徐 剛，張春會，藺星宇，遲國銘，范志忠，于永江

(1.天地科技股份有限公司 開采設計事業(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 建筑工程學院，河北 石家莊 050018;4. 遼寧工程技術大學 力學與工程學院，遼寧 阜新 123000;5. 國家能源集團神東煤炭集團有限責任公司，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械化采煤技術，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8 m，內蒙古酸刺溝煤礦6105-2工作面，綜放開采，采放厚度總計6.4 m，內蒙古補連塔煤礦和內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，工作面回采活動對周圍覆巖擾動大，頂板災害特別是壓架災害頻繁，嚴重威脅采礦設備和人員安全。如崔木礦302工作面2013-10-19有95部支架壓死，造成設備損壞、涌水和停產3個月，經濟損失達2.8億元。補連塔礦綜采工作面大面積壓架災害，使得礦井 2 個月停產，經濟損失近2億元等。這些頻繁發(fā)生壓架災害的礦井，開采前設計的支架預期能夠有效維護頂板、避免大面積壓架事故。然而，實際發(fā)生的嚴重壓架災害表明，目前綜放(采)工作面的頂板礦壓預測和支架選型等關鍵問題仍需要進一步深入探究。

國內外對煤礦采場結構及礦壓產生機制開展了很多研究，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]和關鍵層理論[6-9]。近年來，針對采煤工程地質條件的變化，許多學者從采場覆巖結構[10-11]、頂板破斷機制[12-13]及影響因素[14-15]、支架和圍巖耦合作用機制[16-17]等方面開展了大量研究，進一步豐富了采場覆巖運動與結構理論。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)致災機制，指導了我國煤礦頂板災害防治工程實踐。我國西部綜采工作面采高大，采場擾動強度大，采場頂板結構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，采場頂板結構及礦壓演化更趨復雜。郝海金等[18]對比了綜放和綜采大采高采場特征，結果表明后者工作面礦壓、支架載荷、動載系數都大一些，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構特征，認為關鍵層影響覆巖垮落帶及斷裂帶高度。吳鋒鋒[20]認為垮落矸石很難及時填充大采高回采空間，提出了“組合懸梁結構-非鉸接頂板結構-鉸接頂板結構”的大采高綜采工作面覆巖結構。梁運培等[21]提出了采場關鍵層的2種結構形態(tài)和6種運動形式。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-鉸接巖梁結構下的支架工作阻力計算公式。龐義輝等[25]研究了覆巖破斷與采動應力支架的關系，提出了利用支架壓力監(jiān)測數據驅動的支架荷載預測模型。尹希文[26]提出了淺埋煤層切落體模型和相應的支架工作阻力計算公式。趙毅鑫等[27]提出了基于深度學習的工作面礦壓和支架工作阻力預測方法。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)支承力學模型。徐剛等[29-30]采用巖石流變力學模型描述頂板隨時間的動態(tài)下沉，預測了支架增阻的時間效應。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)工作面頂板災害發(fā)生機制，指導支架選型和頂板災害防范。從已有研究來看，綜放(綜采)工作面頂板活動主要包括頂板下沉、斷裂和失穩(wěn)3個階段，在工作面推進過程中，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個階段有何聯(lián)系？頂板壓架災害在哪個階段發(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)支承力學模型基礎上，考慮支架移架過程，提出工作面推進過程中，頂板礦壓和支架工作阻力演化計算方法，分析頂板礦壓演化規(guī)律，提出支架壓架的力學判據，從而為綜放(綜采)工作面頂板壓架災害預報、防治和支架選型提供理論基礎。

1 綜放工作面頂板分區(qū)支承力學模型

對于綜放工作面頂板而言，割煤和放煤都對頂板造成擾動，本文忽略這2種出煤方式對頂板擾動影響的區(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象，工作面頂板未斷裂前，將采場覆巖簡化為分區(qū)支承結構，沿走向取單位寬度基本頂進行分析，將基本頂視作分區(qū)支承的彈性地基梁板，進而研究頂板運動、斷裂、失穩(wěn)及相關災害的發(fā)生機制，這就是采場頂板分區(qū)支承模型[31]。

當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構)，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、煤層和底板構成，綜合彈性系數為KⅠ；Ⅱ區(qū)由底板、液壓支架、頂煤和直接頂構成，綜合彈性系數為KⅡ；Ⅲ區(qū)為采空區(qū)，彈性系數KⅢ=0。以基本頂厚度中心線和煤壁斷面交點為原點，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)承載支承力學模型如圖1(b)所示。頂板在不同區(qū)域的彈性地基系數Kt計算方法參見相關文獻[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，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依據頂板周期垮落步距，采用二分法反演確定，具體步驟見文獻[31]。

式(1)結合初始邊值條件，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)支承力學模型的求解程序[29-31]。

2 礦壓演化計算方法與支架壓架判據

綜放工作面向前推進伴隨著支架移架。在實際工程中，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，頂板對支架的礦壓與工作面推進過程中頂板沉降量的演化一一對應。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)測結果可知，頂板沉降量和礦壓演化總體上可以分為4個階段，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，重復上述過程。本文聚焦研究支架壓架的預測方法，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，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，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，進入快速增阻階段，如圖2中第3階段所示。當工作面推進至斷裂線附近，支架工作阻力急速增長，最后承擔上覆垮落巖體重量，如圖2第4階段所示。

下面介紹各階段支架工作阻力計算方法和支架壓架的力學判據。

2.1 第1階段

第1階段也稱為支架緩慢增阻階段。這是工作面推進的開始階段，這一階段基本頂未斷裂。使用式(1)計算工作面推進基本頂的沉降量，邊界條件為基本頂煤壁前方無限遠處x方向位移為0。通過計算可以求解第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]計算，進而可以利用式(3)和式(2)求解增阻力和支架工作阻力。

2.2 第2階段

當工作面推進距離達到周期垮落步距時，再向前推進，基本頂煤壁前方破斷，這時頂板劇烈下沉，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，基本頂的邊界和承載條件改變，這時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，轉動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斷裂線下沉和繞斷裂線旋轉，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方向和轉動方向自由)，結合式(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

再結合式(2)，(3)就可以求出頂板斷裂階段支架工作阻力FF。設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，這時控頂區(qū)對基本頂作用變?yōu)楹愣ㄖёo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算基本頂沉降量SS，這里控頂區(qū)的彈簧系數KⅡ=0，控頂區(qū)為恒支護力支承，恒定支護強度為qs。綜合起來，本文計算中控頂區(qū)彈性系數模型示意如圖4所示。也就是當計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(剛度)計算，當計算支架工作阻力超過額定工作阻力，控頂區(qū)使用恒支護力計算。

圖4 本文控頂區(qū)彈性系數模型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)計算。對于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剛度矩陣Kes為

Kes=Ke+Ks

(8)

式中，Ke為Euler梁單元剛度矩陣；Ks為彈性地基單元剛度矩陣。

對于Euler梁，Ks可以寫為

(9)

對于Euler梁，Ke[34]可以寫為

(10)

式中，L為單元長度。

對于Timoshenko梁，Ke可以寫為

(11)

式中，μ為修正系數。

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為與橫截面有關的常數。

根據式(5)，獲得本移架步沉降量Δs。

在本階段和控頂區(qū)恒支護力條件下，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，相應壓架判據為

(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，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，進入支架增阻的第3個階段，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)計算工作面推進每步移架頂板沉降、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，進入控頂區(qū)恒支護力情形，取KⅡ=0和式(7)計算支架壓縮量。

2.4 第4階段

綜放工作面推進至斷裂線處，由于采高大，基本頂不形成類鉸接梁結構，斷裂基本頂沿斷裂線切頂滑落，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，形成類簡支梁結構，如圖6(b)所示。垮落帶高度hd可以使用經驗公式計算：

hd=ξχM

(14)

式中，ξ為頂板損傷影響系數，若工作面推進至斷裂線前支架多次安全閥開啟，取1.5，否則取1.0；χ為經驗系數，取值4～8；M為采高，對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qst可以表示為

qst=γmhd

(15)

式中，γm為垮落覆巖平均容重。

根據圖6(b)，獲得斷裂頂板及垮落覆巖對支架的計算壓力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 計算流程及程序

根據上述模型，結合已開發(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過程中支架工作阻力演化計算和壓架判斷程序，其計算流程如下：

(1)輸入基本頂彈性模量、抗拉強度、周期垮落步距、直接頂和底板彈性系數、煤層彈性系數、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。

(2)反演基本頂作用荷載[31]。

(3)計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階段計算每步移架中控頂區(qū)本移架步凈沉降量，計算每步移架的支架增阻力和支架工作阻力，若計算支架工作阻力超過額定工作阻力，控頂區(qū)改為恒支護力支承條件，計算本步沉降量。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)改為恒支護力支承條件，計算本步沉降量。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)改為恒支護力支承條件，計算本步沉降量。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，計算頂板垮落帶高度，計算支架作用荷載和支架計算工作阻力，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 計算實例

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，膠結致密，泥質填隙，沒有直接頂，基本頂彈性模量20.2 GPa，抗壓強度61.7 MPa，抗拉強度2.8 MPa。6105-2工作面采用ZF15000/26/42四柱支承掩護式支架，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，后調為18 000 kN，設計初撐力10 800 kN，為額定工作阻力60%，支架剛度為45 MPa/m。底板彈性系數為800 MPa/m，煤彈性系數為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，基本頂強度大，通過計算[31]，工作面推進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)支承采場結構體系。利用文獻[31]中方法計算各區(qū)彈性系數，KⅠ=126.32 MPa/m，KⅡ=42.60 MPa/m，KⅢ=0。

利用本文計算程序，反演獲得基本頂作用荷載為1.882 3 MPa。進而獲得頂板臨界破斷前的拉應力分布如圖7所示。圖7中，橫坐標0處為煤壁，負值區(qū)域為煤壁前方，正值區(qū)域為煤壁后方。

圖7 臨破斷前基本頂內的拉應力Fig.7 Tension stress in main roof before breakage

煤層采動引起頂板覆巖損傷和裂隙發(fā)育，頂板抗拉強度降低，史元偉的調查結果表明[32]，大同礦區(qū)頂板強度降低系數為0.6～0.7，其他礦區(qū)一般在0.3～0.6。筆者根據經驗，煤壁和采空區(qū)頂板的抗拉強度降低系數分別取為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處先達到抗拉強度，斷裂位置在煤壁前方。

從液壓支架整個截面進入承載狀態(tài)開始計算，按照實際移架步距，每1.0 m設置一個計算步。計算獲得工作面推進過程中控頂區(qū)支架累計壓縮量演化如圖8所示。在圖8中，為了更方便說明，縱坐標為控頂區(qū)支架累計壓縮量，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壓縮量與上一移架步的相應值之差。相應支架工作阻力演化如圖9所示。

圖8 12401工作面推進過程中控頂區(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，控頂區(qū)支架沉降和支架工作阻力演化都分為4個階段。工作面推進初期，頂板煤壁前方未斷裂，隨工作面向前推進，每一移架步控頂區(qū)頂板沉降量小，相應的支架增阻量小。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應，支架增阻力隨著工作面向前推進也緩慢增長，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，支架沒有壓架風險。

當工作面推進至16 m時，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)進入恒支護力承載狀態(tài)，如圖8所示。在支架恒支護力條件下，頂板沉降大幅增加，本移架步下沉量可達6.48 cm。6105-2工作面采用MG750/1860-GWD雙滾筒采煤機，采煤機機面高度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)可知本階段不會發(fā)生大面積壓架災害。

頂板斷裂階段之后，工作面繼續(xù)向前推進。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，每一移架步的沉降量明顯比第1階段大，頂板進入快速增阻階段(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而增長，相應的支架工作阻力也隨工作面向前推進而快速增長，如圖9所示。在距離斷裂線約4 m時，支架工作阻力就達到18 000 kN，支架安全閥開啟，支架進入恒支護阻力承載狀態(tài)，之后工作面和支架每一步推進，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，但實際上頻繁的支架安全閥開啟和頂板顯著下沉，對頂板覆巖的完整性有很大損害，直接導致覆巖垮落高度增大，增加支架壓架風險。

當工作面推進至斷裂線處，工作面采高大，采場頂板不形成鉸接結構，頂板沿斷裂線切頂下沉，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，嚴重損害了頂板完整性，ξ=1.5，酸刺溝6105-2工作面綜放采高6.4 m，根據經驗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，基本頂沿斷裂線處切頂，頂板及垮落覆巖作用于支架上，作用荷載可達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18 000 kN 荷載，在第4階段支架實際工作阻力為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，對于三區(qū)支承頂板煤壁前方斷裂的基本頂而言，整個支架工作阻力演化過程出現(xiàn)2個峰值，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。在工程實踐中，通常通過監(jiān)測支架工作阻力，進而利用數理統(tǒng)計方法確定頂板周期垮落步距。很明顯，現(xiàn)場支架監(jiān)測的結果包含2個峰值：一個是頂板煤壁前方斷裂引起，另一個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的一個完整支架工作阻力曲線包括2個來壓步距，這2個來壓步距發(fā)生機制不同，步距長度一般也不相同，這可能是實測頂板來壓步距總是有一定差異的原因之一。

總結上述計算結果，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)生壓架災害；在第3階段支架安全閥多次開啟，使得頂板損傷嚴重，但一般不發(fā)生壓架災害；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，隨著割煤和工作面推進，支架工作阻力逐漸增長，在下一步移架開始前達到最大，這時對應的支架工作阻力為支架工作末阻力。在一步移架循環(huán)內，支架工作末阻力最大，也最容易引起壓架災害。很明顯，支架工作末阻力是支架最大壓縮量對應的支架工作阻力。需要說明的是，本文上述計算分析中沉降量計算均為每移架步的最大沉降量，因此本文上述計算獲得的工作阻力實際就是支架工作末阻力。

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

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個代表性支架59號支架、70號支架、84號支架的循環(huán)末阻力監(jiān)測結果。從圖10可知，在工作面推進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。本文理論計算中，頂板一次斷裂完成，頂板下沉和回轉，引起支架快速增阻。實際工程中(圖10)，頂板厚度大，實際頂板斷裂是一個過程，包含了若干次局部斷裂才完成頂板完全斷裂，因此這一階段實測支架工作阻力包含多個較高值。頂板斷裂之后再向前推進，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，支架承擔覆巖荷載自重，支架進入失穩(wěn)階段，引起壓架災害。由圖10可知，工作面推進過程中，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個階段。本文將煤壁前方斷裂頂板的礦壓演化簡化為4個階段是合理的。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。當頂板斷裂時，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，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測結果基本吻合。

對比圖10實測結果和圖9理論計算結果，盡管理論計算結果與實測結果總體上規(guī)律相符，但由于巖石是地質歷史的產物，具有很強的非均質、非連續(xù)和各向異性，實際采礦條件也非常復雜，從而使得實測結果與理論預測結果并不完全一致，這不影響本文方法在支架工作阻力預測和支架選型中的應用。

5 支架選型的討論

支架選型是綜放工作面開采設計的關鍵環(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。根據本文研究，支架額定工作阻力和初撐力應滿足如下要求。

(1)礦壓演化4個階段中，第1階段和第3階段工作面推進距離長，歷時長。在支架選型和支架初撐力設計中，應保證這2個階段的支架工作阻力不引起安全閥開啟。否則，若工作面推進過程中支架安全閥頻繁開啟，頂板沉降大，損傷嚴重，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)，沿斷裂線切落，這要求支架的額定工作阻力能夠承擔上覆垮落巖層施加于支架上的荷載。

支架初撐力是支架設計的另一項重要指標。圖11為0.1，0.5，0.9和1.3 MPa不同初撐力支護強度條件下，6105-2工作面基本頂的彎矩和沉降分布。由圖11可知，增大初撐力能夠降低頂板的沉降，降低頂板內彎矩和拉應力，減緩頂板災害。因此，提高支架初撐力對于頂板災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。根據工程經驗，在初撐力設計中，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，若計算結果表明支架額定工作阻力富余較大，則應提高初撐力。

本文酸刺溝煤礦6105-2工作面采用ZF15000/26/42四柱支承掩護式液壓支架，調壓后額定工作阻力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，工作面推進過程中支架多次安全閥開啟，頂板沉降量大，損傷嚴重，這導致斷裂線處垮落頂板高度增大，增加壓架風險，據此建議提高6105-2工作面支架額定工作阻力。

6 結 論

(1)綜放工作面頂板礦壓演化包括4個階段，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)當工作面推進至斷裂線處，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。