彭世龍，孫利輝，熊懷鑫，丁 斌

（河北工程大學(xué)礦業(yè)與測(cè)繪工程學(xué)院，河北 邯鄲 056038）

0 引 言

傳統(tǒng)沿空掘巷的護(hù)巷煤柱較寬，導(dǎo)致煤炭損失量巨大。損失量可達(dá)到礦井煤炭資源的2/5[1-2]。護(hù)巷煤柱的寬度隨開(kāi)采深度增加而增大，護(hù)巷煤柱所處環(huán)境會(huì)隨開(kāi)采深度增加變的復(fù)雜，大部分礦井放棄對(duì)寬煤柱二次回收[3-6]。為降低護(hù)巷煤柱造成的煤炭損失，無(wú)煤柱技術(shù)（沿空留巷技術(shù)和沿空掘巷技術(shù)） 由此產(chǎn)生。沿空留巷圍巖因受兩次工作面擾動(dòng)，圍巖支護(hù)強(qiáng)度大且穩(wěn)定性不易控制。沿空掘巷布置在已垮落的采空區(qū)邊緣，圍巖只受本工作面開(kāi)采擾動(dòng)，支護(hù)強(qiáng)度較沿空留巷相比低且穩(wěn)定性易控制，實(shí)際工程采用沿空掘巷比較普遍。但是在堅(jiān)硬頂板條件下實(shí)施窄煤柱沿空掘巷時(shí)，容易出現(xiàn)圍巖破壞，巷道大變形問(wèn)題[7-8]。對(duì)于堅(jiān)硬懸頂問(wèn)題的解決方法前人做了大量研究，但是對(duì)地質(zhì)條件復(fù)雜且堅(jiān)硬頂板的工程條件，成功解決懸頂垮落沿空掘巷鮮有研究。本文以云駕嶺煤礦的預(yù)切頂沿空掘巷為研究對(duì)象，運(yùn)用UEDC 模擬不同高度、角度工況下頂板最大變形量，分析沿空掘巷圍巖穩(wěn)定性及覆巖運(yùn)動(dòng)規(guī)律。

1 概 況

云駕嶺礦井19101 工作面開(kāi)采9 號(hào)煤層，煤層平均2.81 m。9 號(hào)煤層直接頂板為石灰?guī)r。石灰?guī)r厚4.85～6.07 m，深灰色，致密堅(jiān)硬。在厚硬頂板實(shí)施窄煤柱沿空掘巷易造成巷道大變形，導(dǎo)致沿空掘巷失敗。臨巷預(yù)切頂卸壓使巷道頂板形成短懸臂梁，減小了頂板壓力，達(dá)到頂板主動(dòng)卸壓目的。切頂參數(shù)是影響厚硬頂板條件沿空掘巷成功的關(guān)鍵。現(xiàn)場(chǎng)計(jì)劃19101 工作面運(yùn)巷實(shí)施超前預(yù)切頂卸壓，后19103 副巷實(shí)施窄煤柱沿空掘巷。本文通過(guò)數(shù)值模擬方法優(yōu)化切頂鉆孔布置參數(shù)、現(xiàn)場(chǎng)爆破優(yōu)化裝藥參數(shù)，以此獲得最優(yōu)的切頂卸壓參數(shù)。工作面和巷道布置如圖1 所示。

圖1 工作面和巷道布置Fig.1 Layout of face and roadway

2 切頂參數(shù)對(duì)留巷圍巖穩(wěn)定性影響數(shù)值模擬分析

2.1 數(shù)值模擬構(gòu)建

根據(jù)云駕嶺煤礦19101 工作面工程地質(zhì)條件，采用UDEC 模擬軟件建立模型，巖層共分15 層，模型尺寸為250 m×63.94 m，模型如圖2 所示。巖層力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 煤巖體力學(xué)特性參數(shù)Table 1 Mechanical characteristic parameters of coal and rock mass

圖2 UDEC 數(shù)值模擬模型Fig.2 UDEC numerical simulation model

2.2 數(shù)值模擬方案

本文采用控制變量法作為沿空掘巷切頂方案。切頂高度為11m，設(shè)置未切頂為參照，切頂角度為5°、10°、15°、20°四種方案對(duì)巷道圍巖的影響；設(shè)置切頂角度為10°，切頂高度為5、9、11、13 m 四種方案對(duì)巷道圍巖的影響。

2.3 模擬結(jié)果分析

2.3.1 切頂角度對(duì)巷道圍巖穩(wěn)定性影響

圖3為不同切頂角度巷道側(cè)向頂板破斷形態(tài)。

圖3 不同切頂角度巷道側(cè)向頂板破斷形態(tài)Fig.3 Fracture pattern of lateral roof of roadway under different angles

頂板不切頂時(shí)，當(dāng)工作面采出后，采空區(qū)頂板失去下方支撐，頂板旋轉(zhuǎn)下沉，并呈一定角度橫跨在巷道與采空區(qū)上方，懸頂結(jié)構(gòu)明顯。大面積的懸頂結(jié)構(gòu)壓力會(huì)使煤柱及巷道圍巖大變形。當(dāng)切頂角為5°時(shí)，頂板預(yù)裂縫兩側(cè)巖體結(jié)構(gòu)面摩擦阻力大于下滑力，破斷體未能順利垮落，上方覆巖未受到向上的支撐力，導(dǎo)致巷道頂板應(yīng)力集中，不利于巷道圍巖穩(wěn)定。切頂角為10°時(shí)，垮落體充填采空區(qū)后和煤柱形成的承載結(jié)構(gòu)支撐上方荷載。保護(hù)了巷道的圍巖穩(wěn)定性。切頂角度為15°和20°時(shí)，切縫線兩側(cè)的巖體破斷范圍擴(kuò)大，巷道頂板荷載隨之增大，垮落體不能及時(shí)垮落，對(duì)巷道圍巖穩(wěn)定性不利。

探究不同切頂角度對(duì)巷道頂板下沉量變化的規(guī)律，揭示了不同角度對(duì)頂板下沉量影響的機(jī)理（圖4）。

圖4 切頂角度變化與頂板下沉量變化的關(guān)系Fig.4 Relationship between the change of cutting angle and the change of roof subsidence

圖4分析可知，切頂角度變化導(dǎo)致頂板下沉量不一樣，曲線形成的規(guī)律差異很大。當(dāng)頂板還沒(méi)有切頂時(shí)，曲線隨著計(jì)算時(shí)間增加曲線斜率慢慢放緩變形量最大為162.4 mm。切頂角度為5°時(shí)，最大下沉量為97.2 mm，跟未切頂?shù)淖畲笙鲁亮肯啾葴p少了39.9%。當(dāng)切頂角度為10°時(shí)，切頂曲線為所有曲線位置最低，頂板最大變形量的最低值在這條曲線上，曲線上頂板變形量最大為85.3 mm，跟未切頂?shù)淖畲笙鲁亮肯啾葴p少了45%。當(dāng)切頂角度為15°時(shí)，最大下沉量為124.19 mm，當(dāng)切頂角度為20°時(shí)，最大下沉量為143.15 mm。跟未切頂最大變形量相比，減少的變形量幅度較小，說(shuō)明切頂卸壓的效果減弱。最終結(jié)論，10°為切頂?shù)男Ч詈谩?/p>

2.3.2 切頂高度對(duì)巷道圍巖穩(wěn)定性影響

圖5為不同切頂高度巷道側(cè)向頂板破斷形態(tài)。切頂高度為5 m 時(shí)，垮落體少，采空區(qū)未得到充分填充，不能形成有效的承載體，頂板會(huì)繼續(xù)向下旋轉(zhuǎn)下沉。且頂板和采空區(qū)垮落體之間有很大的空隙。切頂高度為9 m 時(shí)，垮落下來(lái)的巖體比5 m 時(shí)多，采空區(qū)填充率比5 m 的充填率高，但采空區(qū)垮落的巖體和上覆巖層間仍有空隙。切頂高度增加到11 m，隨切頂高度增加垮落體隨之增多，垮落的巖體進(jìn)一步充填采空區(qū)，采空區(qū)得到了充分填充，垮落的巖體和煤柱給上覆巖層一個(gè)向上的支撐力，上覆巖層得到下方支撐力后，破斷的巖層會(huì)停止向下旋轉(zhuǎn)和下沉。當(dāng)切頂高度上升到13 m 時(shí)，頂板巖層切落的巖體更多，因采空區(qū)已被填充充分，破斷巖體和上覆巖層的空隙進(jìn)一步縮小，但切頂高度增加會(huì)使巖體損傷范圍增加，煤柱側(cè)懸頂頂板荷載加大，不利于沿空巷道圍巖穩(wěn)定。

圖5 不同切頂高度巷道側(cè)向頂板破斷形態(tài)Fig.5 Fracture pattern of lateral roof in roadway with different height of cutting roof

不同切頂高度對(duì)巷道頂板下沉量變化的規(guī)律，揭示不同高度對(duì)頂板下沉量影響的機(jī)理，如圖6所示。

圖6 切頂高度變化與頂板下沉量變化的關(guān)系Fig.6 Relationship between the change of cutting top height and the change of roof subsidence

切頂高度為5 m 時(shí)，隨計(jì)算時(shí)間的增加，曲線放緩，頂板下沉量增加幅度減小，最大下沉量為115.5 mm。切頂高度增加到9 m 時(shí)，曲線隨計(jì)算時(shí)間的增加，曲線放緩，斜率小于5 m 曲線，最大下沉量為101.5 mm。比切頂高度為5 m 的最大頂板下沉量減少12.1%。切頂高度增加到11 m 時(shí)，頂板下沉量繼續(xù)下降，最大頂板下沉量85.3 mm，比切頂高度為5 m 的最大頂板下沉量減少25.7%。當(dāng)切頂高度為13 m 時(shí)，最大頂板下沉量81.4 mm，比切頂高度為5 m 的最大頂板下沉量減少29%。巷道頂板下沉量下降幅度明顯減弱，頂板卸壓程度減弱。結(jié)果表明11 m 為最適合的切頂高度。

3 工程應(yīng)用

3.1 爆破試驗(yàn)

通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)爆破試驗(yàn)，確定爆破方案為聯(lián)孔連爆，最佳炮孔的間距為600 mm，裝藥量為4+3+3+3+3+2。2、4、7、9 號(hào)孔為觀察孔，其它孔均為爆破孔。

圖7可知，2、4、7、9 號(hào)孔內(nèi)圍巖受兩側(cè)炮孔爆破擾動(dòng)作用，圍巖發(fā)生了明顯的破裂，主要體現(xiàn)在3 個(gè)方面。一是在窺視過(guò)程中發(fā)現(xiàn)孔內(nèi)存在炮煙，說(shuō)明相鄰鉆孔爆破后，孔間圍巖裂隙已經(jīng)貫通，炮煙流動(dòng)到2、4、7、9 號(hào)孔中；二是對(duì)比2、4、7、9 號(hào)孔爆破前后發(fā)現(xiàn)孔內(nèi)圍巖裂隙數(shù)量明顯增多，原生裂隙進(jìn)一步擴(kuò)展，擾動(dòng)次生裂隙大幅度增加；發(fā)現(xiàn)孔內(nèi)擾動(dòng)次生裂縫在完整圍巖處發(fā)育比較明顯，相反在原來(lái)較破碎的區(qū)域沿巷道軸向方向的裂縫發(fā)育不明顯，但圍巖的破碎程度大。

圖7 炮孔內(nèi)裂縫發(fā)育規(guī)律Fig.7 Regularities of fracture development in borehole

3.2 掘巷效果

圖8（a） 可知，巷道變形量大小排序?yàn)轫敯?、煤柱?cè)、實(shí)體煤側(cè)、底板，對(duì)應(yīng)的最大變形量依次為171、107、73 和28 mm。圖8（b） 在工作面回采期間圍巖變形量比開(kāi)挖時(shí)期增加了很多，距離工作面0～40 m 變形量隨距工作面的距離增加快速下降，40 m 后變形量減小，曲線放緩。距離工作面最近的變形量從高到底排序?yàn)轫敯?、煤柱?cè)、實(shí)體煤側(cè)和底板，變形量從大到小為253、133、106 和43 mm。切頂后的19103 副巷板頂板、煤柱側(cè)、實(shí)體煤側(cè)、底板變形量等圍巖變形均得到有效控制。

圖8 巷道開(kāi)挖及工作面回采期間圍巖位移變化規(guī)律Fig.8 Variation law of surrounding rock displacement during roadway excavation and face mining

19103 工作面副巷長(zhǎng)度為185 m，采用預(yù)切頂爆破卸壓技術(shù)后窄煤柱寬度僅為2 m，煤柱寬度較原留設(shè)6 m 的窄煤柱縮小了4 m。

4 結(jié) 論

（1） 通過(guò)UDEC 分析不同角度、高度預(yù)裂切頂卸壓沿空掘巷參數(shù)，獲得了切頂卸壓最優(yōu)參數(shù)。切頂角度為10°，切頂高度為11 m。

（2） 通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)爆破試驗(yàn)，確定了最佳爆破方案為聯(lián)孔連爆，最佳炮孔間距為600 mm，最佳裝藥量為4+3+3+3+3+2。

（3） 19103 副巷掘進(jìn)成巷后，巷道圍巖變形較小，說(shuō)明實(shí)施預(yù)切頂卸壓后，頂板弧形三角板結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變?yōu)槎虘冶哿航Y(jié)構(gòu)，保障了沿空掘巷的穩(wěn)定。