深部采空区煤层底板滞后破坏特征_张风达.pdf

第 51 卷第 7 期 2020 年 7 月 Safety in Coal Mines Vol.51No.7 Jul. 2020 我国华北地区随着浅部煤炭资源的日趋枯竭， 深部煤炭资源开采逐渐成为趋势，深部煤炭资源安 深部采空区煤层底板滞后破坏特征 张风达 1， 2， 3 （1.天地科技股份有限公司 开采设计事业部， 北京 100013； 2.煤炭科学研究总院 开采研究分院， 北京 100013； 3.中煤科工开采研究院有限公司， 北京 100013） 摘要 为分析深部采空区煤层底板滞后破坏特征， 运用悬臂梁模型分析裂纹面间锁固段的变 形破坏特征， 通过试验分析岩样加载至塑性阶段后卸载再加载过程中的体积应变与偏应力的关 系， 结合煤层底板注水试验实测数据分析深部煤层底板岩体在采空区重新压实过程中的渗透性 能变化。研究表明， 裂纹面间锁固段变形破坏程度在采动剪切滑移和采动卸荷过程中逐渐增大； 处于塑性状态的岩样在轴向应力卸载后再加载至卸载点 81 MPa 时，体积应变由 0.000 56 增大 至 0.001 1； 现场实测发现距煤层底板 18.19 m 处的岩体在工作面推过测点 3.6～15.8 m 的过程中 出现裂纹扩展、 变形破坏， 在工作面推过测点 20.6～30.9 m 过程中， 底板岩体再次发生变形破坏， 说明深部煤层底板在加载至塑性状态后卸荷并重新承载的过程中仍存在变形破坏可能性。 关键词 加卸载； 重新加载； 滞后破坏； 采空区； 煤层底板 中图分类号 P641文献标志码 A文章编号 1003-496X （2020 ） 07-0042-06 Delayed Failure Characteristics of Deep Coal Seam Floor in Goaf ZHANG Fengda1,2,3 （1.Coal Mining and Designing Department, Tiandi Science and Technology Co., Ltd., Beijing 100013, China;2.Coal Mining Branch, China Coal Research Institute, Beijing 100013, China;3.China Coal Technology and Engineering Group Coal Mining Research Institute, Beijing 100013, China） Abstract To study the delayed failure characteristics of deep coal seam floor in goaf, the deation and failure characteristics of the locking section between the crack surfaces are analyzed by using the cantilever beam model. The relationship between volumetric strain and partial stress in the unloading and reloading process of rock samples after loading into the plastic stage is analyzed by laboratory test. Finally, the change of permeability of deep coal floor rock mass in the process of goaf recompaction is analyzed with the measured data of water injection test in coal seam floor. The results show that the deation and failure degree of the interlock section between the crack surfaces increases gradually in the process of mining shear slip and mining unloading; the rock sample in the plastic state is loaded to the unloading point of about 81 MPa after the axial stress unloading, and the volume strain increases from 0.000 56 mm to 0.001 1 mm. Through the field measurement, it is found that the crack propagation and deation failure appears in the rock mass 18.19 m of the coal floor in the process of the working face pushing through the measuring point from 3.6 m to 15.8 m. Meanwhile, the deation failure of the coal floor appears again in the process of the working face pushing from 20.6 m to 30.9 m, which indicates that the deep coal seam floor still has the possibility of deation and failure in the process of unloading and reloading after loading to the plastic state. Key words loading and unloading; reloading; delayed failure; goaf; coal seam floor DOI10.13347/ki.mkaq.2020.07.009 张风达.深部采空区煤层底板滞后破坏特征 ［J］ .煤矿安全， 2020， 51 （7） 42-47. ZHANG Fengda. Delayed Failure Characteristics of Deep Coal Seam Floor in Goaf ［J］ . Safety in Coal Mines, 2020, 51 （7） 42-47. 基金项目 国家自然科学基金资助项目 （51704158） ； 天地科技股份 有 限 公 司 开 采 事 业 部 科 技 创 新 基 金 资 助 项 目 （KJ- 2019- TDKCMS- 02） ； 华能集团科技资助项目 （HNKJ18- H51） 移动扫码阅读 42 ChaoXing 第 51 卷第 7 期 2020 年 7 月 Safety in Coal Mines Vol.51No.7 Jul. 2020 全开采多面临着奥陶系承压灰岩水害的威胁。强烈 采动扰动应力挤压部分底板岩体向采空区滑移变 形， 尤其是采空区周边因顶板 “楔形” 结构的存在而 产生持续稳定的挤压作用，在一定程度上增大了煤 层底板变形破坏程度，弱化了煤层底板阻水性能。 当底板破坏区域与底板承压水导升区域连通时， 将 产生导水通道；在高承压水压力渗流和冲刷作用下 导水通道的宽度逐渐增大， 最终形成突水通道， 诱发 矿井底板突水。国内外学者针对煤层底板变形破坏 展开了大量研究，主要代表性成果包括基于滑移线 场理论建立的煤层底板剪切滑移破坏力学模型[1-3]、 基于半无限体理论建立的煤层底板剪切破坏力学模 型[4-7]、 基于断裂力学理论建立的采场附近剪切破坏 力学模型[8]， 以上研究主要从煤层底板岩体剪切破 坏的角度进行了分析。关于工作面滞后变形破坏机 理研究相对较少， 目前主要有李海龙等[9]根据现场 实测指出煤层底板存在二次扰动破坏； 张风达[10-11]， 李春元[12-13]， 李浩[14]等通过理论计算、 数值模拟等手 段分析了深部煤层底板卸荷破坏机制。与此同时， 部分学者对煤层底板突水机理也进行了研究，主要 建立了隔水关键层[15]、 十字交叉梁[16]、 薄板[17-18]等力 学模型和 “下三带” [19] “下四带” [20]等概化模型， 以上 研究成果主要集中在煤层底板采动剪切滑移阶段和 采空区卸荷破坏阶段，涉及采空区压实阶段的研究 内容较少。采空区压实阶段的底板应力逐渐恢复， 随着顶板垮落岩体的不断压实，原处于塑性阶段的 煤层底板岩体存在再次发生破坏的可能性。为此， 从理论分析、 实验室试验、 现场实测 3 个方面探讨采 空区煤层底板变形破坏特征。 1采空区底板岩体破坏特征理论 受超前支承压力影响，一定范围内煤层底板的 岩体产生压缩、 剪切或拉伸变形， 甚至发生破坏， 该 部分岩体以采动应力产生的滑移剪切变形为主， 尤 其是煤壁附近的煤层底板在超前支承压力的挤压和 采空区卸荷膨胀的共同作用下产生剪切应力，加剧 了煤层底板的变形破坏程度。随着距煤层底板距离 的不断增加，底板岩体受采动应力影响程度和变形 破坏程度不断减弱。处于塑性状态的煤层底板随着 工作面不断开采，煤层底板采动卸荷影响程度不断 增加，采动卸荷过程和采动卸荷后重新加载的过程 中， 煤层底板岩体仍存在变形破坏的可能性， 为此， 针对采动剪切滑移、采动卸荷和采动卸荷后重新加 载 3 个阶段的变形破坏特征进行分析。 1.1基础力学模型 底板岩体内随机分布有不同角度的原生裂隙， 在采动应力作用下，原生裂隙逐渐向某一固定角度 进行扩展。假定采动裂隙与最大主应力方向的夹角 为 α， ααm [21]， αm0.5arctan（1/f） ， f 为裂纹面的内摩 擦系数。假定岩体最大主应力为垂直应力 σ1， 煤层 底板岩体受力状态分析如图 1。 在最大主应力 σ1、最小主应力 σ3共同作用下， 裂纹面的法向应力 σn和剪切应力 τn分别为 σn＝ σ1σ3 2 σ1-σ3 2 cos2α（1 ） τn＝ σ1-σ3 2 sin2α（2 ） 式中 σ1为最大主应力， MPa； σ3为最小主应力， MPa； σn为法向应力， MPa； τn为剪切应力， MPa； α 为 采动裂隙与最大主应力方向的夹角，（） 。 裂纹面所承受的剪切应力 τ∞为 τ∞＝τn-σnf σ1-σ3 2 sin2α- σ1σ3 2 σ1-σ3 2 cos2［］α f （3 ） 式中 τ∞为裂纹面所承受的剪切应力， MPa； f 为 裂纹面摩擦系数。 当岩体处于塑性临界状态时，其内部的部分原 生裂纹发生扩展， 但未形成贯穿裂纹， 即采动应力已 对岩体产生一定程度的损伤破坏。同时考虑到岩体 在地层沉积过程中由多种矿物组成，且矿物晶体强 度不同， 因此， 在裂纹面剪切变形过程中， 出现沿晶 破坏或穿晶破坏，致使剪切滑移变形过程中所形成 的裂纹面往往不是 1 个光滑的平移面，将裂纹面的 粗糙突起定义为锁固段，将锁固段之间的平滑区域 定义为滑移段。为此，将局部产生滑移变形且未贯 穿破坏的裂纹面假定为由数个锁固段和滑移段组 成， 滑移变形裂纹示意图如图 2。 由图 2 可以知道， 剪切滑移变形过程中， 锁固段 图 1煤层底板岩体受力状态分析 Fig.1Stressed state analysis of coal seam floor 43 ChaoXing 第 51 卷第 7 期 2020 年 7 月 Safety in Coal Mines Vol.51No.7 Jul. 2020 是决定裂纹面滑移变形破坏的关键。为了简化计 算， 将图 2 的某 1 个锁固段 （红色圆圈标示的 A） 简 化为悬臂梁，忽略裂纹面爬坡对剪切应力的影响， 分析其在裂纹面滑移过程中的变形破坏特征。悬臂 梁模型如图 3。 根据弹性力学的悬臂梁模型， 剪切应力 τ∞对悬 臂梁产生弯矩的 M 为 τ∞hbL（h 为悬臂梁高度， m） ， 梁的截面惯性矩 J 为 J 1 12 bL 3 （4） 式中 J 为截面惯性矩， m4；L 为悬臂梁宽度， m； b 为悬臂梁厚度， m。 距梁固定端距离 y 的截面应力 σ 为 σ Mx J （5） 式中 σ 为悬臂梁距梁中心不同位置的应力， MPa； M 为悬臂梁弯矩， MN m； x 为距悬臂梁中性轴 的距离， m。 悬臂梁的最大拉应力位于梁的最外侧，最大拉 应力 σL为 σL 6τxh L （6） 式中 σL为悬臂梁承受的最大拉应力， MPa。 由式 （6） 可知， 梁截面宽度越大， 最外侧拉应力 越小； 剪切应力和悬臂梁高度的越大， 拉应力越大。 1.2采空区底板岩体破坏特征 1.2.1采动剪切滑移阶段 为直观分析采动应力对裂纹面锁固段完整范围 的影响，假定原岩应力状态下的岩体已处于塑性临 界， 当剪切应力增大时， 锁固段的局部将发生塑性破 坏，此时悬臂梁最大拉应力 σLσb， σb为抗拉强度， MPa。悬臂梁模型在加载过程中变形破坏示意图如 图 4。 在剪切变形程度进一步增大时， 悬臂梁抵抗剪 切变形的部分区域将发生塑性破坏， 此时， 悬臂梁抵 抗剪切变形侧 （图 4 右侧） 部分区域将因达到抗拉强 度而发生拉伸破坏后，而未发生拉伸破坏的宽度为 L′， 梁的中性层向左侧移动。 在悬臂梁塑性变形破坏 过程中， 消耗部分能量， 实现了应力和应变相平衡。 为分析超前支承压力影响，并从计算简化的角 度出发，假定超前支承压力作用下煤层底板岩体所 承受的最大主应力为原岩应力 ρgH 的 2 倍， 最小主 应力由 ρgH/2 增大至 ρgH， 将最大主应力 2ρgH 和最 小主应力 ρgH 分别代入式 （1） 、 式 （2） ， 并联立式 （3） 可得煤层底板岩体裂纹面锁固段承受的剪切应力 τ∞′为 τ∞′＝ ρgH 2 sin2α- 3ρgH 2tan2α ρgHcos2α 2tan2α （）（7 ） 式中 τ∞′为超前支承压力作用下底板岩体裂纹 面剪切应力， MPa； ρ 为上覆岩层平均密度， t/m3； H 为 埋深， m； g 为重力加速度， m/s2。 相比于原岩应力状态下，锁固段所承受的剪切 应力增量为 △τ∞＝ ρgH 4 1cos 2 α-4cos 4 （） α （8） 式中 △τ∞为超前支承压力作用下锁固段所承 受的剪切应力增量， MPa。 考虑到优势裂纹角 α 小于 45，剪切应力增量 恒大于 0，说明受采动扰动应力影响下裂纹面承受 的剪切应力增加，即已处于塑性临界状态的悬臂梁 图 2滑移变形裂纹示意图 Fig.2Schematic diagram of slip deation crack 图 3悬臂梁模型 Fig.3Flexural cantilever model 图 4悬臂梁模型在加载过程中变形破坏示意图 Fig.4Deation and failure of cantilever beam model during loading 44 ChaoXing 第 51 卷第 7 期 2020 年 7 月 Safety in Coal Mines Vol.51No.7 Jul. 2020 部分区域因达到抗拉强度而变形破坏，而悬臂梁未 损伤区域 L′断面处于塑性临界状态， 根据理想弹塑 性模型可知，塑性破坏区域的拉应力等于抗拉强 度， 联立式 （4） ～式 （6） 、 式 （7 ） 得出未损伤区域 L′ L′ 2L1- ρgH 2σb sin2α- 3ρgH 2σbtan2α ρgHcos2α 2σbtan2α （） ■ （） （9） 式中 L′为超前支承压力作用下悬臂梁未损伤 范围， m。 1.2.2采动卸荷破坏阶段 随着工作面不断推进，处于超前支承压力影响 范围内的底板岩体逐渐进入采空区，其应力状态由 加载逐渐向卸载转变。煤层底板岩体在采场超前支 承压力作用下产生一定程度的损伤破坏，随着卸荷 程度的不断增加，部分岩体由三轴应力状态逐渐转 变为双轴应力状态，垂直方向由原有的最大主应力 逐渐转变为最小主应力，此时最大、最小主应力方 向发生变化，剪切应力方向也随之发生变化。当剪 切应力大于裂纹面滑动变形所需的滑动阻力时， 将 产生与原有滑动方向相反的滑动变形，裂纹面滑移 变形与反方向滑移变形对比图如图 5。 由图 5 可知， 受采动卸荷影响， 裂纹面向另 1 个 方向滑移， 裂纹面间的锁固段原为拉伸变形的区域 转变为压缩变形，为简化计算，忽略塑性变形区域 对锁固段承载能力的弱化影响。 受采动剪切滑移变形影响，悬臂梁的有效承载 宽度 L′在卸载过程中， 裂纹面发生反向滑移， 当悬 臂梁最左侧区域部分岩体拉应力达到抗拉强度并 发生破坏时， 悬臂梁有效承载厚度将进一步减小至 L′′，悬臂梁模型在卸载过程中变形破坏示意图如 图6。 当裂纹面垂直应力卸载至 0，而水平应力恢复 至 ρgH/2 时， 水平应力变为最大主应力， 最小主应力 为 0， 将最大主应力、 最小主应力分别代入式 （1） 、 式 （2） ， 并联立式 （3） 可得此阶段锁固段所承受的剪切 应力为 τ′′ ∞＝ ρgH 4 sin2α－ ρgHcos 2 α 2tan2α （10） 式中 τ′′ ∞为采动卸荷作用下底板岩体裂纹面剪 切应力， MPa。 联立式 （7 ） 和式 （10 ） 可知， 锁固段所承受的剪切 应力增量为 △τ′∞＝ ρgH 4sin2α 6cos2α-sin 2 2 （） α （11 ） 式中 △τ′∞为采动卸荷作用下锁固段所承受的 剪切应力增量， MPa。 联立式 （4） ～式 （6） 、 式 （10 ） ， 得出采动卸荷影响 下完整的梁厚度 L′′为 L″L′L-3 L-L （） ′ 2 3ρgHL 2 σb sin2α- 6ρgHcos 2 αL 2 σbtan2α ■ （12 ） 式中 L″为采动卸荷作用下悬臂梁的未损伤范 围， m。 1.2.3采空区重新压实阶段 在采空区重新压实的过程中，煤层底板岩体受 到二次采动影响，此阶段裂纹面滑动方向与采动剪 切滑移阶段一致、与采动卸荷阶段相反。锁固段未 损伤范围由 L 减小至 L″， 此阶段的锁固段右侧损伤 破坏区域经历了拉伸、 压缩再拉伸的变形过程， 锁固 段左侧损伤破坏区域则经历了拉伸、压缩的变形过 程。从能量耗散的角度出发，裂纹面剪切滑移或反 向滑移变形过程中因锁固段部分区域拉应力达到抗 拉强度而发生破坏， 同时释放了部分能量， 使得因外 部载荷施加至锁固段所积聚的能量与之相平衡。在 图 5裂纹面滑移变形与反方向滑移变形对比图 Fig.5Comparison of deation crack surface between sliding and reverse sliding 图 6悬臂梁模型在卸载过程中变形破坏示意图 Fig.6Deation and failure of cantilever beam model during unloading 45 ChaoXing 第 51 卷第 7 期 2020 年 7 月 Safety in Coal Mines Vol.51No.7 Jul. 2020 采空区重新压实的过程中，尽管从拉应力变化的角 度分析，岩体不再发生变形破坏，但从能量积聚与 耗散的角度分析，底板岩体仍存在变形破坏的可能 性。为此，结合实验室试验和现场实测进一步分析 采空区煤层底板变形破坏特征。 2岩石变形特征力学试验 考虑底板岩体内部赋存有原生裂隙，承载能力 原小于岩石。为分析深部采空区煤层底板加载至塑 性状态后卸荷并重新加载过程中的变形破坏特征， 结合峰峰某矿底板的砂岩开展岩石三轴力学试验， 岩体平均埋深 650 m， 结合所处的应力状态， 设定围 压为 8 MPa， 将轴压加载至峰值强度的 85后 （进入 塑性阶段） ， 卸载至 20 MPa 并重新加载至破坏。卸 载后重新加载偏应力-体积应变如图 7。 以压缩变形 为正， 膨胀变形为负。当体积变形量由压缩状态转为 膨胀状态时， 认为岩石进入塑性状态[22-23]。 由图 7 可知， 在岩样加载至塑性状态的过程中， 随着轴向应力的不断增加，岩样的体积应变为先压 缩后膨胀；在进入塑性状态后进行卸载，卸载时的 偏应力为 73.61 MPa （轴向应力 81.61 MPa） ， 岩样体 积应变为-0.000 56，在偏应力由 73.61 MPa 卸载至 12 MPa 的过程中， 体积应变整体略有减小； 在重新 加载至卸载时偏应力 73 MPa （轴向应力 81 MPa） 左 右时，体积应变约为-0.001 1，体积应变膨胀量约 为-0.000 55， 具体如图 7 中的 A。根据弹性力学可 知，相比于卸载前的变形模量，卸载后再加载至相 同应力的变形模量产生了明显劣化。即在重新加载 至相同应力时，岩样的损伤程度明显增加。说明岩 样加载至塑性阶段后卸载再加载的过程加剧了岩样 损伤程度及其变形破坏的可能性。 3深部底板破坏特征实测 煤层底板岩体内部在采动应力作用下产生大量 的裂隙， 导致其丧失部分或全部的阻水能力， 即认为 此状态的煤层底板岩体发生破坏。为此，通过峰峰 矿区某矿 112145 工作面开展的注水试验研究煤层 底板变形破坏特征。 该工作面平均埋深 636 m， 煤层 平均厚度为 4.2 m， 煤岩层平均倾角为 20， 工作面 平均斜长为 170 m。 仅分析典型的、 水平方向上距开 切眼 25 m 左右 （初次来压影响范围） 、 垂直方向上 距煤层底板 18.19 m 的注水试验数据[24]， 将观测单 位时间内钻孔漏失量换算为渗透系数，当渗透系数 增量△K*≥0.2 m/d 时， 认为底板岩体发生破坏[25]。随 着工作面不断推进，距煤层底板 18.19 m 处的岩体 渗透性能不断变化，煤层底板注水钻孔渗透系数变 化与其距工作面间距离的关系如图 8。 由图 8 可知， 当工作面推过钻场 3.6 m 时， 超前 支承压力挤压煤层底板部分岩体向采空区方向滑 移， 煤层底板岩体产生部分采动裂隙， 在一定程度上 弱化了底板岩体的阻渗性能； 随着工作面继续推进， 采空区底板岩体受超前支承压力影响逐渐减弱， 但 底板所处的应力环境由高应力迅速转变为低应力， 在超前支承压力作用下产生的采动裂隙在应力卸载 过程中发生反向滑移变形，而且底板岩体在垂直应 力逐渐卸载的过程中裂隙扩张，底板岩体的渗透性 能进一步增大。当工作面推过钻孔 15.8 m 时， 采空 区的覆岩未充分垮落，煤层底板岩体的应变变化与 其应力变化基本协调一致， 因此， 在工作面推过钻孔 15.8～24.7 m 的范围内， 煤层底板采动扩展的裂隙逐 图 8煤层底板注水钻孔渗透系数变化与其距工作面间距 离的关系 Fig.8Variation of permeability coefficient of water injection hole of floor with different distances from panel 图 7卸载后重新加载偏应力-体积应变 Fig.7Deviator stress volume strain during unloading-reloading 46 ChaoXing 第 51 卷第 7 期 2020 年 7 月 Safety in Coal Mines Vol.51No.7 Jul. 2020 渐恢复，此阶段的渗透性能基本恢复且无明显变 化。当工作面推过钻孔 24.7～30.9 m 的范围内， 基本 顶垮落重新压实采空区，对煤层底板岩体再次产生 一定程度的应力扰动，煤层底板的渗透系数也随之 变化。此现象验证了理论分析和实验室试验给出的 岩体在塑性阶段卸载再重新加载的过程中，仍存在 进一步变形破坏的可能性。 4结论 1 ） 采用理想弹塑性力学本构模型， 运用悬臂梁 力学模型分析得出加载至塑性状态及卸载过程中锁 固段的损伤范围呈逐渐增大的趋势。 2 ） 轴压卸载前和卸载后重新加载至 81 MPa 左 右， 岩样体积应变由原来的 0.000 56 增大至 0.001 1， 说明加载至塑性状态后卸载再加载作用加剧了岩样 内部损伤程度。 3） 工作面推过钻场 3.6～15.8 m 的范围内， 煤层 底板岩体在剪切变形和采动卸荷作用下发生裂隙扩 张、 变形破坏； 工作面推过钻场 24.7～30.9 m 的范围 内，煤层底板岩体在采空区重新承载作用下再次破 坏， 验证了理论分析和实验室试验。 参考文献 ［1］ 王作宇， 刘鸿泉， 王培彝， 等.承压水上采煤学科理论 与实践 ［J］ .煤炭学报， 1994， 19 （1） 40-48. ［2］ 王作宇.底板零位破坏带最大深度的分析计算 ［J］ .煤 炭科学技术， 1992 （2） 2-6. ［3］ 张风达， 高召宁， 孟祥瑞.采场底板塑性区分布及破坏 机理研究 ［J］ .长江科学院院报， 2012， 29 （11） 59. ［4］ 王连国， 韩猛， 王占盛， 等.采场底板应力分布与破坏 规律研究 ［J］ .采矿与安全工程学报， 2013， 30 （3） 317-322. ［5］ 孟祥瑞， 徐铖辉， 高召宁， 等.采场底板应力分布及破 坏机理 ［J］ .煤炭学报， 2010， 35 （11） 1832-1836. ［6］ 刘伟韬， 穆殿瑞， 谢祥祥， 等.倾斜煤层底板采动应力 分布规律及破坏特征 ［J］ .采矿与安全工程学报， 2018， 35 （4） 756-764. ［7］ 彭苏萍， 王金安.承压水体上安全采煤 ［M］ .北京 煤炭 工业出版社， 2001. ［8］ 鲁海峰， 姚多喜.采动底板层状岩体应力分布规律及 破坏深度研究 ［J］ .岩石力学与工程学报， 2014， 33 （10） 2030-2039. ［9］ 黎良杰.钱鸣高， 闻全， 等.底板岩体结构稳定性与底 板突水关系的研究 ［J］ .中国矿业大学学报， 1995 （4） 18-23. ［10］ 李海龙， 白海波， 马丹， 等.采动动载作用下底板岩层 裂隙演化规律的相似模拟研究 ［J］ .采矿与安全工程 学报， 2018， 35 （2） 366-372. ［11］ 张风达， 申宝宏， 康永华.考虑卸荷作用的底板突水 破坏机制研究 ［J］ .岩土力学， 2016， 37 （2） 431-438. ［12］ 张风达， 申宝宏.深部煤层底板变形破坏特征分析 ［J］ .采矿与安全工程学报， 2019， 36 （1） 44-50. ［13］ 李春元， 张勇， 彭帅， 等.深部开采底板岩体卸荷损伤 的强扰动危险性分析 ［J］ .岩土力学， 2018， 39 （11） 3957-3968. ［14］ 李春元， 张勇， 左建平， 等.深部开采砌体梁失稳扰动 底板破坏力学行为及分区特征 ［J］ .煤炭学报， 2019， 44 （5） 1508-1520. ［15］ 李浩， 白海波， 武建军， 等.基于新型加卸载本构模型 底板损伤规律研究 ［J］ .采矿与安全工程学报， 2018， 35 （2） 373-381． ［16］ 葛亮涛.关于煤矿底鼓水力学机制的探讨 ［J］ .煤田地 质与勘探， 1986 （1） 33-38. ［17］ 孙建， 王连国.采场底板倾斜隔水关键层的失稳力学 判据 ［J］ .煤炭学报， 2014， 39 （11） 2276-2285. ［18］ 刘伟韬， 刘士亮， 宋文成， 等.基于薄板理论的工作面 底板隔水层稳定性研究 ［J］ .煤炭科学技术， 2015， 43 （9） 144-148. ［19］ 李白英.预防采掘工作面底板突水的理论与实践 ［M］ .北京 煤炭工业出版社， 1989. ［20］ 施龙青， 韩进.开采煤层底板 “四带” 划分理论与实践 ［J］ .中国矿业大学学报， 2005， 34 （1） 16-23. ［21］ 张风达， 高召宁， 孟祥瑞.采动影响下采场底板岩体 渗透性研究 ［J］ .安全与环境学报， 2012， 12 （5） 222. ［22］ 周辉， 孟凡震， 卢景景， 等.硬岩裂纹起裂强度和损伤 强度取值方法探讨 ［J］ .岩土力学， 2014， 35 （4） 913. ［23］ 王宇， 李晓， 武艳芳， 等.脆性岩石起裂应力水平与脆 性指标关系探讨 ［J］ .岩石力学与工程学报， 2014， 33 （2） 264-275. ［24］ 张风达.深部煤层底板变形破坏机理及突水评价方 法研究 ［D］ .北京 中国矿业大学 （北京） ， 2016. ［25］ 柴登榜.矿井地质工作手册 ［M］ .北京 煤炭工业出版 社， 1986. 作者简介 张风达 （1988） ， 河南鹤壁人， 副研究员， 博 士， 2016 年毕业于中国矿业大学 （北京） ， 从事承压水体上 安全采煤方面的研究。 （收稿日期 2020-03-06； 责任编辑 陈洋） 47 ChaoXing