沿空留巷密集鉆孔切頂機理及關鍵參數(shù)確定方法

劉少偉 ，李小鵬 ，朱雯清 ，付孟雄 ，張定山 ，彭 博

（1.河南理工大學 能源科學與工程學院, 河南 焦作 454003；2.煤炭安全生產(chǎn)與清潔高效利用省部共建協(xié)同創(chuàng)新中心, 河南 焦作 454003；3.中鐵建設集團有限公司, 北京 100176；4.四川川煤華榮能源有限責任公司, 四川 成都 610091）

0 引 言

沿空留巷以其有利于合理開發(fā)煤炭資源，提高煤炭資源回收率，改善巷道維護狀況等優(yōu)點而被廣泛應用，但傳統(tǒng)的巷旁充填沿空留巷有著施工工藝繁瑣、留巷速度慢，且留巷圍巖變形量大等缺點，嚴重制約了該技術的應用和發(fā)展[1]。何滿潮院士[2]提出了以“切頂短臂梁”為基礎的切頂卸壓沿空留巷技術，優(yōu)化了留巷圍巖應力，降低了巷旁支護體載荷，成功解決了沿空留巷圍巖穩(wěn)定性難題。

切頂成巷技術通過對采空區(qū)側(cè)頂板實施定向切縫，利用礦山壓力及頂板自重，使采空區(qū)側(cè)頂板沿切縫面垮落進而形成巷幫，切斷采空區(qū)頂板與巷道頂板的應力傳遞，有效降低巷道頂板壓力[3]。目前針對切頂技術的研究主要集中于聚能爆破切頂與水力壓裂方面，近年來國內(nèi)部分礦井[4]通過超前布置密集鉆孔，在頂板內(nèi)部形成人工弱化帶，利用覆巖載荷和關鍵層自重自動切落關鍵層，切頂效果較好。與聚能爆破切頂與水力壓裂相比，密集鉆孔切頂技術施工工藝明顯簡化，操作安全簡單，適應性強，施工成本低廉且切頂效果良好[5]。

國內(nèi)部分煤礦及學者對該方法的機理與應用條件進行了試驗研究，取得了較好的成果。劉江偉等[6]利用物理實驗和數(shù)值模擬研究了地應力場對裂隙煤巖體密集線性多孔的裂紋萌生和擴展影響。李東印等[7]研究發(fā)現(xiàn)密集鉆孔弱化帶會增加頂板彎曲變形時的拉應力集中，使得弱化帶容易產(chǎn)生拉伸破斷。同時，密集鉆孔可以吸收直接頂?shù)臄U容變形，減少一部分巷道的形變量，達到切頂卸壓的效果。周府偉[8]通過現(xiàn)場試驗發(fā)現(xiàn)，密集鉆孔切頂雖然能實現(xiàn)沿空留巷，且留巷巷道變形能滿足正常使用要求，但與預裂爆破切頂相比，存在巷道變形量大、變形時間長的問題。馬軍強等[9]研究發(fā)現(xiàn)，密集鉆孔開挖后，鉆孔周圍巖體因受集中應力而出現(xiàn)漸進性破壞并形成以最小水平主應力方向為長軸，最大水平主應力方向為短軸的橢圓形卸壓區(qū)。同時采用較大的直徑和較小的間距能夠提高密集鉆孔對堅硬頂板巖層的弱化程度及卸壓效果。姚強嶺團隊以塔山礦[10–11]為研究背景，研究發(fā)現(xiàn)在密集鉆孔施工后，鉆孔周圍巖體單軸抗壓強度明顯降低，鉆孔周圍卸壓區(qū)在采動應力影響下逐步發(fā)育，最終沿鉆孔走向形成一條非連續(xù)結構弱面。卸壓試驗段的巷道位移、圍巖應力及錨索拉力大幅度減小。此外在其他多個礦井[12–16]均開展了密集鉆孔切頂現(xiàn)場試驗，采取密集鉆孔切頂措施后，煤柱與巷道兩幫及頂板峰值應力均出現(xiàn)明顯降低，切頂區(qū)域內(nèi)的錨桿(索)受力增幅較小，支護情況良好，圍巖整體穩(wěn)定性較好，切頂卸壓效果顯著。然而，目前密集鉆孔切頂技術的理論研究與現(xiàn)場應用仍相對較少，針對鉆孔孔間圍巖的破斷理論研究多集中于工作面推進前孔間圍巖受水平地應力在孔壁形成應力集中引起的破壞，較少考慮工作面推進后采空區(qū)頂板回轉(zhuǎn)下沉產(chǎn)生的拉剪應力對鉆孔的影響；現(xiàn)場密集鉆孔切頂參數(shù)仍多采用工程經(jīng)驗法確定，尚無較為明確的密集鉆孔弱化頂板破斷理論研究及關鍵參數(shù)確定依據(jù)。

因此，基于彈性理論對密集鉆孔弱化頂板破斷機制進行研究，對比正常情況與密集鉆孔條件下巷道采空區(qū)側(cè)頂板巖層結構受力，明確了密集鉆孔切頂機理及相鄰鉆孔的孔間集中應力相互作用機制，提出了沿空留巷密集鉆孔切頂關鍵參數(shù)確定方法。在此基礎上在龍灘礦3124 N 工作面開展工業(yè)性試驗，進一步論證了該方法的客觀性與實用性，為沿空留巷密集鉆孔切頂技術的現(xiàn)場應用提供了理論依據(jù)。

1 沿空留巷密集鉆孔切頂機理分析

1.1 回采后工作面端頭懸頂結構分析

隨著工作面推進，采空區(qū)關鍵層沿支架尾梁產(chǎn)生周期性“O–X”破斷，在工作面端頭區(qū)形成弧形三角板結構。關鍵巖層破斷后形成的弧形三角板結構狀況是影響沿空留巷圍巖穩(wěn)定性的主要因素[17]?；夭珊蠊ぷ髅娑祟^弧形三角板如圖1 所示。

圖1 工作面端頭弧形三角板結構示意Fig.1 Structure diagram of arc triangle plate at the end of working face

工作面端頭頂板的撓曲變形函數(shù)ω[18]為

式中，q0為基本頂所受載荷；F為板的彎曲剛度，F(xiàn)=Eh3/12(1–ν2)；E為頂板巖層彈性模量；ν為巖層泊松比；h為基本頂巖層厚度。

在采空區(qū)頂板與巷道側(cè)頂板邊界上，頂板x，y方向的應力分布為

由式(2)可知，在巷道側(cè)頂板邊界上，在y=0 的邊界上，頂板x方向水平應力從三角板末端位置向工作面煤壁的方向上逐漸遞增，三角板末端位置頂板(即x=a處)水平應力為零；頂板拉伸應力(y方向應力)從三角板末端位置向工作面煤壁的方向上逐漸遞減，從頂板下部向頂部逐漸遞增，頂板最大拉伸應力位于三角板末端位置頂板頂部(即x=a，z=-h/2 處)。

當覆巖載荷q0及巖層自重作用下，弧形三角板極限彎矩M達到端頭區(qū)頂板的抗拉強度Rt，端頭頂板沿弧形極限彎矩跡線破裂，從而形成一個大小大致相同的弧形三角形。根據(jù)結構的對稱性可知，弧形三角板形成最佳破壞機構是a與b必定相等。此時極限彎矩M[19]為

由式(3)可知，弧形三角板極限彎矩主要受關鍵巖層巖性及厚度及覆巖均布荷載影響，覆巖載荷一定時，關鍵層強度越大，完整性越好，厚度越大，則弧形三角板極限彎矩和面積越大，承載能力越強。端頭大面積懸頂會顯著增大工作面及巷道的支架壓力，同時隨著工作面向前推進，“弧形三角板”沿弧形極限彎矩跡線發(fā)生整體切落時，容易引發(fā)工作面強礦壓顯現(xiàn)。

密集鉆孔弱化切頂技術通過在關鍵巖層內(nèi)構造人工非連續(xù)弱化帶，破壞頂板結構完整性，使得密集鉆孔頂板在回采前基本保持完整穩(wěn)定，在回采過后密集鉆孔在采動應力及自重作用下沿鉆孔布置方向相互貫通，形成關鍵巖層破斷線，能夠有效減短弧形三角板巷道側(cè)頂板長度，減小工作面端頭懸頂面積。

1.2 密集鉆孔切頂留巷頂板圍巖破斷過程

理論上認為，密集鉆孔弱化切頂技術基于巖石斷裂理論，頂板密集鉆孔狀態(tài)主要受鉆孔周邊圍巖應力條件影響。因此，密集鉆孔切頂留巷頂板圍巖破斷過程可分為以下3 個階段，如圖2 所示。

第1 階段是孔間圍巖弱化階段[20]。當鉆孔處于工作面前方時，巷道頂板受兩幫煤壁支撐，此時頂板垂直應力對鉆孔影響較小，基本可以忽略。密集鉆孔破壞了頂板圍巖結構的完整性，鉆孔附近巖體受力從原三軸應力轉(zhuǎn)為雙軸或單軸應力狀態(tài)，即鉆孔周圍形成卸壓圈，從而降低了鉆孔周圍圍巖強度。同時鉆孔周圍巖體因受水平地應力影響而在孔壁引起應力集中，當鉆孔間距較小時，孔間應力相互干涉形成以鉆孔切縫方向(x軸方向)為長軸的橢圓形卸壓區(qū)；反之，孔間應力互不影響并形成類似圓形的卸壓區(qū)。

第2 階段是孔壁裂紋成形階段。在工作面回采過后，端頭懸頂在覆巖載荷及基本定懸頂自重作用下破斷形成弧形三角板。頂板彎曲斷裂導致密集鉆孔周圍巖體受力狀態(tài)發(fā)生改變。鉆孔y軸方向上的圍巖應力由原來的壓縮應力轉(zhuǎn)變?yōu)槔鞈?，x軸與鉆孔孔壁交界位置形成拉應力區(qū)并產(chǎn)生裂紋。頂板拉伸應力(y方向應力)從工作面煤壁向三角板末端位置的方向上逐漸遞增，孔壁裂紋寬度也隨之遞增，但不足以使裂紋完全貫通兩孔之間的圍巖。

第3 階段是孔間圍巖破斷階段。工作面推進導致懸頂面積增大，弧形三角板末端彎矩達到極限時，孔壁裂紋順著鉆孔線向兩側(cè)擴張發(fā)展，最后與其他鉆孔的裂紋相互貫通，孔間圍巖完全貫通的頂板沿孔間裂紋貫通形成的切縫線破斷切落，垮落矸石充滿采空區(qū)同時剩余采空區(qū)頂板形成新的弧形三角懸頂。

2 留巷密集鉆孔頂板破斷力學分析

2.1 頂板密集鉆孔孔間應力分布特征

根據(jù)彈性理論，雙向應力無限板內(nèi)圓形孔的應力解[21]為

式中：σr為孔周圍徑向應力；σt為孔周圍徑向應力；σ1為水平主應力；μ為水平應力比；r為孔半徑；r1為板內(nèi)任意一點到孔中心的距離；θ為板內(nèi)任意一點與切縫線的角度。

其中孔壁徑向應力σr為0，切向應力σt最大為

式中：λ為側(cè)壓系數(shù)；γ為巖層平均體積力；H為埋深。當λ=0 時，圓孔頂?shù)撞砍霈F(xiàn)拉應力區(qū)，這時圓孔孔壁及周邊的應力分布情況如圖3 所示。

圖3 圓孔孔壁及周邊圍巖的應力集中情況Fig.3 Stress concentration of hole wall and surrounding rock

因此對沿空留巷巷道超前段及端頭弧形三角板區(qū)域頂板的密集鉆孔受力狀態(tài)進行分解，并對密集鉆孔孔間應力集中程度進行計算。

巷道超前段頂板受巷旁煤柱與截割幫煤體支撐，頂板賦存穩(wěn)定，密集鉆孔對基本頂?shù)钠茐臄_動較小，因此垂直應力對密集鉆孔的影響基本可以忽略，密集鉆孔可視為只受水平應力影響，巷道超前段鉆孔受力狀態(tài)如圖4 所示。假設x軸為巷道軸線方向，y軸為垂直巷道軸線方向，密集鉆孔孔徑為B，孔間距為D，孔徑與孔間距之比為m=B/D，孔壁最大應力集中系數(shù)為k，水平主應力為σ1，孔間集中應力為σ2，水平應力比為μ1=σ2/σ1。

圖4 巷道超前段密集鉆孔受力狀態(tài)Fig.4 Stress state of dense drilling in advance section of roadway

由疊加原理可知，巷道超前段密集鉆孔孔壁與x軸交點位置的切向應力為–3σ1+σ2，孔壁與y軸交點位置的切向應力為σ1-3σ2。

當孔間距大于鉆孔干涉臨界距離時，孔間應力互不干涉，鉆孔可視為處于雙向等壓應力場內(nèi)，此時鉆孔周圍應力q1=q2=σ1，因此孔壁應力集中系數(shù)為2，孔壁切向應力最大為2σ1。

當孔間距小于鉆孔干涉臨界距離時，孔間應力互相干涉，鉆孔可視為處于雙向不等壓應力場內(nèi)，則此時相鄰兩孔中間位置的徑向應力σr為

弧形三角板區(qū)域鉆孔主要受采空區(qū)懸頂彎曲拉應力，該段鉆孔沿x軸方向的水平應力從工作面煤壁向三角板末端位置的方向上逐漸減小，在末端位置接近為零。所以弧形三角板區(qū)域鉆孔受力狀態(tài)如圖5 所示。假設彎曲拉伸應力為–σ4，孔間集中應力為σ3，水平應力比為μ2= –σ3/σ4。

圖5 弧形三角板區(qū)域密集鉆孔受力狀態(tài)Fig.5 Stress state of dense drilling in the area of curved triangle plate

由疊加原理可知，該區(qū)域密集鉆孔孔壁與x軸交點位置的切向應力為–3σ3+σ4，孔壁與y軸交點位置的切向應力為–σ3-3σ4。

當孔間距大于鉆孔干涉臨界距離時，孔間應力互不干涉，此時鉆孔周圍應力σ4最大為σ1。

當孔間距小于鉆孔干涉臨界距離時，孔間應力互相干涉，由式(7)可得，此時相鄰兩孔中間位置的徑向應力σ3為

因此端頭弧形三角板密集鉆孔孔壁與x軸、y軸交點位置的切向應力分別為

由式(8)，式(10) 可知，相鄰兩孔中間位置的孔間集中應力隨著鉆孔m值增加而逐漸增大，即鉆孔直徑越大，鉆孔間距越小，相鄰兩孔孔間應力集中程度越強烈。同時孔壁切向應力隨著m值增加而增大，當切向應力達到圍巖彈性極限時，鉆孔發(fā)生塑性破壞。頂板弧形三角板區(qū)域末端位置的鉆孔孔壁與x軸交點位置的切向應力為–3σ3，孔壁與y軸交點位置的切向應力為–σ3。

隨著工作面的不斷推進，端頭懸頂面積逐漸增大，彎矩也隨之增大，當彎矩達到某一限度時，采空區(qū)懸頂在弧形極限彎矩跡線上形成新的破壞極限，端頭頂板從舊的弧形三角板末端位置開始沿弧形極限彎矩跡線發(fā)生破裂，從而形成一個大小大致相同的新的弧形三角板。

2.2 密集鉆孔巷道采空區(qū)懸頂破斷力學分析

工作面開采后留巷附近堅硬頂板懸而不垮，因此把采空側(cè)頂板視為懸臂梁，堅硬懸頂所承擔的上覆巖層荷載作為均布力作用在懸臂梁上方[22]，密集鉆孔與豎直方向的夾角為θ，弧形三角板巷道采空區(qū)側(cè)邊界頂板力學模型如圖6 所示。

圖6 密集鉆孔切頂力學模型及密集鉆孔剖面Fig.6 Mechanical model of roof cutting by dense drilling and dense drilling profile

假設正常情況下基本頂在采空區(qū)懸頂極限長度為a，密集鉆孔下基本頂懸頂極限長度為a?，頂板的極限彎矩為MA，所以正常情況下采空區(qū)頂板發(fā)生破斷并形成弧形三角板結構時，采空區(qū)懸伸基本頂在巷道采空區(qū)側(cè)邊界位置的彎矩為

在密集鉆孔情況下，寬度為D的懸頂在鉆孔作用下截面寬度變窄，截面面積為S?=(D–B)h，拉應力在鉆孔孔壁兩端形成應力集中，此時鉆孔拉伸應力與剪切應力最大值分別為

因此密集鉆孔條件下的采空區(qū)側(cè)邊界頂板圍巖所受拉伸應力為正常情況下的k1倍，剪切應力為正常情況下的k2倍。密集鉆孔條件下與正常情況下的采空區(qū)側(cè)邊界頂板圍巖所受拉剪應力比值如圖7 所示。

圖7 密集鉆孔下/正常情況下的拉剪應力比值Fig.7 The ratio of tensile-shear stress under dense drilling /normal condition

由圖7 可知，在弧形三角板巷道側(cè)邊界上的任意一點處，密集鉆孔條件下的鉆孔周圍巖體所受拉剪應力與正常情況相比均明顯增大。同時密集鉆孔頂板拉剪應力隨著m值增加而增大，且拉伸應力增加幅度明顯大于剪切應力。因此m值越大，則孔間的應力集中效應越明顯，頂板越容易發(fā)生破斷。

由于關鍵巖層中的拉應力隨著其厚度的增加而減小，對于具有單層或復合堅硬厚關鍵巖層的工作面，關鍵巖層破斷模式由抗拉強度主導[23]。采空區(qū)關鍵巖層優(yōu)先從關鍵巖層頂端開始產(chǎn)生拉伸破斷，且破斷裂隙逐漸向下擴張，最終完全切斷關鍵巖層。覆巖條件一定的條件下，關鍵巖層破斷主導模式隨著關鍵巖層厚度增加逐漸由拉伸破斷轉(zhuǎn)變?yōu)槔艋旌掀茢嘧詈筠D(zhuǎn)變?yōu)榧羟衅茢唷?/p>

因此在密集鉆孔切頂條件下，當回采巷道頂板關鍵層厚度及強度能夠滿足式(15)時，采空區(qū)懸頂破斷后形成的弧形三角板能夠保持穩(wěn)定。

3 密集鉆孔切頂關鍵參數(shù)確定方法

密集鉆孔切頂技術的核心在于根據(jù)實際生產(chǎn)地質(zhì)條件確定合理的密集鉆孔布置參數(shù)，使得頂板順利破斷并有效支撐上覆巖層，降低巷道支承壓力。由式(15)可知，密集鉆孔切頂關鍵參數(shù)包括鉆孔高度、角度、直徑及間距。根據(jù)密集鉆孔弱化切頂力學機制及關鍵巖層破斷力學分析結果，對密集鉆孔破斷頂板合理關鍵參數(shù)進行分析，并提出密集鉆孔切頂關鍵參數(shù)確定方法。

3.1 密集鉆孔切頂高度計算

目前切頂高度的確定主要依賴于巖體的碎脹理論?；趲r體的碎脹理論[24]對切頂高度進行計算，則切頂高度計算為

式中：M為煤層厚度；Kp為平均碎脹系數(shù)。

對于部分厚度較小或者距離煤層較近的關鍵巖層來說，碎脹理論計算得到的切頂高度位置在關鍵巖層上方時，密集鉆孔完全貫穿關鍵巖層有利于關鍵巖層發(fā)生破斷；對于部分厚度較大或者距離煤層較遠的關鍵巖層來說，受巖層及設備條件限制，完全切斷關鍵巖層所需成本及難度較大，可以考慮部分切斷關鍵巖層，使得剩余預裂切縫未貫穿部分巖層，在采空區(qū)關鍵巖層回轉(zhuǎn)下沉過程中受覆巖載荷及自重作用下自行破斷。

煤層開采后頂板在礦山壓力作用下開始垮落，為了保證關鍵層沿切縫面完全垮落下來，則未切頂部分的拉應力應大于其抗拉強度。因此部分切頂時，合理切頂高度確定在于堅硬頂板的未切頂部分能否在礦山壓力作用下順利垮落[25]。部分切頂時，堅硬頂板的部分切頂力學模型如圖8 所示。

圖8 密集鉆孔部分切頂頂板力學模型Fig.8 Roof mechanics model of partial roof cutting by dense drilling

則未切頂部分的拉應力為

式中：Mwt為鉆孔末端位置未切頂部分的彎矩；Wwt為未切頂處的抗彎截面系數(shù)；MZwt為彎曲截面系數(shù)；a為基本頂極限懸頂距離，m。

由式(17)可知，關鍵巖層未切頂部分頂板厚度越小，切頂高度越大，作用于預裂切縫未貫穿面上的拉應力就越大，未切頂部分切縫面處拉應力與切頂高度呈正相關。

3.2 密集鉆孔切頂角度計算

合理切頂角度在于能否使得孔間圍巖在礦山壓力作用下破斷形成切縫線。切頂角度偏小可能導致頂板整體切落，沖擊支架；切頂角度偏大則導致側(cè)向懸臂梁的長度增大，不利于留巷圍巖的穩(wěn)定[26]。

當密集鉆孔與豎直方向的夾角為θ時，采空區(qū)頂板下沉過程中，傾斜密集鉆孔切縫面上所受最大拉應力、切應力分別為

由式(18)可知，密集鉆孔切縫面上所受拉應力隨著鉆孔與豎直方向的夾角θ增大而增大，切應力隨著夾角θ增大而減小，傾角增大有利于密集鉆孔孔間圍巖拉伸破壞。傾斜切縫面上的剪切應力相較于豎直切縫時的剪切應力會大幅度減少，使采空區(qū)頂板順利下沉垮落，所以在確定鉆孔角度時，應根據(jù)煤層厚度及關鍵巖層巖性進行選取合適角度。一般來說，爆破切頂時，切頂角度隨煤層厚度增加而減小，薄煤層的切頂角度整體偏大，基本為20°；中厚煤層與厚煤層的切頂角度基本在10°～15°。

3.3 密集鉆孔切頂孔徑與孔間距計算

由式(15)可知，當密集鉆孔m值越大，孔壁應力集中程度越大，密集鉆孔頂板越容易發(fā)生破斷。當鉆孔孔間距固定、孔徑增加時，鉆孔的卸壓破壞范圍會隨著孔徑的增大而擴展，孔間裂紋更容易擴張貫通；當孔徑固定、孔間距減小時，鉆孔密度下降，頂板完整性增加，鉆孔對孔間圍巖削弱程度降低，關鍵巖層破斷難度增加。

密集鉆孔m值過小會導致頂板弱化程度不足，鉆孔卸壓區(qū)未能相互貫通形成切縫線，無法對頂板關鍵巖層進行有效切割；密集鉆孔m值過大，則施工量較大，影響井下正常生產(chǎn)，并存在厚硬關鍵層大面積切落，沖擊工作面的風險[27]。

因此切頂時應通過設置合理的鉆孔參數(shù)來控制關鍵巖層破斷方式，盡量使得關鍵巖層發(fā)生拉伸破斷而非剪切破斷，同時盡可能降低密集鉆孔施工量。關鍵巖層發(fā)生拉伸破斷而非剪切破斷時，合理的m值取值需要滿足式(19)。

因此在確定密集鉆孔切頂關鍵參數(shù)時，首先根據(jù)碎脹理論計算所需切頂高度并判別切頂高度與關鍵巖層的位置關系，確定密集鉆孔是否需要完全貫穿關鍵巖層，并結合式(16)、式(17)確定關鍵巖層切頂高度；隨后根據(jù)現(xiàn)場生產(chǎn)設備條件及關鍵巖層厚度及巖性確定密集鉆孔角度及鉆孔直徑。最后將已知地質(zhì)力學參數(shù)及已經(jīng)確定的關鍵參數(shù)代入式(19)進行求解，從而得到關鍵巖層發(fā)生拉伸破斷時的合理m值取值范圍，并參考現(xiàn)場圍巖條件及類似地質(zhì)條件礦井密集鉆孔切頂參數(shù)對密集鉆孔切頂方案進行適當調(diào)整。

4 密集鉆孔切頂留巷現(xiàn)場試驗

4.1 龍灘礦試驗工作面巷道概況

龍灘礦3124 N 工作面為近水平工作面，采深400 m 左右，主采K1 煤層，平均厚度1.48 m。直接頂較薄，基本可以忽略，基本頂為含厚度不等的堅硬夾層的砂質(zhì)泥巖。該工作面頂板復合特點顯著，且?guī)r層組合變化大，由于基本頂內(nèi)的堅硬夾層厚度及位置的劇烈變化，在爆破切頂時不同位置巷道的切頂效果相差較大，在局部區(qū)域存在基本頂不能完全切斷或者切斷厚度較小的情況，從而引起留巷巷道局部區(qū)域礦壓顯現(xiàn)強烈的問題。因此針對該工作面實際情況提出密集鉆孔切頂留巷，龍灘礦3124 N 工作面頂?shù)装鍘r層分布及密集鉆孔切頂方案如圖9 所示。

4.2 密集鉆孔切頂關鍵參數(shù)及施工方案

根據(jù)礦方提供資料及現(xiàn)場測試確定試驗地點參數(shù)，工作面埋深H=400 m，覆巖平均體積力γ=25 kN/m3，基本頂上方均布荷載q0=10.0 MPa，煤層厚度h0=1.5 m，直接頂厚度h1=0 m，基本頂厚度h2=7.5 m，基本頂抗拉強度[σ]=5.5 MPa，基本頂抗剪強度[τ]=15.0 MPa，頂板碎脹系數(shù)取1.2。據(jù)此采用本文提出的密集鉆孔切頂關鍵參數(shù)確定方法對3124 N工作面密集鉆孔切頂方案進行計算：

首先對切頂高度進行計算，由式(16)計算可得，采空區(qū)頂板破碎形成矸石充滿采空區(qū)所需切頂高度為7.5 m?；卷敽穸葹?.4 m 左右，由于基本頂厚度及強度較大，所以為使得密集鉆孔頂板順利發(fā)生破斷，因此設計密集鉆孔完全貫穿基本頂，切頂高度為7.5 m；其次根據(jù)現(xiàn)場設備條件及巷道布置對密集鉆孔角度及直徑進行選擇，為增大密集鉆孔所受拉應力，鉆孔傾角采用較大值，同時為充分利用現(xiàn)有設備條件，降低施工成本，盡量選用礦方現(xiàn)有設備進行施工。因此根據(jù)現(xiàn)場鉆機條件及巷道布置，選取密集鉆孔角度為15°，垂直巷道軸向方向布置；目前礦方常用鉆機鉆頭直徑為48 mm，選取密集鉆孔直徑為48 mm。最后將3124 N 工作面各相關參數(shù)及已經(jīng)確定的密集鉆孔高度、角度、直徑代入式(19)中，對關鍵巖層發(fā)生破斷時的合理m值進行求解，據(jù)此確定合理的密集鉆孔間距。根據(jù)式(19)計算可得，m≤0.21。當m=0.21 時，則a?≈1.57 m，即當密集鉆孔孔徑與孔間距之比小于等于0.21 時，密集鉆孔頂板沿密集鉆孔切縫線發(fā)生拉伸破斷，且當m=0.21 時破斷后采空區(qū)極限懸伸長度為1.57 m。

與正常情況(b=16.5 m)相比，密集鉆孔切頂條件下的弧形三角板面積明顯減小，所以3124 N 工作面的合理m值取值范圍為0～0.21?？紤]頂板堅硬巖層厚度及施工工程量，正常情況下巷道頂板密集鉆孔m值取0.1 左右，對于局部堅硬巖層厚度較大的區(qū)域，密集鉆孔m值適當增大，以減小鉆孔間距，提高鉆孔密度，確保留巷頂板順利破斷。

綜上所述，3124 N 工作面密集鉆孔切頂施工合理方案為：切頂鉆孔長度為8.3 m，鉆孔角度為15°且垂直巷道軸向方向布置，鉆孔直徑為48 mm，正常情況下孔間距為500 mm；局部堅硬巖層較厚時，孔間距適當減小為300 mm。在密集鉆孔施工后采用單體支柱進行臨時加強支護，在工作面推進穩(wěn)定過后拆除單體支柱。

4.3 密集鉆孔切頂留巷現(xiàn)場監(jiān)測

隨著3124 N 回采工作面留巷工作進行，在巷道超前布置測站對留巷頂板進行了頂板下沉量監(jiān)測及頂錨索軸力監(jiān)測。切頂前與切頂后的留巷巷道頂板新增下沉量及頂錨索軸力監(jiān)測結果及留巷效果如圖10 所示。

圖10 試驗巷道頂板下沉監(jiān)測曲線及留巷效果Fig.10 Monitoring curve of roof sinking and effect of roof cutting of test roadway

由圖10 可知，切頂后留巷巷道頂板下沉量與錨索軸力與切頂前相比明顯減小。留巷初期圍巖變形量變化速率較大，成巷30～40 d 以后，圍巖變形量變化速率逐漸減小，圍巖變形趨于穩(wěn)定，且頂板錨索軸力在工作面來壓時達到峰值。切頂前試驗巷道內(nèi)頂板下沉量峰值在145 mm 左右，頂板錨索軸力峰值為330 kN 左右；切頂后頂板下沉量峰值在48 mm 左右，頂板錨索軸力峰值為225 kN 左右。因此采用密集鉆孔切頂后，留巷巷道受采動影響下的頂幫變形可控，支護結構壓力較小，留巷整體穩(wěn)定性較好，由此可證明密集鉆孔布置參數(shù)較為合理，密集鉆孔關鍵參數(shù)確定方法有效可行。

5 結 論

1)密集鉆孔切頂主要通過頂板鉆孔增加孔間應力集中程度，從而降低頂板破斷強度并使得鉆孔圍巖裂隙更容易擴張貫通，破斷關鍵巖層。密集鉆孔切頂留巷頂板圍巖破斷過程可分為孔間圍巖弱化階段、孔壁裂紋成形階段、孔間圍巖破斷階段。

2)密集鉆孔能夠明顯增加鉆孔周圍巖體所受拉剪應力且增加幅度隨著鉆孔孔徑與孔間距之比增加而增大。鉆孔孔徑與孔間距之比越大則孔間的應力集中干涉效應越明顯，頂板越容易發(fā)生破斷且破斷后形成的弧形三角板面積越小。

3)密集鉆孔切頂關鍵參數(shù)包括鉆孔高度、角度、直徑及間距。密集鉆孔頂板破斷難易程度與鉆孔高度及間距呈負相關，與角度及直徑呈正相關。據(jù)此從現(xiàn)場頂板巖層及設備條件出發(fā)，提出了相應參數(shù)確定方法。

4)針對龍灘礦3124 N 工作面堅硬頂板條件，提出密集鉆孔切頂留巷方案，確定鉆孔長度為8.3 m，角度為15°，鉆孔直徑為48 mm，間距為500 mm。采用該參數(shù)進行留巷后，巷道頂幫變形可控，支護結構壓力較小，留巷整體穩(wěn)定性較好，由此可證明密集鉆孔布置參數(shù)較為合理，密集鉆孔關鍵參數(shù)確定方法有效可行。