切頂沿空留巷卸壓機理及支護技術研究

孫利輝，紀權財，王中海，張海洋，王宗澤，何 勇，范 宇，楊江華

(1.河北工程大學 礦業與測繪工程學院，河北 邯鄲 056038；2.北京科技大學 土木與資源工程學院，北京 100083；3.礦山地質災害成災機理與防控重點實驗室，陜西 西安 710054；4.河北冀中邯峰礦業有限公司 武安云駕嶺礦，河北 邯鄲 056302；5.山西金地煤焦有限公司 赤峪煤礦，山西 文水 032100)

沿空留巷具有少掘巷、多采煤、有利于通風等諸多優點[1，2]，社會經濟效益良好，得到了廣泛應用。經過多年研究，國內外學者在沿空留巷方取得了豐富的理論成果和實踐經驗：康紅普等[3，4]根據不同沿空留巷類型、圍巖變形與破壞特征，分析沿空留巷結構力學模型中圍巖與支護作用關系，總結了各類支護的作用及效果；何滿潮等[5-7]按圍巖結構將留巷分為煤體支撐區、動壓承載區和成巷穩定區，計算了巷內支護需求，提出切頂短臂梁力學模型及平衡開采理論，明確了切頂碎脹充填卸壓的力學機理；謝生榮等[8]對預裂切頂技術進行總結，闡述了每一種預裂切頂方法的流程、原理和模式；張農等[9，10]通過主動致裂減小沿空留巷頂板的附加載荷，提出“多分區耦合支護”圍巖控制方法；朱衛兵、于斌等[11，12]提出了大采高工作面關鍵層“橫O-X”型初次破斷步距與“橫U-Y”型周期破斷之間的關系，認為“弧形三角板”的回轉失穩是導致工作面端頭強礦壓的主要原因；焦建康[13]通過理論與工程實際結合，提出了巷旁剛-柔聯合支護技術和工藝流程，有效減小巷旁支護體的變形和破壞；張磊等[14]研究了超千米埋深切頂成巷卸壓效應及采場應力分布特征，結果表明越接近留巷側卸壓效應越明顯，傾向壓力分布具有非對稱性特征，測試了切頂卸壓效果及影響范圍。

但在一些特殊地質條件下，沿空留巷仍存在巷道壓力大、支護困難、圍巖變形嚴重等情況，制約了該技術的推廣應用，尤其是在厚硬覆巖條件下，需要針對其特殊性對沿空留巷技術進行研究，增強該技術的適用性。本研究以云駕嶺礦19103工作面運巷為背景，研究厚硬直接頂條件下預裂切頂卸壓機理，根據圍巖應力分布及變形規律提出有針對性的頂板支護技術。

1 工程背景

1.1 工作面位置及地質條件

河北冀中邯峰礦業有限公司武安云駕嶺礦19103工作面，位于礦井九一采區，副巷長185 m，運巷長213 m，切眼斜長69 m，東鄰19105設計工作面(未采)；西鄰19101工作面采空區；南部未采；北鄰九一采區軌道、運輸上山。沿空留巷在運巷實施，范圍從切眼下端頭至終采線共200 m，成功后作為19105工作面副巷。19103工作面巷道平面布置如圖1所示。

圖1 19103工作面巷道布置方案Fig.1 Roadway layout plan of 19103 working face

19103工作面開采9號煤，位于太原組底部，平均厚度2.81 m，局部被火成巖侵入，煤巖層傾角8°～16°，平均13°，局部與8#煤合并為一層時連8號煤同采。19103工作面地層綜合柱狀圖(9號煤附近)如圖2所示，煤巖層物理力學參數見表1。

表1 19103工作面煤巖物理力學參數Table 1 Physical and mechanical parameters of coal rock in 19103 working face

圖2 19103工作面綜合柱狀Fig.2 Comprehensive histogram of 19103 working face

1.2 巷道支護概況

由于9號煤直接頂是以泥質為主的粉砂巖，厚度較薄且局部缺失，19103工作面兩巷均沿大青灰巖掘進，巷道規格4600 mm×3000 mm(寬×高)。一般采用錨網索支護，錨桿規格?20 mm×2400 mm，每排4根，點錨形式布置，間排距1400 mm×2000 mm，配合托盤、鎖具和鋼筋網支護；錨索為規格?21.8 mm×7250 mm的鋼絞線，以“二·一·二”五花點錨形式隔排布置，間排距600 mm×2400 mm。巷幫采用規格?15.24 mm×2600 mm錨索配合托盤、梯子梁支護。副巷上幫因靠近采空區且煤壁薄(2 m)，架設U鋼直梁輔助支護。

2 厚硬直接頂預切頂沿空留巷卸壓機理

2.1 厚硬直接頂留巷的控制目標

一般的煤系地層，煤層往上依次為偽頂、直接頂、基本頂，硬度及完整性也隨之上升。傳統的沿空留巷主要分析起關鍵作用的基本頂在受力、破斷與運動時的規律[15]，較少分析直接頂。根據圖1及表1，運巷直接頂為厚硬灰巖，往上還存在粉砂巖，閃長巖等堅硬巖層，但直接頂厚硬特性使其成為了第一層關鍵層，若破裂離層會形成大塊巖體直接懸露于巷道頂部，對安全不利，其運動提供的強動載容易引起巷道致災[16]，結合前人在雙堅硬巖層強礦壓控制方面的研究[17]，19103工作面沿空留巷的首要目標就是控制第一層關鍵層，即厚硬直接頂。

2.2 厚硬直接頂預切頂留巷頂板穩定性條件分析

2.2.1 主動預裂切頂的必要性分析

工作面開采后，巷道與采空區頂板應力場較復雜。當采空區達到一定范圍后呈“O-X”形破壞[18]，中部先斷裂，然后向巷道方向發展，最終全部垮塌填實，兩巷也隨之破壞。因此沿空留巷往往需要采用切頂卸壓的方式阻止“O-X”形破壞發展到留巷，降低采動壓力對留巷頂板的擾動。

根據切頂方式不同，大致可以將其分為兩類：一類是以密集支護或巷旁充填體提供的被動支護阻力切斷采空區頂板，簡稱“被動切頂”；另一類是通過爆破、機械或水力壓裂等方式人工主動造縫，簡稱“主動切頂”?！氨粍忧许敗睍r留巷圍巖要經歷超前支承壓力與采空區動壓兩個強烈擾動階段，頂板斷裂位置容易出現偏差，端頭頂板懸露面積大，巷道圍巖及充填體受力大，易變形，加之厚硬覆巖所產生的強礦壓顯現，上述缺點更為突出。相比之下，“主動切頂”預裂弱化了頂板的連續性，降低頂板傳載能力，切頂位置靠人工精準定位，留巷頂板轉變為“懸臂梁”結構，受采空區動壓影響小。因此，預裂切頂是沿空留巷卸壓的有效途徑[19]。

2.2.2 預切頂留巷力學模型及受力分析

根據國內外學者的研究，留巷頂板懸露而采空區矸石巷幫尚未接頂承壓時，留巷覆巖活動劇烈，頂板受力大，是切頂留巷圍巖穩定性控制的主要階段，需要采取支護措施控制頂板的變形下沉[20]。通過對19103工作面運巷預裂切頂后圍巖結構進行簡化，其力學模型如圖3所示。

圖3 預切頂沿空留巷力學模型Fig.3 Mechanical model diagram of pre-cut roof gob-side entry retaining

“懸臂梁”結構受力主要由五部分組成，如圖3所示：①地層對“懸臂梁”起到固支作用的力矩M和煤體對“懸臂梁”支撐應力σ，σ在極限平衡區內為煤體的抗壓強度σ0，在極限平衡區邊緣達到最大支撐力σN；②“懸臂梁”主要部分受到的重力G1以及因切縫角度形成三角區域的重力G2；③覆巖傳遞給“懸臂梁”頂部的壓力P；④巷旁支護阻力FZ；⑤切縫老空側頂板垮落時對切縫面產生的拉力σ1。地層的水平應力在老空中部巖層垮落后，在留巷附近無法形成平衡力系，會在整個采場大結構的頂底部形成應力集中，而對留巷“懸臂梁”結構影響不大，不予考慮。

由圖3不難看出，“懸臂梁”結構以煤壁處作為固支端、切縫側作為簡支端發生彎曲下沉，留巷頂板的平衡主要依靠“懸臂梁”結構自穩。由于厚硬直接頂剛度大，受力時會擠壓下部煤體使其變形，“懸臂梁”也會發生彎曲。當巷道位置、切縫位置及角度確定時，切縫角度θ，留巷的寬度a、高度b，直接頂的厚度h、容重γ均為已知量，則P、G1、G2均可求得，“懸臂梁”結構受力從穩定—破斷的極限狀態為“懸臂梁”受壓導致直接頂頂部拉斷，斷裂位置位于極限平衡區邊緣[21]，即圖3中線段OE所在的位置。假設極限平衡區寬度為x0，煤幫對頂板的最大支護力為σN，可根據如下公式計算其值[22]：

式中，c、φ分別為煤層與頂板巖層交界面的黏聚力和內摩擦角，分別取1.56 MPa、40°；α為側壓系數，取1；k為最大應力集中系數，按相鄰工作面礦壓監測取3.4；H為開采深度，取340 m；px為煤幫支護強度，經計算為0.52 MPa；γ為大青灰巖容重，按表1取值，代入計算可得x0=4.36 m，σN=30.26 MPa。

令L=x0+a，假設頂板處于即將被拉斷的臨界狀態，大青灰巖的抗拉強度為σt，σ1按切縫率70%取0.3σt。對A點求力矩，可得：

Mσ1+Mσ0=MP+Mσt+MG+M

(3)

其中：

再對O點求力矩，可得：

其中：

切縫角度θ取10°，留巷的寬度a取3.6 m、高度b取3.0 m，直接頂的厚度h取5.46 m，將式(4)—(8)代入式(3)，求出M，再將(9)—(14)式聯立，得出保持“懸臂梁”的平衡條件為FZ=1046 kN，即巷旁支護阻力不小于1046 kN。

2.3 預切頂留巷卸壓機理

為研究預切頂留巷的卸壓機理，以現場實際地質條件為背景，采用二維離散元數值模擬軟件建模，模型規格為長×高=195 m×94 m，煤巖層傾角13°，采用mohr-coulomb屈服準則，上邊界為自由邊界并施加7 MPa的垂直應力模擬覆巖重力，左、右邊界均施加水平約束，底邊界固定。通過數值模擬結果對比切頂與不切頂的情況下留巷頂板的變形、應力及塑性區的分布規律。如圖4所示。

圖4 數值模擬模型Fig.4 Numerical simulation model diagram

2.3.1 采空區頂板冒落特征

如圖5(a)所示，未預裂切頂時巷道及采空區的頂板都比較完整，但巷道實體煤幫和底板都嚴重變形；而采取了預裂切頂時，采空區頂板充分冒落并對留巷頂板形成支撐，巷道形態完整，如圖5(b)所示。由此可知預裂切頂對采空區頂板的冒落具有很強的誘導性，促使采空頂板沿切縫分離垮落，避免了巷道與采空區頂板整體下沉或臺階下沉，保護了留巷圍巖少受破壞。不切頂時完整的頂板將工作面采動壓力作用在巷道實體煤幫及底板，造成其劇烈的破壞，顯然預裂切頂對留巷是極為有利的。

圖5 沿空留巷圍巖破壞形態對比Fig.5 Comparison diagram of surrounding rock failure modes of gob-side entry retaining

2.3.2 留巷頂板下沉特征

圖6(a)對比了是否預裂切頂對留巷直接頂變形的影響，均取距離實體煤幫2 m處直接頂進行監測，通過對比明顯得出：在留巷后120 d范圍，未預裂時頂板下沉趨勢明顯，下沉量大；預裂后頂板下沉量逐漸趨于穩定，下沉量僅為未預裂巷道的28.2%，且未預裂切頂的巷道頂板仍在持續下沉，顯然預裂切頂對控制留巷頂板下沉有利。

圖6 頂板下沉量曲線模擬對比Fig.6 Roof subsidence curve simulation co mparison diagram

預裂切頂后留巷頂板不同位置的下沉量曲線如圖6(b)所示，可見距實體煤幫越近，下沉量越小，反之越大。這與“懸臂梁”受力彎曲的特征是一致的，表明留巷頂板簡化為“懸臂梁”模型成立，尤其是大青灰巖作為巷道直接頂，巖層堅硬厚實，具有一定的彈性蓄能條件，進行支護設計時應充分考慮該特性，集中支護切縫端。

2.3.3 留巷頂板受力特征

切頂與未切頂在相同計算時步下圍巖的應力場如圖7、圖8所示。對于垂直應力場，在預裂切頂的作用下由漸變型轉變為突變型，存在如下關系：

圖7 未切頂時沿空留巷圍巖應力場(Pa)Fig.7 Surrounding rock stress field of gob-side entry retaining without roof cutting

圖8 預切頂時沿空留巷圍巖應力場(Pa)Fig.8 Surrounding rock stress field of gob-side entry retaining in pre-cut roof

σ切縫留巷頂板<σ未切縫頂板<σ切縫老空頂板

(15)

對于水平應力場存在如下關系：

由式(15)可知，預裂切頂阻斷了采動應力中垂直應力的傳遞，是切頂卸壓的主要機理之一。同時切縫使留巷覆巖由“砌體梁”結構轉變為“懸臂梁”結構：在老空側形成長“懸臂梁”，在留巷側形成短“懸臂梁”，如圖9所示。長“懸臂梁”結構在采空區頂板“O-X”型破斷后形成，在走向與前后巖塊鉸接，在傾向與側向斷裂的巖塊鉸接，在切縫端無支護，三面簡支一端懸空，比“砌體梁”結構更容易失穩，是切頂誘導老空頂板冒落的主要機理。冒落的矸石逐漸堆積接頂支撐留巷頂板，緩解留巷頂板受力，這是切頂卸壓的主要機理之二。兩種懸臂梁結構切縫端的下沉均會引起巖體的拉剪破壞，造成切縫兩側的巖體的水平應力要大于未切縫時的水平應力，即式(16)中反映出切縫附近水平應力的增大現象，這是切縫后“懸臂梁”簡支端受力下沉的過程中形成的，區別于地層的水平應力。

圖9 長、短“懸臂”結構Fig.9 Schematic diagram of long and short “cantilever”structure

未切頂的頂板水平應力較小，完整不垮落，具有良好的傳載性能，將采動壓力傳遞到實體煤幫和巷道底板引起較大范圍的塑性變形，而預裂切頂雖然會引起水平應力的增加，但阻斷采動應力的效果明顯，塑性區轉移到留巷頂底板的深部，留巷圍巖的塑性區范圍較小，如圖10所示。

圖10 沿空留巷塑性區分布特征對比Fig.10 Comparison of distribution characteristics of plastic zone in gob-side entry retaining

3 現場工業性試驗

3.1 預切頂鉆孔參數

預裂切頂炮孔布置在19103工作面運巷距實體煤幫3600 mm處，沿巷道方向呈直線施工一排，炮孔間距600 mm，孔深11000 mm，炮孔與垂線呈10°向工作面方向傾斜，超前工作面30 m實施預裂爆破形成切縫面，如圖11所示。

3.2 預切頂留巷支護技術

根據留巷頂板“懸臂梁”的應力分布特征和穩定性條件，支護設計主要考慮3個方面：一是下沉量大的簡支端集中支護，下沉量小的固支端適當減少支護節約成本，即對切頂后留巷頂板切縫端加強支護；二是考慮頂板來壓期間，支護材料能適當變形讓壓，避免支護材料損壞；三是為避免單層頂板受力過大，通過長、短錨索結合將錨索懸吊點分別布置在基本頂及基本頂上方的火成巖中，充分發揮基本頂及火成巖剛度大、承載強的特點，形成“組合懸臂梁”，增強頂板的承載能力。

支護設計如圖11所示，頂板順巷道方向布設3排錨索補強，距實體煤幫的距離分別為1000、2000、3000 mm，間距分別為2000 mm、2000 mm、1000 mm(含原巷道錨索)，規格分別為?18.9 mm×7250 mm、?21.8 mm×120000 mm、?18.9 mm×7250 mm的鋼絞線，配套使用300 mm×260 mm×10 mm的鋼托盤，每根錨索配備3根MSK2360樹脂藥卷錨固，張拉力不小于40 MPa，靠近切縫的補強錨索采用?16 mm圓鋼三孔梯子梁連接；超前支護為順巷道施工2排單體液壓支柱，距實體煤幫分別為800 mm、1800 mm，配合1 m長金屬鉸接頂梁和鐵鞋，一梁一柱，在留巷時保持該支護繼續使用；巷旁支護為距實體煤幫3.4 m處布置一排可縮性U鋼梁進行支護，間距500 mm，由2根2 m長25U礦用型鋼直梁搭接，配套2副U鋼卡子、螺栓、螺母固定而成，垂直底板打設，長度根據現場高度調節，底端焊接鋼板防止鉆底；在U鋼梁采空區側掛設鋼筋網、塑料網和風筒布擋矸封閉。圍巖運動減弱后逐步撤除單體液壓支柱，對老空幫進行噴漿密閉。

該支護可簡稱為“長、短錨索+單體液壓支柱+可縮性U鋼梁”支護技術，通過長、短錨索起到分層懸吊和加固頂板的作用；單體液壓支柱和可縮性U鋼梁在支護的同時還具有讓壓作用；距切縫600 mm范圍由單體柱、錨索和可縮性U鋼梁集中支護；由可縮性U鋼梁和鋼筋網起到擋矸作用，形成綜合支護技術，可提供FZ=1394 kN的支護力，有效支護頂板。

3.3 現場實施效果

3.3.1 錨索受力監測

通過錨索受力觀測可以反映頂板的受力情況，圖12(a)記錄了工作面從留巷前一周至留巷作為下個工作面回采巷道的錨索受力數據。不難看出，錨索在留巷前受力變化不大，在留巷后受力急速增大，僅10 d左右就上升到320 kN，隨后逐漸達到峰值350 kN左右，在該值保持3個月后，隨矸石巷幫的逐漸成型承載，錨索受力開始逐漸回落，再經歷3個月左右降低恢復至180 kN左右。當留巷進入19105工作面超前支護范圍，錨索受力不增反降，表明經過切頂平衡后的巷道頂板在下個工作面處于卸壓區，錨索受力較小。

3.3.2 巷道表面位移監測

巷道表面位移量反映了巷道的變形情況，包括頂板下沉量、底鼓量、實體煤幫移近量和老空煤幫移近量，根據觀測時間與工作面平均推進速度延長橫坐標，如圖12(b)所示。巷道頂板、底板和實體煤幫位移量變化趨勢基本相同，可分為5個階段：在采前30 m外無明顯的增長，30～-30 m范圍明顯增長，-30～-150 m范圍急速增長，-150～-350 m范圍持續增長，-350 m后緩慢增長直至逐漸穩定。老空幫在采前為工作面煤幫，采后以U鋼梁為幫觀測，可分為3個階段：采前30 m外無明顯增長，30～0 m范圍急速增長，0～-450 m范圍緩慢增長，可見預裂切頂使超前支承壓力轉移到工作面煤幫，采前該位移量變化大于其余3個位移量。留巷圍巖接近穩定時，表面位移量分別達到186 mm、251 mm、310 mm、111 mm并趨于穩定，留巷圍巖得到控制。

3.3.3 留巷外觀效果和使用情況

通過預切頂和綜合支護措施，留巷巷道形態完整，噴漿密閉后巷道斷面平均2.95 m×2.44 m(寬×高)，規格滿足繼續服務下個工作面的要求，外觀效果如圖13所示。

圖13 沿空留巷外觀效果Fig.13 Appearance effect of gob-side entry retaining

4 結 論

1)以云駕嶺礦實際開采條件為背景，建立了厚硬直接頂預裂切頂沿空留巷的圍巖力學模型，分析了維護頂板穩定的條件，得出控制厚硬直接頂穩定的巷旁支護阻力為1046 kN。

2)通過數值模擬實驗，對比厚硬直接頂條件下是否預裂切頂的不同，通過分析采空頂板冒落、留巷頂板變形、應力及圍巖塑性區分布特征，揭示了切頂卸壓的機理為阻斷工作面動壓的傳遞，誘導采空區頂板提前冒落接頂承壓。

3)實施超前工作面30 m預裂切頂卸壓，巷道內采用“長、短錨索+單體液壓支柱+可縮性U鋼梁+掛網+噴漿”綜合留巷支護技術。礦壓監測表明：留巷后錨索受力增大，在10 d左右接近峰值350 kN，穩定在峰值3個月后逐漸回落，圍巖穩定后留巷規格2.95 m×2.44 m(寬×高)，可繼續服務其它工作面。該技術在云駕嶺礦9號煤巷道獲得成功應用，并在該礦同煤層及具有類似條件的礦井推廣。該技術的成功應用為具有厚硬頂板條件的工作面開展沿空留巷提供了技術支持，增強了技術的適用性，拓寬了無煤柱開采的應用范圍，為煤礦企業少掘巷、多采煤，緩解銜接緊張，提高礦井經濟社會效益給予了有利的技術保障。