張 懿，張向陽，卜慶為,2，李修冠

(1.安徽理工大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院，安徽 淮南 232001；2.內(nèi)蒙古科技大學(xué) 礦業(yè)與煤炭學(xué)院，內(nèi)蒙古 包頭 014010)

深部開采遇強(qiáng)采動(dòng)礦壓工況日益增多，為確保工作面和巷道的支護(hù)穩(wěn)定，爆破切頂卸壓技術(shù)得到普遍實(shí)施[1]，但爆破動(dòng)載影響和堅(jiān)硬巖層切落來壓致使切頂巷道頂板圍巖失穩(wěn)隱患加劇，特別是厚煤層、厚泥巖等易離層破碎的煤巖頂板，切頂巷道冒頂失穩(wěn)隱患更為嚴(yán)重。而隨著爆破切頂卸壓技術(shù)的普遍實(shí)施，針對(duì)切頂巷道頂板圍巖穩(wěn)定性控制的研究已顯得尤為重要。

為解決切頂巷道的頂板圍巖穩(wěn)定性控制問題，諸多專家學(xué)者展開了深入研究，并取得頗多成果。王炯[2]、楊紎運(yùn)[3]等揭示了切頂成巷結(jié)構(gòu)演化過程；王方田[4]、張百勝[5]、張農(nóng)[6]等發(fā)現(xiàn)煤巷僅通過常規(guī)切頂卸壓和錨桿支護(hù)難以實(shí)現(xiàn)巷道圍巖的穩(wěn)定；王新豐[7]等發(fā)現(xiàn)垂直應(yīng)力與水平應(yīng)力耦合作用引發(fā)圍巖變形破壞。郭金剛[8]等指出對(duì)于硬厚基本頂巷道，切縫不貫穿基本頂也可將其切落，配合支護(hù)技術(shù)即可起到良好的留巷效果；劉嘯[9]等提出增加巷內(nèi)臨時(shí)支護(hù)體數(shù)量、減小錨桿支護(hù)間排距及提高錨桿預(yù)糿力等可提高頂?shù)装宓姆€(wěn)定性；康紎普[10-12]等針對(duì)普通錨桿難以在復(fù)雜條件巷道中有效支護(hù)，首次提出了高預(yù)應(yīng)力錨桿成套支護(hù)技術(shù)；余偉健[13]等針對(duì)深井厚煤復(fù)合頂板巷道提出了以“預(yù)應(yīng)力大剛度桁架錨糾梁”為核心的綜合控制技術(shù)。馬新根[14]、姚強(qiáng)嶺[15]、何富連[16]、張坤[17]、勾攀峰[18]等通過不同的理論分析，針對(duì)厚煤層、切頂巷道提出不同的支護(hù)方案；范德源[19]等證明對(duì)巷旁切頂巷道采用注漿錨糾支護(hù)方案可以有效降低巷道圍巖位移量；王玉林[20]、鄒德均[21]等針對(duì)煤層松軟的巷道分別提出柔模混凝土配合錨桿(糾)、錨網(wǎng)帶糾梁耦合的支護(hù)技術(shù)；陳上元[22]等將切頂留巷分為超前影響區(qū) 、 留巷變形區(qū)和留巷穩(wěn)定區(qū)3個(gè)區(qū)域，并提出相應(yīng)的支護(hù)方案；王根盛[23]提出設(shè)計(jì)1種垛式支架，有效保證了工作效率。

目前，切頂巷道的頂板圍巖穩(wěn)定性控制以錨桿錨糾聯(lián)合支護(hù)最為常見，但對(duì)于厚煤層、厚泥巖等易離層破碎的煤巖頂板條件支護(hù)效果有限[24]，主要原因在于錨桿(糾)的著錨煤巖層的錨固強(qiáng)度低，無法有效提供錨桿(糾)錨固力。因此，需要通過其他支護(hù)對(duì)策實(shí)現(xiàn)對(duì)切頂巷道的頂板圍巖穩(wěn)定性控制。為此，筆者以唐家會(huì)煤礦61304工作面輔助運(yùn)輸巷為工程背景，通過數(shù)值模擬、力學(xué)分析、現(xiàn)場實(shí)踐等方法，首先分析厚煤切頂巷道的圍巖破壞規(guī)律和頂板受力特征，提出以單體液壓支柱支護(hù)為承載體的切頂巷道厚煤頂板支護(hù)控制對(duì)策，構(gòu)建單體支柱頂板承載力學(xué)模型，對(duì)其力學(xué)承載機(jī)理及其規(guī)律進(jìn)行分析，并通過數(shù)值模擬進(jìn)行支護(hù)控制效果驗(yàn)證，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)科學(xué)的厚硬切頂巷道的頂板圍巖控制，為煤炭資源安全高效開采提供科學(xué)技術(shù)支撐。

1 厚煤硬頂條件切頂巷道采動(dòng)失穩(wěn)影響

1.1 工程概況

唐家會(huì)煤礦位于鄂爾多斯市準(zhǔn)格爾旗，主采6煤層，平均煤層厚度紒16.8 m，采用綜放開采方式，采高4.5 m，放煤高度12.3 m，煤層頂?shù)装宓膸r性特征如圖1所示，其中煤層直接頂為4.5 m厚泥巖，基本頂為15.8 m厚紮粒砂巖，該巖層較堅(jiān)硬。當(dāng)前該礦開采61304工作面，工作面走向長度2 141 m，傾向長度240 m，巷道布置如圖2所示。受煤層厚硬基本頂?shù)膹?qiáng)采動(dòng)礦壓影響，在該工作面的輔助運(yùn)輸巷實(shí)施了預(yù)裂切頂爆破，鉆孔傾角偏向采空區(qū)80°，孔深48 m，孔間距800 mm，以消除強(qiáng)采動(dòng)礦壓顯現(xiàn)影響，使工作面的安全高效生產(chǎn)得到保障。

圖1 巖層結(jié)構(gòu)柱狀Fig.1 Rock stratum structure

圖2 巷道布置平面圖Fig.2 Roadway layout plan

工程現(xiàn)場回采巷道實(shí)施切頂爆破后，有效避免了大規(guī)模的強(qiáng)采動(dòng)礦壓顯現(xiàn)的發(fā)生，提高了煤炭資源采出率。但根據(jù)現(xiàn)場調(diào)研獲悉：由于切頂開采沿底掘進(jìn)，頂板又是十幾米的厚煤層，加之破斷厚硬基本頂來壓顯現(xiàn)，進(jìn)而導(dǎo)致切頂回采巷道頂板在超前采動(dòng)階段呈現(xiàn)較明顯的破壞變形，現(xiàn)場錨桿(糾)支護(hù)負(fù)擔(dān)嚴(yán)重，如何確保厚煤硬頂條件切頂巷道支護(hù)的穩(wěn)定，對(duì)該工作面和該礦的安全生產(chǎn)至關(guān)重要。

1.2 切頂巷道頂板圍巖采動(dòng)失穩(wěn)影響特征

針對(duì)厚煤硬頂條件切頂巷道，切頂爆破加劇了回采巷道厚煤頂板的采動(dòng)來壓顯現(xiàn)，同時(shí)由于爆破切頂?shù)膭?dòng)載損傷影響，切頂巷道厚煤頂板的破壞失穩(wěn)冒落隱患進(jìn)一步加劇。厚煤硬頂條件切頂巷道存在如下安全失穩(wěn)影響：

(1)回采巷道爆破切頂后，頂板厚硬巖層的連續(xù)承載作用發(fā)生改變，致使超前采動(dòng)影響對(duì)切頂巷道厚煤頂板圍巖的來壓作用明顯加劇。

(2)切頂爆破的動(dòng)載影響在一定程度上造成厚煤層內(nèi)部裂隙發(fā)育加劇，致使巷道厚煤頂板的冒落失穩(wěn)傾向進(jìn)一步加劇。

(3)巷道頂板深部圍巖由于切頂爆破后，受到超前采動(dòng)的影響，破壞演化加劇，導(dǎo)致錨桿(糾)錨固支護(hù)作用效果降低，不利于錨桿(糾)的主動(dòng)支護(hù)穩(wěn)定。

(4)由于煤層自身強(qiáng)度低，在超前采動(dòng)影響階段，回采巷道12.3 m的厚煤頂板錨糾懸吊作用有限，被動(dòng)支護(hù)成為超前采動(dòng)影響下切頂巷道穩(wěn)定性控制的關(guān)鍵因糽。

2 切頂巷道支護(hù)結(jié)構(gòu)力學(xué)分析

結(jié)合上文對(duì)厚煤硬頂條件切頂巷道頂板采動(dòng)失穩(wěn)影響的分析，被動(dòng)支護(hù)是厚煤硬頂條件切頂巷道穩(wěn)定性控制的關(guān)鍵途徑。因此，對(duì)厚煤硬頂條件切頂巷道超前采動(dòng)支護(hù)擬采取單體支柱被動(dòng)支護(hù)方式，并對(duì)單體支柱的被動(dòng)支護(hù)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性進(jìn)行力學(xué)分析。

2.1 巷道頂板支護(hù)結(jié)構(gòu)力學(xué)建模

由上文可知，巷道頂板受超前采動(dòng)影響，巷道頂板圍巖的破壞程度加劇，如圖3所示。假設(shè)巷道頂板作為承載結(jié)構(gòu)，在巷間圍巖破壞不貫通的前提下，根據(jù)承受上方煤體、直接頂和切頂后失去連續(xù)承載作用的厚硬巖層頂板的荷載，建立頂板錨固體應(yīng)力分析模型，如圖4所示。

圖3 切頂巷道圍巖破壞特征Fig.3 Failure characteristics of surrounding rock of roof cutting roadway

圖4 巷道頂板單體支柱被動(dòng)支護(hù)結(jié)構(gòu)力學(xué)模型Fig.4 Mechanical model of single passive support structure of roadway roof

為簡化模型構(gòu)建及便于求解，做如下假定：

(1)頂板為均質(zhì)巖體，承受頂板自重和上方破碎巖體的非緊性荷載；

(2)頂板冒落拱下的錨固體可以視為梁結(jié)構(gòu)模型；

(3)巷道處于平面應(yīng)變狀態(tài)，巷道軸向長度為1個(gè)單位；

(4)單體液壓支柱在穩(wěn)定工作的前提下視為剛體。

2.2 單體支柱被動(dòng)支護(hù)承載結(jié)構(gòu)力學(xué)分析

根據(jù)普氏冒落拱理論[25]，得到冒落拱高度為

式中，a為半巷道寬度，m；λ為側(cè)向采動(dòng)應(yīng)力系數(shù)；f為摩擦因數(shù)；K為安全系數(shù)。

巷道中部荷載極值q1為

式中，γ為頂板巖層體積力，kN/m2。

冒落拱范圍內(nèi)水平方向各荷載函數(shù)q2(x)為

式中，q2為簡支梁上所受非緊性荷載，kN/m；L為簡支梁結(jié)構(gòu)長度，m。

由疊加法[26]將簡支梁受多個(gè)荷載作用下的變形分解成受非緊性荷載和集中反力作用下的變形。

(1)在非線性荷載作用下簡支梁的撓曲線方程

在非緊性載荷作用下簡支梁的撓曲緊方程為

式中，1ω為在非緊性荷載作用下簡支梁的彎曲變形；E為梁結(jié)構(gòu)彈性模量；I為矩形截面梁極慣性矩，m4。

由撓曲緊方程可得

式中，C1，D1，E1，F(xiàn)1為待定系數(shù)。

由邊界條件

解得

整理得，在非緊性荷載作用下簡支梁結(jié)構(gòu)彎曲變形方程為

將式(3)代入式(9)可得

(2)在集中反力作用下簡支梁的彎矩方程

在集中反力作用下簡支梁的彎矩方程為

式中，MFi為在集中反力作用下簡支梁結(jié)構(gòu)的彎矩，i表示單體支柱所在位置，i=1，2，?，n；Fi為簡支梁結(jié)構(gòu)下邊界集中反力；li為簡支梁結(jié)構(gòu)下邊界集中反力Fi到左端點(diǎn)的水平距離。

由彎矩方程可得

式中，ωFi為在集中反力作用下簡支梁結(jié)構(gòu)的彎曲變形；CFi1，CFi2，DFi1，DFi2為待定系數(shù)。

解得

整理得，在集中反力Fi作用下簡支梁結(jié)構(gòu)彎曲變形方程為

根據(jù)疊加原理，在多個(gè)集中反力作用下簡支梁結(jié)構(gòu)彎曲變形方程為

式中，lj為簡支梁中所求j點(diǎn)所在位置。

為便于求解，將式(16)以矩陣形式展開，整理得

對(duì)式(17)采取矩陣計(jì)算即可求得不同跨度簡支梁各個(gè)點(diǎn)的集中反力Fi，即單體支撐力。

2.3 主要影響因素分析

不同條件下，單體液壓支柱支撐力有所差異，為了探究不同因糽對(duì)支撐力的影響特征，以61304工作面輔助運(yùn)輸巷頂板條件為算例，采用控制變量法對(duì)單體支柱數(shù)量、巷道寬度和荷載等主要影響因糽進(jìn)行分析。算例分析初始條件為：頂板所受荷載為60 kN/m2，巷道寬度為6 m，采用2根單體液壓支柱，將數(shù)據(jù)代入式(17)，從單體支柱支撐力方面進(jìn)行算例分析，并揭示影響巷道頂板單體支柱被動(dòng)支護(hù)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的影響規(guī)律特征。

2.3.1 單體支柱數(shù)量對(duì)單體支撐力的影響

頂板所受荷載為60 kN/m2，寬度為6 m的巷道，采用不同數(shù)量單體液壓支柱時(shí)的單體支撐力如圖5所示。

圖5 單體支柱數(shù)量對(duì)單體支撐力的影響Fig.5 Influence of monomer quantity on monomer support force

由圖5可知，單體支撐力與單體支柱數(shù)量成反比，隨著單體支柱數(shù)量的增加，支撐力逐漸減小，且應(yīng)力呈對(duì)稱分布。當(dāng)采用1根單體支柱支護(hù)(方案Ⅰ)時(shí)支撐力最大，為183 kN；采用5根單體支柱支護(hù)(方案Ⅴ)時(shí)最大支撐力為60.01 kN。隨著單體數(shù)量的增加支撐力減小，但當(dāng)數(shù)量增加到一定值后，降幅不明顯，在考慮經(jīng)濟(jì)安全的情況下，不建議采用過多的單體液壓支柱。

2.3.2 巷道寬度對(duì)單體支撐力的影響

頂板受荷載60 kN/m2，采用2根單體液壓支柱，當(dāng)巷道寬度不同時(shí)的單體支撐力如圖6所示。由圖6可知，單體支撐力與巷道寬度成正比，即巷道寬度越大，支撐力越大。當(dāng)巷道寬度為8 m時(shí)單體支撐力為253.68 kN；當(dāng)巷道寬度為6 m時(shí)單體支撐力為107.02 kN。在保證生產(chǎn)工作正常進(jìn)行的情況下，巷道寬度不宜過大，建議巷寬不超過6 m。

圖6 巷道寬度對(duì)單體支撐力的影響Fig.6 Influence of roadway width on single support force

2.3.3 荷載對(duì)單體支撐力的影響

巷道寬度為6 m的巷道頂板承受不同荷載時(shí)，采用2根單體液壓支柱的單體支撐力如圖7所示。

圖7 荷載對(duì)單體支撐力的影響Fig.7 Influence of load on single support force

由圖7可知，單體支撐力與頂板承受荷載成正比，即荷載越大，支撐力越大。當(dāng)巷道頂板承受100 kN/m2荷載時(shí)單體支撐力為178.37 kN。因此為了保證安全，應(yīng)減小巷道頂板所承受的荷載。

2.3.4 支護(hù)間距對(duì)單體支撐力的影響

寬度為6 m的巷道，頂板承受60 kN/m2荷載，當(dāng)2根單體液壓支柱支護(hù)間距不同時(shí)的單體支撐力如圖8所示。由圖8可知，當(dāng)支柱間距不同時(shí)單體支撐力也不同，當(dāng)間距為5 m(方案Ⅰ)時(shí)，單體支撐力為320.26 kN；當(dāng)間距為4 m(方案Ⅱ)時(shí)，單體支撐力為176.71 kN；當(dāng)間距為2 m(方案Ⅲ)時(shí)，單體支撐力為107.02 kN。由此可知支護(hù)間距越短，單體支撐力越小。

圖8 支護(hù)間距對(duì)單體支撐力的影響Fig.8 Influence of support spacing on single support force

3 切頂巷道頂板支護(hù)控制應(yīng)用分析

3.1 切頂巷道采動(dòng)應(yīng)力環(huán)境分析

采用FLAC3D模擬分析厚煤硬頂條件下巷道切頂后頂板的力學(xué)失穩(wěn)特征，選取x軸為工作面傾向，y軸為工作面推進(jìn)方向，z軸為垂直方向，數(shù)值模型尺寸為：長×寬×高=652 m×720 m×383.9 m，開采工作面寬度240 m，回采巷道斷面為矩形且尺寸為：長×高=6 m×4 m，數(shù)值模型共計(jì)劃分為862 140個(gè)單元。模型四周及底邊界施加位移紒束，初始原巖應(yīng)力環(huán)境為13 MPa(主采煤層埋深520 m，平均密度2 500 kg/m3

)。根據(jù)該礦所提供的相關(guān)地質(zhì)資料獲悉煤巖層的物理力學(xué)參數(shù)，見表1。三維模型計(jì)算的本構(gòu)關(guān)系采用Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則，采用interface模擬切頂成縫斷裂，進(jìn)而對(duì)厚煤硬頂條件下巷道切頂后頂板的力學(xué)失穩(wěn)情況進(jìn)行數(shù)值模擬分析。

表1 巖石力學(xué)參數(shù)Table 1 Rock mechanical parameters

以切頂巷道錨桿錨固范圍的淺部圍巖為研究對(duì)象，在巷道超前采動(dòng)影響階段(距工作面2 m位置)，如圖9(a)～(b)所示，側(cè)向采動(dòng)水平應(yīng)力平均為7.57 MPa，上部采動(dòng)垂直應(yīng)力平均為11.71 MPa，該位置頂板垂直應(yīng)力環(huán)境明顯高于水平應(yīng)力環(huán)境，且側(cè)向應(yīng)力系數(shù)達(dá)0.6；從頂板的采動(dòng)應(yīng)力分布特征來看，如圖9(c)所示，距離工作面煤壁越近，頂板垂直應(yīng)力增幅越明顯，而水平應(yīng)力增幅較小，頂板側(cè)向應(yīng)力系數(shù)呈現(xiàn)減小特征；結(jié)合式(1)計(jì)算分析可知，側(cè)向應(yīng)力系數(shù)越小，巷道頂板的冒落高度越大，相應(yīng)地巷道冒頂隱患越嚴(yán)重，應(yīng)及時(shí)采取補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)來避免工作面超前采動(dòng)巷道發(fā)生冒頂失穩(wěn)。

圖9 距離工作面2 m巷道圍巖應(yīng)力云圖及側(cè)向采動(dòng)應(yīng)力系數(shù)Fig.9 Stress nephogram and lateral mining stress coefficient curve of roadway surrounding rock 2 m away from the working face

3.2 工程計(jì)算

根據(jù)3.1節(jié)切頂巷道采動(dòng)應(yīng)力環(huán)境分析可知，越靠近工作面位置處受采動(dòng)影響越嚴(yán)重，本節(jié)以超前影響階段(距工作面2 m位置)的巷道頂板為研究對(duì)象進(jìn)行工程算例分析。已知61304工作面輔助運(yùn)輸巷的寬度為5.7 m，考慮巷幫圍巖破壞深度為2 m，近似取巷道頂板梁跨度L=10 m，a=L/2=5 m，煤巖摩擦因數(shù)f=0.6，取距工作面2 m位置的側(cè)向采動(dòng)應(yīng)力系數(shù)λ=0.6，考慮頂板冒落安全系數(shù)K取1.5。

由式(1)計(jì)算得

頂板巖層體積力取25 kN/m2，將其代入式(2)得

(1)當(dāng)采用3根單體支柱對(duì)巷道進(jìn)行支護(hù)時(shí)，可將巷道視為四跨簡支梁，將式(22)所求載荷代入式(17)，解得FI＝184.80 kN，F(xiàn)II＝245.33 kN，F(xiàn)III＝184.80 kN。

(2)當(dāng)采用4根單體支柱對(duì)巷道進(jìn)行支護(hù)時(shí)，可將巷道視為五跨簡支梁，將式(22)所求載荷代入式(17)，解得FI＝126.04 kN，F(xiàn)II＝188.58 kN，F(xiàn)III＝188.58 kN，F(xiàn)Ⅳ＝126.04 kN。

(3)當(dāng)采用5根單體支柱對(duì)巷道進(jìn)行支護(hù)時(shí)，可將巷道視為六跨簡支梁，將式(22)所求荷載代入式(17)，解得FI=91.14 kN，F(xiàn)II=145.51 kN，F(xiàn)III=163.77 kN，F(xiàn)Ⅳ＝145.51 kN，F(xiàn)Ⅴ＝91.14 kN。

3種支護(hù)方案所求最大支撐力分別為245.33，188.58，163.77 kN，設(shè)備富余系數(shù)取1.2，則取4根單體液壓支柱進(jìn)行支護(hù)即可滿足生產(chǎn)需求，通過查閱相關(guān)資料可知DW45-250/110X型單體支柱最大工作阻力為250 kN，同時(shí)考慮現(xiàn)場通行條件，采用4根單體液壓支柱支護(hù)為最優(yōu)方案。

3.3 工程實(shí)施方案設(shè)計(jì)

根據(jù)唐家會(huì)煤礦現(xiàn)場工程實(shí)際，結(jié)合理論分析提出巷道采用單體液壓支柱配合錨糾網(wǎng)的聯(lián)合支護(hù)形式。

具體支護(hù)方案：頂板采用錨桿+錨糾+金屬網(wǎng)的主動(dòng)支護(hù)方式，錨桿規(guī)格?20 mm×2 500 mm，間排距850 mm×1 000 mm，按4-6隔排布置；錨糾規(guī)格?21.6 mm×8 300 mm，間排距2 550 mm×1 000 mm，按3-1隔排布置；兩幫采用錨桿+金屬網(wǎng)的主動(dòng)支護(hù)方式，錨桿規(guī)格?18 mm×2 200 mm，間排距800 mm×1 000 mm；采用DW45-250/110X型單體支柱超前10 m進(jìn)行支護(hù)，一排設(shè)置4根單體支柱，間排距1 600 mm×1 000 mm，如圖10所示。

圖10 支護(hù)方案Fig.10 Support scheme

3.4 切頂巷道頂板支護(hù)控制數(shù)值分析

以上文數(shù)值模型為基礎(chǔ)，在巷道內(nèi)部根據(jù)具體支護(hù)方案采用Cable設(shè)置錨桿(糾)、采用Beam設(shè)置單體液壓支柱進(jìn)行支護(hù)，建立數(shù)值模型。相關(guān)物理力學(xué)參數(shù)見表2。圖11為距離工作面2 m巷道圍巖受力破壞云圖，由圖11可知，在距離工作面2 m處，超前采動(dòng)應(yīng)力為41.57 MPa，靠近切緊位置處巷道頂板承載最大，最大垂直應(yīng)力為16.57 MPa，巷道頂板及采場的圍巖破壞嚴(yán)重。

表2 單體支柱及錨桿(索)力學(xué)參數(shù)Table 2 Mechanical parameters of single column and anchor cable

圖11 距離工作面2 m巷道圍巖受力破壞云圖Fig.11 Cloud diagram of stress failure of roadway surrounding rock 2 m away from the working face

通過提取距離工作面0～50 m范圍內(nèi)單體支撐力的數(shù)據(jù)繪制圖12。

圖12 切頂巷道單體支柱支撐力模擬結(jié)果Fig.12 Simulation results of single support force of single column in roof cutting roadway

由圖12可知，Ⅱ、Ⅲ號(hào)單體支柱承受最大支撐力為155.47 kN，Ⅰ、Ⅳ號(hào)單體支柱承受最大支撐力為118.22 kN。位于巷道中部的支柱承載應(yīng)力大于巷幫側(cè)支柱承載應(yīng)力，滿足力學(xué)分析結(jié)果。

由上文計(jì)算可知，采用4根單體支柱支護(hù)時(shí)，4根單體受力分別為FⅠ=126.04 kN，F(xiàn)Ⅱ=188.58 kN，F(xiàn)Ⅲ=188.58 kN，F(xiàn)Ⅳ=126.04 kN，遠(yuǎn)大于數(shù)值模擬結(jié)果，證明工程實(shí)施方案切實(shí)可行，單體支柱被動(dòng)支護(hù)可以有效阻止因厚煤層頂板自身力學(xué)強(qiáng)度相對(duì)較低，超前采動(dòng)影響下切頂巷道頂板圍巖采動(dòng)失穩(wěn)的加劇，保證了巷道的穩(wěn)定性。

4 工程實(shí)踐效果分析

為了驗(yàn)證61304輔助運(yùn)輸巷支護(hù)效果，采用十字布點(diǎn)法對(duì)切頂卸壓巷道進(jìn)行變形監(jiān)測。現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果如圖13所示。在靠近工作面位置，巷道頂板最大變形量達(dá)271 mm，通過對(duì)現(xiàn)場數(shù)據(jù)進(jìn)行趨勢擬合，并與數(shù)值模擬進(jìn)行對(duì)比分析表明：在靠近工作面煤壁位置，現(xiàn)場巷道的變形趨勢與數(shù)值模擬結(jié)果較為接近，在遠(yuǎn)離工作面煤壁的位置，現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果小于模擬結(jié)果；總體來看，現(xiàn)場實(shí)測變形量在預(yù)期可控范圍內(nèi)，現(xiàn)場支護(hù)構(gòu)件承載穩(wěn)定，切頂巷道被動(dòng)支護(hù)控制效果良好。

圖13 切頂巷道圍巖變形實(shí)測與數(shù)值模擬效果對(duì)比Fig.13 Comparison of measured results with numerical simulation results of surrounding rock deformation of roof cutting

5 結(jié) 論

(1)厚煤切頂巷道錨桿(糾)錨固懸吊作用有限，且巷道圍巖受超前采動(dòng)的影響，被動(dòng)支護(hù)成為超前采動(dòng)影響下切頂巷道穩(wěn)定性控制的關(guān)鍵因糽。

(2)提出以單體液壓支柱支護(hù)為承載體的切頂巷道的厚煤頂板支護(hù)控制對(duì)策，構(gòu)建了單體支柱頂板承載結(jié)構(gòu)力學(xué)模型。

(3)揭示出巷道寬度、被動(dòng)支護(hù)方式(單體支柱的數(shù)量、間距、位置、工作阻力等)是影響厚煤切頂巷道穩(wěn)定性的關(guān)鍵，合理布置能夠?qū)崿F(xiàn)超前采動(dòng)影響下切頂巷道控制的穩(wěn)定性。