付振江，李春元

(1.河南能源化工集團(tuán) 焦作煤業(yè)(集團(tuán))有限責(zé)任公司，河南 焦作 454001；2.煤炭科學(xué)研究總院 深部開采與沖擊地壓研究院，北京 100013；3.中國礦業(yè)大學(xué)(北京) 力學(xué)與建筑工程學(xué)院，北京 100083)

近年來，隨著切頂卸壓工藝和技術(shù)的進(jìn)步及普及，無煤柱沿空留巷技術(shù)得到了快速發(fā)展，并進(jìn)行了大范圍推廣應(yīng)用[1，2]。國內(nèi)外專家學(xué)者針對(duì)沿空留巷巷道圍巖變形破壞規(guī)律及其控制技術(shù)開展了大量的理論與實(shí)踐研究，在沿空留巷頂板活動(dòng)規(guī)律及頂板控制[3-6]、切頂卸壓工藝[1，7]、恒阻大變形支護(hù)技術(shù)[8-10]、巷旁支護(hù)技術(shù)[11-13]、巷旁充填技術(shù)[14，15]等方面取得了大量成果，并在一定程度上解決了巷道頂板的大范圍下沉及局部冒頂問題，極大緩解了礦井的采掘銜接，提高了煤炭資源的回收率。

而隨采深增加，深部地應(yīng)力增高，在頂板及兩幫支護(hù)作用下，沿空切頂巷道圍巖應(yīng)力向底板轉(zhuǎn)移；加之煤層采高增大、巷道圍巖軟弱等影響，底板無支護(hù)空間極易產(chǎn)生大范圍底鼓破壞，巷道維護(hù)工程量及成本增加，制約了沿空留巷技術(shù)的應(yīng)用及發(fā)展。

基于此，現(xiàn)場監(jiān)測了深部沿空切頂巷道圍巖的變形破壞特征，分析了該類巷道圍巖應(yīng)力環(huán)境的轉(zhuǎn)變特征及底鼓破壞演化過程以及不同應(yīng)力擾動(dòng)階段下的底鼓破壞機(jī)制，對(duì)比了不同強(qiáng)化支護(hù)方案下巷道的底鼓變形破壞規(guī)律，給出了其應(yīng)用優(yōu)化建議，從而為深部沿空留巷圍巖穩(wěn)定性控制提供借鑒。

1 深部沿空切頂巷道變形破壞特征

1.1 工程地質(zhì)

河南能源化工集團(tuán)趙固一礦北翼16011工作面開采二1煤層，平均厚5.9m，煤層結(jié)構(gòu)簡單，以塊煤為主，煤層傾角為0°～8°；煤層埋深465.5～506.8m，根據(jù)地層柱狀圖、頂?shù)装邈@孔實(shí)際及文獻(xiàn)[16]結(jié)果，二1煤層頂?shù)装鍘r層參數(shù)見表1。

表1 16011工作面地層特征

16011工作面采用綜合機(jī)械化傾斜分層走向長壁后退式采煤法開采上分層煤層，采高3.5m，工作面傾向長度205.5m，走向長度638m，架后人工鋪設(shè)塑料網(wǎng)假頂，全部垮落法處理采空區(qū)，工作面布置如圖1所示，應(yīng)用單體液壓支柱配合π型梁支護(hù)工作面兩端頭和兩巷超前段。

16011工作面軌道巷矩形斷面，沿煤層頂板掘進(jìn)，巷道掘進(jìn)高度3600mm，凈高3500mm；巷道外段582m所在的斷面掘進(jìn)寬度4700mm，凈寬4500mm，斷面支護(hù)參數(shù)如圖2(a)所示。掘進(jìn)時(shí)，16011軌道巷頂板采用?20mm×2400mm無縱筋左旋螺紋鋼高強(qiáng)錨桿及?21.6mm×8300mm槽鋼梁錨索與點(diǎn)錨索補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)，槽鋼梁錨索每排3根，點(diǎn)錨索每排2根，呈“3-2-3-2”方式交叉布置，間排距1600mm×1600mm，并鋪?6.0mm鋼筋冷拔焊接網(wǎng)。

圖1 16011工作面巷道布置

切頂前，在16011軌道巷超前支護(hù)段以外每排再補(bǔ)打2根?21.6mm×11300mm恒阻點(diǎn)錨索補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)，間排距1600mm×1600mm，如圖2(b)所示；恒阻器長500mm，外徑72mm，允許變形量350mm，恒阻值33±2t，預(yù)緊力28t。補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)后，近超前支護(hù)段外口打設(shè)一排直徑48mm并與豎直方向呈15°的切頂鉆孔，孔深9m，間距0.6m；沿采場推進(jìn)方向，采用聚能管裝藥預(yù)裂爆破。同時(shí)，巷道超前支護(hù)段打設(shè)順山單體π型梁棚一梁三柱，棚距400mm。

圖2 沿空切頂巷道支護(hù)方案(mm)

當(dāng)16011軌道巷處于采場后方0～200m范圍時(shí)，將巷道超前支護(hù)所打設(shè)順山棚一梁三柱改為一梁兩柱支護(hù)，并在采空區(qū)側(cè)增加一排液壓抬棚支架支護(hù)，支架型號(hào)JZ4300-20/38，如圖2(b)所示，采空區(qū)側(cè)采用“可伸縮36U型鋼柱+金屬網(wǎng)”護(hù)幫。

當(dāng)沿空巷道處于一次采動(dòng)工作面后方200m以遠(yuǎn)時(shí)，受采動(dòng)影響小，先撤除抬棚支架，逐步撤除單體π型梁棚，最終只保留可伸縮U型鋼擋矸。

1.2 現(xiàn)場巷道圍巖變形破壞特征

工作面回采后，在采場后方200m以遠(yuǎn)，16011軌道巷底板未支護(hù)段的典型變形破壞嚴(yán)重。

當(dāng)抬棚支架撤除后，巷道底板底鼓，尤其實(shí)體煤側(cè)底板剪切滑移鼓起量較高，底鼓量達(dá)1.8m，單體柱整體陷底，局部陷底量達(dá)0.8m；且巷道兩幫側(cè)底鼓量非對(duì)稱分布，實(shí)體煤側(cè)底鼓量遠(yuǎn)高于切頂側(cè)，局部區(qū)域歷經(jīng)三次挖底后仍產(chǎn)生極大的底鼓變形，并難以控制。在沿空巷道切頂側(cè)幫部鼓幫明顯，鼓幫量約1.0m，局部U型鋼柱被擠彎，并向巷內(nèi)移動(dòng)，單體柱柱芯顯著降低，個(gè)別單體柱被壓斷。在實(shí)體煤側(cè)，巷幫煤體被壓碎，并產(chǎn)生一定的變形，局部地段單體柱柱芯量較少。而頂板大部分區(qū)域變較為破碎，局部出現(xiàn)錨網(wǎng)漏兜，頂板整體下沉量約0.4m。同時(shí)，巷道圍巖收縮變形量大，最窄處巷道凈寬由4.5m降低至2.5m左右，兩幫收縮量高達(dá)2.0m；巷道最低處凈高由3.5m降低至不足1.3m，頂?shù)装逡平扛哌_(dá)2.2m，斷面收縮率達(dá)79.4%，嚴(yán)重威脅礦井生產(chǎn)安全及職工生命安全。

2 深部沿空切頂巷道底鼓破壞力學(xué)機(jī)制

經(jīng)切頂卸壓后，深部沿空巷道頂板下沉量較小，一定程度上解決了巷道頂板的變形破壞問題，但底鼓破壞極為嚴(yán)重。結(jié)合表1知，16011工作面切頂深度9m小于頂板砂質(zhì)泥巖的平均厚度13.5m，頂板堅(jiān)硬中粒砂巖未完全切斷，加之深部開采堅(jiān)硬頂板覆巖載荷增高，使得巷道頂板仍具有一定的承載能力，并不斷作用于沿空巷道圍巖體，使得巷道圍巖力學(xué)環(huán)境變化，從而為底鼓破壞提供了力源。

2.1 深部沿空切頂巷道圍巖應(yīng)力變化實(shí)測

16011工作面開采前，在距切眼約60m的軌道巷內(nèi)布置了一測站，在巷道實(shí)體煤側(cè)幫中部、頂板正中及采場側(cè)巷幫中部安裝測力表監(jiān)測獲取了2根錨桿、1根錨索的受力變化，其中錨索測力點(diǎn)位于頂板中部；在采場側(cè)巷幫腰線附近向采場煤體內(nèi)打設(shè)了5m及10m深的鉆孔各1個(gè)，鉆孔間距1m，并在鉆孔內(nèi)安裝了鉆孔應(yīng)力計(jì)觀測了采場側(cè)的應(yīng)力變化規(guī)律，如圖3所示。

圖3 巷道超前區(qū)域圍巖應(yīng)力變化規(guī)律

由圖3(a)知，在巷道幫部錨桿受力高于頂板中部；距工作面距離20m以遠(yuǎn)即切頂前，錨桿(索)受力基本穩(wěn)定，而隨測點(diǎn)距采場距離減小即測點(diǎn)進(jìn)入已切頂區(qū)域時(shí)，巷幫受力增加，而頂板受力先降低再增加。因此，切頂后一次采動(dòng)時(shí)，采場頂板載荷向采場側(cè)及實(shí)體煤側(cè)巷幫轉(zhuǎn)移，導(dǎo)致采場側(cè)幫受力顯著增加，而切頂作用阻隔了部分采場頂板載荷向?qū)嶓w煤側(cè)傳遞，并使得實(shí)體煤側(cè)錨桿受力小于采場側(cè)；但實(shí)體煤側(cè)錨桿受力隨距采場距離減小一直處于增長之中，而采場側(cè)錨桿受力在距工作面距離小于6.5m時(shí)開始降低，為超前煤體卸荷破壞所致。同時(shí)，鉆孔應(yīng)力監(jiān)測表明，采場側(cè)巷幫淺部5m深鉆孔區(qū)域巖體受掘進(jìn)和一次采動(dòng)作用已產(chǎn)生部分破壞，實(shí)測鉆孔應(yīng)力在1.25MPa浮動(dòng)；而巷幫深部10m深鉆孔區(qū)域巖體在采場推進(jìn)至距鉆孔9.7m時(shí)應(yīng)力達(dá)最大值4.7MPa，隨后距采場越近，應(yīng)力降低，故采場側(cè)巷幫圍巖深部應(yīng)力有一應(yīng)力增長峰值。

同時(shí)，在16011軌道巷選取了靠近采場側(cè)的巷道頂板布設(shè)了7個(gè)錨索應(yīng)力計(jì)以獲取切頂前后巷道圍巖的受力變化情況，提取處理了距切眼190m、230m及350m處的錨索受力變化規(guī)律，如圖4所示。

由圖4可知，在采場前方頂板恒阻錨索受力值最大，其值達(dá)320.3kN，三處測點(diǎn)受力最大值相差很?。浑S采場距測點(diǎn)距離減小，錨索受力先小幅降低至約310kN，至采場前方約25～20m時(shí)恒阻錨索受力先小幅增加后又急劇降低。因此，切頂后一次采動(dòng)階段，采動(dòng)作用使得頂板運(yùn)動(dòng)與錨索受力相互作用并形成動(dòng)態(tài)調(diào)整，受切頂影響巷道超前20～0m階段頂板恒阻錨索受力降低，說明采場側(cè)支承壓力已逐步轉(zhuǎn)移至采場側(cè)頂板及煤體內(nèi)。而切頂后沿空留巷階段，滯后采場約24m，采場基本頂大范圍斷裂逐漸完成，錨索受力減小至約270kN。

圖4 切頂前后巷道頂板恒阻錨索受力變化

隨巷道滯后采場距離增加，采空區(qū)頂板運(yùn)動(dòng)逐漸趨于穩(wěn)定，錨索受力變化較??；而采空區(qū)內(nèi)由于上覆巖層的壓實(shí)作用，使得采空區(qū)側(cè)留巷圍巖應(yīng)力緩慢增加至覆巖載荷，但巷道實(shí)體煤側(cè)圍巖仍承受一定的上覆巖層結(jié)構(gòu)載荷，從而使得留巷階段巷道頂板錨索受力仍維持在270kN左右，與最大值相比也僅降低約50kN，故切頂后沿空留巷階段部分覆巖載荷仍通過巷道頂板傳遞至實(shí)體煤側(cè)幫部。

2.2 深部沿空切頂巷道圍巖應(yīng)力環(huán)境轉(zhuǎn)變特征

結(jié)合采動(dòng)圍巖支承壓力分布特征[17]，以其底鼓破壞演化過程為對(duì)象，分階段繪制深部沿空切頂巷道圍巖的力學(xué)轉(zhuǎn)換特征及變形破壞，如圖5所示。

圖5 深部沿空切頂巷道圍巖力學(xué)環(huán)境轉(zhuǎn)變及變形破壞狀態(tài)

由圖5(a)可知，掘進(jìn)后，巷道圍巖應(yīng)力重新分布，底板圍巖由三向受壓變?yōu)榈装鍦\部圍巖向掘進(jìn)空間卸荷，兩幫圍巖支承壓力q=kγH增加，k為掘進(jìn)擾動(dòng)下支承壓力集中系數(shù)，γ為覆巖體積力，H為采深。由于巷道兩側(cè)均為實(shí)體煤，僅受掘進(jìn)擾動(dòng)影響，兩側(cè)q基本一致，峰值距巷道幫部距離l相等。

而在巷道超前支護(hù)段切頂后，受一次采動(dòng)影響，采場超前支承壓力作用于采場側(cè)巷道圍巖，并與q疊加形成較高的支承壓力q2=k2γH，k2為切頂后采場側(cè)支承壓力集中系數(shù)，k2>k，距巷道幫部距離l2較l增加；向采場深部巖體受采動(dòng)影響一致，支承壓力基本不變。此時(shí)，切頂可阻隔部分超前支承壓力向?qū)嶓w煤側(cè)圍巖傳遞，但切頂線上方覆巖載荷仍可通過頂板向巷道實(shí)體煤側(cè)幫部傳遞部分壓力，并導(dǎo)致其支承壓力q1=k1γH高于q，k1為切頂后實(shí)體煤側(cè)支承壓力集中系數(shù)，但q1

在切頂后留巷初期，切頂線深度范圍內(nèi)的采空區(qū)頂板圍巖首先垮斷充填采空區(qū)，并作為留巷巷幫維護(hù)巷道空間；且在覆巖載荷作用下，巷道采空區(qū)側(cè)幫支承壓力由淺表的殘余支承壓力向深部逐漸恢復(fù)至原巖應(yīng)力γH。但受頂板切頂不徹底影響，切頂線上方部分載荷仍通過巷道頂板巖層傳遞至留巷實(shí)體煤幫部，并與q2疊加形成支承壓力q3=k3γH，k3為留巷實(shí)體煤幫支承壓力集中系數(shù)，使得q3>q1，q3峰值距煤幫的距離l3>l1，如圖5(c)所示；部分頂板載荷則仍作用于支護(hù)體，并使頂板錨索受力僅略低于一次采動(dòng)階段，仍可導(dǎo)致支柱陷底。

隨采場推進(jìn)，留巷遠(yuǎn)離采場，采空區(qū)頂板覆巖漸趨壓實(shí)并穩(wěn)定，巷道圍巖處于應(yīng)力平衡狀態(tài)，底鼓變形趨于穩(wěn)定。

2.3 不同應(yīng)力擾動(dòng)階段沿空切頂巷道底鼓破壞機(jī)制

受兩幫支承壓力變化影響，巷道底板的朗肯土壓力極限平衡狀態(tài)及塑性滑移面同步變化。結(jié)合滑移線場理論[17，18]建立了不同應(yīng)力擾動(dòng)階段下沿空切頂巷道的底鼓破壞力學(xué)模型，如圖6所示。

圖6 不同應(yīng)力擾動(dòng)階段沿空切頂巷道底鼓破壞力學(xué)模型

巷道切頂前，在掘進(jìn)擾動(dòng)下巷幫底板兩側(cè)巖體在區(qū)域ABC和A′B′C′內(nèi)形成主動(dòng)應(yīng)力區(qū)Ⅰ，在區(qū)域ABD、A′B′D內(nèi)則為過渡應(yīng)力區(qū)Ⅱ，如圖6(a)所示。由于k及掘進(jìn)擾動(dòng)范圍小，巷道兩幫側(cè)底板在相同q及其壓剪作用下變形趨于穩(wěn)定，Ⅰ、Ⅱ區(qū)對(duì)稱分布，使得兩極限平衡區(qū)交叉形成了作用于底板全斷面的被動(dòng)應(yīng)力區(qū)Ⅲ，即AA′D區(qū)域，滑移分界面AD與A′D對(duì)稱擠壓底板淺部已卸荷巖體，并造成底鼓破裂深度h相同，底板呈小幅度的對(duì)稱底鼓變形。

h可根據(jù)朗肯土壓力理論計(jì)算得出，為[18]：

式中，Hr為巷道頂板壓力拱高度，m；h0為巷道高度，m；C1、C2分別為頂板壓力拱內(nèi)煤巖體及底板巖體的內(nèi)聚力，MPa；φ、φ′分別為底板巖體及煤體內(nèi)摩擦角，(°)；l為煤層開采厚度，m；p0為巷幫支護(hù)阻力，kN；f為煤層與頂?shù)装褰佑|面的摩擦因數(shù)；f′為煤的堅(jiān)固系數(shù)；a為巷寬，m；ξ為三軸應(yīng)力系數(shù)，ξ=(1+sinφ′)/(1-sinφ′)。

同時(shí)，可根據(jù)過渡壓力區(qū)與被動(dòng)壓力區(qū)的滑移面上的滑動(dòng)力計(jì)算底板的最小支護(hù)載荷p為[18]：

式中，F(xiàn)為使Ⅱ、Ⅲ區(qū)巖體向底板空間的滑動(dòng)力，kN；ph為水平地應(yīng)力，kN。

巷道切頂后一次采動(dòng)階段，k1小幅增加，k2、q2顯著增加，l

在沿空留巷階段，采空區(qū)側(cè)幫支承壓力由淺部為0向深部恢復(fù)至原巖應(yīng)力γH，巷幫底板壓力小，難以形成極限平衡區(qū)，但采空區(qū)底板卸荷造成巷內(nèi)底鼓量在圖6(b)基礎(chǔ)上仍有一定增長，如圖6(c)。而由于采空區(qū)頂板覆巖載荷作用，q3>q1，l3>l1，受頂板及兩幫支護(hù)影響，巷幫圍巖應(yīng)力向底板無支護(hù)空間轉(zhuǎn)移，則在支承壓力及水平應(yīng)力共同作用下，底板深部巖體不斷向巷道內(nèi)滑移鼓起，并形成大范圍的單一極限平衡區(qū)，從而造成非對(duì)稱大變形破壞；且其破壞深度h3及支護(hù)載荷可根據(jù)(1)(2)計(jì)算。

當(dāng)二次采動(dòng)時(shí)，留巷圍巖應(yīng)力環(huán)境將再次改變，仍主要作用于留巷實(shí)體煤幫，而不斷產(chǎn)生類似于圖6(c)的非對(duì)稱大變形底鼓破壞。

根據(jù)表1，采用權(quán)重計(jì)算巷道壓力拱高度及底板破裂深度內(nèi)巖體的平均參數(shù)，計(jì)算公式為[19]

將趙固一礦頂?shù)装鍘r層參數(shù)代入式(3)，γ=27.4kN/m3，C1=27.5MPa，由于底鼓巖體節(jié)理、裂隙發(fā)育，底板巖體內(nèi)聚力低至C2=0.5MPa，φ′=34.9°，φ=34.7°；根據(jù)巷幫錨桿間排距S=0.8m，錨固力T=100kN按p0=T/S2[17]計(jì)算得p0=0.16MPa；在16011軌道巷通尺480m處進(jìn)行地應(yīng)力測試獲得該區(qū)域最大水平主應(yīng)力16.00MPa，垂直主應(yīng)力13.97MPa，則側(cè)壓系數(shù)為1.15，ph=1.15γH；k3取3[17]；結(jié)合a=4.5m，h0=l=3.5m，f′=1.3，并分別令H=300m、500m、700m、900m、1100m，代入式(1)、(2)，得到了不同采深p的變化規(guī)律，如圖7所示。

隨采深增加，p增加，H=500m時(shí)，p=13.99MPa；而16011工作面底板支護(hù)無法達(dá)到該值，但其可解釋深部沿空巷道即使采用極高的支護(hù)強(qiáng)度，仍難以完全控制底鼓破壞；但可據(jù)此提高底鼓滑移抵抗力，以削弱巷道圍巖應(yīng)力向底板轉(zhuǎn)移的能力。

圖7 不同采深下沿空切頂巷道底板支護(hù)荷載變化規(guī)律

3 深部沿空切頂巷道底鼓強(qiáng)化控制技術(shù)

3.1 底鼓強(qiáng)化控制方案及其變形破壞規(guī)律

基于16011軌道巷底鼓現(xiàn)狀及其破壞力學(xué)機(jī)制，在現(xiàn)有支護(hù)基礎(chǔ)上，開展了增加底梁強(qiáng)化支護(hù)試驗(yàn)。首先，在距切眼178～260m段巷道，開展了“液壓抬棚+一梁五柱+3.8m長礦用12#工字鋼底梁”高強(qiáng)支護(hù)試驗(yàn)，如圖8(a)所示。

圖8 深部沿空切頂巷道底鼓強(qiáng)化控制方案(mm)

隨后，又在260～637m段巷道應(yīng)用了“一梁三柱+底梁”限制性底鼓強(qiáng)化支護(hù)方案，如圖8(b)所示；其中底梁采用20MnK材質(zhì)，其屈服點(diǎn)大于355MPa，抗拉強(qiáng)度大于510MPa；高度為120±2mm，腿寬95±2mm，腰厚11±0.6mm。

現(xiàn)場應(yīng)用表面位移法觀測統(tǒng)計(jì)不同支護(hù)方案下16011軌道巷底鼓量變化，如圖9所示，圖中橫坐標(biāo)負(fù)值代表采場前方，正值代表采場后方。

圖9 沿空切頂巷道底板表面位移變化規(guī)律

由圖9(a)知，自超前采場70m至采場后方10m段，巷道內(nèi)測點(diǎn)底鼓變化量、底鼓速率均增加；采場后方10m以遠(yuǎn)，則降低。對(duì)比知，無底梁支護(hù)時(shí)，底鼓變化量、速率顯著高于底梁支護(hù)；采場后方0～30m段底鼓速率最高，達(dá)69mm/d，此段底鼓變化量達(dá)621mm；而加底梁后，高強(qiáng)度支護(hù)下底鼓速率最高僅43mm/d，底鼓變化量396mm，限制性底鼓支護(hù)下底鼓速率最高為46mm/d，底鼓量400mm。因此，加底梁支護(hù)后，底鼓變化量最大可降低約220mm，底鼓速率下降約33.3%；但高強(qiáng)度支護(hù)與限制性底鼓支護(hù)最大底鼓速率僅相差3mm/d，最大底鼓變化量也僅差4mm，差異不大。

而巷道累計(jì)底鼓量在超前采場70～10m段緩慢增加，滯后采場0～40m段急劇增加，采場40m以遠(yuǎn)則趨于穩(wěn)定。且無底梁支護(hù)時(shí)，累計(jì)底鼓量最大達(dá)1772mm；但限制性底鼓及高強(qiáng)度支護(hù)時(shí)，其分別為968mm、862mm，兩者相差較小，而底鼓量可降低804mm以上。故高強(qiáng)度支護(hù)控制底鼓破壞效果最好，限制性底鼓支護(hù)次之，無底梁支護(hù)最差。

因此，高強(qiáng)度支護(hù)雖然變形速率及變形量減小，但支護(hù)密集，人員勞動(dòng)強(qiáng)度大，回撤處理工程量大。限制性底鼓支護(hù)控制效果與高強(qiáng)度支護(hù)相當(dāng)，成巷效果較好，可避免頻繁翻修，最適于控制深部沿空切頂巷道的底鼓變形破壞。

3.2 現(xiàn)場底鼓控制應(yīng)用效果及應(yīng)用優(yōu)化

現(xiàn)場大范圍應(yīng)用“一梁三柱+底梁”限制性底鼓強(qiáng)化技術(shù)后，深部沿空切頂巷道底鼓變形破壞程度得到了有效控制。巷道變形量顯著減小，雖有一定底鼓但可滿足生產(chǎn)需求，留巷空間得到了有效控制，實(shí)現(xiàn)了讓中有抗，抗中有讓，既釋放了部分底板應(yīng)力，又保證了巷道整體穩(wěn)定。

同時(shí)，留巷內(nèi)單體柱棚間距400mm仍過密，局部巷道圍巖壓力增大仍易導(dǎo)致支柱陷底。建議根據(jù)頂板關(guān)鍵層及其厚度增加切頂深度以將其采空區(qū)載荷徹底甩掉；以此在保證留巷空間下降低支柱的密度。局部巷道圍巖壓力增大時(shí)，在滯后采場20m左右將原支護(hù)方案中應(yīng)用的3.5m高的單體柱更換為3.15m，以防止支柱壓死或彎折斷裂，從而保證深部沿空切頂留巷巷道的安全和生產(chǎn)應(yīng)用要求。

4 結(jié) 論

1)將深部沿空切頂巷道的圍巖應(yīng)力環(huán)境轉(zhuǎn)變劃分為掘進(jìn)后切頂前、切頂后一次采動(dòng)及沿空留巷三階段，并指出：掘進(jìn)后切頂前，巷道圍巖兩幫切向支承壓力較小，且相同；切頂后一次采動(dòng)階段，巷道采場側(cè)幫部支承壓力顯著增加，而實(shí)體煤側(cè)增長??；沿空留巷階段，受采空區(qū)頂板載荷影響，實(shí)體煤幫側(cè)向支承壓力增加程度更高。

2)結(jié)合滑移線場理論建立了不同應(yīng)力擾動(dòng)階段下沿空切頂巷道的底鼓破壞力學(xué)模型，研究了三階段巷道底板呈小變形對(duì)稱底鼓、采場側(cè)高于實(shí)體煤側(cè)的非對(duì)稱底鼓變形及實(shí)體煤側(cè)高于采空區(qū)側(cè)的非對(duì)稱大變形底鼓破壞機(jī)制，并指出：隨采深增加，沿空切頂巷道底板支護(hù)荷載增加。

3)“一梁三柱+底梁”限制性底鼓強(qiáng)化支護(hù)后，底鼓速率下降約33.3%，底鼓量可降低804mm以上，并與高強(qiáng)度支護(hù)效果相當(dāng)，避免了頻繁翻修，適用于控制深部沿空切頂巷道圍巖的變形。