謝生榮，陳冬冬，孫顏頂，郜明明，孫運江，施　偉

(中國礦業(yè)大學(北京)資源與安全工程學院，北京　100083)

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基本頂彈性基礎邊界薄板模型分析(I)
——初次破斷

謝生榮，陳冬冬，孫顏頂，郜明明，孫運江，施偉

(中國礦業(yè)大學(北京)資源與安全工程學院，北京100083)

摘要:建立基本頂彈性基礎邊界彈性薄板力學模型，運用偏微分方程有限差分方法，研究了推進步距、彈性基礎系數(shù)、基本頂厚度與彈性模量對基本頂主彎矩與破斷位置的影響，得出:基本頂厚度或彈性模量增大時，中部最大主彎矩Mz增大、長邊與短邊絕對值最大主彎矩Mc，Md減小;步距增大時，Mz，Mc，Md均增大、Mz增長幅度較小;彈性基礎系數(shù)增大時，Mz減小、Mc，Md增大;根據(jù)主彎矩破斷準則得出:推進步距或彈性基礎系數(shù)小時基本頂中部先破斷、反之長邊超前煤壁先破斷;基本頂厚度或彈性模量小時長邊超前煤壁先破斷、反之中部先斷裂?；卷敽穸然驈椥阅Ａ吭酱蟪皵嗔丫嚯x越大;彈性基礎系數(shù)或步距越大超前斷裂距離越小。彈性基礎邊界時，基本頂存在3類破斷順序:①長邊—中部—短邊;②長邊—短邊—中部;③中部—長邊—短邊。

關鍵詞:基本頂;彈性基礎;初次破斷;彈性薄板;有限差分法

謝生榮，陳冬冬，孫顏頂，等．基本頂彈性基礎邊界薄板模型分析(I)——初次破斷［J］．煤炭學報，2016，41(6):1360－1368．doi: 10．13225/j．cnki．jccs．2016．0197

Xie Shengrong，Chen Dongdong，Sun Yanding，et al．Analysis on thin plate model of basic roof at elastic foundation boundary(I):First breaking［J］．Journal of China Coal Society，2016，41(6):1360－1368．doi:10．13225/j．cnki．jccs．2016．0197

采場頂板的破斷形態(tài)及規(guī)律，對指導工作面安全回采等意義重大。為研究頂板的破斷失穩(wěn)規(guī)律及控制方法，學者們提出了傳遞巖梁理論、砌體梁理論、關鍵層理論等［1］;研究了固支、簡支、自由邊界條件時基本頂?shù)钠茢嘁?guī)律、并提出四邊剛性固支時基本頂長邊先破壞最終形成“O－X”型的破斷形態(tài)［1－3］;理論計算了四邊固支條件下大傾角煤層基本頂破斷模式［4］;研究了彈性薄板條件下頂板的破斷機理及形態(tài)等［5－7］;運用相似模擬、數(shù)值模擬、物探法等研究基本頂及上覆巖層破斷運動規(guī)律［8－11］;引入彈性地基邊界條件研究巖梁的超前斷裂問題［12－13］，運用有限元方法在基本頂邊界附加剛度子矩陣的方式模擬了基本頂?shù)钠茢嘈螒B(tài)及礦壓規(guī)律［14］;四邊固支條件下引入彈性地基研究密實充填時基本頂力學特征［15］。

根據(jù)采場實際工程地質條件，基本頂處在上、下巖層的夾支狀態(tài)，特別是基本頂?shù)南聦右来螢橹苯禹敽兔簩?，且均可變形，當直接頂、煤層較軟且厚度較大時，基本頂下側煤巖層限制基本頂運動的能力很弱，無法實現(xiàn)剛性固支，此種條件下就不適合再采用四邊剛性固支的邊界條件來研究基本頂?shù)钠茢嘁?guī)律。

針對以上存在的問題，且根據(jù)煤層抗剪切能力弱、強度低、變形能力大的特點［1，12］，可以把基本頂看做處在彈性基礎上的薄板，建立彈性基礎邊界條件時的彈性薄板力學模型，運用有限差分方法研究基本頂?shù)膬攘Ψ植技捌茢嘁?guī)律。這對從實際角度出發(fā)全面分析基本頂?shù)钠茢嘁?guī)律并指導安全回采很有實際理論意義和實用價值。

1　彈性基礎邊界薄板力學模型

1.1力學模型的建立

開采區(qū)域上方基本頂所受載荷為自身與上覆軟巖層的自重之和［1］，設為q。

1.1.1基本頂邊界條件模型

如圖1所示，從巖體剖面角度描述基本頂邊界條件力學模型，L表示工作面跨度之半。圖1(a)為基本頂固支邊界條件模型，它是假設基本頂上覆巖層為剛度無窮大巖體，基本頂下伏直接頂、煤層及底板巖層也為剛度無窮大巖體，即煤壁邊界處基本頂?shù)母鱾€位置設定為剛性固支邊界條件。

圖1(b)為基本頂實際圍巖關系模型，基本頂?shù)纳细矌r層一般是彈性模量為E2的軟巖層、總厚度為h2，更上層為亞關鍵層;基本頂?shù)南路鼛r層是厚度為h1、彈性模量模為E1的直接頂，更下層為彈性模量為E3、厚度為h3的煤層，一般基本頂下伏巖層的彈性模量E1，E3都較小［1］，對基本頂向下位移的限制能力十分有限，即煤層較軟時，超前煤壁前方會有更大范圍的基本頂壓縮煤層向下位移，所以此種情況下不滿足剛性固支邊界條件。當基本頂下伏巖層的彈模很大、且強度很大時，下伏巖層限制基本向下位移的能力強，同時基本頂上覆巖層的彈性模量和強度也很大時，可以上下均很好的限制基本頂?shù)奈灰?，方可近似滿足剛性固支邊界條件。

圖1　基本頂兩類邊界條件Fig.1　Two boundary conditions of basic roof

1.1.2基本頂彈性基礎邊界

由上述分析可見，基本頂處在上、下巖層的夾支狀態(tài)，上覆巖層主要限制基本頂向上位移、下伏巖層主要限制基本頂向下位移，基本頂實際邊界應該更符合彈性固支邊界條件而不是剛性固支邊界條件［1］，如圖2所示。實際上基本頂下伏巖體的剛度是限制位移的關鍵，所以引入文克爾彈性地基［1，15］力學模型，且基本頂上下均假設為彈性巖層，上覆巖層的剛度系數(shù)為ks、下伏巖層的剛度系數(shù)為kz。

圖2　基本頂彈性基礎邊界模型Fig.2　Elastic foundation boundary model of basic roof

當基本頂上、下位置巖層剛度都很大時，彈性基礎系數(shù)k由下式［12］確定k=kz+ks。

下伏巖層中限制基本頂移動能力最弱的一般是煤層，則煤層的剛度系數(shù)是此種力學模型最關鍵影響因素，特別是煤層較軟時彈性基礎系數(shù) k可由下式［12］確定，即可只考慮煤層剛度的影響。

式中，hs為上覆彈性巖體厚度;hz為下伏巖體厚度。

1.1.3基本頂彈性基礎邊界力學模型的建立

由彈性薄板力學假設［17］:

式中，h為板的厚度，m;l為板的短邊長度，m;一般采場基本頂均滿足上述條件所以可視為彈性薄板［15］。

由此建立彈性基礎邊界條件下基本頂彈性薄板力學模型，該力學模型可這么認為:一無限大的彈性基本頂放在有切口的(實際中是開切眼或開采區(qū)域即S1區(qū)，其余為S2區(qū))無限大彈性地基上，且開采區(qū)上方基本頂四周受到彈性層的夾支，此區(qū)域上方的基本頂受到軟巖層載荷和自重作用。由于基本頂無限大，則從開切眼向四周無限遠處必定存在基本頂?shù)膿隙群娃D角均為零處，所以可以取定基本頂?shù)耐膺吔鐥l件為無窮遠處撓度為0、轉角為0。

如圖3所示基本頂彈性基礎邊界力學模型，彈性地基上有一塊區(qū)域(ABCD相當于切眼或開采區(qū)域、AB為工作面長度、AD為工作面推進距離)，此區(qū)域上基本頂受到的載荷為其自重q1與上覆軟巖層的分布載荷q2之和(其中，q1+q2=q)。

開切眼區(qū)域上方基本頂?shù)膿隙任⒎址匠虨?/p>

式中，ω1(x，y)為S1區(qū)域的基本頂撓度函數(shù);D為基本頂剛度。

開切眼或開采區(qū)域之外的基本頂撓度方程為

式中，ω2(x，y)為S2區(qū)域的基本頂撓度函數(shù)。

式中，h為基本頂厚度，m;μ為泊松比;E為彈性模量，GPa。

1.2邊界條件

1.2.1內邊界的邊界條件

AB，AD，BC，DC邊是基本頂彈性基礎起始邊界，屬于方程(1)與(2)，在四邊上撓度和轉角分別連續(xù)，即滿足式(4)，同時彎矩、剪力也分別連續(xù)。

圖3　基本頂彈性基礎邊界力學模型Fig.3　Elastic foundation boundary mechanics model of main roof

1.2.2外邊界的邊界條件

基本頂?shù)臒o窮遠處的邊界條件為:撓度為0，轉角為0，即以A1B1C1D1為剛性固支邊界，各邊界上各點滿足:撓度為0，轉角為0，如式(5)所示，其中A1B1長為2x0，A1D1長為2y0。

但是在解微分方程時不好利用這個條件，而實際上可以確定的是，工作面自開切眼推進，因開采影響范圍有限［1］，自開切眼向四周一定范圍內一定存在基本頂?shù)膿隙群娃D角可以近似視為0的點，以此處作為剛性固支邊界，此時即可利用具體邊界條件解對應的偏微分方程。

所以這里，x0與y0根據(jù)計算模型可取有限值，即滿足工程尺度要求、且滿足偏微分方程的近似解即可。

2　彈性基礎薄板模型計算方法

要得出滿足上述所給邊界條件的偏微分方程的精確解極為困難，所以采取近似計算方法求得近似解。而有限差分方法是計算偏微分方程近似解的有效方法［17－19］。

2.1偏微分方程有限差分方法

由式(6)所示基本的偏微分方程，建立如圖4所示的偏微分方程13點有限差分網(wǎng)格分布圖，其中P0節(jié)點是13點差分網(wǎng)格中的典型節(jié)點且每個網(wǎng)格的尺寸滿足m=Δx=Δy，建立差分格式為

圖4　偏微分方程有限差分法節(jié)點分布Fig.4　Finite difference method node distribution of partial differential equation

其差分展開式為

2.2撓度方程的差分方程

由上述偏微分方程有限差分法，可得式(1)在典型節(jié)點P0的差分方程式為

2.3外邊界條件方程的差分方程

式(5)為外邊界條件的精確邊界條件表達式，即x與y均趨近于無窮遠處滿足撓度與轉角為0，事實上從方程的近似解和工程要求的角度來看，x0，y0取有限值即可滿足要求，這也為用有限差分法解微分方程提供了便利的條件，所以在式(11)中也采取了有限邊界的表達方式，給出了對應典型節(jié)點P0邊界條件方程的差分方程式。

2.4解算偏微分方程過程

根據(jù)上述建立的差分方程可知，任意差分方程中撓度未知的節(jié)點至多13個，通過對各個未知撓度的節(jié)點建立13點差分方程，組建代數(shù)方程組，通過解方程組便可得到各個節(jié)點的撓度解。

上述求解過程可通過如圖5所示方法實現(xiàn):采用Matlab軟件［19］中的sparse函數(shù)構造系數(shù)為稀疏矩陣組建代數(shù)方程組，然后調用gmres函數(shù)求解這個方程組，從而得到各個未知節(jié)點的撓度解。

求出撓度解是求取其他內力分量的關鍵，因為彈性薄板的內力分量均是通過對撓度求偏導的方法得到。如式(12)所示為由典型節(jié)點P0的撓度解求取典型節(jié)點各內力分量的方法。

圖5　解偏微分方程過程Fig.5　Process of solving partial differential equations

3　彈性基礎薄板模型計算結果分析

按照上述計算方法，來設定計算模型的尺寸，工作面的長度為120 m、根據(jù)工程實際問題的需要及計算精度，計算模型的外邊界A1B1C1D1的長度是工作面長度的3倍，取長寬均為360 m、長寬均劃分為730格，在所研究參數(shù)范圍內可滿足計算要求。

3.1破斷指標的確定

由于巖石材料的抗拉能力遠小于抗壓能力，可采用巖石的抗拉強度作為破斷判別標準［1］，設基本頂上某點的應力狀態(tài)為(σx，σy，τxy)、基本頂上任意微單元體的彎矩為(Mx，My，Mxy)，其關系如下。

最大、最小主應力為

最大、最小主彎矩為

主應力與主彎矩之間的關系為

而抗拉能力與主彎矩之間的力學關系式為

由式(15)，(16)，(17)可知，基本頂上、下表面對應點的主應力大小相等方向相反、且是該截面上主應力值最大的點;而上、下表面點的主應力與主彎矩成正比例關系，所以可用主彎矩所在的位置分析基本頂?shù)钠茢辔恢?、且用有限差分法解算時更加方便。

由此確定了破斷判據(jù)的分析指標，即運用主彎矩來分析基本頂?shù)膬攘σ约翱赡艿臄嗔盐恢谩?/p>

運用Matlab軟件通過式(12)求各個節(jié)點內力分量，在通過式(18)求各個節(jié)點主彎矩，并把各個節(jié)點的最大主彎矩與最小主彎矩分別提取繪制。

3.2彈性基礎邊界主彎矩分布特征

選取某一特征參數(shù)分析研究彈性基礎邊界條件下基本頂主彎矩分布形態(tài)及規(guī)律，取工作面長度120 m、步距40 m(推進距離)、彈性模量30 GPa、厚度6 m、泊松比0.2、總載荷0.25 MPa、彈性基礎系數(shù)為3 000 MN/m3。

根據(jù)式(18)求取并繪制基本頂各個節(jié)點最大主彎矩M1、最小主彎矩M3的分布形態(tài)圖。圖6(a)為基本頂各個節(jié)點的最小主彎矩M3的分布云圖，圖6(b)為基本頂各個節(jié)點最大主彎矩M1的分布云圖。由圖6知基本頂各個節(jié)點主彎矩M1，M3的分布規(guī)律:開采區(qū)域上方基本頂中部各個節(jié)點的最大主彎矩M1與最小主彎矩M3均為正彎矩，即此區(qū)域基本頂上表面受壓應力、下表面受拉應力;長邊、短邊超前煤壁區(qū)的主彎矩M1，M3均為負彎矩，即此區(qū)域基本頂上表面受拉應力下表面受壓應力。由巖石抗壓不抗拉性質可知，基本頂中部的下表面與長邊、短邊超前煤壁區(qū)的上表面是最易先破壞的位置。

基本頂長邊、短邊絕對值最大的主彎矩是最小主彎矩M3的負值，且位置并不是處在與煤壁交界處而是超前煤壁位置;基本頂中部絕對值最大的彎矩是最大主彎矩M1。

彈性基礎邊界、不同幾何及力學參數(shù)條件下基本頂?shù)闹鲝澗胤植夹螒B(tài)與圖6相似。由于所研究彈性薄板的對稱性，薄板的上下表面的主應力大小相等、方向相反。所以分析主彎矩中絕對值最大的主彎矩即可來判斷破斷位置。

圖6　基本頂主彎矩云圖Fig.6　Basic roof main bending moment nephogram

根據(jù)上述分析并結合圖3(a)建立如圖7所示的基本頂彈性基礎邊界薄板模型時的關鍵主彎矩位置示意圖，長邊區(qū)域各個節(jié)點的絕對值最大主彎矩為最小主彎矩M3(為負彎矩)的絕對值、設為Mc，Lc為Mc超前煤壁距離;短邊區(qū)域絕對值最大主彎矩為最小主彎矩M3(為負彎矩)的絕對值、設為Md，Ld為Md超前煤壁距離;中部絕對值最大主彎矩為最大主彎矩M1(為正彎矩)、設為Mz，并設基本頂可承載的極限彎矩為M0。

圖7　基本頂關鍵主彎矩位置Fig.7　Chart of the key main bending moment position of main roof

那么，彈性基礎邊界條件下，基本頂?shù)某醮纹茢嘁?guī)律主要由長邊Mc、中部Mz、短邊Md的大小決定。按照上述計算方法，下面具體研究推進步距、彈性基礎系數(shù)、基本頂?shù)暮穸燃皬椥阅Ａ康淖兓瘜χ鲝澗豈z，Mc，Md的影響由此分析彈性基礎邊界條件下基本頂?shù)某醮纹茢嘁?guī)律。

以下計算所采用的計算參數(shù)，未經(jīng)說明及更改的均為:基本頂彈性模量E為30 GPa、泊松比0.2，長度120 m、步距40 m、厚度6 m、基本頂自身與上覆軟巖層的總載荷設為0.25 MPa，即q為0.25 MPa、彈性基礎系數(shù)k為3 000 MN/m3。

3.3破斷位置的推進步距效應

推進步距是工作面的總推進距離，即圖3或圖7中的邊AD的長度。

(1)長邊Mc超前煤壁距離Lc?；卷旈L邊絕對值最大主彎矩Mc超前煤壁距離Lc隨步距增大而逐漸減小，且隨步距增大減小幅度相對降低(圖8)?；卷?shù)亩踢匨d超前煤壁距離Ld滿足類似規(guī)律。

圖8　Lc隨步距變化曲線Fig.8　Curve of Lcchanging with the step distance

(2)主彎矩變化規(guī)律。推進步距越大，基本頂受到的主彎矩也越大，能推進更大的距離、顯然基本頂需要更高的極限彎矩M0。若M0較小，則推進步距較小時，基本頂所受到的主彎矩即可達到極限彎矩M0;當M0較大，則步距較大時才會達到基本頂?shù)臉O限彎矩M0。而推進步距不同時，3個主彎矩Mz，Mc，Md的變化規(guī)律和幅度有區(qū)別，所以破斷位置會不同。

圖9為推進步距不同時基本頂主彎矩變化曲線。隨著推進步距增大，主彎矩Mz，Mc，Md均增大，超前煤壁區(qū)的主彎矩Mc，Md增長幅度大于基本頂中部主彎矩Mz。步距較小時，如圖9中小于L1時Mc＜Mz、且步距增大時兩者的差值在減小，此時若Mz大于基本頂極限彎矩M0，則基本頂中部先破斷;推進步距大于L1時 Mc＞Mz，且步距增大兩者差值增大，此時若Mc大于基本頂極限彎矩M0，則長邊超前煤壁先斷裂;步距繼續(xù)增大到大于L2時Mc＞Md＞Mz，即基本頂長邊與短邊所受到的主彎矩均超過中部的，長邊與短邊超前煤壁位置會先于中部破斷。

圖9　主彎矩隨步距變化規(guī)律Fig.9　Variation of the main bending moment with the step distance

3.4破斷位置的彈性基礎系數(shù)效應

(1)長邊Mc超前煤壁距離Lc。如圖10所示，隨彈性基礎系數(shù)k值增大，基本頂長邊主彎矩Mc超前煤壁距離Lc逐漸減小，即隨彈性固支能力增大，基本頂長邊最小主彎矩向煤壁轉移，基本頂短邊也存在相同規(guī)律。

圖10　Lc隨k值變化曲線Fig.10　Curve of Lcwith the chang of k value

(2)主彎矩變化規(guī)律。如圖11所示，彈性基礎系數(shù)不同主彎矩變化規(guī)律曲線。隨著彈性基礎系數(shù)k的增大，基本頂中部主彎矩Mz減小且減小幅度降低、基本頂長邊與短邊主彎矩Mc，Md逐漸增大。即彈性基礎系數(shù)k增大，彈性固支能力增強，主彎矩由中部向長邊、短邊超前煤壁區(qū)轉移。

圖11　主彎矩隨k值的變化規(guī)律Fig.11　Variation law of the main bending moment with the k value

k小于k1時主彎矩Mz＞Mc、并且隨k值增大兩者的差值減小，此時若Mz大于基本頂極限彎矩M0，則基本頂?shù)闹胁肯绕茢?k大于k1時Mz＜Mc、并且隨k值增大兩者差值增大，此時若Mc大于基本頂極限彎矩M0，則基本頂長邊超前煤壁區(qū)先破斷。短邊的最小主彎矩絕對值Md均小于長邊的最小主彎矩絕對值Mc，即長邊總比短邊先達到彎矩極限而破斷。

3.5破斷位置的基本頂厚度效應

(1)長邊Mc超前煤壁距離Lc。如圖12所示，隨基本頂厚度增大，長邊主彎矩Mc超前煤壁距離Lc越大，即基本頂厚度越大，發(fā)生超前斷裂時的位置距離煤壁越遠。

圖12　Lc隨基本頂厚度變化曲線Fig.12　Curve of Lcwith the change of the basic roof thickness

(2)主彎矩變化規(guī)律。如圖13所示，隨基本頂厚度增大，中部主彎矩Mz增大、長邊與短邊超前煤壁區(qū)主彎矩Mc與Md逐漸減小。當基本頂厚度較小時，如圖中h＜h1時，長邊超前煤壁區(qū)主彎矩Mc大于中部主彎矩Mz，此時若Mc大于基本頂極限彎矩M0，則先發(fā)生長邊超前煤壁斷裂;當基本頂厚度較大時，如圖中h＞h1時，Mc小于中部主彎矩Mz，此時若達到基本頂極限彎矩M0，則基本頂中部先發(fā)生破斷。

3.6破斷位置的基本頂彈性模量效應

(1)長邊Mc超前煤壁距離Lc。如圖14所示，隨基本頂彈性模量增大，長邊主彎矩Mc超前煤壁距離Lc不斷增大，即基本頂彈性模量越大，長邊超前斷裂時的斷裂線距離煤壁越遠。

圖13　主彎矩隨基本頂厚度變化規(guī)律Fig.13　Variation of the main bending moment with the thickness of the main roof

圖14　Lc隨基本頂彈性模量E變化曲線Fig.14　Curve of Lcwith the change of E

(2)主彎矩變化規(guī)律。圖15為基本頂彈性模量E不同主彎矩變化曲線圖。隨E值增大，基本頂短邊和長邊主彎矩Mc，Md均逐漸降低、基本頂中部主彎矩Mz逐漸增大。

圖15　主彎矩隨基本頂彈性模量E變化規(guī)律Fig.15　Variation regularity of the main bending moment with the elastic modulus E

當基本頂?shù)膹椥阅Ａ縀較小，圖15中E＜E1時長邊主彎矩Mc大于基本頂中部主彎矩Mz，即先發(fā)生長邊超前煤壁斷裂;當彈性模量E較大，圖14中E＞E1時，中部主彎矩Mz大于長邊主彎矩Mc，即先發(fā)生中部斷裂;當基本頂?shù)膹椥阅Ａ刻幱谏鲜鰞烧咧g時，存在Mc與Mz相等，即可能發(fā)生基本頂?shù)拈L邊與中部同時斷裂的情況。

3.7彈性基礎邊界板模型基本頂破斷規(guī)律

由上述分析可知，彈性基礎邊界條件下，基本頂首先破斷的位置為中部或者長邊超前煤壁位置，這與引入彈性基礎邊界基本頂梁模型得到的結果［12］及通過有限元模擬的方法得到的結果［14］一致。

根據(jù)主彎矩破斷準則得出彈性基礎邊界時基本頂初次破斷規(guī)律，推進步距或彈性基礎系數(shù)較小先發(fā)生基本頂中部斷裂、反之先發(fā)生長邊超前煤壁斷裂;厚度或彈性模量小時先發(fā)生長邊超前煤壁斷裂、反之先發(fā)生中部斷裂，且得出如圖16所示的彈性基礎邊界條件下基本頂?shù)?類破斷順序(虛線表示破斷線)。圖16(a)基本頂破斷順序為:長邊超前煤壁Lc破斷—中部破斷—短邊超前煤壁Ld破斷并逐步貫通;圖16(b)破斷順序為:長邊超前煤壁Lc破斷—短邊超前煤壁Ld破斷—中部破斷并逐步貫通(此種破斷順序和四邊固支邊界條件時的結論一致);圖16(c)破斷順序為:中部破斷—長邊超前煤壁Lc破斷—短邊超前煤壁Ld破斷并逐步貫通，上述裂隙最終貫通均形成“O－X”形破斷形態(tài)。

圖16　彈性基礎邊界基本頂破斷規(guī)律Fig.16　Basic roof breaking regularity with the elastic foundation boundary

圖16中，若長邊是工作面推進邊則形成的是豎“O－X”形破斷，若短邊是工作面的推進邊則最終形成的是橫“O－X”形破斷。把彈性基礎邊界條件與四邊固支邊界條件下得出的基本頂?shù)钠茢嘁?guī)律進行對比，最終的破斷形態(tài)基本一致，區(qū)別在于基本頂?shù)钠茢囗樞虿煌?，以及長邊、短邊破斷時的斷裂線距離煤壁的距離不同。固支邊界條件時，長邊、短邊破斷線在煤壁處;彈性基礎邊界條件時，長邊、短邊的破斷線在超前煤壁位置，而且超前煤壁距離的大小如上所述具備一定規(guī)律性。

4　結　　論

(1)建立基本頂彈性基礎邊界彈性薄板力學模型，運用偏微分方程有限差分方法，研究了步距、彈性基礎系數(shù)、基本頂厚度與彈性模量對基本頂主彎矩及破斷位置的影響。基本頂厚度或彈性模量增大時，中部最大主彎矩Mz增大、長邊與短邊絕對值最大主彎矩Mc，Md減小;步距增大時，Mz，Mc，Md均增大、Mz增長幅度較小;彈性基礎系數(shù)增大時，Mz減小、Mc，Md增大。

(2)根據(jù)主彎矩破斷準則得出彈性基礎邊界時基本頂初次破斷規(guī)律，推進步距或彈性基礎系數(shù)小時，基本頂中部先破斷、反之長邊超前煤壁先破斷;厚度或彈性模量小時長邊超前煤壁先破斷、反之中部先破斷。

(3)基本頂先發(fā)生長邊超前煤壁斷裂時，基本頂厚度或彈性模量越大超前斷裂距離越大;彈性基礎系數(shù)或步距越大超前斷裂距離越小。

(4)彈性基礎邊界時基本頂存在3類破斷順序:①長邊—中部—短邊;②長邊—短邊—中部;③中部—長邊—短邊。有益補充了基本頂?shù)某醮纹茢囗樞颉?/p>

參考文獻:

［1］錢鳴高，石平五，許家林．礦山壓力與巖層控制［M］．徐州:中國礦業(yè)大學出版社，2010．

［2］浦海，黃耀光，陳榮華．采場頂板“X－O”型斷裂形態(tài)力學分析［J］．中國礦業(yè)大學學報，2011，40(6):835－840．Pu Hai，Huang Yaoguang，Chen Ronghua．Mechanical analysis for “X－O”type fracture morphology of stope roof［J］．Journal of China University of Mining＆Technology，2011，40(6):835－840．

［3］劉洪磊，楊天鴻，張鵬海，等．復雜地質條件下煤層頂板“O－X”型破斷及礦壓顯現(xiàn)規(guī)律［J］．采礦與安全工程學報，2015，32(5):793－800．Liu Honglei，Yang Tianhong，Zhang Penghai，et al．“O－X”failure pattern of roof and strata-pressure behavior under complex geological conditions［J］．Journal of Mining＆Safety Engineering，2015，32(5):793－800．

［4］王金安，張基偉，高小明，等．大傾角厚煤層長壁綜放開采基本頂破斷模式及演化過程(I)——初次破斷［J］．煤炭學報，2015，40(6):1353－1360．Wang Jin’an，Zhang Jiwei，Gao Xiaoming，et al．Fracture mode and evolutionofmainroofstratumabovelongwallfully mechanized top coal caving in steeply inclined thick coal seam(I)—Initial fracture［J］．Journal of China Coal Society，2015，40(6): 1353－1360．

［5］賈喜榮，翟英達．采場薄板礦壓理論與實踐綜述［J］．礦山壓力與頂板管理，1999，16(3/4):22－25．Jia Xirong，Zhai Yingda．The review of groundpressure theory of thin slab in coal mining and its application［J］．Ground Pressure and Strata Control，1999，16(3/4):22－25．

［6］王紅衛(wèi)，陳忠輝，杜澤超，等．彈性薄板理論在地下采場頂板變化規(guī)律研究中的應用［J］．巖石力學與工程學報，2006，25(S2): 3769－3774．Wang Hongwei，Chen Zhonghui，Du Zechao，et al．Application ofelastic thin plate theory to change rule of roof in underground stope ［J］．Chinese Journal of Rock Mechanics and Enginering，2006，25(S2):3769－3774．

［7］李肖音，高峰，鐘衛(wèi)平．基于板模型的采場頂板破斷機理分析［J］．采礦與安全工程學報，2008，25(2):180－183．Li Xiaoyin，Gao Feng，Zhong Weiping．Analysis of fracturing mechanism of stope roof based on plate model［J］．Journal of Mining ＆Safety Engineering，2008，25(2):180－183．

［8］Yang Ke，He Xiang，Dou Litong，et al．Experimental investigation into stress-relief characteristics with upward large height and upward mining under hard thick roof［J］．International Journal of Coal Science＆Technology，2015，2(1):91－96．

［9］Xue Junhua，Wang Hanpeng，Zhou Wei，et al．Experimental research on overlying strata movement and fracture evolution in pillarless stress-relief mining［J］．International Journal of Coal Science＆Technology，2015，2(1):38－45．

［10］Hu Haifeng，Lian Xugang．Subsidence rules of underground coal mines for different soil layer thickness:Lu’an Coal Base as an example，China［J］．International Journal of Coal Science＆Technology，2015，2(3):178－185．

［11］Du Wenfeng，Peng Suping，Zhu Guowei，et al．Time-lapse geophysical technology-based study on overburden strata changes induced by modern coal mining［J］．International Journal of Coal Science＆Technology，2014，1(2):184－191．

［12］何富連，趙計生，姚志昌．采場巖層控制論［M］．北京:冶金工業(yè)出版，2009．

［13］馬慶云，趙曉東，宋振騏．采場老頂巖梁的超前破斷與礦山壓力［J］．煤炭學報，2001，26(5):473－477．Ma Qingyun，Zhao Xiaodong，Song Zhenqi．Break of main roofahead of workface and ground pressure［J］．Journal of China Coal Society，2001，26(5):473－477．

［14］朱德仁．長壁工作面老頂?shù)钠茢嘁?guī)律及其應用［D］．徐州:中國礦業(yè)大學，1987．

［15］李猛，張吉雄，姜海強，等．固體密實充填采煤覆巖移動彈性地基薄板模型［J］．煤炭學報，2014，39(12):2369－2373．Li Meng，Zhang Jixiong，Jiang Haiqiang，et al．A thin plate on elastic foundation model of overlying strata for dense solid backfill minin［J］．Journal of China Coal Society，2014，39(12):2369－2373．

［16］王春玲，黃義．彈性地基板的分析簡化模型［J］．巖土力學，2008，29(1):52－57．Wang Chunling，Huang Yi．Refined model for analysis of plates on elastic foundations［J］．Rock and Soil Mechanics，2008，29(1): 52－57．

［17］徐芝綸．彈性力學［M］．北京:高等教育出版社，2006．

［18］李星．數(shù)值分析(第5版)［M］．北京:科學出版社，2014．

［19］何紅雨．有限差分法在Maltab中的應用［M］．北京:科學出版社，2002．

中圖分類號:TD323

文獻標志碼:A

文章編號:0253－9993(2016)06－1360－09

收稿日期:2016－02－22修回日期:2016－04－24責任編輯:常琛

基金項目:國家自然科學基金資助項目(51234005，51504259);中央高?；究蒲袠I(yè)務費專項資金資助項目(2010QZ06)

作者簡介:謝生榮(1981—)，男，江蘇六合人，副教授，博士。通訊作者:陳冬冬(1988—)，男，安徽宿州人，博士研究生。E－mail:chendongbcg @163．com

Analysis on thin plate model of basic roof at elastic foundation boundary(I):First breaking

XIE Sheng-rong，CHEN Dong-dong，SUN Yan-ding，GAO Ming-ming，SUN Yun-jiang，SHI Wei
(School of Resource and Safety Engineering，China University of Mining and Technology(Beijing)，Beijing100083，China)

Abstract:By establishing the basic roof mechanical model of elastic thin plate at elastic foundation boundary and using the finite difference method of partial differential equation，this paper researched the effect of the step length，elastic foundation coefficient，basic roof thickness and elastic modulus on the basic roof main bending moment and fracture positions．It is concluded that with the increase of basic roof thickness or elastic modulus，the maximum main bending moment Mzof the middle roof section increases，and the absolute maximum main bending moment Mc，Mdof roof long side and short side decrease;with the step length increasing，the Mz，Mcand Mdincrease，while the growth rate of the Mzis smaller;and when the elastic foundation coefficient increases，the Mzdecreases，while the Mcand Mdincrease．According to the breaking criterion of the main bending moment，when the step distance or elastic foundation coefficient is small，the middle of basic roof fractures first，whereas the roof long side ahead of the coal wall breaks first;if the basic roof thickness or elastic modulus is small，the long side breaks ahead of the coal wall，whereas the central fractures first．The greater the basic roof thickness or elastic modulus，the farther the pre-breaking distance of main roof;the greater the elastic foundation coefficient or step distance，the smaller pre-breaking distance of main roof．There are three types of basic roof breaking sequence:①long side-middle-short side;②long side-short side-middle; ③middle-long side-short side．

Key words:main roof;elastic foundation;first breaking;thin elastic plate;finite difference method