張百勝,王朋飛,崔守清,樊夢戰(zhàn),丘玉銘

(1.太原理工大學 礦業(yè)工程學院，山西 太原 030024; 2.山西潞安集團左權(quán)阜生煤業(yè)有限公司，山西 左權(quán) 032600)

寬煤柱護巷是我國過去常用的護巷方法，煤柱寬度一般20～30 m，隨著煤厚和采深的增加，有些礦區(qū)煤柱寬度達40～60 m，造成大量資源損失。調(diào)查表明，寬煤柱護巷造成的煤炭損失率10%～30%，在我國礦井煤炭資源各項浪費源頭中居于首位[1]。如何在減少煤柱損失的同時保障安全和高產(chǎn)高效是我國煤礦綠色開采的重要任務。

為提高資源采出率、實現(xiàn)安全高效開采，無煤柱或小煤柱護巷技術被不斷推廣，包括沿空留巷和留小煤柱沿空掘巷[2]。沿空留巷雖然在條件較好的煤層已日趨完善，但與留小煤柱沿空掘巷相比而言，存在施工工藝復雜、輔助運輸量大的缺點，對于厚及特厚煤層，沿空留巷圍巖控制難度及采空區(qū)隔絕問題則更為突出[3-4]。而沿空掘巷小煤柱能起到擋矸和防漏風作用。近年來國內(nèi)外對留小煤柱沿空掘巷的研究越來越重視[5]。大量學者對沿空掘巷相關理論和技術進行了研究。

宋振騏和蔣金泉[6]將支承壓力劃分為“內(nèi)應力場(區(qū))”和“外應力場(區(qū))”，認為內(nèi)應力場(區(qū))應力較低，有利于巷道圍巖穩(wěn)定，提出小煤柱送巷合理位置在內(nèi)應力區(qū)，且送巷合理時間為基本頂運動(即內(nèi)應力區(qū))穩(wěn)定后。李磊等[7]采用理論分析法建立了沿空掘巷的結(jié)構(gòu)力學模型，推演出“內(nèi)應力場”寬度表達式。侯朝炯和李學華[8]提出綜放沿空掘巷圍巖大、小結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性原理，認為沿空巷道穩(wěn)定性主要受基本頂弧三角形關鍵巖塊影響。王衛(wèi)軍等[9]發(fā)現(xiàn)采空區(qū)側(cè)頂板結(jié)構(gòu)在給定變形條件下，實體煤幫高支承壓力也是影響沿空掘巷穩(wěn)定性的主要原因。李學華等[10]采用理論分析和數(shù)值計算方法研究認為將巷道布置在煤體低應力區(qū)(塑性區(qū)中)，在采空側(cè)基本頂小結(jié)構(gòu)保護之下掘巷時不會引起支承壓力和煤體力學狀態(tài)的明顯變化，掘巷穩(wěn)定期內(nèi)圍巖變形均較小。

沿空掘巷關鍵之一是煤柱尺寸。王衛(wèi)軍等[11]基于區(qū)段煤柱內(nèi)彈、塑性區(qū)的分布規(guī)律，建立了采空區(qū)側(cè)向煤體塑性區(qū)寬度的計算公式。王德超、李術才等[12]以深部厚煤層綜放沿空掘巷為背景，通過現(xiàn)場實測與數(shù)值模擬確定了小煤柱合理留設寬度。石永奎等[13]建立了沿空掘巷內(nèi)外應力場范圍計算結(jié)構(gòu)力學模型，通過計算并考慮安全因素來確定小煤柱寬度。李學華等[14]分析了基本頂弧形三角塊體在掘巷和回采期間的穩(wěn)定性，以及其對下方沿空掘巷的影響，并給出小煤柱合理寬度為:上區(qū)段工作面開采產(chǎn)生的破碎區(qū)(或塑性區(qū))寬度與小煤柱一幫錨桿有效長度之和，并考慮一定的富余系數(shù)。韓承強等[15]和許興亮等[16]基于小煤柱沿空掘巷條件下采場側(cè)向煤體支承壓力及超前支承壓力的分布特征，指出合理煤柱寬度應在其中部存在一定彈性核，且彈性核應確保煤柱具有足夠支承能力和防止出現(xiàn)貫通裂隙。

但也有學者提出煤柱完全處于塑性狀態(tài)時最佳，認為此時煤柱一定程度上卸壓同時還具有一定支撐能力[17]。國外很早出現(xiàn)了該技術，并稱這種煤柱為yield pillar或yielding pillar，國內(nèi)常譯為屈服煤柱[18-21]，即煤柱處于屈服狀態(tài)，廣義上可理解為國內(nèi)所說的小煤柱。小煤柱是否屈服，主要取決于小煤柱服務期內(nèi)所經(jīng)受的壓力狀態(tài)。

沿空掘巷礦壓顯現(xiàn)的關鍵影響因素在于頂板的斷裂位置。而基本頂斷裂位置與埋深、采高、巖層巖性、工作面開采寬度等因素有關。一定開采條件下，頂板斷裂位置一定，斷裂位置若不利，則礦壓顯現(xiàn)明顯，對沿空掘巷和小煤柱不利。王紅勝等[22]研究了沿空巷道上覆基本頂在煤柱外側(cè)、巷道正上方、實體煤壁內(nèi)側(cè)3種斷裂位置下煤柱和巷道圍巖應力與位移變化情況，指出當基本頂斷裂線位于巷道正上方時，對巷道維護最不利;當斷裂線位于沿空巷道外側(cè)時，對巷道維護有利。查文華等[23]、許興亮等[24]也得到類似結(jié)論，提出應避免巷道于基本頂斷裂位置下方掘進，當基本頂斷裂線位置恰處于煤柱上方時，煤柱承載較大，需適當提高巷護巷煤柱寬度。

切頂卸壓可人為決定基本頂?shù)臄囗斘恢?，實現(xiàn)主動調(diào)控礦山壓力。尤其近年來，隨著礦井開采強度提高，采掘接替關系普遍緊張，經(jīng)常出現(xiàn)迎采動工作面掘巷，即下一區(qū)段巷道在上區(qū)段工作面回采結(jié)束之前掘進。劉立民等[25]指出迎采時，小煤柱側(cè)向支承壓力與上區(qū)段工作面超前支承壓力疊加是造成沿空巷道圍巖大變形的主要原因。

大采高條件下采用切頂卸壓自留巷技術頂板破碎，且存在采空區(qū)漏風問題[26]。留小煤柱切頂卸壓沿空掘巷技術是解決這些問題的思路[27]。而大采高條件下礦壓顯現(xiàn)劇烈，對留小煤柱提出了更高的要求，因此，筆者綜合留小煤柱沿空掘巷和切頂卸壓技術，對6 m大采高小煤柱切頂卸壓沿空掘巷技術與圍巖控制進行研究。

1 工程背景

潞安集團阜生煤礦礦井面積5.81 km2，產(chǎn)能120萬t/a，開采15號煤，平均埋深130 m，平均傾角約9°，煤層平均厚度6.0 m，可采系數(shù)100%，煤層結(jié)構(gòu)較簡單，含夾矸0～3層，單層夾矸最大厚度0.37 m，頂?shù)装逯饕阅鄮r和砂巖為主，鉆孔柱狀圖如圖1所示。

151106(簡稱106)工作面北部為151102(簡稱102)工作面，南部為小窯破壞區(qū)，東部為采區(qū)回風巷，西部為井田邊界，106工作面為102工作面的接替工作面。102工作面長137 m，推進長度533 m，采用傾斜長壁后退式綜合機械化大采高開采。106工作面走向長132.5 m，推進長675 m，采用傾斜長壁后退式綜合機械化放頂煤采煤法，全部垮落法管理頂板。其相對位置關系如圖2所示。106工作面開切眼斷面尺寸為9.5 m×4.2 m，回風巷斷面尺寸為4.5 m×4.2 m，運輸巷斷面尺寸為5.0 m×4.2 m。

與106工作面相鄰的工作面及該礦類似工作面過去留20～30 m煤柱出現(xiàn)礦壓顯現(xiàn)劇烈的情況，如圖3所示，包括巷道嚴重變形，行人困難;底臌嚴重，最大底臌量達1.6 m;煤幫破碎，大量擠出，錨網(wǎng)支護完全失效。多次起底、刷幫和再支護，嚴重影響高產(chǎn)高效。

圖3 大采高留20～30 m煤柱礦壓顯現(xiàn)實際情況Fig.3 Ground behavior with 20-30 m of pillar

2 留小煤柱切頂護巷機理

沿空掘巷一般是在上一區(qū)段開采以后，上區(qū)段工作面采空區(qū)冒落矸石穩(wěn)定后進行開掘的。不切頂情況下沿空掘巷上方基本頂形成的結(jié)構(gòu)模型如圖4所示[2,8]。

圖4 沿空掘巷與上覆巖層結(jié)構(gòu)關系Fig.4 Gob-side entry and the overburden strata

(1)上區(qū)段回采時，上覆巖層在自重和支承壓力作用下離層、垮落，隨工作面不斷推進，頂板垮落高度不斷增大，在工作面?zhèn)认蛐纬梢粋€類似半圓形的拱形結(jié)構(gòu)，當冒落高度達到某一臨界值，頂板巖層冒落高度不再增加，拱形結(jié)構(gòu)承載其上方巖層質(zhì)量。

(2)在上區(qū)段工作面?zhèn)认蚺c本區(qū)段連接處直接頂垮落后，基本頂由于自重及其上覆載荷作用下發(fā)生回轉(zhuǎn)或彎曲下沉，當基本頂達到其極限強度時，發(fā)生斷裂，形成弧三角板B，巖塊B的一端在本工作面煤壁里，一端在采空區(qū)觸矸。巖塊B雖有一定的回轉(zhuǎn)下沉，但它與巖塊A、巖體C相互咬合，形成鉸接結(jié)構(gòu)，如圖4所示。分析可知，在上覆巖層中對沿空掘巷穩(wěn)定性影響最大的是基本頂?shù)幕∪菈KB，所以被稱為關鍵塊[2]。

(3)上區(qū)段上覆巖層穩(wěn)定后，關鍵塊B受到下面冒落矸石的有力支撐，且同時受到本工作面巖塊C和上區(qū)段采空側(cè)巖塊A的水平推力。因此，關鍵塊B的穩(wěn)定性很好。

大采高情況下，由于開采高度大，采空區(qū)所需填充的空間也大，若垮落的直接頂無法填充滿采空區(qū)，上覆堅硬巖層下方將出現(xiàn)較大的自由空間，基本頂關鍵塊回轉(zhuǎn)下沉量大[28]，工作面前方及側(cè)向煤體形成一定范圍應力增高區(qū)，易引起煤壁片幫、局部冒頂，且片幫深度與隨采高增加而加劇[29]。采高大，工作面覆巖頂板運移至穩(wěn)定所需時間更長，即采動影響周期也更長。因此，對采掘接替緊張的礦井而言，大采高開采更難以實現(xiàn)迎采動條件下的留小煤柱沿空掘巷。

切頂沿空掘巷可較好的解決這個問題。具體原理如圖5所示。

圖5 切頂卸壓頂板結(jié)構(gòu)Fig.5 Roof structure before and after roof cutting

切頂后，采空區(qū)頂板沿切頂線斷裂，頂板聯(lián)絡結(jié)構(gòu)發(fā)生變化，關鍵塊B不存在，減輕了塊體A的附加載荷，有效降低了右側(cè)實體圍巖應力水平。

正常開采情況下，若不切頂，工作面從開切眼開始推進，初次來壓之前，基本頂均為四邊固支的板，不易斷裂，初次來壓后則為一邊簡支、三邊固支的板。若采用切頂，則初次來壓前即可視基本頂為一邊簡支、三邊固支的板，其斷裂步距可按式(1)計算，初次來壓后為兩邊簡支、兩邊固支的板，斷裂步距可按式(2)計算[2]：

(1)

(2)

式中，Hm為基本頂厚度;q為基本頂上方載荷;σt為基本頂抗拉強度;μ為泊松比;λ為幾何形狀系數(shù)，且λ=L/W，L，W分別如圖6所示。

圖6 切頂后基本頂板斷裂模型Fig.6 Plate models for main roof after pre-split

可見，切頂后102工作面基本頂?shù)目迓洳骄嘞鄳獪p小，礦壓顯現(xiàn)也相應有所緩和。因此，切頂后不但可以使106沿空掘巷圍巖應力降低，同時，由于頂板的斷裂步距減小，也可減輕102工作面的礦壓顯現(xiàn)。

3 切頂施工參數(shù)與工藝

3.1 切頂參數(shù)與鉆孔施工

切頂施工前需確定的參數(shù)主要包括:切頂角度β、切頂深度、切頂孔間距、切頂孔布置方式等。

3.1.1 切頂角度

頂板定向預裂鉆孔角度β受巷道斷面及鉆機結(jié)構(gòu)尺寸影響，還應考慮頂板巖性、頂板垮落情況等因素?；卷斞厍许斁€破斷，根據(jù)前述分析，由于關鍵塊B不存在，在切頂線形成關鍵塊A與C的咬合面。當關鍵塊C沿著切縫面滑落失穩(wěn)時，基本頂才能順利垮落。關鍵塊C在鉸接點的受力情況如圖7(a)所示。此時巖塊B發(fā)生滑落失穩(wěn)的臨界條件[2]為

圖7 切頂角度分析與設計Fig.7 Split angle analysis and design

Tsin(φ-β)=Rcos(φ-β)

(3)

即

(4)

式中，T為巖塊所受的水平壓力，kN;R為巖塊滑落失穩(wěn)過程中受到的剪切應力，kN;φ為巖塊間的摩擦角，(°)。

(5)

式中，qC為C塊的載荷集度，kN/m;h為基本頂巖層厚度，m。

斷裂巖塊C發(fā)生回轉(zhuǎn)下沉，假設最左端位置處先觸矸，斷裂巖塊C在采空區(qū)觸矸位置處的下沉量ΔS可按式(6)計算

ΔS=Mη-∑h(Kp-1)

(6)

式中，M為采高;η為工作面回采率，厚煤層取η=93%;Kp為直接頂碎脹系數(shù);∑h為直接頂厚度。

102工作面采高6 m，直接頂厚度10.64 m，取L=14.6 m，h=5.5 m，碎脹系數(shù)取1.3～1.5，一般巖塊間的摩擦角φ=38°～45°[2]。由式(5),(6)計算得巖塊C下沉量及能夠產(chǎn)生滑落失穩(wěn)的最大切頂角度見表1。為達到更好的切頂效果，最終確定切頂角度為0°(鉛垂線方向)，如圖7(b)所示。

表1 碎脹系數(shù)與最大切頂角度計算結(jié)果Table 1 Bulking factor and maximum split angle results

3.1.2 切頂深度

切頂深度與采高、頂板巖層分布狀況有關。阜生礦直接頂為泥巖、軟泥巖和砂質(zhì)泥巖，石灰?guī)r是直接頂上方強度最大的巖層，且厚度達5.5 m，根據(jù)關鍵層理論[2]，采空區(qū)側(cè)第i層巖層懸臂長度可根據(jù)式(7)近似計算。

(7)

式中，ai為第i層巖層的懸臂長度;hi為第i層巖層的厚度;σt(i)為第i層巖層的抗拉強度;(qi+n)i為第i層巖層上的載荷。

當ai≥ai+1，ai≥ai+2，…，ai≥ai+j時，則采空區(qū)側(cè)向各巖層懸頂斷裂特點為第i+1至第i+j層巖層隨第i層巖層同步斷裂(j=1，2，3,……);當ai

進一步推導可得，頂板各巖層同步斷裂還是依次分層斷裂可按如下方法確定:

在計算采空區(qū)上覆各巖層側(cè)向懸臂長度之前，要確定上覆各巖層所受載荷，由于各巖層厚度、力學參數(shù)不同，其所受載荷也會產(chǎn)生差異。第i層巖層所受載荷可根據(jù)式(8)求出:

(8)

式中，(qn)i為第i層巖層上部的n層巖層對第i層巖層施加的載荷;Ei,…,Ei+n為各分層的彈性模量;hi,…,hi+n為各分層的厚度;γi,…,γi+n為各分層的容重;i=1，2，3，……。

若(qi+n+1)i<(qi+n)i，則(qi+n)i是加到第i層巖層上的載荷，則可求出其懸臂長度。

15號煤圍巖物理力學參數(shù)見表2，由表2和式(7)得頂板各巖層載荷及采空區(qū)側(cè)向頂板懸臂長度計算結(jié)果見表3?？梢?，石灰?guī)r可作為切頂?shù)哪繕嘶卷攲游?。當切頂深度Hf=16 m時，正好將K2灰?guī)r接近切透，故將切頂深度確定為16 m。

表2 巖層物理力學參數(shù)Table 2 Physical and mechanical parameters of rock strata

表3 頂板各巖層載荷及采空區(qū)側(cè)向頂板懸臂長度Table 3 Roof rock load and lateral roof cantilever length

3.1.3 切頂孔間距

切頂孔間距主要根據(jù)爆炸能量、頂板巖性等確定，根據(jù)以往類似頂板爆破施工經(jīng)驗，炮孔間距初步采用500,600,700,800 mm四種方案，根據(jù)初期爆破現(xiàn)場試驗，通過在爆破孔間鉆孔窺視頂板裂紋情況，最終確定切頂孔間距500 mm。

3.1.4 切頂孔布置方式

沿102工作面運輸巷走向平行布置一排切頂孔，孔口距煤柱幫500 mm，孔直徑φ52 mm，深度16 m，切頂孔與頂板垂直。

3.2 102工作面爆破施工巷道支護

為保證切頂爆破時巷道穩(wěn)定性，爆破前，采用單體柱+金屬鉸接頂梁臨時加強支護，單體柱+金屬鉸接頂梁采用“一梁一柱”，平行切縫方向支設，單體柱距炮孔200 mm，柱距1 000 mm，如圖8所示。

圖8 102運輸巷頂板定向預裂切頂孔斷面Fig.8 Pre-split blast hole layout in 102 head gate

3.3 定向預裂爆破工藝

爆破采用不耦和裝藥，炸藥安裝在聚能管內(nèi)，聚能管采用d-450/01型聚能管，長度2 m，每孔內(nèi)安裝6根，用專用連接件連接，每根聚能管內(nèi)安裝一個雷管，最低端聚能管安裝孔底連接件，并安裝加強藥，聚能管扣蓋必須朝向采空區(qū)方向，孔口用水沙袋和泡泥封孔，如圖9所示。表4給出了爆破材料消耗情況。

圖9 爆破材料與工藝Fig.9 Blasting material and process

表4 設計參數(shù)Table 4 Material consumation

4 留小煤柱切頂護巷數(shù)值模擬

數(shù)值模擬采用FLAC3D軟件，模型如圖10所示，該模型按照102和106工作面的空間關系(圖2)及巖層柱狀圖(圖1)建立，為建模和運算方便，將性質(zhì)相近的若干臨近巖層合并。為了消除邊界效應，模型左右兩側(cè)各留200 m。模型底部采用固支，側(cè)面限制橫向位移。頂部施加1.75 MPa載荷模擬未建巖層重量。各巖層物理力學參數(shù)見表1。

圖10 FLAC3D數(shù)值模型Fig.10 FLAC3D model

采空區(qū)模擬采用筆者提出的方法進行模擬[29]。根據(jù)大量文獻研究，采空區(qū)垮落角取69°[30]。根據(jù)前述切頂參數(shù)計算和數(shù)值模型，石灰?guī)r下方直接頂垮落帶高度約11 m，則由式(9),(10)得到Kp=1.55，εm=0.355。

Kp=(∑h+M)/∑h

(9)

εm=(Kp-1)/Kp

(10)

采空區(qū)矸石的初始切線模量[29]為

(11)

其中，σc為垮落區(qū)矸石單軸抗壓強度。σc取30 MPa[29]，則E0=12.59 MPa。

采空區(qū)矸石冒蓋應力/應變表達式為

(12)

式中，σ為加載于材料上的軸向壓力,MPa;ε為應變；εm為最大可能應變。

表5 雙屈服模型冒蓋壓力Table 5 Cap pressure for the double-yield model

通過文獻[29]介紹的采空區(qū)參數(shù)確定方法，得到采空區(qū)模擬所需的體積模量、剪切模量、剪脹角和摩擦角等參數(shù)，具體見表6。圖11～12為相應體積應變、應力等高線圖及匹配結(jié)果。需要注意的是，表6中的數(shù)據(jù)組合并不是惟一的，適合采空區(qū)壓縮行為的數(shù)據(jù)可以有無數(shù)組。

表6 采空區(qū)材料參數(shù)Table 6 Parameters for gob material

圖11 體應變、應力等高線匹配結(jié)果Fig.11 Volumetric strain and stress match

圖12 模擬與計算曲線匹配結(jié)果Fig.12 Stress-strain curve match results

為了與切頂和傳統(tǒng)留大煤柱情況做比較，還建立了留25 m煤柱和留8 m煤柱但不切頂?shù)哪Ｐ汀ＤM結(jié)果如圖13,14所示。由圖13中可以看出，無論是25 m煤柱還是8 m煤柱，在102工作面開采后，切頂后頂板塑性區(qū)發(fā)育程度均大于切頂前，這證明:切頂后頂板更易于垮落，且垮落更加充分。另外，無論哪種情況，106運輸巷開挖前煤柱仍存在較大范圍彈性區(qū)，但切頂情況下8 m小煤柱及其附近圍巖塑性區(qū)范圍最小。如圖15為106運輸巷開挖后，25 m煤柱情況下塑性區(qū)幾乎未發(fā)生變化，煤柱塑性區(qū)與巷道塑性區(qū)也遠未導通，這也證明，留25 m煤柱是穩(wěn)定的，但會造成大量煤柱資源浪費。而106運輸巷開挖后，8 m小煤柱塑性區(qū)與106運輸巷圍巖塑性區(qū)局部溝通，但切頂情況下塑性區(qū)破壞范圍最小，即切頂情況下的煤柱完整性更好。

圖13 106運輸巷掘巷前塑性區(qū)分布情況Fig.13 Plastic zone developmentbefore excavation of the gob-side entry

圖14 106運輸巷掘巷后應力分布云圖Fig.14 Stress distribution after excavation of gob-side entry

圖15 106運輸巷掘巷后塑性區(qū)分布情況Fig.15 Plastic zone development after excavation of the gob-side entry

由圖16看出，不切頂情況下，無論是25 m煤柱還是8 m小煤柱，均在煤柱上靠采空區(qū)一側(cè)出現(xiàn)深藍色應力集中帶，尤其在8 m小煤柱沿空掘巷形成后(圖14)，若不切頂，則煤柱上應力集中程度更大，同時應力集中區(qū)還有向該巷道移動的趨勢，這還可通過3種情況下106運輸巷底板應力分布曲線圖(圖17)更細致直觀地發(fā)現(xiàn)。但切頂后，8 m小煤柱及沿空掘巷圍巖應力更加均勻，且應力水平大幅降低?？梢娙魞H留8 m小煤柱(不切頂)，可能會造成掘巷失敗，結(jié)合切頂卸壓，實現(xiàn)了對圍巖壓力的主動調(diào)控。

圖16 106運輸巷掘巷前應力分布云圖Fig.17 Stress distribution before excavation of gob-side entry

由圖17看出，不切頂8 m小煤柱所承受支承壓力最大，可達19.3 MPa。25 m煤柱情況下的支承壓力次之，峰值壓力為18.2 MPa。但切頂后，8 m小煤柱支承壓力大幅降低，最大值12.7 MPa，僅為3種情況下最大值(19.3 MPa)的65.8%。同時也可發(fā)現(xiàn)，沿空掘巷圍巖的應力也較未切頂時有所降低，采空區(qū)應力有所提高，達到0.11 MPa，可見切頂后，應力部分轉(zhuǎn)移至采空區(qū)，固定支承壓力得到有效釋放，相應降低。

5 巷道圍巖控制方案和效果

5.1 巷道支護方案

通過數(shù)值模擬多方案比較，結(jié)合已有經(jīng)驗確定106運輸巷采用錨桿+金屬網(wǎng)+鋼筋托梁+錨索聯(lián)合支護。

頂板和兩幫均采用φ22-M24-2 400 mm高強左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，兩支錨固劑加長錨固，錨固劑規(guī)格為CK2335和Z2360。錨桿預緊力300 N·m，設計錨固力120 kN。頂錨桿每排6根，間排距900 mm×900 mm;幫錨桿每排5根，間排距900 mm×900 mm。采用10號鐵絲經(jīng)緯網(wǎng)，頂板和兩幫鋼筋托梁分別采用φ16 mm和φ14 mm圓鋼焊接而成。采用150 mm×150 mm×10 mm拱型高強度托盤，配球形墊及阻尼墊圈。

頂板和小煤柱幫采用φ18.9 mm錨索進行補強。頂錨索長度8 300 mm，幫錨索長度5 300 mm。錨索采用3支錨固劑樹脂加長錨固，錨固劑規(guī)格為CK2 335(1支)和Z2 360(2支)。頂錨索每排2根，間排距為2 000 mm×1 800 mm。小煤柱幫錨索采用1,1邁步布置，即每排布置1根錨索，排距為900 mm，第1排幫錨索距底板1 200 mm，第2排幫錨索距頂板1 200 mm，錨索垂直巷幫。錨索預緊力150 kN，錨固力不小于350 kN。錨索托板采用300 mm×300 mm×16 mm高強度可調(diào)心托板及配套鎖具。具體支護方案如圖18所示。

圖18 106運輸巷支護布置Fig.18 106 gob-side entry support design

5.2 實施效果

106運輸巷留8 m小煤柱，并在102運輸巷進行切頂卸壓?，F(xiàn)場部分測點實測數(shù)據(jù)分析曲線如圖19所示。結(jié)果表明:106運輸巷掘進期間，頂?shù)装搴蛢蓭偷钠骄平糠謩e為19和12.7 mm;受鄰近102工作面采動影響，巷道圍巖變形量逐漸增大，102工作面后方120 m之外，巷道基本穩(wěn)定，頂?shù)装搴蛢蓭推骄平糠謩e為71和70 mm;本工作面回采時，變形量有所增大，但頂?shù)装搴蛢蓭偷钠骄平恳矁H為223和195 mm，巷道圍巖完整性較好，現(xiàn)場實照如圖20所示。

圖20 現(xiàn)場效果Fig.20 Field picutures of support condition

6 結(jié) 論

(1)切頂卸壓可人為干預基本頂?shù)臄囗斘恢?，切頂后，改變了基本頂?shù)脑袘鬟f路徑，減輕了采空區(qū)側(cè)向?qū)嶓w圍巖應力，實現(xiàn)了對圍巖壓力的主動調(diào)控。

(2)切頂使頂板結(jié)構(gòu)聯(lián)系發(fā)生變化，由初次來壓前基本頂四邊固支變?yōu)槿吂讨?，由初次來壓后基本頂三邊固支變?yōu)閮蛇吂讨В迓洳骄嘞鄳档?，切頂后頂板更易于垮落?/p>

(3)切頂角度、切頂深度、切頂孔間距、切頂孔布置方式是實現(xiàn)精準切頂卸壓的關鍵，102工作面16 m切縫深度恰處于基本頂頂部，可有效切斷基本頂應力聯(lián)系，同時充分發(fā)揮采空區(qū)垮落矸石對切頂后基本頂?shù)乃槊浿巫饔谩?/p>

(4)3種情況下的數(shù)值模擬顯示，傳統(tǒng)留25 m煤柱尺寸過大，造成大量資源浪費，且峰值壓力較大，為18.2 MPa;僅留8 m小煤柱但不切頂時小煤柱所承受支承壓力最大，峰值可達19.3 MPa，可能導致掘巷失敗;切頂8 m小煤柱條件下的煤柱及其附近圍巖塑性區(qū)范圍最小，且小煤柱支承壓力最小，峰值為12.7 MPa，采空區(qū)應力提高到0.11 MPa;結(jié)合切頂卸壓，實現(xiàn)了對圍巖壓力的主動調(diào)控。

(5)采用切頂卸壓，實現(xiàn)了對106運輸巷圍巖的良好控制。切頂后106沿空掘巷圍巖應力得到轉(zhuǎn)移，102工作面的礦壓顯現(xiàn)也得到緩和，迎102工作面采動階段和106工作面開采階段沿空掘巷均保持較好的斷面，服務期限內(nèi)未出現(xiàn)劇烈礦壓顯現(xiàn)，圍巖穩(wěn)定，保障了礦井高產(chǎn)高效。