孫 建,王連國

(1．安徽理工大學煤礦安全高效開采省部共建教育部重點實驗室,安徽淮南 232001;2．中國礦業(yè)大學煤炭資源與安全開采國家重點實驗室,江蘇徐州 221116;3．中國礦業(yè)大學深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室,江蘇徐州 221116)

采場底板傾斜隔水關鍵層的失穩(wěn)力學判據(jù)

孫 建1,2,王連國3

(1．安徽理工大學煤礦安全高效開采省部共建教育部重點實驗室,安徽淮南 232001;2．中國礦業(yè)大學煤炭資源與安全開采國家重點實驗室,江蘇徐州 221116;3．中國礦業(yè)大學深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室,江蘇徐州 221116)

針對承壓水上傾斜煤層底板巖層所受載荷的非對稱特征,在考慮沿煤層傾斜方向存在一定水壓梯度的情況下,依據(jù)隔水關鍵層理論,建立了線性增加水壓力作用下的底板傾斜隔水關鍵層模型。采用彈性薄板理論,分析了 ,揭示了底板傾斜隔水關鍵層在其長邊中點偏下的位置最容易出現(xiàn)拉伸屈服破壞。最后,采用Griffith和Mohr-Coulomb兩種屈服準則,在判斷出底板傾斜隔水關鍵層上最可能發(fā)生屈服破壞位置的基礎上,推導了基于拉伸和剪切破壞機理的采場底板傾斜隔水關鍵層的失穩(wěn)力學判據(jù),并應用于現(xiàn)場傾斜煤層底板隔水關鍵層的穩(wěn)定性分析。

底板突水;傾斜煤層;隔水關鍵層;失穩(wěn)判據(jù)

底板突水嚴重威脅著煤礦的安全生產(chǎn),特別是隨著淺部資源開采的枯竭,煤礦開采正逐漸向深部轉(zhuǎn)移,采掘工作面底板承受的水壓、地壓越來越大,地質(zhì)構造環(huán)境越來越復雜,使得底板突水問題更為普遍且突出[1-7]。針對煤礦生產(chǎn)過程中的斷層突水、底板突水預測與防治問題,我國學者開展了大量的科研工作,相繼提出了突水系數(shù)法、“下三帶”理論、原位張裂與零位破壞理論、板模型理論、關鍵層理論、突水優(yōu)勢面理論、強滲流說、巖-水應力關系說等突水判據(jù)和理論[8-9],形成了包括防水煤巖柱留設,雙降采煤,底板注漿等突水預測與防治方法?！跋氯龓А崩碚揫10]將開采后的煤層底板自上而下分為底板采動破壞帶、剩余完整巖層帶和承壓水導升帶,認為底板突水與否關鍵取決于開采后底板剩余完整巖層帶存在與否及其阻隔水性能。張金才等[11]將開采后底板剩余完整巖層帶簡化為一整塊各向同性受均布載荷作用的四邊固支板模型,采用彈塑性力學理論結(jié)合H．Tresca屈服準則求解了底板剩余完整巖層的抗剪和抗拉強度,推導了底板所能承受的極限水壓力計算公式。錢鳴高等[12]將開采后底板剩余完整巖層帶內(nèi)強度最高的一層巖層作為底板關鍵層,利用薄板強度理論研究了底板關鍵層極限破斷步距?？妳f(xié)興等[13-14]依據(jù)關鍵層理論提出了隔水關鍵層的概念,并將隔水關鍵層簡化為兩端固支受均布載荷作用的組合巖梁模型,分析了隔水關鍵層的強度特征和隔水性能。

目前,帶壓開采是承壓水上采煤的主要方法之一,通過對采動后底板巖層的穩(wěn)定性及其阻隔水性能的研究,可以為承壓水上安全帶壓開采提供有效的指導。但上述研究成果多是基于水平及近水平煤層的工程背景,將煤層底板隔水巖層簡化為固支(或簡支)的水平巖板(梁),而底板含水層水壓則處理為均布水壓載荷,在建立底板隔水巖層力學(數(shù)值)模型的基礎上對其穩(wěn)定性及阻隔水性能進行研究分析[11-14]。然而,我國煤礦水文地質(zhì)條件復雜,煤層賦存條件多樣,除了傾角較小的近水平煤層外,還有傾角較大的傾斜煤層。對于傾角較大的傾斜煤層,采場上覆巖層作用在煤層頂?shù)装迳系妮d荷除了有垂直巖層面方向的,還有平行于巖層面方向的,且垂直于巖層面的載荷因工作面兩側(cè)巷道埋深的不同而不再均勻分布[15-16]。傾斜煤層采場圍巖受載狀態(tài)具有明顯的非對稱特征,導致其頂?shù)装鍘r層破壞特征完全不同于傾角較小的近水平煤層[17-19]。另外,煤層在傾斜賦存條件下,底板隔水巖層所受到的下伏承壓含水層的水壓也不再是均布水壓,而是沿煤層傾斜方向存在一定的水壓梯度。傾斜煤層底板隔水巖層受載特征的非對稱性表明,如果應用水平及近水平煤層的研究成果預測傾斜煤層的底板突水問題,必然會造成較大的預測誤差,導致承壓水上傾斜煤層安全帶壓開采的安全隱患。因此,有必要對傾斜煤層底板巖層的穩(wěn)定性及其阻隔水性能進行研究,以期實現(xiàn)承壓水上傾斜煤層的安全帶壓開采。

為此,筆者針對承壓水上傾斜煤層底板巖層所受載荷的非對稱特征,在考慮沿煤層傾斜方向存在一定水壓梯度的情況下,建立線性增加水壓力作用下的底板傾斜隔水關鍵層模型,并分析其力學特性。最后,采用Griffith和Mohr-Coulomb兩種屈服準則,推導基于拉伸和剪切破壞機理的采場底板傾斜隔水關鍵層的失穩(wěn)力學判據(jù),并應用于現(xiàn)場傾斜煤層底板隔水關鍵層的穩(wěn)定性分析。

1 底板傾斜隔水關鍵層力學模型

圖1(a)為承壓水上傾斜煤層(灰色區(qū)域)工作面三維示意,工作面沿煤層傾斜方向布置,其與水平面夾角為β,紅色箭頭方向為工作面推進方向(走向長壁開采)。傾斜煤層回采后,形成應力集中區(qū)和應力降低區(qū),導致采場圍巖變形破壞,形成底板采動破壞帶,在底板采動破壞帶與承壓水導升帶之間存在剩余完整巖層帶,如圖1(b)所示(圖1(a)為傾斜煤層工作面的傾向剖面)。若此剩余完整巖層帶能夠阻抗底板承壓含水層水壓的破壞作用,則不會發(fā)生底板突水,反之將發(fā)生底板突水。

圖1 承壓水上傾斜煤層工作面Fig．1 Inclined coal seam workface above confined aquifer

依據(jù)關鍵層理論,將底板剩余完整巖層帶內(nèi)強度較高的單一薄巖層(或相距較近含軟弱夾層的兩層薄堅硬巖層構成的組合巖層)從圖1(b)中取出,建立如圖2所示的傾斜煤層底板傾斜隔水關鍵層模型。為了便于對傾斜煤層采場底板傾斜隔水關鍵層的力學特性進行分析,假設傾斜煤層底板采動破壞帶深度為h1,其平均彈性模量為 E1、容重為 γ1、泊松比為μ1;底板剩余完整巖層帶厚度為h2,其平均彈性模量為E2、容重為γ2、泊松比為μ2;底板承壓水導升帶高度為h3,其平均彈性模量為E3、容重為γ3、泊松比為μ3;底板隔水關鍵層厚度為hk(hk＜h2),其平均彈性模量為Ek、容重為γk、泊松比為μk;底板傾斜隔水關鍵層傾角(底板巖層傾角)為β;工作面回采前底板巖層的厚度滿足h=h1+h2+h3,如圖1(b)所示。

圖2 傾斜煤層底板傾斜隔水關鍵層力學模型Fig．2 Mechanical model of water-resisting key strata of an inclined coal seam floor

依據(jù)礦山壓力與巖層控制理論,將采場底板傾斜隔水關鍵層簡化為四邊固支的傾斜矩形薄板(關鍵層厚度hk滿足薄板理論),如圖2(a)所示,x方向為工作面推進方向,長度為a;y方向為工作面傾向,長度為b;z方向垂直底板傾斜隔水關鍵層向下。在不考慮采場頂板冒落巖石對底板傾斜隔水關鍵層作用載荷的情況下,將底板采動破壞帶及底板剩余完整巖層帶內(nèi)除去隔水關鍵層以外的巖層看作是作用在底板傾斜隔水關鍵層上表面的豎直向下的載荷q=γ1h1+ γ2(h2-hk),其可以分解為垂直于底板傾斜隔水關鍵層的橫向載荷q1=qcos β和平行于底板傾斜隔水關鍵層且沿著y軸向下的縱向載荷q2=qsin β;考慮采場底板傾斜隔水關鍵層體力G=γkhk的作用效果,其同樣可以分解為垂直于底板傾斜隔水關鍵層的橫向體力G1=Gcos β和平行于底板傾斜隔水關鍵層的縱向體力G2=Gsin β。

在分析傾斜煤層底板傾斜隔水關鍵層的力學特性時,由于傾斜煤層底板巖層的傾斜,垂直作用在底板傾斜隔水關鍵層下表面的水壓載荷不再能簡單處理為均勻分布的水壓載荷,而是沿煤層傾斜方向存在一定的水壓梯度。為使問題合理簡化,假設作用在底板傾斜隔水關鍵層下表面的水壓載荷P是沿著煤層傾斜方向向下(沿y方向)線性增加的,其與工作面區(qū)段垂高成正比,滿足式(1)的關系,其方向垂直于底板傾斜隔水關鍵層的下表面向上,如圖2(b)所示。

式中,P0為工作面上端頭處底板承壓含水層水壓,MPa;ΔH為工作面區(qū)段垂高,m;y為工作面傾向長度,m;β為底板巖層傾角,(°);ρ為底板含水層水的密度,kg/m3;g為重力加速度,N/kg。

2 底板傾斜隔水關鍵層力學特性

式中,A為撓度函數(shù)w的系數(shù)。

依據(jù)最小勢能原理[20],可得縱橫向聯(lián)合載荷作用下傾斜煤層底板傾斜隔水關鍵層撓度函數(shù)w的系數(shù)為

2.1 撓度函數(shù)的確定

當僅有縱向載荷作用時,矩形板沒有橫向的撓度;當僅有橫向載荷作用時,會對矩形板產(chǎn)生一個橫向的撓度,若此時再施加一個縱向載荷,那么此矩形板必定會進一步加大彎曲的撓度[15]。通過對傾斜煤層底板隔水關鍵層所受(水壓)載荷分布特點的分析可知,作用在底板傾斜隔水關鍵層上的橫向載荷在x方向的分布是保持不變的,而在y方向是線性增加的,滿足式(1)的關系。因此,在縱向及橫向載荷聯(lián)合作用下,取線性增加水壓力作用下的底板傾斜隔水關鍵層的撓度函數(shù)如式(2)所示(滿足四邊固支的邊界條件)。

2.2 傾斜隔水關鍵層的力學特性

σx,σy,τxy沿板厚呈線性分布,且最大值位于上下板面上(z=-hk/2,hk/2);而應力分量τxz,τyz沿板厚呈拋物線分布,且最大值位于板的中面上(z=0),如圖3所示,各應力分量的最大值為

圖3 隔水關鍵層單元彎曲的應力及內(nèi)力分布Fig．3 Stress and internal force distribution of bending element of water-resisting key strata

工作面沒有回采之前,煤層底板傾斜巖層處于應力平衡狀態(tài);工作面回采時,采場底板傾斜巖層受力狀態(tài)發(fā)生變化,當采場底板傾斜隔水關鍵層在采動應力和底板承壓水壓力作用下向上發(fā)生彎曲變形時(逆著z方向,此時撓度w＜0,系數(shù)A＜0),必有[P0+ (2/3-1/π2)ρgbsin β]＞[γ1h1+γ2(h2-hk)+γkhk]cos β (撓度函數(shù)w的系數(shù)A的表達式中分母恒大于0),此時才可能誘發(fā)工作面底板突水,這也是發(fā)生底板突水的必要條件。在采場底板傾斜隔水關鍵層參數(shù)取a=40 m,b=120 m,h1=15 m,h2=30 m,hk=20 m,β= 30°,P0=3．0 MPa,γ1=γ2=26 kN/m3,γk=28 kN/m3, Ek=32 GPa,C=15 MPa,φ=46°,μk=0．24,z=hk/2, ρ=103kg/m3,g=10 N/kg的情況下,撓度函數(shù)w的系數(shù)A=-1．237×10-5。在已知這些參數(shù)的情況下,利用式(5)和(6)可以得到采場底板傾斜隔水關鍵層向上彎曲時關鍵層的應力σx,σy,τxy和內(nèi)力Mx,My, Qx,Qy的分布規(guī)律,如表1和圖4所示(僅分析關鍵層下板面z=hk/2的情況)。

表1 傾斜隔水關鍵層應力和內(nèi)力分布及其最大值和位置Table 1 Stress and internal force distribution and their maximum value and location of an inclined water-resisting key strata

從各應力和內(nèi)力的分布圖可知,在傾斜隔水關鍵層坐標(0,70．3 m)和(40 m,70．3 m)的位置出現(xiàn)了最大值σx=-3．38 MPa和σy=-0．81 MPa的拉應力,相應的彎矩 Mx=-225．59 MPa·m2和 My=231．73 MPa·m2;在(20 m,70．3 m)的位置出現(xiàn)了最大值σx= 3．48 MPa和 σy=1．26 MPa的壓應力,相應的彎矩Mx=-54．14 MPa·m2和My=84．28 MPa·m2;在(10 m,98．2 m)和(30 m,98．2 m)的位置出現(xiàn)了最大值τxy=0．513 MPa和 τxy=-0．513 MPa的剪應力;在(10 m,70．3 m)和(30 m,70．3 m)的位置出現(xiàn)了最大值Qx=37．78 MPa·m和Qx=-37．78 MPa·m的橫向剪力;在(0,98．2 m),(20 m,98．2 m)和(40 m, 98．2 m)的位置出現(xiàn)了最大值Qy=7．08 MPa·m, Qy=-9．26 MPa·m和Qy=7．08 MPa·m的橫向剪力。

圖4 應力和內(nèi)力的分布Fig．4 Stress and internal force distribution

圖5 隔水關鍵層沿x方向的最大彎矩和橫向剪力Fig．5 The maximum bending moment and horizontal shear of water-resisting key strata along the x direction

傾斜隔水關鍵層應力和內(nèi)力的分布規(guī)律表明,隔水關鍵層在其下部承壓含水層水壓的作用下在突水之前會產(chǎn)生逆著z軸向上的彎曲,導致隔水關鍵層下板面(z=hk/2)的中部區(qū)域受壓而可能出現(xiàn)壓破壞,邊界區(qū)域受拉而出現(xiàn)拉破壞,如圖5(a)中的插圖所示(隔水關鍵層上板面z=-hk/2的破壞情況則恰好相反)。底板傾斜隔水關鍵層下板面(z=hk/2)的應力σx,σy和彎矩Mx,My的分布特征也表明,在傾斜隔水關鍵層的長邊坐標為(0,70．3 m)和(40 m, 70．3 m)的位置拉應力最大,相應的彎矩也最大;在傾斜隔水關鍵層的中部(20 m,70．3 m)的位置壓應力最大,相應的彎矩也最大,如圖5(a)所示。由于底板傾斜隔水關鍵層所受的拉應力和壓應力在數(shù)值上相當(方向相反),且?guī)r石抗壓不抗拉。因此,在傾斜隔水關鍵層下板面的長邊坐標為(0,70．3 m)和 (40 m,70．3 m)的位置容易率先出現(xiàn)拉破壞而導致隔水關鍵層其余位置失穩(wěn)破壞。同時,從底板傾斜隔水關鍵層橫向剪力Qx,Qy的分布特征可知,在傾斜隔水關鍵層坐標為(10 m,70．3 m),(30 m,70．3 m)的位置出現(xiàn)了較大的橫向剪力 Qx,在坐標為(0, 98．2 m),(20 m,98．2 m)和(40 m,98．2 m)的位置出現(xiàn)了較大的橫向剪力Qy,在數(shù)值上尤以在(10 m,70．3 m)和(30 m,70．3 m)位置的橫向剪力Qx最大,如圖5(b)所示。

3 底板傾斜隔水關鍵層穩(wěn)定性

前一部分,筆者分析了采場底板傾斜隔水關鍵層向上彎曲時的應力σx,σy,τxy和內(nèi)力Mx,My,Qx,Qy的分布規(guī)律,而隔水關鍵層出現(xiàn)破壞失穩(wěn)是由于作用的應力達到或超過其強度極限。因此,為了獲得隔水關鍵層所能承受的極限強度,揭示其破壞機理,下面分別基于拉伸破壞機理和剪切破壞機理對采場底板傾斜隔水關鍵層的穩(wěn)定性進行研究。

將式(5)中應力分量σx,σy,τxy代入主應力求解計算公式,得采場底板傾斜隔水關鍵層上任意一點的主應力表達式為

3.1 基于拉伸破壞機理的失穩(wěn)判據(jù)

當采場底板傾斜隔水關鍵層巖體在多向應力作用下因拉伸而發(fā)生屈服破壞時,服從Griffith(格里菲斯)屈服準則,即當主應力σ1+3σ3≥0時,采場底板傾斜隔水關鍵層上某點產(chǎn)生屈服破壞時滿足式(9)的強度屈服準則;當主應力σ1+3σ3＜0時,采場底板傾斜隔水關鍵層上某點產(chǎn)生屈服破壞時滿足式(10)的強度屈服準則。

式中,Rt為隔水關鍵層的單軸抗拉強度。

在采場底板傾斜隔水關鍵層參數(shù)取值同上的情況下,應力σ1+3σ3的分布規(guī)律如圖6所示。

圖6 應力σ1+3σ3的分布Fig．6 The stress distribution of σ1+3σ3

從圖6可以看出,在采場底板傾斜隔水關鍵下板面z=hk/2的中部附近區(qū)域的應力滿足σ1+3σ3≥0 (這主要由于隔水關鍵的下板面在該區(qū)域受到壓應力的作用,使得σ1+3σ3≥0,見表1),且應力σ1+3σ3在坐標(20 m,70．3 m)的位置達到7．27 MPa的最大值,這意味著采動應力在達到巖體的破壞強度極限值過程中,在坐標(20 m,70．3 m)位置的應力σ1+3σ3值最先滿足σ1+3σ3≥0的關系;而在采場底板傾斜隔水關鍵層下板面z=hk/2的邊界附近區(qū)域的應力滿足σ1+3σ3＜0(這主要由于隔水關鍵的下板面在該區(qū)域受到拉應力的作用,使得σ1+3σ3＜0,見表1),且應力σ1+3σ3在長邊坐標(0,70．3 m)和(40 m,70．3 m)的位置達到-10．96 MPa的最小值,這意味著采動應力在達到巖體的破壞強度極限值過程中,在坐標(0, 70．3 m)和(40 m,70．3 m)位置的σ1+3σ3值最先滿足σ1+3σ3＜0的關系。由于巖石抗壓不抗拉,且在長邊(0,70．3 m)和(40 m,70．3 m)位置的拉應力值(-10．96 MPa)大于在(20 m,70．3 m)位置的壓應力值(7．27 MPa)。因此,當滿足一定的應力條件時,采場底板傾斜隔水關鍵層最有可能率先在其長邊(0, 70．3 m)和(40 m,70．3 m)的位置因受拉而產(chǎn)生屈服破壞。令

將采場底板傾斜隔水關鍵層長邊位置的坐標(0,70．3 m)和(40 m,70．3 m)歸一化為(0,1．84b/π)和(a,1．84b/π),并代入式(11),得

在采場底板傾斜隔水關鍵層參數(shù)取值同上的情況下,函數(shù)g(x,y)的分布如圖7所示。從圖7可以看到,在采場底板傾斜隔水關鍵層長邊中點偏下的位置(0,70．28 m)和(40 m,70．28 m),函數(shù)g(x,y)的值最大,表明采場底板傾斜隔水關鍵層長邊中點偏下的位置最有可能率先滿足Mohr-Coulomb屈服準則而發(fā)生剪切屈服破壞。

將采場底板傾斜隔水關鍵層上最先發(fā)生剪切屈服破壞的長邊位置的坐標(0,70．3 m)和(40 m, 70．3 m)歸一化為(0,1．84b/π)和(a,1．84b/π),并代入函數(shù)g(x,y)的表達式,得

圖7 函數(shù)g(x,y)的應力分布Fig．7 Stress distribution of g(x,y)

式(17)即為基于剪切破壞機理的采場底板傾斜隔水關鍵層失穩(wěn)力學判據(jù)表達式。當g(x,y)=1時,采場底板隔水關鍵層處于臨界失穩(wěn)狀態(tài);當g(x,y)＞ 1時,采場底板傾斜隔水關鍵層出現(xiàn)屈服破壞,此時底板隔水關鍵層處于失穩(wěn)狀態(tài),底板存在突水的危險。令函數(shù)g(x,y)=1,并進一步化簡式(17),得

式(18)即為基于剪切破壞機理推導的采場底板傾斜隔水關鍵層所能承受的最大(工作面上端頭處)底板承壓含水層水壓Ps的表達式。

3.3 工程應用

利用工作面水文地質(zhì)勘探資料和室內(nèi)巖石力學實驗就可以確定式(13)和式(18)中各參數(shù)值γ1,γ2, γk,h1,h2,hk,β,Ek,Rc,Rt,C,φ,μk,P0,ρ,g的大小,結(jié)合工作面開采時a,b的值,就可以計算出采場底板傾斜隔水關鍵層所能承受的最大底板承壓含水層水壓Pt(Ps)的值。當Pt(Ps)=P0時,采場底板傾斜隔水關鍵層處于臨界穩(wěn)定狀態(tài);當Pt(Ps)＞P0時,采場底板傾斜隔水關鍵層處于穩(wěn)定狀態(tài),不會發(fā)生底板突水,反之,則存在底板突水的危險。

利用微震監(jiān)測技術,筆者對淮北桃園煤礦1066傾斜煤層工作面底板采動破壞特征進行了連續(xù)現(xiàn)場微震監(jiān)測[19],通過底板采動導水裂隙帶動態(tài)演化規(guī)律的監(jiān)測,采用底板預注漿加固技術,實現(xiàn)了承壓水上傾斜煤層工作面的安全帶壓開采。筆者采用上文推導的底板傾斜隔水關鍵層失穩(wěn)力學判據(jù)對其相鄰下區(qū)段工作面底板隔水關鍵層的穩(wěn)定性進行分析,以預測其底板突水的可能性。相鄰區(qū)段傾斜煤層工作面上端頭處煤層埋深560 m,平均煤層傾角30°,工作面傾向長120 m,初次來壓步距約40 m;工作面底板距離承壓含水層約52 m,工作面上端頭處底板含水層水壓高達3．5 MPa;底板采動破壞帶深約17 m,承壓水導升帶高約10 m,距煤層底板27 m處有一層厚約12 m的砂巖層,其上下為砂質(zhì)泥巖;實驗室測得砂巖的平均單軸抗壓強度約74．2 MPa,平均單軸抗拉強度約12．2 MPa。于是有a=40 m,b=120 m,h1= 17 m,h2=25 m,hk=12 m,β=30°,P0=3．5 MPa,γ1= γ2=23 kN/m3,γk=28 kN/m3,Ek=32 GPa,Rc= 74．2 MPa,Rt=12．2 MPa,C=15 MPa,φ=46°,μk= 0．24,ρ=103kg/m3,g=10 N/kg,代入式(13)和式(18),可以計算出基于拉伸和剪切兩種破壞機理的采場底板傾斜隔水關鍵層所能承受的最大底板含水層水壓,分別為Pt=3．52 MPa和Ps=3．62 MPa。兩種破壞機理下的計算結(jié)果均大于工作面上端頭處底板承壓含水層的水壓P0=3．5 MPa,表明工作面底板傾斜隔水關鍵層能維持穩(wěn)定狀態(tài),不會發(fā)生工作面底板突水。但在采掘擾動下,底板采動破壞深度會進一步增大,且底板傾斜隔水關鍵層所能承受的最大水壓只是略大于工作面底板承壓含水層的水壓值。因此,應加強防范,對工作面底板斷層構造區(qū)進行預注漿加固,防范底板突水的可能,確保工作面的安全帶壓開采。

4 結(jié) 論

(1)在考慮承壓水上傾斜煤層底板沿煤層傾斜方向存在一定水壓梯度的情況下,依據(jù)隔水關鍵層理論,建立了線性增加水壓力作用下的底板傾斜隔水關鍵層力學模型。

(2)構造了線性增加水壓力作用下的底板傾斜隔水關鍵層的撓度函數(shù),依據(jù)最小勢能原理,求解了撓度函數(shù)的系數(shù),并采用彈性薄板理論,分析了傾斜隔水關鍵層的力學特性,揭示了底板傾斜隔水關鍵層在其長邊中點偏下的位置最容易出現(xiàn)拉伸屈服破壞。

(3)采用Griffith和Mohr-Coulomb兩種屈服準則,推導了基于拉伸和剪切破壞機理的采場底板傾斜隔水關鍵層的失穩(wěn)力學判據(jù),并應用于現(xiàn)場傾斜煤層底板隔水關鍵層的穩(wěn)定性分析。

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Instability mechanics criterion of inclined water-resisting key strata in coal seam floor

SUN Jian1,2,WANG Lian-guo3
(1.The Key Laboratory of Safe and High-efficiency Mining of Ministry of Education,Anhui University of Science&Technology,Huainan 232001,China;2. State Key Laboratory of Coal Resources and Safe Mining,China University of Mining&Technology,Xuzhou 221116,China;3.State Key Laboratory for Geomechanics&Deep Underground Engineering,China University of Mining&Technology,Xuzhou 221116,China)

According to the non-symmetrical distribution characteristic of the water pressure acting on the inclined coal seam floor strata above confined aquifer,based on the theory of water-resisting key strata,the authors have developed a water-resisting key strata model of an inclined coal seam floor with the linear increased water pressure under the conditions of existing a certain hydraulic gradient along the tilted direction of coal seam,and analyzed the mechanical property of inclined water-resisting key strata by using the elastic thin plate theory．The results indicate that the downward midpoint position at the long side of the inclined floor water-resisting key strata easily fails due to the tensile yield and water-inrush from floor．In addition,on the basis of determining the easily yield damage position of the inclined floor water-resisting key strata,the authors have deduced the instability mechanics criterion of the inclined floor water-resisting key strata based on tensile and shear failure mechanism with Griffith and Mohr-Coulomb yield criterion,which was applied to analyze the stability of the water-resisting key strata of an inclined coal seam floor in the field．

water-inrush from floor;inclined coal seam;water-resisting key strata;instability criterion

TD754．2

A

0253-9993(2014)11-2276-10

2013-09-16 責任編輯:韓晉平

煤炭資源與安全開采國家重點實驗室開放基金資助項目(13KF01);國家自然科學青年基金資助項目(51404013);中國博士后科學基金面上資助項目(2013M540478)

孫 建(1979—),男,江蘇徐州人,講師,博士。E-mail:sj323@vip．sina．com

孫 建,王連國．采場底板傾斜隔水關鍵層的失穩(wěn)力學判據(jù)[J]．煤炭學報,2014,39(11):2276-2285．

10．13225/j．cnki．jccs．2013．1354

Sun Jian,Wang Lianguo．Instability mechanics criterion of inclined water-resisting key strata in coal seam floor[J]．Journal of China Coal Society,2014,39(11):2276-2285．doi:10．13225/j．cnki．jccs．2013．1354