Surrounding rock control technology of preparation roadway under double-wing mining
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摘要:
针对双翼采区准备巷道受采动叠加支承应力影响，准备巷道出现围岩失稳及变形破坏严重的问题，开展双翼采区准备巷道围岩应力调控技术研究。以许疃煤矿83下采区为工程背景，利用理论分析，数值模拟，现场监测的综合研究方法，分析准备巷道围岩应力演化规律及切顶卸压机理，进行终采线深孔预裂爆破切顶卸压工业性试验，以期达到改善准备巷道围岩应力环境的目的。结果表明：双翼工作面回采完毕后，工作面前方聚集的超前支承应力和采空区上覆岩层“长悬臂梁”结构产生的弯矩，致使准备巷道出现变形失稳的现象。通过FLAC3D数值模拟和分布式光纤监测结果判断，72316工作面超前支承应力影响范围超过130.14 m，采动超前支承应力影响至准备巷道，准备巷道顶板垂直应力较回采前增加10.48%，深孔预裂爆破切顶卸压后，准备巷道顶板垂直应力减少27.68%。现场进行终采线切顶卸压工业性试验后，准备巷道两帮最大变形量62.5 mm，最大变形率0.2 mm/d，顶底板最大变形量105 mm，最大变形率0.4 mm/d，围岩变形均在可控范围之内，准备巷道整体状况良好。终采线深孔预裂爆破切顶卸压技术，阻断工作面超前支承应力传递至准备巷道的物理路径，减小“弯矩”产生的集中应力，降低采动应力场的主导作用，有效改善准备巷道围岩应力环境，实现远场卸压护巷。研究结果对双翼采区准备巷道围岩稳定控制提供新思路，保障矿井安全高效生产，为相关工况下采区集中应力调控及巷道围岩稳定提供理论依据。
Abstract:Aiming at the problem of surrounding rock instability and serious deformation and failure of the preparation roadway in the double-wing mining area, which is affected by the mining superimposed support stress, the stress control technology of the surrounding rock of the preparation roadway in the double-wing mining area is carried out. Taking the 83 lower mining area of Xutuan Coal Mine as the engineering background, the comprehensive research methods of theoretical analysis, numerical simulation and field monitoring are used. The stress evolution law of surrounding rock of preparation roadway and the mechanism of roof cutting and pressure relief are analyzed, and the industrial test of roof cutting and pressure relief by deep hole pre-splitting blasting in stop line is carried out in order to improve the stress environment of surrounding rock of preparation roadway. The research results show that after the mining of the double-wing working face is completed, the leading abutment stress gathered in front of the working face and the bending moment generated by the ‘long cantilever beam’ structure of the overlying strata in the goaf cause the deformation and instability of the preparation roadway. Through FLAC3D numerical simulation and distributed optical fiber monitoring results, it is judged that the influence range of advanced support stress in 72316 working face exceeds 130.14 m. The mining advanced support stress affects the preparation roadway, and the vertical stress of the roof of the preparation roadway increases by 10.48% compared with that before mining. After deep hole pre-splitting blasting roof cutting and pressure relief, the vertical stress of the roof of the preparation roadway decreases by 27.68%. After the industrial test of roof cutting and pressure relief of the stopping line, the maximum deformation of the two sides of the preparation roadway is 62.5 mm, the maximum deformation rate is 0.2 mm/d, the maximum deformation of the roof and floor is 105 mm, and the maximum deformation rate is 0.4 mm/d. The deformation of the surrounding rock is within the controllable range, and the overall condition of the preparation roadway is good. The deep hole pre-splitting blasting roof cutting and pressure relief technology of the stop line blocks the physical path of the advance support stress of the working face to the preparation roadway, reduces the concentrated stress generated by the ‘bending moment’, reduces the leading role of the mining stress field, effectively improves the stress environment of the surrounding rock of the preparation roadway, and realizes the far-field pressure relief roadway protection. The research results provide a new idea for the stability control of the surrounding rock of the preparation roadway in the double-wing mining area, ensure the safe and efficient production of the mine, and provide a theoretical basis for the concentrated stress control of the mining area and the stability of the surrounding rock of the roadway under the relevant working conditions.
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0. 引 言
煤炭作为我国工业生产原料和基础能源，具有“富煤、贫油、少气”的资源分布基本特征[1-2]。未来较长一段时间内，煤炭仍是我国能源安全的“压舱石”[3-4]，能源结构调整和转型发展的“稳定器”[5]。保证煤炭资源合理开发、高效利用，对我国能源安全和经济可持续健康发展有重要意义[6-7]。矿井准备巷道服务周期长，承担采区材料运输、行人等诸多作用，受工作面采动应力影响，围岩易发生变形破坏，当采区工作面为双翼布置时尤为明显，因此研究双翼采动下准备巷道围岩应力调控技术，对保障巷道围岩稳定性、实现矿井安全高效生产至关重要。
矿产资源回采过程中需要掘进大量巷道，使得巷道围岩从三向应力状态转变为二向应力状态[8]，如何保障巷道围岩稳定及长期安全使用，成为矿井生产的重中之重[9]。针对采掘过程巷道围岩稳定的问题，学者们进行了大量研究。HAO等[10]研究卸荷速率和卸荷量对围岩稳定的影响，认为低速卸荷可以降低动力灾害发生的可能性。徐晓鼎等[11]阐明了基于“三铰拱–弹簧”模型的复合底板巷道非对称底鼓机制。MA等[12]提出巷道围岩应力的主动干预方法和实施方案，有效改善支护结构的受力状态。XU等[13]考虑巷道围岩应力特征，构建巷道围岩损伤区预测模型。左建平等[14]基于巷道围岩稳定轴比规律，提出深部巷道等强支护力学理论，阐述了等强支护的力学机制。史卫平等[15]基于岩石碎胀系数和砌体梁理论，分析倾斜煤层厚硬顶板应力集中现象，提高了巷道围岩控制效果。杨晓杰等[16]基于理论分析，研究二次回采巷道顶板破断机理，划定巷道围岩破坏区范围。苏士龙等[17]利用块体离散元方法，构建深部层状巷道围岩模型，研究深部层状巷道围岩体承载特性及变形破坏特征。王卫军等[18]采用数值模拟方法研究巷道塑性区发展规律对巷道稳定性的影响，利用蝶形破坏理论分析了巷道围岩控制机理。杨舒冰等[19]利用PFC数值模拟软件，研究关键切缝参数对切顶留巷围岩稳定性的影响，确定最佳切缝位置和切缝角度。高玉兵等[20]基于FLAC3D数值模拟软件，研究临空巷道围岩支承压力分布特征，提出定向张拉爆破切顶卸压巷道围岩稳定控制技术。孟庆彬等[21-23]揭示深部高应力软岩巷道围岩变形破坏与支护结构受力演化规律，提出以注浆锚杆为核心的“三锚”联合支护体系，以及“锚网索喷+U型钢支架+注浆+底板锚注”分步联合支护技术。YANG等[24]、YE等[25]、王爱文等[26]从应力调控角度，利用切缝卸压、爆破卸压、钻孔卸压等方式，主动降低或转移巷道围岩应力集中区域，保障巷道围岩稳定性。李小鹏等[27]探索密集钻孔切顶卸压对采空区侧向顶板围岩结构的影响规律，提出密集钻孔切顶卸压技术关键参数确定方法。许磊等[28]分析切顶与不切顶条件下实体煤侧支承压力分布特征，确定“锚杆+金属网+钢带+锚索”的联合补强支护方式。
综上所述，巷道围岩控制技术日趋成熟，但研究对象多趋向于采煤工作面回风巷和运输巷，对终采线前方准备巷道的研究较为少见，对双翼采区中受多重应力扰动的准备巷道的研究更是鲜有报道。考虑留设保护煤柱的“被动抗压”方式，施工锚喷梁网的“超前加固”方式皆有较高的维护成本，对双翼采区准备巷道提出一种“主动减压”的治理思路。笔者以许疃煤矿83下采区双翼工作面为研究对象，分析双翼采区准备巷道受两翼回采影响下，巷道围岩叠加应力演化规律，开展终采线前方深孔预裂爆破切顶卸压应力调控技术研究，为探索准备巷道围岩稳定性控制技术提供一种新的思路。
1. 工程试验背景
许疃煤矿83下采区工作面为双翼布置方式，其中，72煤层厚3.80～5.60 m，平均4.60 m，局部含0～1层夹矸，夹矸总厚0～1.20 m，平均厚0.22 m。工作面煤系地层整体呈南北走向，向东倾斜的单斜构造，煤层倾角3°～20°，平均12°。72煤直接顶为泥岩，厚度1.31～9.15 m，平均5.00 m，基本顶为细砂岩，厚度8.56～11.80 m，平均10.3 m，直接底为泥岩，平均厚度6.10 m，基本底为细砂岩，平均厚度7.60 m。
72316工作面位于83下采区下山右翼第3阶段，工作面标高−548.2～−678.8 m，工作面平均埋深600 m，平均垂直应力15 MPa，走向长度
1191.0 ～1236.0 m，平均1213.5 m，倾斜长199.3 m。工作面采用走向长壁式综合机械化的采煤方法、智能化开采技术、后退式一次采全高的回采工艺，采空区采用全部垮落法管理顶板。采区煤层综合柱状图如图1所示。![]()
图 1 83下采区煤层综合柱状图Figure 1. Comprehensive histogram of main coal seam in 83 mining area83下采区各准备巷道煤柱宽度25 m，72316工作面终采线位置距离83下采区准备巷道的距离：回风巷133.7 m，运输巷173.9 m，准备巷道原有支护形式为锚带网索喷注，许疃煤矿83下采区双翼第一、二阶段回采完毕后，准备巷道围岩承受两翼回采产生的超前支承应力影响，局部地段出现两帮内挤、底鼓变形现象，局部位置表现顶板破裂、锚网索变形的特征，严重增加准备巷道维护的工作量及成本。准备巷道变形破坏及支护示意如图2所示，83下采区工作面布置简略图如图3所示。
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图 2 83下采区准备巷道变形破坏及支护示意Figure 2. 83 lower mining area preparation roadway deformation failure and support schematic diagram2. 准备巷道围岩应力演化规律
2.1 模型构建
为研究准备巷道围岩应力演化规律，分析双翼采区准备巷道变形破坏原因。以许疃煤矿83下采区72316工作面为工程背景，利用基于快速拉格朗日差分分析的数值模拟软件FLAC3D6.0，搭建双翼采区准备巷道围岩应力演化模型，分析准备巷道在两翼开采扰动影响下，巷道围岩应力演化规律。83下采区准备巷道中采区运输兼行人下山巷道更靠近72316回采工作面，巷道变形破坏更严重，在综合考虑监测效果及施工安全的前提下，数值模拟及工业性试验皆以83下采区准备巷道中的采区运输兼行人下山巷道为研究目标。
依据工程背景，选取72316工作面的一半进行建模，为保障工作面开采达到“见方效应”，走向模拟长度为倾向长度的1.8倍，数值模型72316工作面回风巷、运输巷及准备巷道的宽度为5 m，为消除边界效应对模拟结果的影响，数值模型四周留设60 m边界煤柱。双翼采区的72315工作面采取对称性原则建立，模拟尺寸与72316工作面相同。数值模型中规定工作面走向为X方向，倾向为Y方向，垂向为Z方向，模拟岩层平均倾角12°，确定数值模型尺寸：625 m(X)×230 m(Y)×132.89 m(Z)。数值模型的上边界施加应力边界条件，考虑工作面平均埋深613.5 m，对模型顶部施加14 MPa垂直应力，模拟上覆载荷，回采煤层所受等效压应力为17 MPa，水平应力约为22 MPa，方向与岩层走向垂直，模型四周和底面施加位移边界条件，岩体破坏准则为摩尔−库伦准则。83下采区模型，如图4所示。
双翼采区准备巷道围岩应力演化模型建立完成后，对各岩层进行赋参，模拟原岩应力场。考虑工程实际，模型开挖过程，首先对准备巷道进行开挖，其次开挖72315工作面回风巷、运输巷，采区巷道围岩稳定后，按照开挖步距逐次掘进72315工作面至终采线，再次开挖72316工作面回风巷、运输巷，围岩稳定后，按照开挖步距逐次掘进72316工作面至终采线。采区主要煤岩层物理力学参数见表1。
表 1 采区主要煤岩层物理力学参数Table 1. Physical and mechanical parameters of main coal strata in mining area岩层 密度/（kg·m−3） 体积模量/GPa 剪切模量/GPa 黏聚力/MPa 内摩擦角/（°） 抗拉强度/MPa 粉砂岩 2650 5.82 4.81 2.75 38 3.20 细砂岩 2690 7.50 4.22 4.80 36 3.01 泥岩 2520 3.30 1.96 1.20 30 1.04 煤 1310 1.52 1.41 1.25 32 0.25 2.2 采动应力演化特征
为探索双翼采区回采影响下准备巷道围岩应力演化规律及回采工作面超前支承应力影响范围。在准备巷道顶板3 m处布置测线，双翼工作面回采过程中，距72315工作面开切眼不同位置处，工作面顶板走向垂直应力曲线如图5所示。
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图 5 距72315工作面开切眼不同位置处顶板垂直应力Figure 5. Vertical stress of roof at different positions of open-off cut in 72315 working face由图5可知，双翼工作面回采过程中，采空区两侧形成应力集中区。72315工作面回采30、60、90、120、150、180 m时，工作面前方超前支承应力峰值出现在工作面前方平均5 m处，分别为28.13、31.09、32.86、33.98、34.98、35.69 MPa。72316工作面回采30、60、90、120、150、180 m时，工作面前方超前支承应力峰值出现在工作面前方平均5 m处，分别为27.83、30.73、32.55、33.56、34.46、35.29 MPa。工作面回采过程中，准备巷道围岩应力持续增加，72315工作面回采完毕后，准备巷道顶板垂直应力由12.79 MPa增长至13.54 MPa，增幅5.86%，72316工作面回采完毕，顶板垂直应力增长至14.13 MPa，准备巷道顶板垂直应力总增幅10.48%。
分析原因，郑凯歌等[29]、黄志增等[30]、朱志洁等[31]发现坚硬顶板大采高采场工况下工作面回采过程中，坚硬顶板承载能力强，破断距较长，下部垮落矸石无法充分填满采空区及煤壁顶板破断岩层下部空间易形成“长悬臂梁结构”，造成工作面强矿压显现现象。83下采区双翼工作面所在的72煤层平均煤厚4.6 m，采高控制在3.8～5.4 m，基本顶为平均厚度10.3 m的细砂岩，回采环境属于坚硬顶板下大采高采场，两翼工作面回采过程中，随着采空区范围的增加，采空区上覆岩层“悬臂梁”结构由“短悬臂梁”演变为“长悬臂梁”，采区集中应力在工作面前方持续凝聚，工作面前方超前支承应力逐步增大，并逐渐影响至准备巷道，致使准备巷道顶板不仅承受上覆岩层载荷，而且承受采空区“长悬臂梁”结构产生的扰动应力。相较于单翼工作面回采，双翼采区两翼工作面回采结束后，准备巷道承受来自两翼工作面的叠加应力影响，准备巷道围岩产生更严重的变形破坏。因此亟需一种主动减压措施，缓解准备巷道集中应力，保障围岩稳定性。
3. 准备巷道“主动减压”原理
3.1 准备巷道覆岩结构分析
基于关键层理论，工作面回采过程中，上覆岩层存在一层甚至多层厚硬岩层，对上覆岩层载荷起主要支承作用，在其破断过程中，上覆岩层协同下沉运移。采煤工作面上覆岩层关键层的判定，首先，需要确定上覆岩层存在的硬岩层，该硬岩层完全承担上覆岩层载荷，下部岩层不与之协调变形，即满足式（1）。
$$ q_{n+1}< q_n $$ (1) 根据组合梁原理与每个岩层在自重作用下形成的曲率关系得出岩层载荷计算式如下：
$$ {\left( {{q_n}} \right)_1} = \frac{{{E_1}h_1^3\left( {{\gamma _1}{h_1} + {\gamma _2}{h_2} + \ldots + {\gamma _n}{h_n}} \right)}}{{{E_1}h_1^3 + {E_2}h_2^3 + \ldots + {E_n}h_n^3}} $$ (2) 式中：q为载荷，kPa；E为弹性模量，GPa；h为厚度，m；γ为体积力，kN/m3。
关键层计算参数见表2，经计算q1、(q2)1分别为120.00、19.25 kPa，判断第2层细砂岩为硬岩层1。同理计算q2、(q3)2、(q4)2、(q5)2、(q6)2分别为288.40、368.01、473.37、559.89、559.61 kPa，判断第6层细砂岩为硬岩层2。同理计算q6、(q7)6分别为207.20、46.84 kPa，判断第7层泥岩为硬岩层3。同理计算q7、(q8)7分别为592.8、
608.3935 kPa。在关键层计算过程中，普遍认为泥岩不作为关键层，因此，确定72煤层回采过程中上覆岩层存在2层硬岩层，即72煤层上覆第2、第6层细砂岩。表 2 关键层计算参数Table 2. Key layer calculation parameters序号 岩层 厚度/
m体积力/
（kN·m−3）弹性模量/
GPa抗拉强度/
MPa0 72煤 4.6 13 1.5 0.25 1 泥岩 5.0 24 16.0 1.04 2 细砂岩 10.3 28 37.0 3.01 3 泥岩 3.6 24 16.0 1.04 4 铝质泥岩 5.5 25 15.5 0.80 5 泥岩 5.2 24 16.0 1.04 6 细砂岩 7.4 28 37.0 3.01 7 泥岩 24.7 24 16.0 1.04 8 62煤 1.2 13 1.5 3.20 在确定上覆岩层硬岩层的基础上，对比各硬岩层强度，判断下位硬岩层破断距是否小于上位硬岩层破断距，即满足式（2）。
$$l_k< l_{k+1}(k=1,2, \cdots, n-1) $$ (3) $$ {l_i} = {h_i}\sqrt {\frac{{2{R_t}}}{{{q_i}}}} $$ (4) 式中：q为载荷，kPa；l为破断距，m；h为厚度，m；R为抗拉强度，MPa。
经计算l2=16.29 m；l6=24.26 m；l2<l6。据此判断第2层、第6层硬岩层皆为72煤层关键层。
依据72煤覆岩综合柱状图，结合关键层理论计算结果可知，72煤回采过程中，距煤层顶板5 m处，厚度10.30 m的基本顶细砂岩为72煤下位关键层，距煤层顶板29.6 m处，厚度7.4 m的细砂岩为72煤上位关键层。
3.2 “长悬臂梁”结构弯矩影响机理
工作面回采完毕后，采空区上覆岩层呈“拱”型结构，终采线靠近采空区侧的上、下位关键层破断后形成“F”结构，上位关键层上覆岩层及上、下位关键层之间岩层的垂直应力，分别以载荷形式作用于上、下位关键层。72316工作面覆岩结构简化模型，如图6所示。
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图 6 72316工作面终采线侧“悬臂”力学简化模型Figure 6. Presents a simplified mechanical model of the 72316 working face stop line side cantilever.由图6可知，72煤准备巷道变形破坏主要受2方面影响，一方面来自岩层固有属性的覆岩载荷，另一方面是以煤柱为支撑点的“悬臂梁”结构产生的集中应力。进一步分析可知，该处集中应力由关键层“F”结构产生的弯矩影响。为此，笔者主要从关键层结构产生的弯矩角度，探索双翼工作面回采影响下集中应力调控方法。弯矩计算式如式（5）所示：
$$ \left\{\begin{array}{l} M=\dfrac{1}{2} F L \\ M=\dfrac{1}{L}E_I\theta \end{array}\right.$$ (5) 式中：M为弯矩，kN·m；F为载荷，kN；$E_I $为岩层刚度，Pa；L为悬臂长度，m；θ为采动破断角余角，(°)。
考虑工作面回采过程中，未破断悬臂梁垂向倾角一般较小，本文以上覆岩层载荷与悬臂长度2个参量为研究对象，探索关键层悬臂弯矩对双翼采区准备巷道围岩稳定性的影响规律。双翼工作面回采完毕后，准备巷道受两翼工作面叠加弯矩影响，准备巷道顶板“悬臂”结构示意，如图7所示。
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图 7 双翼采区“悬板”力学模型Figure 7. Presents a mechanical model of the cantilever in a double-wing mining area由图7可知，依据三铰拱的平衡理论，双翼采区“悬臂”结构的受力组成为：水平推力T，下部岩层产生的支承阻力及块体间剪切力R，岩层自重Q，上覆岩层载荷mQ，悬板长度L。据此，笔者提出双翼采区准备巷道所受等效弯矩计算式如式（6）所示：
$$ \left\{\begin{array}{l} M_{11}=\dfrac{1}{2}\left(m Q_{11}+Q_{11}-R_{11}\right) L_{11} \\ M_{12}=\dfrac{1}{2}\left(m Q_{12}+Q_{12}-R_{12}\right) L_{12} \\ M_{21}=\dfrac{1}{2}\left(m Q_{21}+Q_{21}-R_{21}\right) L_{21} \\ M_{22}=\dfrac{1}{2}\left(m Q_{22}+Q_{22}-R_{22}\right) L_{22} \end{array}\right. $$ (6) 进一步推导简化后可得准备巷道受等效弯矩影响表达式为：
$$ M=\dfrac{1}{2} \sum_{i=1, j=1}^n\left(m Q_{i j}+Q_{i j}-R_{i j}\right) L_{i j} $$ (7) 由式（7）可知，等效弯矩与关键层悬臂长度线性相关，通过有效方式削减悬臂长度L，可以极大程度上缓解采空区上覆岩层“长悬臂梁”结构对准备巷道的应力扰动。
3.3 切顶卸压护巷原理数值模拟分析
关键层悬臂长度是影响双翼采区准备巷道围岩稳定性的关键因素。针对许疃煤矿83下采区工作面回采完毕后，准备巷道产生变形破坏的问题，提出在双翼采区72316工作面终采线运用预裂爆破切顶卸压技术，大幅缩减悬臂长度L，减弱关键层悬臂结构中弯矩对准备巷道的影响程度。采用终采线深孔预裂爆破切顶卸压的应力阻断方式，主动截断超前支承应力传播的物理路径，降低准备巷道矿压显现程度，减少准备巷道维护成本，提高准备巷道的安全性。
深孔预裂爆破后炮孔自内向外依次形成粉碎区、压坏区和裂隙区，距爆源一定范围内，岩石强度降低，承载能力减弱，形成阻断超前支承应力传递的物理弱化区域。为模拟72316工作面终采线深孔预裂爆破切顶卸压后，爆破区域应力重分布的状态，对爆破卸压区域进行弱化处理，数值模拟中爆破弱化区域计算参数见表3。
表 3 爆破弱化区域计算参数Table 3. Calculation parameters of blasting weakening area区域 密度/（kg·m−3） 体积模量/GPa 剪切模量/GPa 黏聚力/MPa 内摩擦角/（°） 抗拉强度/MPa 爆破弱化区 2200 0.50 0.30 0.15 15 0.15 结合工程现场及以往施工案例，在爆破卸压对采区巷道不产生扰动的前提下，确定爆破卸压区域为终采线前方10～30 m范围内，数值模型中对72316工作面终采线位置前方5～15 m范围内进行弱化处理。72316工作面终采线切顶、不切顶条件下72煤顶板走向垂直应力，如图8所示。
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图 8 切顶/不切顶条件下72煤顶板走向垂直应力Figure 8. Vertical stress of 72 coal roof strike under roof cutting/non-roof cutting conditions由图8可知，双翼采区工作面回采完毕后，采空区两侧皆出现应力“凸峰”，72316工作面终采线预裂爆破切顶卸压后，有效缓解了终采线前方超前支承应力集中的现象，准备巷道顶板垂直应力由12.57 MPa降低至9.09 MPa，降幅27.68%，切顶护巷效果明显。分析原因，终采线切顶卸压后，上覆岩层内部形成爆破空腔和破碎带，工作面前方集中应力得到释放，受爆破卸压区应力阻断作用影响，终采线前方超前支承应力影响强度得到极大削减。预裂爆破切顶卸压后，破坏了上覆岩层“悬臂梁”结构，“悬梁”弯矩对准备巷道的影响大大降低，进一步降低准备巷道顶板围岩应力。预裂爆破切顶技术的实施，阻断超前支承应力传递至终采线前方准备巷道的路径，减弱采动应力场的主导作用，改变远端的应力分布规律，有效改善准备巷道围岩应力环境，实现远场卸压护巷。
3.4 切顶卸压高度优化
为确定72316工作面终采线最优切顶高度，进一步探索深孔预裂爆破切顶卸压应力阻断机理。依据上覆岩层厚度，分别模拟切顶高度为0、15.3、18.9、24.4、29.6、36.2、60.9 m的情况，封孔高度5 m。不同切顶高度条件下，距72316终采线前方不同位置处，工作面前方超前支承应力分布曲线，如图9所示。
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图 9 距72316工作面终采线不同位置处超前支承应力Figure 9. Advance abutment stress at different positions from the stop line of 72316 working face由图9可知，不切顶卸压情况下，72316工作面回采完毕后，终采线前方采动超前支承应力大幅增加，支承应力峰值为35.29 MPa。切顶后，爆破卸压区内煤层顶板垂直应力大幅降低，卸压中心区域最小垂直应力为5.74 MPa，有效阻断超前支承应力传递通道，验证了切顶卸压应力阻断技术的可行性。其中，切顶高度为15.3、18.9、24.4、29.6、36.2、60.9 m条件下，终采线前方超前支承应力峰值分别为36.14、33.25、29.10、26.65、24.68、24.53 MPa。切顶高度15.3～60.9 m范围内，随着切顶高度的增加超前支承应力峰值总体呈降低趋势，且降低幅度先增大后减小最后趋于稳定。考虑终采线深孔预裂爆破切顶卸压技术旨在预裂采空区上位关键层，降低上位关键层破断后形成的“长悬臂梁”结构产生的弯矩对准备巷道围岩稳定性的影响程度，且切顶高度超过36.2 m后炮孔底部进入62煤底板泥岩，爆破损伤易影响至上覆62煤层。据此，依据83下采区72煤工程现场地质钻孔结果及上位关键层的位置，综合考虑后最终确定终采线切顶高度为距工作面顶板36.2 m处，预裂高度至上位关键层上部，保证上位关键层的破断。
4. 终采线深孔预裂爆破工程
4.1 超前影响范围监测
为监测72316工作面回采过程中，超前支承应力影响范围，在72316工作面回风巷预埋分布式光纤，采用单端分布式光纤解调仪(AV6419型)和金属基索状应变感测光缆(NZS-DSS-C02型)，探索工作面前方超前支承应力演化规律。光纤监测钻孔位于回风巷预收线前方45 m，孔深40 m，垂直煤壁施工。此时，采煤工作面处于回采状态，采煤工作面距回风巷终采线132.72 m，距运输巷终采线188 m。72316工作面回风巷光纤测试结果，如图10所示。
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图 10 72316工作面回风巷光纤监测结果Figure 10. 72316 working face air return crossheading optical fiber monitoring results由图10可知，随着72316工作面的推进，光纤所受拉应变逐步增加。4月30日，在回风巷预埋分布式光纤并做初始监测，当日采煤工作面距回风巷终采线132 m，孔深20～30 m处最大拉应变为
2410 ×10−6。6月7日，当日采煤工作面距回风巷终采线85.14 m，光纤钻孔中拉应变大幅增加，孔深20 m处光纤最大拉应变为4990 ×10−6。6月28日，当日采煤工作面距回风巷终采线66.05 m，光纤最大拉应变为5605 ×10−6。6月7日开始，光纤拉应变相较于初始监测结果出现大幅升高现象，分析原因，此时光纤进入超前支承应力影响范围内，预埋光纤在终采线前方45 m，据此判断72316工作面超前支承应力影响范围大于130.14 m。72316工作面回风巷终采线位置距离83下采区准备巷道133.7 m，工作面回采完毕后，超前支承应力将影响到准备巷道，验证了数值模拟的准确性。准备巷道受双翼回采扰动的影响，准备巷道顶板围岩垂直应力显著增加，因此，亟需采取终采线预裂爆破切顶卸压工业现场试验，优化准备巷道围岩应力环境，提高矿井安全生产效率。4.2 终采线深孔预裂爆破工业试验
72316工作面终采线深孔预裂爆破切顶卸压技术，采用沿运输巷和回风巷钻孔，平行工作面终采线的深孔爆破技术方案。第1组预裂爆破位置：位于预计收作线前方（煤柱侧）15 m。第2组预裂爆破位置：位于预计收作线前方（煤柱侧）25 m，爆破高度36.2 m。72316工作面运输巷和回风巷间工作面斜长202.7 m。每组爆破位置设计10个钻孔，采用运输巷和回风巷联合布置方法，回风巷设计5个炮孔，运输巷设计5个炮孔，具体布置的剖面图，如图11所示。
72316工作面终采线前方深孔预裂爆破切顶卸压护巷技术工程现场于3月底爆破完毕，准备巷道设计规格(宽×高)：5 m×3.9 m。工作面正前方布置4个测点，2条巷外侧各布置1个测点，测点间隔50 m，工作面回风巷上部至运输巷下部依次为1～6号测点。对监测数据进行处理与分析，给出了观测期内准备巷道围岩变形量直方图，如图12所示。
由图12可知，83下采区准备巷道测点，于4月30日完成布置，测站布置后对围岩变形进行持续监测，采用十字布点法对巷道顶板及帮部变形量进行监测，分析切顶后巷道围岩变形情况。根据83下采区准备巷道表面位移监测结果显示，准备巷道帮部最大变形量62.5 mm，围岩最大变形率0.2 mm/d，准备巷道顶底板最大变形量105 mm，围岩最大变形率0.4 mm/d，围岩变形均在可控范围之内。结合终采线爆破切顶前后准备巷道现场效果（图13），发现在72316工作面终采线前方，施工顶板深孔预裂爆破切顶卸压技术，有效阻断超前支承应力向准备巷道传递的物理通道，同时降低覆岩关键层破断后形成的“长悬臂梁”结构产生的弯矩效应对准备巷道的影响，对准备巷道围岩稳定性控制起促进作用，准备巷道围岩变形量均在安全控制范围之内，准备巷道整体支护效果较好。
5. 结 论
1)双翼采动下两翼工作面超前支承应力影响至准备巷道，其中72315工作面回采完毕后，准备巷道顶板垂直应力增幅5.86%，72316工作面回采完毕后，准备巷道顶板垂直应力总增幅10.48%，分析双翼采区准备巷道出现变形破坏的原因为来自两翼工作面回采产生的叠加应力。
2）基于83下采区上覆岩层结构特征，分析双翼采区“长悬臂梁”结构产生的弯矩对准备巷道的影响，推导出等效弯矩计算方程。提出“主动减压”的终采线深孔预裂爆破切顶卸压技术，调控准备巷道顶板集中应力。相较于不切顶情况，切顶卸压后准备巷道顶板垂直应力降低27.68%。通过优化设计切顶高度，结合地质钻孔资料及关键层计算结果，确定最优切顶高度为36.2 m。
3）利用分布式光纤监测技术，监测双翼采区72316工作面超前支承应力影响范围超过130.14 m，超前支承应力影响至准备巷道。进行终采线深孔预裂爆破切顶卸压工业性试验后，准备巷道帮部最大变形量62.5 mm，围岩最大变形率0.2 mm/d，准备巷道顶底板最大变形量105 mm，围岩最大变形率0.4 mm/d，准备巷道围岩变形均在可控范围之内。
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图 1 83下采区煤层综合柱状图
Figure 1. Comprehensive histogram of main coal seam in 83 mining area
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图 2 83下采区准备巷道变形破坏及支护示意
Figure 2. 83 lower mining area preparation roadway deformation failure and support schematic diagram
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图 5 距72315工作面开切眼不同位置处顶板垂直应力
Figure 5. Vertical stress of roof at different positions of open-off cut in 72315 working face
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图 6 72316工作面终采线侧“悬臂”力学简化模型
Figure 6. Presents a simplified mechanical model of the 72316 working face stop line side cantilever.
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图 7 双翼采区“悬板”力学模型
Figure 7. Presents a mechanical model of the cantilever in a double-wing mining area
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图 8 切顶/不切顶条件下72煤顶板走向垂直应力
Figure 8. Vertical stress of 72 coal roof strike under roof cutting/non-roof cutting conditions
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图 9 距72316工作面终采线不同位置处超前支承应力
Figure 9. Advance abutment stress at different positions from the stop line of 72316 working face
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图 10 72316工作面回风巷光纤监测结果
Figure 10. 72316 working face air return crossheading optical fiber monitoring results
表 1 采区主要煤岩层物理力学参数
Table 1 Physical and mechanical parameters of main coal strata in mining area
岩层 密度/（kg·m−3） 体积模量/GPa 剪切模量/GPa 黏聚力/MPa 内摩擦角/（°） 抗拉强度/MPa 粉砂岩 2650 5.82 4.81 2.75 38 3.20 细砂岩 2690 7.50 4.22 4.80 36 3.01 泥岩 2520 3.30 1.96 1.20 30 1.04 煤 1310 1.52 1.41 1.25 32 0.25 
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表 2 关键层计算参数
Table 2 Key layer calculation parameters
序号 岩层 厚度/
m体积力/
（kN·m−3）弹性模量/
GPa抗拉强度/
MPa0 72煤 4.6 13 1.5 0.25 1 泥岩 5.0 24 16.0 1.04 2 细砂岩 10.3 28 37.0 3.01 3 泥岩 3.6 24 16.0 1.04 4 铝质泥岩 5.5 25 15.5 0.80 5 泥岩 5.2 24 16.0 1.04 6 细砂岩 7.4 28 37.0 3.01 7 泥岩 24.7 24 16.0 1.04 8 62煤 1.2 13 1.5 3.20
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表 3 爆破弱化区域计算参数
Table 3 Calculation parameters of blasting weakening area
区域 密度/（kg·m−3） 体积模量/GPa 剪切模量/GPa 黏聚力/MPa 内摩擦角/（°） 抗拉强度/MPa 爆破弱化区 2200 0.50 0.30 0.15 15 0.15
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