王 琦，張 朋,3，蔣振華,3，何滿潮，李術才，王 悅,3，江 貝

(1.山東大學 巖土與結構工程研究中心，山東 濟南 250061; 2.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; 3.山東天勤工程科技有限公司，山東 菏澤 274700)

煤炭在我國一次能源消費中占主體地位。傳統(tǒng)長壁開采方法，回采1個工作面，需掘進2條巷道并留設1個區(qū)段保護煤柱，上覆巖層回轉變形導致煤柱處應力集中，極易出現(xiàn)圍巖大變形、支護構件破斷失效等現(xiàn)象，危及安全生產。同時留設的煤柱無法采出，造成資源浪費[1-3]。

針對上述問題，何滿潮等[4]提出了切頂卸壓無煤柱自成巷開采技術，通過頂板定向預裂切縫，切斷采空區(qū)與巷道頂板間礦山壓力傳遞，采空區(qū)頂板巖層在自重及礦山壓力作用下垮落，形成矸石巷幫，從而實現(xiàn)切頂卸壓自動成巷。眾多學者對切頂卸壓無煤柱自成巷技術進行了大量研究[5-13]:在理論分析方面，王亞軍等[5]運用能量理論與位移變分方法分析了切頂卸壓自成巷頂板變形規(guī)律及其影響因素，提出了頂板切縫高度的設計方法；馬新根等[6]建立了力學模型，計算分析了切頂卸壓自成巷頂板變形規(guī)律及巷道控制要求。在數(shù)值模擬方面，孫曉明等[7]通過分析薄煤層工作面回采過程中頂板受力狀態(tài)，確定了薄煤層切頂卸壓自成巷關鍵參數(shù)。TAO Zhigang等[8]利用數(shù)值模擬軟件研究了切頂卸壓自成巷“短梁”的應力分布規(guī)律。在現(xiàn)場試驗方面，WANG Qi[9]、朱珍[10]等對不同地質條件下切頂卸壓自成巷關鍵技術進行了工程試驗，有效控制了圍巖變形，取得了良好的成巷效果。上述學者通過理論分析、數(shù)值模擬、現(xiàn)場試驗等方法研究了切頂卸壓自成巷技術，有力推動了該技術在淺部煤礦的應用。

隨著淺部煤炭資源的日益枯竭，煤炭開采逐漸向深部發(fā)展，高地應力、極軟巖、斷層破碎帶等復雜地質條件增多，巷道圍巖破碎，控制困難，頂板垮落等安全事故頻發(fā)[14-17]。為解決上述問題，眾多學者進行了大量研究[18-29]。WANG Qi等[18-19]建立了錨注圍巖界面抗剪強度理論公式，并結合工程現(xiàn)場提出了錨注破碎圍巖與漿液有效擴散范圍的確定方法。周波等[20]通過數(shù)值模擬與現(xiàn)場試驗驗證了錨注支護可有效提高斷層破碎帶煤巷圍巖承載和抗變形能力。江貝等[21]通過現(xiàn)場試驗揭示了不同錨注參數(shù)對圍巖和支護體系的影響規(guī)律。

基于此，筆者分析了深部采區(qū)傳統(tǒng)沿空掘巷圍巖變形破壞機制，結合切頂卸壓自成巷開采技術與錨注支護技術提出了深部高強錨注切頂自成巷方法，開展了高強錨注切頂自成巷與沿空掘巷的數(shù)值對比試驗和地質力學模型試驗，明確了2種開采方法下巷道圍巖控制機制和礦壓變化規(guī)律，提出了相應的工程建議，并在現(xiàn)場成功應用。

1 深部巷道變形破壞分析

1.1 工程概況

孫村煤礦位于山東省泰安市，最大開采深度為1 501 m，最大地應力為37.9 MPa，為我國開采深度最大的礦井。

該礦2采區(qū)2號煤平均煤層厚2.5 m，直接頂為2.5 m粉砂巖，基本頂為7.0 m砂巖，直接底為3.0 m細粒砂巖，基本底為3.0 m粉砂巖，如圖1所示，主要巖層的物理力學參數(shù)見表1。巷道采用傳統(tǒng)留小煤柱沿空掘巷的方法，煤柱寬5 m，巷道凈高2.5 m，凈寬3.8 m。頂板采用錨索+錨桿的支護方式，錨索型號為φ22 mm×5 000 mm，錨桿型號為φ20 mm×2 800 mm;兩幫采用錨桿支護，型號為φ20 mm×2 000 mm。錨桿(索)間排距均為1 000 mm×800 mm。

圖1 工作面概況Fig.1 Working face situation

表1 巖體物理力學參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of rock mass

受高地應力與開挖擾動影響，使用上述傳統(tǒng)巷道掘進與支護方法的巷道圍巖極為破碎，變形量大，網(wǎng)兜與錨桿(索)破斷現(xiàn)象嚴重，冒頂事故時有發(fā)生，如圖2所示。

圖2 巷道的變形破壞Fig.2 Deformation and failure of the roadway

1.2 巷道監(jiān)測與破壞機制分析

為明確該巷道的變形破壞機制，選取其典型斷面監(jiān)測圍巖收斂變形、支護構件受力與頂板松動破碎范圍。頂?shù)滓平?、兩幫收斂量與錨桿(索)受力監(jiān)測結果如圖3所示。頂板中部與左右兩側各施打1個6 m鉆孔，利用鉆孔窺視儀對鉆孔內圍巖進行探測，根據(jù)探測結果將頂板圍巖分為強度劣化區(qū)、強度恢復區(qū)和原巖強度區(qū)，其中窺視鉆孔中黑色填充為裂隙分布區(qū)域，白色為完整區(qū)域，具體分區(qū)如圖4所示。

圖3 典型斷面收斂變形與支護構件受力Fig.3 Convergence deformation of typical section and stress of supporting members

圖4 巷道頂板分區(qū)Fig.4 Roof division of the roadway

由圖3,4分析可知:

(1)從巷道掘進期間到回采期間，巷道收斂變形持續(xù)增加。開挖30 d內巷道表面位移增速快;第30～60天巷道表面位移增速減緩。變形整體呈現(xiàn)出“頂?shù)滓平?兩幫收斂量”的特征，頂?shù)滓平窟_62.1 cm，兩幫收斂量達57.2 cm。

(2)錨桿安裝后，其受力先增大后減小，最終趨于穩(wěn)定。安裝15 d內錨桿受力迅速升高，最大達到152.2 kN;第15～25天，錨桿受力開始下降;33 d后錨桿受力基本不變，為103.5 kN左右。錨索受力一直呈上升趨勢，第60天錨索受力達371.1 kN，該類錨索極限破斷力為411 kN，強度使用率達到90.3%。

(3)巷道頂板內部整體松動破壞范圍大，圍巖強度減弱明顯。其中，強度劣化區(qū)在0～3.1 m，圍巖十分破碎，裂隙極其發(fā)育，強度劣化嚴重;強度恢復區(qū)在3.1～4.9 m，巖體較完整，存在少量微裂隙;原巖強度區(qū)范圍在4.9 m以外，圍巖完整，無明顯裂隙。

根據(jù)上述監(jiān)測結果，分析巷道變形破壞的主要原因為:① 受大埋深和開挖擾動的影響，巷道處在高地應力環(huán)境中，傳統(tǒng)的留煤柱沿空掘巷方法，無法有效釋放高應力，煤柱處應力集中，使得原本破碎的煤柱產生更大的變形破壞;② 巷道采用錨索+錨桿的支護形式，錨桿大部分處在強度劣化區(qū)內，難以發(fā)揮支護作用，錨索受力過大，接近極限破斷力，安全儲備低。在該種支護條件下，圍巖松動劣化范圍進一步擴大，巷道圍巖大變形現(xiàn)象愈發(fā)嚴重，頂板控制更加困難。

2 深部巷道控制機制數(shù)值對比試驗

礦山壓力是導致上述問題發(fā)生的主要根源，切頂卸壓自成巷技術作為一種新型的煤礦開采方法，可有效釋放圍巖應力，在淺部煤礦中得到了大量應用。但在深部高應力頂板破碎巷道中的適應性，仍需要進一步研究。本節(jié)以2215工作面為研究對象系統(tǒng)開展深部高應力沿空掘巷與切頂自成巷對比以及切頂自成巷自身對比兩大類數(shù)值試驗。

2.1 方案設計

沿空掘巷與切頂自成巷對比方案包括A類方案(不同煤柱寬度)、B類方案(不同地應力);切頂自成巷自身對比方案包括C類方案(不同頂板圍巖強度)、D類方案(不同切頂高度)。A～D類方案均以現(xiàn)場巷道斷面尺寸、原始錨網(wǎng)支護為不變量，依次以煤柱寬度、地應力大小、頂板圍巖強度、切頂高度為變量，固定另外3個變量進行模擬，具體方案如下:

A類方案(不同煤柱寬度對比方案)。該類方案主要對比沿空掘巷不同煤柱寬度和切頂無煤柱等條件下巷道圍巖變形和應力變化規(guī)律，以煤柱寬度為變量，編號分別為Ai，其中i=1～5，分別對應煤柱寬度為3，5，8，15，0 m，其中A1～A4方案代表沿空掘巷方案，A5方案代表切頂自成巷方案，切頂高度為8 m，具體方案見表2。

表2 煤柱寬度對比方案Table 2 Comparison scheme of coal pillar width

B類方案(不同地應力對比方案):該類方案主要對比不同地應力條件下留煤柱沿空掘巷和切頂自成巷的圍巖變形和應力變化規(guī)律，以地應力大小為變量，編號分別為Bj，j=1～10。其中j=1～5分別對應沿空掘巷(該礦現(xiàn)場5 m煤柱方案，A2方案)條件下地應力等級為0.75，1.00，1.25，1.50，1.75;j=6～10分別對應切頂無煤柱自成巷(A5方案)條件下地應力等級為0.75,1.0,1.25,1.50,1.75，具體方案見表3。

表3 不同地應力對比方案Table 3 Comparison scheme of in-situ stress level

C類方案(不同頂板圍巖強度對比方案):該類方案主要模擬注漿對巷道頂板圍巖的加固作用，通過頂板圍巖強度系數(shù)的增加模擬圍巖強度的提高，以巷道頂板圍巖強度為變量，編號分別為Ck，其中,k=1～5，分別對應頂板圍巖強度系數(shù)為1.0，1.1，1.2，1.3，1.4，具體方案見表4。

表4 頂板圍巖強度對比方案Table 4 Comparison scheme of surrounding rock strength

D類方案(不同切頂高度對比方案):該類方案主要針對切頂自成巷核心參數(shù)—切頂高度進行模擬分析，以切頂高度為變量，編號分別為Dl，其中l(wèi)=1～5，分別對應切頂高度為4,6,8,10,12 m，具體方案見表5。

表5 切頂高度對比方案Table 5 Comparison scheme of roof cutting height

2.2 模型建立與監(jiān)測方案

根據(jù)現(xiàn)場地質情況，利用FLAC3D數(shù)值軟件進行數(shù)值計算，模型尺寸為280 m×70 m×70 m(寬×高×厚)，模型體底部邊界垂直方向固定，左右邊界水平方向固定，X,Y方向應力為23.4 MPa，Z方向應力為19.4 MPa，上方施加18.4 MPa的補償應力，模擬上覆巖層自重的影響，模型體各巖層物理力學參數(shù)與現(xiàn)場一致，模型體如圖5所示。

圖5 模型體與邊界條件示意Fig.5 Diagram of model body and boundary conditions

在距模型前表面35 m處設置監(jiān)測斷面，其中巷道頂板和實體煤幫的監(jiān)測點編號分別為Rm-n,Sm-n(m=1或2，分別代表沿空掘巷和切頂自成巷;n為測點編號)，各監(jiān)測點具體布設方式和位置如圖5,6所示。

圖6 數(shù)值模擬監(jiān)測方案Fig.6 Monitoring scheme of numerical simulation

2.3 評價指標的建立

為更好地分析不同方案巷道圍巖應力變化規(guī)律與控制機制，建立側向支承壓力提升率δSuv、頂板應力釋放率δRuv-r和圍巖變形控制率ηDuv等定量評價指標。

(1)側向支承壓力提升率δSuv，即巷道開挖穩(wěn)定后煤柱幫與實體煤幫側向支承壓力比原巖應力增大的百分比，計算公式為

(1)

其中,δSuv為uv方案中巷道側向支承壓力提升率，表示uv方案巷道側向支承壓力相對于原巖應力的提高程度，δSuv越高，代表巷道煤柱幫與實體煤幫應力集中程度越大。其中，u為不同方案編號，u為A～D，分別代表設計的4類方案，v為不同方案的子方案，A,C,D類方案v=1～5，B類方案v=1～10。以δSA1為例，表示A1方案側向支承壓力提升率。Suv-max為uv方案巷道的側向支承壓力峰值，MPa;Suv-ini為uv方案巷道的原巖應力，MPa。

(2)頂板應力釋放率δRuv-r，即巷道開挖穩(wěn)定后頂板應力比原巖應力降低的百分比，計算公式為

(2)

式中,δRuv-r為uv方案中巷道頂板第r測點頂板應力釋放率，表示uv方案中巷道頂板第r測點頂板應力相對于原巖應力減小程度，δRuv-r越高，代表巷道頂板該處卸壓效果越好;r為巷道頂板上部測點，r=1～9;Ruv-r為uv方案巷道頂板第r測點處的頂板應力，MPa。

(3)圍巖變形控制率ηDuv，即巷道開挖穩(wěn)定后頂板變形量比同類方案頂板最大變形量減小的百分比，計算公式為

(3)

式中,ηDuv為uv方案巷道圍巖變形控制率，表示uv方案相對于u方案中巷道頂板變形量最大的子方案巷道圍巖變形控制提高程度，ηDuv越高，代表巷道圍巖控制效果越明顯;Duv為uv方案巷道頂板變形量，mm;Dumax為u方案中所有子方案巷道頂板最大變形量，mm。

2.4 結果分析

2.4.1不同煤柱寬度對比(A類)方案結果分析

此類方案(A1～A5)以煤柱寬度為變量進行對比分析，各方案煤柱和實體煤幫側向支承壓力變化曲線如圖7所示，巷道頂板應力變化曲線如圖8所示。為綜合對比分析各方案巷道圍巖應力變化和變形控制規(guī)律，對各評價指標進行匯總，如圖9所示，圖9中頂板應力釋放率選取巷道頂板3,7測點作為頂板淺部和深部典型代表點進行評價。

圖7 不同煤柱寬度的側向支承壓力變化曲線Fig.7 Variation of side abutment pressure with different coal pillar width

圖8 不同煤柱寬度的巷道頂板應力變化曲線Fig.8 Variation of roof stress with different coal pillar width

圖9 不同煤柱寬度的定量評價指標Fig.9 Quantitative evaluation indexes of different coal pillar width

(1)側向支承壓力對比分析。

① 沿空掘巷方案壓力峰值特征分析:隨著煤柱寬度的增大，巷道左側煤柱幫和右側實體煤幫在向深部發(fā)展的過程中，側向支承壓力整體呈現(xiàn)先增大后減小的“非對稱”特征。在煤柱寬度為3～5 m時，側向支承壓力峰值位于實體煤側;在煤柱寬度為8～15 m時，側向支承壓力峰值轉移至煤柱側。

② 切頂自成巷與沿空掘巷壓力峰值對比分析:沿空掘巷方案(A1～A4)實體煤幫側向支承壓力提升率平均值為58.0%，最大峰值為33 MPa，各方案壓力峰值均距離巷道實體煤幫表面3 m左右;切頂自成巷方案(A5)實體煤幫側向支承壓力提升率為36.2%，峰值為27.2 MPa，壓力峰值距離巷道實體煤幫表面6 m左右。以上結果表明，切頂卸壓可有效減小巷道實體煤幫側向支承壓力峰值，并使其向深部轉移。

(2)頂板卸壓效果對比分析。

① 切頂自成巷與沿空掘巷頂板卸壓區(qū)域對比分析:A1～A5各方案巷道頂板距離巷道表面越遠，頂板應力越大，應力變化越趨近于穩(wěn)定。沿空掘巷方案(A1～A4)頂板應力在距離巷道表面6 m左右時基本趨于原巖應力;切頂自成巷方案(A5)頂板應力在距離巷道表面12 m時仍未達到原巖應力。這表明切頂卸壓可使得巷道頂板上方產生更大的卸壓區(qū)，巷道頂板圍巖更易控制。

② 切頂自成巷與沿空掘巷頂板卸壓程度對比分析:沿空掘巷方案(A1～A4)頂板應力釋放率平均值和切頂自成巷方案(A5)頂板應力釋放率在頂板淺部3測點處分別為16.2%，65.2%，在頂板深部7測點處分別為3.6%,22.3%，后者相同位置測點處的應力釋放率明顯高于前者。這表明在切頂作用下，頂板應力得到有效釋放，且距離巷道表面越近，頂板卸壓效果越明顯。

(3)圍巖變形控制對比分析。

① 沿空掘巷方案圍巖變形控制特征:在煤柱寬度為3～15 m時，圍巖變形控制率分別為0，39.3%，29.1%，18.5%，呈現(xiàn)“5 m煤柱方案>8 m煤柱方案>15 m煤柱方案>3 m煤柱方案”的特征。

② 切頂自成巷與沿空掘巷圍巖變形控制效果對比分析:沿空掘巷方案(A1～A4)圍巖變形控制率平均值與切頂自成巷方案(A5)圍巖變形控制率分別為21.7%，51.7%，后者明顯高于前者。這表明頂板預裂切縫切斷了采空區(qū)與巷道頂板間的應力傳遞，使得巷道處于應力降低區(qū)，巷道圍巖變形得到有效控制。

綜合A類方案分析可知,與沿空掘巷相比，切頂自成巷通過預裂切頂使得頂板形成更大的卸壓區(qū)，實體煤幫側向支承壓力降低，峰值向深部轉移，巷道頂板圍巖更易控制，實體煤幫更加穩(wěn)定。

圖10 不同地應力條件的側向支承壓力變化曲線Fig.10 Variation of side abutment pressure with different in-situ stress level

2.4.2不同地應力對比(B類)方案結果分析

此類方案(B1～B10)以地應力大小為變量進行對比分析，沿空掘巷方案(B1～B5)與切頂自成巷方案(B6～B10)實體煤幫側向支承壓力變化曲線如圖10所示。沿空掘巷方案與切頂自成巷方案巷道頂板應力變化曲線如圖11所示。為綜合對比分析各方案巷道圍巖應力變化和變形控制規(guī)律，對各評價指標進行匯總，如圖12所示，圖12中頂板應力釋放率選取巷道頂板3,7測點作為頂板淺部和深部典型代表點進行評價。

圖11 不同地應力條件的巷道頂板應力變化曲線Fig.11 Variation of roof stress with different in-situ stress level

圖12 不同地應力條件的定量評價指標Fig.12 Quantitative evaluation indexes of different in-situ stress level

(1)側向支承壓力對比分析。

① 切頂自成巷和沿空掘巷壓力峰值對比分析:隨著地應力的增大，各方案的實體煤幫側向支承壓力峰值均逐漸增大，但峰值距實體煤幫表面距離相對固定。當?shù)貞Φ燃壧岣叩?.75時，沿空掘巷和切頂自成巷實體煤幫側向支承壓力提升率分別為21.2%，10.3%，距離巷道實體煤幫表面分別為3，6 m。這表明在高地應力環(huán)境下，切頂自成巷實體煤幫側向支承壓力峰值低于沿空掘巷實體煤幫側向支承壓力峰值，且峰值距離巷道實體煤幫表面更遠。

② 切頂自成巷壓力峰值分析:隨著地應力的增大，切頂自成巷實體煤幫側向支承壓力提升率逐漸減小。地應力等級從0.75提升到1.75時，實體煤幫側向支承壓力提升率從56.3%降低到10.3%。這表明地應力越大，切頂自成巷實體煤幫側向支承壓力峰值較原巖應力提升越小。

(2)頂板卸壓效果對比分析。

① 切頂自成巷與沿空掘巷卸壓效果對比分析:隨著地應力的增大，切頂自成巷與沿空掘巷頂板應力均不同程度增大。當?shù)貞Φ燃壧岣叩?.75時，切頂自成巷和沿空掘巷頂板應力釋放率在頂板淺部3測點處分別為73.5%，33.8%，在頂板深部7測點處分別為40.3%，11.7%。以上結果表明，在高地應力環(huán)境下，切頂自成巷在頂板相同位置處的應力釋放率明顯高于沿空掘巷，頂板卸壓效果更好，圍巖更加穩(wěn)定。

② 切頂自成巷卸壓效果分析:隨著地應力的增大，切頂自成巷的頂板應力釋放率逐漸增大。切頂自成巷各方案(B6～B10)中，頂板應力釋放率在淺部3測點處從55.1%增大到73.5%，在頂板深部7測點處從7.8%增大到40.3%。這表明地應力越大，切頂自成巷頂板應力釋放程度越高，卸壓越明顯。

(3)圍巖變形控制對比分析。

隨著地應力的增大，切頂自成巷圍巖變形控制率逐漸減小。切頂自成巷各方案(B6～B10)圍巖變形控制率分別為54.2%，41.6%，31.7%，24.4%，0。這表明在高地應力環(huán)境下，巷道圍巖控制困難，為保證巷道圍巖穩(wěn)定，在切頂卸壓的同時需提高巷道支護強度或圍巖自身承載能力。

綜合B類方案分析可知,在不同地應力條件下，切頂自成巷實體煤幫側向支承壓力峰值和頂板應力均低于沿空掘巷。同時地應力越高，切頂自成巷實體煤幫側向支承壓力峰值較原巖應力提升越小，頂板應力釋放程度越高，卸壓越明顯。

2.4.3不同頂板圍巖強度對比(C類)方案結果分析

此類方案(C1～C5)以頂板圍巖強度為變量進行對比分析，各方案巷道實體煤幫側向支承壓力變化曲線如圖13所示，巷道頂板應力變化曲線如圖14所示。為綜合對比分析各方案巷道圍巖應力變化和變形控制規(guī)律，對各評價指標進行匯總，如圖15所示，圖15中頂板應力釋放率選取巷道頂板3,7測點作為頂板淺部和深部典型代表點進行評價。

圖13 不同頂板圍巖強度的側向支承壓力變化曲線Fig.13 Variation of side abutment pressure with different surrounding rock strength

圖14 不同頂板圍巖強度的巷道頂板應力變化曲線Fig.14 Variation of roof stress with different surrounding rock strength

圖15 不同頂板圍巖強度的定量評價指標Fig.15 Quantitative evaluation indexes of different surrou- nding rock strength

(1)側向支承壓力對比分析。

在頂板圍巖強度系數(shù)為1.0～1.4時，切頂自成巷方案(C1～C5)實體煤幫側向支承壓力提升率分別為24.2%,25.4%,28.1%,29.2%,29.3%，差別較小。同時各方案實體煤幫側向支承壓力峰值距離巷道實體煤幫表面均為6 m左右。這表明巷道頂板一定范圍內提高圍巖強度對實體煤幫側向支承壓力的變化影響較小。

(2)頂板卸壓效果對比分析。

在頂板圍巖強度系數(shù)為1.0～1.4時，切頂自成巷頂板淺部3測點處頂板應力釋放率最大為65.1%，最小為57.8%;頂板深部7測點處頂板應力釋放率最大為18.2%，最小為10.9%，巷道頂板相同位置處卸壓效果差別不大。這表明巷道頂板一定范圍內提高圍巖強度對頂板圍巖應力的變化影響較小。

(3)圍巖變形控制對比分析。

頂板圍巖強度系數(shù)從1.0增加到1.4時，切頂自成巷圍巖變形控制率從0提高到55.6%，圍巖控制效果越來越好。這表明巷道頂板一定范圍內提高圍巖強度可有效控制巷道圍巖變形，維持巷道穩(wěn)定。

綜合C類方案分析可知,提高巷道頂板圍巖強度，可有效控制巷道圍巖變形，但對于巷道頂板應力與側向支承壓力的變化影響較小。

圖16 不同切頂高度條件的側向支承壓力變化曲線Fig.16 Variation of side abutment pressure with different roof cutting height

2.4.4不同切頂高度對比(D類)方案結果分析

此類方案(D1～D5)以切頂高度為變量進行對比分析，各方案巷道實體煤幫側向支承壓力變化曲線如圖16所示，巷道頂板應力變化曲線如圖17所示。為綜合對比分析各方案巷道圍巖應力變化和變形控制規(guī)律，對各評價指標進行匯總，如圖18所示，圖18中頂板應力釋放率選取巷道頂板3,7測點作為頂板淺部和深部典型代表點進行評價。

圖17 不同切頂高度條件的巷道頂板應力變化曲線Fig.17 Variation of roof stress with different roof cutting height

圖18 不同切頂高度條件的定量評價指標Fig.18 Quantitative evaluation indexes of different cutting height

(1)側向支承壓力對比分析。

在切頂高度為4～12 m時，切頂自成巷實體煤幫側向支承壓力提升率分別為56.2%,46.4%,36.1%,32.9%,30.8%。在切頂高度為4～8 m時，實體煤幫側向支承壓力峰值不斷減小，峰值從距離巷道實體煤幫表面3 m左右轉移至6 m左右;在切頂高度為8～12 m時，實體煤幫側向支承壓力峰值大小接近，峰值均距離巷道實體煤幫表面6 m左右。以上結果表明，隨著切頂高度的增大，實體煤幫側向支承壓力峰值不斷降低并逐漸向深部轉移，在切頂高度超過8 m后，實體煤幫側向支承壓力峰值變化不明顯。

(2)頂板卸壓效果對比分析。

切頂高度從4 m增大到8 m時，切頂自成巷頂板淺部3測點頂板應力釋放率從52.5%提高到64.5%，深部7測點頂板應力釋放率從11.2%提高到22.6%。切頂高度從8 m增大到12 m時，頂板淺部3測點和深部7測點頂板應力釋放率增加不明顯。這表明切頂高度越大，頂板圍巖卸壓效果越好，切頂高度達到一定限值后，頂板圍巖卸壓效果提升不明顯。

(3)圍巖變形控制對比分析。

在切頂高度為4～12 m時，切頂自成巷圍巖變形控制率分別為0,28.4%,43.9%,50.2%,54.1%。切頂高度越大，切頂自成巷圍巖變形控制率越高，但切頂高度超過8 m后，圍巖控制效果提升不明顯。這表明在切頂高度為4,6 m時，切落的采空區(qū)頂板未能完全充填采空區(qū);在切頂高度超過8 m后，切落的采空區(qū)頂板能夠充分充填采空區(qū)，巷道頂板得到有效的支撐。

綜合D類方案分析可知,隨著切頂高度的增大，切頂自成巷實體煤幫側向支承壓力、頂板應力和圍巖變形量均不斷減小，但切頂高度超過一定限值后，圍巖卸壓和控制效果提升不再明顯。

3 深部高強錨注切頂自成巷方法

上述研究驗證了深部高應力環(huán)境下應用切頂卸壓與頂板破碎巷道利用高強錨注的合理性和有效性。為解決深部高應力頂板破碎巷道的控制難題，減少巷道掘進量，實現(xiàn)無煤柱安全開采。筆者在前人研究基礎[4-9]上，提出了深部高強錨注切頂自成巷方法，如圖19所示。

圖19 深部高強錨注切頂自成巷方法Fig.19 Automatic roadway formation method by roof cutting with high strength bolt-grouting in deep coal mine

深部高強錨注切頂自成巷方法的核心包括頂板高強錨注和切頂卸壓。一方面利用高強錨注提高巷道頂板完整性，另一方面利用頂板預裂切縫切斷采空區(qū)與巷道頂板間應力傳遞，使巷道處于應力降低區(qū)。利用該方法開采支護設計時，其工藝流程如圖20所示。

圖20 深部高強錨注切頂自成巷工藝流程Fig.20 Construction process flow of automatically formed roadway by roof cutting with high strength bolt-grouting in deep coal mine

具體技術原理與工藝如下:

(1)采用高強高預應力注漿錨索對巷道頂板進行錨注支護。一方面利用高壓注漿，大范圍充填圍巖內部裂隙，提高頂板完整性，同時提高周圍錨桿的錨固性能，發(fā)揮錨桿與錨索的協(xié)同支護作用和圍巖的自承能力;另一方面注漿錨索錨固到原巖強度區(qū)，發(fā)揮了其高強高預應力優(yōu)勢，使得加固圍巖內部存在較大的壓應力，有效提高了破碎注漿巖體的整體強度。

(2)在巷道沿空側和實體煤側架設液壓支柱護頂，配合高強錨注技術加強頂板支護，實現(xiàn)剛性頂板效應，以保證在后期自成巷形成期間，頂板垮落導致切縫面產生巨大摩擦力作用時巷道頂板的安全穩(wěn)定。

(3)回采期間，在超前采煤工作面一段距離，對巷道采空區(qū)側頂板進行定向預裂切縫，切斷采空區(qū)頂板與巷道頂板之間的應力傳遞，并利用工字鋼(或約束混凝土)+擋矸金屬網(wǎng)進行護幫支護。

(4)隨著工作面的推進，采空區(qū)頂板在自重及礦山壓力作用下沿切縫面垮落，利用垮落矸石的碎脹特性，充填采空區(qū)。

(5)在擋矸支護作用下，巷道沿空側形成矸石巷幫，實現(xiàn)自動成巷，待矸石巷幫壓實后，利用高分子材料進行封閉。

4 高強錨注切頂自成巷模型試驗

為深入研究深部高強錨注切頂自成巷方法，本文以2采區(qū)2215工作面為研究對象，開展地質力學模型試驗，設計切頂自成巷與沿空掘巷2種方案，對比分析巷道圍巖變形與礦壓變化規(guī)律。

4.1 模型試驗系統(tǒng)

模型試驗系統(tǒng)整體尺寸為5 200 mm×4 250 mm×2 700 mm(寬×高×厚)，可組合拼裝對不同尺寸的模型體進行加載試驗，最大荷載集度為2 MPa。筆者利用該試驗系統(tǒng)對尺寸為2 400 mm×2 400 mm×500 mm(寬×高×厚)的模型體進行試驗，模型試驗系統(tǒng)主體結構如圖21所示。

圖21 模型試驗裝置與模型體尺寸Fig.21 Model test device and model size

4.2 相似比尺與模型參數(shù)

通過模型試驗裝置尺寸與現(xiàn)場地層條件，確定幾何相似比尺Cg=1∶30，容重相似比尺Cγ=1∶1.5，應力相似比尺Cσ=CgCγ=1∶45。利用相似理論[30-32]得到其他參數(shù)的相似比尺:Cε=1,Cφ=1,Cμ=1,Cσ=CE=Cc。式中,g代表幾何尺寸;γ代表容重;σ代表應力;ε代表應變;φ代表內摩擦角;μ代表泊松比;E代表彈性模量;c代表黏聚力。

根據(jù)上述幾何相似比尺與巷道斷面尺寸，設計切頂自成巷與沿空掘巷對比試驗的模型尺寸如圖21所示。

模型中切頂自成巷尺寸為127 mm×83 mm，頂板切縫高度為267 mm，模擬實際切縫高度8 m，切縫角度為20°，采用預埋云母片的方式模擬切縫。沿空掘巷留設煤柱尺寸為167 mm，模擬實際沿空掘巷留設5 m煤柱，巷道尺寸與切頂自成巷一致。

4.3 模型試驗方案

4.3.1加載與開挖方案

利用模型加載裝置對模型上表面和左右側面進行不同應力水平加載。通過現(xiàn)場實測地應力和相似比尺，確定模型表面需要施加的荷載集度為水平方向σH=0.52 MPa，豎直方向σV=0.43 MPa。

模擬巷道開挖次序為:右側切頂自成巷→中間工作面→左側沿空掘巷，沿工作面走向按照A→B～K→L的順序開挖，具體開挖方案如圖22所示。

圖22 模型試驗方案示意Fig.22 Diagram of model test scheme

(1)右側切頂自成巷分A1～A10十步開挖，每步進尺為50 mm。

(2)中間開采工作面分By～Ky(y=1～8)十組開挖，每一組即為一刀煤，每刀煤(分8塊)進尺為50 mm，沿工作面走向迂回式開挖。

(3)左側沿空掘巷分L1～L10十步開挖，其開挖方式同切頂自成巷。

為模擬下個工作面采動時對上述沿空掘巷和切頂自成巷的影響，對開挖完成后的模型體進行超載試驗。研究表明，煤炭開采引起采空區(qū)上覆巖層垮落，對巷道煤壁附近巖層應力的影響可達原巖應力的2～3倍[33]，本文選取2.5倍的超載系數(shù)模擬二次采動影響。

4.3.2監(jiān)測方案

在距模型體前表面300 mm處設置監(jiān)測斷面，布設2個監(jiān)測區(qū)(監(jiān)測區(qū)Ⅰ和監(jiān)測區(qū)Ⅱ)對2條巷道圍巖應力和位移進行監(jiān)測，其中巷道頂板、肩部和實體煤幫監(jiān)測點編號分別為Rm-n,Am-n,Sm-n(m=1,2，分別代表沿空掘巷和切頂自成巷;n代表測點編號)，各監(jiān)測點具體布設方式和位置如圖22,23所示。同時，在模型試驗裝置正前方布置數(shù)字照相監(jiān)測設備，對模型表面進行位移監(jiān)測。

圖23 監(jiān)測方案示意Fig.23 Diagram of monitoring scheme

4.4 試驗過程與結果分析

4.4.1試驗過程

按照上述開挖方案對模型體進行了開挖，如圖24所示。首先開挖右側切頂自成巷，開挖完成后繼續(xù)開挖工作面。待工作面開挖完成，采空區(qū)頂板沿切縫面充分垮落后，進行左側沿空掘巷開挖。整體開挖結束后，開展超載試驗。通過布設的監(jiān)測元件對試驗過程中巷道圍巖應力與位移進行持續(xù)監(jiān)測。

圖24 模型試驗開挖過程Fig.24 Excavation process of model test

4.4.2結果分析

對巷道開挖和超載試驗的監(jiān)測數(shù)據(jù)進行分析，得出切頂自成巷與沿空掘巷斷面收斂變形、圍巖應力與頂板內部位移對比曲線，如圖25～27所示。

圖25 切頂自成巷與沿空掘巷斷面收斂變形對比曲線Fig.25 Comparison curves of convergence deformation

圖26 切頂自成巷與沿空掘巷圍巖應力對比曲線Fig.26 Comparison curves of surrounding rock stress

圖27 切頂自成巷與沿空掘巷頂板內部位移對比Fig.27 Comparison of roof internal displacement

(1)巷道斷面收斂變形監(jiān)測結果分析。對比分析切頂自成巷開挖期間(A1～A10)與沿空掘巷開挖期間(L1～L10)的斷面收斂變形曲線(圖25)可知:① 隨著巷道開挖進尺的增加，切頂自成巷和沿空掘巷頂?shù)滓平烤仍黾雍筅呌诜€(wěn)定。在開挖進尺為0～100 mm時，頂?shù)滓平吭鏊佥^緩;在開挖進尺為100～200 mm時，頂?shù)滓平吭鏊偌涌?在開挖進尺超過200 mm后，頂?shù)滓平吭鏊贉p緩并趨于穩(wěn)定，穩(wěn)定后切頂自成巷頂?shù)滓平繛?.6 mm，沿空掘巷頂?shù)滓平繛?.7 mm，較前者高出67.4%。② 巷道開挖時，切頂自成巷和沿空掘巷兩幫收斂量均先增加后趨于穩(wěn)定。切頂自成巷在開挖200 mm以后，兩幫收斂量逐漸趨于穩(wěn)定，穩(wěn)定后為3.1 mm;沿空掘巷在開挖250 mm以后，兩幫收斂量逐漸趨于穩(wěn)定，穩(wěn)定后為6.7 mm，較前者高出116.1%。

對上述結果分析可知,沿空掘巷煤柱處應力集中，頂?shù)滓平亢蛢蓭褪諗苛看螅锏绹鷰r控制困難，不利于巷道穩(wěn)定。

(2)巷道圍巖應力監(jiān)測結果分析。對比分析模型體整體開挖完成后切頂自成巷與沿空掘巷的圍巖應力分布曲線(圖26)可知:① 切頂自成巷與沿空掘巷頂板應力對比分析。2類巷道頂板距離巷道表面越遠，頂板應力越大，并逐漸趨向于原巖應力。在監(jiān)測范圍內，沿空掘巷頂板應力在距離巷道表面0.25 m(R1-5)時最大，為0.38 MPa;在距離巷道表面0.05 m(R1-1)時最小，為0.32 MPa。切頂自成巷頂板應力在距離巷道表面0.25 m(R2-5)時最大，為0.27 MPa;在距離巷道表面0.05 m(R2-1)時最小，為0.12 MPa。在頂板相同位置，切頂自成巷各測點處頂板應力均低于沿空掘巷。這表明頂板預裂切縫有效切斷了巷道頂板與采空區(qū)間的應力傳遞，頂板卸壓效果好。② 切頂自成巷與沿空掘巷肩部應力對比分析。沿空掘巷肩部應力在距離巷道表面0.1 m(A1-2)時達到峰值，應力峰值為0.63 MPa。切頂自成巷肩部應力在距離巷道表面0.15 m(A2-3)時達到峰值，應力峰值為0.55 MPa，峰值較前者降低12.7%。這表明通過切頂卸壓作用可使肩部應力峰值降低，并向深部轉移。③ 切頂自成巷與沿空掘巷實體煤幫側向支承壓力對比分析。沿空掘巷側向支承壓力峰值在距離實體煤幫表面0.05 m(S1-1)時達到峰值，為1.12 MPa。切頂自成巷側向支承壓力峰值距離實體煤幫表面0.1 m(S2-2)時達到峰值，為0.85 MPa，峰值較前者降低24.1%。這表明通過切頂卸壓作用可使實體煤幫側向支承壓力峰值降低，并向深部轉移。

對上述結果分析可知,頂板預裂切縫有效切斷了巷道頂板與采空區(qū)之間的應力傳遞，頂板應力、肩部應力和實體煤幫側向支承壓力均不同程度降低，且肩部和實體煤幫應力峰值距離巷道表面遠，巷道圍巖易于控制。

(3)巷道頂板內部位移監(jiān)測結果分析。對比分析超載結束后切頂自成巷與沿空掘巷的頂板內部位移曲線(圖27)可知：① 切頂自成巷與沿空掘巷頂板內部位移對比分析。切頂自成巷與沿空掘巷頂板距離巷道表面0.05 m(R2-1和R1-1)時，內部位移最大，分別為4.1mm 和7.8 mm，前者較后者減小了47.4%。這表明在二次采動影響下，切頂自成巷頂板內部位移小于沿空掘巷，圍巖控制效果更好。② 切頂自成巷頂板內部位移分析。切頂自成巷頂板在距離巷道表面0.05～0.25 m時，各測點頂板內部位移分別為4.1,3.2,2.9,2.7,2.4 mm，頂板內部位移整體較小，且隨深度增加逐漸變小，這表明巷道頂板卸壓效果和圍巖變形控制效果明顯。

對上述結果分析可知,切頂自成巷采空區(qū)頂板垮落形成矸石巷幫，對自成巷頂板起到了很好的支撐作用，巷道圍巖變形得到有效控制，滿足為下一工作面繼續(xù)服務的要求。

5 工程建議與現(xiàn)場應用

5.1 工程建議

(1)巷道頂板圍巖完整性和力學性質對巷道支護設計影響顯著，巷道支護前應對頂板進行探測分區(qū)。

(2)根據(jù)巷道頂板分區(qū)結果進行分類支護，若頂板圍巖破碎，強度劣化區(qū)范圍大，建議采用以高預應力注漿錨索為核心的高強錨注支護，注漿錨索應錨固到完整巖層1 m以上。

(3)預裂切頂可有效降低巷道頂板圍巖應力，有利于維護巷道穩(wěn)定，針對深部頂板破碎巷道，應優(yōu)先采用高強錨注切頂自成巷方法。

(4)設計切頂高度時，應綜合考慮卸壓效果和施工成本、施工難度、施工效率之間的關系，合理選擇切頂高度。

5.2 現(xiàn)場設計與應用

孫村煤礦2215工作面為典型深部高應力回采工作面，地質情況與前文1.1節(jié)所示2采區(qū)一致。為避免巷道出現(xiàn)大變形、冒頂?shù)痊F(xiàn)象，節(jié)約煤柱資源，在該工作面運輸巷應用高強錨注切頂自成巷方法。根據(jù)前文研究結論與工程建議，進行了高強錨注切頂自成巷支護參數(shù)設計。監(jiān)測結果表明現(xiàn)場原巖強度區(qū)范圍在4.9 m以外，注漿有效擴散范圍為800 mm左右，注漿錨索應錨固到完整巖層1 m以上，且保留0.2 m的外露長度進行注漿和預緊張拉。注漿錨索設計參數(shù)為直徑22 mm，長度6 200 mm，間排距1 000 mm×800 mm。頂板圍巖卸壓效果隨著切頂高度的增大而逐漸提升，切頂高度超過8 m后，卸壓效果提升不明顯，綜合考慮卸壓效果與施工效率之間的關系，設計切頂高度為8 m。巷道頂板圍巖破碎，為避免爆破擾動與頂板垮落時切頂面處摩擦力對注漿錨索和頂板錨注圍巖產生影響，切頂角度設計為20°。同時，切縫側和實體煤側架設液壓支柱進行控頂護幫支護，排距為800 mm，兩幫采用φ20 mm×2 000 mm錨桿支護?，F(xiàn)場應用效果如圖28所示。

圖28 現(xiàn)場施工與應用效果Fig.28 Field construction and application effect

在高強錨注切頂自成巷典型位置布設監(jiān)測斷面，監(jiān)測巷道圍巖表面位移和頂板內部位移。頂板中部安裝2個頂板離層儀，深基點分別為8,6 m，淺基點分別為4,2 m，巷道頂?shù)滓平?、兩幫收斂量與頂板內部位移監(jiān)測結果如圖29所示。

圖29 巷道內部位移與表面位移曲線Fig.29 Curves of roadway internal and surface displacement

對巷道表面位移與內部位移分析可知:

(1)隨著工作面的推進，巷道頂板內部位移先增大后趨于穩(wěn)定。滯后工作面42～52 m時，受基本頂回轉變形的影響，2,4,6,8 m測點位移發(fā)生突增;之后矸石巷幫逐漸被壓實，上述內部測點位移基本趨于穩(wěn)定，穩(wěn)定時淺部2 m測點位移為23.1 mm，深部8 m測點位移為30.6 mm，頂板內部位移整體較小。

(2)隨著工作面的推進，巷道表面位移先增大后趨于穩(wěn)定。滯后工作面0～45 m時，受切落頂板下沉與基本頂回轉變形影響，圍巖變形速率較快;滯后工作面45～120 m時，垮落形成的矸石巷幫逐漸被壓實，圍巖變形趨緩，最終趨于穩(wěn)定。穩(wěn)定后頂?shù)滓平繛?26 mm，兩幫收斂量為67 mm，巷道圍巖得到有效控制，滿足現(xiàn)場安全需求。

6 結 論

(1)針對深部高應力巷道頂板圍巖破碎嚴重、變形大等問題，提出了以高強錨注、切頂卸壓為核心的高強錨注切頂自成巷方法。該方法利用高強錨注提高巷道頂板完整性，實現(xiàn)錨桿(索)與破碎圍巖的共同受力，提高破碎圍巖的自承能力，同時利用頂板預裂切縫技術切斷采空區(qū)與巷道頂板間的應力傳遞，使巷道處于應力降低區(qū)。

(2)高強錨注切頂自成巷與沿空掘巷對比研究表明，高強錨注切頂自成巷頂板應力釋放和圍巖控制效果明顯，在淺部低應力、深部高應力以及復用期間強采動影響等條件下，其圍巖變形量均低于沿空掘巷，側向支承壓力峰值更小且距離巷道實體煤幫更遠。

(3)高強錨注切頂自成巷變形控制機制研究表明，提高自成巷頂板圍巖強度可有效控制圍巖變形，但對頂板圍巖應力變化影響較小。頂板圍巖卸壓效果隨切頂高度的增大而逐漸提升，在深部高應力環(huán)境下，卸壓效果更為顯著，但切頂高度超過一定限度，卸壓效果提升不明顯。進行切頂高度設計時，應結合施工效率，合理選擇切頂高度。

(4)現(xiàn)場應用監(jiān)測結果表明深部高強錨注切頂自成巷頂板內部位移較小，圍巖變形穩(wěn)定后，頂?shù)滓平繛?26 mm，兩幫收斂量為67 mm。該方法有效控制了巷道圍巖變形，實現(xiàn)了無煤柱安全開采，同時取消了煤柱留設，減少了巷道掘進量。