基于煤體損傷演化的煤柱承載規(guī)律與寬度確定研究

郭 軍，張科學(xué)，王襄禹，亢 磊，王曉玲，朱俊傲

（1.山西潞安煤基合成油有限公司，山西 長治046000；2.華北科技學(xué)院 智能化無人開采研究所，北京101601；3.中國礦業(yè)大學(xué)（北京）深部巖土力學(xué)與地下工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京100083；4.煤炭科學(xué)研究總院，北京100013；5.中國礦業(yè)大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院，江蘇 徐州221116）

目前，煤炭行業(yè)面臨的重大問題是如何安全、高效、最大限度的開采煤炭，因此對(duì)工作面的開采研究就顯得尤為重要[1-4]。國內(nèi)外學(xué)者關(guān)于煤柱合理寬度的研究和認(rèn)識(shí)沒有達(dá)成一致，主要存在2 種不同的看法。一部分學(xué)者通過研究煤柱的形狀和尺寸，認(rèn)為設(shè)計(jì)5 m 以下寬度的煤柱較為合理。例如司鑫炎等[5]通過數(shù)值模擬，得到了沿空煤柱和巷間煤柱的圍巖應(yīng)力、變形及塑性區(qū)分布規(guī)律，發(fā)現(xiàn)了沿空煤柱和巷間煤柱均為4 m 時(shí)煤柱和巷道穩(wěn)定且經(jīng)濟(jì)。一部分學(xué)者則認(rèn)為大尺寸煤柱承載能力強(qiáng)，煤柱穩(wěn)定性不受二次采動(dòng)影響，認(rèn)為設(shè)計(jì)20 m 以上寬度的煤柱較為合理。張科學(xué)等[6]通過對(duì)深部煤層群護(hù)巷煤柱寬度的研究，建立了沿空掘巷數(shù)值模擬模型，提出了沿空掘巷護(hù)巷煤柱寬度的理論計(jì)算和數(shù)值計(jì)算，得到了護(hù)巷煤柱的合理寬度?？椎轮械萚7]通過對(duì)大采高工作面的理論計(jì)算、現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)力計(jì)算和數(shù)值模擬，得到了大采高工作面不同煤柱寬度對(duì)應(yīng)的力學(xué)參數(shù)，提出了工作面煤柱寬度為28 m 較為合理。柏建彪等[8-10]通過研究頂板圍巖穩(wěn)定性和支護(hù)技術(shù)，發(fā)現(xiàn)了窄煤柱在沿空掘巷時(shí)的關(guān)鍵作用，得到了不同煤層力學(xué)性質(zhì)條件下的煤柱寬度。張科學(xué)等[11]通過對(duì)孤島工作面回采時(shí)期巷道穩(wěn)定性和支護(hù)技術(shù)研究，提出了巷道圍巖穩(wěn)定性機(jī)理和新型錨桿支護(hù)技術(shù)，應(yīng)用效果優(yōu)于U 型鋼支護(hù)。

通過對(duì)國內(nèi)外關(guān)于工作面圍巖變形規(guī)律、煤柱寬度確定、支護(hù)控制技術(shù)研究及應(yīng)用的文獻(xiàn)分析[12-16]，可以看出國內(nèi)外學(xué)者在該領(lǐng)域進(jìn)行了卓有成效的工作并極大的推進(jìn)了該領(lǐng)域研究的應(yīng)用和發(fā)展，但目前工作面煤柱寬度確定仍存在如下問題亟需深入研究解決：國內(nèi)外未發(fā)現(xiàn)將工作面巷道圍巖變形規(guī)律、煤體損傷演化的煤柱承載規(guī)律建立起關(guān)聯(lián)關(guān)系，并進(jìn)行煤柱的合理寬度確定的相關(guān)研究（或處于研究階段未公開發(fā)表），其支護(hù)方案和支護(hù)控制參數(shù)等問題亟需研究。為此，主要研究工作面煤體損傷演化的煤柱承載規(guī)律與寬度確定。

1 工程概況

試驗(yàn)礦井為山西潞安集團(tuán)王莊煤礦，試驗(yàn)巷道為該礦7106 工作面風(fēng)巷，7106 工作面所采煤層為3#煤，在本工作面范圍內(nèi)，煤層厚度穩(wěn)定，夾矸總厚0.40 m，煤層厚6.10 m。煤層整體上為一由北向南方向傾斜的單斜構(gòu)造，煤層傾角為1°～9°。為了改善風(fēng)巷的維護(hù)條件，決定進(jìn)行7106 工作面風(fēng)巷煤柱寬度確定及控制技術(shù)研究[17]。7106 工作面風(fēng)巷布置如圖1。煤層頂?shù)装鍘r性特征見表1。

圖1 7106 工作面風(fēng)巷布置圖Fig.1 Layout of wind tunnel in 7106 working face

表1 煤層頂?shù)装鍘r性特征Table 1 Lithology characteristics of coal seam roof and floor

2 煤柱寬度確定

2.1 基于極限平衡理論的煤柱合理寬度范圍

根據(jù)王莊煤礦7106 工作面的實(shí)際生產(chǎn)條件，窄煤柱寬度計(jì)算圖如圖2[18]。

圖2 窄煤柱寬度計(jì)算圖Fig.2 Narrow coal pillar width calculation chart

窄煤柱合理寬度按式（1）計(jì)算：

式中：B 為煤柱寬度，m；X1為工作面采空側(cè)煤體塑性區(qū)寬度，m，其值按式（2）計(jì)算；X3為錨桿有效長度，取1.2 m；X2煤柱穩(wěn)定系數(shù)，用（X1+X3）（30%～50%）。

式中：m 為煤厚，取6.5 m；A 為側(cè)壓系數(shù)，A=μ/（1-μ）；μ 為泊松比，μ=0.26；φ0為內(nèi)摩擦角，28°；C0為黏聚力，1.2 MPa；K 為應(yīng)力集中系數(shù)，取1.5；ρ 為巖層平均密度，2.5 t/m3；H 為巷道埋深，410 m；pz為煤幫支護(hù)阻力，0.25 MPa。

可得X1=3.83 m，X2=1.51～2.51 m，則B=6.53～7.54 m。綜合考慮確定煤柱寬度為7.0 m。

2.2 不同煤柱寬度巷道圍巖變形規(guī)律

2.2.1 數(shù)值模型

采用FLAC3D軟件進(jìn)行7106 工作面風(fēng)巷圍巖內(nèi)部應(yīng)力數(shù)值模擬[19]。數(shù)值計(jì)算模型如圖3，首先建立了長（y）為300 m，寬為4 m，高（x）為80 m 的單元格，然后確定上表面為應(yīng)力邊界，建立寬為5 m，高為3.2 m 的斷面。通過平衡計(jì)算進(jìn)而得到鄰近工作面回采計(jì)算，最后輸出并分析結(jié)果。巖層力學(xué)參數(shù)見表2。

圖3 數(shù)值計(jì)算模型Fig.3 Numerical calculation model

2.2.2 不同煤柱寬度巷道圍巖變形規(guī)律

在模擬7106 工作面風(fēng)巷掘進(jìn)后，從FLAC 計(jì)算模型導(dǎo)出不同煤柱寬度方案，煤柱寬度4、6、8、12、15、30 m 時(shí)的巷道兩幫水平位移云圖如圖4。

1）4 m 煤柱寬度時(shí)，巷道處在應(yīng)力降低區(qū)，掘進(jìn)期間因采動(dòng)影響而發(fā)生破壞，圍巖承載能力減弱，巷道兩幫變形量較大，最大值可達(dá)573 mm。

2）6～8 m 煤柱寬度時(shí)，巷道亦處在應(yīng)力降低區(qū)，巷道圍巖變形破壞區(qū)域相對(duì)較小，圍巖承載能力相對(duì)增強(qiáng)，巷道兩幫變形量在320～330 mm，處在相對(duì)穩(wěn)定可控范圍內(nèi)。

表2 巖層力學(xué)參數(shù)Table 2 Rock formation mechanical parameters

圖4 不同煤柱寬度巷道圍巖位移云圖Fig.4 Displacement cloud map of roadway with different coal pillar widths

3）12～15 m 煤柱寬度時(shí)，巷道處在應(yīng)力增高區(qū)，巷道圍巖變形破壞區(qū)域相對(duì)較大，圍巖承載能力相對(duì)較差，巷道兩幫變形量在500～520 mm，巷道穩(wěn)定性亦較差。

4）30 m 煤柱寬度時(shí)，巷道處在應(yīng)力增高區(qū)向應(yīng)力降低區(qū)的過渡階段，圍巖承載能力逐漸增強(qiáng)，但巷道兩幫變形量也達(dá)到了370 mm。

因此，煤柱寬度為6～8 m 時(shí)，巷道處于應(yīng)力降低區(qū)，圍巖承載能力相對(duì)較強(qiáng)，有利于巷道圍巖的長期穩(wěn)定。

2.3 掘進(jìn)期間不同煤柱寬度裂隙擴(kuò)展與承載規(guī)律

采用二維離散元數(shù)值計(jì)算軟件UDEC 6.0 模擬巷道圍巖裂隙演化以及計(jì)算圍巖位移，利用UDEC 6.0 Trigon 命令對(duì)7106 工作面風(fēng)巷實(shí)體煤幫進(jìn)行三角形網(wǎng)格節(jié)理劃分[19]。在UDEC 6.0 中，Voronoi 網(wǎng)格中的塊體可以是彈性塊體也可以是剛性塊體，充分考慮了巖體的不連續(xù)性，有效提高了計(jì)算效率，模擬試驗(yàn)結(jié)果更加符合實(shí)際情況。UDEC 6.0 Trigon 模型如圖5。

圖5 UDEC 6.0 Trigon 模型Fig.5 UDEC 6.0 Trigon model

根據(jù)以上參數(shù)，結(jié)合7106 工作面特定的生產(chǎn)地質(zhì)條件建立模型。整個(gè)模型長180 m，寬70 m，模型左右邊界及底部固定，斷面為寬5 m，高3.2 m。模擬不同條件下的方案，得到了巷道全動(dòng)壓過程煤柱內(nèi)裂隙擴(kuò)展規(guī)律及承載特性演化規(guī)律，確定合理的煤柱寬度，UDEC 數(shù)值模擬模型示意圖如圖6。

圖6 UDEC 數(shù)值模擬模型示意圖Fig.6 Schematic diagram of UDEC numerical simulation model

數(shù)值模型計(jì)算過程為：原巖應(yīng)力平衡計(jì)算→7106 工作面風(fēng)巷回采計(jì)算→計(jì)算結(jié)果輸出與分析→7106 工作面風(fēng)巷掘進(jìn)→計(jì)算結(jié)果輸出與分析。

2.3.1 掘進(jìn)期間不同煤柱寬度煤柱內(nèi)應(yīng)力分布規(guī)律

掘進(jìn)期間不同煤柱寬度煤柱內(nèi)應(yīng)力分布規(guī)律如圖7 和圖8。

圖7 掘進(jìn)期間不同煤柱寬度煤柱內(nèi)垂直應(yīng)力云圖Fig.7 Vertical stress cloud image of coal pillars with different coal pillar widths during excavation

圖8 掘進(jìn)期間不同煤柱寬度煤柱內(nèi)垂直應(yīng)力曲線圖Fig.8 Vertical stress curves of coal pillars with different coal pillar widths during excavation

1）不同煤柱寬度條件下，巷道垂直應(yīng)力存在一定差異，2 條巷道的垂直應(yīng)力云圖對(duì)稱分布，煤柱寬度越大，垂直應(yīng)力也就越大。

2）垂直應(yīng)力峰值與煤柱寬度存在一定的線性關(guān)系，煤柱內(nèi)垂直應(yīng)力峰值增大，煤柱寬度為5 m 時(shí)，峰值為6 MPa 低于原巖應(yīng)力，當(dāng)煤柱寬度為7 m時(shí)，峰值為8 MPa 略小于原巖應(yīng)力，當(dāng)煤柱寬度為10 m 時(shí)，峰值為11 MPa 接近原巖應(yīng)力。

2.3.2 掘進(jìn)期間不同寬度煤柱內(nèi)裂隙擴(kuò)展規(guī)律

不同煤柱寬度下，7106 工作面風(fēng)巷掘進(jìn)期間煤柱裂隙擴(kuò)展規(guī)律如圖9。

圖9 掘進(jìn)期間不同煤柱寬度煤柱內(nèi)裂隙分布Fig.9 Crack distribution in coal pillars with different coal pillar widths during excavation

在UDEC Trigon 模型中，綠色代表剪切裂隙，紅色代表張拉裂隙。煤體內(nèi)的裂隙擴(kuò)展情況見表3。

1）當(dāng)采用不同寬度煤柱時(shí)，煤柱內(nèi)裂隙擴(kuò)展范圍不同，煤柱內(nèi)的裂隙區(qū)分布呈現(xiàn)明顯的對(duì)稱性，隨著煤柱寬度的增加，煤柱內(nèi)的裂隙擴(kuò)展深度逐漸減??；其中張拉裂隙主要分布在煤柱兩側(cè)的表面，剪切裂隙主要分布在煤柱深部。

2）若煤柱寬度為5 m，巷道兩幫張拉裂隙和剪切裂隙由巷道表面向深部逐漸延伸，其中張拉裂隙主要分布在巷道的表面，煤柱中心出現(xiàn)大量剪切裂隙，裂隙幾近貫通，煤柱內(nèi)出現(xiàn)破碎帶，煤體基本失去承載能力；若煤柱寬度為7 m，巷道兩幫張拉裂隙和剪切裂隙存在一定寬度的裂隙閉合區(qū)，即存在完整的承載煤體區(qū)域，此時(shí)煤體處于塑性承載狀態(tài)。若煤柱寬度為10 m，巷道兩幫的張拉裂隙與剪切應(yīng)力不再擴(kuò)展，中部完整的承載煤體區(qū)域范圍增大，煤柱中部存在一定的彈性承載核。

表3 不同煤柱寬度煤柱內(nèi)裂隙擴(kuò)展深度Table 3 The depth of crack extension in coal pillars with different coal pillar widths

2.4 回采期間不同煤柱寬度裂隙擴(kuò)展與承載規(guī)律

2.4.1 回采期間不同寬度煤柱內(nèi)應(yīng)力分布規(guī)律

回采期間不同煤柱寬度下，7106 工作面風(fēng)巷垂直應(yīng)力云圖如圖10。

隨著7106 工作面風(fēng)巷開挖，垂直應(yīng)力變化明顯，煤柱寬度為5 m，煤柱中部垂直應(yīng)力峰值大小為8 MPa，低于原巖應(yīng)力，煤柱寬度為7 m，煤柱中部垂直應(yīng)力峰值接近原巖應(yīng)力，煤柱處于側(cè)向支承壓力與原巖應(yīng)力疊加的應(yīng)力降低區(qū)，并且具備一定的承載能力；煤柱寬度為10 m，煤柱中部垂直應(yīng)力峰值為26 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為2.3，煤柱處于應(yīng)力增高區(qū)。

2.4.2 回采期間不同寬度煤柱內(nèi)裂隙擴(kuò)展規(guī)律

不同煤柱寬度下，7106 工作面風(fēng)巷回采期間煤柱裂隙擴(kuò)展規(guī)律如圖11。

7106 工作面風(fēng)巷回采之后，不同煤柱寬度煤柱內(nèi)裂隙進(jìn)一步擴(kuò)展，煤柱的破壞方式兩幫主要為拉伸，頂?shù)装鍨榧羟衅茐摹?/p>

隨著煤柱寬度的增大，煤柱體的塑性破壞范圍變大，煤柱體的主要破壞方式表現(xiàn)為剪切破壞，剪切破壞的程度隨煤柱寬度的增大減弱，當(dāng)煤柱寬度為5 m 時(shí)，煤柱體內(nèi)的剪切破壞嚴(yán)重，煤柱體內(nèi)的剪切和張拉裂隙相互貫通，煤體基本失去承載能力；當(dāng)煤柱寬度7 m 時(shí)，煤柱內(nèi)存在裂隙閉合區(qū)，煤體處于塑性承載狀態(tài)；當(dāng)煤柱寬度10 m 時(shí)，煤柱內(nèi)應(yīng)力較大，并且存在裂隙。

開挖7106 工作面風(fēng)巷回采巷道時(shí)，7 m 煤柱在第1 次損傷的基礎(chǔ)上，煤柱裂隙進(jìn)一步擴(kuò)張，沿空掘巷后煤柱內(nèi)裂隙由兩側(cè)向中間發(fā)育。

圖10 回采期間不同煤柱寬度下煤柱內(nèi)垂直應(yīng)力云圖Fig.10 Vertical stress cloud image of coal pillars under different coal pillar widths during mining

綜合考慮到巷道壓力分布規(guī)律、巷道應(yīng)力分布規(guī)律、煤柱內(nèi)裂隙擴(kuò)展規(guī)律的角度，考慮施工現(xiàn)場(chǎng)的實(shí)際情況，最終確定了7106 工作面風(fēng)巷的護(hù)巷煤柱寬度為7.0 m。因此，非常有必要進(jìn)行基于煤體損傷演化的煤柱承載規(guī)律研究，進(jìn)而確定合理煤柱寬度，同時(shí)進(jìn)一步做好煤柱支護(hù)控制技術(shù)研究。

2.5 煤柱的合理寬度確定

根據(jù)煤柱寬度的設(shè)計(jì)原則、理論計(jì)算和數(shù)值分析[20-23]，綜合考慮工作面不同煤柱寬度巷道圍巖變形規(guī)律和不同煤柱寬度裂隙擴(kuò)展與承載規(guī)律，并結(jié)合巷道支護(hù)難度與資源回收利用，最終確定了7106工作面風(fēng)巷的護(hù)巷煤柱的合理寬度為7.0 m。

3 煤柱巷道支護(hù)控制

3.1 支護(hù)控制方案

圖11 回采期間不同煤柱寬度煤柱內(nèi)裂隙擴(kuò)展規(guī)律Fig.11 Crack propagation law in coal pillars of different section coal pillar widths during mining

為了研究7106 工作面風(fēng)巷煤體鄰近工作面采空區(qū)的側(cè)向支承應(yīng)力對(duì)7106 工作面風(fēng)巷的影響規(guī)律，研究7106 工作面風(fēng)巷在掘巷段巷道在不同支護(hù)參數(shù)下的圍巖變形情況，確定合理的支護(hù)方案。數(shù)值模擬如下：先開挖鄰近工作面并計(jì)算平衡，再開挖7106 工作面風(fēng)巷，并進(jìn)行錨桿（索）支護(hù)計(jì)算至平衡，再開挖本區(qū)段7106 工作面風(fēng)巷并計(jì)算至平衡。

根據(jù)錨桿密度分析結(jié)果，結(jié)合地質(zhì)條件以及王莊煤礦現(xiàn)有的支護(hù)材料參數(shù)，針對(duì)7106 工作面風(fēng)巷掘巷期間和7106 工作面風(fēng)巷回采期間的具體條件，提出了5 種7106 工作面風(fēng)巷支護(hù)參數(shù)的方案，具體比較方案詳見表4，其中頂錨索規(guī)格為φ18.9 mm×L8 300 mm 的19 股鋼絞線錨索，兩幫選用規(guī)格為φ18.9 mm、L4 300 mm 的19 股鋼絞線錨索。

表4 不同支護(hù)控制方案參數(shù)比較表Table 4 Comparison table of different support control scheme parameters

3.1.1 掘巷階段數(shù)值模擬結(jié)果及分析

通過對(duì)不同的錨桿支護(hù)參數(shù)方案進(jìn)行比較，確定合理的錨桿支護(hù)參數(shù)。通過數(shù)值模擬得到7106 工作面掘巷期間不同支護(hù)參數(shù)下巷道圍巖垂直位移量和水平位移量詳見表5，巷道圍巖垂直位移和水平位移變化如圖12。

表5 掘巷階段不同支護(hù)方案下巷道圍巖變形量Table 5 Deformation of roadway surrounding rock under different support schemes during excavation

圖12 掘進(jìn)期間不同支護(hù)方案巷道位移變化曲線Fig.12 Roadway displacement curves of different support schemes during excavation

根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果，由圖12 可知：在7106 工作面風(fēng)巷掘巷階段，各種方案的巷道位移變化不大。支護(hù)參數(shù)由方案1 改變到方案3 時(shí)，巷道頂板及兩幫錨索、錨桿間排距逐漸減小，支護(hù)強(qiáng)度逐漸增加，頂?shù)装逡平繙p小102 mm 左右，兩幫移近量減小115 mm 左右，變化較為明顯；巷道支護(hù)方案由方案3 改變?yōu)榉桨? 時(shí)，移近量變化不大，方案4 與方案5 相比基本無變化。以圍巖承載能力與經(jīng)濟(jì)效益出發(fā)，以及選用方案3 變形量較小，確定在7106 工作面風(fēng)巷掘巷階段方案3 的支護(hù)強(qiáng)度可以滿足要求。

3.1.2 回采階段數(shù)值模擬結(jié)果

在7106 工作面風(fēng)巷超前工作面前方100 m 處設(shè)置位移監(jiān)測(cè)測(cè)點(diǎn)，用于記錄7106 工作面風(fēng)巷在工作面超前支承應(yīng)力作用下的巷道圍巖變形情況。不同方案下，開挖7106 工作面風(fēng)巷，隨著工作面風(fēng)巷向前推進(jìn)，巷道圍巖變形量持續(xù)增加，待工作面推進(jìn)至與位移監(jiān)測(cè)測(cè)點(diǎn)平齊時(shí)，記錄7106 工作面巷道圍巖累計(jì)變形量，作為回采階段支護(hù)參數(shù)的依據(jù)。

通過對(duì)7106 工作面風(fēng)巷回采階段，7106 工作面風(fēng)巷在不同的錨桿支護(hù)參數(shù)方案條件下的巷道變形量進(jìn)行比較，研究分析工作面回采對(duì)7106 工作面風(fēng)巷不同支護(hù)參數(shù)下巷道垂直、水平位移變形的影響，確定合理的錨桿支護(hù)方案。回采階段不同方案下，巷道圍巖垂直位移和水平位移見表6。回采階段巷道圍巖垂直位移和水平位移變化如圖13。

表6 回采階段不同支護(hù)方案下巷道圍巖變形量Table 6 Deformation of roadway surrounding rock under different support schemes during mining

由圖13 分析可知，各種方案下巷道圍巖變形量有較大差別，變化范圍較大。支護(hù)參數(shù)由方案1 改變到方案3，支護(hù)參數(shù)逐漸增大，巷道底鼓量和頂板下沉量減少，巷道頂?shù)装逡平看蠓冉档停瑫r(shí)巷道兩幫移近量減少。支護(hù)參數(shù)方案3 與方案5 相比較，變化不明顯，綜合考慮最終確定回采階段的錨桿支護(hù)方案為方案3。

3.2 支護(hù)控制參數(shù)

3.2.1 7106 工作面風(fēng)巷頂板支護(hù)參數(shù)

7106 工作面風(fēng)巷支護(hù)斷面圖與頂板支護(hù)俯視圖如圖14。

圖13 回采期間不同支護(hù)方案巷道位移變化曲線Fig.13 Roadway displacement curves of different support schemes during mining

圖14 7106 工作面風(fēng)巷支護(hù)斷面圖與頂板支護(hù)俯視圖Fig.14 Cross section of wind tunnel support at 7106 face and top view of roof support

頂板每排采用6 根φ22 mm×L2 400 mmHRB-335 錨桿，錨桿間排距為800 mm×800 mm。頂角錨桿傾角15°，錨桿的樹脂藥卷為（CK＋Z）2360+Z2360型，錨固長度為1 500 mm，錨桿托盤為150 mm×150 mm×10 mm，雙筋雙梁鋼筋梯子梁為φ14 mm×4 200 mm×80 mm，錨桿配套使用半球形墊圈、尼龍或樹脂減摩墊圈、金屬墊圈。

錨索加強(qiáng)支護(hù)為每隔0.8 m 布置2 根φ18.9 mm×L8 300 mm 的預(yù)應(yīng)力錨索，錨索距兩幫的距離1 250 mm，2 根錨索之間的間距為2 000 mm，錨索的樹脂藥卷為（CK＋Z）2360+Z2360+Z2360 型，錨固長度為2 200 mm，錨索托盤為300 mm×300 mm×16 mm，其中拱高不低于60 mm；雙筋雙梁鋼筋梯子梁為φ14 mm×2 200 mm×80 mm，且橫向連接，配套鎖具、調(diào)心球墊。

3.2.2 7106 工作面風(fēng)巷兩幫支護(hù)參數(shù)

7106 工作面風(fēng)巷兩幫支護(hù)圖如圖15。

圖15 7106 工作面風(fēng)巷兩幫支護(hù)圖Fig.15 Two-side support diagram of wind lane in 7106 working face

窄煤柱幫5 根φ22×L2 000 mmHRB-335 錨桿，錨桿間排距為700 mm×800 mm；實(shí)體煤幫4 根φ22×L2 000 mmHRB-335 錨桿，錨桿間排距為900 mm×800 mm；頂角錨桿傾角15°，錨桿的樹脂藥卷為Z2335+Z2360 型，錨固長度為1 200 mm；錨桿托盤為150 mm×150 mm×10 mm；雙筋雙梁鋼筋梯子梁為φ14 mm×3 000 mm×80 mm，錨桿配套使用半球形墊圈、尼龍或樹脂減摩墊圈、金屬墊圈。

兩幫錨索加強(qiáng)支護(hù)為在2 排錨桿中間打2 根φ18.9 mm×L4 300 mm 的預(yù)應(yīng)力錨索；樹脂藥卷型號(hào)為（CK＋Z）2360+Z2360+Z2360，錨固長度為2 200 mm，上部錨索距頂板1 000 mm，錨索間距1 200 mm，排距1 600 mm，用φ14 mm×3 400 mm×80 mm圓鋼焊制雙筋雙梁鋼筋梯子梁沿巷道縱向連接。每根錨索配套使用1 塊規(guī)格為300 mm×300 mm×16 mm，拱高不得低于60 mm 托板1 塊，配套鎖具、調(diào)心球墊。

4 現(xiàn)場(chǎng)工業(yè)性試驗(yàn)

通過7106 工作面風(fēng)巷巷道掘進(jìn)期間的礦壓數(shù)據(jù)分析，得到巷道表面位移變形情況（圖16）。巷道錨桿錨索受力情況如圖17。

圖16 巷道表面變形情況Fig.16 Deformation of roadway surface

1）7106 工作面風(fēng)巷巷道在掘進(jìn)期間，隨著監(jiān)測(cè)時(shí)間的增加，頂板移近量最大值為150 mm 左右，底鼓量約為145 mm 左右，兩幫移近量為325 mm 左右，巷道現(xiàn)場(chǎng)的整體變形量在可控范圍內(nèi)，巷道逐漸穩(wěn)定。

2）隨著工作面的推進(jìn)，巷道現(xiàn)場(chǎng)的錨桿錨索受力增加并最終穩(wěn)定，其中煤柱幫由于變形較大，其幫錨桿的受力明顯高于實(shí)體煤幫的錨桿受力。

5 結(jié) 論

1）分析了煤柱在受兩側(cè)采動(dòng)影響下，內(nèi)部裂隙的演化過程和分布特征，揭示了采動(dòng)應(yīng)力下原生裂隙的擴(kuò)展到宏觀破裂面產(chǎn)生的損傷破壞機(jī)制，確定了煤柱兩側(cè)的損傷范圍。

2）在煤柱第1 次損傷的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步研究了沿空掘巷后煤柱內(nèi)部裂隙由兩側(cè)向中間發(fā)育的破壞機(jī)理，建立了剪切裂隙和張拉裂隙的分布特征與煤柱承載特性的關(guān)系。研究了不同寬度煤柱對(duì)應(yīng)的巷道圍巖穩(wěn)定性，最終確定了7106 工作面風(fēng)巷的護(hù)巷煤柱合理寬度為7.0 m。

3）提出了使用高強(qiáng)度螺紋鋼錨桿與雙筋雙梁鋼筋梯子梁支護(hù)，并利用預(yù)應(yīng)力錨索加強(qiáng)支護(hù)的工作面煤柱穩(wěn)定性控制技術(shù)，現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用實(shí)踐表明支護(hù)控制效果良好。