趙高明 ，涂 敏 ，張向陽 ，卜慶為 ,2 ，趙慶沖 ，黨嘉鑫

（1.安徽理工大學(xué) 煤礦安全高效開采省部共建教育部重點實驗室，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）

在工作面回采過程中，巷道煤柱側(cè)采空區(qū)(側(cè)向頂板)經(jīng)常會遇到厚硬頂板，短期內(nèi)不會自然垮落[1-5]。懸露的頂板容易導(dǎo)致應(yīng)力集中，礦壓顯現(xiàn)劇烈，嚴(yán)重影響生產(chǎn)，斷裂運動也會誘發(fā)礦震以及冒頂事故[6-7]。

近年來，許多專家學(xué)者對厚硬巖層切頂卸壓展開了大量的研究。吳擁政等[8]提出了水力壓裂切頂卸壓技術(shù)，經(jīng)井下試驗證明該技術(shù)可以消除和減弱堅硬頂板形成的懸臂結(jié)構(gòu)，達(dá)到保護(hù)巷道的目的；趙義等[9]采用力學(xué)分析、數(shù)值模擬及現(xiàn)場試驗，得出切頂卸壓技術(shù)對降低巷道側(cè)向支承壓力及切斷頂板與巷道間的應(yīng)力傳遞有重要作用。蘇超等[10]采用相似模擬與理論分析，建立了沿采空區(qū)巷道頂板和沿采空區(qū)巷道圍巖側(cè)壓關(guān)鍵塊數(shù)的計算模型，井下試驗表明，采用人工切頂能減弱長懸臂頂板對巷道巖體間的垂直剪切荷載作用，使巷道變形量降低50%以上；于斌等[11]針對塔山煤礦沿空巷道礦壓顯現(xiàn)劇烈問題，提出采空水力壓裂技術(shù)弱化煤層上方堅硬頂板的控制方法；陳勇等[12]基于淺孔爆破沿空留巷切頂卸壓機(jī)制，利用LS-DYNA 數(shù)值模擬與理論分析相結(jié)合的方法，分析論證并解決了導(dǎo)向孔的作用機(jī)理；楊運琦[13]運用數(shù)值模擬與力學(xué)分析方法建立預(yù)裂爆破切頂前后巖梁結(jié)構(gòu)模擬，推導(dǎo)出切頂后巖梁的初次斷裂步距；李鐵良[14]結(jié)合數(shù)值模擬與實驗室試驗的方法確定了切頂預(yù)裂爆破的關(guān)鍵參數(shù)的合理取值范圍；ZHANG 等[15]、姚亞虎[16]、李雪[17]、張百勝[18]研究堅硬頂板破斷位置，分析了堅硬頂板預(yù)裂爆破的頂板結(jié)構(gòu)形式和力學(xué)結(jié)構(gòu)模型，模擬了預(yù)裂爆破對沿空留巷圍巖的卸壓效果，提出了堅硬頂板預(yù)裂爆破切頂卸壓與圍巖控制方案。以上學(xué)者對沿空掘巷切頂及圍巖穩(wěn)定性控制的研究具有指導(dǎo)意義，但對于預(yù)裂爆破后基本頂懸臂斷裂長度的研究目前較少。為此，針對內(nèi)蒙古泊江海子礦113105 工作面回風(fēng)巷典型側(cè)向長懸臂頂板結(jié)構(gòu)，綜合運用物理相似模擬與理論分析方法，研究基本頂在預(yù)裂爆破下塊體破斷間的長度關(guān)系，開展工業(yè)性試驗進(jìn)行切頂卸壓效果評價，為此類地質(zhì)條件下切頂應(yīng)用提供理論與技術(shù)指導(dǎo)。

1 研究背景

1.1 工程背景

泊江海子礦113105 工作面主采3-1 煤，平均煤厚4.6 m，傾角1°～6°，平均3°，埋深670 m，煤層含0～1 層夾矸。距離鄰近113106 采空區(qū)留設(shè)9.8 m 保護(hù)煤柱，其頂板主要以砂巖和礫巖為主，其中礫巖上方為含水帶，礫巖為隔水層，切頂時只切到礫巖下方為止。鉆孔柱狀圖如圖1。113105工作面傾向長度254 m，走向長度2 800 m，采用長壁后退式綜合機(jī)械化開采，回風(fēng)巷斷面尺寸寬×高=5.2 m×3.6 m。工作面相對位置如圖2。

圖2 工作面位置Fig.2 Working face position

1.2 頂板覆巖結(jié)構(gòu)

頂板覆巖結(jié)構(gòu)示意圖如圖3。

圖3 頂板覆巖結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Schematic diagram of roadway overburden structure

如圖3（a），未切頂前頂板在上覆巖層荷載以及自重作用下形成梁M、懸臂N 和塊體L 3 塊巖石，其中塊體N 一端位于巷道上方，另一端懸臂于采空區(qū)側(cè)從而形成側(cè)向懸臂結(jié)構(gòu)；隨著工作面的不斷推進(jìn)，塊體N 彎曲應(yīng)力達(dá)到巖層的極限抗拉強度時發(fā)生垮落沖擊，對煤柱及巷道產(chǎn)生劇烈影響，因此選擇對塊體N 進(jìn)行人工預(yù)裂切頂。

巷道頂板提前進(jìn)行人工預(yù)裂切頂后，將會形成如圖3（b）的破斷結(jié)構(gòu)，懸臂塊體N 沿切頂線位置斷裂成A 和B 塊體，其中塊體A 以斷裂處為中心回轉(zhuǎn)下沉，與采空區(qū)垮落矸石接觸后在自重應(yīng)力和塊體B 塊體共同作用下被壓實并填充采空區(qū)，最終形成穩(wěn)定的承壓結(jié)構(gòu)。

2 頂板斷裂力學(xué)機(jī)理

2.1 切頂前基本頂斷裂跨距

切頂前基本頂斷裂結(jié)構(gòu)力學(xué)簡化模型[19]如圖4。以采場頂板極限平衡區(qū)邊界為坐標(biāo)建立坐標(biāo)；L為基本頂長度；a、b、d分別為工作面寬度、掘巷煤柱寬度、采空區(qū)寬度；其基本頂?shù)氖芰χ饕ㄉ细矌r層自身重力q3、直接頂支承作用力q2、煤柱作用反力q1、實體煤支承反作用力q0力以及單體支柱作用力F。

圖4 未切頂前基本頂斷裂力學(xué)模型Fig.4 Fracture mechanics model of basic roof before roof cutting

根據(jù)材料力學(xué)，設(shè)梁為單位寬度，當(dāng)巖梁達(dá)到極限力學(xué)平衡狀態(tài)時及極限彎矩產(chǎn)生的拉應(yīng)力達(dá)到其極限抗拉強度時，巖梁發(fā)生斷裂，即：

式中：M為巖梁極限彎矩，N?m；W為巖梁抗彎截面系數(shù)，m3；h為基本頂巖層厚度，m；σt為巖梁極限抗拉強度，Pa。

根據(jù)力學(xué)模型中巖梁受力狀態(tài)，可求解出基本頂不同分段的彎矩表達(dá)式：

當(dāng)x=a+b+c時，此時CD段彎矩最大，為：

當(dāng)x=a時，此時AC段彎矩最大，為：

OA段彎矩MOA為：

受開挖擾動的影響，巷道圍巖應(yīng)力場分布產(chǎn)生很大變化，淺部實體煤產(chǎn)生塑性區(qū)對頂板的反作用力較小，而在極限平衡區(qū)的邊界以及更深部的煤層，受擾動較小或不受影響，其對頂板的支承力與頂板上覆巖層所傳遞荷載基本維持平衡，基本頂較少發(fā)生彎曲下沉，因此該處的彎矩最大，當(dāng)最大彎矩產(chǎn)生拉應(yīng)力達(dá)到巖體極限抗拉強度時，基本頂將在極限平衡區(qū)邊界上方斷裂。通過對基本頂不同彎矩的計算，可求解出未切頂情況下不同懸臂長度的極限斷裂跨距，為下一步設(shè)計切頂方案提供有力的理論參考。

2.2 切頂后頂板斷裂力學(xué)模型

頂板進(jìn)行預(yù)裂切縫后，頂板巖梁可近似簡化為兩端簡支的力學(xué)模型。根據(jù)巖梁彎矩方程，得到其撓度方程為：

式中：M(x)為任意位置彎矩，N?m；w(x)為任意位置撓度，mm；E為彈性模量，MPa；I為慣性矩，m4；m、n為系數(shù)。

預(yù)裂切頂后，基本頂?shù)氖芰Νh(huán)境發(fā)生變化，變化后的頂板巖梁可簡化為鉸接巖梁，其力學(xué)模型如圖5。

圖5 切頂后頂板斷裂力學(xué)模型Fig.5 Fracture mechanics model of roof after roof cutting

根據(jù)鉸接巖梁力學(xué)模型，切頂后頂板巖梁可視為近似簡化成短懸臂梁狀態(tài)的A 塊體和已斷裂的B 塊體所組成。

式中：GB為梁B 的自重，N；TA為梁A 對B的擠壓作用力，N；FA為梁A 對B 的摩擦作用力，N；α為切頂角度，（°）。

極限平衡條件下FA=TAf，可得：

式中：h1為 梁的厚度，m； ρ為梁的密度，t/m3；f為梁A、B 之間的摩擦系數(shù)；LB 為梁B 的長度，m。

式中：MA為塊體A 所受的力矩；GA為梁A的自重，N；LA為梁A 的長度，m；FB為梁B 對A 的摩擦作用力。

當(dāng)C 處的應(yīng)力σc等于巖體抗拉強度σt時，則可得到切頂后基本頂懸頂斷裂塊體A、B 長度滿足：

由式(13)可知，在懸臂長度一定時，切頂斷裂后形成短懸臂的長度由巖體的抗拉強度、梁厚、梁間的摩擦系數(shù)、梁的密度及切頂角度控制；當(dāng)巖體的抗拉強度、梁厚、梁間的摩擦系數(shù)較大時，則斷裂后的前梁長度較長；當(dāng)梁的密度以及切頂角度較大時，則斷裂后的后梁長度增大。

3 沿空掘巷側(cè)向懸臂切頂卸壓斷裂效果相似試驗

開展實驗室物理相似模型試驗，模型試驗臺尺寸為1.5 m (長)×1.2 m(高)×0.1 m(寬)鋼架，模型線性比取1∶100，密度比取3∶5，時間比1∶12[20]，其中切頂后模型中預(yù)埋一片鐵板模擬切縫。模型中不同巖性的巖層由河沙、石灰、石膏和水經(jīng)過不同配比制作鋪設(shè)而成，各巖層厚度(由下至上)及配比見表1。

表1 物理相似模型巖層厚度及配比Table 1 Table of rock thickness and ratio of physical similarity model

基于對現(xiàn)場的原巖應(yīng)力實測及相似比尺寸，模型頂部鋪設(shè)配重塊模擬上覆巖層自重，根據(jù)該礦地質(zhì)條件情況確定模型表面需要施加的重力補償總的載荷為150 kN。在鋪設(shè)模型時在其內(nèi)埋設(shè)有12 個應(yīng)變片，模型測點布置如圖6。切頂角度為75°時，覆巖運移狀態(tài)如圖7。

圖6 模型測點布置圖Fig.6 Physical similarity model

圖7 75°切頂后覆巖運移狀態(tài)Fig.7 Movement state of overburden after 75 ° roof cutting

切縫下方巷道頂板變?yōu)槎瘫哿航Y(jié)構(gòu)，長懸臂在采空區(qū)斷裂成2 塊長度5～8 m 長的塊體。切縫切斷了巷道頂板與采空區(qū)頂板的力學(xué)聯(lián)系，巷道頂板與采空區(qū)頂板無法進(jìn)行力學(xué)傳遞，使得采空區(qū)頂板垮落時基本不會對巷道圍巖產(chǎn)生擠壓影響，卸壓效果明顯。

4 工程應(yīng)用

4.1 現(xiàn)場切頂試驗

結(jié)合上述力學(xué)分析、數(shù)值模擬和物理相似模擬試驗，綜合考慮現(xiàn)場施工進(jìn)度，施工經(jīng)濟(jì)因素及巷道安全等，最終確定切頂角度為75°。在本工作面回風(fēng)巷對相鄰采空區(qū)側(cè)向頂板進(jìn)行預(yù)裂爆破，炮孔距工作面煤壁100 mm，間距為0.8 m，裝藥方式采用“4+4+4+4+3+3+4+4+4+2”，爆破之后進(jìn)行效果窺視，窺視結(jié)果顯示不同深度的孔壁均產(chǎn)生了裂縫，表明切縫效果良好，能使頂板整體被切落，切縫效果窺視如圖8。

圖8 切縫效果窺視圖Fig.8 View of the effect of cutting roof

采用“高強錨索錨桿補強支護(hù)、爆破預(yù)裂切頂卸壓、單體支柱支撐、金屬網(wǎng)擋矸”的支護(hù)系統(tǒng)改善圍巖及煤柱受力狀態(tài)，阻止矸石竄入巷道，減小變形量。

4.2 切頂效果對比

選取未切頂巷道200 m(共11 個測點)內(nèi)受采動影響巷道變形監(jiān)測數(shù)據(jù)，未切頂巷道變形量如圖9。

圖9 未切頂巷道變形量Fig.9 Deformation of roadway before roof cutting

由圖9 可知：未切頂情況下，巷道受采動影響劇烈，巷道頂?shù)装逡平孔畲笾禐? 010 mm，平均移近量為800 mm，兩幫移近量最大值為1 090 mm，平均移近量為909 mm。

切頂后，巷道圍巖應(yīng)力得到有效控制，選取切頂段250 m 內(nèi)(共25 個測點)進(jìn)行巷道變形監(jiān)測，切頂后巷道變形量如圖10 可知。

圖10 切頂后巷道變形量Fig.10 Deformation of roadway after roof cutting

由圖10 可知：113105回風(fēng)巷在切頂后頂?shù)装搴蛢蓭推骄平糠謩e為468 mm 和511 mm，對比于未切頂巷道移近量減小了332 mm 和402 mm，巷道變形得到了有效控制、巷道完整性較好。

5 結(jié) 語

1）基于材料力學(xué)基本頂斷裂力學(xué)理論，建立采空區(qū)側(cè)向長懸臂簡化力學(xué)模型，針對切頂前后頂板間斷裂長度進(jìn)行分析，切頂后當(dāng)巖體的抗拉強度、梁厚、梁間的摩擦系數(shù)較大時，斷裂后的前梁長度較長，當(dāng)梁的密度以及切頂角度增大時，則斷裂后的后梁長度較長。

2）通過物理相似試驗，切頂后采空區(qū)斷裂塊體長度為5～8 m，基本頂呈現(xiàn)出周期垮落特性，切落巖體能夠較好地充填采空區(qū)，并對上部巖層形成穩(wěn)定的承載結(jié)構(gòu)，實現(xiàn)了對巷道側(cè)向懸臂巖層主動卸壓的目的。

3）對113105 工作面回風(fēng)巷進(jìn)行現(xiàn)場試驗。切頂后圍巖應(yīng)力得到轉(zhuǎn)移，礦壓顯現(xiàn)減緩，巷道變形能夠滿足工作面正?；夭尚枨螅Ｕ狭说V井高產(chǎn)高效。