沿空留巷堆噴工藝巷旁支護(hù)體穩(wěn)定性分析

張振華 ，郝兵元 ，任興云

（1.太原理工大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院，山西 太原 030024；2.太原理工大學(xué) 安全與應(yīng)急管理工程學(xué)院，山西 太原 030024）

近年來(lái)，我國(guó)學(xué)者對(duì)沿空留巷混凝土巷旁支護(hù)體進(jìn)行了大量研究。楊繼元等[1]研發(fā)了柔模支護(hù)技術(shù)，快速提高了混凝土的早期支護(hù)強(qiáng)度；惠興田等[2]發(fā)明了封閉模鑄砌體結(jié)構(gòu)，支護(hù)體既有封閉性，又能及時(shí)貼頂支護(hù)；黃萬(wàn)朋等[3]提出1種“鋼管混凝土支柱+柔性墊層”巷旁支護(hù)結(jié)構(gòu)，使基本頂在給定變形的位態(tài)下很好控制留巷穩(wěn)定性；王軍等[4]提出鋼管混凝土墩柱與矸石墻協(xié)同支護(hù)技術(shù)，提高巷旁支護(hù)承載力；LUAN 等[5]采用高強(qiáng)輕質(zhì)泡沫混凝土和榫卯結(jié)構(gòu)空心砌塊墻體，減小了砌塊重力并且提高了支護(hù)體強(qiáng)度；NING 等[6]針對(duì)極傾斜煤層，采用了1 種混凝土巷旁充填-桁架支護(hù)結(jié)構(gòu)；張澤瑞[7]通過(guò)在混凝土中添加粉煤灰、聚合物、鋼纖維進(jìn)行改性，改善了混凝土塑性變形能力；李化敏[8]以頂板圍巖控制過(guò)渡時(shí)期支護(hù)體所受支護(hù)阻力為基準(zhǔn)，確立了各階段沿空留巷巷旁支護(hù)體阻力的控制設(shè)計(jì)原則；李迎富等[9]建立了關(guān)鍵塊和直接頂力學(xué)模型，并引入了關(guān)鍵塊穩(wěn)定性系數(shù)；漆泰岳等[10]分析了整體澆注護(hù)巷帶支護(hù)強(qiáng)度與基本頂巖層斷裂的關(guān)系，提出了整體澆注護(hù)巷帶的支護(hù)強(qiáng)度與變形的計(jì)算方法；韓昌良等[11]研究了沿空留巷砌塊墻體結(jié)構(gòu)、破壞過(guò)程、本構(gòu)關(guān)系及承載力，揭示了砌塊式墻體結(jié)構(gòu)的破壞機(jī)理和承載特性；馮國(guó)瑞等[12]運(yùn)用理論分析和數(shù)值模擬研究巷旁支護(hù)體，揭示了在工作面推進(jìn)過(guò)程中，巷旁支護(hù)體應(yīng)力分布規(guī)律和變形特征；王曉卿等[13]探討了巷旁墻體在溫度應(yīng)力及采動(dòng)應(yīng)力雙重作用下的破壞過(guò)程和機(jī)理，提出墻體開裂控制對(duì)策。

上述研究取得顯著結(jié)果，但當(dāng)前的研究仍然存在一些不足：①當(dāng)前混凝土支護(hù)體存在不能及時(shí)接頂、早期強(qiáng)度低、施工工藝復(fù)雜等缺點(diǎn)；②當(dāng)前缺乏圍巖與支護(hù)體相互作用機(jī)理研究，多為研究巷旁支護(hù)體頂板圍巖受力與變形，對(duì)巷旁支護(hù)體受力分析相關(guān)研究較少。為此，基于1 種堆噴工藝構(gòu)筑混凝土支護(hù)體方法研究，以辛安礦11212-2 工作面沿空留巷工程為背景，分析切頂條件下，巷旁支護(hù)體頂板圍巖演化，建立力學(xué)模型，并通過(guò)離散元3DEC 軟件模擬巷道頂板的垮落特征，驗(yàn)證力學(xué)模型建立的合理性。然后分析巷旁支護(hù)體承載性能和受力特征，并提出加固支護(hù)對(duì)策。

1 堆噴沿空留巷工藝

1.1 堆噴工藝

堆噴工藝是1 種新型構(gòu)筑混凝土支護(hù)體的方法，是將砂石料、水泥、JCT-1 混凝土外加劑在干燥狀態(tài)下按一定比例拌和均勻后裝入噴射機(jī)，用壓縮空氣將干混合料沿管路輸送至噴頭處與水混合，并高速噴射至作業(yè)面構(gòu)筑墻體[14]。堆噴工藝施工示意圖如圖1。

圖1 堆噴工藝施工示意圖Fig.1 Schematic diagram of construction of heap spraying process

構(gòu)筑混凝土墻時(shí)，緊跟采煤工作面，在端頭液壓支架側(cè)方支設(shè)1 排擋矸支柱，同時(shí)在支柱靠巷道側(cè)掛設(shè)鋼筋網(wǎng)片+風(fēng)筒布；沿巷道軸向鋪設(shè)輸料管路，堆噴設(shè)備在材料場(chǎng)利用壓風(fēng)將干混合料通過(guò)管路輸送至構(gòu)筑巷旁墻體的位置，噴頭呈螺旋形、一圓壓半圓的方法均勻緩慢移動(dòng)，由內(nèi)而外、由下而上堆噴形成巷旁墻體，直至墻體接頂。

1.2 工程背景

以辛安礦11212-2 工作面運(yùn)料巷沿空留巷為工程背景。工作面走向長(zhǎng)度為853.7～876.7 m，工作面傾向長(zhǎng)度為83.2～196.3 m，采用綜采放頂煤工藝開采2#煤，全部垮落法處理采空區(qū)頂板。運(yùn)料巷沿2#煤層頂板掘進(jìn)，設(shè)計(jì)留巷長(zhǎng)度為770 m，巷道凈寬為4.2 m，凈高為3.2 m，留巷用于相鄰11210-1 工作面運(yùn)煤巷。工作面位置關(guān)系如圖2，巖層柱狀圖如圖3。

圖2 工作面位置關(guān)系Fig.2 Working face position relation

圖3 巖層柱狀圖Fig.3 Column chart of rock formations

2 巷旁支護(hù)體與圍巖力學(xué)模型

2.1 沿空留巷大小結(jié)構(gòu)圍巖演化

研究基于切頂條件下沿空留巷，支護(hù)體頂板圍巖大小結(jié)構(gòu)演化如圖4。

圖4 圍巖大小結(jié)構(gòu)演化Fig.4 Evolution of surrounding rocksize structures

煤層回采后，在頂板上覆巖層自重和巷旁支護(hù)體切頂阻力作用下，支護(hù)體淺部圍巖沿切頂線迅速垮落，破斷邊緣形似倒梯形，深部巖層經(jīng)過(guò)旋轉(zhuǎn)、變形、垮落，最終形成自然拱結(jié)構(gòu)。大結(jié)構(gòu)是指斷裂拱和應(yīng)力拱之間的自然拱結(jié)構(gòu)巖層；小結(jié)構(gòu)是指巷道圍巖及其支護(hù)結(jié)構(gòu)[15]。小結(jié)構(gòu)位置位于大結(jié)構(gòu)的拱腳處，當(dāng)小結(jié)構(gòu)失穩(wěn)時(shí)，會(huì)對(duì)大結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定造成一定影響，因此需要加強(qiáng)對(duì)小結(jié)構(gòu)支護(hù)，提高大結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性[16]。

2.2 支護(hù)體與圍巖力學(xué)模型

基于沿空留巷頂板圍巖垮落特征，建立的簡(jiǎn)化支護(hù)體與圍巖力學(xué)模型如圖5。對(duì)沿空留巷力學(xué)模型作如下假設(shè)：①煤層及其關(guān)鍵層之下巖層假設(shè)為剛性體[10]；②采空區(qū)矸石對(duì)巖塊AB的支撐力為0；③關(guān)鍵層上方軟弱巖層重力均勻分布在關(guān)鍵層；④支護(hù)體頂板圍巖邊緣破斷特征近似為倒梯形。

圖5 簡(jiǎn)化力學(xué)模型Fig.5 Simplified mechanical model

各巖層自重等于各巖層單位自重乘以巖層長(zhǎng)度。

式中：Q為關(guān)鍵層下部巖層重力，kN；Qm為關(guān)鍵層下部各巖層單位自重力，kN/m；a為留巷寬度，m；b為巷旁支護(hù)體寬度，m；hi為各巖層厚度，m； α近似為切頂角度，（°）。

巖塊OA長(zhǎng)度L1為：

巖塊AB長(zhǎng) 度L2與工作面長(zhǎng)度和周期垮落步距有關(guān)，可用式（3）[17]計(jì)算：

式中：S為工作面長(zhǎng)度，m；l為工作面周期垮落步距，m。

運(yùn)用靜力平衡法對(duì)關(guān)鍵層巖塊進(jìn)行分析，對(duì)于巖塊OA，由 ∑M=0可得。

式中：MO、MA為關(guān)鍵層在O、A處彎矩，kN·m；F1為巷道對(duì)頂板支撐力，kN；F2為每米支護(hù)體支護(hù)阻力，kN；FA為關(guān)鍵層在A處受到的水平推力，kN； ΔSA巖塊AB在A處斷裂時(shí)的下沉量，m；NA為關(guān)鍵層在A點(diǎn)受到的剪應(yīng)力，kN；q為關(guān)鍵層及上覆軟弱巖層單位自重，kN/m；hn+1為關(guān)鍵層厚度，m。

關(guān)鍵層處于極限應(yīng)力狀態(tài)時(shí)：

式中： σt為關(guān)鍵層抗拉強(qiáng)度，MPa。

假設(shè)巖塊AB在切斷時(shí)下沉量很小，近似認(rèn)為ΔSA=ΔSB=0 。對(duì)巖塊AB列靜力學(xué)方程，并聯(lián)立式（4）、式（5）可得每米支護(hù)體的巷旁支護(hù)阻力為：

根據(jù)11212-2 工作面工程實(shí)際，切頂角度 α為15°，留巷寬度a為4.2 m，巷旁支護(hù)體寬度b為1 m，根據(jù)圖3 各巖層層厚，由式（2）、式（3）計(jì)算L1為8 m，L2為18.86 m，由式（1）計(jì)算Q為1 401.26 kN，關(guān)鍵層及上覆軟弱巖層單位自重力q為392.48 kN/m，關(guān)鍵層抗拉強(qiáng)度 σt取值1.29 MPa，上述參數(shù)代入式（6）中，每米巷旁支護(hù)體支護(hù)阻力F2=4.16 MN,支護(hù)體承受圍巖壓應(yīng)力p=F2/b=4.16 MPa。

2.3 頂板圍巖垮落特征模擬

通過(guò)離散元軟件3DEC 分析沿空留巷頂板圍巖的垮落情況，對(duì)比切頂與未切頂2 種方式，驗(yàn)證力學(xué)模型建立的合理性。圍巖潛在破壞形式為結(jié)構(gòu)面控制型塊體破壞，可忽略巖體的變形，故采用剛性塊體運(yùn)動(dòng)分析法，將巖體分割很多節(jié)理，形成大量塊體，不需要?jiǎng)澐志W(wǎng)格，接觸主要在塊體間進(jìn)行，應(yīng)力通過(guò)塊體之間的節(jié)點(diǎn)傳遞，巖層破壞時(shí)，穩(wěn)定差的塊體會(huì)最先發(fā)生破壞，模擬巖層的垮落情況。建立的數(shù)值模型如圖6。

圖6 模型示意Fig.6 Model schematic

模型尺寸為長(zhǎng)×寬×高=104.2 m×1 m×36.5 m，巷道寬×高=4.2 m×3.2 m，巷旁支護(hù)體寬度×高度=1 m×3.2 m，切頂角度15°，垂直深度14.4 m，切頂位置位于支護(hù)體靠近采空區(qū)邊緣。工作面取實(shí)際工作面1/2，長(zhǎng)度70 m，模型上邊界施加壓力16 MPa，四周及底部邊界施加約束，限制位移。模型計(jì)算參數(shù)見表1，節(jié)理采用庫(kù)倫滑移模型。

表1 巖層節(jié)理面參數(shù)Table 1 Rock joint surface parameters

未切頂位移云圖如圖7，切頂位移云圖如圖8。

圖7 未切頂位移云圖Fig.7 Cloud map of un-cutting roof displacement

圖8 切頂位移云圖Fig.8 Cloud map of cutting roof displacement

由圖7，采空區(qū)上部軟弱圍巖垮落，在支護(hù)體靠近采空區(qū)一側(cè)，圍巖斷裂線形成倒臺(tái)階狀?；卷攷r層回轉(zhuǎn)下沉，形成鉸接巖梁結(jié)構(gòu)，采空區(qū)上部圍巖自重由采空區(qū)矸石、煤壁和支護(hù)體承擔(dān)，采空區(qū)一部分應(yīng)力傳遞到側(cè)面巷道上方，容易影響留巷結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

由圖8，沿切頂線形成結(jié)構(gòu)弱面，垮落矸石充滿采空區(qū)，切斷了留巷頂板應(yīng)力傳遞的途徑。由于切頂加劇了采空區(qū)圍巖的垮落過(guò)程，上部巖層在采空區(qū)垮落碎脹充分，關(guān)鍵層巖層彎曲下沉量減小，削弱了關(guān)鍵層巖層回轉(zhuǎn)下沉的影響，有利于留巷結(jié)構(gòu)穩(wěn)定。支護(hù)體上部圍巖邊緣破斷形似倒梯形，也驗(yàn)證力學(xué)模型建立的合理性。

3 巷旁支護(hù)體受力分析

3.1 巷旁支護(hù)體力學(xué)性能

堆噴工藝巷旁支護(hù)體選用原材料為水泥、砂子、石子、JCT-1 混凝土外加劑，試驗(yàn)確定配比材料配比為1∶2∶1∶0.1。其中水泥選用425#普通硅酸鹽水泥；砂子采用堅(jiān)硬耐久的中砂，細(xì)度模數(shù)大于2.5，含泥量不大于3%；石子粒徑不大于10 mm；JCT-1 混凝土外加劑是采用機(jī)械研磨法進(jìn)行細(xì)化的無(wú)機(jī)納米級(jí)材料，呈灰白色粉末狀，具有早強(qiáng)性，增阻速度快等特點(diǎn)[13]。制備尺寸為150 mm×150 mm×150 mm 的立方體試件，養(yǎng)護(hù)不同的齡期，進(jìn)行抗壓強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)，測(cè)得的巷旁支護(hù)體力學(xué)性能指標(biāo)如圖9。

圖9 支護(hù)體力學(xué)性能Fig.9 Mechanical properties of supporting body

1）JCT 外加劑混凝土試件抗壓強(qiáng)度明顯高于普通速凝劑混凝土試件，早期強(qiáng)度12 MPa，為普通試件的1.7 倍，最終強(qiáng)度40.6 MPa，為普通試件最大抗壓強(qiáng)度的1.63 倍。說(shuō)明JCT 外加劑混凝土支護(hù)體具有早強(qiáng)性，并且最終強(qiáng)度大。

2）從2 種試件曲線增長(zhǎng)趨勢(shì)來(lái)看，在前7 d，強(qiáng)度增加速率最大，2 種試件強(qiáng)度增加速率平均為為2.2 MPa/d；7 d 后，JCT 外加劑混凝土試件強(qiáng)度增長(zhǎng)速率變緩，為0.62 MPa/d，普通試件達(dá)到最大抗壓強(qiáng)度24.9 MPa 后，逐漸下降為20 MPa，強(qiáng)度損失19.6%。說(shuō)明JCT 外加劑混凝土支護(hù)體增阻速度快并且不損失最終強(qiáng)度。

3.2 支護(hù)體前期受力分析

前期巷旁支護(hù)體處于早齡期，支護(hù)體內(nèi)部顆粒處于未密實(shí)狀態(tài)，僅承受上部圍巖壓力，容易產(chǎn)生橫向變形破壞，支護(hù)體前期受力如圖10。

圖10 支護(hù)體前期受力Fig.10 Support body pre - stress

假設(shè)支護(hù)體處于彈性變形范圍內(nèi)，在支護(hù)體上取微元段，微元段受圍巖壓力F2和微元段上部支護(hù)體自身重力f。由胡克定律，計(jì)算微元段受力變形產(chǎn)生的壓縮量，并積分得到支護(hù)體縱向變形量，由橫向應(yīng)變與軸向應(yīng)變的關(guān)系，每米支護(hù)體橫向變形量為:

式中： ν為支護(hù)體泊松比；b為支護(hù)體寬度，m；E為支護(hù)體彈性模量，MPa；F2為每米巷旁支護(hù)體支護(hù)阻力，kN； ρ為支護(hù)體密度，t/m3；h為巷旁支護(hù)體高度，m。

設(shè)計(jì)在支護(hù)體兩側(cè)加入鋼筋網(wǎng)片，內(nèi)置對(duì)拉鋼筋連接，形成鋼筋網(wǎng)片結(jié)構(gòu)，提高支護(hù)體塑性變形能力，支護(hù)體內(nèi)部顆粒受力如圖11。

圖11 支護(hù)體內(nèi)部顆粒受力Fig.11 Internal particle force of support body

根據(jù)胡明明等[18]研究，可假設(shè)堆噴混凝土為圓形不可壓縮顆粒，顆粒之間為剛性接觸，初期支護(hù)體為疏松階段，在圍巖壓力和鋼筋網(wǎng)片結(jié)構(gòu)拉力作用下支護(hù)體變得更加密實(shí)，顆粒之間距離變小，減小巷旁支護(hù)體初期變形。

顆粒單元受力平衡方程為:

式中： σv為顆粒所受垂直應(yīng)力，MPa； σh為顆粒所受水平應(yīng)力，MPa；f2為顆粒垂直方向受力，kN；f3為顆粒水平方向受力，kN；c為水平相鄰顆粒中心距離，m；d為垂直相鄰顆粒中心距離，m。

當(dāng)支護(hù)體內(nèi)部顆粒密實(shí)時(shí)，近似c=d，可得顆粒單元所受水平拉力f3=0.5f2，可認(rèn)為整個(gè)支護(hù)體鋼筋網(wǎng)片產(chǎn)生拉力F3=0.5F2。

在鋼筋網(wǎng)片結(jié)構(gòu)作用下支護(hù)體產(chǎn)生橫向壓縮量：

由式（7）、式（9）可得鋼筋網(wǎng)片結(jié)構(gòu)對(duì)前期支護(hù)體變形量減小系數(shù)k：

每米支護(hù)體寬度b為1 m，高度h為3.2 m，每米支護(hù)體阻力F2為4.16 MN，泊松比 ν為0.2，支護(hù)體密度 ρ取值2.36 t/m3，由式（10）可得k為0.78,表明鋼筋網(wǎng)片結(jié)構(gòu)能夠有效提高支護(hù)體抵抗變形能力，減少支護(hù)體78%的橫向變形。

3.3 支護(hù)體后期受力分析

支護(hù)體后期受力如圖12。

圖12 支護(hù)體后期受力Fig.12 Late force of support body

在后期，支護(hù)體強(qiáng)度已經(jīng)足夠，采空區(qū)頂板充分垮落，形成松散體并充滿采空區(qū)域，與原有實(shí)體煤相比，松散體泊松比增加。在松散體壓實(shí)的過(guò)程中，由于泊松效應(yīng)在巷旁支護(hù)體一側(cè)形成水平擠壓力[19]。此時(shí)支護(hù)體承受頂板圍巖壓力p和矸石水平擠壓力T。

巷旁支護(hù)體側(cè)向壓力由2 部分組成，采空區(qū)破碎巖石自重產(chǎn)生的側(cè)壓力和上部巖層均布荷載產(chǎn)生的側(cè)壓力[20]，由式(11)計(jì)算:

式中： ρ1為破碎巖石密度2.5 t/m3，qg為破碎矸石上部覆巖應(yīng)力，4 MPa；h為巷旁支護(hù)體高度，3.2 m；Ka為主動(dòng)土壓力系數(shù)，取值0.3。

由式（11）計(jì)算側(cè)壓力T=1.21 MPa。

假設(shè)支護(hù)體為均勻連續(xù)的彈性體，巷旁支護(hù)體截面不沿長(zhǎng)度方向變化，受有平行于橫截面且不沿長(zhǎng)度變化的面力或約束，可視為平面應(yīng)變問(wèn)題，用半逆解法求解應(yīng)力分量，分析支護(hù)體受力。

應(yīng)力函數(shù) Φ可假設(shè)為:

應(yīng)力函數(shù)式（13）滿足相容方程 ?4Φ=0[20]，可假設(shè)應(yīng)力函數(shù)表達(dá)式為：

式中：A、B、C、D、E、F、G、H、I均為應(yīng)力函數(shù)表達(dá)式的未知系數(shù)。

由式（13），求得應(yīng)力分量表達(dá)式，根據(jù)邊界條件求解可得：

以上參數(shù)代入式(13)可得支護(hù)體截面上任意一點(diǎn)應(yīng)力分量：

式中： σx為支護(hù)體水平應(yīng)力，MPa； σy為支護(hù)體垂直應(yīng)力，MPa； τxy為支護(hù)體剪應(yīng)力，MPa。

將巷旁支護(hù)體高度h=3.2 m，寬度b=1 m，側(cè)壓力T=1.21 MPa，頂板支護(hù)壓力p=4.16 MPa 代入式(14)，并用Matlab 軟件繪圖，得到的支護(hù)體截面上應(yīng)力分布如圖13～圖15。

圖13 支護(hù)體水平應(yīng)力分量Fig.13 Horizontal stress component of support

如圖13，支護(hù)體內(nèi)水平應(yīng)力均為壓應(yīng)力，支護(hù)體巷道側(cè)水平應(yīng)力到采空區(qū)側(cè)水平應(yīng)力呈逐漸增大趨勢(shì)，從0 MPa 增加到1.21 MPa，水平應(yīng)力分量與支護(hù)體寬度有關(guān)，與支護(hù)體高度無(wú)關(guān)。

如圖14，支護(hù)體靠近巷道側(cè)存在垂直應(yīng)力的拉應(yīng)力區(qū)，最大拉應(yīng)力2.1 MPa；靠近采空區(qū)一側(cè)存在垂直應(yīng)力的壓應(yīng)力區(qū)，最大壓應(yīng)力10.43 MPa。后期支護(hù)體抗壓強(qiáng)度已經(jīng)足夠，但是抗拉強(qiáng)度依然很低，支護(hù)體靠近巷道側(cè)容易發(fā)生劈裂破壞?？稍谥ёo(hù)體內(nèi)施加對(duì)拉錨桿，提高支護(hù)體塑性變形能力，通過(guò)鋼筋網(wǎng)片和對(duì)拉錨桿作用抵抗支護(hù)體變形破壞。

圖14 支護(hù)體垂直應(yīng)力分量Fig.14 Vertical stress component of support

如圖15，支護(hù)體底部和頂部存在剪應(yīng)力區(qū)，最大剪應(yīng)力2.9 MPa，說(shuō)明支護(hù)體底部和頂部容易發(fā)生剪切破壞，尤其是底部是支護(hù)體承載的關(guān)鍵區(qū)，可在底部施加底錨桿加強(qiáng)支護(hù)。

圖15 剪應(yīng)力分量Fig.15 Shear stress component

4 巷旁支護(hù)體設(shè)計(jì)及支護(hù)效果

4.1 參數(shù)設(shè)計(jì)

巷旁墻體設(shè)計(jì)如圖16。

圖16 巷旁支護(hù)體設(shè)計(jì)Fig.16 Design of support body

1）開挖底板基礎(chǔ)坑。在筑墻位置開挖深度為0.5 m、寬度1.2 m 的基礎(chǔ)坑，在基礎(chǔ)坑底部鋪設(shè)直徑6 mm、網(wǎng)格尺寸為100 mm×100 mm 的金屬網(wǎng)片，并在基坑中部打設(shè)2 排間距400 mm，排距1 m 的底板錨桿。

2）采空側(cè)擋矸支護(hù)。工作面移架后，在頂網(wǎng)及原有支護(hù)結(jié)構(gòu)保護(hù)下，沿巷道采空區(qū)邊緣打設(shè)木點(diǎn)支柱，木點(diǎn)柱間距為0.6 m，與工作面移架步距一致，木點(diǎn)柱底部放入基礎(chǔ)坑內(nèi)，頂部接頂。

3）堆噴巷旁支護(hù)。支護(hù)體寬度為1 m，高度3.2 m。在木點(diǎn)支柱靠巷道側(cè)布置鋼筋網(wǎng)片和風(fēng)筒布，鋼筋網(wǎng)片直徑6 mm，網(wǎng)格尺寸100 mm×100 mm，相鄰鋼筋網(wǎng)片之間重疊100 mm，并用鐵絲捆扎；在支護(hù)體內(nèi)部加入對(duì)拉錨桿，錨桿直徑18 mm，沿豎直方向同一列錨桿間距為0.64 m，相鄰2 列排距為1 m。

4.2 留巷效果

底板開挖基礎(chǔ)坑，打設(shè)2 排底錨桿，內(nèi)部對(duì)拉鋼筋綁定在鋼筋網(wǎng)片上，用于加固支護(hù)；支護(hù)體成形快，表面平整。采用回彈儀對(duì)巷旁支護(hù)體強(qiáng)度進(jìn)行測(cè)定，布置5 個(gè)測(cè)點(diǎn)，間距50 m，每個(gè)測(cè)點(diǎn)測(cè)量支護(hù)體上部和下部回彈值，上部距頂板0.5 m，下部距頂板0.5 m，支護(hù)體回彈值-強(qiáng)度監(jiān)測(cè)如圖17。

圖17 支護(hù)體回彈值-強(qiáng)度監(jiān)測(cè)Fig.17 Support body rebound values-strength monitoring

由圖17 可知：所有測(cè)點(diǎn)強(qiáng)度保持在30.7 MPa左右，表明支護(hù)體強(qiáng)度變化不大，表面位移較小，處于穩(wěn)定狀態(tài)。

5 結(jié) 語(yǔ)

1）介紹1 種新型堆噴工藝構(gòu)筑沿空留巷巷旁支護(hù)體，是通過(guò)噴射機(jī)將一定配比混凝土材料高速噴射到受噴面，堆積形成巷旁支護(hù)體，用于控制或減小巷道圍巖變形。

2）以辛安礦11212-2 工作面為背景，分析了支護(hù)體上覆巖層的垮落特征，得出頂板邊緣破斷特征呈倒梯形；根據(jù)圍巖垮落特征，建立了簡(jiǎn)化力學(xué)模型，計(jì)算的支護(hù)體支護(hù)阻力為4.16 MPa。

3）采用剛體分析法模擬留巷頂板圍巖垮落。不切頂條件下，淺部圍巖垮落，深部圍巖形成鉸接巖梁結(jié)構(gòu)，采空區(qū)應(yīng)力仍傳遞到側(cè)向支護(hù)體上方；切頂條件下，圍巖垮落充分，切斷了應(yīng)力傳遞途徑，支護(hù)體上部圍巖破斷形似倒梯形。由此驗(yàn)證了力學(xué)模型建立的合理性。

4）對(duì)堆噴工藝材料抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)表明：加入JCT-1 外加劑試件具有早強(qiáng)性，初期強(qiáng)度12 MPa，增阻速度快，最終強(qiáng)度為40.6 MPa，并且沒(méi)有強(qiáng)度損失。

5)前期巷旁支護(hù)體僅受頂板圍巖的壓力，早齡期混凝土強(qiáng)度較低，兩側(cè)加入鋼筋網(wǎng)片結(jié)構(gòu)，計(jì)算減少78%的橫向變形；后期支護(hù)體承受頂板圍巖壓力和側(cè)向壓力，分析支護(hù)體兩側(cè)存在垂直應(yīng)力的拉壓應(yīng)力區(qū)，最大拉應(yīng)力2.1 MPa，壓應(yīng)力10.43 MPa，支護(hù)體容易發(fā)生劈裂破壞。為此，支護(hù)體底部和頂部存在剪應(yīng)力區(qū)，最大剪應(yīng)力2.9 MPa，容易發(fā)生剪切破壞。為此，設(shè)計(jì)內(nèi)置對(duì)拉鋼筋，底部施加底錨桿，以提高巷旁支護(hù)體抵抗變形破壞的能力。