李 昂，周永根，楊宇軒，于振子，牟 謙，王 滿，張 波

（1.西安科技大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院,陜西 西安 710054；2.中煤科工集團(tuán)重慶研究院有限公司,重慶 400039；3.中國平煤神馬集團(tuán) 煉焦煤資源開發(fā)及綜合利用國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,河南 平頂山 4670993；4.陜西建工第三建設(shè)集團(tuán)有限公司,陜西 西安 710054）

0 引言

進(jìn)入機(jī)械化采煤時(shí)代后，煤炭開采強(qiáng)度日益增大，淺部煤層開采殆盡，采煤工作正加快向深部轉(zhuǎn)移，全球開采深度超千米的礦井多達(dá)上百個(gè)[1-2]。我國目前已有數(shù)十個(gè)礦井開采深度在千米以上，大都集中在中東部礦區(qū)，如濟(jì)北礦區(qū)、新汶礦區(qū)、平煤礦區(qū)等，這些礦區(qū)屬華北石炭二疊系含煤區(qū)，在采煤過程中不僅面臨著高地應(yīng)力、高溫、高瓦斯影響，還將面臨著強(qiáng)開采擾動(dòng)下基底下伏的承壓灰?guī)r水的威脅[3-7]。

平煤十二礦是平煤礦區(qū)四大采深超千米的礦井之一，目前主采的己組煤屬瓦斯突出煤層。以往采用上保護(hù)層開采方式釋放下部己組煤瓦斯效果較差[8-9]，故此首次采用下保護(hù)層開采方式解放其上部受瓦斯突出威脅的己組煤炭資源[10-12]。該己15-31040 近全巖下保護(hù)層工作面（下文簡稱為“040 近全巖面”）距離底部寒武系灰?guī)r含水層較近，且底板內(nèi)存在弱富水含水層，在工作面回采過程中，若底板擾動(dòng)破壞范圍較大，則很有可能直接影響寒武系灰?guī)r水間接補(bǔ)給，增大工作面防治水壓力。臨近礦井曾在采掘期間發(fā)生寒武系灰?guī)r水間接補(bǔ)給弱富水性含水層導(dǎo)致寒灰水突水（60 ℃）事故，導(dǎo)致停掘停采，現(xiàn)場受高溫水影響搶險(xiǎn)難度極大，經(jīng)濟(jì)損失嚴(yán)重。由于040 近全巖面是整個(gè)平頂山礦區(qū)首個(gè)下保護(hù)層開采試點(diǎn)工作面，底板破壞規(guī)律尚無經(jīng)驗(yàn)和規(guī)律可尋，要實(shí)現(xiàn)安全帶壓開采[13-16]，需對底板破壞規(guī)律開展相關(guān)的理論及試驗(yàn)研究。

以往許多學(xué)者基于彈塑性力學(xué)和斷裂力學(xué)等理論，對底板巖體破壞規(guī)律進(jìn)行研究[17-20]。例如，李昂等[21]在經(jīng)驗(yàn)公式的基礎(chǔ)上得出的非線性擬合回歸公式，更加精確的計(jì)算了底板巖層的最大破壞深度；劉偉韜等[22]以彈性力學(xué)中的半無限體理論為基礎(chǔ)，建立傾斜煤層底板的破壞深度模型，計(jì)算了傾斜煤層底板采動(dòng)最大破壞深度；虎維岳等[23]利用塑性滑線場理論進(jìn)一步分析了煤層底板的最大破壞深度。這些相關(guān)研究都是將底板視為單一巖層，但實(shí)際工程中底板巖體由多種巖性的巖體組成，巖層之間內(nèi)摩擦角并不相同，采用單一巖層底板計(jì)算的最大破壞深度勢必存在一定誤差。

學(xué)者們還采用相似模擬試驗(yàn)手段研究底板擾動(dòng)破壞規(guī)律[24-26]，大多采用千斤頂、壓力水袋或彈簧作為反力裝置模擬底板承壓水作用。例如，馮梅梅等[27]自主設(shè)計(jì)了煤層底板承壓水水壓加載系統(tǒng)，實(shí)現(xiàn)采用壓力水袋對底板隔水層的承壓水作用的物理模擬；趙毅鑫等[28]采用雙向加載相似模擬試驗(yàn)平臺(tái)和基于獨(dú)立彈簧組構(gòu)成的承壓水載荷模擬裝置，對承壓水上工作面底板破斷誘發(fā)突水的機(jī)理進(jìn)行了分析；李春元[29]采用液壓手動(dòng)泵，實(shí)現(xiàn)對底板承壓水壓力和擾動(dòng)應(yīng)力的模擬。對比以往相似模擬研究發(fā)現(xiàn)，千斤頂模擬反力受力不均，不易控制，壓力水袋作為底板承壓水反力裝置不易控制水囊內(nèi)的壓力平衡，操作不當(dāng)易導(dǎo)致底板大面積隆起，彈簧雖然能較好給底板提供垂直載荷模擬承壓水壓力，但彈簧壓縮量越大、反力也越大，與實(shí)際不符。如何設(shè)計(jì)一套精準(zhǔn)模擬底板承壓水的反力裝置，是相似模擬試驗(yàn)成敗的關(guān)鍵。

因此，筆者結(jié)合平煤礦區(qū)十二礦下保護(hù)層040近全巖面底板實(shí)際巖性，將其劃分為雙層結(jié)構(gòu)，給出雙層結(jié)構(gòu)底板破壞深度理論值，并自行設(shè)計(jì)了一套模擬底板承壓水反力系統(tǒng)，開展物理相似實(shí)驗(yàn)對頂?shù)装迤茐奶卣鬟M(jìn)行模擬研究，使用鉆孔應(yīng)變技術(shù)對底板巖體受開采擾動(dòng)下應(yīng)變變化情況進(jìn)行現(xiàn)場監(jiān)測，對大埋深、高承壓水上開采近全巖層底板擾動(dòng)破壞規(guī)律進(jìn)行綜合研究，為相似地質(zhì)條件煤巖層開采底板水害防治起到一定的指導(dǎo)意義。

1 雙層結(jié)構(gòu)底板塑性滑移線場理論

如圖1 所示，塑性滑移線場理論推導(dǎo)得出的底板破壞深度計(jì)算式（1）是上部載荷對其下部巖體施加一定的作用力，從而導(dǎo)致下部巖體極限破壞，形成了主動(dòng)區(qū)、過渡區(qū)和被動(dòng)區(qū)。該理論適用于理想的彈塑性體，底板巖體可視為理想的彈塑性材料，當(dāng)?shù)装鍘r體強(qiáng)度處于極限狀態(tài)時(shí)，其底板發(fā)生滑移破壞，即圖1 中的主動(dòng)區(qū)，圖中r0為OB之間的距離；θ為OB與OE之間的夾角，(°)；A為三角形ABC主動(dòng)區(qū)的點(diǎn)號。

圖1 單層結(jié)構(gòu)底板破壞深度計(jì)算簡圖Fig.1 Calculation diagram of failure depth of single-layer structure floor

以往使用的底板最大破壞深度計(jì)算公式（式（1））是將底板簡化為單一巖層[30]，與實(shí)際情況并不相符，采用單一巖層底板計(jì)算最大破壞深度存在較大誤差，所以本文在傳統(tǒng)塑性滑移線場理論基礎(chǔ)上加以改進(jìn)，將巖層底板破壞影響區(qū)域劃分為雙層結(jié)構(gòu)。

式中：h0為底板最大破壞深度，m；x0為工作面前端塑性破壞區(qū)長度，m；φ為工作面底部巖體的平均內(nèi)摩擦角。

對于由兩種不同巖性組成的底板塑性變形區(qū)，采用雙層塑性滑移線理論計(jì)算最大破壞深度時(shí)可分為三種工況討論，分別是主動(dòng)極限區(qū)深度H0小于、等于和大于上層底板巖層厚度H'。

1.1 H0＜H'工況下雙層結(jié)構(gòu)底板破壞深度

如圖2 所示，當(dāng)滑移面主動(dòng)極限區(qū)深度H0小于上層底板巖層厚度H'時(shí)，對數(shù)螺旋線將穿過上層底板巖層，此時(shí)O點(diǎn)將作為兩段對數(shù)螺旋線的旋轉(zhuǎn)中心點(diǎn)，r1同時(shí)作為第一段對數(shù)螺旋線的終線和第二段對數(shù)螺旋線的起點(diǎn)線。

圖2 H0＜H'工況下的雙層結(jié)構(gòu)底板破壞深度計(jì)算簡圖Fig.2 Calculation diagram of floor failure depth of double-layer structure under H0＜H'

r1可由以下方程組聯(lián)立求解：

式中：r1為第二段對數(shù)螺旋線起始半徑，m；r0為OB長度，m；θ1為兩段對數(shù)螺旋線半徑r1與r0之間的夾角，(°)；φ1為底板巖層的平均內(nèi)摩擦角，(°)。

化簡為：

對于式（3）中的含有未知數(shù)θ1的項(xiàng)，通過泰勒展開可得：

由一元四次方程的費(fèi)拉里解法可知，式（8）存在4 個(gè)解，但經(jīng)驗(yàn)算，實(shí)際存在的解僅一個(gè)，即

式中：θ為兩段對數(shù)螺旋線半徑r1與r之間的夾角，(°)；φ2為工作面底板下層巖體的內(nèi)摩擦角，(°)。

將式（2）、式（12）代入式（11），可得到H0＜H'工況下雙層結(jié)構(gòu)底板最大破壞深度h0：

1.2 H0=H'工況下雙層結(jié)構(gòu)底板破壞深度

如圖3 所示，當(dāng)主動(dòng)極限區(qū)深度H0等于上層巖體厚度H'時(shí)，位于下層巖體的過渡區(qū)對數(shù)螺旋線方程為：

圖3 H0＝H'工況下的雙層結(jié)構(gòu)底板破壞深度計(jì)算簡圖Fig.3 Calculation diagram of floor failure depth of double-layer structure under H0＝H'

將式（2）、（16）代入式（15），可得到H0＝H'工況下雙層結(jié)構(gòu)底板最大破壞深度h0：

1.3 H0＞H'工況下的雙層結(jié)構(gòu)底板破壞深度

如圖4 所示，當(dāng)主動(dòng)極限區(qū)深度H0大于上層巖體厚度H'時(shí)，主動(dòng)極限區(qū)和被動(dòng)極限區(qū)都將穿過上層巖體，在兩巖層交界處與水平面的夾角發(fā)生改變，由此時(shí)底板最大破壞深度將按圖4中三角關(guān)系求得。

圖4 H0＞H'工況下的雙層結(jié)構(gòu)底板破壞深度計(jì)算簡圖Fig.4 Calculation diagram of floor failure depth of double-layer structure under H0＞H'

此時(shí)，在過渡區(qū)O'BC中，對數(shù)螺旋線起始半徑r0等于即

將式（22）、式（24）代入（23）解得h'0：

通過圖4 中的幾何變換，可以得到H0＞H'工況下的雙層結(jié)構(gòu)底板最大破壞深度h0：

2 底板最大破壞深度理論分析

2.1 工程背景

平煤十二礦位于河南省平頂山市市區(qū)東南部，西側(cè)為十礦及吳寨礦，東側(cè)為八礦和首山礦，其040近全巖面開采庚組煤一9 煤層及其底板砂質(zhì)泥巖，采高2.2 m，底板寒武系灰?guī)r含水層為承壓含水層，巖溶裂隙發(fā)育，含水性強(qiáng)，承壓水水位為-556 m，平均水壓1.79 MPa，最大達(dá)2.2 MPa，該工作面的開采屬突水威脅帶壓工作面。

2.2 040 近全巖面底板最大破壞深度

根據(jù)平煤礦區(qū)十二礦以往的煤層工作面底板破壞情況，對040 近全巖面底板25 m 內(nèi)的巖體進(jìn)行最大破壞深度理論計(jì)算。綜合柱狀資料（圖5），將底板巖體劃分為上下兩層，即L8灰?guī)r頂部到L7灰?guī)r頂部為上層巖體，厚5.5 m；L7灰?guī)r頂部到L6灰?guī)r頂部為下層巖體，厚19.5 m。工作面超前塑性破壞長度由現(xiàn)場實(shí)測可知為7.9 m，理論計(jì)算參數(shù)見表1。根據(jù)底板破壞深度計(jì)算簡圖（圖1），可計(jì)算出主動(dòng)極限區(qū)深度H0=8.28 m，屬于雙層結(jié)構(gòu)底板塑性滑移線場理論中H0＞H'工況，通過計(jì)算得到040 近全巖面底板的最大破壞深度h0=16.59 m。

表1 底板最大破壞深度理論計(jì)算參數(shù)Table 1 Theoretical calculation parameters of maximum floor failure depth

圖5 底板巖體綜合柱狀圖Fig.5 Synthesis column map

3 深部開采相似模擬試驗(yàn)

3.1 相似比確定

模擬040 近全巖面采深980 m，采高2.2 m，底板隔水層厚度64 m，模型架選用自主研制的二維物理模擬試驗(yàn)臺(tái)，長寬高分別為250 cm×20 cm×180 cm，依據(jù)相似理論原理[31]，確定幾何相似比為1/128；容重相似比為1/1.3；時(shí)間相似比為1/11.31；彈性模量、強(qiáng)度及水壓力相似比為1/166.4。

3.2 相似材料選取

1）底板相似材料選取。參考底板原巖物理力學(xué)參數(shù)，以河砂、石膏、大白粉、水及各種添加劑配制出合適的相似模擬材料?；谑覂?nèi)試驗(yàn)選取材料配比，結(jié)合鉆孔實(shí)際底板地層情況，對底板中巖性相近的巖層和厚度不足1 m 的煤線進(jìn)行合并，算出各模型中各巖層的材料用量（表2）。

大鼠血壓變化 腹主動(dòng)脈縮窄手術(shù)前，各組大鼠的血壓無顯著差異 （P＞0．05）。至實(shí)驗(yàn)結(jié)束時(shí)，與假手術(shù)組比較，模型組大鼠收縮壓和舒張壓均明顯升高 （P＜0．05）。與模型組比較，Rut低、高劑量組和陽性對照組大鼠血壓均顯著降低（P ＜ 0．05）， 見表 1。

表2 底板相似材料配比及用量Table 2 Proportion and dosage of similar materials for floor

2）頂板相似材料選取。試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷捻敯逑嗨撇牧喜捎米孕醒兄频膲K體材料作為骨架，塊體材料可以重復(fù)使用，避免了常規(guī)材料存在的不可重復(fù)性和材料浪費(fèi)等問題，塊體材料以JS 高分子聚合物、膠乳、水泥和河砂為原材料，根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)情況及試驗(yàn)相似比，通過不同配比下塊體材料的物理力學(xué)試驗(yàn)（圖6a、圖6b），選取合適的配比。根據(jù)模型架的尺寸，設(shè)計(jì)了一套制作塊體材料的模具（圖6c），模具由多塊鋁板拼接而成，具有耐磨、易拆解、易清洗等特點(diǎn)。制作而成的塊體材料呈兩端大中間細(xì)的形狀（圖6d），且一面平整一面向內(nèi)凹陷，使用時(shí)，在塊體四周縫隙填充由砂子、石膏、大白粉等構(gòu)成的相似膠結(jié)材料，以增加塊體材料間的粘聚力。頂板材料最終配比見表3。

表3 頂板相似材料配比Table 3 Proportion and dosage of similar materials for floor

圖6 頂板相似材料Fig.6 Roof similar material of block

3.3 相似模擬試驗(yàn)系統(tǒng)設(shè)計(jì)

1）高承壓水模擬系統(tǒng)設(shè)計(jì)。自行設(shè)計(jì)的高承壓水模擬系統(tǒng)如圖7 所示，該系統(tǒng)由彈簧、千斤頂、手壓泵、槽鋼和加載板組成。寒灰頂部對工作面底板作用的水壓力主要是由孔隙水壓力和有效應(yīng)力2 個(gè)部分組成，相似模擬試驗(yàn)中寒灰頂部是由彈簧和千斤頂共同承載，彈簧模擬孔隙水壓力、千斤頂用于模擬寒灰?guī)r層的有效應(yīng)力，二者共同作用，若彈簧作用力減?。纯紫端畨毫档停瑒t由千斤頂模擬的有效應(yīng)力相應(yīng)的增大，反之亦然。系統(tǒng)可以有效防止模型搭建過程后，相似材料的自重和頂部加載使彈簧壓縮量過大，對底板的荷載力超過模擬的水壓力，造成工作面開采后底部壓力釋放，底板隆起變形嚴(yán)重甚至直接對底板形成貫通型破壞。

圖7 底板承壓水模擬系統(tǒng)Fig.7 Floor pressurized water simulation system

試驗(yàn)中模擬底板承壓水水頭壓力為1.79 MPa，故底部需向上提供10.76 kPa 的反力，設(shè)計(jì)底部采用20 個(gè)彈簧組，則每個(gè)彈簧需要提供269 N 的荷載力。對5 種不同規(guī)格的壓縮彈簧進(jìn)行加載，繪制試驗(yàn)力-位移曲線，如圖8 所示。通過比較，發(fā)現(xiàn)彈簧3、4、5的彈性系數(shù)較大，在試驗(yàn)所需的荷載力下，彈簧僅發(fā)生微小變形，無法體現(xiàn)出承壓水對底板巖體的頂托作用，且不便于控制千斤頂升起高度。彈簧1 和彈簧2 在所需荷載力下分別被壓縮12.03 mm 和13.4 mm，均能夠?qū)崿F(xiàn)工作面采后局部水壓力降低的效果，但由于彈簧2 屬于非標(biāo)彈簧，最終選用彈簧1 來模擬承壓水對底板的反力作用。

圖8 不同規(guī)格彈簧的彈性系數(shù)Fig.8 Elastic coefficient of spring with different specifications

2）頂板壓力加載系統(tǒng)設(shè)計(jì)。壓力加載系統(tǒng)由液壓千斤頂、手壓泵、加載板和液壓分流閥等組成（圖9），頂板巖體平均容重γy為24.5 kN/m3，計(jì)算得到模型頂部需施加外荷載為64.8 kN。

圖9 頂板壓力加載系統(tǒng)Fig.9 Roof pressure loading system

3）監(jiān)測系統(tǒng)設(shè)計(jì)。試驗(yàn)監(jiān)測系統(tǒng)主要對頂?shù)装鍘r層應(yīng)變和位移情況進(jìn)行監(jiān)測，由CCD 工業(yè)相機(jī)、采集卡、電腦和補(bǔ)光燈組成（圖10）。引入的數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)可有效避免采用全站儀等傳統(tǒng)測量手段所帶來的工作量大且分析不夠全面、準(zhǔn)確的問題[32-33]。

圖10 監(jiān)測系統(tǒng)示意Fig.10 Monitoring system schematic

3.4 模型搭建及開挖

按照設(shè)計(jì)組裝試驗(yàn)系統(tǒng)、鋪設(shè)相似材料等，具體步驟如下：

步驟一：將底板承壓水模擬系統(tǒng)組裝完成，并在加載板上方鋪設(shè)一層橡膠墊，確保各加載板之間不存在縫隙。

步驟三：將預(yù)先制作好的頂板相似塊體材料參照表3 進(jìn)行鋪設(shè)，每鋪設(shè)一層后在每個(gè)塊體之間填充不同配比的膠結(jié)材料并夯實(shí)。

步驟四：在模型鋪設(shè)完成后靜置兩天拆除擋板，并對模型表面噴涂隨機(jī)散斑，以提高應(yīng)變、位移測量精度。

步驟五：待模型完全晾干后，在模型前后的觀測面安裝高強(qiáng)度透明有機(jī)玻璃，實(shí)現(xiàn)最大程度上的可視化及封閉作用，安裝頂板壓力加載系統(tǒng)，并施加預(yù)定壓力。

步驟六：安裝開采監(jiān)測系統(tǒng)，隨后開始試驗(yàn)。模型搭建完成后最終效果如圖11 所示。為減少邊界條件的影響，開挖起始點(diǎn)為模型左邊界39 cm處，結(jié)束點(diǎn)為距右邊界39 cm 處，第一次開挖距離為5 cm，此后每次開挖2 cm。

圖11 相似試驗(yàn)概況Fig.11 Overview of similar simulation experiments

3.5 試驗(yàn)結(jié)果及分析

基于數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)對開挖全過程的頂?shù)装遄冃纹茐奶卣鬟M(jìn)行分析，得到開采過程中基本頂周期來壓步距（表4），采用Von Mises 屈服準(zhǔn)則劃分出頂?shù)装鍘r體彈塑性范圍（圖12）。

表4 來壓步距統(tǒng)計(jì)Table 4 Pressure step statistics

圖12 頂?shù)装逅苄云茐姆秶莼?guī)律Fig.12 Evolution law of plastic failure range of roof and floor

1）頂板變形破壞特征分析。工作面推進(jìn)至距開切眼24.7 m 時(shí)，直接頂才發(fā)生初次垮落，這是由于開采層采高較小，且直接頂為強(qiáng)度較高的灰?guī)r；開切眼后方和工作面前方6 m 范圍內(nèi)的巖體受頂板拱結(jié)構(gòu)影響出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中。當(dāng)工作面推進(jìn)至距開切眼48.4 m 時(shí)，頂板垂直位移量明顯增加，這是由于此時(shí)基本頂巖梁斷裂，工作面發(fā)生初次來壓造成的。

隨著工作面推進(jìn)，頂板冒落范圍繼續(xù)向上擴(kuò)張，當(dāng)工作面推進(jìn)至距開切眼64 m 時(shí)，頂板巖梁再次斷裂，工作面出現(xiàn)第一次周期來壓，來壓步距為15.6 m，頂板最大位移量達(dá)1.2 m。此后，隨采面推進(jìn)，頂板巖梁出現(xiàn)周期性斷裂，來壓步距為7.6～16.6 m，平均12.2 m。

距工作面較遠(yuǎn)的采空區(qū)垮落巖體在第9 次周期來壓后應(yīng)變基本穩(wěn)定，未隨工作面推進(jìn)繼續(xù)發(fā)生變化，說明工作面在第9 次周期來壓后進(jìn)入充分采動(dòng)狀態(tài)，臨界開采尺寸為155.9 m。

2）底板變形破壞特征分析。結(jié)合頂板巖體變形可以看出，工作面推進(jìn)至距開切眼48.4 m 之前，即初次來壓前，開切眼后方和工作面前方一定范圍內(nèi)頂?shù)装鍘r體受集中應(yīng)力影響發(fā)生塑性屈服，采空區(qū)底板巖體受開采影響由受壓狀態(tài)轉(zhuǎn)為膨脹卸壓，但由于整體卸壓程度較輕，采空區(qū)底板并未發(fā)生破壞，相反，工作面端部底板受集中應(yīng)力影響發(fā)生壓剪破壞，破壞深度約為5.3 m，該深度所在地層層位即為理論分析中的上層巖層內(nèi)發(fā)育，下層巖體并未受到開采擾動(dòng)破壞；隨著工作面繼續(xù)向前推進(jìn)，即初次來壓之后，頂?shù)装迤茐姆秶^續(xù)增大，底板最大破壞深度延伸至9.1 m，此時(shí)裂隙已穿過雙層結(jié)構(gòu)底板塑性滑移線場理論所劃分的上層巖體，發(fā)育至下層巖體內(nèi)。

工作面端部底板巖體應(yīng)力集中程度隨工作面推進(jìn)逐漸增大，使得垂直位移出現(xiàn)加大變化，但采空區(qū)中部底板卸壓程度也逐漸增大，巖層的垂直位移和應(yīng)力都開始由正逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)樨?fù)；破壞深度也隨工作面推進(jìn)加深，而底板巖體破壞深度最大處一般位于工作面后方采空區(qū)下部巖體內(nèi)，出現(xiàn)明顯的滯后破壞。

工作面推進(jìn)至距開切眼132.9 m 時(shí)，基本頂已發(fā)生多次周期來壓，此時(shí)底板破壞最大點(diǎn)位于工作面后方15 m 處，深度為17.8 m，此后底板最大破壞深度基本保持穩(wěn)定，不再隨工作面推進(jìn)而加深，破壞區(qū)域僅隨工作面推進(jìn)向前移動(dòng)。工作面推過155.9 m后，即第9 次周期來壓之后頂板巖體的下沉值達(dá)到了最大，不再隨工作面的推進(jìn)而增加，采空區(qū)頂?shù)装逅苄云茐膮^(qū)域不在隨采面推進(jìn)而改變，采空區(qū)底板被冒落矸石完全壓實(shí)，采場由非充分采動(dòng)狀態(tài)轉(zhuǎn)為充分采動(dòng)狀態(tài)，底板巖層受到被重新壓實(shí)的采空區(qū)傳遞來的荷載作用，應(yīng)力逐漸恢復(fù)，后方采空區(qū)底板破壞范圍明顯減小，僅為17.0 m。

4 底板破壞規(guī)律現(xiàn)場實(shí)測

4.1 監(jiān)測方案

采用鉆孔應(yīng)變技術(shù)對040 近全巖面底板巖體應(yīng)變變化情況進(jìn)行監(jiān)測，分析底板巖體擾動(dòng)破壞范圍。鉆孔布置在進(jìn)風(fēng)巷，為垂直鉆孔，按照孔內(nèi)對應(yīng)深度依次下放16 個(gè)振弦式應(yīng)變計(jì)，最后使用水泥漿液進(jìn)行封孔，并布設(shè)監(jiān)測線路及數(shù)據(jù)采集站（圖13），對工作面采過鉆孔前27.4 m 及采過鉆孔后44.5 m 的范圍內(nèi)底板巖體應(yīng)變進(jìn)行連續(xù)監(jiān)測。

圖13 監(jiān)測方案示意Fig.13 Monitoring programme schematics

4.2 監(jiān)測結(jié)果分析

對比不同開采距離（工作面推過鉆孔后的距離為正）下應(yīng)變計(jì)的微應(yīng)變量，繪制各應(yīng)變計(jì)的應(yīng)變量實(shí)測曲線（圖14），并采用Surfer 軟件對現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，得到應(yīng)變變化速率隨推進(jìn)度變化的等值線圖和彩色影像圖（圖15）。

圖14 應(yīng)變量實(shí)測曲線Fig.14 Measured curve of strain

圖15 不同推進(jìn)度下應(yīng)變變化速率等值線及彩色影像圖Fig.15 Isoline and color image of strain change rate under different propulsion

應(yīng)變量變化曲線顯示，工作面距鉆孔-27.4～-7.9 m范圍內(nèi)底板巖體應(yīng)變值為負(fù)值，隨后上升至正值，表明底板巖體由彈性壓縮狀態(tài)轉(zhuǎn)為剪切變形階段，底板破壞初始位置為工作面前方7.9 m；工作面距鉆孔0～9.6 m 范圍內(nèi)測點(diǎn)1～9 號應(yīng)變值持續(xù)增大，底板巖體進(jìn)入拉剪變形階段，從數(shù)據(jù)看，在整條測線上9號測點(diǎn)（底板垂深16.5 m）為一個(gè)明顯的分界點(diǎn)，測點(diǎn)1～9 號應(yīng)變量普遍偏大，基本達(dá)到1 000×10-6以上，而深部測點(diǎn)應(yīng)變量基本處于500×10-6以內(nèi)，表明底板巖層破裂已發(fā)育至9 號測點(diǎn)處；工作面距鉆孔9.6～44.5 m 階段，由于基本頂垮落，各測點(diǎn)應(yīng)變值增長幅度開始減小，深部測點(diǎn)在此階段受礦壓和水壓的綜合影響應(yīng)變值仍有增加，但增長速率明顯降低并最終趨于穩(wěn)定，最大應(yīng)變值均未超過1 000×10-6。結(jié)合應(yīng)變等值線及彩色影像圖可知，工作面推進(jìn)至距鉆孔-7 m 到12 m 時(shí)，底板垂深0～18 m 內(nèi)的巖體應(yīng)變上升較快，而工作面推過鉆孔12 m 后底板巖體應(yīng)變上升速率逐漸穩(wěn)定，鉆孔對應(yīng)位置周期來壓步距實(shí)測值為9.8 m（實(shí)測平均步距12.3 m），此時(shí)底板巖體破壞深度已達(dá)到最大，而后隨著采面繼續(xù)推進(jìn)底板巖體裂隙不再向深部發(fā)育。由此可得底板最大破壞深度介于16.5～18 m。

5 結(jié)論

1）建立的雙層結(jié)構(gòu)底板塑性滑移線場理論模型，更符合工作面底板巖體的實(shí)際結(jié)構(gòu)，通過對主動(dòng)極限區(qū)深度小于、等于和大于底板上層巖體厚度三種工況的討論，提高了底板最大破壞深度計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。采用雙層結(jié)構(gòu)底板塑性滑移場理論計(jì)算出040 近全巖面底板最大破壞深度為16.59 m。

2）設(shè)計(jì)的承壓水反力實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，首次實(shí)現(xiàn)了承壓水壓力與地層壓力共同承載作用，該系統(tǒng)可根據(jù)現(xiàn)場實(shí)際水壓值，模擬含水層對上部巖層作用的有效應(yīng)力和孔隙水壓力，亦可對模型中不同水壓大小進(jìn)行精準(zhǔn)模擬設(shè)計(jì)，還可在給定采寬下施加有效應(yīng)力荷載值，用于模擬底板有效隔水層從微裂隙產(chǎn)生、裂隙擴(kuò)展、完全破環(huán)的全過程。

3）基于數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)模擬分析040 近全巖面頂?shù)装遄冃纹茐奶卣?，發(fā)現(xiàn)開采初期，切眼及工作面底板下方巖體底板破壞深度最大，隨著工作面推進(jìn)，出現(xiàn)明顯的滯后破壞特征；在工作面推進(jìn)距切眼132.9 m 時(shí)，底板最大破壞深度達(dá)到17.8 m，底板突水防治重點(diǎn)在于工作面開切眼和兩巷下方底板，尤其是采面推過開切眼100～200 m。

4）采用鉆孔應(yīng)變技術(shù)現(xiàn)場實(shí)測，得到底板最大破壞深度介于16.5～18 m，實(shí)測結(jié)果驗(yàn)證了雙層結(jié)構(gòu)底板塑性滑移線場理論（主動(dòng)極限區(qū)深度H0大于上層底板巖層厚度H'工況）的科學(xué)性及開展的相似模擬實(shí)驗(yàn)的可靠性，為今后平頂山礦區(qū)及其他類似礦區(qū)實(shí)現(xiàn)安全帶壓開采及防治水工作的開展提供了一定的指導(dǎo)意義。