韓宇峰，王兆會，唐岳松

(1.遼寧工程技術(shù)大學(xué) 礦業(yè)學(xué)院，遼寧 阜新 123000；2.中國礦業(yè)大學(xué)(北京) 能源與礦業(yè)學(xué)院，北京 100083)

0 引 言

放頂煤開采技術(shù)于20世紀(jì)80年代在平頂山煤礦工業(yè)試驗(yàn)成功，巨大的技術(shù)經(jīng)濟(jì)優(yōu)勢使其在我國得到迅速推廣應(yīng)用[1]。近年來，配套設(shè)備研制水平的進(jìn)步極大提高了放頂煤開采的綜合機(jī)械化程度。放頂煤工藝本身也得到重要改進(jìn)，適用于大傾角煤層的大傾角放頂煤開采工藝，適用于特厚煤層(煤厚達(dá)14 m)的大采高綜放開采工藝，適用于急傾斜特厚煤層的水平分段綜放開采工藝相繼出現(xiàn)[2]，以滿足不同賦存條件厚煤層開采的需要。綜放開采技術(shù)在工藝和裝備方面的突破性發(fā)展使其應(yīng)用范圍不斷擴(kuò)大，逐漸成為我國7 m以上厚煤層回采的首要技術(shù)選擇。放頂煤開采技術(shù)存在3個核心理論問題：①頂煤破壞機(jī)理；②散體頂煤流動和放出規(guī)律；③大尺度采場圍巖控制方法[3-4]。頂煤能夠在架后均勻并及時冒落是放頂煤開采技術(shù)成功應(yīng)用的前提，因此，頂煤能否破壞、冒落成為放頂煤開采設(shè)計遇到的首要問題。研究初期，礦山壓力破煤作用得到重視，認(rèn)為頂煤在支承壓力作用下壓壞，頂煤破壞特征同單軸抗壓試驗(yàn)中煤樣破壞形態(tài)相似[5]；隨著研究的深入，開挖卸荷引起的水平應(yīng)力變化在頂煤破壞中所起的作用得到重視，頂煤由初始完整狀態(tài)過渡至架后冒落狀態(tài)經(jīng)歷了垂直應(yīng)力加載、水平應(yīng)力卸載和反向加載的復(fù)合作用，隨著側(cè)向約束的釋放，頂煤逐漸被剪壞[5-7]；文獻(xiàn)[8-9]從損傷力學(xué)角度定義了頂煤損傷因子，認(rèn)為頂煤強(qiáng)度符合Weibull分布，得到損傷因子同頂煤變形程度之間的關(guān)系，分析了頂煤損傷過程。頂煤破壞冒落后，在支架后方成為散體，散體頂煤流動和放出規(guī)律的確定是實(shí)現(xiàn)頂煤采出率最大化的保證。對于頂煤流動規(guī)律的研究最初借鑒金屬放礦中的橢球體理論，忽略放頂煤支架對散體頂煤的影響[10]；為使研究結(jié)果更貼近放頂煤工程實(shí)際，提出了考慮支架影響的散體介質(zhì)流理論，在該理論的基礎(chǔ)上經(jīng)過大量的物理、數(shù)值模擬和現(xiàn)場實(shí)測，建立了以頂煤放出體、煤矸分界面和頂煤放出率為研究對象的BBR研究體系，初步建成可指導(dǎo)放頂煤工藝優(yōu)化的散體頂煤放出理論體系[2,11-14]。采場圍巖穩(wěn)定是綜放工作面安全、高效、快速推進(jìn)的前提和基礎(chǔ)，放頂煤采場一次采出空間大，為控制頂板穩(wěn)定提出了“低位懸臂梁-高位砌體梁”覆巖結(jié)構(gòu)模型，成功解釋了綜放工作面時常出現(xiàn)的“大-小周期來壓”現(xiàn)象[15]；工程實(shí)踐表明，由于放頂煤工作面開采強(qiáng)度的提高，來壓期間工作面支架同頂板之間存在動力接觸現(xiàn)象，為使放頂煤支架適應(yīng)大尺度采場的覆巖破斷和運(yùn)動特征，提出了支架阻力確定的動載荷法[16]。

對于散體頂煤流動和放出規(guī)律、大尺度采場圍巖控制的研究，已初步形成較為嚴(yán)謹(jǐn)?shù)睦碚擉w系，并在工程實(shí)踐中得到成功應(yīng)用。由于頂煤邊界條件的復(fù)雜性，針對頂煤破壞機(jī)理的研究，目前較為普遍的方法是根據(jù)支承壓力分布或?qū)崪y裂隙分布對頂煤進(jìn)行宏觀分區(qū)，并沒有形成嚴(yán)謹(jǐn)?shù)睦碚撝螌斆浩茐某潭鹊呐袛?。采用彈塑性理論得到各階段頂煤所處的應(yīng)力狀態(tài)，進(jìn)而確定各階段頂煤破壞分區(qū)特征，以期促進(jìn)對頂煤破壞機(jī)理的認(rèn)識。

1 煤壁前方頂煤破碎分區(qū)

厚度為H的煤層采用綜放開采，割煤高度為h，取工作面前方范圍L內(nèi)的煤體，建立力學(xué)模型如圖1所示。范圍L大于煤體超前破壞范圍，坐標(biāo)原點(diǎn)O處煤體變形接近0，可將邊界x=0視為固定位移邊界；工程實(shí)踐表明煤層同直接底之間的接觸面不會破壞，邊界y=0同樣可視為固定位移邊界；頂煤上表面y=H承受非線性支承壓力作用，為應(yīng)力邊界條件，此處為便于得到理論解，將支承壓力視為線性載荷q(x)=fx+q。工作面煤壁x=L處，割煤高度(0，h)范圍內(nèi)為揭露煤壁，可視為自由邊界條件，頂煤厚度(h，H)范圍內(nèi)承受控頂區(qū)頂煤懸臂結(jié)構(gòu)作用于其上的條形載荷p和剪力τ。為得到所建力學(xué)模型的位移場和應(yīng)力場，采用Ritz法進(jìn)行力學(xué)分析[17]。

圖1 煤壁前方力學(xué)模型Fig.1 Mechanical model for top-coal ahead of face line

根據(jù)力學(xué)模型的位移邊界條件，在不計煤體自重的條件下，可設(shè)煤層各處位移分量為：

(1)

式中：ux和uy為水平和垂直位移，m；ai和bi為6個未知常數(shù)。

根據(jù)幾何方程，頂煤沿各方向的應(yīng)變分量為：

(2)

式中：Ma=a0+2a1x+a2y；Nb=b0+b1x+2b2y；Na=a0+a1x+2a2y；Mb=b0+2b1x+b2y；εx和εy為煤體在x和y方向上的應(yīng)變分量；γxy為剪應(yīng)變。

將式(2)代入本構(gòu)方程可得煤體應(yīng)力分量為：

(3)

式中：σx和σy為煤體在x和y方向上的應(yīng)力分量；τxy為切應(yīng)力。E為煤體彈性模量，GPa；ν為泊松比。

頂煤破壞問題可視為平面應(yīng)變問題，力學(xué)模型沿z方向的厚度為1，因此，貯存于圖1中的彈性應(yīng)變能為：

(4)

將式(2)和式(3)代入式(4)可得貯存于煤體中的彈性應(yīng)變能為：

(5)

根據(jù)建立力學(xué)模型的應(yīng)力邊界條件可得頂煤變形過程中，外載作用于其上的外力勢能為：

(6)

圖1力學(xué)模型的總勢能為內(nèi)力勢能U同外力勢能V之和：

II=U+V

(7)

結(jié)合式(5)和式(6)可知式(7)中存在ai和bi(i=0～2)6個未知常數(shù)。根據(jù)Ritz方法可知使力學(xué)模型總勢能取最小值的那組位移為測試函數(shù)中的真實(shí)位移，借助位移變分原理，總勢能取駐值的條件為：

(8)

由于δai和δbi任意且相互獨(dú)立，則保證式(8)成立的條件為δai和δbi的系數(shù)分別等于0：

(9)

由式(9)可得關(guān)于ai和bi的6個非齊次六元一次方程組：

(10)

(11)

采用上述方法對山西新柳煤礦綜放面頂煤分區(qū)破壞特征進(jìn)行分析，目標(biāo)工作面埋深260 m，煤層厚度8 m，普氏系數(shù)0.8～1.5，直接頂為頁巖，隨采隨冒，基本頂為灰?guī)r，致密且堅硬。工作面割煤高度3 m，頂煤厚度5 m，煤體走向范圍L取12 m，煤體彈性模量取1.8 GPa，泊松比0.3，f取-0.5 MPa，q取10 MPa，p取2 MPa，τ取0.3 MPa。由以上參數(shù)可得工作面前方頂煤的位移場如圖2所示：頂煤在水平方向產(chǎn)生拉伸變形，在垂直方向上產(chǎn)生壓縮變形。最大拉伸變形出現(xiàn)在煤壁處頂煤上表面，達(dá)到8 cm；隨著向工作面前方遠(yuǎn)離煤壁和頂煤層位的降低，水平變形逐漸減小。以力學(xué)模型的左上角和右下角連線為界，該直線左下方煤體水平變形值接近等于0，右上方變形值逐漸增大。頂煤豎向壓縮變形明顯大于水平拉伸變形，但其分布特征同水平變形相似，頂煤最大壓縮變形達(dá)到14 cm，位于煤壁位置頂煤的上表面，隨著遠(yuǎn)離煤壁和煤層層位的降低，壓縮變形量減小。頂煤變形的理論分析結(jié)果與實(shí)測結(jié)果一致。

圖2 頂煤位移等值線Fig.2 Contour line of top-coal displacement

工作面前方頂煤應(yīng)力場如圖3所示，受控頂區(qū)頂煤懸臂作用的影響，頂煤水平應(yīng)力以拉應(yīng)力為主，底煤受底板約束強(qiáng)烈，水平應(yīng)力以壓應(yīng)力為主。同最大拉伸變形一致，最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在煤壁處頂煤上表面，最大值可達(dá)0.8 MPa。垂直應(yīng)力呈線性分布，靠近煤壁位置處，接近施加的頂板載荷4 MPa，遠(yuǎn)離煤壁的工作面前方位置，垂直應(yīng)力先緩慢升高，之后迅速降低，同初始施加的線性變化邊界載荷出現(xiàn)較大偏差，這是由于建立力學(xué)模型的邊界效應(yīng)引起的。采用Ritz法分析問題時，受位移函數(shù)式(1)的影響，靠近力學(xué)模型位移邊界的計算結(jié)果同實(shí)際情況會出現(xiàn)不同程度的偏差。在分析頂煤破壞問題時，研究的重點(diǎn)為煤壁附近的頂煤，遠(yuǎn)離煤壁的頂煤處于彈性狀態(tài)，不是本文頂煤分區(qū)破壞討論的重點(diǎn)，因此，Ritz法計算偏差可以接受，不會對分析結(jié)果產(chǎn)生影響。

圖3 頂煤應(yīng)力場Fig.3 Stress distribution of top-coal

圖1力學(xué)模型沒有考慮初始地應(yīng)力的影響，煤層采動不但造成垂直應(yīng)力升高，開挖引起的卸荷效應(yīng)還會造成水平應(yīng)力降低。工作面前方水平地應(yīng)力變化通常采用負(fù)指數(shù)函數(shù)進(jìn)行描述[18]：

σh=α[exp(β(L-x))-1]

(12)

式中：σh為水平應(yīng)力，MPa；α為地應(yīng)力常數(shù)，MPa；β為反映采動影響強(qiáng)度的無量綱常數(shù)。

根據(jù)新柳煤礦地質(zhì)條件，此處α取值2 MPa，β取0.08。采用應(yīng)力疊加原理，將式(12)確定的應(yīng)力值同圖3a中的計算結(jié)果相加，可得到考慮初始地應(yīng)力和開挖卸荷效應(yīng)雙重影響的水平采動應(yīng)力。其分布特征如圖4所示：應(yīng)力疊加后，水平應(yīng)力仍存在拉應(yīng)力，最大值仍為1 MPa，位于煤壁處頂煤上表面位置，但同圖3a相比，圖4中的水平拉應(yīng)力分布范圍縮小。考慮初始地應(yīng)力和開挖卸荷效應(yīng)影響后的水平采動應(yīng)力分布能夠更真實(shí)反映頂煤的應(yīng)力環(huán)境的變化過程。

圖4 頂煤水平應(yīng)力分布Fig.4 Horizontal stress of top-coal

為定量表征頂煤破壞危險程度，文獻(xiàn)[19-20]定義了頂煤破壞危險性系數(shù)k為頂煤中任意一點(diǎn)應(yīng)力狀態(tài)確定的莫爾應(yīng)力圓半徑同應(yīng)力圓圓心至強(qiáng)度曲線垂直距離之差：

(13)

式中：σ1、σ3分別為最大和最小主應(yīng)力，MPa；C為煤體黏聚力，MPa；φ為煤體內(nèi)摩擦角，(°)。

當(dāng)k小于0時，頂煤處于彈性狀態(tài)，k等于0，頂煤處于極限平衡狀態(tài)，k大于0，頂煤進(jìn)入破壞狀態(tài)。將頂煤垂直應(yīng)力和水平應(yīng)力分別視為最大和最小主應(yīng)力，煤體的黏聚力和內(nèi)摩擦角分別取1 MPa和28°，由圖3b、圖4和式(13)可得頂煤破壞危險性系數(shù)分布如圖5所示。k=0的等值線在工作面前方8 m處與頂煤上表面相交，在距離底板高度4 m處與下位頂煤相交。由該等值線開始，遠(yuǎn)離煤壁的方向，頂煤破壞危險性系數(shù)降低，成為負(fù)值，處于彈性狀態(tài)；靠近煤壁的方向，頂煤破壞危險性系數(shù)升高，成為正值，進(jìn)入破壞狀態(tài)?？v向?qū)游簧撸斆撼懊罕诘钠茐姆秶龃?。頂煤裂隙發(fā)育程度的實(shí)測結(jié)果表明，上位頂煤裂隙發(fā)育超前于下位頂煤[6]，與理論分析結(jié)果一致。

圖5 頂煤破壞危險性系數(shù)分布Fig.5 Distribution of coefficient k

對比圖4水平應(yīng)力等于0的等值線及圖5破壞危險性系數(shù)等于0的等值線可知，水平應(yīng)力等于0的等值線附近，頂煤處于單軸抗壓狀態(tài)，應(yīng)力狀態(tài)決定的應(yīng)力圓為圖6中的藍(lán)色半圓。作用于破壞面上的正應(yīng)力為應(yīng)力圓同強(qiáng)度曲線切點(diǎn)A1的橫坐標(biāo)σ，為壓應(yīng)力，頂煤發(fā)生壓剪破壞。頂煤繼續(xù)向煤壁靠近，水平應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力，該區(qū)域頂煤應(yīng)力狀態(tài)決定的應(yīng)力圓為圖6中的綠色半圓，此時最小主應(yīng)力雖然成為拉應(yīng)力，但破壞面上的正應(yīng)力仍為壓應(yīng)力，頂煤仍然發(fā)生壓剪破壞。隨著最小主應(yīng)力的增大，當(dāng)頂煤應(yīng)力狀態(tài)確定的應(yīng)力圓為圖6中紅色半圓時，頂破壞面上的正應(yīng)力減小至0并開始過渡為拉應(yīng)力，頂煤開始發(fā)生拉剪破壞。

根據(jù)圖6中的幾何關(guān)系，頂煤發(fā)生拉剪破壞的條件為水平應(yīng)力達(dá)到：

圖6 應(yīng)力圓同強(qiáng)度曲線關(guān)系Fig.6 Relation between Mohr circle and strength line

(14)

式中：σts為頂煤超前工作面發(fā)生拉剪破壞時的水平應(yīng)力極限值，MPa。

頂煤黏聚力為1 MPa，內(nèi)摩擦角為28°的條件下，紅色應(yīng)力圓的最小主應(yīng)力為0.5 MPa，即水平應(yīng)力大于0.5 MPa時，頂煤發(fā)生拉剪破壞。綜上，由圖4水平應(yīng)力等于0.5 MPa的等值線靠近煤壁，頂煤發(fā)生拉剪破壞；遠(yuǎn)離煤壁，頂煤發(fā)生壓剪破壞。

將圖4水平應(yīng)力等于0.5 MPa的等值線和圖5破壞危險性系數(shù)等于0的等值線繪制成圖7，破壞危險性系數(shù)等于0的等值線左側(cè)藍(lán)色陰影部分，頂煤處于彈性完整狀態(tài)；右側(cè)部分頂煤破壞危險性系數(shù)大于0，處于破壞狀態(tài)。其中破壞危險性系數(shù)等于0的等值線同水平應(yīng)力等于0.5 MPa的等值線之間的綠色陰影部分，頂煤剪切破壞面上的正應(yīng)力為壓應(yīng)力，發(fā)生壓剪破壞；水平應(yīng)力等于0.5 MPa的等值線至煤壁范圍內(nèi)的紅色陰影部分，頂煤破壞面上的正應(yīng)力為拉應(yīng)力，發(fā)生拉剪破壞。

圖7 煤壁前方頂煤破壞形式分區(qū)Fig.7 Failure zone of top-coal ahead of face line

2 煤壁后方頂煤破碎分區(qū)

控頂區(qū)頂煤可視為懸臂梁，支架簡化為剛度為K的彈簧，建立控頂區(qū)受支架支撐的頂煤懸臂梁力學(xué)模型如圖8所示。力學(xué)模型的總勢能II包括頂煤彎曲應(yīng)變能、支架彈性勢能和頂板載荷做功而產(chǎn)生的外力勢能，由式(15)確定：

圖8 頂煤懸臂梁模型Fig.8 Mechanical model of top-coal behind of face line

(15)

式中：E為彈性模量，GPa；I為慣性矩，m4；w為懸臂梁撓曲，m；l為控頂距,m；qh為頂板載荷。

根據(jù)最小勢能原理，令頂煤總勢能的一次變分等于0：

(16)

為求解微分方程，對式(16)第1項(xiàng)進(jìn)行分部積分(上角括號為求導(dǎo)階數(shù))可得：

(17)

煤壁一側(cè)視為固支端，該側(cè)頂煤位移和轉(zhuǎn)角均為0，將上述邊界條件代入式(17)可得：

(18)

由于變分δw和δw′是任意的且相互獨(dú)立的，由式(18)可得：

(19)

EIw(4)-qh=0(0

(20)

式(20)為頂煤彎曲變形的平衡微分方程，結(jié)合邊界條件可得微分方程的解為：

(21)

由式(21)可得控頂區(qū)域頂煤中水平應(yīng)力分布：

(22)

控頂區(qū)頂板載荷qh取1 MPa，頂煤彈模取0.2 GPa，控頂范圍取5 m，則頂煤中水平應(yīng)力分布如圖9所示，上位頂煤水平應(yīng)力為拉應(yīng)力，最大值位于煤壁處頂煤上表面，隨著距煤壁距離的增加，應(yīng)力水平逐漸降低，距煤壁約為3.0 m處，水平拉應(yīng)力消失。下位頂煤水平應(yīng)力為壓應(yīng)力，距煤壁約為3.0 m處，自重作用導(dǎo)致下位頂煤中出現(xiàn)拉應(yīng)力。

圖9 控頂區(qū)頂煤水平應(yīng)力Fig.9 Horizontal stress of top-coal behind face line

圖9表明控頂區(qū)范圍內(nèi)，距煤壁較近的上位頂煤繼續(xù)發(fā)生拉剪破壞，下位頂煤則在支架的反復(fù)支撐作用下發(fā)生壓剪破壞。頂煤懸臂梁中拉剪塑性區(qū)發(fā)育形狀為類拋物線形[21]，如圖10所示。拋物線右側(cè)，頂煤在自重作用下發(fā)生拉伸破壞并冒落[3,22]。由圖10可以看出，由初始完整狀態(tài)過渡至架后冒落狀態(tài)的過程中，以破壞危險性系數(shù)k=0等值線、水平應(yīng)力σh=0.5 MPa等值線和控頂區(qū)上方拋物線形拉剪破壞邊界線為界，頂煤先后經(jīng)歷了彈性壓縮、壓剪破壞、拉剪破壞和拉伸破壞4個階段，最終在自重作用下于支架后方冒落。

圖10 頂煤破壞形式分區(qū)Fig.10 Failure zone of top-coal

3 頂煤破碎分區(qū)數(shù)值驗(yàn)證

為驗(yàn)證理論分析結(jié)果的正確性，以山西新柳煤礦為工程背景，采用FLAC3D數(shù)值計算軟件建立平面應(yīng)變數(shù)值模型，模型長200 m，高120 m，兩側(cè)和底部為固定位移邊界條件，頂部為應(yīng)力邊界條件，模擬覆巖自重。煤層厚度8 m，割煤高度3 m，頂煤厚度5 m，對綜放開采過程進(jìn)行數(shù)值模擬，定義FISH函數(shù)，當(dāng)頂煤和頂板發(fā)生拉伸破壞時便開始冒落，覆巖冒落巖塊足以充滿采空區(qū)時對采空區(qū)進(jìn)行回充，具體模型參數(shù)和模擬過程詳見文獻(xiàn)[3,22]，此處不再贅述。煤層采動后，截取頂煤附近區(qū)域如圖11所示，對其分區(qū)破壞特征進(jìn)行分析。采用如下方法對煤體破壞形式進(jìn)行區(qū)分：定義煤體狀態(tài)參數(shù)λ，當(dāng)煤體處于彈性狀態(tài)時，λ=0；當(dāng)煤體發(fā)生壓剪破壞時，λ=1；當(dāng)煤體發(fā)生拉剪破壞時，λ=2，當(dāng)煤體發(fā)生拉剪-拉伸混合破壞時，λ=3；當(dāng)煤體發(fā)生拉伸破壞時，λ=4。

圖11 頂煤破壞數(shù)值模擬結(jié)果Fig.11 Numerical results of failure region

遠(yuǎn)離工作面的頂煤處于彈性狀態(tài)，如圖11中的藍(lán)色區(qū)域。頂煤超前工作面約13 m開始發(fā)生壓剪破壞，如圖11中青色區(qū)域，此時頂煤沒有完全進(jìn)入塑性屈服狀態(tài)，僅產(chǎn)生相互平行的剪切破壞帶。上述剪切破壞帶實(shí)質(zhì)為塑性流動理論中的滑移線，滑移線在頂煤中成簇發(fā)育，而不是均勻發(fā)育，這是由于煤體變形破壞過程中具有變形局部區(qū)域集中化的特點(diǎn)。超前工作面距離繼續(xù)減小，頂煤水平應(yīng)力在開挖卸荷作用下快速釋放，局部剪切破壞帶逐漸擴(kuò)展，工作面前方2 m處，頂煤全部進(jìn)入壓剪破壞狀態(tài)。工作面前方1 m處頂煤進(jìn)入拉剪破壞狀態(tài)，如圖11中的綠色區(qū)域所示，壓剪破壞區(qū)域同拉剪破壞區(qū)域交界線上頂煤應(yīng)力狀態(tài)可由圖6中的紅色莫爾應(yīng)力圓表示，拉剪破壞帶一直延展至控頂區(qū)上方，呈漏斗狀，同圖10理論分析結(jié)果一致。在拉剪破壞帶的左側(cè)，頂煤并非直接進(jìn)入理論分析中的拉伸破壞范圍，而是存在一條寬度較小的剪切-拉伸混合破壞帶，如圖11中的黃色區(qū)域，剪切-拉伸混合破壞帶呈不規(guī)則形態(tài)分布，由于寬度較小，頂煤經(jīng)歷該階段的時間很短。頂煤于煤壁后方進(jìn)入拉伸破壞范圍，如圖11中的紅色區(qū)域，經(jīng)歷拉伸破壞過程之后，頂煤中的采動裂隙發(fā)育程度達(dá)到較高水平，頂煤抗拉強(qiáng)度減小甚至消失，在自重作用下于支架后方冒落。

4 頂煤裂隙發(fā)育特征實(shí)測

液壓支架側(cè)護(hù)板之間沿工作面走向在頂煤中打傾斜鉆孔，采用YTJ20型巖層探測記錄儀對頂煤變形破壞過程進(jìn)行觀測，結(jié)果如圖12所示，其中A、B和C三點(diǎn)為頂煤同直接頂之間接觸面的變形破壞情況，點(diǎn)D和E為頂煤破壞情況。

圖12 頂煤變形破壞特征Fig.12 Failure characteristics of top-coal

工作面前方10 m(A)，頂煤同直接頂之間接觸面保持完整，此時頂板彎曲變形程度低，接觸面承受的法向壓力及自身強(qiáng)度參數(shù)足以使其抵抗和傳遞頂板作用于頂煤之上的水平剪力，接觸面保持完整狀態(tài)；煤壁上方B點(diǎn)，頂煤同直接頂之間的接觸面出現(xiàn)離層，破壞接觸面下位頂煤中發(fā)育有微小的縱向裂隙；在控頂區(qū)域上方(C)，頂煤下表面轉(zhuǎn)變?yōu)槭苤Ъ苤蔚膽?yīng)力邊界條件，工作面推進(jìn)過程中支架立柱反復(fù)升降導(dǎo)致控頂區(qū)頂煤下表面周期性失去支架支撐，成為自由邊界條件，控頂區(qū)頂煤自由彎曲下沉，最終導(dǎo)致頂煤同直接頂之間的接觸面完全破壞，并發(fā)生明顯的位錯滑移。此次鉆孔采用的鉆頭直徑為36 mm，對比滑移量同鉆孔直徑可以確定頂煤同直接頂之間的最大滑移量，其數(shù)值為10 mm。工作面前方8 m(D)，頂煤中沒有出現(xiàn)較大的宏觀裂隙，鉆孔僅出現(xiàn)較小的收縮變形，孔壁出現(xiàn)少量的閉合型裂隙。表明該位置頂煤在頂板的束縛作用下，水平應(yīng)力不能有效釋放，頂煤發(fā)生剪切破壞；在控頂范圍內(nèi)的E點(diǎn)，頂煤中出現(xiàn)大量張開型拉伸裂隙，且存在塌孔現(xiàn)象，頂煤被切割成塊度較小的煤塊。表明頂煤同直接頂之間的接觸面完全破壞，對頂煤的束縛效應(yīng)降低甚至消失，水平地應(yīng)力被完全釋放，且頂煤經(jīng)歷了多次支架反復(fù)升降立柱過程，在懸臂作用下頂煤中出現(xiàn)一定水平的拉應(yīng)力，頂煤發(fā)生拉伸破壞。

5 結(jié) 論

1)工作面前方頂煤水平位移、垂直位移、水平應(yīng)力、垂直應(yīng)力均在煤壁處頂煤上表面達(dá)到最大值，采用應(yīng)力疊加手段得到同時考慮初始水平應(yīng)力大小和開挖卸荷效應(yīng)的采動水平應(yīng)力分布形式；控頂區(qū)上位頂煤承受水平拉應(yīng)力，下位頂煤則承受水平壓應(yīng)力。

2)將頂煤剪切破壞劃分為壓剪和拉剪2種形式，推導(dǎo)出2種破壞形式的過渡條件；借助莫爾-庫倫強(qiáng)度準(zhǔn)則定義頂煤破壞危險性系數(shù)k，以k=0等值線、水平應(yīng)力σh=σts等值線和控頂區(qū)上方拋物線形拉剪破壞邊界線將頂煤劃分為彈性狀態(tài)→壓剪破壞→拉剪破壞→拉伸破壞4個變形階段。

3)數(shù)值結(jié)果表明頂煤存在彈性狀態(tài)→壓剪破壞→拉剪破壞→剪切-拉伸混合破壞→拉伸破壞5個階段，梯形壓剪破壞區(qū)和漏斗形拉剪破壞區(qū)同理論分析結(jié)果一致；實(shí)測結(jié)果表明工作面前方頂煤出現(xiàn)閉合型剪切裂隙，后方出現(xiàn)張開型拉伸裂隙，與理論分析所得頂煤分區(qū)破壞特征一致。