張 盛 ，惠鈺博 ，趙龍剛 ，劉建康 ，邵林林 ，王帥賓

（1.河南理工大學 能源科學與工程學院，河南 焦作 454000；2.河南永錦能源有限公司 云蓋山煤礦二礦，河南 禹州 461670）

煤層開采過程中受地質構造、褶曲斷層、巖層產(chǎn)狀、開采規(guī)劃條件等因素的影響，為達到安全高效開采、資源合理利用的目的，合理布置巷道與切眼，綜采工作面面長往往產(chǎn)生改變形成刀把式工作面。刀把式工作面在我國許多礦井中都有出現(xiàn)[1-3]，專家學者們對刀把式工作面應力場演化規(guī)律及回采巷道圍巖破壞特征進行了大量研究。王新豐等[4]揭示了“刀把式”工作面頂板在不同開采階段的破斷演化特征；劉暢等[5]、楊永康等[6]、劉一楊等[7]研究證明工作面來壓具有面長效應，周期來壓步距變小，來壓強度增大；盧邦穩(wěn)等[8]對不等長工作面頂?shù)装?，巷道布置監(jiān)測點得出工作面長度的增加，煤壁前方頂?shù)装鍞_動范圍和變形量逐漸增加；高林等[9]、寧靜等[10]揭示了不同基本頂斷裂形式對巷道圍巖穩(wěn)定性的影響規(guī)律；查文華等[11]分析了基本頂斷裂線位置與關鍵塊回轉角和煤柱上覆載荷之間的關系；何文瑞等[12]研究建立了基本頂周期破斷高低位直角關鍵塊體穩(wěn)定性力學模型，揭示不同煤柱寬度條件下巷道圍巖應力環(huán)境。

現(xiàn)階段研究成果多集中于刀把式工作面在整體采動過程中采場頂板破斷機制、應力變化和對側向基本頂破斷結構的研究，對雙切眼對接階段傾向工作面頂板穩(wěn)定性研究較少。短工作面回采過程中基本頂破斷，在向長工作面過渡階段不僅沿走向來壓大，采動應力更容易引起堅硬頂板結構破斷失穩(wěn)，造成液壓支架壓架，頂板下沉災害等事故[13]，影響工作面正常合并推進。為此，基于云蓋山二礦23304 工作面布置3 條回采巷道形成雙切眼刀把式工作面條件，采用理論計算和數(shù)值模擬對比分析了切眼對接階段基本頂不同破斷形式以及2 號切眼煤體側向應力分布。

1 工作面概況

河南永錦能源有限公司云蓋山二礦主采二1 煤層，煤層平均厚度5.14 m，傾角9°～25°，平均14°，煤體平均密度為1.4 t/m3，普氏硬度系數(shù)約為0.98，屬軟弱煤層。該煤層直接頂板為中粒砂巖，巖性堅硬，直接底板為炭質泥巖，巖性較軟，屬“兩軟一硬”煤層，具體地層綜合柱狀圖如圖1。

圖1 綜合柱狀圖Fig.1 Composite column chart

23304 工作面在規(guī)劃時布置3 條回采巷道，分1 號和2 號切眼，形成“刀把式工作面”。1 號切眼長100 m，推進距離113 m，2 號切眼位置長100 m，1 號切眼工作面和2 號切眼對接合并成為1 個長工作面繼續(xù)回采。23304 刀把式工作面推進過程如圖2 ，基本頂破斷覆巖結構如圖3。

圖2 23304 刀把式工作面推進過程示意圖Fig.2 Diagrams of 23304 knife handle working face advancement

1 號切眼工作面堅硬頂板破斷結構演化過程如圖3（a），復雜的空間鉸接結構可以簡化為“砌體梁結構”[14]，隨著1 號切眼短工作面回采距離不斷增加，上覆較為堅硬的中粒砂巖頂板，其懸頂距離也不斷增大。當達到極限跨距時，則發(fā)生“O-X”形頂板初次破斷，隨工作面繼續(xù)推進，頂板形成周期破斷，產(chǎn)生周期來壓，沿著工作面走向和傾向形成鉸接結構[15-16]。

依據(jù)工作面推進來壓步距，認為1 號切眼短工作面與2 號切眼對接前后20 m（推進93～133 m）稱為刀把式工作面過渡階段。切眼對接前后頂板結構破壞示意圖如圖3（b），進入過渡階段后，工作面長度突變，破斷裂縫發(fā)生傾向轉移，頂板出現(xiàn)延長性“O-X”破斷和漂移性“O-X”破斷[17]。1 號切眼短工作面最后一次基本頂周期破斷，對接合并成長工作面后繼續(xù)推進，對接處周圍一定區(qū)域（S 區(qū)域）內煤體在采動超前支承應力與側向支承應力疊加作用下，應力集中程度大幅增加，礦山壓力變動異常，回采空間破碎難支護，此區(qū)域圍巖穩(wěn)定性是影響工作面能否正常對接推進的關鍵因素。

2 基本頂不同斷裂形式

依據(jù)基本頂斷裂線與煤壁的相對位置[18-19]，圖3（b）中沿工作面走向（Ⅰ-Ⅰ剖面）和傾向（Ⅱ-Ⅱ剖面）可分別將砌體梁結構分為3 類，分別為：①a 類：頂板破斷位于煤壁前方，與煤壁距離為x0；②b 類：頂板破斷位于煤壁正上方；③c 類：頂板破斷位于采空區(qū)，與煤壁距離為x0?；卷敳煌瑪嗔盐恢酶矌r結構如圖4。

圖4 基本頂不同斷裂位置覆巖結構示意圖Fig.4 Overlying rock structure of different fracture positions of basic roof

2.1 對接階段工作面走向支架載荷特征

當1 號切眼工作面推進至2 號切眼位置，走向上基本頂發(fā)生破斷時，其鉸接結構平衡失穩(wěn)，基本頂巖塊下沉對直接頂產(chǎn)生較大動壓，進而傳遞至綜采工作面液壓支架，造成壓架事故，影響兩切眼工作面正常合并。文獻[9]研究表明，當基本頂破斷位置分別位于煤壁前方（a 類）、煤壁正上方（b 類）、采空區(qū)上方（c 類）時，工作面液壓支架所受載荷由式（1）計算可得：

式中：Q為液壓支架載荷，MPa；d為液壓支架控頂距，m；A為液壓支架寬度，m；hb為直接頂厚度，m； ρ為直接頂密度，t/m3；g為重力加速度，m/s2； λ為直接頂壓實系數(shù)，GPa；n為直接頂壓實指數(shù)； θ為基本頂變形回轉角，（°）； θ1為直接頂下沉回轉角，（°）；b為直接頂巖塊寬度，m；l為直接頂巖塊長度，m。

由式（1）可知，當基本頂破斷位置位于煤壁前方時（a 類）或位于煤壁正上方時（b 類），最大彎矩位于煤壁前方實體煤或者煤壁正上方，極易發(fā)生破壞，容易造成基本頂關鍵塊B 整體滑落失穩(wěn)，液壓支架載荷瞬間增大，造成較大的動力災害，對煤體和煤壁穩(wěn)定性存在一定圍巖破壞影響。但是a 類情況由于頂板受到煤體一定支承作用，下沉空間相對于b 類情況較小，同樣液壓支架載荷也較小。當采空區(qū)上方存在天然裂隙時，基本頂在采空區(qū)上方斷裂（c 類）[14]，液壓支架承受載荷最小，對圍巖控制最有利且不會對工作面正常回采造成擾動。

根據(jù)云蓋山二礦23304 工作面1 號切眼工作面實際情況，初次來壓步距40.5 m，周期破斷步距26～28 m，計算結果存在一定波動，得到當1 號切眼工作面推進113 m 至2 號切眼位置時，沿走向基本頂斷裂位置位于煤壁前方與煤壁距離為5～11 m 范圍，屬a 類破斷情況。

2.2 對接階段工作面?zhèn)认蚋矌r結構與應力分布特征

在刀把式工作面切眼對接階段基本頂走向屬于a 類破斷情況的前提下，基本頂三角塊體（即側向關鍵塊B）破斷同屬a 類破斷情況，其覆巖結構直接影響S 區(qū)域下伏煤體中側向支承應力大小及分布范圍，進而影響S 區(qū)域煤層頂板穩(wěn)定性；因此，明確基本頂側向關鍵塊B 破斷位置及應力分布特征是合理加強S 區(qū)域工作面支護強度的重要條件。

當基本頂側向關鍵塊B 破斷位置位于煤壁前方時，基于內外應力場理論[20]，基本頂?shù)臄嗔押突剞D下沉，使得煤體內部應力再次分布，以結構拱為界，分別為采空區(qū)側煤壁到結構拱的內應力場及結構拱至煤體深處的外應力場。內外應力場覆巖結構模型如圖5。

圖5 內外應力場覆巖結構模型Fig.5 Overlying rock structure model of internal and external stress field

內應力場范圍可以由式（2）確定[21]：

式中：x為內應力場范圍，m；E0為煤體彈性模量，GPa； μ為煤體泊松比；a為 裂紋系數(shù)； η為巖石碎脹系數(shù)； ρ1為基本頂平均密度，t/m3；S為1 號切眼工作面長度，m；hc為基本頂厚度，m；LC為1 號切眼工作面初次來壓步距，m；LB為周期來壓步距，m。

x0為基本頂側向關鍵塊B 斷裂位置，可由極限平衡理論[16]求近似解如式（3）：

根據(jù)云蓋山二礦23304 工作面1 號切眼工作面實際情況，初次來壓步距LC=39.5 m，周期來壓步距LB= 26.5 m。其他相關參數(shù)取值如下：E0=8 GPa，hc= 6.72 m，hb=5.62 m， ρ1=2.5 t/m3，S=100 m，hm=5.5 m，Ac=1.2， φ0= 26°，c0=6.3 MPa，K=1.5，H=485 m，將上述參數(shù)代入式(2)，可得，兩切眼工作面合并時頂板側向斷裂線位置x0為6.21 m，側向煤體內應力場范圍x為12.91～14.43 m。側向關鍵塊B 幾何參數(shù)取值如下：x0=6.21 m，基本頂側向關鍵塊B 寬度L=LB+x0=32.71 m，基本頂側向關鍵塊B 厚度h=hc=6.72 m。

3 基本頂側向不同斷裂位置煤體應力變化規(guī)律

3.1 數(shù)值模型

建立云蓋山二礦23304 工作面傾向3DEC 三維數(shù)值模型，分別模擬短工作面最后一次周期破斷后切眼對接階段，基本頂側向關鍵塊B 在側向煤壁前方（a 類）、煤壁正上方（b 類）、采空區(qū)上方（c 類）斷裂條件下關鍵塊的運動及其側向煤體應力分布變化的影響。模型尺寸為240 m×110 m×40 m，短工作面推進27 m 至2 號切眼位置。上邊界施加荷載9.25 MPa。為防止關鍵塊B 高寬比過小，將基本頂劃分為16.3 m×6.72 m 的塊體，本構模型采用Mohr-Coulomb 模型，模型底邊界垂直方向限制速度，左右邊界水平方向限制速度，斷裂位置分別位于煤壁前方距煤壁6 m、煤壁正上方、采空區(qū)內距煤壁6 m，模擬所采用巖層物理力學參數(shù)見表1。

表1 巖層物理力學參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of rock

為有效監(jiān)測不同破斷位置下煤層頂板應力場變化特征，在2 號切眼工作面走向超前5 m 位置煤層上方和直接頂上方沿側向分別布置測線1、測線2，側線布置示意圖如圖6。

圖6 側線布置示意圖Fig.6 Schematic diagram of side line layout

3.2 模擬結果

走向2 號切眼后方3 m 剖面，基本頂側向關鍵塊B 不同斷裂位置垮落形態(tài)如圖7，基本頂不同斷裂位置側向應力如圖8。

圖8 基本頂不同斷裂位置側向應力Fig.8 Lateral stress of different fracture positions of basic roof

1）沿工作面傾向，基本頂在煤壁前方6 m 處發(fā)生斷裂，斷裂線內側煤體作為基本頂砌體梁結構的1 個支撐點，承受關鍵塊B 回轉下沉的較大壓力而產(chǎn)生變形，煤體穩(wěn)定性降低，進而其對頂板支撐作用下降，同時，采空區(qū)內矸石受上部巖層下沉壓實，為關鍵塊B 的回轉提供另一支撐點，下沉量相對較小。

2）沿工作面傾向，基本頂在側向煤壁正上方發(fā)生斷裂，關鍵塊B 在自重和采動應力作用下整體存在無法形成鉸接結構而切落失穩(wěn)趨勢，回轉下沉量顯著增大，造成煤壁周圍煤體大變形和破壞情況加劇，頂板下沉量大，滑落失穩(wěn)的危險性進一步增加。

3）沿工作面傾向，基本頂在采空區(qū)內距離煤壁約6 m 處發(fā)生斷裂，關鍵塊B 回轉運動對側向煤體影響最小，煤體僅受直接頂?shù)妮d荷，煤體完整性相對較好，煤壁部分范圍內圍巖發(fā)生塑性變形，整體破壞較小。

4）隨著基本頂斷裂位置的變化，側向支承應力也呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢，即a 類情況下測線1、測線2 的側向支承應力峰值分別為28.59、26.93 MPa，峰值點距煤壁17.21 m，內應力場范圍為14.31 m；到b 類情況時，其2 條測線位置所監(jiān)測的側向支承應力迅速達到峰值，分別為36.54、31.18 MPa，峰值點距煤壁最近，為7.2 m；c 類情況下側向支承應力峰值分別為17.18、16.63 MPa，距煤壁10.33 m。此外，不同基本頂斷裂位置下測線2 所監(jiān)測的側向支承應力峰值均要高于測線1，并且曲線增幅規(guī)律基本相似，這主要是由于直接頂同工作面距離更近，更容易受到工作面回采的擾動影響。

3.3 巖梁屬性對內應力場范圍的影響分析

由式（2）可知，沿工作面傾向基本頂a 類情況破斷時，內應力場范圍與巖梁參數(shù)如1 號切眼工作面長度S、煤體彈性模量E0、 直接頂厚度hb、基本頂厚度hc及 周期破斷步距LB等因素相關。分析不同參數(shù)對內應力場范圍的影響，能夠確定工作面?zhèn)认蚣訌娭ёo范圍。巖梁屬性對內應力場范圍影響計算方案見表2，巖梁屬性對內應力場范圍的影響規(guī)律如圖9。

表2 巖梁屬性對內應力場范圍影響計算方案Table 2 Calculation solution of the influence of rock beam properties on the range of internal stress field

由圖9 可知：內應力場范圍與1 號切眼工作面長度S、直接頂厚度hb、基本頂厚度hc及周期破斷步距LB成 線性正相關關系，與煤體彈性模量E0成線性負相關關系；其中煤體彈性模量對內應力場范圍影響最大，擬合曲線斜率為2.1，煤體強度越低，煤體變形越大；在基本頂斷裂失穩(wěn)過程中，下沉空間增大，斷裂線位置向煤體深處轉移，在斷裂線附近形成新的結構拱，導致煤體中內應力場范圍增大，外應力場峰值同樣也距側向煤壁越遠，需要加強支護范圍也越大；1 號切眼工作面長度S對內應力場范圍影響最小，擬合曲線斜率為0.14，隨著工作面長度S的增加，頂板周期破斷步距相應減小，基本頂側向懸跨距減小，使基本頂側向斷裂位置更容易向煤壁方向轉移。但由于工作面長度的增加，相應周期破斷來壓強度增大，導致應力重新分布，形成的結構拱向煤體深處轉移，綜合導致內應力場范圍最小幅度增加。

23304 刀把式工作面切眼對接階段側向煤體內應力場范圍x為12.91～14.43 m，當1 號切眼工作面回采至銜接點處，切眼對接期間S 區(qū)域應力集中問題突出，工作面支架壓力較大，礦壓劇烈。因此在切眼對接期間，需采取措施加強銜接面周圍20 m 范圍（即S 區(qū)域）頂板支護，保證工作面正常對接回采。

當工作面回采至對接點時需保證工作面支架的穩(wěn)定性，采取合理的支架對接技術，使1 號切眼工作面與2 號切眼方位一致，使得投影處于同一直線，在對接處底板提前處理平整后，支架在對接處上下可以實現(xiàn)平緩過渡?，F(xiàn)場為了有效預防煤壁出現(xiàn)片幫冒頂，在進行回采時要盡量維護頂板完整性，通過注漿的方式治理煤壁片幫較嚴重的區(qū)域，增加煤體強度，減小內應力場范圍，并且在S 區(qū)域頂板破碎難以支護的部分采取單體液壓支柱加強支護頂板的措施，實現(xiàn)回采過程支架的平穩(wěn)過渡。

4 結 語

1）工作面來壓步距影響刀把式工作面切眼合并時頂板的破裂方式和穩(wěn)定性，23304 刀把式工作面合并為長工作面時，屬于基本頂破斷位置位于煤壁前方的a 類破斷情況，沿走向基本頂斷裂位置位于短工作面煤壁前方5～11 m 范圍。

2）隨著基本頂斷裂位置的變化，側向支承應力呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢，沿傾向當基本頂在煤壁正上方斷裂時，側向支承應力峰值為36.54 MPa，在采空區(qū)內斷裂時，峰值為17.18 MPa。

3）23304 工作面基本頂側向關鍵塊B 斷裂位置深入煤體約6.21 m，內應力場范圍約為12.91～14.43 m，工作面長度、基本頂厚度、直接頂厚度等巖梁屬性對內應力場范圍均表現(xiàn)為正相關，煤體彈性模量對其表現(xiàn)為負相關且影響最為顯著，掌握巖梁屬性對內應力場范圍影響規(guī)律，合理調整支護強度及范圍，有助工作面正常對接回采。