中圖分類號：TD353 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Abstract： In mining roadways located between solid coal and smallcoal pilas，the problem of asymmetric floorheave is severe due to the influence offactors such as asymmetric support pressure，plastic deformationof small coalpillars，and weak floor strata.Traditional supporttechnologiesaredifficult toeffectivelycontrol this issue.Toaddress this issue，acombinationof theoretical analysis，numerical simulation，and field testing was employed toanalyze thestress distribution characteristicsandreveal the formation mechanismof asymmetric floor heave.A groovecuting pressure relief control technology was proposed，in which grooves ofspecific depth and width were cut into the roadway floor to transfer high shallow stress to the deep rock mass outside the pressure relief groove，while also providing deformation space for the shallow surrounding rock.This reduced stressconcentrationand theaccumulation of deformationenergy，thereby effectively suppressing floor heave. Theoretical calculations indicated that the maximum failure depth of the roadway floor was 2.04m， and numerical simulations were used to determine the optimal parameters for field groove cutting.Industrial-scale field test results showed that the floor heave amount in the groove cutting pressure relief site was reduced by 94.99% （204號 compared to the non-grooved site， verifying that groove cuting pressure relief can effectively resolve the problem of floor heave in practice.

Key words： mining roadway; asymmetric floor heave; groove cuting pressure relief; stress distribution; groove parameter optimization

0引言

1工程背景

在煤炭資源開采過程中，回采巷道是井下運(yùn)輸通風(fēng)及行人的關(guān)鍵通道[1-2]。近年來，隨著煤炭開采向深部延伸，巷道圍巖應(yīng)力環(huán)境愈發(fā)復(fù)雜，底鼓災(zāi)害頻發(fā)，成為制約煤礦高效開采的突出難題[3-4]。尤其對于處于實(shí)體煤及小煤柱中間的回采巷道，受兩側(cè)非對稱支承壓力、小煤柱塑性變形及底板巖層軟弱等多重因素影響，底鼓問題更為嚴(yán)峻，傳統(tǒng)支護(hù)技術(shù)難以實(shí)現(xiàn)有效控制[5-6]

巷道底鼓的形成是圍巖應(yīng)力重分布、巖體力學(xué)性質(zhì)劣化及工程擾動(dòng)共同作用的結(jié)果[7]。國內(nèi)外學(xué)者圍繞巷道底鼓機(jī)制與控制開展了大量研究，早期研究多基于彈性力學(xué)與塑性力學(xué)理論，建立巷道圍巖應(yīng)力分析模型，揭示底鼓與應(yīng)力集中的關(guān)聯(lián)[8-9]。近年來，隨著數(shù)值模擬技術(shù)與監(jiān)測手段的發(fā)展，研究逐漸轉(zhuǎn)向多因素耦合作用下的底鼓演化規(guī)律[10-11]。華心祝等[12]針對切頂留巷后巷道受二次采動(dòng)影響底鼓嚴(yán)重問題，構(gòu)建了底板梁力學(xué)模型，針對性提出“頂?shù)谆タ亍徒羌庸?、底板?qiáng)化”方案，現(xiàn)場底鼓量大幅度下降。鄧卓越等[13]針對膨脹性軟巖巷道底鼓嚴(yán)重問題，提出采用“反底拱 + 錨索支護(hù)”方案進(jìn)行現(xiàn)場治理，效果顯著。丁維波等[14]針對特厚煤層巷道底鼓嚴(yán)重問題，通過現(xiàn)場觀測、理論分析得出底鼓機(jī)理，提出切槽卸壓方案，為解決類似巷道底鼓嚴(yán)重問題提供一定參考。張道兵等[15]針對高地應(yīng)力碉室底鼓嚴(yán)重難題，通過普氏壓力拱理論得出底鼓機(jī)理，揭示了各參數(shù)對現(xiàn)場破壞的影響，為現(xiàn)場支護(hù)設(shè)計(jì)提供一定依據(jù)。馬文濤等[16針對高應(yīng)力巷道底板受沖擊導(dǎo)致失穩(wěn)問題，提出分步、分源多層次全結(jié)構(gòu)防治方法，現(xiàn)場效果顯著。楊鴻智[17]針對沿空留巷底鼓難治理問題，提出頂板區(qū)域卸壓及圍巖強(qiáng)化協(xié)同控制方案，現(xiàn)場取得顯著效果。目前對實(shí)體煤-小煤柱間巷道的非對稱底鼓機(jī)制的研究尚不系統(tǒng)，尤其小煤柱承載特性與兩側(cè)應(yīng)力差異對底板變形的耦合作用機(jī)制仍需深入探究。

本文以實(shí)體煤及小煤柱中間的回采巷道為研究對象，分析應(yīng)力分布特征，揭示非對稱底鼓形成機(jī)制，通過數(shù)值模擬優(yōu)化底鼓治理方案參數(shù)，結(jié)合現(xiàn)場試驗(yàn)，系統(tǒng)研究巷道底鼓力學(xué)特性并提出相應(yīng)切槽卸壓控制技術(shù)。

1.1工作面概況

某礦3107工作面位于3-1煤11采區(qū)3104工作面采空區(qū)北側(cè)，工作面間布置有寬 6m 的小煤柱。工作面傾向長度為 320m ，走向推進(jìn)長度為 2918m 煤層傾角為 1～3^° ，煤層厚度為 4.40～5.05m ，平均厚度為 4.72m ，埋深約 680m 。東側(cè)為3-1煤南翼大巷，南側(cè)為3104采空區(qū)，西側(cè)為3102工作面采空區(qū)（間隔 425m， ，北側(cè)為未開采區(qū)域。3107工作面部分區(qū)域位于2201采空區(qū)下方（現(xiàn)場采取過相應(yīng)措施，對目標(biāo)巷道幾乎無影響），3107工作面位置如圖1所示。

煤層直接頂以灰色粉砂巖、砂質(zhì)泥巖為主，巖性較致密，粉砂巖平均厚度為 2.26m ，砂質(zhì)泥巖平均厚度為 2.66m ?；卷敒榧?xì)粒砂巖，呈巨厚層狀、堅(jiān)硬特征，平均厚度達(dá) 10.16m ，屬于厚硬頂板。3-1煤層底板以灰色泥質(zhì)砂巖、細(xì)粒砂巖為主，巖性較致密，泥質(zhì)砂巖平均厚度為 10.25m ，細(xì)粒砂巖平均厚度為27.96m 。煤層頂?shù)装鍘r性如圖2所示。

回風(fēng)巷（正掘）為沿3-1煤底板掘進(jìn)、留頂煤的全煤巷道，巷道斷面尺寸為 6.0m×4.0m （寬 × 高）。實(shí)體煤側(cè)與小煤柱側(cè)分別采用“錨桿 + 錨索 + 金屬網(wǎng)”聯(lián)合支護(hù)，小煤柱寬度為 6m 。巷道高度小于煤層厚度，保留的 0.92m 頂煤作為放煤資源，通過支架尾梁放出。

1.2底鼓特征

3107工作面為綜放開采工作面，日均進(jìn)尺 10m 以上，具有堅(jiān)硬頂板特征。同時(shí)，回采過程中易受采動(dòng)影響產(chǎn)生應(yīng)力集中，礦壓顯現(xiàn)劇烈，導(dǎo)致現(xiàn)場底鼓劇烈?，F(xiàn)場破壞特征如圖3所示。

由圖3可知，巷道出現(xiàn)不同底鼓特征：

1）拉伸破壞。巷道實(shí)體煤幫與圍巖界面出現(xiàn)拉伸裂縫，延伸至煤體深部。該現(xiàn)象由兩部分應(yīng)力共同作用導(dǎo)致： ① 采動(dòng)引起的實(shí)體煤側(cè)集中應(yīng)力向底板傳遞水平擠壓應(yīng)力。 ② 覆巖破斷結(jié)構(gòu)對實(shí)體煤幫產(chǎn)生水平拉拽作用，致使界面產(chǎn)生拉裂破壞。

2）底板裂隙。底板巖石在水平擠壓應(yīng)力主導(dǎo)下，內(nèi)部裂隙發(fā)育，破碎程度加劇，實(shí)體煤側(cè)應(yīng)力集中進(jìn)一步加劇了裂隙擴(kuò)展。為進(jìn)一步分析底鼓破壞原因，對3107回風(fēng)巷進(jìn)行力學(xué)分析。

2底鼓力學(xué)特性理論分析

切。破斷后易形成“鉸接巖塊”結(jié)構(gòu)，但穩(wěn)定性依賴煤柱的實(shí)時(shí)支撐能力。上位關(guān)鍵層跨度大，煤柱支撐作用通過下位巖層“傳遞”，影響范圍更廣但更間接。煤柱長期穩(wěn)定性影響上位關(guān)鍵層的“拱腳”支撐基礎(chǔ)。若破斷步距長，則受采動(dòng)影響滯后，對煤柱的“區(qū)域性支撐效應(yīng)”更敏感。其破斷后形成的結(jié)構(gòu)具有更強(qiáng)的自穩(wěn)性，但一旦失穩(wěn)，影響范圍波及整個(gè)采區(qū)甚至地表。故下位關(guān)鍵層依賴煤柱的“點(diǎn)支撐”抑制局部破斷，上位關(guān)鍵層依賴煤柱群的“面支撐”維持整體結(jié)構(gòu)穩(wěn)定。回采過程中覆巖破斷結(jié)構(gòu)力學(xué)計(jì)算模型如圖4所示。

工作面回采后，覆巖發(fā)生破斷，其結(jié)構(gòu)形態(tài)呈現(xiàn)一定規(guī)律?；夭沙跗?，直接頂首先垮落，形成不規(guī)則碎脹堆積體。隨著開采推進(jìn)，基本頂達(dá)到極限跨距后初次破斷，工作面上方形成類似拱形結(jié)構(gòu)。隨后基本頂周期性破斷，覆巖逐漸形成“砌體梁”結(jié)構(gòu)，破斷巖塊相互鉸接，保持一定的穩(wěn)定性。這些巖塊共同構(gòu)成覆巖破斷后的空間結(jié)構(gòu)形態(tài)。

2.1覆巖破斷形態(tài)

2.2承載結(jié)構(gòu)力學(xué)分析

煤柱支撐可減小下位關(guān)鍵層懸頂長度，降低破斷時(shí)的沖擊載荷，但煤柱失穩(wěn)會(huì)導(dǎo)致下位關(guān)鍵層提前破斷，引發(fā)局部來壓顯現(xiàn)加劇。若破斷步距較短，則受采動(dòng)影響迅速，與煤柱的“接觸式支撐”關(guān)系密

2.2.1上位關(guān)鍵層作用力

由結(jié)構(gòu)力學(xué)[18]可知，上覆巖土層破斷后對關(guān)鍵塊B的載荷為

P₁=γ₅H₁L₁K₅

式中： γ₅ 為上覆巖土層平均容重， kN/m³;H₁ 為上位關(guān)鍵層上部巖土層厚度， m;L₁ 為關(guān)鍵塊B的長度， m K₅ 為載荷傳遞系數(shù)。

上位關(guān)鍵層關(guān)鍵塊B自重載荷為

P_B=γ₄h₄L₁

式中： γ₄ 為上位關(guān)鍵層容重， kN/m³ h₄ 為上位關(guān)鍵層厚度， m 。

由砌體梁理論和上位關(guān)鍵層“鉸接巖梁”結(jié)構(gòu)作用特征[19-20]可得

式中： Q₁ 為“鉸接巖梁”結(jié)構(gòu)對下部巖層作用力， kN i₁ 為上位關(guān)鍵層關(guān)鍵塊B的塊度， m;θ_A 為關(guān)鍵塊B的回轉(zhuǎn)角， （^°） 。

2.2.2 下位關(guān)鍵層結(jié)構(gòu)作用力

下位關(guān)鍵層所受載荷 P₂ 主要由 Q₁ 及層間巖層

自重載荷 P_C 組成。

P_C=γ₃h₃L₂

式中： γ₃ 為層間巖層平均容重， kN/m³ h₃ 為層間巖層厚度， m;L₂ 為關(guān)鍵塊E的長度， m 。

上覆巖土層對下位關(guān)鍵層傳遞的載荷為

P₂=Q₁+P_C

下位關(guān)鍵層關(guān)鍵塊E自重為

P_E=γ₂h₂L₂

式中： γ₂ 為下位關(guān)鍵層平均容重， kN/m³ h₂ 為下位關(guān)鍵層厚度， m 。

根據(jù)幾何關(guān)系得出臺(tái)階高度：

S=M-（K_p-1）h₁-L₂sinθ_A1

式中： M 為煤層厚度， m;K_P 為直接頂巖石的碎脹系數(shù)； h₁ 為直接頂厚度，m; θ_Al 為關(guān)鍵塊E的回轉(zhuǎn)角度， （^°） 。

由文獻(xiàn)[14]可得

式中： β_Al 為下位關(guān)鍵層破斷角， （°）_;a 為接觸面高度， m;T_A 為關(guān)鍵塊D對E的水平推力， kN;b 為直接頂懸露長度， m;Q₂ 為直接頂對關(guān)鍵塊E的支撐力，kN; 為關(guān)鍵塊F對關(guān)鍵塊E的作用力， κN 。

根據(jù)結(jié)構(gòu)力學(xué)平衡式得

式中 F_x，F(xiàn)_y 分別為“臺(tái)階巖梁”結(jié)構(gòu)關(guān)鍵塊E所受合力在 x 軸、 y 軸上的分量， kN 。

聯(lián)立式（8）、式（9）可得“臺(tái)階巖梁”結(jié)構(gòu)對直接頂?shù)淖饔昧Γ?/p>

2.2.3 區(qū)段煤柱載荷

區(qū)段煤柱載荷指煤礦開采過程中，相鄰2個(gè)采煤工作面之間的煤柱（即區(qū)段煤柱）所承受的垂直方向應(yīng)力或載荷，是衡量煤柱穩(wěn)定性和承載能力的關(guān)鍵參數(shù)，主要由上覆結(jié)構(gòu)傳遞至煤柱的作用力及直接頂自重載荷組成[21]。直接頂自重載荷為

P₃=γ₁h₁L_k

式中： γ₁ 為直接頂平均容重， kN/m³;L_k 為煤層開采的控頂長度， m 。

工作面回采區(qū)段煤柱承受載荷為

P_Z=Q₂+P₃

假設(shè)巖層無顯著原生裂隙、夾層或構(gòu)造擾動(dòng)，物理力學(xué)性質(zhì)均勻，由極限平衡理論可知，頂板巖梁斷裂點(diǎn)可視為應(yīng)力峰值點(diǎn)。由于煤柱邊緣已發(fā)生塑性破壞，形成“塑性區(qū) + 彈性核”結(jié)構(gòu)，此時(shí)承載能力大幅度減弱。為簡化計(jì)算，設(shè)定煤柱處于彈性變形階段（承擔(dān)上覆巖層載荷），同時(shí)，將區(qū)段煤柱載荷視為均布載荷，則有

式中： 為巷道區(qū)段煤柱側(cè)應(yīng)力， MPa;L 為區(qū)段煤柱寬度， m;x₀ 為煤柱塑性區(qū)寬度， m

由現(xiàn)場監(jiān)測可知實(shí)體煤側(cè)集中應(yīng)力為

P_s=K_sγH

式中： K_s 為應(yīng)力集中系數(shù)； γ 為實(shí)體煤上覆巖土層的平均容重， kN/m³ H 為煤層埋深， m

3非對稱回采巷道底鼓力學(xué)特征分析

底鼓現(xiàn)象是影響巷道正常使用與安全的關(guān)鍵因素。對于非對稱回采巷道而言，其底鼓問題更為復(fù)雜，涉及多種因素的相互作用。非對稱回采巷道底鼓力學(xué)特征受地質(zhì)條件、巷道布置、支護(hù)結(jié)構(gòu)及開采擾動(dòng)等多因素綜合影響。地質(zhì)條件方面，軟弱底板巖層的巖性、巖體節(jié)理裂隙發(fā)育程度、地下水活動(dòng)導(dǎo)致的巖石軟化等均會(huì)削弱底板承載能力。巷道布置上，非對稱斷面形狀、巷道軸向與巖層走向夾角、相鄰采空區(qū)非對稱分布會(huì)造成應(yīng)力分布不均，引發(fā)局部應(yīng)力集中。支護(hù)結(jié)構(gòu)若存在非對稱支護(hù)強(qiáng)度不足、底板支護(hù)薄弱等問題，無法有效約束底板變形。開采擾動(dòng)中，工作面推進(jìn)產(chǎn)生的超前支承壓力、采動(dòng)應(yīng)力重新分布，尤其是非對稱采動(dòng)影響會(huì)加劇底板的非對稱變形，最終致使底鼓呈現(xiàn)出非對稱特征，表現(xiàn)為底板一側(cè)變形量顯著大于另一側(cè)、底鼓形態(tài)不規(guī)則等。

3107工作面由于回采導(dǎo)致小煤柱側(cè)及實(shí)體煤側(cè)應(yīng)力分布不均，呈現(xiàn)出非對稱底鼓狀態(tài)?，F(xiàn)場調(diào)查發(fā)現(xiàn)底鼓主要源于實(shí)體煤側(cè)。工作面回采巷道圍巖以泥巖為主，存在遇水膨脹且強(qiáng)度變?nèi)醯奶匦?，故回采巷道底鼓主要是由兩幫非對稱集中應(yīng)力及底板軟弱導(dǎo)致，底板受力不均，最終導(dǎo)致非對稱底鼓。根據(jù)理論分析及現(xiàn)場調(diào)查得出巷道兩側(cè)煤體受力特征，建立巷道非對稱底鼓力學(xué)計(jì)算模型，如圖5所示。

考慮巷道應(yīng)力集中及底板軟弱特征，運(yùn)用修正系數(shù) δ. ，借助滑移線理論對其底鼓機(jī)理展開研究。底板破壞可分為3個(gè)區(qū)：主動(dòng)應(yīng)力區(qū)I、應(yīng)力過渡區(qū)Ⅱ和被動(dòng)應(yīng)力區(qū)III?；诨凭€理論[22]，主動(dòng)應(yīng)力區(qū)平均應(yīng)力為

式中： c 為底板巖層黏聚力， MPa;φ 為底板巖層平均內(nèi)摩擦角， Ξ（^°）;Ξα 為小煤柱側(cè)區(qū)域劃分點(diǎn)與最深破壞點(diǎn)連線與巷道的夾角，。

應(yīng)力過渡區(qū)是巖體力學(xué)行為的關(guān)鍵轉(zhuǎn)換帶，兩幫應(yīng)力呈現(xiàn)“垂直向下 $$ 垂直向上”轉(zhuǎn)變特征，故該區(qū)呈現(xiàn)非均勻應(yīng)力狀態(tài)。由此可得應(yīng)力過渡區(qū)平均應(yīng)力：

被動(dòng)應(yīng)力區(qū)為底鼓量大小的主要控制區(qū)，呈現(xiàn)均勻應(yīng)力：

根據(jù)底板破壞滑移線分布特征，得出3個(gè)區(qū)的應(yīng)力大小關(guān)系為

P_Igt;P_IIgt;P_III

由式（18）可得，以兩幫載荷為基準(zhǔn)線，距兩幫載荷底板區(qū)域越近，底板應(yīng)力集中程度越大，這與現(xiàn)場調(diào)查的底鼓變形結(jié)果吻合。

根據(jù)滑移線理論及小煤柱側(cè)、實(shí)體煤側(cè)對巷道的應(yīng)力作用，得到巷道底鼓發(fā)生破壞的臨界判定

條件：

根據(jù)巖層破壞深度力學(xué)計(jì)算模型，得到底板巖層破壞深度：

式中： f 為層間巖層內(nèi)摩擦因數(shù)； c_m 為煤層黏聚力， 取 2.3MPa Q

此時(shí)，巷內(nèi)底板沿巷道斷面的最大寬度為

式中 x_d 為巷幫峰值應(yīng)力影響范圍，取 20m ○

為便于計(jì)算，按照現(xiàn)場條件對參數(shù)進(jìn)行賦值，具體見表1。

經(jīng)計(jì)算，巷道底板最大破壞深度為 2.04m ，表明在兩幫集中應(yīng)力作用下，巷道底板巖體的潛在失穩(wěn)深度為 2.04m ○

4切槽卸壓

根據(jù)巷道底板最大破壞深度，提出采用切槽卸壓方式進(jìn)行現(xiàn)場治理。切槽卸壓的主要原理：通過在巷道底板切割具有一定深度和寬度的槽體，將淺部高應(yīng)力向卸壓槽外側(cè)的深部巖體轉(zhuǎn)移，同時(shí)為淺部圍巖提供變形釋放空間，減少應(yīng)力集中和變形能積累，從而有效抑制底鼓的發(fā)生[23]。

根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)條件及巖層物理力學(xué)參數(shù)，建立相應(yīng)模型。為便于計(jì)算，設(shè)計(jì)模型尺寸為 706m×

10m×236m 。為模擬上覆巖層自重，對模型上部施加 12.5MPa 的垂直載荷。實(shí)體煤側(cè)底鼓嚴(yán)重，因此在距實(shí)體煤幫部 0.3m 處開挖卸壓槽，弱化底角圍巖控制。為得出現(xiàn)場最佳參數(shù)，統(tǒng)一控制深度為 2m 寬度設(shè)置為 0.4～0.8m ○

未切槽、切槽寬度為0.4，0.5，0.6，0.7，0.8m時(shí)巷道垂直應(yīng)力分布云圖如圖6所示。由圖6可得：未切槽時(shí)巷道周邊高應(yīng)力區(qū)集中且范圍大。切槽后，應(yīng)力分布逐漸優(yōu)化，切槽寬度為 0.6m 時(shí)，巷道周圍高應(yīng)力區(qū)明顯縮小，應(yīng)力集中程度降低，應(yīng)力過渡更平緩；切槽寬度為 0.4，0.5m 時(shí)優(yōu)化效果弱于切槽寬度為 0.6m 時(shí)，高應(yīng)力區(qū)仍有一定集中；切槽寬度為0.7， 0.8m 時(shí)，應(yīng)力改善不顯著，甚至可能因切槽過大引發(fā)新應(yīng)力擾動(dòng)。綜合而言，切槽寬度為 0.6m 時(shí)對巷道垂直應(yīng)力優(yōu)化效果最佳，能有效緩解應(yīng)力集中，改善圍巖受力環(huán)境。

切槽卸壓后底板位移分布云圖如圖7所示?？煽闯鑫辞胁蹠r(shí)巷道位移大，橙色、紅色區(qū)域廣，變形顯著。切槽后位移逐步改善，切槽寬度為0.5， 0.6m 時(shí)，巷道周邊藍(lán)綠等低位移色占比高，位移集中區(qū)明顯縮小，圍巖變形控制效果好。切槽寬度為 0.4m 時(shí)，位移改善幅度小于切槽寬度為0.5， 0.6m 時(shí)，仍有一定位移集中；切槽寬度為 0.7，0.8m 時(shí)，位移抑制效果不突出，甚至因切槽過度可能引發(fā)新變形風(fēng)險(xiǎn)?？紤]現(xiàn)場施工問題，切槽寬度為 0.5m 時(shí)對巷道位移控制效果最佳，可有效減小圍巖變形，維護(hù)巷道穩(wěn)定性。

5 工業(yè)性試驗(yàn)

由模擬分析結(jié)果可知，卸壓槽尺寸 2.0m×0.55m （深度 × 寬度）為最優(yōu)方案。切槽卸壓完成后，約7d左右對切槽處進(jìn)行回填處理，最終表面均采用混凝土澆筑。為驗(yàn)證模擬結(jié)果，在現(xiàn)場選取 60m 底鼓嚴(yán)重區(qū)域進(jìn)行工業(yè)性試驗(yàn)，對現(xiàn)場切槽后與未切槽巷道底鼓量進(jìn)行對比，實(shí)測數(shù)據(jù)如圖8所示?？煽闯鑫辞胁坌秹禾?0d底鼓量達(dá) 669mm ，呈直線上升趨勢，而切槽卸壓區(qū)域底鼓量趨于穩(wěn)定（ 33.5mm） ，且?guī)缀鯚o持續(xù)上升趨勢。切槽卸壓處較未切槽卸壓處底鼓量下降了 94.99% ，卸壓效果顯著。

6結(jié)論

1）根據(jù)覆巖破斷形態(tài)及承載結(jié)構(gòu)力學(xué)分析，揭示了非對稱回采巷道底鼓機(jī)理，并計(jì)算出試驗(yàn)工作面巷道底板最大破壞深度為 2.04m 。

2）提出采用切槽卸壓對現(xiàn)場進(jìn)行底鼓治理，通過在巷道底板切割具有一定深度和寬度的槽體，將淺部高應(yīng)力向卸壓槽外側(cè)的深部巖體轉(zhuǎn)移，同時(shí)為淺部圍巖提供變形釋放空間，減少應(yīng)力集中和變形能積累，從而有效抑制底鼓的發(fā)生?；诶碚撚?jì)算，運(yùn)用數(shù)值模擬得出現(xiàn)場切槽卸壓最佳參數(shù)為深度

2.0m 、寬度 0.55m 。

3）現(xiàn)場工業(yè)性試驗(yàn)結(jié)果表明，切槽卸壓處較未切槽卸壓處底鼓量下降了 94.99% ，驗(yàn)證了切槽卸壓可以有效解決現(xiàn)場底鼓難題。研究結(jié)果可為埋深600～800m 、軟弱底板的類似巷道底鼓治理提供一定參考。

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