極近距離煤層開采無煤柱自成巷控制方法研究

王 琦, 劉寄婷, 江 貝, 薛浩杰, 高紅科, 蔣振華

(1.中國礦業大學(北京) 隧道工程災變防控與智能建養全國重點實驗室, 北京 100083; 2.山東大學 巖土工程中心, 山東 濟南 250061)

煤炭是我國能源安全穩定供應的“壓艙石”,在能源結構中占據主體地位[1–3]。長壁開采由于通風好、效率高是常用的地下采煤方法之一, 該方法開采1個工作面, 需要掘進2條巷道, 留設1個區段保護煤柱[4]。煤柱留設時, 如留設大煤柱會造成嚴重的煤炭資源浪費; 留設小煤柱, 工作面開采后覆巖回轉變形導致留設煤柱處應力集中, 會誘發圍巖大變形[5]。為解決上述問題, 王琦等提出了切頂卸壓無煤柱自成巷開采技術[6–7], 通過頂板定向切頂爆破, 切斷采空區頂板與巷道頂板的應力傳遞路徑, 變頂板長懸臂結構為切頂短臂梁結構, 取消采礦過程中的煤柱留設和巷道掘進[8]。采空區頂板在自重及礦山壓力作用下定向垮落, 充分利用巖體碎脹特性, 垮落矸石碎脹充填形成矸石巷幫, 從而實現切頂卸壓無煤柱自成巷[9]。煤炭是重要的不可再生資源, 隨著煤炭資源需求和開采強度的增大, 賦存條件較好的單一煤層日益枯竭, 開采的重點開始轉向其他條件煤層, 其中近距離煤層在我國賦存廣泛[10]。為有效利用和保護煤炭資源, 研究復雜條件下極近距離煤層群的安全高效開采意義重大[11]。極近距離煤層群傳統長壁開采時, 受上層遺留煤柱和采空區垮落等因素的影響, 下層煤開采過程中應力環境復雜, 易引起礦壓顯現劇烈、層間巖層破斷失穩等現象[12–13], 導致巷道圍巖變形明顯, 一定程度上增加了留巷圍巖的控制難度。工作面開采過程中產生的應力集中是圍巖變形和破壞的主要作用力[14–18]。為解決近距離煤層群開采存在的問題,大量學者[19–22]對近距離煤層開采圍巖應力釋放及支護控制技術等開展了研究。在圍巖應力釋放方面, GAO Kui[19]等針對厚層堅硬頂板條件下近距離煤層開采會引起強礦壓顯現, 采用深孔爆破的方式破壞頂板完整性, 釋放巷道頂板應力; ZHAO Jun[20]等為了降低近距離開采中上覆遺留煤柱對下工作面產生應力擾動影響, 在現場采用水力壓裂的方式釋放圍巖應力。在圍巖支護控制方面, LIU Hongyang[21]等提出了近距離煤層開采沿空成巷圍巖協同控制方法, 在巷旁采用充填墻體支護補強頂板;XU Youlin[22]等提出近距離煤層開采過程中巷道圍巖應采用高強支護方式, 現場通過注漿加固與全斷面錨索高強聯合支護控制圍巖變形。

上述研究表明有效的應力釋放和高強支護對于保證該類巷道圍巖穩定至關重要[23], 而針對極近距離煤層開采的復雜地質條件, 傳統的卸壓方式從根本上未改變巖層結構連接狀態[24], 因而上覆煤柱集中載荷及采空區垮落產生的擾動影響未能有效減小[25]。基于此, 為了有效釋放圍巖應力、控制下煤層開采過程巷道圍巖的穩定。筆者提出了極近距離條件下巷道定向切頂–約束高強支護無煤柱自成巷控制方法, 從根本上改變了巷道頂板巖層懸臂結構, 切斷了采空區與巷道頂板間的應力傳遞。建立極近距離煤層開采覆巖結構模型, 計算下煤層切頂自成巷巷旁支護阻力。以典型極近距離煤層為工程背景, 開展了不同開采方法的數值試驗對比研究, 明確了極近距離煤層開采無煤柱自成巷控制機理。并在此基礎上, 開展了典型極近距離煤層工程設計及現場應用研究。

1 極近距離煤層開采控制理念及方法

極近距離煤層采用傳統長壁開采時, 遺留煤柱處往往出現應力集中, 上煤層采動應力及集中應力通過層間巖層向相鄰工作面傳遞, 改變了下煤層巷道圍巖的應力分布[26]。上層采空區垮落引起覆巖頂板回轉失穩, 會使下煤層開采過程中應力環境變的復雜、礦壓顯現劇烈[12]。因此, 受層間應力傳遞及采空區垮落等因素的影響, 下層巷道頂板懸臂結構發生旋轉下沉破壞, 導致巷旁煤柱處應力集中[17], 誘發圍巖大變形, 如圖1所示。

圖1 極近距離煤層傳統開采方法原理Fig.1 Schematic diagram of traditional mining method for extremely close-distance coal seams

為了降低懸臂結構傳遞應力及采空區垮落等擾動因素的影響, 從改變巖層結構與巷旁高強支護兩個方面開展研究, 提出了極近距離條件下巷道定向切頂–約束高強控制理念。該控制理念包括定向切頂爆破、約束高強支護、矸石碎脹充填等, 如圖2所示。

圖2 極近距離煤層定向預裂切頂原理Fig.2 Schematic diagram of directional pre-splitting and roof cutting in extremely close-distance coal seams

通過定向切頂主動改變頂板懸臂傳力結構, 在礦山壓力作用下采空區巖層垮落碎脹充填形成矸石巷幫, 取消煤柱留設[27–30]。結合高強支護加強巷道頂板支撐, 共同實現切頂自成巷。具體內容如下:

(1)定向切頂爆破

基于雙向聚能拉伸爆破原理, 在超前工作面對巷道頂板采空區側實施定向切頂爆破。充分利用巖石的耐壓怕拉特性, 改變傳統爆破能量向四周擴散的特點, 如圖3(a)所示。在設定方向聚集爆破能量, 拉伸擴展巖石裂縫, 使頂板產生定向拉張開裂。在采空區與巷道頂板之間形成定向切頂面, 主動改變“長懸臂”結構為切頂“短臂梁”結構, 切斷采空區頂板向巷道頂板的應力傳遞, 保證巷道圍巖的安全穩定, 如圖3(b)所示。

圖3 雙向聚能定向切頂Fig.3 Bidirectional energy accumulation directional roof cutting

(2)約束高強支護

約束高強支護通過在鋼管內部注入高性能混凝土, 實現外部約束結構和內部核心混凝土力的共生[31–32], 如圖4中的Part A所示。在保證核心混凝土具有更高抗壓強度的同時, 又保證了外部約束結構不易發生失穩破壞, 約束結構與核心混凝土共同承載、優勢互補[33], 如圖4中的Part B所示。同時, 在立柱頂端與墊板之間設置卸壓調控結構, 如圖4中的Part C所示, 使頂板下沉變形中收縮調控結構實現主動讓壓, 避免了立柱集中受力造成的壓彎破壞, 提高了巷道頂板的整體性。

圖4 約束高強支護原理Fig.4 Schematic diagram of constrained high-strength support

(3)矸石碎脹充填

基于采礦巖石力學角度分析發現, 采礦活動會使上覆巖層在垂直方向上出現垮落帶、裂隙帶、彎曲下沉帶, 如圖5所示。“三帶”中產生的巖石體積變化均與采礦體積ΔVm有關[27]。垮落帶巖體具有碎脹特性[28], 如果合理的利用碎脹特性實現頂板垮落矸石碎脹體積與采礦體積的平衡[2], 一定程度上可降低由采礦活動引起的巖層裂隙量與地表沉降變形量, 如圖6所示。

圖5 傳統開采方法巖層結構示意Fig.5 Schematic diagram of rock formation structure using traditional mining methods

圖6 定向切頂自成巷巖層結構示意Fig.6 Schematic diagram of rock formation structure for directional roof cutting

2 極近距離煤層開采理論分析

2.1 圍巖結構分區特征

極近距離煤層開采引起的覆巖運移特征與單一煤層的有所區別[34–35], 下煤層開采過程中巖層垮落特征具有分區階段性[36]。上煤層開采過程中, 覆巖經歷了大范圍變形、移動、破壞過程并重新形成穩定狀態。下煤層切頂成巷過程中, 隨著工作面的不斷開采, 成巷經歷超前影響階段、動壓擾動階段和成巷穩定階段[37–38]。為此, 將極近距離下煤層切頂成巷工作面覆巖環境歸納為3類, 分別為工作面超前區(A區域)、工作面動壓區(B區域)、工作面穩定區(C區域), 如圖7所示。

圖7 極近距離圍巖結構分區示意Fig.7 Schematic diagram of rock structure zoning in extremely close distance

2.2 圍巖結構力學分析

2.2.1 傳統開采方法圍巖結構模型

對于極近距離煤層群開采, 上煤層開采完成后, 覆巖結構會發生破斷、移動并形成新的穩定狀態。此時, 上下煤層之間的夾層承受上采空區矸石及覆巖的荷載作用, 如圖8(a)所示, 為下工作面超前影響區。

圖8 傳統開采方法圍巖結構模型Fig.8 Model diagram of surrounding rock structure using traditional mining methods

下煤層開始開采的初始階段, 部分中間夾層在上覆荷載作用下發生垮落下沉, 上工作面部分采空區矸石涌入下工作面, 下煤層巷道頂板上方巖層形成“長懸臂結構”, 懸臂結構將采空區荷載傳遞至巷道圍巖, 如圖8(b)所示, 為下工作面動壓區。

隨著工作面的不斷開采, 在覆巖荷載作用下中間夾層進一步垮落下沉充填采空區, 巷道頂板側向懸臂結構發生破斷下沉變形, 但垮落矸石仍無法充滿采空區, 如圖8(c)所示, 為下工作面穩定區。

采用傳統方法開采下層工作面后, 巷道頂板垮落不充分, 無法有效發揮矸石碎脹特性充填采空區。尤其對于堅硬頂板[39], 工作面開采過程中易形成大面積懸而未垮的巖層, 并且垮落后形成的矸石粒徑較大, 充填效果不佳。

2.2.2 切頂自成巷圍巖結構模型

在下工作面開采前, 超前工作面在巷道開采側實施定向預裂切頂, 主動改變巷道頂板懸臂結構,切斷巷道頂板與采空區頂板之間的荷載傳遞結構,如圖9(a)所示。

圖9 定向切頂無煤柱圍巖結構模型Fig.9 Model diagram of directional roof cutting without coal pillar surrounding rock structure

當下工作面開采后, 采空區頂板發生定向垮落, 巷道上方頂板形成切頂短臂梁結構。同時, 在巷道切頂側支設高強約束混凝土立柱, 加強巷道頂板支護強度, 降低頂板回轉下沉變形, 保證巷道頂板的穩定性, 如圖9(b)所示。

隨著工作面的不斷開采, 利用礦山壓力做功及巖體碎脹特性, 垮落矸石充滿采空區, 可有效支撐上覆巖層, 一定程度上降低巷道頂板及實體煤幫荷載作用, 如圖9(c)所示。

2.2.3 短臂梁受力分析

基于上述分析可知, 對于極近距離煤層群開采, 上工作面煤層采用傳統方法開采后, 覆巖頂板發生破斷下沉, 形成長懸臂傳力結構, 巷道圍巖與實體煤幫承受采空區傳遞應力的擾動影響。為了切斷采空區與巷道頂板之間的應力傳遞路徑, 降低覆巖荷載產生的影響, 超前工作面在巷旁采用定向預裂切頂, 形成頂板短臂梁結構, 并分別選取兩種開采方法的B斷面建立極近距離圍巖力學模型, 為便于計算分析, 對上煤層基本頂以上的巖層進行簡化分析, 假定上煤層基本頂上部存在連續彎曲帶的m層巖層, 該部分巖層的體積表示為Vm, 如圖10所示。

圖10 極近距離煤層開采圍巖力學模型Fig.10 Mechanical model of surrounding rock for close-distance coal seam mining

式中,Si為巷道頂板采空區側支護阻力與實體煤幫支撐荷載之和;γi為覆巖平均容重(γm為m層巖層平均容重);qi為覆巖荷載;Vi為分區巖塊體積(Vm為m層巖層體積);Li為分區巖塊長度;d為巷道寬度;xi為實體煤幫承載范圍;θ為切頂角度;α為頂板垮落角度。

由式(3)可以明顯得出S1大于S2的荷載總值, 表明通過巷旁定向預裂切頂, 切斷了長懸臂V5,V6與巷道頂板之間的聯系, 變長懸臂結構為切頂短臂梁結構, 降低了覆巖傳遞荷載, 保證了巷道圍巖的安全穩定。

根據圖10(b)中極近距離煤層開采切頂成巷圍巖力學結構模型, 假設上覆荷載均勻分布, 下懸臂頂板承受上覆巖層自重、上煤層垮落矸石自重,建立了切頂短臂梁頂板簡化力學模型, 如圖11所示。

圖11 短臂梁頂板簡化力學模型Fig.11 Simplified mechanical model of short cantilever beam roof

根據極限平衡區理論, 實體煤應力平衡區寬度x1可根據下式計算

實體煤分布載荷σy可簡化為線性分布, 計算公式如下:

式中,x1為實體煤平衡區寬度;HM為煤層采高;A為側壓系數;k0為實體煤應力集中系數;H0為工作面埋深;c為煤層與頂底板巖層交界面的黏聚力;φ為巖層交界面的內摩擦角;pc為實體煤的支護強度。

做如下假設: 將頂板圍巖應力視為作用在冒落體周邊的分布荷載λ1q1, 其中λ1為采動影響系數, 取為1[40], 荷載方向垂直于破斷頂板, 切頂線與y軸方向的角度即切頂角度為θ。工作面開采后覆巖垮落矸石不斷充填采空區并與直接頂接觸, 矸石對切頂短臂梁的支撐力不斷發生變化。為體現出矸石幫對切頂短臂梁的支撐作用, 將碎脹矸石的支撐力設為λ2q2, 其中,λ2為碎脹矸石的支撐系數(0＜λ2＜1)[41], 支撐力的方向垂直于切頂預裂面。

(1)上覆巖層作用載荷(qn)1可通過式(6)計算:

式中,hi,γi,Ei分別為第i分層的厚度、容重、彈性模量, 其中i=n,n+1, …,m。

分別計算qm+1和qm層載荷, 直到滿足載荷值qm+1＜qm時, 則可認為第m+1分層頂板巖層為上覆巖層關鍵層。

(2)巷道采空區側切頂高度為H1, 巷道斷面寬度為d, 巷道采空區側頂板支護力為P, 假設作用點位于巷道采空區側邊緣位置。

以短臂梁頂板為研究對象, 對O點采用力學平衡法建立平衡方程:

由幾何關系可得

記基本頂側向頂板懸臂的極限彎矩為Mu, 其中Mu=k1σthi2/6,k1巖層的龜裂系數, 取值為0.25~0.75;σt為巖層抗拉強度, 合并式(7)~(9), 并化簡可得:

其中,

由式(10)可知, 對于極近距離工作面煤層層間距較小時, 下工作面垮落頂板的側向懸臂梁l的長度越大, 切頂時所需的巷旁支護阻力越大。

3 極近距離煤層開采數值模擬對比試驗

為驗證極近距離煤層開采無煤柱自成巷的控制優勢, 進一步研究采場位移分布與巷道圍巖應力變化規律, 以典型極近距離煤層—蘆家窯煤礦84206工作面為工程背景, 開展傳統開采方法與無煤柱切頂自成巷方法數值試驗對比研究, 明確極近距離煤層開采無煤柱自成巷控制機理。

3.1 工程背景

84206 工作面上部煤層分別為8418, 8420, 8422工作面, 上煤層從左向右依次開挖, 煤層厚度為6.5 m, 基本頂為11.2 m厚的中砂巖。上下煤層間距為5.4 m, 分別為2.8 m的泥巖和2.6 m的細砂巖, 屬典型極近距離煤層開采。84206工作面回風巷開展切頂成巷試驗, 巷道尺寸為5 200 mm×3 500 mm,自成巷作為84208工作面開采使用。工作面的具體布置和綜合柱狀圖如圖12所示, 地層巖性及物理參數見表1所示。

表1 地層巖性及物理力學參數Table 1 Formation lithology and physical and mechanical parameters

圖12 工作面現場地質情況Fig.12 On-site geological conditions at the working face

3.2 試驗方案

結合蘆家窯煤礦現場地質情況, 計算得到84206工作面頂板覆巖傳遞荷載為665.9 kPa, 煤層與頂底板巖層交界面的黏聚力c為0.1 MPa, 煤層與頂底板巖層交界面的內摩擦角為30°, 側壓系數為0.4, 應力集中系數為2, 實體煤幫的支護強度為0.12 MPa。代入式(4)計算可得, 實體幫應力極限平衡區的寬度x1=10.66 m, 巖層單位極限彎矩為Mu=4.508 MN; 代入式(10)計算得出, 巷道頂板采空區側支護阻力P≥568 5 kN/m。

結合84206現場地質條件及定向切頂原理, 對切頂關鍵參數及巷內支護進行了設計, 不同分區具體設計方案見表2。動壓擾動B區是切頂成巷最為關鍵區域, 因此, 在該區域對比優化了約束混凝土立柱間距, B區域方案設計示意如圖13所示。

表2 定向切頂與高強支護參數Table 2 Directional roof cutting and high-strength support parameters

圖13 現場支護方案設計Fig.13 Design drawing of on-site support schem e

3.3 模型體建立與監測方案

基于現場工程地質條件, 以B區域方案支護參數為例開展數值模擬分析, 建立模型尺寸為360 m×100 m(長×高), 模型體上表面施加荷載為2.32 MPa,模擬上覆巖層自重的影響, 模型體底部邊界垂直方向固定, 左右邊界水平方向固定, 并施加水平梯度荷載。模型體開挖次序為: 上層4–1號煤層開采→下煤層兩側巷道掘進, 其中右側巷道在工作面開采前, 分別開展定向切頂卸壓與未切頂卸壓對比→下層4–2號煤層開采。在模型體采場布置A1~An條監測線, 巷道圍巖布置F1~Fn, H1~Hn條監測線, 對工作面推采全過程中采場位移分布及巷道圍巖應力變化規律進行監測, 如圖14所示。

圖14 數值模型與監測方案示意Fig.14 Schematic diagram of numerical model and monitoring scheme

3.4 數值試驗結果分析

通過開展不同開采方法的對比模擬試驗, 本節對工作面全采場位移分布和巷道圍巖應力變化規律進行分析。

3.4.1 采場變形分析

傳統開采方法開采下部煤層后, 巷道頂板上方形成“長懸臂結構”, 側向懸臂結構未能充分垮落, 巷旁采空區一定范圍內形成空區, 這與上述理論分析中覆巖結構運移特征一致, 如圖15所示。采空區載荷通過巷旁懸臂結構傳遞至巷道頂板, 使得巷道圍巖出現應力集中現象, 頂板下沉量明顯增加, 頂板平均下沉量為637.15 mm。

圖15 傳統開采方法位移云圖Fig.15 Displacement cloud diagram of traditional mining methods

超前工作面實施預裂切頂后, 改變了頂板懸臂結構, 由頂板“長懸臂”結構變為了“短臂梁”結構, 采空區頂板沿著切頂面快速定向垮落, 層間巖體垮落碎脹后對采空區形成良好充填, 如圖16所示。表明通過定向切頂切斷了采空區頂板與巷道頂板之間的應力傳遞路徑, 一定程度上改善了巷道圍巖應力環境, 降低了巷道頂板下沉量, 頂板平均下沉量為186.25 mm, 相比傳統開采方法降低了70.8%, 如圖17所示。

圖16 定向切頂成巷位移云圖Fig.16 Displacement cloud diagram of automatically formed roadway by roof cutting

圖17 不同開采方法采場位移分布曲線Fig.17 Stope displacement distribution curves of different mining methods

3.4.2 圍巖應力分析

圖18(a)中巷道頂板應力選取F1~F8監測位置處的豎向應力, 圖18(b)中巷道實體幫應力選取H1~H13監測位置處的豎向應力。

圖18 巷道圍巖應力分析Fig.18 Stress analysis of roadway surrounding rock

(1)頂板應力變化規律分析, 下工作面煤層開采后, 不同開采方法頂板應力曲線整體呈先增大后減小最終趨于平緩的變化規律, 如圖18(a)所示。采用定向切頂后, 巷道頂板平均應力為0.47 MPa, 相比傳統開采方法降低了59.8%。表明采用頂板預裂爆破后, 切斷采空區與巷道頂板的應力傳遞, 一定程度上減小了巷道所需的支護阻力。

(2)實體幫側向壓力變化規律分析, 兩種開采方法實體幫側向壓力曲線變化規律均為側向壓力達到峰值后逐漸降低并趨于平緩。巷道頂板實施定向切頂后, 實體幫側向壓力峰值得到了降低, 相比傳統開采方法降低了12.0%, 表明定向切頂一定程度上降低了巷道圍巖應力集中。巷道頂板與實體幫應力模擬結果表明, 通過主動改變頂板懸臂結構, 提高了巷道圍巖應力釋放效果, 降低了頂板應力集中程度, 保證了巷道圍巖穩定性。

4 現場應用

在理論與數值試驗指導下, 為驗證極近距離煤層開采定向切頂–約束高強支護控制方法的有效性,結合現場工程地質條件與室內力學試驗參數, 設計計算了巷道采空區側高強支護及切頂關鍵參數, 并在84206工作面切頂成巷試驗段進行現場應用。

4.1 現場監測布置

為了評價分析新技術應用效果, 在成巷試驗段不同位置布置監測測站, 開展了定向切頂–約束高強支護聯合方式下的圍巖變形及支護體受力監測,如圖19所示。

圖19 實時監測系統Fig.19 Real-time monitoring system diagram

a)圍巖變形收斂量監測: 沿著巷道走向方向,每隔50 m布置一組圍巖變形監測點, 分析不同分區巷道頂底收斂量的變化規律。并對比分析立柱排距為1 000 mm和800 mm時巷道圍巖的變形規律。

b)約束混凝土立柱受力監測: 現場在采空側立柱頂部放置壓力盒, 隨著工作面的不斷推進, 實時采集巷旁約束混凝土立柱壓力盒的數據。

c)工作面液壓支架受力監測: 沿著工作面傾向每隔10臺液壓支架記錄一組壓力表數據。同時, 隨著工作面的推進, 分別記錄兩端頭10號(非切頂側)、140號(切頂側)的液壓支架壓力表數據。

4.2 監測結果分析

(1)圍巖變形收斂量分析

隨著工作面煤層的不斷開采, 巷道圍巖經歷變形快速下沉階段、變形趨緩階段、變形穩定階段,如圖20所示。對應工作面從動壓擾動B區過渡到成巷穩定C區, 巷道圍巖變形逐漸趨于穩定。當立柱排距為1 000 mm時, 現場監測該區域巷道頂底板移近量最大為308 mm, 兩幫最大變形量為470 mm;立柱排距為800 mm時, 巷道頂底板移近量最大為265 mm, 兩幫最大變形量為371 mm。并與數值模擬結果進行對比, 由分析結果可知, 頂底移近量和兩幫變形量差異率分別為8.6%和14.8%。

圖20 不同區域圍巖收斂量對比Fig.20 Deformation curves of surrounding rock in different areas

(2)約束混凝土立柱受力分析

切頂自成巷段采空區側約束混凝土立柱受力曲線如圖21(a)所示, 沿走向單位巷道斷面支護體所受總承載力曲線如圖21(b)所示。約束混凝土受力呈先增大后趨于平緩的變化趨勢, 滯后工作面0~24 m范圍內巷道頂板發生旋轉下沉變形, 采空區側頂板下沉明顯。此時, 約束混凝土立柱受力迅速增加。滯后工作面40 m后, 巷道頂板下沉變形趨于穩定, 約束混凝土立柱受力逐漸平穩, 其中立柱受力最大為5 084 kN, 與理論計算所需支護阻力的差異率為15.3%, 單位巷道支護體總承載力為6 063 kN。

圖21 支護體受力曲線Fig.21 Resistance curve of support body

(3)工作面液壓支架受力分析

根據礦壓監測數據結果分析, 繪制了工作面液壓支架壓力值和工作面兩端頭液壓支架隨煤層推采的平均壓力變化曲線, 如圖22所示。

圖22 液壓支架壓力平均值統計Fig.22 Statistics of average pressure of hydraulic supports

液壓支架壓力整體呈工作面中部大, 兩端小的分布規律, 切頂側工作面液壓支架壓力為25.7 MPa,相比于未切頂側降低了6.9%。隨著工作面的不斷推進, 切頂側的液壓支架最大壓力、平均壓力分別為20.7, 15.9 MPa, 相比未切頂側分別降低了28.9%,29.3%, 非切頂側支架壓力曲線波動明顯, 而切頂側支架壓力曲線變化平緩, 表明采用定向切頂提高了工作面端頭圍巖應力釋放程度, 降低了液壓支架載荷擾動影響。

現場應用定向切頂–約束高強控制無煤柱自成巷方法后, 巷道圍巖變形量及支護體受力滿足安全生產要求, 切頂成巷效果如圖23所示。

圖23 現場切頂成巷效果Fig.23 Roadway formation effect by roof cutting

5 結 論

(1)提出了極近距離條件下巷道定向切頂–約束高強控制無煤柱自成巷方法。該方法通過定向切頂主動改變頂板巖層結構, 形成切頂短臂梁結構。采空區頂板定向垮落碎脹充填, 降低覆巖旋轉下沉變形。結合約束高強混凝土立柱加強巷道頂板支護, 保證采礦過程中極近距離巷道頂板的安全穩定控制。

(2)建立了極近距離煤層群開采覆巖結構模型,計算了下煤層切頂自成巷巷旁支護阻力。以典型極近距離煤層為工程背景, 開展了不同開采方法的數值試驗對比研究, 分析了全采場位移分布與巷道圍巖應力變化規律, 明確了極近距離煤層開采無煤柱自成巷控制機理。

(3)基于圍巖結構力學分析與數值模擬, 提出了極近距離條件下巷道定向切頂–約束高強支護無煤柱自成巷現場關鍵參數設計方法, 并在現場進行了成功應用, 應用結果表明采用新方法后, 提高了巷道圍巖應力釋放程度, 有效控制了巷道圍巖變形,巷道頂底板移近量最大為265 mm, 立柱支護受力最大為5 084 kN。驗證了巷道頂板定向切頂–約束高強支護對巷道圍巖穩定性控制的優勢。