王俊峰，王 恩，陳冬冬，張 晴，陳 平，董智宇，閆志強,3，肖海濱

(1.太原理工大學 礦業(yè)工程學院，山西 太原 030024; 2.中國礦業(yè)大學(北京) 能源與礦業(yè)學院，北京 100083; 3.山西汾西礦業(yè)集團有限責任公司，山西 晉中 032000; 4.山西汾西礦業(yè)集團有限責任公司 賀西煤礦，山西 呂梁 033300)

無煤柱開采可提高煤炭資源采出率、延長礦井壽命、減少巷道掘進量、治理瓦斯超限等，是一項有利于改善礦井技術經濟效果和安全生產的先進煤炭開采工藝。沿空留巷作為無煤柱開采的一項重要技術，在工程實踐中不斷發(fā)展與完善，但其變形與破壞問題依舊制約留巷的深入發(fā)展。由塑性力學可知，巖土塑性變形主要由偏應力引起，偏應力能控制圍巖的畸變與破壞[1-2]。鑒于此，研究沿空留巷圍巖偏應力的分布與演化規(guī)律，對巷道圍巖支護設計具有重要參考價值。

近年來，我國學者針對沿空留巷與偏應力的研究均取得了諸多有益的成果:沿空留巷方面，何滿潮等[3-6]提出無煤柱自成巷技術，該技術在我國各大礦區(qū)中取得了成功應用;譚云亮等[7-9]分析了厚層堅硬頂板、硬頂軟底留巷條件下礦壓顯現(xiàn)特征，提出適合該條件下的留巷圍巖綜合控制技術;胡濤等[10]研究了深孔爆破切頂對巷道圍巖應力及位移分布間的相互作用關系，揭示了留巷圍巖控制機理;康紅普等[11]研究發(fā)現(xiàn)深部與淺部沿空留巷在基本頂巖層回轉變形、頂板破斷位置等方面存在顯著差別;張國鋒等[12]研究了切頂卸壓沿空留巷條件下頂板上覆巖層斷裂結構特征，推導得出了側向基本頂2種斷裂位態(tài)下圍巖結構運移規(guī)律;張吉雄等[13]認為影響固體密實充填留巷巷旁支護體變形和失穩(wěn)的主要因素為夯實充填體過程中傳遞的側壓力;張禮等[14]針對大傾角煤層已采空區(qū)域矸石下滑特征提出切頂成巷技術，揭示了上覆頂板處于超靜定結構狀態(tài)時更益于留巷的整體穩(wěn)定；趙勇強等[15]基于構建多指標多層次留巷穩(wěn)定性評價系統(tǒng)模型，研究闡明了各指標權重與其等級分類的具體標準，揭示了沿空留巷圍巖的穩(wěn)定性等級，進而制定留巷圍巖二次支護技術;謝文兵[16]通過分析綜放沿空留巷圍巖運移規(guī)律，系統(tǒng)總結了基本頂斷裂位置、充填體寬度等因素對沿空留巷圍巖穩(wěn)定性的影響;姜鵬飛等[17]研究表明留巷基本頂內的水平和垂直應力變化程度明顯小于直接頂，滯后工作面段留巷圍巖受采動影響下垂直應力變化最為劇烈。偏應力方面，余偉健、馬念杰等[2,18]推導出巷道圍巖偏應力場的解析表達式，分析了不同側壓系數(shù)下巷道圍巖塑性區(qū)和偏應力演化規(guī)律;許磊等[19]研究煤柱下底板偏應力場分布特征，分析了煤柱寬度、距煤柱距離等對偏應力分布的影響;潘岳等[20]通過理論分析推導了巷道開挖后圍巖偏應力能、彈性能釋放量與地應力三者之間的關系表達式;謝生榮等[21]通過數(shù)值模擬研究了深部充填開采沿空留巷圍巖偏應力的分布規(guī)律，揭示了留巷圍巖非對稱變形機制。

以上學者豐富了沿空留巷與偏應力的研究成果，對巷道圍巖穩(wěn)定性控制具有深遠的指導意義，但針對窄柔模墻體充填下留巷圍巖偏應力鮮有研究。為此，筆者以山西呂梁賀西礦3301留巷試驗段為研究對象，通過實驗室試驗確定了混凝土充填材料的單軸抗壓強度，對工作面推進一定距離時不同測面巷道圍巖偏應力與塑性區(qū)分布與演化規(guī)律進行了系統(tǒng)研究，揭示了留巷圍巖非對稱變形特征，據此提出分區(qū)非對稱圍巖耦合控制技術，為指導類似條件下留巷支護提供參考。

1 工程概況

山西汾西礦業(yè)集團賀西礦3301工作面是3號煤層的首采工作面，工作面長170 m，埋深205.5～412.5 m，平均埋深298 m，3301工作面運輸巷布置在3號煤層中，采用半原位留巷方式將巷道保留下來，供3302工作面回采時做材料巷使用，3301留巷為3號煤層首采工作面的留巷試驗段。運輸巷與采空區(qū)之間采用柔模混凝土充填封閉采空區(qū)，巷旁柔?；炷脸涮顗w留設寬度為1.7 m。

3號煤厚1.40～1.95 m，平均厚度約1.76 m，煤層平均傾角3°，3號煤厚層狀，結構復雜，內生裂隙發(fā)育，含有1層厚0.03～0.05 m的夾矸，以炭質泥巖與黑色泥巖為主，較穩(wěn)定，煤巖層綜合柱狀圖如圖1所示。

2 偏應力指標概述

圍巖處于靜水壓力狀態(tài)時，對于相互垂直的主應力σi(i=1,2,3)，有σ1=σ2=σ3。巷道開挖后原巖應力遭到破壞，存在σ1≥σ2≥σ3，使

(1)

圖1 煤巖層柱狀圖Fig.1 Coal and rock strata histogram

(2)

開挖后的巷道淺部圍巖剪應力集中，圍巖釋放能量變形卸載，卸載過程必然產生偏應力[20]。偏應力是水平、鉛直與切向應力等的綜合，可用來表征材料在荷載下剪應力的分布情況，揭示了巖體變形與破壞的本質力源主要是剪應力引起的。

3 巷旁混凝土充填體力學試驗

賀西礦3301工作面運輸巷沿空留巷巷旁充填體為柔模混凝土，主要起及時封閉采空區(qū)、防止采空區(qū)自然發(fā)火和漏風、減少覆巖下沉以及控制直接頂離層等作用[22]。柔模墻體主要由柔模袋、泵送充填混凝土、接頂緩沖層等組成，其中柔模袋具有自成型、支設速度快、透水不透漿、不回收以及尺寸自制等特點。巷旁自制密實混凝土配比的確定主要是基于巷旁柔?；炷脸涮铙w強度P(kN/m2)與寬度d(m)之間的關系[23-24]:

Pq≤Pd

(3)

其中，Pq為巷旁混凝土充填體所需的承載力，kN/m。在給定巷旁柔?；炷翆挾葹?.70 m的情況下，結合關系式(3)計算得出所需的巷旁柔模混凝土強度，進而采用水泥、沙、碎石、水、質量分數(shù)為0.04%的泵送劑及0.2%的早強劑配置不同比例的混凝土，并通過室內實驗室力學試驗，結合礦方現(xiàn)場實踐經驗綜合確定適合的材料配比及水灰比,見表1。

表1 混凝土充填材料配比Table 1 Concrete filling material ratio

為分析混凝土充填料漿在上述配比下的抗壓強度，進行實驗室混凝土單軸抗壓強度力學特性試驗。通過在實驗室內制作φ50 mm×100 mm的標準圓柱體試件，對試件表面進行覆蓋，使混凝土在恒溫潮濕條件下養(yǎng)護，對養(yǎng)護不同齡期的混凝土試件進行單軸抗壓強度測試。圖2為實驗室試驗確定的混凝土單軸抗壓強度與齡期關系曲線。

圖2 混凝土抗壓強度-齡期曲線Fig.2 Concrete compressive strength-age curves

由圖2可知,混凝土強度與齡期存在快速增長期(0～3 d)、緩慢增長期(3～28 d)和穩(wěn)定期(>28 d)3個關鍵時期?；炷猎?～3 d內抗壓強度迅速增長，3 d后強度可達到12.08 MPa，其強度達到最大強度的43%以上，可基本抵抗頂板圍巖的下沉變形;3～28 d內混凝土強度仍呈增長趨勢，但增長速度放緩，養(yǎng)護28 d時混凝土強度為27.96 MPa，其強度能達到最大強度的99%以上，完全可以使用;28 d后混凝土強度逐漸達到最大值28 MPa并保持不變，即柔?；炷练逯悼箟簭姸燃s28 MPa。

根據賀西礦現(xiàn)場工程實踐經驗，確定3301相鄰工作面周期來壓步距為17 m，且來壓時所需巷旁承載能力為11～14 MPa。由3301工作面的推進度及柔?；炷脸涮罟に嚳芍?，單體柱支設2 d后需將其安全回收，經計算3301工作面回采留巷第9天會發(fā)生周期來壓，結合圖2可得，混凝土養(yǎng)護8 d后其抗壓強度達到16.5 MPa，即周期來壓時巷旁混凝土的抗壓強度大于所需的巷旁承載能力。因此，巷旁混凝土充填體滿足3301工作面巷旁支護穩(wěn)定性條件。

4 巷道圍巖變形數(shù)值分析

4.1 模型建立

為分析賀西礦3301工作面運輸巷沿空留巷圍巖受工作面回采擾動的變形與破壞規(guī)律，構建如圖3所示的數(shù)值模型。模型中工作面傾斜方向取140 m，推進方向取200 m，由此組成模型尺寸為200 m×140 m×90 m(長×寬×高)，節(jié)點數(shù)量3 516 790個，網格數(shù)量3 439 800個，留設柔模后巷道矩形斷面尺寸為2.7 m×2.5 m，模型中X軸方向為3301工作面走向，Y軸方向為工作面傾向，Z軸代表豎直方向。模型中采空區(qū)的處理方法為自然垮落法，1.7 m寬的柔模墻體用充填體代替，充填體及煤巖層均采用Coulomb-Mohr本構關系。

圖3 沿空留巷數(shù)值計算模型Fig.3 Numerical calculation model of gob-side entry retaining

研究表明[25]:井下原位巖體與完整巖體相比，原位巖體中存在大量的節(jié)理和裂隙。MEDHURST和BROWN[26]指出，節(jié)理與裂隙的存在會影響巖體的強度，實驗室試驗獲得的完整煤巖石試樣的力學性能遠遠大于原位巖體，因此，通過室內試驗獲得的完整煤巖石參數(shù)不能直接用于數(shù)值模擬?；贖oek-Brown破壞準則[27-28]，將實驗室試驗結果計算處理得出煤巖體力學參數(shù)見表2。

表2 煤巖層力學參數(shù)Table 2 Mechanical parameters of coal and rock

賀西礦實際開挖步距為2 m，為了更好地模擬工作面開挖，模擬中開挖步距為2 m，采用分步開挖的方式模擬工作面一挖一充，即開挖2 m充填2 m。工作面推進100 m時固定工作面所在位置，對超前與滯后工作面不同位置頂板、底板、實體煤幫與充填體分別布設測線，對偏應力進行監(jiān)測并提取數(shù)據，分析不同測面留巷圍巖偏應力分布云圖，進而揭示留巷圍巖偏應力分布與時空演化規(guī)律，為巷道圍巖控制提供參考依據。

4.2 留巷圍巖偏應力與塑性區(qū)演化規(guī)律

4.2.1沿巷道軸向圍巖偏應力分布特征

3301工作面回采后對運輸巷巷旁進行柔模混凝土充填留巷，工作面推過100 m后沿巷道軸向方向圍巖偏應力分布如圖4所示。

(1)超前工作面段巷道圍巖偏應力分布。由圖4可知,受3301工作面采動影響，巷道頂板、底板、回采側與實體煤側超前采動影響較明顯區(qū)分別約26,15,22和22 m，距工作面位置越遠，受煤層采動影響越小，偏應力分布逐漸趨于穩(wěn)定。

(2)滯后工作面段留巷圍巖偏應力分布。由圖4(b)可知,滯后工作面段頂板與底板受煤層采動影響較明顯區(qū)分別約38 m和19 m，隨著滯后工作面距離增大，采空區(qū)垮落矸石被壓實并逐漸承載，偏應力值緩慢升高并逐漸趨于穩(wěn)定。

圖4 工作面推進100 m時巷道軸向偏應力云圖Fig.4 Deviatoric stress nephogram of axial direction of roadway when working face advancing distance 100 m

綜上所述，受工作面開采影響，超前工作面段影響較明顯區(qū)頂板、底板、實體煤幫和回采側范圍分別為26,15,22和22 m，滯后工作面段頂板與底板受煤層開采擾動影響距離分別約38 m和19 m，距離工作面位置越遠，偏應力分布漸趨穩(wěn)定，巷道圍巖穩(wěn)定性逐漸增強。鑒于此，留巷支護設計時，應確保巷道頂板超前工作面26 m范圍內采取支設單體柱、兩幫超前工作面22 m范圍內打錨索等加強支護措施，實現(xiàn)超前工作面段巷道圍巖穩(wěn)定性。工作面開采后，需及時對巷旁充填體進行加固，提升柔模墻體對頂板圍巖的承載力。

4.2.2留巷圍巖偏應力分布特征

工作面推過100 m后不同測面巷道圍巖偏應力分布云圖如圖5所示。

由圖5可知,測面為100 m時，巷道圍巖偏應力峰值帶主要位于頂?shù)装?，呈對稱橢圓狀分布，巷道兩幫偏應力值明顯小于頂?shù)装?當測面移動至20 m時，頂?shù)装迤珣Ψ逯祹ч_始發(fā)生偏轉，測面為5 m時，偏應力峰值明顯發(fā)生偏轉，頂板偏應力峰值帶偏向于實體煤側，底板偏應力峰值帶偏向于回采側，呈明顯非對稱分布特征。因此，測面由100 m移動至5 m的過程中，偏應力峰值帶主要呈對稱橢圓狀→非對稱圓狀的形態(tài)演化;峰值帶位置主要由巷道頂?shù)装濉鷮嶓w煤頂幫角與回采側底幫角偏轉演化。

滯后工作面段，留巷圍巖偏應力峰值帶主要位于實體煤頂幫角深處，實體煤幫中上部偏應力明顯大于下部，呈明顯非對稱分布。當測面位于-5 m時，偏應力峰值帶形態(tài)由5 m時的非對稱圓狀突然演化為實體煤頂幫角深處的窄“條帶狀”，且偏應力峰值明顯高于超前工作面段。測面由-5 m逐漸移動至-100 m過程中，“條帶狀”分布的偏應力峰值帶由窄向寬演化;距離工作面位置越遠，偏應力峰值越大，且偏應力峰值帶呈向實體煤幫偏轉的趨勢。

綜上所述，測面由工作面超前段移動至滯后段的過程中，巷道圍巖偏應力峰值帶近似呈對稱橢圓狀→非對稱圓狀→窄“條帶狀”→寬“條帶狀”的形態(tài)演化。偏應力峰值帶位置由巷道頂?shù)装濉鷮嶓w煤側頂幫角與回采側底幫角→實體煤頂幫角深處→實體煤幫偏轉演化。受工作面回采影響，20 m測面后的偏應力峰值帶形態(tài)整體上呈非對稱狀分布，實體煤側頂板偏應力峰值帶距頂板表面距離明顯小于回采側頂板，留巷實體煤幫偏應力峰值區(qū)主要集中于中上部。

4.2.3留巷圍巖偏應力分布曲線

圖6為工作面推過100 m后不同測面巷旁充填體、實體煤、頂板與底板偏應力分布曲線。

由圖6(a)可知，充填體側偏應力曲線整體近似呈“峰形”分布，偏應力峰值主要集中于充填體中部位置。測面由-5 m移動至-100 m的過程中，偏應力值呈增大趨勢，即距離工作面位置越遠，偏應力峰值越大，但偏應力值變化不大，說明混凝土充填后逐漸承載，且承載力變化不大。

由圖6(b)可知，實體煤側偏應力曲線整體上呈線性增大至峰值，峰值后以負指數(shù)關系逐漸降低，之后漸趨穩(wěn)定。超前工作面段，即測面為100 m移動至5 m的過程中，偏應力值呈增大趨勢，測面為5 m時偏應力峰值最大，峰值距巷道表面1.92 m。當測面滯后工作面時，偏應力峰值距巷道表面由1.92 m突然增大至3.36 m，偏應力值明顯增加，峰值突然由測面5 m處的4.45 MPa增大至-5 m時的6.02 MPa，滯后工作面距離越遠，偏應力越大。

由圖6(c)可知，超前工作面段頂板偏應力近似以線性關系增長至峰值，峰值后以負指數(shù)關系降低并趨于穩(wěn)定，距工作面越近，偏應力峰值越大，當測面由20 m移動至5 m時，偏應力峰值距頂板表面由4.0 m增大至4.5 m，偏應力峰值增大;滯后工作面段，偏應力峰值距頂板表面距離由4.5 m突然增大至6.0 m，偏應力以“類對數(shù)”關系增長至峰值，峰值后以“負指數(shù)”關系逐漸降低并趨于穩(wěn)定;滯后工作面距離越遠，偏應力值越大，即測面為-100 m偏應力峰值為7.72 MPa。

由圖6(d)可知，底板偏應力分布曲線主要以線性增長至最大值，峰值后以“負指數(shù)”關系逐漸降低并趨于穩(wěn)定。超前工作面段底板偏應力峰值帶距巷道底板表面2.0 m，且距工作面越近，偏應力峰值越大;當測面滯后工作面時，即測面由5 m移動至-5 m時，偏應力峰值距底板表面距離由2.0 m增大至3.0 m，偏應力峰值增大;距工作面越遠，偏應力峰值越大，即測面為-100 m時偏應力峰值為5.52 MPa。

4.2.4留巷圍巖塑性區(qū)分區(qū)域演化規(guī)律

工作面推進100 m時不同測面巷道圍巖塑性區(qū)分布如圖7所示。

由圖7可知，巷道圍巖塑性區(qū)表現(xiàn)為明顯的分區(qū)域演化特征。測面為100 m時巷道頂板、底板、實體煤與回采幫塑性區(qū)深度分別為3.02，2.58，1.94和1.35 m;隨測面逐漸接近工作面，巷道圍巖塑性區(qū)呈分區(qū)域演化特征，巷道頂板塑性區(qū)向實體煤側偏轉，而底板呈向回采側偏轉的趨勢，巷道實體煤側頂幫角塑性區(qū)大于底板處，這亦與圖5中留巷圍巖偏應力分布近似一致。當測面滯后于工作面時，留巷圍巖塑性區(qū)范圍明顯擴大，且呈明顯的分區(qū)域演化特征，頂板塑性區(qū)逐漸向采場側頂板深部演化，實體煤側塑性區(qū)主要向頂幫角深處擴展，且頂幫角塑性區(qū)大于底板處，實體煤幫塑性區(qū)深度最大為3.42 m，距工作面越遠，留巷圍巖塑性區(qū)范圍呈增大趨勢;留巷巷旁柔?；炷脸涮铙w始終處于塑性狀態(tài)。

綜合上述巷道圍巖偏應力與塑性區(qū)分析可知，留巷后頂板、實體煤幫偏應力與塑性區(qū)呈明顯的非對稱分布特征，回采側頂板偏應力峰值帶與塑性區(qū)范圍明顯大于實體煤側，留巷實體煤幫中上部出現(xiàn)偏應力峰值帶，且留巷實體煤側中上部塑性區(qū)范圍大于下部。由于留巷后頂板與實體煤幫破壞范圍均超過了普通錨桿的支護范圍，因此，為保證留巷圍巖的整體承載力，需對頂板與實體煤幫補打錨索加強支護(頂板錨索采用φ17.8 mm×6 300 mm高強高預緊力鋼絞繩錨索，實體煤幫為φ17.8 mm×4 000 mm的高強高預緊力鋼絞繩錨索)，保證將淺部破裂圍巖錨固至深部穩(wěn)定巖層中，充分發(fā)揮深淺部圍巖的協(xié)同控制作用。由于留巷巷旁混凝土充填體始終處于塑性狀態(tài)，且柔模混凝土支設2 d后其抗壓強度不足8 MPa(圖2)，即柔模混凝土澆筑后達到所需強度需要一定的時間和空間，則在該時間與空間內必須對柔?；炷吝M行加強支護，避免巷旁充填體強度不足或變形過大造成留巷支護結構的整體失穩(wěn)。

5 沿空留巷圍巖控制機理與技術

5.1 留巷圍巖支護機理

工作面回采留巷后，留巷圍巖在偏應力的作用下發(fā)生剪切破壞，圍巖強度及穩(wěn)定性明顯降低，容易發(fā)生垮落及垮幫等現(xiàn)象。本文基于分析留巷圍巖偏應力與塑性區(qū)分布特征，將偏應力峰值帶與塑性區(qū)輪廓線繪制如圖8所示。

將沿空留巷圍巖以偏應力峰值帶與塑性區(qū)輪廓線為邊界劃分為2個區(qū)域，揭示了沿空留巷頂板與實體煤幫破壞呈明顯的非對稱特征。鑒于此，提出沿空留巷窄柔模墻體拉筋配合鐵板加固輔以單體支柱護墻+巷內強力雙排單體支柱+實體煤幫與頂板高強高預緊力非對稱錨桿索的分區(qū)非對稱耦合控制技術。沿空留巷圍巖被劃分為3個區(qū)域，即實體煤幫A區(qū)、留巷頂板B區(qū)(巷內頂板I區(qū)、柔模墻體頂板II區(qū)和采空區(qū)頂板III區(qū))和柔模墻體C區(qū)。留巷圍巖控制機理如下:

(1)錨索穿過偏應力峰值帶以控制偏應力峰值帶以里不穩(wěn)定巖體。工作面回采穩(wěn)定后沿空留巷圍巖偏應力峰值帶與塑性區(qū)輪廓線如圖8所示。研究[21]表明，留巷需控制偏應力峰值帶以里不穩(wěn)定巖體的穩(wěn)定，并對留巷巷旁充填體及頂板重點加固。因此，留巷實體煤幫A區(qū)、留巷頂板B區(qū)靠近實體煤側錨索均穿過偏應力峰值帶與塑性區(qū)輪廓線范圍，并在巷內布置強力雙排單體柱加強支護，將淺部錨桿支護形成的淺部主承載結構體與深部錨索支護形成的次承載結構聯(lián)接成一錨固復合承載結構。該錨固復合承載結構的形成可有效改變圍巖受力狀態(tài)，抑制圍巖彎曲變形、拉剪破壞的出現(xiàn)，控制應力場內圍巖滑移、裂隙擴展及新裂紋產生等擴容現(xiàn)象，保持圍巖完整性，確保支撐阻力的有效傳遞，提高頂板巖層的抗剪及抗彎性能[29-36]。

(2)采空區(qū)側單體支柱網墻結構的形成可有效分擔頂板載荷。采空區(qū)頂板(Ⅲ)采用錨桿+金屬網支護后在圓木的切頂阻力下，沿圓木外邊緣破斷，造成圓木外側頂板的鋼筋梁彎曲變形，進而在彎曲的鋼筋梁、垂吊的鋼塑網以及圓木共同作用下形成一網墻結構，該網墻結構不但提升了充填區(qū)域側向頂板的完整性和承載性，且能分壓承載部分頂板載荷，并在一定時間內充當復合承載結構支撐點，使其在一定程度上延緩巷旁柔模充填體承載時間，有效增強巷旁柔模承載時的強度。

(3)柔模墻體(C區(qū))拉筋配合鐵板加固輔以單體柱支護。由圖2可知，巷旁混凝土充填體支設2 d后其抗壓強度不足8 MPa，且窄柔?；炷脸跏汲涮詈笞冃瘟看螅璨扇±钆浜翔F板加固并輔以單體柱支護。柔模袋中泵注的自制密實混凝土與其內部穿孔拉筋及配套鐵板可形成柔?；炷翉娏Τ休d結構(圖9)，該承載結構即繼承了混凝土連續(xù)整體支護的剛度，又在側向約束力作用下使其呈三向受壓狀態(tài)，其自身承載能力得到顯著提高，且極大地限制柔模混凝土的側向外移，防止其產生過大變形，增強結構完整性與穩(wěn)定性[37-38]。單體液壓支柱作為巷旁柔模混凝土的臨時加強支護，一方面可在混凝土成型凝固前提供較大的支護阻力，承擔頂板載荷，控制直接頂與基本頂?shù)碾x層及基本頂?shù)幕剞D變形速率，還可作為一個傳遞體將頂板壓力傳遞至底板，并對底板施加反向約束力，提高底板的支護強度，實現(xiàn)控制底臌的作用[39];另一方面單體支柱具有一定的可縮性，可與基本頂?shù)幕剞D變形相協(xié)調，避免其穿頂和破底現(xiàn)象的出現(xiàn)。

5.2 支護參數(shù)

巷道頂板采用φ20 mm×2 200 mm的螺紋鋼錨桿，間排距為900 mm×900 mm，并配置有φ14-60-4500-6的鋼筋圈梁壓金屬網，邊角錨桿距離兩幫200 mm，與頂板呈80°夾角。巷道中部每排布置2根φ17.8 mm×6 300 mm的高強高預緊力鋼絞繩錨索，間排距1 500 mm×900 mm。巷道兩幫采用φ16 mm×1 800 mm的圓鋼樹脂錨桿，間排距800 mm×900 mm，配套使用φ14-60-1800-3的鋼筋圈梁壓金屬網支護，實體煤幫采用每排2根φ17.8 mm×4 000 mm的高強高預緊力鋼絞繩錨索加強支護，間排距900 mm×900 mm，上方第1排錨桿與錨索分別距離頂板300 mm和630 mm。

在工作面機頭三角區(qū)直接頂從煤幫向工作面鋪設3.1 m×1.1 m的鋼塑網，采用每排4根φ20 mm×2 200 mm的螺紋鋼錨桿配合2.9 m長鋼筋圈梁壓鋼塑網維護，間排距900 mm×1 200 mm，巷道側第1根錨桿距巷道角錨桿650 mm。距實體煤幫5 200 mm處支設2 500×φ(180～220) mm的圓木，并配合戴帽點柱支護，其間距為1 200 mm。機頭支架尾部支設柔?？臻g達到2 500～5 400 mm時，及時在距煤幫2 700 mm支設柔模，使柔模左側與圓木之間留800 mm的瓦斯通道，支設柔模時每排使用3根鋼筋穿過柔模兩側，通過管路將混凝土料漿泵送到柔模內。柔模混凝土構筑完成后，在預留的直孔內分別穿一根拉筋，拉筋采用φ24×1 800 mm的鋼筋加工而成，拉筋兩側使用螺帽配合200 mm×200 mm×10 mm鐵板緊固，保證柔模的填充寬度為1 700 mm。為了保證沿空留巷的支護質量，在留巷內使用DW-25型單體液壓支柱配合木大梁進行維護，在兩根單體支柱上方加墊道木，單體支柱間距1 000 mm，柔模側的單體支柱距柔模850 mm。3301沿空留巷支護如圖10所示。

5.3 支護效果分析

為分析工作面推過一定距離后留巷圍巖控制效果，對3301留巷圍巖變形量進行現(xiàn)場實測，結果如圖11所示。

由圖11可知,工作面推過0～30 m時，留巷頂板下沉與兩幫移近量迅速增大，推過30 m后移近速度逐漸減緩，但變形量仍呈增長趨勢;當工作面推過100 m后，移近量逐漸趨于穩(wěn)定值，此時頂板下沉量為227 mm，兩幫移近量為181 mm。工作面開采后底板鼓起量迅速增大，推過38 m后底臌量達到285 mm，此時采取起底措施后，底板鼓起量變?yōu)?，此后底板鼓起量繼續(xù)增加，但增加速度逐漸放緩。工作面推進100 m后，鼓起量趨于穩(wěn)定值119 m，即工作面推過100 m后留巷圍巖變形趨于穩(wěn)定，因此，上述支護技術有效限制了窄柔模墻體留巷圍巖變形，留巷試驗取得成功。

6 結 論

(1)實驗室試驗確定了混凝土強度與齡期關系存在快速增長期(0～3 d)、緩慢增長期(3～28 d)和穩(wěn)定期(>28 d)3個關鍵時期，留巷巷旁混凝土充填體抗壓強度為28 MPa;同時，確定了工作面周期來壓時巷旁混凝土的抗壓強度大于所需的巷旁承載能力，驗證了巷旁混凝土充填體滿足3301工作面巷旁支護穩(wěn)定性條件。

(2)超前工作面影響較明顯區(qū)頂板、底板、實體煤幫和回采側范圍分別為26,15,22和22 m，滯后工作面段頂板與底板受煤層采動影響距離分別約38 m和19 m。因此，在超前工作面距離大于26 m處完成對巷道圍巖的加強支護，即巷道支設單體柱和實體煤側補打幫錨索;滯后工作面段需增加巷旁支護，同時對充填體兩側采用護表構件，以提高柔模墻體的承載能力。

(3)以偏應力與塑性區(qū)為指標研究了沿空留巷圍巖的應力分布及破壞范圍，揭示了巖體變形與破壞的本質力源主要是剪應力引起的，得出留巷圍巖偏應力主要以對稱橢圓狀→非對稱圓狀→窄“條帶狀”→寬“條帶狀”形態(tài)演化;偏應力峰值帶位置主要由巷道頂?shù)装濉鷮嶓w煤側頂幫角與回采側底幫角→實體煤頂幫角深處→實體煤幫偏轉演化，揭示了留巷圍巖偏應力和塑性區(qū)均呈非對稱分布特征。

(4)基于工作面回采擾動后沿空留巷圍巖偏應力與塑性區(qū)的分布特征，將沿空留巷圍巖以偏應力峰值帶與塑性區(qū)輪廓線為邊界劃分為2個區(qū)域，按圍巖支護不同又將留巷圍巖劃分為實體煤幫A區(qū)、留巷頂板B區(qū)和柔模墻體C區(qū)。提出沿空留巷窄柔模墻體拉筋配合鐵板加固輔以單體支柱護墻+巷內強力雙排單體支柱+實體煤幫與頂板高強高預緊力非對稱錨桿索的分區(qū)非對稱耦合控制技術，通過現(xiàn)場工程實踐驗證了該耦合支護技術實現(xiàn)了對1.7 m窄柔模墻體充填下留巷試驗段圍巖變形量的有效控制。