回采巷道非對稱底鼓機制與切槽卸壓控制技術

中圖分類號：TD353 文獻標志碼：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，回采巷道是井下運輸通風及行人的關鍵通道[1-2]。近年來，隨著煤炭開采向深部延伸，巷道圍巖應力環境愈發復雜，底鼓災害頻發，成為制約煤礦高效開采的突出難題[3-4]。尤其對于處于實體煤及小煤柱中間的回采巷道，受兩側非對稱支承壓力、小煤柱塑性變形及底板巖層軟弱等多重因素影響，底鼓問題更為嚴峻，傳統支護技術難以實現有效控制[5-6]

巷道底鼓的形成是圍巖應力重分布、巖體力學性質劣化及工程擾動共同作用的結果[7]。國內外學者圍繞巷道底鼓機制與控制開展了大量研究，早期研究多基于彈性力學與塑性力學理論，建立巷道圍巖應力分析模型，揭示底鼓與應力集中的關聯[8-9]。近年來，隨著數值模擬技術與監測手段的發展，研究逐漸轉向多因素耦合作用下的底鼓演化規律[10-11]。華心祝等[12]針對切頂留巷后巷道受二次采動影響底鼓嚴重問題，構建了底板梁力學模型，針對性提出“頂底互控、幫角加固、底板強化”方案，現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重問題，提出采用“反底拱 + 錨索支護”方案進行現場治理，效果顯著。丁維波等[14]針對特厚煤層巷道底鼓嚴重問題，通過現場觀測、理論分析得出底鼓機理，提出切槽卸壓方案，為解決類似巷道底鼓嚴重問題提供一定參考。張道兵等[15]針對高地應力碉室底鼓嚴重難題，通過普氏壓力拱理論得出底鼓機理，揭示了各參數對現場破壞的影響，為現場支護設計提供一定依據。馬文濤等[16針對高應力巷道底板受沖擊導致失穩問題，提出分步、分源多層次全結構防治方法，現場效果顯著。楊鴻智[17]針對沿空留巷底鼓難治理問題，提出頂板區域卸壓及圍巖強化協同控制方案，現場取得顯著效果。目前對實體煤-小煤柱間巷道的非對稱底鼓機制的研究尚不系統，尤其小煤柱承載特性與兩側應力差異對底板變形的耦合作用機制仍需深入探究。

本文以實體煤及小煤柱中間的回采巷道為研究對象，分析應力分布特征，揭示非對稱底鼓形成機制，通過數值模擬優化底鼓治理方案參數，結合現場試驗，系統研究巷道底鼓力學特性并提出相應切槽卸壓控制技術。

1.1工作面概況

某礦3107工作面位于3-1煤11采區3104工作面采空區北側，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 。東側為3-1煤南翼大巷，南側為3104采空區，西側為3102工作面采空區（間隔 425m， ，北側為未開采區域。3107工作面部分區域位于2201采空區下方（現場采取過相應措施，對目標巷道幾乎無影響），3107工作面位置如圖1所示。

煤層直接頂以灰色粉砂巖、砂質泥巖為主，巖性較致密，粉砂巖平均厚度為 2.26m ，砂質泥巖平均厚度為 2.66m ?；卷敒榧毩Ｉ皫r，呈巨厚層狀、堅硬特征，平均厚度達 10.16m ，屬于厚硬頂板。3-1煤層底板以灰色泥質砂巖、細粒砂巖為主，巖性較致密，泥質砂巖平均厚度為 10.25m ，細粒砂巖平均厚度為27.96m 。煤層頂底板巖性如圖2所示。

回風巷（正掘）為沿3-1煤底板掘進、留頂煤的全煤巷道，巷道斷面尺寸為 6.0m×4.0m （寬 × 高）。實體煤側與小煤柱側分別采用“錨桿 + 錨索 + 金屬網”聯合支護，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，日均進尺 10m 以上，具有堅硬頂板特征。同時，回采過程中易受采動影響產生應力集中，礦壓顯現劇烈，導致現場底鼓劇烈。現場破壞特征如圖3所示。

由圖3可知，巷道出現不同底鼓特征：

1）拉伸破壞。巷道實體煤幫與圍巖界面出現拉伸裂縫，延伸至煤體深部。該現象由兩部分應力共同作用導致： ① 采動引起的實體煤側集中應力向底板傳遞水平擠壓應力。 ② 覆巖破斷結構對實體煤幫產生水平拉拽作用，致使界面產生拉裂破壞。

2）底板裂隙。底板巖石在水平擠壓應力主導下，內部裂隙發育，破碎程度加劇，實體煤側應力集中進一步加劇了裂隙擴展。為進一步分析底鼓破壞原因，對3107回風巷進行力學分析。

2底鼓力學特性理論分析

切。破斷后易形成“鉸接巖塊”結構，但穩定性依賴煤柱的實時支撐能力。上位關鍵層跨度大，煤柱支撐作用通過下位巖層“傳遞”，影響范圍更廣但更間接。煤柱長期穩定性影響上位關鍵層的“拱腳”支撐基礎。若破斷步距長，則受采動影響滯后，對煤柱的“區域性支撐效應”更敏感。其破斷后形成的結構具有更強的自穩性，但一旦失穩，影響范圍波及整個采區甚至地表。故下位關鍵層依賴煤柱的“點支撐”抑制局部破斷，上位關鍵層依賴煤柱群的“面支撐”維持整體結構穩定?；夭蛇^程中覆巖破斷結構力學計算模型如圖4所示。

工作面回采后，覆巖發生破斷，其結構形態呈現一定規律?；夭沙跗?，直接頂首先垮落，形成不規則碎脹堆積體。隨著開采推進，基本頂達到極限跨距后初次破斷，工作面上方形成類似拱形結構。隨后基本頂周期性破斷，覆巖逐漸形成“砌體梁”結構，破斷巖塊相互鉸接，保持一定的穩定性。這些巖塊共同構成覆巖破斷后的空間結構形態。

2.1覆巖破斷形態

2.2承載結構力學分析

煤柱支撐可減小下位關鍵層懸頂長度，降低破斷時的沖擊載荷，但煤柱失穩會導致下位關鍵層提前破斷，引發局部來壓顯現加劇。若破斷步距較短，則受采動影響迅速，與煤柱的“接觸式支撐”關系密

2.2.1上位關鍵層作用力

由結構力學[18]可知，上覆巖土層破斷后對關鍵塊B的載荷為

P₁=γ₅H₁L₁K₅

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

上位關鍵層關鍵塊B自重載荷為

P_B=γ₄h₄L₁

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

由砌體梁理論和上位關鍵層“鉸接巖梁”結構作用特征[19-20]可得

式中： Q₁ 為“鉸接巖梁”結構對下部巖層作用力， kN i₁ 為上位關鍵層關鍵塊B的塊度， m;θ_A 為關鍵塊B的回轉角， （^°） 。

2.2.2 下位關鍵層結構作用力

下位關鍵層所受載荷 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 為關鍵塊E的長度， m 。

上覆巖土層對下位關鍵層傳遞的載荷為

P₂=Q₁+P_C

下位關鍵層關鍵塊E自重為

P_E=γ₂h₂L₂

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

根據幾何關系得出臺階高度：

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； h₁ 為直接頂厚度，m; θ_Al 為關鍵塊E的回轉角度， （^°） 。

由文獻[14]可得

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

根據結構力學平衡式得

式中 F_x，F_y 分別為“臺階巖梁”結構關鍵塊E所受合力在 x 軸、 y 軸上的分量， kN 。

聯立式（8）、式（9）可得“臺階巖梁”結構對直接頂的作用力：

2.2.3 區段煤柱載荷

區段煤柱載荷指煤礦開采過程中，相鄰2個采煤工作面之間的煤柱（即區段煤柱）所承受的垂直方向應力或載荷，是衡量煤柱穩定性和承載能力的關鍵參數，主要由上覆結構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 。

工作面回采區段煤柱承受載荷為

P_Z=Q₂+P₃

假設巖層無顯著原生裂隙、夾層或構造擾動，物理力學性質均勻，由極限平衡理論可知，頂板巖梁斷裂點可視為應力峰值點。由于煤柱邊緣已發生塑性破壞，形成“塑性區 + 彈性核”結構，此時承載能力大幅度減弱。為簡化計算，設定煤柱處于彈性變形階段（承擔上覆巖層載荷），同時，將區段煤柱載荷視為均布載荷，則有

式中： 為巷道區段煤柱側應力， MPa;L 為區段煤柱寬度， m;x₀ 為煤柱塑性區寬度， m

由現場監測可知實體煤側集中應力為

P_s=K_sγH

式中： K_s 為應力集中系數； γ 為實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特征分析

底鼓現象是影響巷道正常使用與安全的關鍵因素。對于非對稱回采巷道而言，其底鼓問題更為復雜，涉及多種因素的相互作用。非對稱回采巷道底鼓力學特征受地質條件、巷道布置、支護結構及開采擾動等多因素綜合影響。地質條件方面，軟弱底板巖層的巖性、巖體節理裂隙發育程度、地下水活動導致的巖石軟化等均會削弱底板承載能力。巷道布置上，非對稱斷面形狀、巷道軸向與巖層走向夾角、相鄰采空區非對稱分布會造成應力分布不均，引發局部應力集中。支護結構若存在非對稱支護強度不足、底板支護薄弱等問題，無法有效約束底板變形。開采擾動中，工作面推進產生的超前支承壓力、采動應力重新分布，尤其是非對稱采動影響會加劇底板的非對稱變形，最終致使底鼓呈現出非對稱特征，表現為底板一側變形量顯著大于另一側、底鼓形態不規則等。

3107工作面由于回采導致小煤柱側及實體煤側應力分布不均，呈現出非對稱底鼓狀態?，F場調查發現底鼓主要源于實體煤側。工作面回采巷道圍巖以泥巖為主，存在遇水膨脹且強度變弱的特性，故回采巷道底鼓主要是由兩幫非對稱集中應力及底板軟弱導致，底板受力不均，最終導致非對稱底鼓。根據理論分析及現場調查得出巷道兩側煤體受力特征，建立巷道非對稱底鼓力學計算模型，如圖5所示。

考慮巷道應力集中及底板軟弱特征，運用修正系數 δ. ，借助滑移線理論對其底鼓機理展開研究。底板破壞可分為3個區：主動應力區I、應力過渡區Ⅱ和被動應力區III?；诨凭€理論[22]，主動應力區平均應力為

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

應力過渡區是巖體力學行為的關鍵轉換帶，兩幫應力呈現“垂直向下 $$ 垂直向上”轉變特征，故該區呈現非均勻應力狀態。由此可得應力過渡區平均應力：

被動應力區為底鼓量大小的主要控制區，呈現均勻應力：

根據底板破壞滑移線分布特征，得出3個區的應力大小關系為

P_Igt;P_IIgt;P_III

由式（18）可得，以兩幫載荷為基準線，距兩幫載荷底板區域越近，底板應力集中程度越大，這與現場調查的底鼓變形結果吻合。

根據滑移線理論及小煤柱側、實體煤側對巷道的應力作用，得到巷道底鼓發生破壞的臨界判定

條件：

根據巖層破壞深度力學計算模型，得到底板巖層破壞深度：

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

此時，巷內底板沿巷道斷面的最大寬度為

式中 x_d 為巷幫峰值應力影響范圍，取 20m ○

為便于計算，按照現場條件對參數進行賦值，具體見表1。

經計算，巷道底板最大破壞深度為 2.04m ，表明在兩幫集中應力作用下，巷道底板巖體的潛在失穩深度為 2.04m ○

4切槽卸壓

根據巷道底板最大破壞深度，提出采用切槽卸壓方式進行現場治理。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，將淺部高應力向卸壓槽外側的深部巖體轉移，同時為淺部圍巖提供變形釋放空間，減少應力集中和變形能積累，從而有效抑制底鼓的發生[23]。

根據現場地質條件及巖層物理力學參數，建立相應模型。為便于計算，設計模型尺寸為 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。實體煤側底鼓嚴重，因此在距實體煤幫部 0.3m 處開挖卸壓槽，弱化底角圍巖控制。為得出現場最佳參數，統一控制深度為 2m 寬度設置為 0.4～0.8m ○

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

切槽卸壓后底板位移分布云圖如圖7所示。可看出未切槽時巷道位移大，橙色、紅色區域廣，變形顯著。切槽后位移逐步改善，切槽寬度為0.5， 0.6m 時，巷道周邊藍綠等低位移色占比高，位移集中區明顯縮小，圍巖變形控制效果好。切槽寬度為 0.4m 時，位移改善幅度小于切槽寬度為0.5， 0.6m 時，仍有一定位移集中；切槽寬度為 0.7，0.8m 時，位移抑制效果不突出，甚至因切槽過度可能引發新變形風險?？紤]現場施工問題，切槽寬度為 0.5m 時對巷道位移控制效果最佳，可有效減小圍巖變形，維護巷道穩定性。

5 工業性試驗

由模擬分析結果可知，卸壓槽尺寸 2.0m×0.55m （深度 × 寬度）為最優方案。切槽卸壓完成后，約7d左右對切槽處進行回填處理，最終表面均采用混凝土澆筑。為驗證模擬結果，在現場選取 60m 底鼓嚴重區域進行工業性試驗，對現場切槽后與未切槽巷道底鼓量進行對比，實測數據如圖8所示。可看出未切槽卸壓處70d底鼓量達 669mm ，呈直線上升趨勢，而切槽卸壓區域底鼓量趨于穩定（ 33.5mm） ，且幾乎無持續上升趨勢。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結論

1）根據覆巖破斷形態及承載結構力學分析，揭示了非對稱回采巷道底鼓機理，并計算出試驗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場進行底鼓治理，通過在巷道底板切割具有一定深度和寬度的槽體，將淺部高應力向卸壓槽外側的深部巖體轉移，同時為淺部圍巖提供變形釋放空間，減少應力集中和變形能積累，從而有效抑制底鼓的發生。基于理論計算，運用數值模擬得出現場切槽卸壓最佳參數為深度

2.0m 、寬度 0.55m 。

3）現場工業性試驗結果表明，切槽卸壓處較未切槽卸壓處底鼓量下降了 94.99% ，驗證了切槽卸壓可以有效解決現場底鼓難題。研究結果可為埋深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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