窄柔模墻體沿空留巷圍巖偏應(yīng)力演化與控制

王俊峰，王 恩，陳冬冬，張 晴，陳 平，董智宇，閆志強(qiáng),3，肖海濱

(1.太原理工大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院，山西 太原 030024; 2.中國礦業(yè)大學(xué)(北京) 能源與礦業(yè)學(xué)院，北京 100083; 3.山西汾西礦業(yè)集團(tuán)有限責(zé)任公司，山西 晉中 032000; 4.山西汾西礦業(yè)集團(tuán)有限責(zé)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(jìn)量、治理瓦斯超限等，是一項(xiàng)有利于改善礦井技術(shù)經(jīng)濟(jì)效果和安全生產(chǎn)的先進(jìn)煤炭開采工藝。沿空留巷作為無煤柱開采的一項(xiàng)重要技術(shù)，在工程實(shí)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(xué)可知，巖土塑性變形主要由偏應(yīng)力引起，偏應(yīng)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(yīng)力的分布與演化規(guī)律，對(duì)巷道圍巖支護(hù)設(shè)計(jì)具有重要參考價(jià)值。

近年來，我國學(xué)者針對(duì)沿空留巷與偏應(yīng)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(shù)，該技術(shù)在我國各大礦區(qū)中取得了成功應(yīng)用;譚云亮等[7-9]分析了厚層堅(jiān)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(shù);胡濤等[10]研究了深孔爆破切頂對(duì)巷道圍巖應(yīng)力及位移分布間的相互作用關(guān)系，揭示了留巷圍巖控制機(jī)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(zhuǎn)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(jié)構(gòu)特征，推導(dǎo)得出了側(cè)向基本頂2種斷裂位態(tài)下圍巖結(jié)構(gòu)運(yùn)移規(guī)律;張吉雄等[13]認(rèn)為影響固體密實(shí)充填留巷巷旁支護(hù)體變形和失穩(wěn)的主要因素為夯實(shí)充填體過程中傳遞的側(cè)壓力;張禮等[14]針對(duì)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(shù)，揭示了上覆頂板處于超靜定結(jié)構(gòu)狀態(tài)時(shí)更益于留巷的整體穩(wěn)定；趙勇強(qiáng)等[15]基于構(gòu)建多指標(biāo)多層次留巷穩(wěn)定性評(píng)價(jià)系統(tǒng)模型，研究闡明了各指標(biāo)權(quán)重與其等級(jí)分類的具體標(biāo)準(zhǔn)，揭示了沿空留巷圍巖的穩(wěn)定性等級(jí)，進(jìn)而制定留巷圍巖二次支護(hù)技術(shù);謝文兵[16]通過分析綜放沿空留巷圍巖運(yùn)移規(guī)律，系統(tǒng)總結(jié)了基本頂斷裂位置、充填體寬度等因素對(duì)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(nèi)的水平和垂直應(yīng)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(dòng)影響下垂直應(yīng)力變化最為劇烈。偏應(yīng)力方面，余偉健、馬念杰等[2,18]推導(dǎo)出巷道圍巖偏應(yīng)力場的解析表達(dá)式，分析了不同側(cè)壓系數(shù)下巷道圍巖塑性區(qū)和偏應(yīng)力演化規(guī)律;許磊等[19]研究煤柱下底板偏應(yīng)力場分布特征，分析了煤柱寬度、距煤柱距離等對(duì)偏應(yīng)力分布的影響;潘岳等[20]通過理論分析推導(dǎo)了巷道開挖后圍巖偏應(yīng)力能、彈性能釋放量與地應(yīng)力三者之間的關(guān)系表達(dá)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(yīng)力的分布規(guī)律，揭示了留巷圍巖非對(duì)稱變形機(jī)制。

以上學(xué)者豐富了沿空留巷與偏應(yīng)力的研究成果，對(duì)巷道圍巖穩(wěn)定性控制具有深遠(yuǎn)的指導(dǎo)意義，但針對(duì)窄柔模墻體充填下留巷圍巖偏應(yīng)力鮮有研究。為此，筆者以山西呂梁賀西礦3301留巷試驗(yàn)段為研究對(duì)象，通過實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)確定了混凝土充填材料的單軸抗壓強(qiáng)度，對(duì)工作面推進(jìn)一定距離時(shí)不同測(cè)面巷道圍巖偏應(yīng)力與塑性區(qū)分布與演化規(guī)律進(jìn)行了系統(tǒng)研究，揭示了留巷圍巖非對(duì)稱變形特征，據(jù)此提出分區(qū)非對(duì)稱圍巖耦合控制技術(shù)，為指導(dǎo)類似條件下留巷支護(hù)提供參考。

1 工程概況

山西汾西礦業(yè)集團(tuán)賀西礦3301工作面是3號(hào)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(yùn)輸巷布置在3號(hào)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(shí)做材料巷使用，3301留巷為3號(hào)煤層首采工作面的留巷試驗(yàn)段。運(yùn)輸巷與采空區(qū)之間采用柔?；炷脸涮罘忾]采空區(qū)，巷旁柔模混凝土充填墻體留設(shè)寬度為1.7 m。

3號(hào)煤厚1.40～1.95 m，平均厚度約1.76 m，煤層平均傾角3°，3號(hào)煤厚層狀，結(jié)構(gòu)復(fù)雜，內(nèi)生裂隙發(fā)育，含有1層厚0.03～0.05 m的夾矸，以炭質(zhì)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(yīng)力指標(biāo)概述

圍巖處于靜水壓力狀態(tài)時(shí)，對(duì)于相互垂直的主應(yīng)力σi(i=1,2,3)，有σ1=σ2=σ3。巷道開挖后原巖應(yīng)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(yīng)力集中，圍巖釋放能量變形卸載，卸載過程必然產(chǎn)生偏應(yīng)力[20]。偏應(yīng)力是水平、鉛直與切向應(yīng)力等的綜合，可用來表征材料在荷載下剪應(yīng)力的分布情況，揭示了巖體變形與破壞的本質(zhì)力源主要是剪應(yīng)力引起的。

3 巷旁混凝土充填體力學(xué)試驗(yàn)

賀西礦3301工作面運(yùn)輸巷沿空留巷巷旁充填體為柔?；炷?，主要起及時(shí)封閉采空區(qū)、防止采空區(qū)自然發(fā)火和漏風(fēng)、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(shè)速度快、透水不透漿、不回收以及尺寸自制等特點(diǎn)。巷旁自制密實(shí)混凝土配比的確定主要是基于巷旁柔?；炷脸涮铙w強(qiáng)度P(kN/m2)與寬度d(m)之間的關(guān)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。在給定巷旁柔模混凝土寬度為1.70 m的情況下，結(jié)合關(guān)系式(3)計(jì)算得出所需的巷旁柔?；炷翉?qiáng)度，進(jìn)而采用水泥、沙、碎石、水、質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.04%的泵送劑及0.2%的早強(qiáng)劑配置不同比例的混凝土，并通過室內(nèi)實(shí)驗(yàn)室力學(xué)試驗(yàn)，結(jié)合礦方現(xiàn)場實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)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(qiáng)度，進(jìn)行實(shí)驗(yàn)室混凝土單軸抗壓強(qiáng)度力學(xué)特性試驗(yàn)。通過在實(shí)驗(yàn)室內(nèi)制作φ50 mm×100 mm的標(biāo)準(zhǔn)圓柱體試件，對(duì)試件表面進(jìn)行覆蓋，使混凝土在恒溫潮濕條件下養(yǎng)護(hù)，對(duì)養(yǎng)護(hù)不同齡期的混凝土試件進(jìn)行單軸抗壓強(qiáng)度測(cè)試。圖2為實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)確定的混凝土單軸抗壓強(qiáng)度與齡期關(guān)系曲線。

圖2 混凝土抗壓強(qiáng)度-齡期曲線Fig.2 Concrete compressive strength-age curves

由圖2可知,混凝土強(qiáng)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(gè)關(guān)鍵時(shí)期?；炷猎?～3 d內(nèi)抗壓強(qiáng)度迅速增長，3 d后強(qiáng)度可達(dá)到12.08 MPa，其強(qiáng)度達(dá)到最大強(qiáng)度的43%以上，可基本抵抗頂板圍巖的下沉變形;3～28 d內(nèi)混凝土強(qiáng)度仍呈增長趨勢(shì)，但增長速度放緩，養(yǎng)護(hù)28 d時(shí)混凝土強(qiáng)度為27.96 MPa，其強(qiáng)度能達(dá)到最大強(qiáng)度的99%以上，完全可以使用;28 d后混凝土強(qiáng)度逐漸達(dá)到最大值28 MPa并保持不變，即柔?；炷练逯悼箟簭?qiáng)度約28 MPa。

根據(jù)賀西礦現(xiàn)場工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，確定3301相鄰工作面周期來壓步距為17 m，且來壓時(shí)所需巷旁承載能力為11～14 MPa。由3301工作面的推進(jìn)度及柔?；炷脸涮罟に嚳芍瑔误w柱支設(shè)2 d后需將其安全回收，經(jīng)計(jì)算3301工作面回采留巷第9天會(huì)發(fā)生周期來壓，結(jié)合圖2可得，混凝土養(yǎng)護(hù)8 d后其抗壓強(qiáng)度達(dá)到16.5 MPa，即周期來壓時(shí)巷旁混凝土的抗壓強(qiáng)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(hù)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(yùn)輸巷沿空留巷圍巖受工作面回采擾動(dòng)的變形與破壞規(guī)律，構(gòu)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(jìn)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(diǎn)數(shù)量3 516 790個(gè)，網(wǎng)格數(shù)量3 439 800個(gè)，留設(shè)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?yàn)?301工作面走向，Y軸方向?yàn)楣ぷ髅鎯A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(gòu)關(guān)系。

圖3 沿空留巷數(shù)值計(jì)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(huì)影響巖體的強(qiáng)度，實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)獲得的完整煤巖石試樣的力學(xué)性能遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于原位巖體，因此，通過室內(nèi)試驗(yàn)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(zhǔn)則[27-28]，將實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算處理得出煤巖體力學(xué)參數(shù)見表2。

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

賀西礦實(shí)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(jìn)100 m時(shí)固定工作面所在位置，對(duì)超前與滯后工作面不同位置頂板、底板、實(shí)體煤幫與充填體分別布設(shè)測(cè)線，對(duì)偏應(yīng)力進(jìn)行監(jiān)測(cè)并提取數(shù)據(jù)，分析不同測(cè)面留巷圍巖偏應(yīng)力分布云圖，進(jìn)而揭示留巷圍巖偏應(yīng)力分布與時(shí)空演化規(guī)律，為巷道圍巖控制提供參考依據(jù)。

4.2 留巷圍巖偏應(yīng)力與塑性區(qū)演化規(guī)律

4.2.1沿巷道軸向圍巖偏應(yīng)力分布特征

3301工作面回采后對(duì)運(yùn)輸巷巷旁進(jìn)行柔?；炷脸涮盍粝?，工作面推過100 m后沿巷道軸向方向圍巖偏應(yīng)力分布如圖4所示。

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

(2)滯后工作面段留巷圍巖偏應(yīng)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(dòng)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(shí)并逐漸承載，偏應(yīng)力值緩慢升高并逐漸趨于穩(wěn)定。

圖4 工作面推進(jìn)100 m時(shí)巷道軸向偏應(yīng)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(shí)體煤幫和回采側(cè)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(dòng)影響距離分別約38 m和19 m，距離工作面位置越遠(yuǎn)，偏應(yīng)力分布漸趨穩(wěn)定，巷道圍巖穩(wěn)定性逐漸增強(qiáng)。鑒于此，留巷支護(hù)設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)確保巷道頂板超前工作面26 m范圍內(nèi)采取支設(shè)單體柱、兩幫超前工作面22 m范圍內(nèi)打錨索等加強(qiáng)支護(hù)措施，實(shí)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(shí)對(duì)巷旁充填體進(jìn)行加固，提升柔模墻體對(duì)頂板圍巖的承載力。

4.2.2留巷圍巖偏應(yīng)力分布特征

工作面推過100 m后不同測(cè)面巷道圍巖偏應(yīng)力分布云圖如圖5所示。

由圖5可知,測(cè)面為100 m時(shí)，巷道圍巖偏應(yīng)力峰值帶主要位于頂?shù)装?，呈?duì)稱橢圓狀分布，巷道兩幫偏應(yīng)力值明顯小于頂?shù)装?當(dāng)測(cè)面移動(dòng)至20 m時(shí)，頂?shù)装迤珣?yīng)力峰值帶開始發(fā)生偏轉(zhuǎn)，測(cè)面為5 m時(shí)，偏應(yīng)力峰值明顯發(fā)生偏轉(zhuǎn)，頂板偏應(yīng)力峰值帶偏向于實(shí)體煤側(cè)，底板偏應(yīng)力峰值帶偏向于回采側(cè)，呈明顯非對(duì)稱分布特征。因此，測(cè)面由100 m移動(dòng)至5 m的過程中，偏應(yīng)力峰值帶主要呈對(duì)稱橢圓狀→非對(duì)稱圓狀的形態(tài)演化;峰值帶位置主要由巷道頂?shù)装濉鷮?shí)體煤頂幫角與回采側(cè)底幫角偏轉(zhuǎn)演化。

滯后工作面段，留巷圍巖偏應(yīng)力峰值帶主要位于實(shí)體煤頂幫角深處，實(shí)體煤幫中上部偏應(yīng)力明顯大于下部，呈明顯非對(duì)稱分布。當(dāng)測(cè)面位于-5 m時(shí)，偏應(yīng)力峰值帶形態(tài)由5 m時(shí)的非對(duì)稱圓狀突然演化為實(shí)體煤頂幫角深處的窄“條帶狀”，且偏應(yīng)力峰值明顯高于超前工作面段。測(cè)面由-5 m逐漸移動(dòng)至-100 m過程中，“條帶狀”分布的偏應(yīng)力峰值帶由窄向?qū)捬莼?距離工作面位置越遠(yuǎn)，偏應(yīng)力峰值越大，且偏應(yīng)力峰值帶呈向?qū)嶓w煤幫偏轉(zhuǎn)的趨勢(shì)。

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

4.2.3留巷圍巖偏應(yīng)力分布曲線

圖6為工作面推過100 m后不同測(cè)面巷旁充填體、實(shí)體煤、頂板與底板偏應(yīng)力分布曲線。

由圖6(a)可知，充填體側(cè)偏應(yīng)力曲線整體近似呈“峰形”分布，偏應(yīng)力峰值主要集中于充填體中部位置。測(cè)面由-5 m移動(dòng)至-100 m的過程中，偏應(yīng)力值呈增大趨勢(shì)，即距離工作面位置越遠(yuǎn)，偏應(yīng)力峰值越大，但偏應(yīng)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(shí)體煤側(cè)偏應(yīng)力曲線整體上呈線性增大至峰值，峰值后以負(fù)指數(shù)關(guān)系逐漸降低，之后漸趨穩(wěn)定。超前工作面段，即測(cè)面為100 m移動(dòng)至5 m的過程中，偏應(yīng)力值呈增大趨勢(shì)，測(cè)面為5 m時(shí)偏應(yīng)力峰值最大，峰值距巷道表面1.92 m。當(dāng)測(cè)面滯后工作面時(shí)，偏應(yīng)力峰值距巷道表面由1.92 m突然增大至3.36 m，偏應(yīng)力值明顯增加，峰值突然由測(cè)面5 m處的4.45 MPa增大至-5 m時(shí)的6.02 MPa，滯后工作面距離越遠(yuǎn)，偏應(yīng)力越大。

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

由圖6(d)可知，底板偏應(yīng)力分布曲線主要以線性增長至最大值，峰值后以“負(fù)指數(shù)”關(guān)系逐漸降低并趨于穩(wěn)定。超前工作面段底板偏應(yīng)力峰值帶距巷道底板表面2.0 m，且距工作面越近，偏應(yīng)力峰值越大;當(dāng)測(cè)面滯后工作面時(shí)，即測(cè)面由5 m移動(dòng)至-5 m時(shí)，偏應(yīng)力峰值距底板表面距離由2.0 m增大至3.0 m，偏應(yīng)力峰值增大;距工作面越遠(yuǎn)，偏應(yīng)力峰值越大，即測(cè)面為-100 m時(shí)偏應(yīng)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(jìn)100 m時(shí)不同測(cè)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(cè)面為100 m時(shí)巷道頂板、底板、實(shí)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(cè)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?qū)嶓w煤側(cè)偏轉(zhuǎn)，而底板呈向回采側(cè)偏轉(zhuǎn)的趨勢(shì)，巷道實(shí)體煤側(cè)頂幫角塑性區(qū)大于底板處，這亦與圖5中留巷圍巖偏應(yīng)力分布近似一致。當(dāng)測(cè)面滯后于工作面時(shí)，留巷圍巖塑性區(qū)范圍明顯擴(kuò)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(cè)頂板深部演化，實(shí)體煤側(cè)塑性區(qū)主要向頂幫角深處擴(kuò)展，且頂幫角塑性區(qū)大于底板處，實(shí)體煤幫塑性區(qū)深度最大為3.42 m，距工作面越遠(yuǎn)，留巷圍巖塑性區(qū)范圍呈增大趨勢(shì);留巷巷旁柔模混凝土充填體始終處于塑性狀態(tài)。

綜合上述巷道圍巖偏應(yīng)力與塑性區(qū)分析可知，留巷后頂板、實(shí)體煤幫偏應(yīng)力與塑性區(qū)呈明顯的非對(duì)稱分布特征，回采側(cè)頂板偏應(yīng)力峰值帶與塑性區(qū)范圍明顯大于實(shí)體煤側(cè)，留巷實(shí)體煤幫中上部出現(xiàn)偏應(yīng)力峰值帶，且留巷實(shí)體煤側(cè)中上部塑性區(qū)范圍大于下部。由于留巷后頂板與實(shí)體煤幫破壞范圍均超過了普通錨桿的支護(hù)范圍，因此，為保證留巷圍巖的整體承載力，需對(duì)頂板與實(shí)體煤幫補(bǔ)打錨索加強(qiáng)支護(hù)(頂板錨索采用φ17.8 mm×6 300 mm高強(qiáng)高預(yù)緊力鋼絞繩錨索，實(shí)體煤幫為φ17.8 mm×4 000 mm的高強(qiáng)高預(yù)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?；炷林гO(shè)2 d后其抗壓強(qiáng)度不足8 MPa(圖2)，即柔?；炷翝仓筮_(dá)到所需強(qiáng)度需要一定的時(shí)間和空間，則在該時(shí)間與空間內(nèi)必須對(duì)柔?；炷吝M(jìn)行加強(qiáng)支護(hù)，避免巷旁充填體強(qiáng)度不足或變形過大造成留巷支護(hù)結(jié)構(gòu)的整體失穩(wěn)。

5 沿空留巷圍巖控制機(jī)理與技術(shù)

5.1 留巷圍巖支護(hù)機(jī)理

工作面回采留巷后，留巷圍巖在偏應(yīng)力的作用下發(fā)生剪切破壞，圍巖強(qiáng)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(yīng)力與塑性區(qū)分布特征，將偏應(yīng)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(yīng)力峰值帶與塑性區(qū)輪廓線為邊界劃分為2個(gè)區(qū)域，揭示了沿空留巷頂板與實(shí)體煤幫破壞呈明顯的非對(duì)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(hù)墻+巷內(nèi)強(qiáng)力雙排單體支柱+實(shí)體煤幫與頂板高強(qiáng)高預(yù)緊力非對(duì)稱錨桿索的分區(qū)非對(duì)稱耦合控制技術(shù)。沿空留巷圍巖被劃分為3個(gè)區(qū)域，即實(shí)體煤幫A區(qū)、留巷頂板B區(qū)(巷內(nèi)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(jī)理如下:

(1)錨索穿過偏應(yīng)力峰值帶以控制偏應(yīng)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(yīng)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(yīng)力峰值帶以里不穩(wěn)定巖體的穩(wěn)定，并對(duì)留巷巷旁充填體及頂板重點(diǎn)加固。因此，留巷實(shí)體煤幫A區(qū)、留巷頂板B區(qū)靠近實(shí)體煤側(cè)錨索均穿過偏應(yīng)力峰值帶與塑性區(qū)輪廓線范圍，并在巷內(nèi)布置強(qiáng)力雙排單體柱加強(qiáng)支護(hù)，將淺部錨桿支護(hù)形成的淺部主承載結(jié)構(gòu)體與深部錨索支護(hù)形成的次承載結(jié)構(gòu)聯(lián)接成一錨固復(fù)合承載結(jié)構(gòu)。該錨固復(fù)合承載結(jié)構(gòu)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(yīng)力場內(nèi)圍巖滑移、裂隙擴(kuò)展及新裂紋產(chǎn)生等擴(kuò)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(cè)單體支柱網(wǎng)墻結(jié)構(gòu)的形成可有效分擔(dān)頂板載荷。采空區(qū)頂板(Ⅲ)采用錨桿+金屬網(wǎng)支護(hù)后在圓木的切頂阻力下，沿圓木外邊緣破斷，造成圓木外側(cè)頂板的鋼筋梁彎曲變形，進(jìn)而在彎曲的鋼筋梁、垂吊的鋼塑網(wǎng)以及圓木共同作用下形成一網(wǎng)墻結(jié)構(gòu)，該網(wǎng)墻結(jié)構(gòu)不但提升了充填區(qū)域側(cè)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(shí)間內(nèi)充當(dāng)復(fù)合承載結(jié)構(gòu)支撐點(diǎn)，使其在一定程度上延緩巷旁柔模充填體承載時(shí)間，有效增強(qiáng)巷旁柔模承載時(shí)的強(qiáng)度。

(3)柔模墻體(C區(qū))拉筋配合鐵板加固輔以單體柱支護(hù)。由圖2可知，巷旁混凝土充填體支設(shè)2 d后其抗壓強(qiáng)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(hù)。柔模袋中泵注的自制密實(shí)混凝土與其內(nèi)部穿孔拉筋及配套鐵板可形成柔?；炷翉?qiáng)力承載結(jié)構(gòu)(圖9)，該承載結(jié)構(gòu)即繼承了混凝土連續(xù)整體支護(hù)的剛度，又在側(cè)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?；炷恋膫?cè)向外移，防止其產(chǎn)生過大變形，增強(qiáng)結(jié)構(gòu)完整性與穩(wěn)定性[37-38]。單體液壓支柱作為巷旁柔?；炷恋呐R時(shí)加強(qiáng)支護(hù)，一方面可在混凝土成型凝固前提供較大的支護(hù)阻力，承擔(dān)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(zhuǎn)變形速率，還可作為一個(gè)傳遞體將頂板壓力傳遞至底板，并對(duì)底板施加反向約束力，提高底板的支護(hù)強(qiáng)度，實(shí)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(zhuǎn)變形相協(xié)調(diào)，避免其穿頂和破底現(xiàn)象的出現(xiàn)。

5.2 支護(hù)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(wǎng)，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(qiáng)高預(yù)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(wǎng)支護(hù)，實(shí)體煤幫采用每排2根φ17.8 mm×4 000 mm的高強(qiáng)高預(yù)緊力鋼絞繩錨索加強(qiáng)支護(hù)，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(jī)頭三角區(qū)直接頂從煤幫向工作面鋪設(shè)3.1 m×1.1 m的鋼塑網(wǎng)，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(wǎng)維護(hù)，間排距900 mm×1 200 mm，巷道側(cè)第1根錨桿距巷道角錨桿650 mm。距實(shí)體煤幫5 200 mm處支設(shè)2 500×φ(180～220) mm的圓木，并配合戴帽點(diǎn)柱支護(hù)，其間距為1 200 mm。機(jī)頭支架尾部支設(shè)柔?？臻g達(dá)到2 500～5 400 mm時(shí)，及時(shí)在距煤幫2 700 mm支設(shè)柔模，使柔模左側(cè)與圓木之間留800 mm的瓦斯通道，支設(shè)柔模時(shí)每排使用3根鋼筋穿過柔模兩側(cè)，通過管路將混凝土料漿泵送到柔模內(nèi)。柔?；炷翗?gòu)筑完成后，在預(yù)留的直孔內(nèi)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(cè)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(hù)質(zhì)量，在留巷內(nèi)使用DW-25型單體液壓支柱配合木大梁進(jìn)行維護(hù)，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(cè)的單體支柱距柔模850 mm。3301沿空留巷支護(hù)如圖10所示。

5.3 支護(hù)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(duì)3301留巷圍巖變形量進(jìn)行現(xiàn)場實(shí)測(cè)，結(jié)果如圖11所示。

由圖11可知,工作面推過0～30 m時(shí)，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(shì);當(dāng)工作面推過100 m后，移近量逐漸趨于穩(wěn)定值，此時(shí)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(dá)到285 mm，此時(shí)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(jìn)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(hù)技術(shù)有效限制了窄柔模墻體留巷圍巖變形，留巷試驗(yàn)取得成功。

6 結(jié) 論

(1)實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)確定了混凝土強(qiáng)度與齡期關(guān)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(gè)關(guān)鍵時(shí)期，留巷巷旁混凝土充填體抗壓強(qiáng)度為28 MPa;同時(shí)，確定了工作面周期來壓時(shí)巷旁混凝土的抗壓強(qiáng)度大于所需的巷旁承載能力，驗(yàn)證了巷旁混凝土充填體滿足3301工作面巷旁支護(hù)穩(wěn)定性條件。

(2)超前工作面影響較明顯區(qū)頂板、底板、實(shí)體煤幫和回采側(cè)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(dòng)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(duì)巷道圍巖的加強(qiáng)支護(hù)，即巷道支設(shè)單體柱和實(shí)體煤側(cè)補(bǔ)打幫錨索;滯后工作面段需增加巷旁支護(hù)，同時(shí)對(duì)充填體兩側(cè)采用護(hù)表構(gòu)件，以提高柔模墻體的承載能力。

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

(4)基于工作面回采擾動(dòng)后沿空留巷圍巖偏應(yīng)力與塑性區(qū)的分布特征，將沿空留巷圍巖以偏應(yīng)力峰值帶與塑性區(qū)輪廓線為邊界劃分為2個(gè)區(qū)域，按圍巖支護(hù)不同又將留巷圍巖劃分為實(shí)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(hù)墻+巷內(nèi)強(qiáng)力雙排單體支柱+實(shí)體煤幫與頂板高強(qiáng)高預(yù)緊力非對(duì)稱錨桿索的分區(qū)非對(duì)稱耦合控制技術(shù)，通過現(xiàn)場工程實(shí)踐驗(yàn)證了該耦合支護(hù)技術(shù)實(shí)現(xiàn)了對(duì)1.7 m窄柔模墻體充填下留巷試驗(yàn)段圍巖變形量的有效控制。