深部高强锚注切顶自成巷方法与验证

2021-03-24蒋振华何满潮李术才

煤炭学报 2021年2期

王琦，张朋,3，蒋振华,3，何满潮，李术才，王悦,3，江贝

(1.山东大学岩土与结构工程研究中心，山东济南 250061; 2.中国矿业大学(北京) 深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，北京 100083; 3.山东天勤工程科技有限公司，山东菏泽 274700)

煤炭在我国一次能源消费中占主体地位。传统长壁开采方法，回采1个工作面，需掘进2条巷道并留设1个区段保护煤柱，上覆岩层回转变形导致煤柱处应力集中，极易出现围岩大变形、支护构件破断失效等现象，危及安全生产。同时留设的煤柱无法采出，造成资源浪费[1-3]。

针对上述问题，何满潮等[4]提出了切顶卸压无煤柱自成巷开采技术，通过顶板定向预裂切缝，切断采空区与巷道顶板间矿山压力传递，采空区顶板岩层在自重及矿山压力作用下垮落，形成矸石巷帮，从而实现切顶卸压自动成巷。众多学者对切顶卸压无煤柱自成巷技术进行了大量研究[5-13]:在理论分析方面，王亚军等[5]运用能量理论与位移变分方法分析了切顶卸压自成巷顶板变形规律及其影响因素，提出了顶板切缝高度的设计方法；马新根等[6]建立了力学模型，计算分析了切顶卸压自成巷顶板变形规律及巷道控制要求。在数值模拟方面，孙晓明等[7]通过分析薄煤层工作面回采过程中顶板受力状态，确定了薄煤层切顶卸压自成巷关键参数。TAO Zhigang等[8]利用数值模拟软件研究了切顶卸压自成巷“短梁”的应力分布规律。在现场试验方面，WANG Qi[9]、朱珍[10]等对不同地质条件下切顶卸压自成巷关键技术进行了工程试验，有效控制了围岩变形，取得了良好的成巷效果。上述学者通过理论分析、数值模拟、现场试验等方法研究了切顶卸压自成巷技术，有力推动了该技术在浅部煤矿的应用。

随着浅部煤炭资源的日益枯竭，煤炭开采逐渐向深部发展，高地应力、极软岩、断层破碎带等复杂地质条件增多，巷道围岩破碎，控制困难，顶板垮落等安全事故频发[14-17]。为解决上述问题，众多学者进行了大量研究[18-29]。WANG Qi等[18-19]建立了锚注围岩界面抗剪强度理论公式，并结合工程现场提出了锚注破碎围岩与浆液有效扩散范围的确定方法。周波等[20]通过数值模拟与现场试验验证了锚注支护可有效提高断层破碎带煤巷围岩承载和抗变形能力。江贝等[21]通过现场试验揭示了不同锚注参数对围岩和支护体系的影响规律。

基于此，笔者分析了深部采区传统沿空掘巷围岩变形破坏机制，结合切顶卸压自成巷开采技术与锚注支护技术提出了深部高强锚注切顶自成巷方法，开展了高强锚注切顶自成巷与沿空掘巷的数值对比试验和地质力学模型试验，明确了2种开采方法下巷道围岩控制机制和矿压变化规律，提出了相应的工程建议，并在现场成功应用。

1 深部巷道变形破坏分析

1.1 工程概况

孙村煤矿位于山东省泰安市，最大开采深度为1 501 m，最大地应力为37.9 MPa，为我国开采深度最大的矿井。

该矿2采区2号煤平均煤层厚2.5 m，直接顶为2.5 m粉砂岩，基本顶为7.0 m砂岩，直接底为3.0 m细粒砂岩，基本底为3.0 m粉砂岩，如图1所示，主要岩层的物理力学参数见表1。巷道采用传统留小煤柱沿空掘巷的方法，煤柱宽5 m，巷道净高2.5 m，净宽3.8 m。顶板采用锚索+锚杆的支护方式，锚索型号为φ22 mm×5 000 mm，锚杆型号为φ20 mm×2 800 mm;两帮采用锚杆支护，型号为φ20 mm×2 000 mm。锚杆(索)间排距均为1 000 mm×800 mm。

图1 工作面概况Fig.1 Working face situation

表1 岩体物理力学参数Table 1 Physical and mechanical parameters of rock mass

受高地应力与开挖扰动影响，使用上述传统巷道掘进与支护方法的巷道围岩极为破碎，变形量大，网兜与锚杆(索)破断现象严重，冒顶事故时有发生，如图2所示。

图2 巷道的变形破坏Fig.2 Deformation and failure of the roadway

1.2 巷道监测与破坏机制分析

为明确该巷道的变形破坏机制，选取其典型断面监测围岩收敛变形、支护构件受力与顶板松动破碎范围。顶底移近量、两帮收敛量与锚杆(索)受力监测结果如图3所示。顶板中部与左右两侧各施打1个6 m钻孔，利用钻孔窥视仪对钻孔内围岩进行探测，根据探测结果将顶板围岩分为强度劣化区、强度恢复区和原岩强度区，其中窥视钻孔中黑色填充为裂隙分布区域，白色为完整区域，具体分区如图4所示。

图3 典型断面收敛变形与支护构件受力Fig.3 Convergence deformation of typical section and stress of supporting members

图4 巷道顶板分区Fig.4 Roof division of the roadway

由图3,4分析可知:

(1)从巷道掘进期间到回采期间，巷道收敛变形持续增加。开挖30 d内巷道表面位移增速快;第30～60天巷道表面位移增速减缓。变形整体呈现出“顶底移近量>两帮收敛量”的特征，顶底移近量达62.1 cm，两帮收敛量达57.2 cm。

(2)锚杆安装后，其受力先增大后减小，最终趋于稳定。安装15 d内锚杆受力迅速升高，最大达到152.2 kN;第15～25天，锚杆受力开始下降;33 d后锚杆受力基本不变，为103.5 kN左右。锚索受力一直呈上升趋势，第60天锚索受力达371.1 kN，该类锚索极限破断力为411 kN，强度使用率达到90.3%。

(3)巷道顶板内部整体松动破坏范围大，围岩强度减弱明显。其中，强度劣化区在0～3.1 m，围岩十分破碎，裂隙极其发育，强度劣化严重;强度恢复区在3.1～4.9 m，岩体较完整，存在少量微裂隙;原岩强度区范围在4.9 m以外，围岩完整，无明显裂隙。

根据上述监测结果，分析巷道变形破坏的主要原因为:① 受大埋深和开挖扰动的影响，巷道处在高地应力环境中，传统的留煤柱沿空掘巷方法，无法有效释放高应力，煤柱处应力集中，使得原本破碎的煤柱产生更大的变形破坏;② 巷道采用锚索+锚杆的支护形式，锚杆大部分处在强度劣化区内，难以发挥支护作用，锚索受力过大，接近极限破断力，安全储备低。在该种支护条件下，围岩松动劣化范围进一步扩大，巷道围岩大变形现象愈发严重，顶板控制更加困难。

2 深部巷道控制机制数值对比试验

矿山压力是导致上述问题发生的主要根源，切顶卸压自成巷技术作为一种新型的煤矿开采方法，可有效释放围岩应力，在浅部煤矿中得到了大量应用。但在深部高应力顶板破碎巷道中的适应性，仍需要进一步研究。本节以2215工作面为研究对象系统开展深部高应力沿空掘巷与切顶自成巷对比以及切顶自成巷自身对比两大类数值试验。

2.1 方案设计

沿空掘巷与切顶自成巷对比方案包括A类方案(不同煤柱宽度)、B类方案(不同地应力);切顶自成巷自身对比方案包括C类方案(不同顶板围岩强度)、D类方案(不同切顶高度)。A～D类方案均以现场巷道断面尺寸、原始锚网支护为不变量，依次以煤柱宽度、地应力大小、顶板围岩强度、切顶高度为变量，固定另外3个变量进行模拟，具体方案如下:

A类方案(不同煤柱宽度对比方案)。该类方案主要对比沿空掘巷不同煤柱宽度和切顶无煤柱等条件下巷道围岩变形和应力变化规律，以煤柱宽度为变量，编号分别为Ai，其中i=1～5，分别对应煤柱宽度为3，5，8，15，0 m，其中A1～A4方案代表沿空掘巷方案，A5方案代表切顶自成巷方案，切顶高度为8 m，具体方案见表2。

表2 煤柱宽度对比方案Table 2 Comparison scheme of coal pillar width

B类方案(不同地应力对比方案):该类方案主要对比不同地应力条件下留煤柱沿空掘巷和切顶自成巷的围岩变形和应力变化规律，以地应力大小为变量，编号分别为Bj，j=1～10。其中j=1～5分别对应沿空掘巷(该矿现场5 m煤柱方案，A2方案)条件下地应力等级为0.75，1.00，1.25，1.50，1.75;j=6～10分别对应切顶无煤柱自成巷(A5方案)条件下地应力等级为0.75,1.0,1.25,1.50,1.75，具体方案见表3。

表3 不同地应力对比方案Table 3 Comparison scheme of in-situ stress level

C类方案(不同顶板围岩强度对比方案):该类方案主要模拟注浆对巷道顶板围岩的加固作用，通过顶板围岩强度系数的增加模拟围岩强度的提高，以巷道顶板围岩强度为变量，编号分别为Ck，其中,k=1～5，分别对应顶板围岩强度系数为1.0，1.1，1.2，1.3，1.4，具体方案见表4。

表4 顶板围岩强度对比方案Table 4 Comparison scheme of surrounding rock strength

D类方案(不同切顶高度对比方案):该类方案主要针对切顶自成巷核心参数—切顶高度进行模拟分析，以切顶高度为变量，编号分别为Dl，其中l=1～5，分别对应切顶高度为4,6,8,10,12 m，具体方案见表5。

表5 切顶高度对比方案Table 5 Comparison scheme of roof cutting height

2.2 模型建立与监测方案

根据现场地质情况，利用FLAC3D数值软件进行数值计算，模型尺寸为280 m×70 m×70 m(宽×高×厚)，模型体底部边界垂直方向固定，左右边界水平方向固定，X,Y方向应力为23.4 MPa，Z方向应力为19.4 MPa，上方施加18.4 MPa的补偿应力，模拟上覆岩层自重的影响，模型体各岩层物理力学参数与现场一致，模型体如图5所示。

图5 模型体与边界条件示意Fig.5 Diagram of model body and boundary conditions

在距模型前表面35 m处设置监测断面，其中巷道顶板和实体煤帮的监测点编号分别为Rm-n,Sm-n(m=1或2，分别代表沿空掘巷和切顶自成巷;n为测点编号)，各监测点具体布设方式和位置如图5,6所示。

图6 数值模拟监测方案Fig.6 Monitoring scheme of numerical simulation

2.3 评价指标的建立

为更好地分析不同方案巷道围岩应力变化规律与控制机制，建立侧向支承压力提升率δSuv、顶板应力释放率δRuv-r和围岩变形控制率ηDuv等定量评价指标。

(1)侧向支承压力提升率δSuv，即巷道开挖稳定后煤柱帮与实体煤帮侧向支承压力比原岩应力增大的百分比，计算公式为

(1)

其中,δSuv为uv方案中巷道侧向支承压力提升率，表示uv方案巷道侧向支承压力相对于原岩应力的提高程度，δSuv越高，代表巷道煤柱帮与实体煤帮应力集中程度越大。其中，u为不同方案编号，u为A～D，分别代表设计的4类方案，v为不同方案的子方案，A,C,D类方案v=1～5，B类方案v=1～10。以δSA1为例，表示A1方案侧向支承压力提升率。Suv-max为uv方案巷道的侧向支承压力峰值，MPa;Suv-ini为uv方案巷道的原岩应力，MPa。

(2)顶板应力释放率δRuv-r，即巷道开挖稳定后顶板应力比原岩应力降低的百分比，计算公式为

(2)

式中,δRuv-r为uv方案中巷道顶板第r测点顶板应力释放率，表示uv方案中巷道顶板第r测点顶板应力相对于原岩应力减小程度，δRuv-r越高，代表巷道顶板该处卸压效果越好;r为巷道顶板上部测点，r=1～9;Ruv-r为uv方案巷道顶板第r测点处的顶板应力，MPa。

(3)围岩变形控制率ηDuv，即巷道开挖稳定后顶板变形量比同类方案顶板最大变形量减小的百分比，计算公式为

(3)

式中,ηDuv为uv方案巷道围岩变形控制率，表示uv方案相对于u方案中巷道顶板变形量最大的子方案巷道围岩变形控制提高程度，ηDuv越高，代表巷道围岩控制效果越明显;Duv为uv方案巷道顶板变形量，mm;Dumax为u方案中所有子方案巷道顶板最大变形量，mm。

2.4 结果分析

2.4.1不同煤柱宽度对比(A类)方案结果分析

此类方案(A1～A5)以煤柱宽度为变量进行对比分析，各方案煤柱和实体煤帮侧向支承压力变化曲线如图7所示，巷道顶板应力变化曲线如图8所示。为综合对比分析各方案巷道围岩应力变化和变形控制规律，对各评价指标进行汇总，如图9所示，图9中顶板应力释放率选取巷道顶板3,7测点作为顶板浅部和深部典型代表点进行评价。

图7 不同煤柱宽度的侧向支承压力变化曲线Fig.7 Variation of side abutment pressure with different coal pillar width

图8 不同煤柱宽度的巷道顶板应力变化曲线Fig.8 Variation of roof stress with different coal pillar width

图9 不同煤柱宽度的定量评价指标Fig.9 Quantitative evaluation indexes of different coal pillar width

(1)侧向支承压力对比分析。

① 沿空掘巷方案压力峰值特征分析:随着煤柱宽度的增大，巷道左侧煤柱帮和右侧实体煤帮在向深部发展的过程中，侧向支承压力整体呈现先增大后减小的“非对称”特征。在煤柱宽度为3～5 m时，侧向支承压力峰值位于实体煤侧;在煤柱宽度为8～15 m时，侧向支承压力峰值转移至煤柱侧。

② 切顶自成巷与沿空掘巷压力峰值对比分析:沿空掘巷方案(A1～A4)实体煤帮侧向支承压力提升率平均值为58.0%，最大峰值为33 MPa，各方案压力峰值均距离巷道实体煤帮表面3 m左右;切顶自成巷方案(A5)实体煤帮侧向支承压力提升率为36.2%，峰值为27.2 MPa，压力峰值距离巷道实体煤帮表面6 m左右。以上结果表明，切顶卸压可有效减小巷道实体煤帮侧向支承压力峰值，并使其向深部转移。

(2)顶板卸压效果对比分析。

① 切顶自成巷与沿空掘巷顶板卸压区域对比分析:A1～A5各方案巷道顶板距离巷道表面越远，顶板应力越大，应力变化越趋近于稳定。沿空掘巷方案(A1～A4)顶板应力在距离巷道表面6 m左右时基本趋于原岩应力;切顶自成巷方案(A5)顶板应力在距离巷道表面12 m时仍未达到原岩应力。这表明切顶卸压可使得巷道顶板上方产生更大的卸压区，巷道顶板围岩更易控制。

② 切顶自成巷与沿空掘巷顶板卸压程度对比分析:沿空掘巷方案(A1～A4)顶板应力释放率平均值和切顶自成巷方案(A5)顶板应力释放率在顶板浅部3测点处分别为16.2%，65.2%，在顶板深部7测点处分别为3.6%,22.3%，后者相同位置测点处的应力释放率明显高于前者。这表明在切顶作用下，顶板应力得到有效释放，且距离巷道表面越近，顶板卸压效果越明显。

(3)围岩变形控制对比分析。

① 沿空掘巷方案围岩变形控制特征:在煤柱宽度为3～15 m时，围岩变形控制率分别为0，39.3%，29.1%，18.5%，呈现“5 m煤柱方案>8 m煤柱方案>15 m煤柱方案>3 m煤柱方案”的特征。

② 切顶自成巷与沿空掘巷围岩变形控制效果对比分析:沿空掘巷方案(A1～A4)围岩变形控制率平均值与切顶自成巷方案(A5)围岩变形控制率分别为21.7%，51.7%，后者明显高于前者。这表明顶板预裂切缝切断了采空区与巷道顶板间的应力传递，使得巷道处于应力降低区，巷道围岩变形得到有效控制。

综合A类方案分析可知,与沿空掘巷相比，切顶自成巷通过预裂切顶使得顶板形成更大的卸压区，实体煤帮侧向支承压力降低，峰值向深部转移，巷道顶板围岩更易控制，实体煤帮更加稳定。

图10 不同地应力条件的侧向支承压力变化曲线Fig.10 Variation of side abutment pressure with different in-situ stress level

2.4.2不同地应力对比(B类)方案结果分析

此类方案(B1～B10)以地应力大小为变量进行对比分析，沿空掘巷方案(B1～B5)与切顶自成巷方案(B6～B10)实体煤帮侧向支承压力变化曲线如图10所示。沿空掘巷方案与切顶自成巷方案巷道顶板应力变化曲线如图11所示。为综合对比分析各方案巷道围岩应力变化和变形控制规律，对各评价指标进行汇总，如图12所示，图12中顶板应力释放率选取巷道顶板3,7测点作为顶板浅部和深部典型代表点进行评价。

图11 不同地应力条件的巷道顶板应力变化曲线Fig.11 Variation of roof stress with different in-situ stress level

图12 不同地应力条件的定量评价指标Fig.12 Quantitative evaluation indexes of different in-situ stress level

(1)侧向支承压力对比分析。

① 切顶自成巷和沿空掘巷压力峰值对比分析:随着地应力的增大，各方案的实体煤帮侧向支承压力峰值均逐渐增大，但峰值距实体煤帮表面距离相对固定。当地应力等级提高到1.75时，沿空掘巷和切顶自成巷实体煤帮侧向支承压力提升率分别为21.2%，10.3%，距离巷道实体煤帮表面分别为3，6 m。这表明在高地应力环境下，切顶自成巷实体煤帮侧向支承压力峰值低于沿空掘巷实体煤帮侧向支承压力峰值，且峰值距离巷道实体煤帮表面更远。

② 切顶自成巷压力峰值分析:随着地应力的增大，切顶自成巷实体煤帮侧向支承压力提升率逐渐减小。地应力等级从0.75提升到1.75时，实体煤帮侧向支承压力提升率从56.3%降低到10.3%。这表明地应力越大，切顶自成巷实体煤帮侧向支承压力峰值较原岩应力提升越小。

(2)顶板卸压效果对比分析。

① 切顶自成巷与沿空掘巷卸压效果对比分析:随着地应力的增大，切顶自成巷与沿空掘巷顶板应力均不同程度增大。当地应力等级提高到1.75时，切顶自成巷和沿空掘巷顶板应力释放率在顶板浅部3测点处分别为73.5%，33.8%，在顶板深部7测点处分别为40.3%，11.7%。以上结果表明，在高地应力环境下，切顶自成巷在顶板相同位置处的应力释放率明显高于沿空掘巷，顶板卸压效果更好，围岩更加稳定。

② 切顶自成巷卸压效果分析:随着地应力的增大，切顶自成巷的顶板应力释放率逐渐增大。切顶自成巷各方案(B6～B10)中，顶板应力释放率在浅部3测点处从55.1%增大到73.5%，在顶板深部7测点处从7.8%增大到40.3%。这表明地应力越大，切顶自成巷顶板应力释放程度越高，卸压越明显。

(3)围岩变形控制对比分析。

随着地应力的增大，切顶自成巷围岩变形控制率逐渐减小。切顶自成巷各方案(B6～B10)围岩变形控制率分别为54.2%，41.6%，31.7%，24.4%，0。这表明在高地应力环境下，巷道围岩控制困难，为保证巷道围岩稳定，在切顶卸压的同时需提高巷道支护强度或围岩自身承载能力。

综合B类方案分析可知,在不同地应力条件下，切顶自成巷实体煤帮侧向支承压力峰值和顶板应力均低于沿空掘巷。同时地应力越高，切顶自成巷实体煤帮侧向支承压力峰值较原岩应力提升越小，顶板应力释放程度越高，卸压越明显。

2.4.3不同顶板围岩强度对比(C类)方案结果分析

此类方案(C1～C5)以顶板围岩强度为变量进行对比分析，各方案巷道实体煤帮侧向支承压力变化曲线如图13所示，巷道顶板应力变化曲线如图14所示。为综合对比分析各方案巷道围岩应力变化和变形控制规律，对各评价指标进行汇总，如图15所示，图15中顶板应力释放率选取巷道顶板3,7测点作为顶板浅部和深部典型代表点进行评价。

图13 不同顶板围岩强度的侧向支承压力变化曲线Fig.13 Variation of side abutment pressure with different surrounding rock strength

图14 不同顶板围岩强度的巷道顶板应力变化曲线Fig.14 Variation of roof stress with different surrounding rock strength

图15 不同顶板围岩强度的定量评价指标Fig.15 Quantitative evaluation indexes of different surrou- nding rock strength

(1)侧向支承压力对比分析。

在顶板围岩强度系数为1.0～1.4时，切顶自成巷方案(C1～C5)实体煤帮侧向支承压力提升率分别为24.2%,25.4%,28.1%,29.2%,29.3%，差别较小。同时各方案实体煤帮侧向支承压力峰值距离巷道实体煤帮表面均为6 m左右。这表明巷道顶板一定范围内提高围岩强度对实体煤帮侧向支承压力的变化影响较小。

(2)顶板卸压效果对比分析。

在顶板围岩强度系数为1.0～1.4时，切顶自成巷顶板浅部3测点处顶板应力释放率最大为65.1%，最小为57.8%;顶板深部7测点处顶板应力释放率最大为18.2%，最小为10.9%，巷道顶板相同位置处卸压效果差别不大。这表明巷道顶板一定范围内提高围岩强度对顶板围岩应力的变化影响较小。

(3)围岩变形控制对比分析。

顶板围岩强度系数从1.0增加到1.4时，切顶自成巷围岩变形控制率从0提高到55.6%，围岩控制效果越来越好。这表明巷道顶板一定范围内提高围岩强度可有效控制巷道围岩变形，维持巷道稳定。

综合C类方案分析可知,提高巷道顶板围岩强度，可有效控制巷道围岩变形，但对于巷道顶板应力与侧向支承压力的变化影响较小。

图16 不同切顶高度条件的侧向支承压力变化曲线Fig.16 Variation of side abutment pressure with different roof cutting height

2.4.4不同切顶高度对比(D类)方案结果分析

此类方案(D1～D5)以切顶高度为变量进行对比分析，各方案巷道实体煤帮侧向支承压力变化曲线如图16所示，巷道顶板应力变化曲线如图17所示。为综合对比分析各方案巷道围岩应力变化和变形控制规律，对各评价指标进行汇总，如图18所示，图18中顶板应力释放率选取巷道顶板3,7测点作为顶板浅部和深部典型代表点进行评价。

图17 不同切顶高度条件的巷道顶板应力变化曲线Fig.17 Variation of roof stress with different roof cutting height

图18 不同切顶高度条件的定量评价指标Fig.18 Quantitative evaluation indexes of different cutting height

(1)侧向支承压力对比分析。

在切顶高度为4～12 m时，切顶自成巷实体煤帮侧向支承压力提升率分别为56.2%,46.4%,36.1%,32.9%,30.8%。在切顶高度为4～8 m时，实体煤帮侧向支承压力峰值不断减小，峰值从距离巷道实体煤帮表面3 m左右转移至6 m左右;在切顶高度为8～12 m时，实体煤帮侧向支承压力峰值大小接近，峰值均距离巷道实体煤帮表面6 m左右。以上结果表明，随着切顶高度的增大，实体煤帮侧向支承压力峰值不断降低并逐渐向深部转移，在切顶高度超过8 m后，实体煤帮侧向支承压力峰值变化不明显。

(2)顶板卸压效果对比分析。

切顶高度从4 m增大到8 m时，切顶自成巷顶板浅部3测点顶板应力释放率从52.5%提高到64.5%，深部7测点顶板应力释放率从11.2%提高到22.6%。切顶高度从8 m增大到12 m时，顶板浅部3测点和深部7测点顶板应力释放率增加不明显。这表明切顶高度越大，顶板围岩卸压效果越好，切顶高度达到一定限值后，顶板围岩卸压效果提升不明显。

(3)围岩变形控制对比分析。

在切顶高度为4～12 m时，切顶自成巷围岩变形控制率分别为0,28.4%,43.9%,50.2%,54.1%。切顶高度越大，切顶自成巷围岩变形控制率越高，但切顶高度超过8 m后，围岩控制效果提升不明显。这表明在切顶高度为4,6 m时，切落的采空区顶板未能完全充填采空区;在切顶高度超过8 m后，切落的采空区顶板能够充分充填采空区，巷道顶板得到有效的支撑。

综合D类方案分析可知,随着切顶高度的增大，切顶自成巷实体煤帮侧向支承压力、顶板应力和围岩变形量均不断减小，但切顶高度超过一定限值后，围岩卸压和控制效果提升不再明显。

3 深部高强锚注切顶自成巷方法

上述研究验证了深部高应力环境下应用切顶卸压与顶板破碎巷道利用高强锚注的合理性和有效性。为解决深部高应力顶板破碎巷道的控制难题，减少巷道掘进量，实现无煤柱安全开采。笔者在前人研究基础[4-9]上，提出了深部高强锚注切顶自成巷方法，如图19所示。

图19 深部高强锚注切顶自成巷方法Fig.19 Automatic roadway formation method by roof cutting with high strength bolt-grouting in deep coal mine

深部高强锚注切顶自成巷方法的核心包括顶板高强锚注和切顶卸压。一方面利用高强锚注提高巷道顶板完整性，另一方面利用顶板预裂切缝切断采空区与巷道顶板间应力传递，使巷道处于应力降低区。利用该方法开采支护设计时，其工艺流程如图20所示。

图20 深部高强锚注切顶自成巷工艺流程Fig.20 Construction process flow of automatically formed roadway by roof cutting with high strength bolt-grouting in deep coal mine

具体技术原理与工艺如下:

(1)采用高强高预应力注浆锚索对巷道顶板进行锚注支护。一方面利用高压注浆，大范围充填围岩内部裂隙，提高顶板完整性，同时提高周围锚杆的锚固性能，发挥锚杆与锚索的协同支护作用和围岩的自承能力;另一方面注浆锚索锚固到原岩强度区，发挥了其高强高预应力优势，使得加固围岩内部存在较大的压应力，有效提高了破碎注浆岩体的整体强度。

(2)在巷道沿空侧和实体煤侧架设液压支柱护顶，配合高强锚注技术加强顶板支护，实现刚性顶板效应，以保证在后期自成巷形成期间，顶板垮落导致切缝面产生巨大摩擦力作用时巷道顶板的安全稳定。

(3)回采期间，在超前采煤工作面一段距离，对巷道采空区侧顶板进行定向预裂切缝，切断采空区顶板与巷道顶板之间的应力传递，并利用工字钢(或约束混凝土)+挡矸金属网进行护帮支护。

(4)随着工作面的推进，采空区顶板在自重及矿山压力作用下沿切缝面垮落，利用垮落矸石的碎胀特性，充填采空区。

(5)在挡矸支护作用下，巷道沿空侧形成矸石巷帮，实现自动成巷，待矸石巷帮压实后，利用高分子材料进行封闭。

4 高强锚注切顶自成巷模型试验

为深入研究深部高强锚注切顶自成巷方法，本文以2采区2215工作面为研究对象，开展地质力学模型试验，设计切顶自成巷与沿空掘巷2种方案，对比分析巷道围岩变形与矿压变化规律。

4.1 模型试验系统

模型试验系统整体尺寸为5 200 mm×4 250 mm×2 700 mm(宽×高×厚)，可组合拼装对不同尺寸的模型体进行加载试验，最大荷载集度为2 MPa。笔者利用该试验系统对尺寸为2 400 mm×2 400 mm×500 mm(宽×高×厚)的模型体进行试验，模型试验系统主体结构如图21所示。

图21 模型试验装置与模型体尺寸Fig.21 Model test device and model size

4.2 相似比尺与模型参数

通过模型试验装置尺寸与现场地层条件，确定几何相似比尺Cg=1∶30，容重相似比尺Cγ=1∶1.5，应力相似比尺Cσ=CgCγ=1∶45。利用相似理论[30-32]得到其他参数的相似比尺:Cε=1,Cφ=1,Cμ=1,Cσ=CE=Cc。式中,g代表几何尺寸;γ代表容重;σ代表应力;ε代表应变;φ代表内摩擦角;μ代表泊松比;E代表弹性模量;c代表黏聚力。

根据上述几何相似比尺与巷道断面尺寸，设计切顶自成巷与沿空掘巷对比试验的模型尺寸如图21所示。

模型中切顶自成巷尺寸为127 mm×83 mm，顶板切缝高度为267 mm，模拟实际切缝高度8 m，切缝角度为20°，采用预埋云母片的方式模拟切缝。沿空掘巷留设煤柱尺寸为167 mm，模拟实际沿空掘巷留设5 m煤柱，巷道尺寸与切顶自成巷一致。

4.3 模型试验方案

4.3.1加载与开挖方案

利用模型加载装置对模型上表面和左右侧面进行不同应力水平加载。通过现场实测地应力和相似比尺，确定模型表面需要施加的荷载集度为水平方向σH=0.52 MPa，竖直方向σV=0.43 MPa。

模拟巷道开挖次序为:右侧切顶自成巷→中间工作面→左侧沿空掘巷，沿工作面走向按照A→B～K→L的顺序开挖，具体开挖方案如图22所示。

图22 模型试验方案示意Fig.22 Diagram of model test scheme

(1)右侧切顶自成巷分A1～A10十步开挖，每步进尺为50 mm。

(2)中间开采工作面分By～Ky(y=1～8)十组开挖，每一组即为一刀煤，每刀煤(分8块)进尺为50 mm，沿工作面走向迂回式开挖。

(3)左侧沿空掘巷分L1～L10十步开挖，其开挖方式同切顶自成巷。

为模拟下个工作面采动时对上述沿空掘巷和切顶自成巷的影响，对开挖完成后的模型体进行超载试验。研究表明，煤炭开采引起采空区上覆岩层垮落，对巷道煤壁附近岩层应力的影响可达原岩应力的2～3倍[33]，本文选取2.5倍的超载系数模拟二次采动影响。

4.3.2监测方案

在距模型体前表面300 mm处设置监测断面，布设2个监测区(监测区Ⅰ和监测区Ⅱ)对2条巷道围岩应力和位移进行监测，其中巷道顶板、肩部和实体煤帮监测点编号分别为Rm-n,Am-n,Sm-n(m=1,2，分别代表沿空掘巷和切顶自成巷;n代表测点编号)，各监测点具体布设方式和位置如图22,23所示。同时，在模型试验装置正前方布置数字照相监测设备，对模型表面进行位移监测。

图23 监测方案示意Fig.23 Diagram of monitoring scheme

4.4 试验过程与结果分析

4.4.1试验过程

按照上述开挖方案对模型体进行了开挖，如图24所示。首先开挖右侧切顶自成巷，开挖完成后继续开挖工作面。待工作面开挖完成，采空区顶板沿切缝面充分垮落后，进行左侧沿空掘巷开挖。整体开挖结束后，开展超载试验。通过布设的监测元件对试验过程中巷道围岩应力与位移进行持续监测。

图24 模型试验开挖过程Fig.24 Excavation process of model test

4.4.2结果分析

对巷道开挖和超载试验的监测数据进行分析，得出切顶自成巷与沿空掘巷断面收敛变形、围岩应力与顶板内部位移对比曲线，如图25～27所示。

图25 切顶自成巷与沿空掘巷断面收敛变形对比曲线Fig.25 Comparison curves of convergence deformation

图26 切顶自成巷与沿空掘巷围岩应力对比曲线Fig.26 Comparison curves of surrounding rock stress

图27 切顶自成巷与沿空掘巷顶板内部位移对比Fig.27 Comparison of roof internal displacement

(1)巷道断面收敛变形监测结果分析。对比分析切顶自成巷开挖期间(A1～A10)与沿空掘巷开挖期间(L1～L10)的断面收敛变形曲线(图25)可知:① 随着巷道开挖进尺的增加，切顶自成巷和沿空掘巷顶底移近量均先增加后趋于稳定。在开挖进尺为0～100 mm时，顶底移近量增速较缓;在开挖进尺为100～200 mm时，顶底移近量增速加快;在开挖进尺超过200 mm后，顶底移近量增速减缓并趋于稳定，稳定后切顶自成巷顶底移近量为4.6 mm，沿空掘巷顶底移近量为7.7 mm，较前者高出67.4%。② 巷道开挖时，切顶自成巷和沿空掘巷两帮收敛量均先增加后趋于稳定。切顶自成巷在开挖200 mm以后，两帮收敛量逐渐趋于稳定，稳定后为3.1 mm;沿空掘巷在开挖250 mm以后，两帮收敛量逐渐趋于稳定，稳定后为6.7 mm，较前者高出116.1%。

对上述结果分析可知,沿空掘巷煤柱处应力集中，顶底移近量和两帮收敛量大，巷道围岩控制困难，不利于巷道稳定。

(2)巷道围岩应力监测结果分析。对比分析模型体整体开挖完成后切顶自成巷与沿空掘巷的围岩应力分布曲线(图26)可知:① 切顶自成巷与沿空掘巷顶板应力对比分析。2类巷道顶板距离巷道表面越远，顶板应力越大，并逐渐趋向于原岩应力。在监测范围内，沿空掘巷顶板应力在距离巷道表面0.25 m(R1-5)时最大，为0.38 MPa;在距离巷道表面0.05 m(R1-1)时最小，为0.32 MPa。切顶自成巷顶板应力在距离巷道表面0.25 m(R2-5)时最大，为0.27 MPa;在距离巷道表面0.05 m(R2-1)时最小，为0.12 MPa。在顶板相同位置，切顶自成巷各测点处顶板应力均低于沿空掘巷。这表明顶板预裂切缝有效切断了巷道顶板与采空区间的应力传递，顶板卸压效果好。② 切顶自成巷与沿空掘巷肩部应力对比分析。沿空掘巷肩部应力在距离巷道表面0.1 m(A1-2)时达到峰值，应力峰值为0.63 MPa。切顶自成巷肩部应力在距离巷道表面0.15 m(A2-3)时达到峰值，应力峰值为0.55 MPa，峰值较前者降低12.7%。这表明通过切顶卸压作用可使肩部应力峰值降低，并向深部转移。③ 切顶自成巷与沿空掘巷实体煤帮侧向支承压力对比分析。沿空掘巷侧向支承压力峰值在距离实体煤帮表面0.05 m(S1-1)时达到峰值，为1.12 MPa。切顶自成巷侧向支承压力峰值距离实体煤帮表面0.1 m(S2-2)时达到峰值，为0.85 MPa，峰值较前者降低24.1%。这表明通过切顶卸压作用可使实体煤帮侧向支承压力峰值降低，并向深部转移。

对上述结果分析可知,顶板预裂切缝有效切断了巷道顶板与采空区之间的应力传递，顶板应力、肩部应力和实体煤帮侧向支承压力均不同程度降低，且肩部和实体煤帮应力峰值距离巷道表面远，巷道围岩易于控制。

(3)巷道顶板内部位移监测结果分析。对比分析超载结束后切顶自成巷与沿空掘巷的顶板内部位移曲线(图27)可知：① 切顶自成巷与沿空掘巷顶板内部位移对比分析。切顶自成巷与沿空掘巷顶板距离巷道表面0.05 m(R2-1和R1-1)时，内部位移最大，分别为4.1mm 和7.8 mm，前者较后者减小了47.4%。这表明在二次采动影响下，切顶自成巷顶板内部位移小于沿空掘巷，围岩控制效果更好。② 切顶自成巷顶板内部位移分析。切顶自成巷顶板在距离巷道表面0.05～0.25 m时，各测点顶板内部位移分别为4.1,3.2,2.9,2.7,2.4 mm，顶板内部位移整体较小，且随深度增加逐渐变小，这表明巷道顶板卸压效果和围岩变形控制效果明显。

对上述结果分析可知,切顶自成巷采空区顶板垮落形成矸石巷帮，对自成巷顶板起到了很好的支撑作用，巷道围岩变形得到有效控制，满足为下一工作面继续服务的要求。

5 工程建议与现场应用

5.1 工程建议

(1)巷道顶板围岩完整性和力学性质对巷道支护设计影响显著，巷道支护前应对顶板进行探测分区。

(2)根据巷道顶板分区结果进行分类支护，若顶板围岩破碎，强度劣化区范围大，建议采用以高预应力注浆锚索为核心的高强锚注支护，注浆锚索应锚固到完整岩层1 m以上。

(3)预裂切顶可有效降低巷道顶板围岩应力，有利于维护巷道稳定，针对深部顶板破碎巷道，应优先采用高强锚注切顶自成巷方法。

(4)设计切顶高度时，应综合考虑卸压效果和施工成本、施工难度、施工效率之间的关系，合理选择切顶高度。

5.2 现场设计与应用

孙村煤矿2215工作面为典型深部高应力回采工作面，地质情况与前文1.1节所示2采区一致。为避免巷道出现大变形、冒顶等现象，节约煤柱资源，在该工作面运输巷应用高强锚注切顶自成巷方法。根据前文研究结论与工程建议，进行了高强锚注切顶自成巷支护参数设计。监测结果表明现场原岩强度区范围在4.9 m以外，注浆有效扩散范围为800 mm左右，注浆锚索应锚固到完整岩层1 m以上，且保留0.2 m的外露长度进行注浆和预紧张拉。注浆锚索设计参数为直径22 mm，长度6 200 mm，间排距1 000 mm×800 mm。顶板围岩卸压效果随着切顶高度的增大而逐渐提升，切顶高度超过8 m后，卸压效果提升不明显，综合考虑卸压效果与施工效率之间的关系，设计切顶高度为8 m。巷道顶板围岩破碎，为避免爆破扰动与顶板垮落时切顶面处摩擦力对注浆锚索和顶板锚注围岩产生影响，切顶角度设计为20°。同时，切缝侧和实体煤侧架设液压支柱进行控顶护帮支护，排距为800 mm，两帮采用φ20 mm×2 000 mm锚杆支护。现场应用效果如图28所示。

图28 现场施工与应用效果Fig.28 Field construction and application effect

在高强锚注切顶自成巷典型位置布设监测断面，监测巷道围岩表面位移和顶板内部位移。顶板中部安装2个顶板离层仪，深基点分别为8,6 m，浅基点分别为4,2 m，巷道顶底移近量、两帮收敛量与顶板内部位移监测结果如图29所示。

图29 巷道内部位移与表面位移曲线Fig.29 Curves of roadway internal and surface displacement

对巷道表面位移与内部位移分析可知:

(1)随着工作面的推进，巷道顶板内部位移先增大后趋于稳定。滞后工作面42～52 m时，受基本顶回转变形的影响，2,4,6,8 m测点位移发生突增;之后矸石巷帮逐渐被压实，上述内部测点位移基本趋于稳定，稳定时浅部2 m测点位移为23.1 mm，深部8 m测点位移为30.6 mm，顶板内部位移整体较小。

(2)随着工作面的推进，巷道表面位移先增大后趋于稳定。滞后工作面0～45 m时，受切落顶板下沉与基本顶回转变形影响，围岩变形速率较快;滞后工作面45～120 m时，垮落形成的矸石巷帮逐渐被压实，围岩变形趋缓，最终趋于稳定。稳定后顶底移近量为126 mm，两帮收敛量为67 mm，巷道围岩得到有效控制，满足现场安全需求。