厚硬頂板懸頂致災機理及切頂控制技術研究

關鍵詞：厚硬頂板；長壁工作面；側向懸頂；致災機理；煤柱應力；切頂位置；水壓致裂；切頂卸壓

中圖分類號：TD322 文獻標志碼：A

0引言

厚硬頂板下的長壁工作面占據我國煤炭地下開采工作面的30% 以上[1-2]，這種工況在我國山西大同礦區更為普遍。厚硬頂板具有強度高、完整性好的特點，煤炭采出后，厚硬頂板難以及時垮落，形成長度較大的懸頂，懸頂內部儲存較高的彈性能[3-5]。工作面回采期間，在超前支承壓力與側向支承壓力的疊加作用下，采空區大面積懸頂導致區段煤柱應力集中顯著，懸頂內部積聚的能量在破斷后急劇釋放，極易造成沖擊地壓、煤與瓦斯突出或臨空巷道大變形失穩等強動壓現象[6-8]，嚴重制約工作面安全高效生產。

許多學者采用不同的研究手段對厚硬頂板破斷機理、應力分布及能量釋放規律及其控制措施展開研究。在厚硬懸頂致災機理方面，康紅普等[8]深入剖析了厚硬頂板破斷過程中應力分布特征、能量釋放變化規律。劉泉聲等[9]揭示了厚硬懸頂在不同條件下的破壞模式與失穩機制。趙善坤[10]建立了巷道上部厚硬頂板不同斷裂位置與結構整體失穩載荷的力學模型，揭示了厚硬頂板斷裂位置與結構整體失穩載荷之間的相互關系。在厚硬頂板切頂卸壓控制方面，黃炳香等[11-12]運用綜合研究手段揭示了厚硬頂板水力裂縫擴展的機理，提出了堅硬頂板水壓致裂控制理論與成套技術框架。于斌等[13]建立了大采高工作面堅硬頂板力學模型，提出了地面鉆井壓裂采場礦壓控制的措施。何春光等[14]通過建立數值計算模型，綜合分析了切頂角度、高度、炮孔藥量及間距等爆破關鍵參數對切頂卸壓效果的影響，并提出了合理的切頂卸壓參數。解嘉豪等[15]模擬了頂板預裂爆破后臨空巷道側向頂板的結構變化規律，建立力學模型確定了爆破前后煤柱應力分布演化曲線。

以上研究為厚硬側向懸頂下臨空巷道圍巖大變形控制提供了理論基礎及指導依據。本文在現有研究成果的基礎上，以大同煤礦集團有限責任公司馬脊梁煤礦3810 工作面運輸巷為工程背景，采用理論分析及數值模擬相結合的研究手段，分析了厚硬頂板側向懸頂長度、切頂位置對煤柱應力分布規律及巷道圍巖變形破壞特征，揭示了厚硬懸頂致災及切頂卸壓控制機理，確定了3810 工作面運輸巷采空區側厚硬懸頂切頂方案并展開工程實踐。

1工程地質概況

1.1工作面條件

馬脊梁煤礦目前主要開采3 號煤層。3 號煤層厚度為5.0～8.10 m，平均厚度為7.2 m，煤層傾角為0～5°，平均傾角為2.5°，屬于近水平煤層。目前正在回采3810 工作面，與之相鄰的3808 工作面已經回采完畢。3810 工作面走向長度為2 040 m，工作面長度為260 m，地面標高為1 310～1 426 m，井下標高為895～927 m，平均埋深為460 m，采用綜采放頂煤開采工藝。3810 回采巷道沿煤層底板布置，保護煤柱寬度為30 m，工作面布置如圖1 所示。

3號煤層直接頂為碳質泥巖，厚度為2.4 m，基本頂為堅硬的砂礫巖，厚度為9.8 m，工作面回采后難以垮落，煤巖層綜合柱狀圖如圖2 所示。

1.2巷道支護設計

3810 運輸巷掘進斷面為矩形，長5 400 mm，寬3 700 mm。巷道頂板采用錨桿索及工字鋼托梁支護，兩幫采用錨桿及W 型鋼帶，配合金屬網聯合支護。底板采用C25 混凝土硬化，澆筑厚度為200 mm，掘進斷面支護設計如圖3 所示。頂板錨桿采用?22 mm×2 500 mm 左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，間排距為800 mm×800 mm， 配合使用W 型鋼帶， 規格為5 100 mm×280 mm×3 mm。頂板錨索采用?21.8 mm×8 000 mm 預應力鋼絞線， 間排距為1 600 mm×1 600 mm，配合使用工字鋼托梁支護，11 號工字鋼梁長度為4 200 mm。巷道采煤幫錨桿采用?22 mm×2 200 mm 玻璃鋼錨桿， 煤柱幫錨桿采用?22 mm×2 200 mm 左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，兩幫錨桿間排距為900 mm×800 mm。

1.3 3810運輸巷變形特征

在3810 工作面回采過程中，對巷道兩幫煤體采用直徑為106 mm、間距為1 000 mm 的大直徑鉆孔進行卸壓后，巷道仍產生不同程度的收斂大變形，如圖4 所示。

由圖4 可看出，在距工作面90 m 左右時，3810運輸巷圍巖變形開始緩慢上升；在距離工作面20 m 左右時，受工作面超前支承壓力的影響，圍巖變形快速增加。工作面推進至監測站位置時，煤柱幫最大變形量為590 mm，采煤幫最大變形量為448 mm，頂板最大下沉量為406 mm。受厚硬側向懸頂的影響，巷道煤柱幫變形較大，底板破裂、鼓起特征顯著。

1.4厚硬側向懸頂致災機理

根據相關研究成果，厚硬側向懸頂對臨空巷道的擾動致災機理如圖5 所示。可看出3810 工作面回采期間，基本頂產生“O?X”周期性破斷，擾動煤柱上方頂板結構，在超前支承應力與側向支承應力的疊加擾動下，厚硬頂板產生破斷、急劇回轉下沉，煤柱兩側淺部煤體結構劣化，3810運輸巷圍巖高應力集中顯著。在巷道兩端壓模效應下，厚硬頂板承擔的載荷促使巷道底板巖體發生塑性流動，導致巷道底鼓嚴重[16]。因此，在工作面回采時，需提前采取主動控制措施降低厚硬頂板的側向懸臂長度，降低煤柱側向支承應力集中程度，優化下一工作面臨空回采巷道圍巖應力環境，提高其圍巖穩定性，確保礦井安全高效生產。

2厚硬側向懸頂切頂卸壓合理位置

合理的切頂位置是保證切頂卸壓成功的關鍵。厚硬頂板在采空區斷裂時，大面積頂板的突然垮落容易形成沖擊載荷，引發動力災害或瓦斯突出等安全事故。研究表明，厚硬懸頂在煤柱上方合適位置斷裂時[10]，破斷巖塊回轉過程中不會對煤柱產生較大的沖擊，整體滑落至采空區并穩定后，在頂板應力卸除的同時，還能與采空區矸石進一步承載上覆巖層重量。另外，厚硬懸頂在上覆載荷作用下彎曲下沉，產生彎矩，且在彎矩最大處，巖體內部水平拉應力最大，可有效增加切頂控制效果[12]。

2.1側向懸頂力學模型

根據厚硬側向懸頂受力特征，將側向懸頂簡化為二維平面應變問題，假定厚硬頂板為受上覆巖層壓力的彈性巖梁，煤體為彈性地基，建立懸頂結構力學模型，如圖6 所示。考慮到厚硬懸頂內部的拉應力與給定位置的彎矩成正比，以厚硬側向懸頂彎矩為判定指標，確定合理的切頂卸壓位置（拉應力最大）。其中Q'為斷裂巖塊對厚硬頂板的剪力；N'為斷裂巖塊對厚硬頂板的水平推力；p_c 為厚硬懸頂上覆巖層的均布載荷；L 為厚硬懸頂梁長度；Q₀ 為截面剪力；M₀ 為截面彎矩；N 為厚硬頂板在任意截面的水平推力；q₀ 為原巖應力，q₀=γH，γ 為上覆巖層平均容重，H 為厚硬頂板上覆巖層厚度；b 為垂直應力峰值位置距原巖應力位置的距離；q₁ 為峰值應力，q₁=kq₀，k 為應力集中系數。

2.3切頂位置影響因素分析

由式（8）、式（9）可知，合理的切頂位置與厚硬懸臂梁長度L、厚硬頂板厚度h、彈性模量E、彈性地基墊層系數C 等密切相關。利用單一控制變量法，對厚硬懸頂合理切頂位置的關鍵影響因素進行分析，結果如圖7 示。

由圖7 可看出：① 彈性地基墊層系數C 隨著厚硬懸頂長度L 的增加而減小，導致厚硬頂板上覆載荷及其彎矩增大，從而使厚硬頂板的合理切頂位置x0 更靠近于煤柱采空區側。② 隨著厚硬頂板厚度h、彈性模量E 的增加，合理切頂位置x0 向煤柱深處轉移。這是由于頂板的剛度和抗彎剛度隨著厚硬頂板厚度及彈性模量的增加而增大，從而使厚硬頂板彎矩最大的位置向煤柱巷道側轉移。

3厚硬頂板切頂卸壓控制機理

建立UDEC 數值計算模型，進一步分析懸頂長度對30 m 煤柱應力的影響規律及切頂前后3810 運輸巷圍巖變形控制效果，揭示厚硬懸頂切頂卸壓控制機理。

3.1數值計算模型

根據3810工作面實際地質條件， 建立UDEC數值計算模型，如圖8（a）所示。模型尺寸為200 m×110 m（長×高）。模型底部及左右邊界采用固定位移邊界。數值計算模型頂部邊界施加10.0 MPa 均布載荷，模擬上覆巖層自重。為精確捕捉煤巖體破裂微觀特征及其力學行為，采用平均塊體邊長為0.2/0.3 m的泰森多邊形對30 m 煤柱及3810 運輸巷附近的塊體進行隨機劃分，其他區域采用長寬比不等的常規矩形塊體劃分。為弱化模型邊界效應的影響，模型右邊界距3810 運輸巷采煤幫的距離為60 m。模型塊體均采用彈性材料，所有接觸的破壞符合摩爾?庫侖破壞準則。模型中塊體及接觸參數見表1。懸頂長度及切頂位置模擬方案如圖8（b）所示。

3.2頂板結構及煤柱破壞特征

數值模擬反演得到的不同懸頂長度及懸頂不同切頂位置下，采空區側厚硬頂板結構演化規律、煤柱采空區側的變形破壞特征如圖9 所示。

由圖9 可看出：① 隨著厚硬懸頂長度的增加，上覆巖層載荷的從屬區域擴大，厚硬頂板的彎曲變形程度增加；煤柱壓縮變形程度增大，破碎煤體向采空區懸頂下方涌出的自由空間體積增大，破碎煤體發生持續的塑性流動，導致煤柱破裂范圍向巷道側延伸。② 當厚硬懸頂長度為20 m 時，煤柱最大破壞深度可達11.8 m，占煤柱總長度的39.3%，煤柱采空區側壓縮變形特征顯著； 當厚硬懸頂長度為10 m時，煤柱最大破壞深度降至8.6 m，占煤柱總寬度的28.7%；懸頂長度減小至5 m 時，煤柱最大破壞深度僅為4.6 m，占煤柱總寬度的15.3%，煤柱在寬度方向上存在較大的完整區域， 具備良好的承載性能。③ 厚硬懸頂長度為10 m 時，當切頂位置內錯煤柱4 m 時，煤柱最大破壞范圍不再改變，破斷后的巖塊持續壓縮下方破碎煤體，緩慢下沉至穩定狀態；隨著切頂位置內錯煤柱距離的增加，斷裂巖塊上覆巖層載荷的從屬區域擴大，煤柱破壞范圍繼續增加；切頂位置內錯煤柱18 m 時，煤柱最大破壞深度增加至16.1 m，占煤柱寬度的53.7%，這對煤柱及運輸巷的穩定非常不利。

3.3煤柱應力演化及分布特征

通過提取煤柱高度中部垂直應力測線監測數據，得到不同懸頂長度及切頂位置下，煤柱垂直應力分布特征，如圖10所示。

由圖10可看出：① 隨著厚硬懸頂長度的增加，煤柱采空區側垂直應力峰值增加，應力峰值位置向3810運輸巷側轉移，這與煤柱的破壞范圍密切相關；隨著懸頂長度增加，懸頂施加給煤柱的載荷增大，破碎的煤體殘余承載效果差，煤柱有效承載寬度減小，煤柱采空區側垂直應力峰值向巷道側轉移。② 當懸頂長度為20 m 時，煤柱側向支承應力峰值為57.04 MPa，峰值距煤柱采空區側距離為11.5 m；隨著懸頂長度減小，上覆巖層通過懸頂施加給煤柱的載荷減小，煤柱應力峰值降低，煤柱有效承載寬度增加，應力峰值位置也逐漸向煤柱采空區側轉移；當懸頂長度為5 m時，垂直應力峰值位置距煤柱采空區側的距離僅為4.95 m。③ 隨著切頂位置內錯煤柱距離的增加，煤柱垂直應力峰值及峰值距采空區的距離也逐漸增加，這是由于切頂位置內錯煤柱距離的增加導致斷裂巖塊承擔載荷面積增加。當切頂位置內錯煤柱4 m時，煤柱采空區側垂直應力峰值為34.5 MPa，巷道側垂直應力峰值為14.2 MPa，相對于懸頂長度10 m 狀態下，應力峰值分別降低15.2，2.9 MPa，說明合理的切頂位置能夠有效降低煤柱側向應力的集中程度，改善臨空巷道圍巖應力環境。

3.4巷道變形破壞控制效果

不同懸頂長度及切頂位置時3810 運輸巷圍巖變形破壞特征如圖11 所示。可看出：① 與煤柱破壞深度隨懸頂長度增加的變化規律一致，懸頂長度越大、斷裂位置距3810 運輸巷越近，厚硬懸頂斷裂產生的動載及向底板傳遞的載荷對巷道的擾動影響更加嚴重。② 當懸頂長度為20 m 時，巷道頂板最大破壞深度可達4.1 m，兩幫破碎深度分別為2.9 m（煤柱幫）、3.4 m（采煤幫），超出錨桿錨固范圍；底板最大破壞深度為3.2 m；巷道圍巖淺部破碎巖體向巷道內涌出，失穩大變形特征顯著；隨著懸頂長度的減小，3810 運輸巷破壞范圍逐漸減小；當懸頂長度為5 m 時，頂板最大破壞深度僅為1.8 m，降低幅度為56.1%（相對于懸頂20 m） ，兩幫最大破碎深度分別降低48.2%（煤柱幫） 、5.9%（采煤幫） 。③ 當切頂位置內錯煤柱4 m 時，巷道圍巖并未出現明顯的貫通裂隙，僅在淺部發生非貫通性破壞； 頂板最大破壞深度僅為0.9 m，而兩幫最大破碎深度分別為1.1 m（煤柱幫）和0.8 m（采煤幫）；隨著切頂位置內錯煤柱距離的逐漸增大，3810 運輸巷的變形受到懸頂斷裂產生的擾動載荷及煤體應力集中的影響，圍巖變形破裂范圍逐漸擴大；在切頂位置內錯煤柱達到18 m 時，巷道圍巖失穩大變形現象變得尤為嚴重。

3.5懸頂切頂卸壓控制機理

基于理論分析及模擬結果可知，厚硬懸頂長度和切頂位置內錯煤柱距離是影響煤柱破壞范圍和巷道穩定性的關鍵因素。確定煤柱采空區側堅硬懸頂切頂卸壓機理如下：1） 厚硬懸頂采取切頂后，懸頂長度的減小縮小了承擔上覆巖層的從屬面積，降低了懸頂破斷產生的動載對煤柱及巷道的沖擊威脅。

2） 切頂不僅能促使厚硬頂板及時垮落，提高采空區頂板垮落帶高度，垮落的矸石充滿采空區后具有承載特性，承擔上覆巖層重量，從而降低煤柱承載的載荷并為煤柱提供側向約束，優化了煤柱采空區側受力狀態，從而提高煤柱的承載性能。

3） 切頂可以改變采空區頂板的側向支承應力傳遞路徑，緩解臨空巷道的圍巖高應力環境，降低臨空巷道圍巖損傷破壞程度，有效避免高應力引起的巷內支護系統失效風險。

4工程實踐

4.1切頂卸壓方案

水壓致裂具有裂縫擴展程度高、動力擾動小、勞動強度低、安全性好的顯著優勢[11，21]。基于理論分析及數值模擬結果，并考慮作業效率，采用水壓致裂對3810 運輸巷采空區側厚硬懸頂進行切頂工作，方案設計如圖12 所示。

1） 切頂位置內錯煤柱4 m，切頂鉆孔在距離巷道頂板0.7 m 位置開口，垂直于煤柱幫并以34°仰角向采空區方向施工，鉆孔底部距離煤層底板高度為14.5 m。

2） 水壓致裂鉆孔直徑為65 mm，長度為28.4 m，沿巷道軸線方向的間距為10 m。壓裂設備采用HS20036L?120/70 高壓柱塞泵，封孔器采用直徑為51 mm 的ZS90/12 增強型一體式封孔器。

4.2切頂卸壓效果

鉆孔水壓致裂施工完成后，水力裂縫擴展軌跡及高壓水注水壓力變化曲線如圖13 示。

由圖13 可看出：采取水壓致裂后，壓裂點附近出現了沿鉆孔孔壁擴展的多條環向裂隙，厚硬頂板的完整性顯著降低。對高壓水注水壓力進行監測可知，在持續注水4 min 左右注水壓力出現峰值，峰值壓力為36.1 MPa 左右，隨后在注水8 min 后出現明顯的壓力降低。隨后，壓力穩定在31.2 MPa 左右，說明壓裂點附近淺部的巖體在高壓水作用下，開始出現水力裂紋。在注水時間持續26 min 左右時，注水壓力持續下降，說明厚硬頂板的內部水力裂縫充分貫通，壓裂點附近形成導水通道，壓裂效果良好。

利用在3810 運輸巷掘進階段布置的監測測站，對比分析未采取切頂措施的巷道圍巖變形，明晰厚硬懸頂水壓致裂切頂卸壓效果，巷道圍巖表面位移曲線如圖14 示。

由圖14 可看出，3810 運輸巷采取水力壓裂切頂措施后，巷道圍巖變形得到顯著改善；切頂后巷道兩幫最大移近量為600 mm，頂板最大下沉量為277 mm；相對于未采取切頂方案的區段，巷道變形量分別降低39.6%（兩幫）、31.8%（頂板） ，巷道有效斷面能夠滿足礦井安全高效生產的需要。

5結論

采用現場調研、理論分析及數值模擬綜合研究手段，系統分析了厚硬側向懸頂下方巷道大變形失穩機理及其影響因素。

1） 厚硬懸頂現象顯著加劇了下方煤柱側向支承應力的集中程度，臨空巷道圍巖大變形失穩風險高，需采取合理的控制措施；建立了厚硬頂板懸頂力學模型，理論確定了3810 運輸巷側向厚硬懸頂的合理斷裂位置為內錯煤柱3.98 m。

2） 建立了UDEC 數值計算模型，分析了厚硬懸頂長度、斷裂位置對煤柱應力分布及3810 運輸巷圍巖變形的控制效果，結果表明：降低懸頂長度、在煤柱上方合理位置斷裂，能夠有效降低煤柱側向應力集中程度，減少巷道圍巖的破壞范圍及變形。

3） 提出了厚硬側向懸頂水壓致裂切頂卸壓控制方案并應用于現場實踐，監測結果表明：巷道兩幫最大變形量為600 mm，頂板最大下沉量為277 mm，巷道有效斷面能夠保證工作面安全高效回采，為類似工程條件下的巷道支護與穩定性控制提供了參考和借鑒。