高玉兵，楊 軍，王 琦,王亞軍，何滿潮

(1.中國礦業(yè)大學(北京)深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室，北京 100083; 2.中國礦業(yè)大學(北京)力學與建筑工程學院，北京 100083; 3.山東大學 巖土與結構工程研究中心，山東 濟南 250061; 4.同濟大學 土木工程學院，上海 200092)

切頂卸壓無煤柱自成巷技術是一項先進的無煤柱采煤技術，該技術充分利用頂板巖體的碎脹特性，進一步取消了沿空留巷中的充填體[1-3]，通過預裂切頂?shù)姆绞綄崿F(xiàn)自動成巷[4-5]，預裂切頂?shù)耐瑫r，減弱了采空區(qū)頂板與巷道頂板間的結構傳遞，巷道應力環(huán)境得到一定改善。目前，切頂卸壓無煤柱自成巷技術已于薄煤層[6-7]、中厚煤層[8]、厚煤層[9-10]、堅硬頂板[11]、復合夾煤頂板[12]、高瓦斯[13]、大埋深[14]等不同地質和采礦條件下進行了試驗和推廣，取得了良好的經(jīng)濟和社會效益。

無煤柱自成巷技術的核心是頂板預裂切縫，預裂效果的好壞直接關系到巷旁矸石的垮落狀態(tài)及卸壓效果，因此對頂板預裂技術的研究至關重要[15-16]。與無煤柱自成巷頂板預裂技術相似的是深孔爆破及水壓致裂技術，這2項技術同樣可起到卸壓和控制地質災害的目的。WANG等[17]對深孔預裂爆破的機理開展了研究，將該技術應用至神東礦區(qū)淺埋煤層工作面頂板垮落控制，以避免或減少大范圍頂板來壓。高魁等[18]針對深井堅硬頂板沿空留巷充填體應力高、易壓壞的特點，提出在充填體旁進行深孔爆破強制放頂?shù)募夹g。張勝利等[19]提出在綜放工作面初采時采用深孔斷裂爆破技術進行強制放頂，以解決初采期上隅角瓦斯超限及壓力大的問題。張學亮[20]、劉黎[21]等對深孔爆破的技術參數(shù)優(yōu)化進行了研究。HE等[22]提出采用深孔定向水壓致裂技術進行厚硬頂板的巖爆控制。康紅普等[23-24]系統(tǒng)總結了煤礦井下水力壓裂技術的應用現(xiàn)狀、設備工藝、檢測方法等，重點介紹了該技術在回采工作面堅硬頂板弱化、受多次采動影響的高應力巷道卸壓等圍巖控制方面的應用情況。于斌等[25]針對特厚煤層高強度綜放開采臨空順槽礦壓顯現(xiàn)劇烈的問題，提出采用水力壓裂弱化煤層上覆堅硬基本頂?shù)目刂品椒?，取得了良好的效果?/p>

總結相關研究成果可以發(fā)現(xiàn)，通過技術手段改變工作面或巷道圍巖結構固有連接狀態(tài)，是一種控制礦壓或減少地質災害的有效手段。以往的研究多是集中在深孔爆破或水力致裂技術的現(xiàn)場應用案例，而對切頂或致裂參數(shù)變化對圍巖運動或礦壓規(guī)律的影響研究較少。無煤柱自成巷頂板預裂技術與常規(guī)卸壓技術不同的是，該技術實施位置為巷道頂板與采空區(qū)頂板的交界處，預裂爆破在促進采空區(qū)頂板垮落的同時要減少對巷道頂板的擾動，因此爆破控制更為精準和嚴格。然而，目前關于該技術的作用效果研究很少。筆者以檸條塔煤礦無煤柱自成巷試驗工程為背景，綜合運用理論分析、數(shù)值計算及現(xiàn)場試驗等手段，對預裂成縫的機理及預裂切頂對巷道圍巖礦壓顯現(xiàn)的影響規(guī)律進行了研究，研究成果對于完善無煤柱自成巷理論和技術體系有一定意義。

1 工程背景

檸條塔煤礦綜采工作面間隔離煤柱寬度為20 m左右，為進一步提高煤炭采出率，減少采掘比，于S1201工作面開展切頂卸壓無煤柱自成巷工程試驗。S1201工作面所采煤層為延安組第4段頂部的2-2煤，煤層平均厚度4.1 m，傾角0～2°。試驗工作面工程地質條件簡單，煤層頂?shù)装鍘r性描述見表1。

S1201工作面走向長3 010.3 m，傾斜長295 m，試驗段長度800 m。S1201工作面相鄰工作面為S1203和S1201-I工作面，S1203工作面已經(jīng)采空，S1201-I工作面為接續(xù)工作面，如圖1所示。由于開始試驗時，S1201和S1201-I工作面間的兩條巷道已經(jīng)掘好，因此留巷成功后可將兩個工作面之間的煤柱一并采出。

表1 S1201工作面頂?shù)装鍘r性描述

Table 1 Roof and floor lithologies of the S1201 mining face

頂?shù)装迕Q巖石名稱厚度/m特征描述基本頂石英砂巖5.41～20.63淺白色,柱狀結構直接頂粉砂巖2.82～5.04灰色薄層狀,具水平層理2-2煤煤層3.85～4.11半亮型煤為主,賦存穩(wěn)定直接底砂質泥巖0～1.30薄層狀,具塊狀層理基本底細粒砂巖12.50～13.61灰色,具塊狀、水平層理

圖1 無煤柱自成巷試驗工作面平面布置

2 無煤柱自成巷預裂切頂機理

2.1 聚能張拉成縫原理

切頂卸壓無煤柱自成巷技術較常規(guī)無煤柱開采技術最顯著的區(qū)別是采用了頂板預裂技術進行巷道穩(wěn)定性維護，因此頂板預裂切縫是無煤柱自成巷技術成功實施的基礎和關鍵。預裂切縫的實施位置位于巷道頂板邊界處，因此在預裂過程中不僅要保證頂板“切得開”，且不能破壞巷道頂板的完整性。普通爆破模式下，爆生產(chǎn)物和爆轟能量向四周擴散，壓力作用較為均勻，且很大一部分能量耗散在破碎巖體上，同樣的裝藥量往往出現(xiàn)破碎區(qū)范圍廣但深度淺的現(xiàn)象。如圖2(a)所示，普通爆破模式下，爆生裂縫向四周擴展，部分裂縫不可避免地會延伸至巷道頂板，不僅會破壞其完整性，且會影響巷道原有的支護。

圖2 2種爆破模式下頂板巖體裂隙發(fā)育趨勢

利用巖石的耐壓怕拉特性，提出了適用于無煤柱自成巷的雙向聚能張拉成型技術[26]。該技術運用爆破手段，在爆破孔內安放聚能爆破裝置。炸藥起爆后，爆破能量按照人為設定的方向流通，在巷道頂板與采空區(qū)頂板交界面方向產(chǎn)生聚能流，并形成強力氣楔，集中作用在設定方向上，裂隙內的張拉力大于頂板巖體抗壓強度時，裂隙產(chǎn)生并形成切縫線，如圖2(b)所示。該技術實施后，由于能量的有效積聚，設定方向的裂縫擴展更加明顯，且不會破壞巷道頂板的完整性。

2.2 頂板預裂成縫力學分析

炸藥爆破后，首先產(chǎn)生爆轟沖擊波，當波的強度達到頂板巖體的抗壓強度時，會產(chǎn)生孔壁壓碎現(xiàn)象。沖擊波在穿過巖石介質及損傷空隙過程中強度逐漸減弱，逐漸演變?yōu)閼Σ?。由于巖體的抗拉強度遠小于其抗壓強度，因此裂縫的擴展主要為應力波張拉作用形成。普通爆破模式下，裂隙擴展方向較為隨機，裂縫主要沿最大環(huán)向應力方向開裂，當環(huán)形應力增大至巖體的動態(tài)抗拉強度，損傷裂隙開始擴展。非聚能爆破模式下，裂紋擴展方向與斷裂強度因子有關[27]，環(huán)向應力σθ需滿足:

(1)

根據(jù)式(1)可得出裂隙擴展方位角θ0滿足:

(2)

式中，KⅠ為裂紋尖端I型斷裂強度因子;KⅡ為裂紋尖端II型斷裂強度因子。

分析式(2)，倘若cos(θ0/2)=0，可得θ0=±π，沒有實際意義，因此只能有

KⅠsinθ0+KⅡ(3cosθ0-1)=0

(3)

此時，θ0≠0，說明裂隙擴展方向在非聚能及聚能模式下形成裂隙分支，從而會破壞巷道頂板的完整性。在聚能爆破模式下，爆破起始階段聚能裝置形成聚能流，聚能流的侵徹作用形成初始導向裂隙，應力波在導向裂隙的引導作用下繼續(xù)擴展原有裂隙，因此聚能效果理想的情況下裂隙擴展方向即為聚能控制方向。

應力波作用下，巖體單元環(huán)向方向拉應力峰值[28]可表示為

(4)

另(σθ)m=τt，由此可得

r=(bP/τt)1/αr0

(5)

式中，τt為頂板巖體動態(tài)抗拉強度;r0為空爆破孔半徑。

由于爆破起始階段已對巖體造成一部分損傷，同時考慮到巖體本身的缺陷，引入損傷因子D0，得到非聚能模式下裂隙發(fā)育范圍:

(6)

在聚能方向上，由于沖擊波的侵徹作用，聚能方向作用能量增多，裂隙擴展范圍增大。引入聚能系數(shù)ξ，可得聚能作用下裂紋擴展長度:

(7)

無煤柱自成巷技術在實施過程中，預裂切縫超前工作面進行，爆破孔間距的設計應使相鄰孔裂隙發(fā)育區(qū)貫通，形成完整的切縫面。設聚能爆破孔間距為d，則頂板充分切開的條件可表示為

d≤2r

(8)

預裂切縫的作用區(qū)域為頂板巖層，不同地質條件下的頂板巖性不同，裝藥量及孔間距需對應調整。根據(jù)檸條塔煤礦S1201工作面采高和頂板巖體的碎脹系數(shù)，可得預裂切頂高度理論值為9 m。除去孔底的封泥高度，該工作面預裂切縫作用范圍內的頂板巖層主要為石英砂巖，其抗拉強度約為1.4 MPa。根據(jù)相似礦區(qū)的裝藥經(jīng)驗，現(xiàn)場單孔采用的裝藥量為3 200 g(“4卷+4卷+3卷+3卷+2卷”裝藥結構)，連孔爆破方式，初始損傷因子取0.2，根據(jù)式(7)及相關文獻[5,27]，代入相關參數(shù)可估算出聚能爆破作用下頂板裂紋擴展長度約為309 mm，因此根據(jù)式(8)可得孔間距理論設計值應不大于618 mm。綜合考慮現(xiàn)場施工條件，孔間距最終取為600 mm。

3 預裂切頂數(shù)值模擬研究

3.1 數(shù)值計算模型

頂板預裂完成后，工作面回采并留巷。實踐證明，切縫高度和角度是影響成巷變形及應力分布最重要的兩個參量。本文假設相鄰孔已經(jīng)貫通，采用離散元數(shù)值模擬方法，探究切縫高度和角度對巷道圍巖變形及應力分布的影響規(guī)律。

根據(jù)現(xiàn)場工程地質條件，建立UDEC數(shù)值計算模型，如圖3所示。模型長250 m，高80 m，左右邊界和底邊界施加固定約束，頂邊界為自由邊界，施加2 MPa的豎向荷載，用以模擬80 m厚的上覆巖層。模型中，煤層頂板由下向上依次為粉砂巖、石英砂巖、中粒砂巖和泥巖，底板由砂質泥巖和細粒砂巖組成，頂?shù)装鍘r性力學參數(shù)見表2。模擬過程中首先進行巷道開挖并補打錨索支護，待巷道穩(wěn)定后進行預裂切縫，最后進行工作面開挖，重點探究切頂巷道附近圍巖礦壓顯現(xiàn)規(guī)律。

圖3 數(shù)值計算模型

表2 頂、底板巖性物理力學參數(shù)

3.2 切頂高度對礦壓顯現(xiàn)規(guī)律的影響

切頂高度模擬過程中保持其他參數(shù)不變，頂板支護形式相同，預裂切縫方向垂直于巷道頂板?？紤]到頂板巖體的碎脹性，模擬過程中，切頂高度分別取7，9 和11 m。不同切頂高度條件下圍巖結構形態(tài)及豎向位移場分布如圖4所示。

圖4 不同切頂高度圍巖結構形態(tài)及變形特征

整體分析不同切頂高度下巷道圍巖垮落形態(tài)可知，預裂切縫可切斷巷道頂板和采空區(qū)頂板間的結構傳遞，采空區(qū)直接頂巖體垮落，基本頂則為一個傳遞整體，巷道頂板其掩護作用下保持基本穩(wěn)定。不同切頂高度下，采空區(qū)頂板巖體垮落形態(tài)及其對切頂短臂結構的承載支撐作用不同，造成巷道頂板變形及穩(wěn)定性不同。

當切頂高度為7 m時，煤層回采后采空區(qū)頂板在7 m高度處沿切縫發(fā)生破斷切落，但切落過程中對切頂短臂結構施加有一個下墜作用力，垮落巖層與基本頂巖層間未充空間較大，頂板最大變形為339 mm。當切頂高度增加至9 m時，采空區(qū)頂板在9 m高度處沿切縫發(fā)生破斷切落，使得巷道頂板變形量及向采空區(qū)側回轉下沉運動得到有效控制。由于頂板切落巖石范圍擴大，垮落巖石碎脹后充填采空區(qū)程度增加，巷道頂板垂直位移最大值較7 m時有所減小，最終變形為145 mm。當切頂高度繼續(xù)增大至11 m時，基本頂巖層與垮落巖層間的未充空間再次減小，但增加的切頂高度造成施加在切頂短臂結構上的下墜作用更明顯，破壞了頂板形成的鉸接巖梁結構。巷道頂板最終變形較切頂9 m時甚至有所增大，最終變形為165 mm?？偨Y發(fā)現(xiàn)，切頂高度影響的是采空區(qū)矸石的碎脹性及其對切頂短臂結構的作用力。合理的切頂高度應保證巷旁充滿，并促使矸石起到有效的承載作用。在一定范圍內，增大切頂高度可增大碎脹體積，減少未充空間，但切頂高度增加到一定程度后繼續(xù)增加可能對頂板穩(wěn)定性產(chǎn)生不利影響，同時施工費用和施工難度增加。

圖5為不用切頂高度條件下實體煤幫上的豎直應力分布曲線?？梢园l(fā)現(xiàn)，切頂高度對卸壓效果有一定影響。切頂高度為7 m時，實體煤幫內的應力峰值距巷幫約2.5 m，隨著切頂高度增大，應力峰值向深部轉移。切頂高度為9 m時，實體煤幫內部應力峰值集中區(qū)距巷幫4～5 m，但當切頂高度增加至11 m時，繼續(xù)增加切頂高度對應力集中區(qū)范圍影響不明顯。從應力強度分析可知，當切頂高度為7,9,11 m時，實體煤幫上應力集中峰值分別為4.8,4.3,4.1 MPa，切頂高度越大，應力集中峰值越小，側面驗證了切頂?shù)男秹鹤饔谩?/p>

圖5 不同切頂高度實體煤幫應力分布

3.3 切頂角度對礦壓顯現(xiàn)規(guī)律的影響

頂板進行預裂后，采空區(qū)上方巖體在上覆巖層自重作用下產(chǎn)生下沉，下沉過程中會與巷道頂板發(fā)生不同程度的作用，從而導致頂板變形。為了解決該問題，提出切縫向采空區(qū)側偏轉一定角度，以利于頂板垮落并減小其對巷道頂板的影響。本研究中，分別模擬預裂切縫線向采空區(qū)方向偏轉0°，10°，20°，觀察巷道圍巖結構及位移場分布特征，如圖6所示。

圖6 不同切頂角度圍巖結構形態(tài)及變形特征

當預裂切縫垂直于巷道頂板時，采空區(qū)頂板垮落對切頂短臂結構作用一個明顯的下墜力，從而增大了巷道變形。此外，當頂板巖層垮落穩(wěn)定后，垮落的矸石只是對基本頂巖層起到垂直支撐作用，對巷道頂板切頂短臂結構無明顯斜撐作用，一定程度上降低了巷道穩(wěn)定性。切頂角度為0°時，頂板最大變形為315 mm。增大切頂角度為10°后，采空區(qū)垮落矸石與巷道頂板間的應力傳遞減小，減弱了采空區(qū)垮落矸石與巷道頂板巖層間的摩擦力，使得巷道頂板變形量及向采空區(qū)側回轉下沉運動得到有效控制，由于切縫向采空區(qū)偏轉，采空區(qū)頂板觸矸點與巷道頂板距離減小，垂直位移最大值為132 mm，較垂直切縫減小58%。當繼續(xù)增大到20°時，采空區(qū)頂板垮落更為充分，但若采空區(qū)頂板巖體碎脹不充分，切頂短臂結構與矸石間的空隙增大，反而不利于巷道穩(wěn)定，最大下沉量達到206 mm。因此，當切縫角度超過一定值后，繼續(xù)增大切縫角度，巷道圍巖變形可能越來越大。

模擬過程中對不同切頂角度下實體煤幫上的垂直應力進行了監(jiān)測，如圖7所示。不同切頂角度下應力峰值差別很小。雖然增大切頂角度有利于采空區(qū)矸石垮落，但增大切頂角度后，作用在下一工作面實體煤上的應力有輕微增大的現(xiàn)象。當切頂角度為0°，10°和20°時，實體煤上的垂直應力最大值分別為4.2，4.6和4.7 MPa。不同切頂角度條件下，巷道頂板切頂短臂結構的長度和重量不同，切縫角度越大，該結構的重量越大，相同支護條件下會一定程度傳遞至實體煤幫，因此在實際切縫參數(shù)確定過程中，應綜合考慮現(xiàn)場頂板條件進行合理設計。

圖7 不同切頂角度實體煤幫應力分布

4 預裂切頂現(xiàn)場工程試驗

4.1 試驗方案

(1)切頂高度方案

除了起到卸壓作用，預裂切縫的另一作用是保證采空區(qū)頂板巖層順利垮落并充滿采空區(qū)，根據(jù)巖體碎脹理論，考慮到頂板下沉量和底臌量，理論切頂高度[16]可表示為

(9)

式中，HF為聚能切縫深度，m;M為采高，m;ΔH1為頂板下沉量，m;ΔH2為底臌量，m;K為頂板巖體碎脹系數(shù)。

檸條塔礦S1201工作面頂板巖體實測碎脹系數(shù)為1.38，考慮到頂板實際下沉量和底臌量，理論切縫高度約為9.21 m。為了探究切頂高度對礦壓顯現(xiàn)的影響，現(xiàn)場設計了3種切頂方案，切頂深度7,9,11 m各試驗了50 m。預裂切頂采用連孔爆破方式，爆破孔直徑50 mm。爆破孔內安裝聚能管，聚能管外徑42 mm，內徑36.5 mm，管長1 500 mm。聚能管內安裝2級礦用乳化炸藥，炸藥規(guī)格φ35×200 mm/卷，每卷炸藥200 g。為了盡量統(tǒng)一各方案的切縫效果，孔口附近裝藥結構保持不變，變化主要集中在孔底石英砂巖部位。方案1切頂高度為7 m，每孔安裝4根聚能管，裝藥結構為“4卷+3卷+3卷+2卷”，封泥長度1.5 m;方案2切頂高度為9 m，每孔安裝5根聚能管，裝藥結構為“4卷+4卷+3卷+3卷+2卷”，封泥長度1.5 m;方案3切頂高度為11 m，每孔安裝6根聚能管，裝藥結構為“4卷+4卷+4卷+3卷+3卷+2卷”，封泥長度1.5 m，3種方案具體裝藥結構如圖8所示。

圖8 現(xiàn)場預裂切頂高度試驗方案

(2)切頂角度方案

《無煤柱自成巷110工法規(guī)范》中規(guī)定，頂板定向預裂切縫鉆孔角度應考慮工作面采高，當采高小于1 m時，角度一般為15°～20°，當采高大于1 m時，角度一般小于15°。為了探究切頂角度對礦壓顯現(xiàn)的影響，現(xiàn)場進行了3種切頂角度試驗方案，3種方案中切頂高度9 m保持不變，切頂角度0°,10°和20°各試驗了50 m。3種方案中的裝藥結構相同，均為“4卷+4卷+3卷+3卷+2卷”，具體方案示意如圖9所示。

圖9 現(xiàn)場預裂切頂角度試驗方案

(3)監(jiān)測方案

試驗巷道S1201膠運巷斷面為矩形，寬為6 000 mm，高為3 750 mm，采用錨網(wǎng)索聯(lián)合支護。每種方案試驗段均勻布置5個測點，即每10 m布置一個測點。測量過程中采用十字測點法，為提高測量精度，測點處頂板和兩幫均采用噴漆標記，運用塔尺、游標卡尺及頂?shù)装逡平鼉x等精確測量。每個測點位置監(jiān)測3處位置，即巷中位置、切縫側位置(距碎石幫200 mm)、實體煤幫位置(距實體煤幫200 mm)。

4.2 試驗結果分析

4.2.1預裂切頂高度對圍巖變形的影響

按照試驗方案進行預裂切頂后，工作面回采留巷。留巷過程中對3個試驗段中的典型測點進行全過程變形監(jiān)測，選取試驗段中部測點的巷中位置進行分析，監(jiān)測曲線如圖10所示。

圖10 不同切頂高度典型測點全過程變形監(jiān)測曲線

不同切頂高度條件下，留巷圍巖變形均經(jīng)歷緩慢增長、快速增長和平衡穩(wěn)定階段，但最終變形量和趨于穩(wěn)定的距離不同。切頂高度為7 m時，頂?shù)装逡平冃瘟孔畲?，滯后工作面約210 m達到穩(wěn)定。切頂高度增加至9 m后，快速增長段變形加快，但變形量減小，較7 m切頂時減小了約27%，滯后工作面約150 m巷道變形趨于穩(wěn)定。繼續(xù)增大切頂高度至11 m后，巷道最終變形變化不大，仍為150 mm左右，但滯后工作面趨于穩(wěn)定的距離有所減小。

為整體分析巷道變形情況，對穩(wěn)定后的試驗段等距離(每10 m)取點監(jiān)測，記錄切縫側、巷中和實體煤幫側的頂?shù)装遄罱K移近變形量，如圖11所示。從統(tǒng)計數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，當切頂高度為7 m 時，切縫側最大巷道移近量達到493 mm，切縫側巷道平均變形為356 mm，遠大于切頂高度為9 m時的結果。繼續(xù)增大至11 m時，巷道變形再次有輕微的減少，但變化幅度不大。

圖11 現(xiàn)場試驗區(qū)不同切頂高度頂?shù)装逡平拷y(tǒng)計

現(xiàn)場圍巖變形規(guī)律實測結果與數(shù)值模擬相似。在一定切頂范圍內，增大切頂高度有利于減少巷道變形。當切頂高度較大時，矸石垮落碎脹空間增大，從而對頂板巖層起到一定的支撐作用。此外，沒必要盲目增大切頂高度，過大的切頂高度效益不顯著，切頂高度設計時應綜合考慮頂板巖體的巖性、碎脹特性及上覆頂板的垮落和穩(wěn)定過程。

4.2.2預裂切頂角度對圍巖變形的影響

對不同切頂角度試驗段巷中測點全過程變形進行監(jiān)測，監(jiān)測結果如圖12所示。當切縫孔垂直于巷道頂板時，頂?shù)装逡平冃巫畲蟆Ｇ锌p線向采空區(qū)方向偏斜10°后，變形減小了約一半，繼續(xù)增大切頂角度至20°后，巷道圍巖變形開始增大。由此可見，無煤柱自成巷中切縫角度不應過小亦不宜過大，應根據(jù)現(xiàn)場頂板巖性、采高等情況綜合確定。

圖12 不同切頂角度典型測點全過程變形監(jiān)測曲線

圖13為不同切頂角度條件下頂板整體變形統(tǒng)計。當切頂方向垂直于巷道頂板時，此時巷道頂?shù)装遄冃瘟孔畲螅囼灦吻锌p側測點的平均變形量為378 mm，巷中測點頂?shù)装迤骄平繛?90 mm。當切縫偏向采空區(qū)10°時，切縫側測點平均變形較垂直切縫時減少了約25%，巷中減少了約39%。但是，當繼續(xù)增大至20°時，巷道頂?shù)装遄冃屋^方案2差別不大，甚至有所增大。

由此可見，預裂切縫偏向采空區(qū)一定角度后，有利于減弱矸石垮落時對切頂短臂結構的下墜作用，從而減少變形，但過大的切頂角度反而不利于巷道穩(wěn)定。

4.2.3最終預裂切頂效果

根據(jù)研究結果，最終確定S1201工作面切縫高度為9.0 m，切縫角度為10°，爆破孔間距為600 mm，單孔采用“4卷+4卷+3卷+3卷+2卷”(3 200 g)裝藥結構，封泥長度1.5 m的裝藥和切縫參數(shù)。預裂爆破后，對孔外及孔內裂縫擴展情況進行探測，孔外采用高清攝像機拍攝，孔內采用ZKXG30鉆孔成像儀窺視，預裂效果、垮落效果及最終成巷效果如圖14所示。通過圖14(a)和(e)可知，無論是孔外還是孔內，裂縫均沿預設方向擴展，驗證了聚能張拉爆破技術的可靠性。由圖14(b),(c),(d)可知，采空區(qū)頂板巖體沿切縫線垮落，形成穩(wěn)定碎石幫，最終成巷效果良好，驗證了切頂參數(shù)的合理性。

圖13 現(xiàn)場試驗區(qū)不同切頂角度頂?shù)装逡平拷y(tǒng)計

圖14 現(xiàn)場預裂切頂試驗效果

5 結 論

(1)無煤柱自成巷頂板預裂切縫的有效控制是保證巷道穩(wěn)定性的關鍵。非聚能爆破模式下，裂隙擴展方位角可變，破壞巷道頂板的完整性。聚能張拉爆破模式下，可實現(xiàn)裂縫單方向擴展。為達到理想的切頂效果，裝藥量及孔間距應協(xié)調設計，孔間距應小于孔間裂隙擴展長度。

(2)對檸條塔煤礦無煤柱自成巷預裂切頂進行了數(shù)值模擬研究。預裂切縫可切斷巷道頂板和采空區(qū)頂板間的部分結構和應力傳遞，但不同切頂高度和角度條件下，巷道圍巖呈現(xiàn)出不同的響應規(guī)律。切頂高度影響的是采空區(qū)矸石的碎脹性及其對切頂短臂結構的作用力。在一定范圍內，增大切頂高度可增大矸石碎脹體積，減小巷道頂板變形和作用在實體煤幫上的應力峰值，但切頂高度不宜過大，否則會增大施工難度，且會增大留巷變形。切頂角度主要影響采空區(qū)頂板在垮落過程中對切頂短臂結構的下墜力及穩(wěn)定后對切頂短臂結構的斜撐力。切頂方向不宜垂直于頂板，而應向采空區(qū)偏斜10～20°，以減小下墜力、增大斜撐力。

(3)對檸條塔煤礦無煤柱自成巷預裂切頂進行了現(xiàn)場工程試驗。研究發(fā)現(xiàn)，檸條塔煤礦S1201工作面切縫高度設計為9.0 m，切縫角度為10°，爆破孔間距為600 mm，單孔裝藥量為3 200 g，封泥長度為1.5 m時，可取得較為滿意的切頂和成巷效果。