關(guān)鍵詞：厚硬頂板；長(zhǎng)壁工作面；側(cè)向懸頂；致災(zāi)機(jī)理；煤柱應(yīng)力；切頂位置；水壓致裂；切頂卸壓

中圖分類號(hào)：TD322 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

0引言

厚硬頂板下的長(zhǎng)壁工作面占據(jù)我國(guó)煤炭地下開(kāi)采工作面的30% 以上[1-2]，這種工況在我國(guó)山西大同礦區(qū)更為普遍。厚硬頂板具有強(qiáng)度高、完整性好的特點(diǎn)，煤炭采出后，厚硬頂板難以及時(shí)垮落，形成長(zhǎng)度較大的懸頂，懸頂內(nèi)部?jī)?chǔ)存較高的彈性能[3-5]。工作面回采期間，在超前支承壓力與側(cè)向支承壓力的疊加作用下，采空區(qū)大面積懸頂導(dǎo)致區(qū)段煤柱應(yīng)力集中顯著，懸頂內(nèi)部積聚的能量在破斷后急劇釋放，極易造成沖擊地壓、煤與瓦斯突出或臨空巷道大變形失穩(wěn)等強(qiáng)動(dòng)壓現(xiàn)象[6-8]，嚴(yán)重制約工作面安全高效生產(chǎn)。

許多學(xué)者采用不同的研究手段對(duì)厚硬頂板破斷機(jī)理、應(yīng)力分布及能量釋放規(guī)律及其控制措施展開(kāi)研究。在厚硬懸頂致災(zāi)機(jī)理方面，康紅普等[8]深入剖析了厚硬頂板破斷過(guò)程中應(yīng)力分布特征、能量釋放變化規(guī)律。劉泉聲等[9]揭示了厚硬懸頂在不同條件下的破壞模式與失穩(wěn)機(jī)制。趙善坤[10]建立了巷道上部厚硬頂板不同斷裂位置與結(jié)構(gòu)整體失穩(wěn)載荷的力學(xué)模型，揭示了厚硬頂板斷裂位置與結(jié)構(gòu)整體失穩(wěn)載荷之間的相互關(guān)系。在厚硬頂板切頂卸壓控制方面，黃炳香等[11-12]運(yùn)用綜合研究手段揭示了厚硬頂板水力裂縫擴(kuò)展的機(jī)理，提出了堅(jiān)硬頂板水壓致裂控制理論與成套技術(shù)框架。于斌等[13]建立了大采高工作面堅(jiān)硬頂板力學(xué)模型，提出了地面鉆井壓裂采場(chǎng)礦壓控制的措施。何春光等[14]通過(guò)建立數(shù)值計(jì)算模型，綜合分析了切頂角度、高度、炮孔藥量及間距等爆破關(guān)鍵參數(shù)對(duì)切頂卸壓效果的影響，并提出了合理的切頂卸壓參數(shù)。解嘉豪等[15]模擬了頂板預(yù)裂爆破后臨空巷道側(cè)向頂板的結(jié)構(gòu)變化規(guī)律，建立力學(xué)模型確定了爆破前后煤柱應(yīng)力分布演化曲線。

以上研究為厚硬側(cè)向懸頂下臨空巷道圍巖大變形控制提供了理論基礎(chǔ)及指導(dǎo)依據(jù)。本文在現(xiàn)有研究成果的基礎(chǔ)上，以大同煤礦集團(tuán)有限責(zé)任公司馬脊梁煤礦3810 工作面運(yùn)輸巷為工程背景，采用理論分析及數(shù)值模擬相結(jié)合的研究手段，分析了厚硬頂板側(cè)向懸頂長(zhǎng)度、切頂位置對(duì)煤柱應(yīng)力分布規(guī)律及巷道圍巖變形破壞特征，揭示了厚硬懸頂致災(zāi)及切頂卸壓控制機(jī)理，確定了3810 工作面運(yùn)輸巷采空區(qū)側(cè)厚硬懸頂切頂方案并展開(kāi)工程實(shí)踐。

1工程地質(zhì)概況

1.1工作面條件

馬脊梁煤礦目前主要開(kāi)采3 號(hào)煤層。3 號(hào)煤層厚度為5.0～8.10 m，平均厚度為7.2 m，煤層傾角為0～5°，平均傾角為2.5°，屬于近水平煤層。目前正在回采3810 工作面，與之相鄰的3808 工作面已經(jīng)回采完畢。3810 工作面走向長(zhǎng)度為2 040 m，工作面長(zhǎng)度為260 m，地面標(biāo)高為1 310～1 426 m，井下標(biāo)高為895～927 m，平均埋深為460 m，采用綜采放頂煤開(kāi)采工藝。3810 回采巷道沿煤層底板布置，保護(hù)煤柱寬度為30 m，工作面布置如圖1 所示。

3號(hào)煤層直接頂為碳質(zhì)泥巖，厚度為2.4 m，基本頂為堅(jiān)硬的砂礫巖，厚度為9.8 m，工作面回采后難以垮落，煤巖層綜合柱狀圖如圖2 所示。

1.2巷道支護(hù)設(shè)計(jì)

3810 運(yùn)輸巷掘進(jìn)斷面為矩形，長(zhǎng)5 400 mm，寬3 700 mm。巷道頂板采用錨桿索及工字鋼托梁支護(hù)，兩幫采用錨桿及W 型鋼帶，配合金屬網(wǎng)聯(lián)合支護(hù)。底板采用C25 混凝土硬化，澆筑厚度為200 mm，掘進(jìn)斷面支護(hù)設(shè)計(jì)如圖3 所示。頂板錨桿采用?22 mm×2 500 mm 左旋無(wú)縱筋螺紋鋼錨桿，間排距為800 mm×800 mm， 配合使用W 型鋼帶， 規(guī)格為5 100 mm×280 mm×3 mm。頂板錨索采用?21.8 mm×8 000 mm 預(yù)應(yīng)力鋼絞線， 間排距為1 600 mm×1 600 mm，配合使用工字鋼托梁支護(hù)，11 號(hào)工字鋼梁長(zhǎng)度為4 200 mm。巷道采煤幫錨桿采用?22 mm×2 200 mm 玻璃鋼錨桿， 煤柱幫錨桿采用?22 mm×2 200 mm 左旋無(wú)縱筋螺紋鋼錨桿，兩幫錨桿間排距為900 mm×800 mm。

1.3 3810運(yùn)輸巷變形特征

在3810 工作面回采過(guò)程中，對(duì)巷道兩幫煤體采用直徑為106 mm、間距為1 000 mm 的大直徑鉆孔進(jìn)行卸壓后，巷道仍產(chǎn)生不同程度的收斂大變形，如圖4 所示。

由圖4 可看出，在距工作面90 m 左右時(shí)，3810運(yùn)輸巷圍巖變形開(kāi)始緩慢上升；在距離工作面20 m 左右時(shí)，受工作面超前支承壓力的影響，圍巖變形快速增加。工作面推進(jìn)至監(jiān)測(cè)站位置時(shí)，煤柱幫最大變形量為590 mm，采煤幫最大變形量為448 mm，頂板最大下沉量為406 mm。受厚硬側(cè)向懸頂?shù)挠绊?，巷道煤柱幫變形較大，底板破裂、鼓起特征顯著。

1.4厚硬側(cè)向懸頂致災(zāi)機(jī)理

根據(jù)相關(guān)研究成果，厚硬側(cè)向懸頂對(duì)臨空巷道的擾動(dòng)致災(zāi)機(jī)理如圖5 所示?？煽闯?810 工作面回采期間，基本頂產(chǎn)生“O?X”周期性破斷，擾動(dòng)煤柱上方頂板結(jié)構(gòu)，在超前支承應(yīng)力與側(cè)向支承應(yīng)力的疊加擾動(dòng)下，厚硬頂板產(chǎn)生破斷、急劇回轉(zhuǎn)下沉，煤柱兩側(cè)淺部煤體結(jié)構(gòu)劣化，3810運(yùn)輸巷圍巖高應(yīng)力集中顯著。在巷道兩端壓模效應(yīng)下，厚硬頂板承擔(dān)的載荷促使巷道底板巖體發(fā)生塑性流動(dòng)，導(dǎo)致巷道底鼓嚴(yán)重[16]。因此，在工作面回采時(shí)，需提前采取主動(dòng)控制措施降低厚硬頂板的側(cè)向懸臂長(zhǎng)度，降低煤柱側(cè)向支承應(yīng)力集中程度，優(yōu)化下一工作面臨空回采巷道圍巖應(yīng)力環(huán)境，提高其圍巖穩(wěn)定性，確保礦井安全高效生產(chǎn)。

2厚硬側(cè)向懸頂切頂卸壓合理位置

合理的切頂位置是保證切頂卸壓成功的關(guān)鍵。厚硬頂板在采空區(qū)斷裂時(shí)，大面積頂板的突然垮落容易形成沖擊載荷，引發(fā)動(dòng)力災(zāi)害或瓦斯突出等安全事故。研究表明，厚硬懸頂在煤柱上方合適位置斷裂時(shí)[10]，破斷巖塊回轉(zhuǎn)過(guò)程中不會(huì)對(duì)煤柱產(chǎn)生較大的沖擊，整體滑落至采空區(qū)并穩(wěn)定后，在頂板應(yīng)力卸除的同時(shí)，還能與采空區(qū)矸石進(jìn)一步承載上覆巖層重量。另外，厚硬懸頂在上覆載荷作用下彎曲下沉，產(chǎn)生彎矩，且在彎矩最大處，巖體內(nèi)部水平拉應(yīng)力最大，可有效增加切頂控制效果[12]。

2.1側(cè)向懸頂力學(xué)模型

根據(jù)厚硬側(cè)向懸頂受力特征，將側(cè)向懸頂簡(jiǎn)化為二維平面應(yīng)變問(wèn)題，假定厚硬頂板為受上覆巖層壓力的彈性巖梁，煤體為彈性地基，建立懸頂結(jié)構(gòu)力學(xué)模型，如圖6 所示?？紤]到厚硬懸頂內(nèi)部的拉應(yīng)力與給定位置的彎矩成正比，以厚硬側(cè)向懸頂彎矩為判定指標(biāo)，確定合理的切頂卸壓位置（拉應(yīng)力最大）。其中Q'為斷裂巖塊對(duì)厚硬頂板的剪力；N'為斷裂巖塊對(duì)厚硬頂板的水平推力；p_c 為厚硬懸頂上覆巖層的均布載荷；L 為厚硬懸頂梁長(zhǎng)度；Q₀ 為截面剪力；M₀ 為截面彎矩；N 為厚硬頂板在任意截面的水平推力；q₀ 為原巖應(yīng)力，q₀=γH，γ 為上覆巖層平均容重，H 為厚硬頂板上覆巖層厚度；b 為垂直應(yīng)力峰值位置距原巖應(yīng)力位置的距離；q₁ 為峰值應(yīng)力，q₁=kq₀，k 為應(yīng)力集中系數(shù)。

2.3切頂位置影響因素分析

由式（8）、式（9）可知，合理的切頂位置與厚硬懸臂梁長(zhǎng)度L、厚硬頂板厚度h、彈性模量E、彈性地基墊層系數(shù)C 等密切相關(guān)。利用單一控制變量法，對(duì)厚硬懸頂合理切頂位置的關(guān)鍵影響因素進(jìn)行分析，結(jié)果如圖7 示。

由圖7 可看出：① 彈性地基墊層系數(shù)C 隨著厚硬懸頂長(zhǎng)度L 的增加而減小，導(dǎo)致厚硬頂板上覆載荷及其彎矩增大，從而使厚硬頂板的合理切頂位置x0 更靠近于煤柱采空區(qū)側(cè)。② 隨著厚硬頂板厚度h、彈性模量E 的增加，合理切頂位置x0 向煤柱深處轉(zhuǎn)移。這是由于頂板的剛度和抗彎剛度隨著厚硬頂板厚度及彈性模量的增加而增大，從而使厚硬頂板彎矩最大的位置向煤柱巷道側(cè)轉(zhuǎn)移。

3厚硬頂板切頂卸壓控制機(jī)理

建立UDEC 數(shù)值計(jì)算模型，進(jìn)一步分析懸頂長(zhǎng)度對(duì)30 m 煤柱應(yīng)力的影響規(guī)律及切頂前后3810 運(yùn)輸巷圍巖變形控制效果，揭示厚硬懸頂切頂卸壓控制機(jī)理。

3.1數(shù)值計(jì)算模型

根據(jù)3810工作面實(shí)際地質(zhì)條件， 建立UDEC數(shù)值計(jì)算模型，如圖8（a）所示。模型尺寸為200 m×110 m（長(zhǎng)×高）。模型底部及左右邊界采用固定位移邊界。數(shù)值計(jì)算模型頂部邊界施加10.0 MPa 均布載荷，模擬上覆巖層自重。為精確捕捉煤巖體破裂微觀特征及其力學(xué)行為，采用平均塊體邊長(zhǎng)為0.2/0.3 m的泰森多邊形對(duì)30 m 煤柱及3810 運(yùn)輸巷附近的塊體進(jìn)行隨機(jī)劃分，其他區(qū)域采用長(zhǎng)寬比不等的常規(guī)矩形塊體劃分。為弱化模型邊界效應(yīng)的影響，模型右邊界距3810 運(yùn)輸巷采煤幫的距離為60 m。模型塊體均采用彈性材料，所有接觸的破壞符合摩爾?庫(kù)侖破壞準(zhǔn)則。模型中塊體及接觸參數(shù)見(jiàn)表1。懸頂長(zhǎng)度及切頂位置模擬方案如圖8（b）所示。

3.2頂板結(jié)構(gòu)及煤柱破壞特征

數(shù)值模擬反演得到的不同懸頂長(zhǎng)度及懸頂不同切頂位置下，采空區(qū)側(cè)厚硬頂板結(jié)構(gòu)演化規(guī)律、煤柱采空區(qū)側(cè)的變形破壞特征如圖9 所示。

由圖9 可看出：① 隨著厚硬懸頂長(zhǎng)度的增加，上覆巖層載荷的從屬區(qū)域擴(kuò)大，厚硬頂板的彎曲變形程度增加；煤柱壓縮變形程度增大，破碎煤體向采空區(qū)懸頂下方涌出的自由空間體積增大，破碎煤體發(fā)生持續(xù)的塑性流動(dòng)，導(dǎo)致煤柱破裂范圍向巷道側(cè)延伸。② 當(dāng)厚硬懸頂長(zhǎng)度為20 m 時(shí)，煤柱最大破壞深度可達(dá)11.8 m，占煤柱總長(zhǎng)度的39.3%，煤柱采空區(qū)側(cè)壓縮變形特征顯著； 當(dāng)厚硬懸頂長(zhǎng)度為10 m時(shí)，煤柱最大破壞深度降至8.6 m，占煤柱總寬度的28.7%；懸頂長(zhǎng)度減小至5 m 時(shí)，煤柱最大破壞深度僅為4.6 m，占煤柱總寬度的15.3%，煤柱在寬度方向上存在較大的完整區(qū)域， 具備良好的承載性能。③ 厚硬懸頂長(zhǎng)度為10 m 時(shí)，當(dāng)切頂位置內(nèi)錯(cuò)煤柱4 m 時(shí)，煤柱最大破壞范圍不再改變，破斷后的巖塊持續(xù)壓縮下方破碎煤體，緩慢下沉至穩(wěn)定狀態(tài)；隨著切頂位置內(nèi)錯(cuò)煤柱距離的增加，斷裂巖塊上覆巖層載荷的從屬區(qū)域擴(kuò)大，煤柱破壞范圍繼續(xù)增加；切頂位置內(nèi)錯(cuò)煤柱18 m 時(shí)，煤柱最大破壞深度增加至16.1 m，占煤柱寬度的53.7%，這對(duì)煤柱及運(yùn)輸巷的穩(wěn)定非常不利。

3.3煤柱應(yīng)力演化及分布特征

通過(guò)提取煤柱高度中部垂直應(yīng)力測(cè)線監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，得到不同懸頂長(zhǎng)度及切頂位置下，煤柱垂直應(yīng)力分布特征，如圖10所示。

由圖10可看出：① 隨著厚硬懸頂長(zhǎng)度的增加，煤柱采空區(qū)側(cè)垂直應(yīng)力峰值增加，應(yīng)力峰值位置向3810運(yùn)輸巷側(cè)轉(zhuǎn)移，這與煤柱的破壞范圍密切相關(guān)；隨著懸頂長(zhǎng)度增加，懸頂施加給煤柱的載荷增大，破碎的煤體殘余承載效果差，煤柱有效承載寬度減小，煤柱采空區(qū)側(cè)垂直應(yīng)力峰值向巷道側(cè)轉(zhuǎn)移。② 當(dāng)懸頂長(zhǎng)度為20 m 時(shí)，煤柱側(cè)向支承應(yīng)力峰值為57.04 MPa，峰值距煤柱采空區(qū)側(cè)距離為11.5 m；隨著懸頂長(zhǎng)度減小，上覆巖層通過(guò)懸頂施加給煤柱的載荷減小，煤柱應(yīng)力峰值降低，煤柱有效承載寬度增加，應(yīng)力峰值位置也逐漸向煤柱采空區(qū)側(cè)轉(zhuǎn)移；當(dāng)懸頂長(zhǎng)度為5 m時(shí)，垂直應(yīng)力峰值位置距煤柱采空區(qū)側(cè)的距離僅為4.95 m。③ 隨著切頂位置內(nèi)錯(cuò)煤柱距離的增加，煤柱垂直應(yīng)力峰值及峰值距采空區(qū)的距離也逐漸增加，這是由于切頂位置內(nèi)錯(cuò)煤柱距離的增加導(dǎo)致斷裂巖塊承擔(dān)載荷面積增加。當(dāng)切頂位置內(nèi)錯(cuò)煤柱4 m時(shí)，煤柱采空區(qū)側(cè)垂直應(yīng)力峰值為34.5 MPa，巷道側(cè)垂直應(yīng)力峰值為14.2 MPa，相對(duì)于懸頂長(zhǎng)度10 m 狀態(tài)下，應(yīng)力峰值分別降低15.2，2.9 MPa，說(shuō)明合理的切頂位置能夠有效降低煤柱側(cè)向應(yīng)力的集中程度，改善臨空巷道圍巖應(yīng)力環(huán)境。

3.4巷道變形破壞控制效果

不同懸頂長(zhǎng)度及切頂位置時(shí)3810 運(yùn)輸巷圍巖變形破壞特征如圖11 所示?？煽闯觯孩?與煤柱破壞深度隨懸頂長(zhǎng)度增加的變化規(guī)律一致，懸頂長(zhǎng)度越大、斷裂位置距3810 運(yùn)輸巷越近，厚硬懸頂斷裂產(chǎn)生的動(dòng)載及向底板傳遞的載荷對(duì)巷道的擾動(dòng)影響更加嚴(yán)重。② 當(dāng)懸頂長(zhǎng)度為20 m 時(shí)，巷道頂板最大破壞深度可達(dá)4.1 m，兩幫破碎深度分別為2.9 m（煤柱幫）、3.4 m（采煤幫），超出錨桿錨固范圍；底板最大破壞深度為3.2 m；巷道圍巖淺部破碎巖體向巷道內(nèi)涌出，失穩(wěn)大變形特征顯著；隨著懸頂長(zhǎng)度的減小，3810 運(yùn)輸巷破壞范圍逐漸減??；當(dāng)懸頂長(zhǎng)度為5 m 時(shí)，頂板最大破壞深度僅為1.8 m，降低幅度為56.1%（相對(duì)于懸頂20 m） ，兩幫最大破碎深度分別降低48.2%（煤柱幫） 、5.9%（采煤幫） 。③ 當(dāng)切頂位置內(nèi)錯(cuò)煤柱4 m 時(shí)，巷道圍巖并未出現(xiàn)明顯的貫通裂隙，僅在淺部發(fā)生非貫通性破壞； 頂板最大破壞深度僅為0.9 m，而兩幫最大破碎深度分別為1.1 m（煤柱幫）和0.8 m（采煤幫）；隨著切頂位置內(nèi)錯(cuò)煤柱距離的逐漸增大，3810 運(yùn)輸巷的變形受到懸頂斷裂產(chǎn)生的擾動(dòng)載荷及煤體應(yīng)力集中的影響，圍巖變形破裂范圍逐漸擴(kuò)大；在切頂位置內(nèi)錯(cuò)煤柱達(dá)到18 m 時(shí)，巷道圍巖失穩(wěn)大變形現(xiàn)象變得尤為嚴(yán)重。

3.5懸頂切頂卸壓控制機(jī)理

基于理論分析及模擬結(jié)果可知，厚硬懸頂長(zhǎng)度和切頂位置內(nèi)錯(cuò)煤柱距離是影響煤柱破壞范圍和巷道穩(wěn)定性的關(guān)鍵因素。確定煤柱采空區(qū)側(cè)堅(jiān)硬懸頂切頂卸壓機(jī)理如下：1） 厚硬懸頂采取切頂后，懸頂長(zhǎng)度的減小縮小了承擔(dān)上覆巖層的從屬面積，降低了懸頂破斷產(chǎn)生的動(dòng)載對(duì)煤柱及巷道的沖擊威脅。

2） 切頂不僅能促使厚硬頂板及時(shí)垮落，提高采空區(qū)頂板垮落帶高度，垮落的矸石充滿采空區(qū)后具有承載特性，承擔(dān)上覆巖層重量，從而降低煤柱承載的載荷并為煤柱提供側(cè)向約束，優(yōu)化了煤柱采空區(qū)側(cè)受力狀態(tài)，從而提高煤柱的承載性能。

3） 切頂可以改變采空區(qū)頂板的側(cè)向支承應(yīng)力傳遞路徑，緩解臨空巷道的圍巖高應(yīng)力環(huán)境，降低臨空巷道圍巖損傷破壞程度，有效避免高應(yīng)力引起的巷內(nèi)支護(hù)系統(tǒng)失效風(fēng)險(xiǎn)。

4工程實(shí)踐

4.1切頂卸壓方案

水壓致裂具有裂縫擴(kuò)展程度高、動(dòng)力擾動(dòng)小、勞動(dòng)強(qiáng)度低、安全性好的顯著優(yōu)勢(shì)[11，21]。基于理論分析及數(shù)值模擬結(jié)果，并考慮作業(yè)效率，采用水壓致裂對(duì)3810 運(yùn)輸巷采空區(qū)側(cè)厚硬懸頂進(jìn)行切頂工作，方案設(shè)計(jì)如圖12 所示。

1） 切頂位置內(nèi)錯(cuò)煤柱4 m，切頂鉆孔在距離巷道頂板0.7 m 位置開(kāi)口，垂直于煤柱幫并以34°仰角向采空區(qū)方向施工，鉆孔底部距離煤層底板高度為14.5 m。

2） 水壓致裂鉆孔直徑為65 mm，長(zhǎng)度為28.4 m，沿巷道軸線方向的間距為10 m。壓裂設(shè)備采用HS20036L?120/70 高壓柱塞泵，封孔器采用直徑為51 mm 的ZS90/12 增強(qiáng)型一體式封孔器。

4.2切頂卸壓效果

鉆孔水壓致裂施工完成后，水力裂縫擴(kuò)展軌跡及高壓水注水壓力變化曲線如圖13 示。

由圖13 可看出：采取水壓致裂后，壓裂點(diǎn)附近出現(xiàn)了沿鉆孔孔壁擴(kuò)展的多條環(huán)向裂隙，厚硬頂板的完整性顯著降低。對(duì)高壓水注水壓力進(jìn)行監(jiān)測(cè)可知，在持續(xù)注水4 min 左右注水壓力出現(xiàn)峰值，峰值壓力為36.1 MPa 左右，隨后在注水8 min 后出現(xiàn)明顯的壓力降低。隨后，壓力穩(wěn)定在31.2 MPa 左右，說(shuō)明壓裂點(diǎn)附近淺部的巖體在高壓水作用下，開(kāi)始出現(xiàn)水力裂紋。在注水時(shí)間持續(xù)26 min 左右時(shí)，注水壓力持續(xù)下降，說(shuō)明厚硬頂板的內(nèi)部水力裂縫充分貫通，壓裂點(diǎn)附近形成導(dǎo)水通道，壓裂效果良好。

利用在3810 運(yùn)輸巷掘進(jìn)階段布置的監(jiān)測(cè)測(cè)站，對(duì)比分析未采取切頂措施的巷道圍巖變形，明晰厚硬懸頂水壓致裂切頂卸壓效果，巷道圍巖表面位移曲線如圖14 示。

由圖14 可看出，3810 運(yùn)輸巷采取水力壓裂切頂措施后，巷道圍巖變形得到顯著改善；切頂后巷道兩幫最大移近量為600 mm，頂板最大下沉量為277 mm；相對(duì)于未采取切頂方案的區(qū)段，巷道變形量分別降低39.6%（兩幫）、31.8%（頂板） ，巷道有效斷面能夠滿足礦井安全高效生產(chǎn)的需要。

5結(jié)論

采用現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研、理論分析及數(shù)值模擬綜合研究手段，系統(tǒng)分析了厚硬側(cè)向懸頂下方巷道大變形失穩(wěn)機(jī)理及其影響因素。

1） 厚硬懸頂現(xiàn)象顯著加劇了下方煤柱側(cè)向支承應(yīng)力的集中程度，臨空巷道圍巖大變形失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)高，需采取合理的控制措施；建立了厚硬頂板懸頂力學(xué)模型，理論確定了3810 運(yùn)輸巷側(cè)向厚硬懸頂?shù)暮侠頂嗔盐恢脼閮?nèi)錯(cuò)煤柱3.98 m。

2） 建立了UDEC 數(shù)值計(jì)算模型，分析了厚硬懸頂長(zhǎng)度、斷裂位置對(duì)煤柱應(yīng)力分布及3810 運(yùn)輸巷圍巖變形的控制效果，結(jié)果表明：降低懸頂長(zhǎng)度、在煤柱上方合理位置斷裂，能夠有效降低煤柱側(cè)向應(yīng)力集中程度，減少巷道圍巖的破壞范圍及變形。

3） 提出了厚硬側(cè)向懸頂水壓致裂切頂卸壓控制方案并應(yīng)用于現(xiàn)場(chǎng)實(shí)踐，監(jiān)測(cè)結(jié)果表明：巷道兩幫最大變形量為600 mm，頂板最大下沉量為277 mm，巷道有效斷面能夠保證工作面安全高效回采，為類似工程條件下的巷道支護(hù)與穩(wěn)定性控制提供了參考和借鑒。