丁自偉，王少軒，王慶陽，王耀聲，王春斌，李軍岐，邸廣強(qiáng)，李 亮

(1.西安科技大學(xué) 能源學(xué)院，陜西 西安 710054；2.中勘冶金勘察設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司，河北 保定 071051；3.陜西陜煤韓城礦業(yè)有限公司，陜西 韓城 715400；4.陜西煤業(yè)化工技術(shù)研究院有限責(zé)任公司，陜西 西安 710100)

在煤礦的正常生產(chǎn)中，工作面巷道承擔(dān)著運(yùn)輸煤炭、人員通行、進(jìn)風(fēng)通風(fēng)的重要作用，然而在雙巷布置的工作面中，巷道往往要受到多次采動(dòng)影響，導(dǎo)致其產(chǎn)生巨大的變形，對(duì)礦井人員設(shè)備安全產(chǎn)生威脅，影響礦井的正常生產(chǎn)[1]。比起巷道頂板與幫部有比較成熟的支護(hù)手段，而巷道底板由于要承擔(dān)更多運(yùn)輸作用導(dǎo)致難以對(duì)其進(jìn)行支護(hù)[2，3]，所以在很多礦井中并沒有對(duì)巷道底板進(jìn)行支護(hù)補(bǔ)強(qiáng)，于是在巷道受到采動(dòng)影響時(shí)，很多礦井的工作面巷道面臨著嚴(yán)重的底鼓問題[4]。

對(duì)于巷道的底鼓發(fā)生機(jī)理，國(guó)內(nèi)外已經(jīng)進(jìn)行了大量的研究，并取得一批研究成果。姜耀東、陸士良將底鼓分為了四種類型，分別是擠壓流動(dòng)性底鼓、撓曲褶皺性底鼓、遇水膨脹性底鼓、剪切錯(cuò)動(dòng)性底鼓[5]?？导t普指出，巷道總的底鼓量是破壞區(qū)巖層的彎曲位移、擴(kuò)容位移、彈塑性位移、膨脹位移以及穩(wěn)定底板的彈塑性位移之和，而彎曲位移可以占到總底鼓量的百分之七十[6]。王衛(wèi)軍和侯朝炯分析了回采巷道的底鼓發(fā)生機(jī)理，提出回采巷道底鼓是由于支承壓力的影響，底板巖層受拉應(yīng)變作用離層，進(jìn)而在水平應(yīng)力的壓曲作用下產(chǎn)生的[7]，并以此提出了加固巷道兩幫控制底鼓的方法[8]。潘一山認(rèn)為導(dǎo)致巷道底鼓的巖石主要是以下三種：巷道底板下一定范圍內(nèi)的巖石、兩幫下部底板巖石和兩幫圍巖，并以此建立了底板巖層滲水膨脹軟化模型[9]。文志杰通過朗肯土力學(xué)建立了剪切錯(cuò)動(dòng)型巷道底鼓力學(xué)模型，并以此新型反底拱支護(hù)方案，揭示了其“控底-助幫”的底鼓控制機(jī)理[10]。王志強(qiáng)對(duì)沿空留巷導(dǎo)致底鼓機(jī)理進(jìn)行研究，并建立了非對(duì)稱底鼓力學(xué)模型。據(jù)此，提出通過降低兩幫垂直應(yīng)力控制底鼓的錯(cuò)層位負(fù)煤柱沿空巷道布置技術(shù)[11]。華心祝通過數(shù)值模擬，相似材料模擬及現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的手段，揭示了留巷底板的破壞形式主要是淺部為拉破壞，深部為剪破壞，煤幫側(cè)底板主要受壓破壞[12]。張勇確定了巷道圍巖為ⅠABⅡABDⅢABC復(fù)合型變形力學(xué)機(jī)制，提出一體化底鼓防控對(duì)策[13]。江東海通過現(xiàn)場(chǎng)底鼓觀測(cè)和數(shù)值模擬分析復(fù)雜節(jié)理巖體巷道非均稱底鼓機(jī)制，提出該類巷道底板中隨機(jī)賦存著尺寸各異的倒棱錐塊體，并將倒棱錐塊體底面與巷道的位置關(guān)系分為3類，即底面于巷道內(nèi)賦存、底面騎一幫賦存和底面跨兩幫賦存[14]。從國(guó)內(nèi)外對(duì)底鼓機(jī)理的研究成果中可以看出[15，16]，其研究對(duì)象往往為回采巷道或沿空留巷巷道，而在雙巷掘進(jìn)的三軟煤層底板工作面[17]，鄰近的工作面巷道往往受到兩次采動(dòng)影響，如果該巷道底板及幫部為三軟煤層，其往往面臨著更大的非對(duì)稱底鼓問題[18]。對(duì)于這一礦井面臨的常見問題，國(guó)內(nèi)外研究中還并未有系統(tǒng)的三軟煤層底板巷道受采動(dòng)影響底鼓的成果。為研究采動(dòng)影響下下區(qū)段巷道底鼓的發(fā)生機(jī)理并對(duì)其提出相應(yīng)的控制技術(shù)，本文以韓城桑樹坪二號(hào)井為工程背景，以3309運(yùn)輸巷為研究對(duì)象，基于朗肯土理論對(duì)其底鼓機(jī)理進(jìn)行研究，使用數(shù)值模擬的方法研究工作面附近的應(yīng)力分布規(guī)律和塑性區(qū)范圍，分析采動(dòng)下鄰近巷道底鼓發(fā)生原因，并提出相應(yīng)的巷道底鼓控制技術(shù)，保障了礦井的正常生產(chǎn)，為雙巷掘進(jìn)的工作面巷道控制底鼓提供了技術(shù)參考及理論依據(jù)。

1 工程概況

韓城桑樹坪二號(hào)井主采煤層為3#煤層，該煤層為煤與瓦斯突出煤層，為了保證礦井生產(chǎn)的正產(chǎn)接續(xù)，且為3#煤層災(zāi)害超前治理提供時(shí)間與空間，礦井工作面區(qū)段平巷采用雙巷布置，巷道沿煤層頂板掘進(jìn)。以3308工作面為例，該工作面煤層平均厚度5.8 m，采煤高度2.5 m，放煤高度3.3 m，一號(hào)回風(fēng)巷凈寬度5.2 m，高度3.0 m，二號(hào)回風(fēng)巷(也作為3309工作面的運(yùn)輸巷)凈寬度4.6 m，高度3.0 m，進(jìn)風(fēng)巷凈寬度5.2 m，高度3.0 m，兩條回風(fēng)巷之間的煤柱寬度為10 m，3308工作面巷道布置如圖1所示。工作面回采期間運(yùn)輸巷與回風(fēng)巷隨工作面推進(jìn)超前拉底，但是由于3309運(yùn)輸巷巷道底板及兩幫的圍巖巖性較軟弱，導(dǎo)致3308工作面回風(fēng)巷道在工作面回采期間，出現(xiàn)了以底鼓與煤柱幫鼓為主的非對(duì)稱巷道變形。

圖1 3308工作面巷道布置

在軟巖巷道服務(wù)時(shí)間加長(zhǎng)、多次采動(dòng)影響下，巷道圍巖應(yīng)力環(huán)境與煤巖力學(xué)特性將發(fā)生明顯改變，巷道的頻繁補(bǔ)強(qiáng)翻修將大大增加巷道支護(hù)維護(hù)成本，嚴(yán)重影響了礦井的安全高效生產(chǎn)。為了保障3309工作面正?；夭?，本文對(duì)3309運(yùn)輸巷進(jìn)行底鼓發(fā)生機(jī)理研究，并針對(duì)其機(jī)理提出底鼓控制技術(shù)進(jìn)行工程實(shí)踐。

2 采動(dòng)下鄰近巷道底鼓發(fā)生機(jī)理

2.1 采動(dòng)下鄰近巷道底鼓發(fā)生機(jī)理

工作面回采之后，采空區(qū)上覆巖層隨著時(shí)間的推移逐漸垮落，填充采空區(qū)。在此期間，采空區(qū)兩側(cè)煤體承受的采空區(qū)上覆巖層重力隨著上覆巖層的垮落逐漸減小，直至采空區(qū)完全充實(shí)后采空區(qū)上覆未垮落巖層由采空區(qū)垮落巖體與兩側(cè)煤體共同承擔(dān)。根據(jù)3308工作面實(shí)際情況，工作面回采后采空區(qū)垮落情況如圖2所示。

圖2 采空區(qū)垮落模型及鄰近巷道變形

工作面回采之后，采空區(qū)是否被其上覆垮落巖層完全充實(shí)主要取決于上覆巖層垮落厚度與垮落巖層的碎脹系數(shù)，設(shè)煤層埋深為H，垮落巖體碎脹系數(shù)為K，垮落巖體厚度為H0，上覆巖層垮落后垮落角為θ，采高為b，采空區(qū)寬度為B0，則采空區(qū)上覆垮落巖層充實(shí)采空區(qū)需要垮落巖層厚度[19]可由式(1)得到：

于是得到采空區(qū)一側(cè)煤柱共承載的載荷P由式(4)計(jì)算得出：

由式(4)、式(5)可以看出，受上一工作面采動(dòng)影響后，采空區(qū)上覆未垮落巖體載荷由兩側(cè)煤體承擔(dān)，保留巷道圍巖上覆載荷增大，區(qū)段煤柱與下工作面煤壁在載荷作用下首先被壓縮，巷道頂板隨煤柱及下工作面煤壁壓縮整體下沉。當(dāng)煤柱及下工作面煤壁壓至巷道底板巖層時(shí)，底板巖層受到上部的壓力被向下壓縮。煤柱及煤壁巖體在壓密過程中伴隨著煤體由巷道幫部表面沿水平方向煤體內(nèi)部逐漸破壞，破壞巖體在碎脹作用下向巷道空間鼓出。當(dāng)巷道幫部煤體逐漸壓密至巷道底板時(shí)，若巷道圍巖整體強(qiáng)度仍小于巷道上覆載荷，則煤柱與煤壁將進(jìn)一步對(duì)煤柱及煤壁煤體垂直下方巖體壓縮，并嵌入頂板下方煤體中，擠壓煤柱與煤壁下方底板巖層，并與水平應(yīng)力共同作用使得底板巖層向巷道底板位置產(chǎn)生水平作用力，導(dǎo)致巷道發(fā)生底鼓。

2.2 底鼓發(fā)生機(jī)理力學(xué)模型與分析

根據(jù)朗肯土壓力理論[20]建立了巷道非對(duì)稱底鼓力學(xué)計(jì)算模型，如圖3所示，在巷道底板塑性區(qū)極限平衡條件下，在巷道兩側(cè)支承壓力升高后，巖塊IHG和巖塊ABC在垂直應(yīng)力和水平應(yīng)力共同作用下產(chǎn)生主動(dòng)的塑性滑移，滑移角度為朗肯主動(dòng)滑移角α，向巖塊BCF和巖塊DGH產(chǎn)生P1和P2的水平推力使其被動(dòng)的塑性滑移，滑移角度為朗肯被動(dòng)滑移角β，而此時(shí)巖塊DGH與巖塊BCF下方?jīng)]有移動(dòng)空間，只能向巷道空間滑移。巖塊DEF在受到了下方推力與兩側(cè)拉力的共同作用下，會(huì)產(chǎn)生破壞并有向上隆起的趨勢(shì)。

圖3 底鼓力學(xué)計(jì)算模型

首先對(duì)巖塊ABC與巖塊BCF進(jìn)行受力分析，巖塊ABC對(duì)巖塊BCF產(chǎn)生了推力P1，根據(jù)朗肯土力學(xué)，此時(shí)P1的大小由式(6)得出：

P1=Pa-Pb+σz(6)

式中，Pa為巖塊ABC對(duì)巖塊BCF產(chǎn)生的主動(dòng)壓力，MPa；Pb為巖塊BCF對(duì)巖塊ABC產(chǎn)生的被動(dòng)動(dòng)壓力，MPa；σz為水平應(yīng)力大小，MPa。

根據(jù)朗肯土力學(xué)[20]，Pa，Pb分別由式(7)、式(8)得到：

式中，γ為巖石容重，kN/m3；h、h′分別為兩幫底板破壞深度，m；K為巷道兩幫應(yīng)力集中系數(shù)，其值為該點(diǎn)應(yīng)力大小除以原巖應(yīng)力，其中，Ka為主動(dòng)巖體壓力系數(shù)，Ka=tan2(45°-φ/2)；Kb為被動(dòng)巖體壓力系數(shù)，Kb=tan2(45°+φ/2)；H為巷道埋深，m；c為底板巖體內(nèi)聚力，MPa。

將式(7)及式(8)代入式(6)中，可以得到P1的表達(dá)式：

在巖塊BCF受到P1的推力后，根據(jù)朗肯土力學(xué)，會(huì)沿著BF被動(dòng)滑移，于是P1就被分解為了一個(gè)垂直于BF的壓力T1與沿著BF推力N1，因此由式(10)、式(11)可得T1與N1。

T1=P1sinβ(10)

N1=P1cosβ(11)

在巖塊BCF沿著BF滑移時(shí)，會(huì)產(chǎn)生一個(gè)反向的摩擦力，摩擦力可由式(12)計(jì)算得出：

f=P1cosβtanφ(12)

于是可得巖塊DEF所受沿BF的總推力可由式(13)計(jì)算得出：

同理可得巖塊DEF所受沿DG的總推力可由式(14)計(jì)算得出：

對(duì)于此計(jì)算模型王志強(qiáng)[11]推導(dǎo)出了非對(duì)稱底鼓力源的計(jì)算方程，并得到了巖塊DEF的受力方程如式(15)所示。

式中，P為巖塊DEF受到向上的推力；T、T′分別為巖塊DEF所受的水平拉力。

在3309運(yùn)輸巷中，圍巖的內(nèi)摩擦角、水平應(yīng)力的大小與巷道埋深是一定的，所以式(15)中只有壓力集中系數(shù)項(xiàng)是變化的。根據(jù)礦井水文地質(zhì)報(bào)告，按照γH計(jì)算上覆巖層載荷，取巷道埋深為350 m，煤層容重為14 kN/m3。煤體內(nèi)摩擦角φ取32°，煤體內(nèi)聚力c取1.2 MPa，底板最大破壞深度根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果得出煤壁幫為1 m，煤柱幫為3 m。將3309巷道的地質(zhì)數(shù)據(jù)代入到巖塊DEF受到向上的推力P的方程中[21，22]，得到推力P的大小與巷道兩幫應(yīng)力集中系數(shù)關(guān)系如圖4所示。

圖4 底板巖塊受力與巷道兩幫應(yīng)力集中系數(shù)關(guān)系

由圖4可知，煤柱幫應(yīng)力集中系數(shù)K′軸斜率Δ1為6.520，煤壁幫應(yīng)力集中系數(shù)K軸斜率Δ2為2.173，說明在3309巷道中巷道底板巖塊的受力與兩幫的應(yīng)力集中系數(shù)呈正相關(guān)，且對(duì)煤柱幫的應(yīng)力集中系數(shù)更敏感。為探究3309巷道底鼓發(fā)生機(jī)理，下文使用數(shù)值模擬軟件分析3308工作面回采時(shí)采場(chǎng)周圍的應(yīng)力及塑性區(qū)分布。

3 數(shù)值模擬分析

采用FLAC3D數(shù)值模擬方法研究桑樹坪二號(hào)井3309工作面運(yùn)輸巷及3308工作面回風(fēng)巷受到3308工作面回采影響下的各巷道圍巖塑性區(qū)分布特征、圍巖應(yīng)力場(chǎng)分布特征、圍巖破壞特征，從而分析3309運(yùn)輸巷的底鼓發(fā)生機(jī)理。

3.1 數(shù)值模型的建立

桑樹坪二號(hào)井3308工作面開采模型尺寸為230 m×600 m×45 m。在3309工作面運(yùn)輸巷及3308工作面回風(fēng)巷附近對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行加密，X方向上每格代表0.25 m，Y方向上每格代表5 m，Z方向上每格代表0.25 m。在模型豎直方向加載在模型上表面的應(yīng)力主要為上覆巖層的自重應(yīng)力，根據(jù)上文中的參數(shù)計(jì)算得出垂直應(yīng)力為8.75 MPa，由于該礦未做地應(yīng)力測(cè)試，故水平應(yīng)力按經(jīng)驗(yàn)取1.5倍垂直應(yīng)力，水平應(yīng)力值為13.125 MPa。

對(duì)于模型計(jì)算邊界條件，首先將模型的四周各邊界施加水平約束，即四周邊界的水平位移為0；然后再將模型的底部邊界固定，即底部的邊界水平、垂直位移都為0；最后將模型的頂部設(shè)為自由邊界。本構(gòu)模型采用基于彈塑性理論的摩爾—庫(kù)倫強(qiáng)度準(zhǔn)則。

3.2 數(shù)值分析模型計(jì)算參數(shù)

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)地質(zhì)調(diào)查和煤巖體力學(xué)參數(shù)測(cè)試報(bào)告提供的煤巖體力學(xué)參數(shù)，得到模擬計(jì)算采用的煤巖體物理力學(xué)參數(shù)見表1。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)取樣和巖石力學(xué)試驗(yàn)結(jié)果，當(dāng)載荷達(dá)到強(qiáng)度極限后，巖體產(chǎn)生破壞，在峰后塑性流動(dòng)過程中，巖體殘余強(qiáng)度隨著變形發(fā)展逐步減小。因此，計(jì)算中采用莫爾—庫(kù)侖(Mohr-Coulomb)屈服準(zhǔn)則判斷巖體的破壞。

表1 煤巖體物理力學(xué)參數(shù)

3.3 塑性區(qū)范圍模擬結(jié)果分析

3309運(yùn)輸巷與3308回風(fēng)巷圍巖塑性區(qū)分布如圖5所示，由圖5可知：

圖5 巷道塑性區(qū)分布

1)在受到3308工作面采動(dòng)影響條件下，巷道幫部圍巖主要為剪切破壞，頂?shù)装逡岳炱茐臑橹鳎覂蓷l巷道兩幫塑性區(qū)會(huì)在工作面回采后貫通。

2)3309運(yùn)輸巷頂板塑性區(qū)最大范圍為2.5 m，底板塑性區(qū)最大范圍為3 m，由于兩條巷道塑性區(qū)貫通導(dǎo)致的突然增大，所以兩幫塑性區(qū)最大范圍達(dá)到10 m；3308回風(fēng)巷頂板塑性區(qū)最大范圍為2.25 m，底板塑性區(qū)最大范圍為1 m，兩幫塑性區(qū)最大范圍為5 m。在距工作面相同距離條件下3308回風(fēng)巷塑性區(qū)范圍大于3309運(yùn)輸巷塑性區(qū)范圍，而3308回風(fēng)巷底板塑性區(qū)小于3309運(yùn)輸巷底板塑性區(qū)，這是由于3308回風(fēng)巷拉底后底板為硬巖，而3309運(yùn)輸巷還未拉底，底板為巖性較軟弱的4#煤。

3)3309運(yùn)輸巷的塑性區(qū)在工作面后方5 m到工作面前方30 m范圍內(nèi)發(fā)生變化，整體呈下降趨勢(shì)，在距離工作面后方5 m和前方30 m處時(shí)塑性區(qū)范圍逐漸趨于穩(wěn)定；3308回風(fēng)巷塑性區(qū)在工作面前方30 m處逐漸趨于穩(wěn)定。

4)根據(jù)巷道表面位移監(jiān)測(cè)結(jié)果，底板的位移量在工作面推進(jìn)后迅速升高底板的塑性區(qū)卻并未隨工作面推進(jìn)產(chǎn)生明顯的變化，然而巷道煤柱幫卻因?yàn)樗苄詤^(qū)貫通導(dǎo)致迅速增大且產(chǎn)生大量剪切破壞，使巷道兩幫的應(yīng)力集中系數(shù)升高，導(dǎo)致底板的破壞。

3.4 應(yīng)力分布規(guī)律模擬結(jié)果分析

3309運(yùn)輸巷附近采場(chǎng)垂直應(yīng)力[23]分布情況如圖6所示。由圖6可以看出：

圖6 3309運(yùn)輸巷附近采場(chǎng)垂直應(yīng)力分布

1)3308工作面回采時(shí)，采場(chǎng)的前方應(yīng)力峰值出現(xiàn)在工作面煤壁前10 m處，應(yīng)力峰值大小為28.4 MPa。采場(chǎng)前方40 m外的區(qū)段煤柱應(yīng)力未出現(xiàn)明顯升高，應(yīng)力峰值大小為19.2 MPa。從采場(chǎng)前方40 m處開始，區(qū)段煤柱應(yīng)力升高，且煤柱內(nèi)應(yīng)力呈現(xiàn)“單峰”狀態(tài)，此時(shí)煤柱內(nèi)應(yīng)力峰值升高至24.5 MPa。而對(duì)比巷道表面位移圖可知，工作面前方40 m處底板位移增高速率同時(shí)也明顯加快。

2)當(dāng)3308工作面推進(jìn)過后，3308工作面及回風(fēng)巷因上覆巖層垮落變?yōu)椴煽諈^(qū)，此時(shí)區(qū)段煤柱內(nèi)應(yīng)力開始迅速增加，應(yīng)力峰值由“雙峰”轉(zhuǎn)變?yōu)椤皢畏濉?，此時(shí)3309運(yùn)輸巷煤壁幫峰值范圍為距離工作面3～5 m，峰值最高達(dá)到36.1 MPa；3309運(yùn)輸巷煤柱幫側(cè)向應(yīng)力峰值范圍為距離工作面2～2.25 m，峰值最高達(dá)到44.5 MPa；3308回風(fēng)巷煤柱側(cè)側(cè)向應(yīng)力峰值范圍為距離工作面3.25～3.75 m，峰值最高達(dá)到44.5 MPa。此時(shí)煤柱內(nèi)應(yīng)力集中系數(shù)高達(dá)5.09，煤壁側(cè)應(yīng)力集中系數(shù)也高達(dá)4.13。

3)工作面后方40 m處3309運(yùn)輸巷兩幫應(yīng)力升到最大值，此時(shí)該底板受到的應(yīng)力也為最大值，根據(jù)巷道表面位移監(jiān)測(cè)在這一階段底板位移達(dá)到最大值，對(duì)其進(jìn)行兩次拉底后底板位移量依然持續(xù)升高。說明了3309運(yùn)輸巷巷道產(chǎn)生底鼓的原因是由于鄰近工作面采動(dòng)導(dǎo)致區(qū)段煤柱承載更多3308采空區(qū)上覆巖層的重量，使巷道兩幫的應(yīng)力集中系數(shù)增加，根據(jù)采動(dòng)下鄰近巷道底鼓發(fā)生機(jī)理可知，底板就受到破壞并向上鼓起。

4 軟巖巷道底鼓控制技術(shù)

為解決桑樹坪二號(hào)井煤礦鄰近軟巖巷道圍巖大變形問題，在3309運(yùn)輸巷布置了試驗(yàn)段(見圖1)進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)與爆破切頂卸壓工程試驗(yàn)。

4.1 巷道補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)

3309運(yùn)輸巷受采動(dòng)影響后，工作面后方巷道煤柱幫及巷道底板變形較大，對(duì)巷道瓦斯災(zāi)害治理、帶式運(yùn)輸機(jī)運(yùn)輸、行人等產(chǎn)生巨大影響，且易引發(fā)諸如片幫、底鼓、冒頂?shù)劝踩[患，為解決巷道的變形問題采用補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)的方式進(jìn)行圍巖控制。

對(duì)煤柱幫采用?21.6 mm×5300 mm鋼絞線錨索進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)，錨索間排距1200 mm×2000 mm，矩形布置，每排3根，每排錨索加梯子梁；頂板采用?21.6 mm×10000 mm鋼絞線錨索進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)，補(bǔ)強(qiáng)位置距離3309運(yùn)輸巷煤柱幫800 mm，錨索排距2000 mm。具體支護(hù)補(bǔ)強(qiáng)方案如圖7所示。

圖7 試驗(yàn)段幫部補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)方案(mm)

4.2 切頂卸壓方案

根據(jù)采動(dòng)影響下鄰近巷道應(yīng)力分布規(guī)律以及底鼓產(chǎn)生機(jī)理，針對(duì)桑樹坪二號(hào)井的巷道底鼓問題，提出爆破預(yù)裂切頂卸壓技術(shù)。該技術(shù)采用定向預(yù)裂方法，在雙巷間區(qū)段煤柱上方通過定向爆破形成一條平行于巷道走向的切縫線，在工作面回采過后，借助于采空區(qū)覆巖自重，使巷道頂板沿切縫線垮落，將采空區(qū)上覆載荷重量轉(zhuǎn)移到采空區(qū)垮落巖石上，減少保留巷道圍巖承載載荷，從而達(dá)到保留巷道圍巖控制目的。

考慮到3308回風(fēng)巷拉底后巷道尺寸較大，高度達(dá)到5.5 m，現(xiàn)場(chǎng)切頂試驗(yàn)條件復(fù)雜，施工困難，并且對(duì)此處頂板切頂易誘發(fā)頂板冒落垮斷的危險(xiǎn)事故，巷道維護(hù)困難復(fù)雜，故確定3309運(yùn)輸巷作為切頂試驗(yàn)巷道。為取得最佳爆破預(yù)裂效果，要求爆破所形成的裂隙瞬時(shí)擴(kuò)展直至相互貫通，炮眼間距應(yīng)小于1.4 m，同時(shí)在炮眼中部布置空孔以導(dǎo)向預(yù)裂可進(jìn)一步提高爆破預(yù)裂效果，切頂卸壓鉆孔布置如圖8所示。

圖8 切頂卸壓鉆孔布置

通過經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算求解確定深孔預(yù)裂爆破參數(shù)爆破炮眼深度為15 m炮眼與煤柱側(cè)頂板傾角為75°，孔徑為75 mm，6個(gè)炮眼為一個(gè)循環(huán)進(jìn)行起爆。炮眼間距越小，裝藥量越大，試驗(yàn)爆破預(yù)裂效果愈明顯，綜合考慮工作面推進(jìn)速度、爆破效率、窺視預(yù)裂結(jié)果等因素，最終確定當(dāng)炮眼間距為600 mm、裝藥長(zhǎng)度為2 m時(shí)可以較好滿足卸壓工程實(shí)施需求，此時(shí)在炮眼深度10～15 m范圍巖層裂隙區(qū)明顯貫通，孔壁變形破壞明顯，爆破預(yù)裂效果良好。

4.3 效果分析

3309運(yùn)輸巷實(shí)施切頂卸壓技術(shù)及幫部補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)后，在3309巷道試驗(yàn)段與非試驗(yàn)段分別布置巷道表面位移監(jiān)測(cè)站及鉆孔應(yīng)力計(jì)，由監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)繪制出煤柱幫側(cè)向支承壓力和巷道表面位移對(duì)比曲線，如圖9所示。

圖9 試驗(yàn)段煤柱幫側(cè)向支承壓力和巷道表面位移對(duì)比曲線

根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果，工作面后方煤柱最大垂直應(yīng)力為44.5 MPa，而由圖9(a)可以看出試驗(yàn)段煤柱幫最大支承壓力僅有16 MPa，說明經(jīng)爆破預(yù)裂切頂卸壓后巷道圍巖的應(yīng)力顯著的降低，最大應(yīng)力僅為未切頂時(shí)的36%。由圖9(b)可以看出，3309運(yùn)輸巷道受3308工作面回采采動(dòng)影響后，巷道斷面形狀變形嚴(yán)重，底板持續(xù)發(fā)生褶皺型底鼓，底板由兩幫側(cè)向中間褶皺凸起，崎嶇不平；頂板不均勻下沉，由此導(dǎo)致頂板巖層在靠近煤壁側(cè)部分區(qū)域頂板發(fā)生“鼓包”，破壞巷道頂板完整性；煤柱側(cè)圍巖變形劇烈，破碎圍巖碎脹擠破錨網(wǎng)，煤體破碎松散脫落情況嚴(yán)重。頂?shù)准皟蓭偷氖諗繃?yán)重影響巷道行人、運(yùn)輸、通風(fēng)及瓦斯災(zāi)害超前治理；實(shí)施圍巖控制技術(shù)措施后試驗(yàn)段巷道頂?shù)准皟蓭蛧鷰r變形量大大減少，頂板與煤柱幫相較于非試驗(yàn)段相對(duì)完整，底板雖然難以避免底鼓的發(fā)生，但底鼓量較對(duì)比段減少了49.4%，巷道后期幫部及底板的維護(hù)工作得到極大的降低。

5 結(jié) 論

1)采動(dòng)下鄰近巷道底鼓發(fā)生機(jī)理表明：采空區(qū)巷道底鼓的原因主要是由于在采空區(qū)一側(cè)的煤柱受采動(dòng)影響后，承載了采空區(qū)上方的部分覆巖壓力，使其側(cè)向支承壓力升高，于是煤柱向下擠壓其底部巖石，其底部巖石在上方的壓力及水平應(yīng)力的共同作用下，向巷道底板擠壓，最終導(dǎo)致巷道底鼓。

2)根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果，工作面的回采會(huì)使采場(chǎng)前后的巷道兩側(cè)支承應(yīng)力增大，回采巷道與鄰近巷道的塑性區(qū)貫通，煤柱整體呈塑性狀態(tài)，底板塑性區(qū)并未受采動(dòng)影響。根據(jù)巷道表面位移監(jiān)測(cè)，底鼓在采動(dòng)前后最為嚴(yán)重，且底板受力方程表明巷道底板巖塊的受力與兩幫的應(yīng)力集中系數(shù)呈正相關(guān)，說明此時(shí)鄰近巷道底鼓產(chǎn)生是由于煤柱的塑性破壞和應(yīng)力集中系數(shù)升高所引起的。

3)基于采動(dòng)影響下鄰近巷道的底鼓發(fā)生機(jī)理，為減少鄰近巷道煤柱支撐的采空區(qū)上覆巖層壓力，從而減少巷道的底鼓變形，提出了爆破預(yù)裂切頂卸壓技術(shù)，并在桑樹坪二號(hào)井3309運(yùn)輸巷進(jìn)行工程試驗(yàn)。試驗(yàn)后巷道底鼓量遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于非試驗(yàn)段，巷道頂板與幫部的變形量也顯著減小，大大降低了礦井對(duì)巷道的維護(hù)工作，保障其正常煤炭生產(chǎn)。