括頂板下沉、斷裂和失穩(wěn)3個(gè)階段，在工作面推進(jìn)過程中，頂板礦壓演化規(guī)律如何？礦壓演化與頂板下沉、斷裂和失穩(wěn)這3個(gè)階段有何聯(lián)系？頂板壓架災(zāi)害在哪個(gè)階段發(fā)生，如何發(fā)生？目前研究還鮮有涉及。

筆者在前期綜放工作面頂板分區(qū)支承力學(xué)模型基礎(chǔ)上，考慮支架移架過程，提出工作面推進(jìn)過程中，頂板礦壓和支架工作阻力演化計(jì)算方法，分析頂板礦壓演化規(guī)律，提出支架壓架的力學(xué)判據(jù)，從而為綜放(綜采)工作面頂板壓架災(zāi)害預(yù)報(bào)、防治和支架選型提供理論基礎(chǔ)。

1 綜放工作面頂板分區(qū)支承力學(xué)模型

對(duì)于綜放工作面頂板而言，割煤和放煤都對(duì)頂板造成擾動(dòng)，本文忽略這2種出煤方式對(duì)頂板擾動(dòng)影響的區(qū)別，將割煤厚度和放煤厚度之和視作煤層的采出厚度，本文研究也適用于大采高綜采工作面。

以綜放(或綜采，本文統(tǒng)一稱為綜放)長壁工作面基本頂為研究對(duì)象，工作面頂板未斷裂前，將采場覆巖簡化為分區(qū)支承結(jié)構(gòu)，沿走向取單位寬度基本頂進(jìn)行分析，將基本頂視作分區(qū)支承的彈性地基梁板，進(jìn)而研究頂板運(yùn)動(dòng)、斷裂、失穩(wěn)及相關(guān)災(zāi)害的發(fā)生機(jī)制，這就是采場頂板分區(qū)支承模型[31]。

當(dāng)綜放工作面為大采厚(由于大采厚，垮落頂板填充采空區(qū)有限，垮落頂板矸石與基本頂不接觸，基本頂斷裂后不形成鉸接結(jié)構(gòu))，基本頂一般可簡化為原巖Ⅰ區(qū)、支架控頂Ⅱ區(qū)和支架后方Ⅲ區(qū)(采空區(qū))支承[31]，如圖1(a)所示。

在圖1(a)中，Ⅰ區(qū)由直接頂、煤層和底板構(gòu)成，綜合彈性系數(shù)為KⅠ；Ⅱ區(qū)由底板、液壓支架、頂煤和直接頂構(gòu)成，綜合彈性系數(shù)為KⅡ；Ⅲ區(qū)為采空區(qū)，彈性系數(shù)KⅢ=0。以基本頂厚度中心線和煤壁斷面交點(diǎn)為原點(diǎn)，煤壁后方為x軸正向，垂直向上為y軸正向，建立基本頂三區(qū)承載支承力學(xué)模型如圖1(b)所示。頂板在不同區(qū)域的彈性地基系數(shù)Kt計(jì)算方法參見相關(guān)文獻(xiàn)[29-31]。

圖1(c)為工作面基本頂單元[31]，其承載及變形的微分控制方程[29-31]可以寫為

(1)

式中，E，I分別為基本頂單元彈性模量和慣性矩;qy為上覆巖層傳遞荷載;Kt為彈性地基系數(shù)，在不同區(qū)域分別取KⅠ，KⅡ和KⅢ;q0為初撐力。

上覆巖層傳遞荷載qy依據(jù)頂板周期垮落步距，采用二分法反演確定，具體步驟見文獻(xiàn)[31]。

式(1)結(jié)合初始邊值條件，就可以求解工作面基本頂在覆巖荷載作用下的內(nèi)力和變形[29-31]。筆者編制和開發(fā)了上述工作面頂板分區(qū)支承力學(xué)模型的求解程序[29-31]。

2 礦壓演化計(jì)算方法與支架壓架判據(jù)

綜放工作面向前推進(jìn)伴隨著支架移架。在實(shí)際工程中，支架移架步距約為1 m。支架移架過程包括降架、移架、升架及承載多個(gè)階段。支架升架是通過活柱頂升至初撐力，然后支架承載。很顯然，這時(shí)支架的工作阻力FZ可以寫為

FZ=F0+ΔF

(2)

式中，F(xiàn)0為初撐力；ΔF為支架本步增阻力。

支架本步增阻力ΔF是由頂板下沉對(duì)支架作用、支架壓縮引起，可以寫為

ΔF=KⅡlkdΔs

(3)

式中，Δs為本移架步液壓支架中心沉降；lk為支架控頂寬度；d為支架中心距。

從式(2)，(3)可以看出，頂板對(duì)支架的礦壓與工作面推進(jìn)過程中頂板沉降量的演化一一對(duì)應(yīng)。大采厚綜放工作面三區(qū)支承基本頂一般發(fā)生煤壁前方斷裂[31]。從大量現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果可知，頂板沉降量和礦壓演化總體上可以分為4個(gè)階段，分別為支架緩慢增阻階段(第1階段)、頂板斷裂階段(第2階段)、快速增阻階段(第3階段)和失穩(wěn)階段(第4階段)，如圖2所示。在圖2中，支架工作阻力演化示意曲線為每一移架循環(huán)支架工作末阻力連接而成。

圖2 大采厚工作面工作阻力演化4個(gè)階段Fig.2 Four stages of support resistance force evolution of working face with large mining thickness

圖2為支架工作阻力演化示意。從工作面經(jīng)過上移架步的頂板斷裂線開始，移架后支架頂升至初撐力F0，煤層開采，頂板下沉，形成增阻，最終的增阻力與初撐力之和即為該循環(huán)支架工作阻力。然后，支架降架卸壓，移架后再次頂升至初撐力承載，重復(fù)上述過程。本文聚焦研究支架壓架的預(yù)測方法，圖2展示的為每移架步的末阻力，沒有顯示降架卸壓過程。隨著工作面推進(jìn)，頂板懸頂跨度增大，每一移架步頂板沉降量增大，支架增阻量也增大，如圖2中第1階段所示。當(dāng)頂板煤壁前方斷裂，邊界條件改變，頂板整體下沉和大幅回轉(zhuǎn)，支架快速增阻，如圖2中第2階段所示。由于頂板煤壁前方斷裂，邊界條件改變，第2階段之后每一移架步頂板下沉量顯著增大，進(jìn)入快速增阻階段，如圖2中第3階段所示。當(dāng)工作面推進(jìn)至斷裂線附近，支架工作阻力急速增長，最后承擔(dān)上覆垮落巖體重量，如圖2第4階段所示。

下面介紹各階段支架工作阻力計(jì)算方法和支架壓架的力學(xué)判據(jù)。

2.1 第1階段

第1階段也稱為支架緩慢增阻階段。這是工作面推進(jìn)的開始階段，這一階段基本頂未斷裂。使用式(1)計(jì)算工作面推進(jìn)基本頂?shù)某两盗浚吔鐥l件為基本頂煤壁前方無限遠(yuǎn)處x方向位移為0。通過計(jì)算可以求解第i移架步和第i+1移架步的沉降量分別為si和si+1，則第i+1步支架沉降凈增加量Δs為

Δs=si+1-si

(4)

將式(4)代入式(3)就可以求解第i+1步移架支架的增阻力，再結(jié)合式(2)就可以求得第i+1步的支架工作阻力。

每一移架步的沉降量使用筆者已開發(fā)的程序[29-31]計(jì)算，進(jìn)而可以利用式(3)和式(2)求解增阻力和支架工作阻力。

2.2 第2階段

當(dāng)工作面推進(jìn)距離達(dá)到周期垮落步距時(shí)，再向前推進(jìn)，基本頂煤壁前方破斷，這時(shí)頂板劇烈下沉，增阻顯著，這是本文支架增阻的第2階段，本文也稱為頂板斷裂階段。

第2階段基本頂煤壁前方破斷，基本頂?shù)倪吔绾统休d條件改變，這時(shí)的基本頂邊界條件改變示意如圖3所示。在煤壁前方斷裂線處，斷裂的基本頂在x方向互相約束，x方向無位移，轉(zhuǎn)動(dòng)方向本文簡化為自由。很顯然，在上覆覆巖傳遞荷載作用下，斷裂線后方的基本頂沿?cái)嗔丫€下沉和繞斷裂線旋轉(zhuǎn)，在控頂區(qū)支架沉降量顯著增加，支架增阻力大，頂板來壓。按照前述邊界條件(斷裂線處邊界條件為x方向位移約束，y方向和轉(zhuǎn)動(dòng)方向自由)，結(jié)合式(1)，使用程序[29-31]求解本階段控頂區(qū)頂板沉降量為SS，上一移架步頂板未斷裂控頂區(qū)沉降量為S，則本階段移架步頂板凈沉降量為

Δs=SS-S

(5)

圖3 斷裂線處的邊界條件示意Fig.3 Sketch of boundary condition of breakage line

再結(jié)合式(2)，(3)就可以求出頂板斷裂階段支架工作阻力FF。設(shè)支架額定工作阻力為Fs，支架活柱允許壓縮量為S0。支架的工作狀態(tài)包括2種情形。

第1種情形，若FF

第2種情形，若FF≥Fs，則支架安全閥開啟，這時(shí)控頂區(qū)對(duì)基本頂作用變?yōu)楹愣ㄖёo(hù)力，其作用力的集度qs為

(6)

于是，式(1)改寫為

(7)

重新使用式(7)和斷裂線處邊界條件計(jì)算基本頂沉降量SS，這里控頂區(qū)的彈簧系數(shù)KⅡ=0，控頂區(qū)為恒支護(hù)力支承，恒定支護(hù)強(qiáng)度為qs。綜合起來，本文計(jì)算中控頂區(qū)彈性系數(shù)模型示意如圖4所示。也就是當(dāng)計(jì)算支架工作阻力小于額定工作阻力，控頂區(qū)使用恒彈性系數(shù)(剛度)計(jì)算，當(dāng)計(jì)算支架工作阻力超過額定工作阻力，控頂區(qū)使用恒支護(hù)力計(jì)算。

圖4 本文控頂區(qū)彈性系數(shù)模型Fig.4 Elastic coefficient model of support-control area

頂板斷裂前，基本頂可以視作無限長單寬梁，梁高與梁長之比小，基本頂視作Euler梁(淺梁)。頂板斷裂后，斷裂線后方基本頂總長與梁高之比若大于2.5，基本頂仍視作Euler梁，若小于2.5，本文將基本頂視作Timoshenko梁(深梁)計(jì)算。對(duì)于Timoshenko梁，需要考慮橫向剪切變形的影響。彈性地基淺梁和深梁的單元?jiǎng)偠染仃嘖es為

Kes=Ke+Ks

(8)

式中，Ke為Euler梁單元?jiǎng)偠染仃嚕籏s為彈性地基單元?jiǎng)偠染仃嚒?/p>

對(duì)于Euler梁，Ks可以寫為

(9)

對(duì)于Euler梁，Ke[34]可以寫為

(10)

式中，L為單元長度。

對(duì)于Timoshenko梁，Ke可以寫為

(11)

式中，μ為修正系數(shù)。

μ[35]寫為

(12)

式中，G為基本頂剪切模量；A為梁單元橫截面積；ks為與橫截面有關(guān)的常數(shù)。

根據(jù)式(5)，獲得本移架步沉降量Δs。

在本階段和控頂區(qū)恒支護(hù)力條件下，支架是否壓架由沉降量是否超過液壓支架活柱允許壓縮量判斷。于是，相應(yīng)壓架判據(jù)為

(13)

頂板斷裂階段改變了頂板的邊界條件，是支架緩慢增阻階段向快速增阻階段轉(zhuǎn)變的過渡階段。從理論上，頂板斷裂階段發(fā)生距離短，發(fā)生迅速，如圖2所示。

圖5為頂板斷裂前后的下沉曲線。從圖5可以看出，頂板斷裂后會(huì)發(fā)生一定程度的整體下沉，但下沉幅度不大，這主要是由于原巖支承抑制了頂板下沉。盡管斷裂頂板整體下沉不大，但斷裂頂板繞斷裂線回轉(zhuǎn)，使得斷裂線后方頂板下沉量顯著增大，控頂區(qū)支架壓縮量較大，支架工作阻力增阻顯著。

圖5 頂板斷裂前后的下沉曲線Fig.5 Subsidence curves of main roof before and after fracturing

2.3 第3階段

基本頂煤壁前方斷裂后，工作面繼續(xù)向前推進(jìn)，進(jìn)入支架增阻的第3個(gè)階段，本文稱為快速增阻階段。

這一階段，斷裂線處邊界條件不變，基本頂周期垮落步距不變，仍使用式(1)計(jì)算工作面推進(jìn)每步移架頂板沉降、支架壓縮和支架增阻，若支架工作阻力超過支架額定工作阻力，則支架安全閥開啟，進(jìn)入控頂區(qū)恒支護(hù)力情形，取KⅡ=0和式(7)計(jì)算支架壓縮量。

2.4 第4階段

綜放工作面推進(jìn)至斷裂線處，由于采高大，基本頂不形成類鉸接梁結(jié)構(gòu)，斷裂基本頂沿?cái)嗔丫€切頂滑落，基本頂及上覆垮落帶隨之下沉，支架急增阻，快速達(dá)到支架額定工作阻力。斷裂基本頂一端壓覆在支架之上，另一端一般壓覆在采空區(qū)垮落頂板之上，其示意如圖6(a)所示。

圖6 工作面推進(jìn)至斷裂線處頂板承載狀況Fig.6 Loading situation of main roof when working face advancing breakage line

這種情況下，支架處于給定荷載狀態(tài)，支架工作阻力取決于垮落覆巖質(zhì)量，本文將這一階段稱為失穩(wěn)階段(也可稱為急增阻失穩(wěn)階段)。由圖6(a)可知，斷裂基本頂一端壓覆在支架之上，另一端一般壓覆在采空區(qū)垮落頂板之上，形成類簡支梁結(jié)構(gòu)，如圖6(b)所示。垮落帶高度hd可以使用經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算：

hd=ξχM

(14)

式中，ξ為頂板損傷影響系數(shù)，若工作面推進(jìn)至斷裂線前支架多次安全閥開啟，取1.5，否則取1.0；χ為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，取值4～8；M為采高，對(duì)于綜放開采取割煤和放煤的總高度(煤層采出厚度)。

于是垮落頂板的平均壓強(qiáng)qst可以表示為

qst=γmhd

(15)

式中，γm為垮落覆巖平均容重。

根據(jù)圖6(b)，獲得斷裂頂板及垮落覆巖對(duì)支架的計(jì)算壓力FF為

(16)

在斷裂線處，支架承載是一種給定荷載條件，若本階段的計(jì)算支架工作阻力滿足

FF≥Fs

(17)

則支架安全閥開啟，發(fā)生大面積切頂壓架事故。

3 計(jì)算流程及程序

根據(jù)上述模型，結(jié)合已開發(fā)的程序[31]，筆者開發(fā)了大采厚綜放工作面三區(qū)支承條件下工作面推進(jìn)過程中支架工作阻力演化計(jì)算和壓架判斷程序，其計(jì)算流程如下：

(1)輸入基本頂彈性模量、抗拉強(qiáng)度、周期垮落步距、直接頂和底板彈性系數(shù)、煤層彈性系數(shù)、支架活柱允許壓縮量、額定工作阻力、支架剛度、初撐力等參數(shù)。

(2)反演基本頂作用荷載[31]。

(3)計(jì)算基本頂支承狀況及破斷位置。

(4)確定工作面移架步距，在第1階段計(jì)算每步移架中控頂區(qū)本移架步凈沉降量，計(jì)算每步移架的支架增阻力和支架工作阻力，若計(jì)算支架工作阻力超過額定工作阻力，控頂區(qū)改為恒支護(hù)力支承條件，計(jì)算本步沉降量。若沉降量超過支架活柱允許壓縮量，支架壓架。

(5)在第2階段，改變基本頂邊界條件，計(jì)算支架工作阻力，若超過額定工作阻力，控頂區(qū)改為恒支護(hù)力支承條件，計(jì)算本步沉降量。若沉降量超過支架活柱允許壓縮量，支架壓架。

(6)在第3階段，計(jì)算每步移架支架工作阻力。若超過額定工作阻力，控頂區(qū)改為恒支護(hù)力支承條件，計(jì)算本步沉降量。若沉降量超過支架活柱允許壓縮量，支架壓架。

(7)在第4階段，計(jì)算頂板垮落帶高度，計(jì)算支架作用荷載和支架計(jì)算工作阻力，與額定工作阻力比較，判斷是否發(fā)生壓架。

(8)繪制支架工作阻力演化全程曲線，給出壓架發(fā)生與否及發(fā)生位置。

4 計(jì)算實(shí)例

酸刺溝煤礦6105-2工作面，平均埋深約300 m，煤層厚8 m，綜放開采，最大采高4.2 m，采出率80%，采出厚度按6.4 m考慮。距開挖開切眼170 m的Y11鉆孔揭示，煤層上方為27 m的含礫粗砂巖基本頂，堅(jiān)硬，灰白色，以石英為主，含少量云母長石及炭屑，分選中等，膠結(jié)致密，泥質(zhì)填隙，沒有直接頂，基本頂彈性模量20.2 GPa，抗壓強(qiáng)度61.7 MPa，抗拉強(qiáng)度2.8 MPa。6105-2工作面采用ZF15000/26/42四柱支承掩護(hù)式支架，控頂寬度5 m，支架中心距1.75 m，支架額定工作阻力15 000 kN，后調(diào)為18 000 kN，設(shè)計(jì)初撐力10 800 kN，為額定工作阻力60%，支架剛度為45 MPa/m。底板彈性系數(shù)為800 MPa/m，煤彈性系數(shù)為150 MPa/m，6105-2工作面周期來壓步距約為16 m。酸刺溝礦6105-2工作面采高大，無直接頂，基本頂強(qiáng)度大，通過計(jì)算[31]，工作面推進(jìn)過程中基本頂為原巖(Ⅰ區(qū))、支架控頂區(qū)(Ⅱ區(qū))和采空區(qū)(Ⅲ區(qū))三區(qū)支承，形成Ⅰ-Ⅱ-Ⅲ三區(qū)支承采場結(jié)構(gòu)體系。利用文獻(xiàn)[31]中方法計(jì)算各區(qū)彈性系數(shù)，KⅠ=126.32 MPa/m，KⅡ=42.60 MPa/m，KⅢ=0。

利用本文計(jì)算程序，反演獲得基本頂作用荷載為1.882 3 MPa。進(jìn)而獲得頂板臨界破斷前的拉應(yīng)力分布如圖7所示。圖7中，橫坐標(biāo)0處為煤壁，負(fù)值區(qū)域?yàn)槊罕谇胺剑祬^(qū)域?yàn)槊罕诤蠓健?/p>

圖7 臨破斷前基本頂內(nèi)的拉應(yīng)力Fig.7 Tension stress in main roof before breakage

煤層采動(dòng)引起頂板覆巖損傷和裂隙發(fā)育，頂板抗拉強(qiáng)度降低，史元偉的調(diào)查結(jié)果表明[32]，大同礦區(qū)頂板強(qiáng)度降低系數(shù)為0.6～0.7，其他礦區(qū)一般在0.3～0.6。筆者根據(jù)經(jīng)驗(yàn)，煤壁和采空區(qū)頂板的抗拉強(qiáng)度降低系數(shù)分別取為0.3和0.5，于是煤壁處和支架后方基本頂抗拉強(qiáng)度分別為1.96和1.40 MPa，如圖7所示。從圖7可以看出，6105-2工作面頂板在煤壁前方約15.5 m處先達(dá)到抗拉強(qiáng)度，斷裂位置在煤壁前方。

從液壓支架整個(gè)截面進(jìn)入承載狀態(tài)開始計(jì)算，按照實(shí)際移架步距，每1.0 m設(shè)置一個(gè)計(jì)算步。計(jì)算獲得工作面推進(jìn)過程中控頂區(qū)支架累計(jì)壓縮量演化如圖8所示。在圖8中，為了更方便說明，縱坐標(biāo)為控頂區(qū)支架累計(jì)壓縮量，該值為本移架步控頂區(qū)沉降量與上一步控頂區(qū)沉降量之和。圖8中每一移架步的凈沉降量為圖8中所示的每一移架步位置支架累計(jì)壓縮量與上一移架步的相應(yīng)值之差。相應(yīng)支架工作阻力演化如圖9所示。

圖8 12401工作面推進(jìn)過程中控頂區(qū)累積沉降Fig.8 Accumulating subsidence of support-control area during 12401 working face advancing

圖9 12401工作面推進(jìn)過程中支架工作阻力演化Fig.9 Support resistance force evolution during 12401 working face advancing

從圖8，9可以看出，隨著工作面推進(jìn)，控頂區(qū)支架沉降和支架工作阻力演化都分為4個(gè)階段。工作面推進(jìn)初期，頂板煤壁前方未斷裂，隨工作面向前推進(jìn)，每一移架步控頂區(qū)頂板沉降量小，相應(yīng)的支架增阻量小。從圖8還可以看出，每一移架步控頂區(qū)頂板沉降量隨著工作面推進(jìn)略有增長，但增長幅度很小。與這種控頂區(qū)頂板沉降變化趨勢相對(duì)應(yīng)，支架增阻力隨著工作面向前推進(jìn)也緩慢增長，支架工作阻力變化處于緩慢增阻階段，如圖9所示。在緩慢增阻階段(第1階段)，支架的工作阻力不超過12 000 kN，安全閥不開啟，支架沒有壓架風(fēng)險(xiǎn)。

當(dāng)工作面推進(jìn)至16 m時(shí)，頂板煤壁前方斷裂，斷裂后頂板在斷裂線處邊界條件改變，斷裂頂板繞斷裂線旋轉(zhuǎn)和下沉，頂板沉降量劇增，支架工作阻力快速增加，頂板來壓，進(jìn)入頂板斷裂階段(第2階段)，如圖8，9所示。由于頂板來壓劇烈，支架安全閥開啟，控頂區(qū)進(jìn)入恒支護(hù)力承載狀態(tài)，如圖8所示。在支架恒支護(hù)力條件下，頂板沉降大幅增加，本移架步下沉量可達(dá)6.48 cm。6105-2工作面采用MG750/1860-GWD雙滾筒采煤機(jī)，采煤機(jī)機(jī)面高度1 644 mm，支架支撐最大高度4.2 m，最低高度 2.6 m，則ZF15000/26/42四柱支承掩護(hù)式液壓支架活柱允許壓縮量為1.2 m，由式(13)可知本階段不會(huì)發(fā)生大面積壓架災(zāi)害。

頂板斷裂階段之后，工作面繼續(xù)向前推進(jìn)。由于頂板煤壁前方已斷裂，相比于第1階段，頂板邊界條件改變，工作面向前推進(jìn)，每一移架步的沉降量明顯比第1階段大，頂板進(jìn)入快速增阻階段(第3階段)，如圖8，9所示。從圖8可以看出，這一階段每一移架步的沉降速率隨著工作面推進(jìn)而增長，相應(yīng)的支架工作阻力也隨工作面向前推進(jìn)而快速增長，如圖9所示。在距離斷裂線約4 m時(shí)，支架工作阻力就達(dá)到18 000 kN，支架安全閥開啟，支架進(jìn)入恒支護(hù)阻力承載狀態(tài)，之后工作面和支架每一步推進(jìn)，支架安全閥都開啟，沉降量也顯著增加，但沉降量都小于支架活柱允許壓縮量，從理論上支架不壓架，但實(shí)際上頻繁的支架安全閥開啟和頂板顯著下沉，對(duì)頂板覆巖的完整性有很大損害，直接導(dǎo)致覆巖垮落高度增大，增加支架壓架風(fēng)險(xiǎn)。

當(dāng)工作面推進(jìn)至斷裂線處，工作面采高大，采場頂板不形成鉸接結(jié)構(gòu)，頂板沿?cái)嗔丫€切頂下沉，頂板失穩(wěn)，頂板上方垮落帶覆巖自重作用于支架和后方垮落頂板上，頂板礦壓進(jìn)入失穩(wěn)階段(第4階段)。

由于工作面鄰近斷裂線前，安全閥多次開啟，嚴(yán)重?fù)p害了頂板完整性，ξ=1.5，酸刺溝6105-2工作面綜放采高6.4 m，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)χ取6，則垮落帶最大高度為

hd=1.5×6.4×6=57.6 m

巖層自重按25 kN/m3考慮，則作用于支架上的覆巖自重荷載為

在第4階段，基本頂沿?cái)嗔丫€處切頂，頂板及垮落覆巖作用于支架上，作用荷載可達(dá)23 893 kN，支架荷載大于支架的額定工作阻力，6105-2工作面在第4階段發(fā)生大面積壓架事故。由于支架只能承擔(dān)18 000 kN 荷載，在第4階段支架實(shí)際工作阻力為18 000 kN，但沉降量不斷增大，如圖7，8所示。

從圖9還可以看出，對(duì)于三區(qū)支承頂板煤壁前方斷裂的基本頂而言，整個(gè)支架工作阻力演化過程出現(xiàn)2個(gè)峰值，第1次峰值出現(xiàn)在頂板斷裂的來壓階段，第2次峰值出現(xiàn)在臨近斷裂線的第3階段末端或第4階段。在工程實(shí)踐中，通常通過監(jiān)測支架工作阻力，進(jìn)而利用數(shù)理統(tǒng)計(jì)方法確定頂板周期垮落步距。很明顯，現(xiàn)場支架監(jiān)測的結(jié)果包含2個(gè)峰值：一個(gè)是頂板煤壁前方斷裂引起，另一個(gè)是支架在斷裂線處附近急增阻引起，也就是三區(qū)支承頂板煤壁前方斷裂基本頂?shù)囊粋€(gè)完整支架工作阻力曲線包括2個(gè)來壓步距，這2個(gè)來壓步距發(fā)生機(jī)制不同，步距長度一般也不相同，這可能是實(shí)測頂板來壓步距總是有一定差異的原因之一。

總結(jié)上述計(jì)算結(jié)果，在第1階段，支架不發(fā)生安全閥開啟；在第2階段，頂板來壓，支架安全閥開啟，但一般不發(fā)生壓架災(zāi)害；在第3階段支架安全閥多次開啟，使得頂板損傷嚴(yán)重，但一般不發(fā)生壓架災(zāi)害；在第4階段，頂板垮落巖體作用于支架的荷載超過支架額定工作阻力，工作面有很大可能發(fā)生大面積壓架事故。

在一步移架范圍內(nèi)，隨著割煤和工作面推進(jìn)，支架工作阻力逐漸增長，在下一步移架開始前達(dá)到最大，這時(shí)對(duì)應(yīng)的支架工作阻力為支架工作末阻力。在一步移架循環(huán)內(nèi)，支架工作末阻力最大，也最容易引起壓架災(zāi)害。很明顯，支架工作末阻力是支架最大壓縮量對(duì)應(yīng)的支架工作阻力。需要說明的是，本文上述計(jì)算分析中沉降量計(jì)算均為每移架步的最大沉降量，因此本文上述計(jì)算獲得的工作阻力實(shí)際就是支架工作末阻力。

在工程實(shí)踐中，6105-2工作面采用了ZF15000/26/42支架，工作面推進(jìn)過程中多次發(fā)生壓架災(zāi)害，表1給出了3月22日—4月22日1個(gè)月內(nèi)支架壓架災(zāi)害統(tǒng)計(jì)。從工程實(shí)踐可以看出，酸刺溝礦6105-2工作面推進(jìn)過程中多次發(fā)生壓架事故，這與本文預(yù)測結(jié)果一致，這表明本文預(yù)測方法合理。

表1 酸刺溝礦6105-2工作面壓架情況

圖10 6105-2工作面典型支架工作末阻力Fig.10 End working resistance force of representative hydraulic support in 6105-2 working face

圖10為酸刺溝煤礦6105-2工作面在4月22日壓架事故中3個(gè)代表性支架59號(hào)支架、70號(hào)支架、84號(hào)支架的循環(huán)末阻力監(jiān)測結(jié)果。從圖10可知，在工作面推進(jìn)和支架移架的開始階段，支架增阻較為緩慢，為緩慢增阻階段。當(dāng)頂板煤壁前方斷裂，支架快速增阻，甚至安全閥開啟。本文理論計(jì)算中，頂板一次斷裂完成，頂板下沉和回轉(zhuǎn)，引起支架快速增阻。實(shí)際工程中(圖10)，頂板厚度大，實(shí)際頂板斷裂是一個(gè)過程，包含了若干次局部斷裂才完成頂板完全斷裂，因此這一階段實(shí)測支架工作阻力包含多個(gè)較高值。頂板斷裂之后再向前推進(jìn)，支架工作阻力明顯大于緩慢增阻階段，且平均增阻速率也較大，支架處于快速增阻階段。在頂板斷裂線附近，支架急增阻，支架承擔(dān)覆巖荷載自重，支架進(jìn)入失穩(wěn)階段，引起壓架災(zāi)害。由圖10可知，工作面推進(jìn)過程中，支架工作阻力演化都呈現(xiàn)緩慢增阻、頂板斷裂、快速增阻和失穩(wěn)4個(gè)階段。本文將煤壁前方斷裂頂板的礦壓演化簡化為4個(gè)階段是合理的。從圖10可以看出，在緩慢增阻階段，支架工作阻力小，安全閥一般不開啟。當(dāng)頂板斷裂時(shí)，頂板下沉量大，支架壓縮量大，支架工作阻力大，發(fā)生安全閥開啟，但通常不發(fā)生壓架事故。在頂板斷裂階段之后，支架增阻量變大，靠近前方斷裂線時(shí)，支架安全閥頻繁開啟，在斷裂線附近引起頂板失穩(wěn)和壓架事故，這些規(guī)律與本文理論方法預(yù)測結(jié)果基本吻合。

對(duì)比圖10實(shí)測結(jié)果和圖9理論計(jì)算結(jié)果，盡管理論計(jì)算結(jié)果與實(shí)測結(jié)果總體上規(guī)律相符，但由于巖石是地質(zhì)歷史的產(chǎn)物，具有很強(qiáng)的非均質(zhì)、非連續(xù)和各向異性，實(shí)際采礦條件也非常復(fù)雜，從而使得實(shí)測結(jié)果與理論預(yù)測結(jié)果并不完全一致，這不影響本文方法在支架工作阻力預(yù)測和支架選型中的應(yīng)用。

5 支架選型的討論

支架選型是綜放工作面開采設(shè)計(jì)的關(guān)鍵環(huán)節(jié)。支架額定工作阻力和初撐力是支架選型的重要參數(shù)。根據(jù)本文研究，支架額定工作阻力和初撐力應(yīng)滿足如下要求。

(1)礦壓演化4個(gè)階段中，第1階段和第3階段工作面推進(jìn)距離長，歷時(shí)長。在支架選型和支架初撐力設(shè)計(jì)中，應(yīng)保證這2個(gè)階段的支架工作阻力不引起安全閥開啟。否則，若工作面推進(jìn)過程中支架安全閥頻繁開啟，頂板沉降大，損傷嚴(yán)重，易于引發(fā)大面積壓架事故。

(2)第2階段，頂板煤壁前方斷裂，頂板下沉量大，來壓顯著，支架增阻大，這一階段允許支架工作阻力超過額定工作阻力和安全閥開啟。通過安全閥開啟，支架發(fā)生較大壓縮，實(shí)現(xiàn)卸位讓壓。但是，這一階段支架的壓縮量不能超過支架活柱允許壓縮量。

(3)第4階段，大采厚頂板失穩(wěn)，沿?cái)嗔丫€切落，這要求支架的額定工作阻力能夠承擔(dān)上覆垮落巖層施加于支架上的荷載。

支架初撐力是支架設(shè)計(jì)的另一項(xiàng)重要指標(biāo)。圖11為0.1，0.5，0.9和1.3 MPa不同初撐力支護(hù)強(qiáng)度條件下，6105-2工作面基本頂?shù)膹澗睾统两捣植肌Ｓ蓤D11可知，增大初撐力能夠降低頂板的沉降，降低頂板內(nèi)彎矩和拉應(yīng)力，減緩頂板災(zāi)害。因此，提高支架初撐力對(duì)于頂板災(zāi)害控制具有重要意義。從圖11可以看出，初撐力越大，控制頂板內(nèi)力和沉降的效果越好。然而，支架初撐力也有上限值。

圖11 不同初撐力下6105-2工作面頂板彎矩及沉降量Fig.11 Moment and settlement of main roof of 6105-2 working face under different initial support force

筆者建議通過如下方法校核支架初撐力值是否合理：在已知初撐力條件下，利用本文方法計(jì)算第1，3階段的支架工作阻力是否能夠保證支架安全閥不開啟，若安全閥開啟，則應(yīng)降低初撐力或提高支架額定工作阻力，這就控制了支架初撐力上限。根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)，在初撐力設(shè)計(jì)中，一般選取60%～80%額定工作阻力作為初撐力，然后利用本文方法進(jìn)行校核，若不滿足要求，降低初撐力或提高額定工作阻力，若計(jì)算結(jié)果表明支架額定工作阻力富余較大，則應(yīng)提高初撐力。

本文酸刺溝煤礦6105-2工作面采用ZF15000/26/42四柱支承掩護(hù)式液壓支架，調(diào)壓后額定工作阻力18 000 kN，活柱允許壓縮量為1.2 m，支架初撐力為10 800 kN，為額定工作阻力的60%。

在第1階段，本文計(jì)算的支架工作阻力小于額定工作阻力；在第2階段，支架安全閥開啟，支架壓縮6.48 cm，小于支架活柱允許壓縮量，一般不發(fā)生大面積切頂壓架；在第3階段，工作面推進(jìn)過程中支架多次安全閥開啟，頂板沉降量大，損傷嚴(yán)重，這導(dǎo)致斷裂線處垮落頂板高度增大，增加壓架風(fēng)險(xiǎn)，據(jù)此建議提高6105-2工作面支架額定工作阻力。

6 結(jié) 論

(1)綜放工作面頂板礦壓演化包括4個(gè)階段，分別為緩慢增阻階段、頂板斷裂階段、快速增阻階段和失穩(wěn)階段。

(2)在緩慢增阻階段頂板沉降量小，支架增阻量小，頂板來壓不強(qiáng)烈，這一階段一般不發(fā)生大面積切頂壓架事故。在快速增阻階段，支架增長量大。

(3)在頂板斷裂階段，頂板煤壁前方斷裂，斷裂線處頂板邊界條件改變，頂板沉降量劇烈增加，礦壓顯著，支架增阻力大，易于引起安全閥開啟。若頂板沉降量超過支架活柱允許壓縮量，易于引起支架壓死和大面積壓架事故。

(4)當(dāng)工作面推進(jìn)至斷裂線處，大采高頂板失穩(wěn)，若垮落覆巖作用于支架上的荷載超過支架額定工作阻力，安全閥開啟，易于引發(fā)大面積壓架事故。

(5)支架選型和初撐力確定的原則為：在緩慢增阻和快速增阻階段，支架工作阻力不超過支架額定工作阻力；在頂板斷裂階段，支架應(yīng)具有足夠的可壓縮空間卸位讓壓，支架不壓死；在失穩(wěn)階段，支架應(yīng)具有足夠的額定工作阻力。

(6)酸刺溝煤礦6105-2工作面選擇ZF15000/26/42四柱支承掩護(hù)式液壓支架，支架額定工作阻力不足，可能引發(fā)大面積壓架事故。

本文研究主要聚焦于正常開采階段，初采和末采階段的礦壓演化特征將另文討論。