Study on failure characteristics and control of roof separation with weak interlayer of deep gob-side entry driving
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摘要:
含软弱夹层顶板对深部沿空掘巷稳定性具有重要影响，为有效控制深部高偏应力沿空掘巷含软弱夹层顶板离层破坏，基于含软弱夹层组合体试件力学试验及受采动影响下沿空掘巷数值模拟试验，获得了软弱夹层层厚、层数和层位对顶板的影响以及偏应力条件下含软弱夹层顶板离层演化规律，阐释了含软弱夹层顶板沿空掘巷失稳主要原因，结合顶板支护载荷和煤柱支撑载荷下的悬臂梁力学模型，对含软弱夹层顶板控制要点进行分析，进而提出离层控制方法。结果表明：随着软弱夹层厚度和层数增加，对组合体力学特性劣化影响逐渐变大，软弱夹层位于低位时对组合体试件的劣化影响强于高位，组合体试件破裂均由软弱夹层产生，并随着层厚、层数和层位的不同呈现差异化破裂发育特征。沿空掘巷后主剪切破裂带由顶板左肩角产生并与软弱夹层邻近岩层破裂区相互连接，导致软弱夹层离层严重，主剪切破裂带发育形态和顶板非协调变形程度随主应力偏转角度以及软弱夹层层厚、层数和层位变化，揭示了含软弱夹层顶板沿空掘巷失稳机理。推导了顶板支护载荷和煤柱支撑载荷下的巷道顶板离层解析式，发现软弱夹层在锚固区内的离层量比在锚固区外减少79%，离层大小各主控因素影响程度及其控制优化顺序依次为煤柱支撑载荷—顶板支护载荷—顶板弹性模量。针对深部沿空掘巷含软弱夹层顶板的离层规律和控制要点，提出了“提高煤柱承载能力、减少顶板裂隙发育、增加软弱夹层顶板变形协调性”的离层联合控制方法。现场离层监测显示顶板最大离层量为10 mm，表明该方法能有效控制含软弱夹层顶板离层。
Abstract:Roof with weak interlayer has significant influence on the stability of deep gob-side entry driving, to effectively control the separation of roof with weak interlayer in deep gob-side entry driving under high deviatoric stress, based on the mechanical experiment of composite specimen with weak interlayer and numerical simulation experiment of gob-side entry driving under the influence of mining, the influence of the thickness, number and position of weak interlayer and the evolution law of roof separation under high deviatoric stress conditions are obtained, the main reasons for separation of the roof with weak interlayers of deep gob-side entry driving are elucidated. The key points for controlling the roof with weak interlayer are analyzed using the mechanical model of cantilever beams under the support load and coal pillar support load, and the separation control method is subsequently proposed. The results show that the influence on the deterioration of the mechanical properties of the composite gradually becomes larger with the increase of the thickness and the number of layers of the weak interlayer, the influence on the deterioration of the composite with weak interlayer at the low position is stronger than that at the high position. The fracture of the composite specimen is produced by the weak interlayer, and the characteristics of the fracture development are different with its thickness, the number and position. The main shear failure zone generated at the left shoulder corner of the roof and connected to the adjacent rock failure area near the weak interlayer after gob-side entry driving, resulting in the separation of the weak interlayer, and the development morphology of main shear failure zone and non-coordinated degree deformation of roof vary with the deviation angle of principal stress and the thickness, number and position of weak interlayers, which revealed the instability mechanism of roof with weak interlayer of deep gob-side entry driving. The mechanical model of roof separation under the support load and the supporting load of coal pillar was established, which found that the separation of weak interlayer in the anchorage zone was 79% lower than that outside the anchorage zone, the degree of influence on the spatial distribution of separation under different influencing factors is as follows: supporting load of pillar, supporting load of roof, elastic modulus of the roof. According to the separation law and control points of the composite roof with weak interlayer in the deep gob-side roadway, the following separation joint control method was proposed: increasing the bearing capacity of coal pillars, reducing the development of the failure in roof and increasing the deformation coordination of roof with weak interlayer. The maximum separation of the roof is 10 mm according to on-site separation monitoring, indicating that this method can effectively control the separation of the roof with weak interlayers.
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0. 引 言
随着煤炭开采逐渐进入深部，开采环境发生剧烈变化[1]，深部岩体典型的“三高”赋存环境导致深部工程灾害频发，难以预测和有效控制[2]。深部沿空掘巷可大幅减少区段煤柱尺寸，提高煤炭采出率，但这类巷道维护较为困难。含软弱夹层复合顶板是一种广泛分布于煤矿巷道中的顶板结构，具有整体强度低、胶结能力弱、结构疏松、自稳性较差及易发生离层的显著工程特点[3-4]。沿空掘巷含软弱夹层顶板在高地应力和强采动应力条件下发生挠曲变形破坏，使锚杆索失效并诱发大规模冒顶，严重制约深部沿空掘巷安全高效生产。因此，从根源上揭示复杂应力条件下沿空掘巷含软弱夹层复合顶板离层破坏特征并提出针对性控制对策具有重要的实际意义。
众多学者针对深部沿空掘巷顶板离层失稳进行了大量的研究，高地压、强扰动是沿空掘巷产生大变形破坏的主要动力源[5]，在这种复杂应力条件下，沿空掘巷呈现出偏应力较大，采动影响范围大，煤柱稳定性差，围岩裂隙充分发育的特点[6]，顶板各岩层发生非协调变形易发生离层[7]，且顶板主要产生2种形式的裂隙，一种为横向裂隙，一种为纵向裂隙，横向裂隙逐渐发展为离层，纵向裂隙发育为裂隙带[8-9]。而针对含软弱夹层复合顶板离层失稳特征，张农等[10]认为高水平应力使软弱夹层及下位岩体发生剪切破坏而发生离层；含软弱夹层顶板离层破坏形态不仅受应力状态影响，还取决于软弱夹层的厚度、层数、空间位置以及破坏状态的影响[11-12]；此外，丁书学[13]认为软弱夹层下位坚硬岩层的剪切破裂延伸至软弱夹层引起冒顶；含软弱夹层顶板还受采动空间不同位置的围岩主应力大小和方向影响[14]，呈现非对称破坏特征。
针对沿空掘巷复合顶板离层控制，柏建彪等[15-16]认为沿空掘巷变形破坏的主要原因是没有考虑围岩特性、支护强度、围岩非协调变形以及围岩的自承能力，并由此提出了二次支护增加复合顶板层间粘结力，有效控制顶板离层，同时提出了窄煤柱是沿空掘巷顶板承载结构中的重要组成部分；王德超等[17]通过窄煤柱锚索加强和喷浆增加了沿空掘巷围岩稳定性；侯朝炯等[18]提出关键块体B对沿空掘巷影响最大，并受到煤柱和直接顶的有力支撑；王猛等[19]建立矸石压缩效应的沿空掘巷覆岩结构力学模型，分析了“煤壁（柱）”承载体系对覆岩稳定的协同控制效应；李为腾等[20]认为顶板夹煤层界面离层破裂区的发展对围岩的自承结构和自承能力影响较大，提出了“内修+外控”非对称联合控制对策。
上述研究分别为深部沿空掘巷失稳机理研究和含软弱夹层顶板离层冒顶控制提供了关键参考，但是，沿空掘巷应力环境及软弱夹层赋存特征对含软弱夹层顶板离层的影响及其控制机理还需进一步深入研究。基于此，以潘三煤矿1692（1）工作面回风巷为研究背景，通过力学试验和数值模拟试验深入探讨了软弱夹层的赋存特征对顶板的劣化影响及沿空掘巷偏应力环境对巷道顶板的影响规律，同时，通过建立顶板支护载荷和煤柱支撑载荷下的含软弱夹层顶板悬臂梁模型，获得了软弱夹层位于锚固区内和锚固区外的离层解析式，揭示了沿空掘巷含软弱夹层顶板离层控制机理，提出了沿空掘巷围岩稳定性控制方法，为解决含软弱夹层顶板巷道顶板离层失稳问题提供了重要的理论支持和实践指导。
1. 工程地质概况
潘三煤矿−862 m水平1692（1）工作面主采煤层11−2煤，煤层平均厚度为2.8 m，煤层倾角为2°～7°，平均5°。直接顶和基本顶分别为5.4 m和13.8 m砂质泥岩，煤巷顶板中软弱夹层主要由薄层煤线组成，且在走向方向上分布不均，中间赋存0.4 m煤线，属于典型的含软弱夹层顶板，岩层柱状图如图1所示。1692（1）回风巷采掘关系和巷道布置如图2所示，北部1682（1）工作面已收作完成，1692（1）回风巷沿1682（1）采空区掘进，所留煤柱宽度为7.8 m，1682（1）运输巷顶板已进行爆破切顶卸压，切顶高度为53 m。
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图 2 1692（1）回风巷采掘关系Figure 2. Relations between mining and excavation of No.1692 (1) tail entry根据巷道布置与采掘关系分析，1692（1）回风巷含软弱夹层顶板会受到1682（1）工作面超前支承压力、侧向支承压力等二次采动影响，使得沿空掘巷围岩出现高偏应力。1692（1）回风巷初始支护设计如图3所示，顶板采用7根尺寸为ø22 mm×2 400 mm、间排距为800 mm×800 mm的MG355锚杆，3根尺寸为ø21.8 mm×6 300 mm、间排距为1 100 mm×800 mm布置在巷道中间的锚索和2排尺寸为ø21.8 mm×6 300 mm、排距为1 100 mm沿巷道走向布置在两侧的锚索；实体煤侧帮部采用5根尺寸为ø22 mm×2 400 mm、间排距为800 mm×800 mm的MG355锚杆；煤柱帮部采用5根尺寸为ø22 mm×2 400 mm、间排距为800 mm×800 mm的MG355锚杆和1根尺寸为ø21.8 mm×4 300 mm、排距为1 100 mm的锚索。在此支护条件下，巷道实体煤侧肩角处帮部出现挤压现象，顶板出现沿走向方向的破碎带；顶板靠近煤柱一侧出现非对称冒落；煤柱帮部向巷道空间挤出严重，如图3b所示。在巷道中部对顶板进行钻孔窥视发现，顶板浅部围岩出现近似沿竖直方向的裂隙带，靠近软弱夹层处出现大尺度裂隙发育，在顶板5.4～5.6 m范围内多处出现较为严重的离层现象，如图3c所示。
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图 3 1692（1）回风巷初始支护设计及围岩破坏情况Figure 3. Initial support design and surrounding rock damage of No.1692 (1) tail entry由上述分析可知，虽然1682（1）运输巷顶板已经实施爆破切顶，但1692（1）回风巷围岩稳定性仍较差。根据围岩破坏情况可知，造成1692（1）回风巷围岩失稳的原因一方面为该巷道作为沿空掘巷一直受到侧向支承压力影响，另一方面为其顶板受到软弱夹层特殊结构影响。二者对巷道稳定性如何影响及如何进一步控制是研究的重点。
2. 沿空掘巷含软弱夹层顶板离层破坏特征
2.1 软弱夹层对顶板力学行为特性劣化影响
2.1.1 试验方案
以潘三煤矿1692（1）回风巷含软弱夹层顶板地质条件为原型，以控制变量法制备不同软弱夹层厚度（试件1、试件2、试件3）、不同软弱夹层层数（试件1、试件4、试件5）和不同软弱夹层层位（试件1、试件6、试件7）的相似材料对称型圆柱组合体试件，见表1。经过岩性测试获得砂质泥岩与软弱夹层强度比为6∶1，相似材料质量配比见表2。试样采用岩石力学试验机压制成型，各层材料分次进行装填压实，最后配制不同软弱夹层层厚、层数和层位下的组合体试样，每次压制压力为3 MPa[21]。采用DNS系列电子万能试验机对试样进行力学测试。试样制作及试验流程如图4所示。
表 1 组合体试件类型Table 1. Type of composite specimen编号 软弱夹层厚度/mm 软弱夹层层数 软弱夹层层位 试件1 5 1 中位 试件2 10 1 中位 试件3 15 1 中位 试件4 5 2 — 试件5 5 3 — 试件6 5 1 高位 试件7 5 1 低位 表 2 相似材料配比Table 2. Ratio of similar materials岩性 各相似材料质量分数/% 抗压强度/MPa 细河沙 水泥 石膏 煤粉 砂质泥岩 50.0 16.7 33.3 — 13.5 煤 50.0 10.0 6.0 34.0 2.2 2.1.2 力学试验结果
通过对不同软弱夹层厚度、层数和层位的圆柱体试件进行单轴压缩试验，获取应力应变曲线，如图5所示。可以看出，不同类型的含软弱夹层组合体试件应力应变曲线均会经历压密阶段、弹性阶段、应变硬化阶段以及应变软化阶段，其力学参数见表3。随着软弱夹层厚度增加，由于软弱夹层两侧坚硬岩层对软弱夹层变形抑制作用减弱，使得压密阶段和应变软化阶段占比逐渐增大，弹性阶段占比逐渐减小，峰值强度减小，以软弱夹层厚度为5 mm的试件1为对照组，试件2和试件3抗压强度分别降低了24%和37%，弹性模量分别降低了27%和49%。同时，层数增加使得组合体试件结构面数量增加，峰值强度和弹性模量也会相应减小，以软弱夹层层数为1层的试件1为对照组，试件4和试件5抗压强度分别降低了38%和73%，弹性模量分别降低了59%和85%，虽然2层和3层软弱夹层总厚度分别为10 mm和15 mm，但相对于单层软弱夹层相同厚度下的弹性模量降低幅度较大。当软弱夹层偏离试件中间位置时，位于高位的软弱夹层组合体试件抗压强度和弹性模量大于低位，以软弱夹层层位为中位的试件1为对照组，试件6和试件7抗压强度分别降低59%和75%，弹性模量分别降低69%和76%，表明软弱夹层位于低位的组合试件抵抗变形和破坏的能力更弱。
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图 5 含软弱夹层组合体试件应力应变曲线Figure 5. Stress-strain curve of composite specimen with weak interlayer表 3 组合体试件力学参数Table 3. Mechanical parameters of composite specimens.试件编号 抗压强度/MPa 弹性模量/GPa 峰值应变/10−2 试件1 11.75 2.512 0.08 试件2 8.98 1.834 1.20 试件3 7.40 1.278 1.40 试件4 7.34 1.030 1.30 试件5 3.14 0.370 1.50 试件6 4.80 0.790 1.00 试件7 2.89 0.600 0.85 图6为不同软弱夹层厚度下的组合体试件破坏特征。当软弱夹层厚度为5 mm时，两侧坚硬岩体对软弱夹层的约束影响较大，导致软弱夹层层间发生剪切错动，裂隙由层间结构面产生，然后贯穿结构面向邻近岩体扩展，结构面附近均出现了多条宏观裂隙，如图6a所示。随着软弱夹层厚度增加至10 mm，破裂在软弱夹层内部产生，并且贯穿结构面向邻近岩体扩展，而软弱夹层层间错动减少，如图6b所示。随着软弱夹层厚度增加至15 mm，软弱夹层内部剪切破裂现象明显，仍贯穿结构面延伸至邻近岩体，如图6c所示。当软弱夹层层数为2层时，软弱夹层仍发生剪切破裂，邻近坚硬岩层破裂与其相互贯通，导致组合体试件整体失稳；当软弱夹层为3层时，与2层破坏形式一致，坚硬岩层破裂会与软弱夹层贯通，破裂程度相对于软弱夹层为2层时较大，如图6d－图6e所示。当软弱夹层位于高位时，软弱夹层下方坚硬岩层破坏程度较大；而当软弱夹层位于低位时，软弱夹层上方坚硬岩层裂隙发育数量较多，软弱夹层出现大范围的层间破坏，如图6f－图6g所示。
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图 6 含软弱夹层组合体试件破坏特征Figure 6. Failure characteristics of combination specimens with weak interlayer由此可见，软弱夹层的存在对整个组合体试件的影响较大。软弱夹层厚度较小时，破裂从软弱夹层结构面产生并向邻近岩体发育；软弱夹层厚度较大时，破坏从软弱夹层内部产生，并贯穿结构面向邻近岩层发育，从而导致整体失稳。当软弱夹层存在多层时，软弱夹层剪切破裂会通过邻近坚硬岩层相互贯通，导致组合体试件整体失稳。相对于软弱夹层在中间层位，其在高位和低位时，组合体试件破裂总是在邻近厚度较大的坚硬岩层充分发育，前者软弱夹层仅出现剪切破裂，后者软弱夹层层间出现严重破坏。因此，沿空掘巷含软弱夹层顶板在高偏应力影响下，软弱夹层处首先出现破坏，而破坏会进一步向周围邻近坚硬岩层发育，使得邻近岩层产生破裂。当软弱夹层较多时，破裂会贯通软弱夹层导致顶板失稳程度更大；当软弱夹层处于低位时，顶板稳定性最差。
2.2 含软弱夹层顶板离层破坏特征
围岩主应力偏转如图7所示。1692（1）工作面垂直应力为最大主应力，在1692（1）回风巷上方取一单元体，如图7a所示，未受到采动应力影响时，该单元体受力状态最大主应力σ1与垂直应力σy方向保持一致，最小主应力σ3与水平应力σx方向保持一致；在受到上区段工作面采动应力影响时，单元体出现剪应力τxy（τyx）[22]，水平面不再是主应力平面，围岩的主应力状态会发生变化，即由采场开挖而造成的主应力方向的偏转。借助莫尔应力圆可确定新的主应力平面，相对于原始状态，主应力偏转角度为γ。应力偏转后的最大、最小主应力值和偏转角通过式（1）计算。受采动应力影响，采场侧方围岩支承压力集中系数会升高到初始地应力的1～3倍[23]，最大主应力与最小主应力差异化明显，沿空掘巷围岩出现偏应力，如图7b所示。
$$ \left\{ \begin{gathered} {\sigma _1} = \frac{1}{2}\left( {{\sigma _x} + {\sigma _y}} \right) + \frac{1}{2}\sqrt {{{\left( {{\sigma _x} - {\sigma _y}} \right)}^2} + 4\tau _{xy}^2} \\ {\sigma _3} = \frac{1}{2}\left( {{\sigma _x} + {\sigma _y}} \right) - \frac{1}{2}\sqrt {{{\left( {{\sigma _x} - {\sigma _y}} \right)}^2} + 4\tau _{xy}^2} \\ \gamma = \frac{1}{2}\arctan \left( {\frac{{ - 2{\tau _{xy}}}}{{{\sigma _y} - {\sigma _x}}}} \right) \\ \end{gathered} \right. $$ (1) 上区段工作面采过之后，侧向岩体主应力比值和方向会发生改变，偏转角度为30°～60°[24]。为简化模型并获得含软弱夹层顶板对沿空掘巷离层冒顶的影响规律，根据1692（1）回风巷顶底板地质条件以及软弱夹层所在位置建立平面应变模型，模型尺寸（长×宽×高）为50 m×1 m×50 m，巷道尺寸为5.4 m×3.6 m，对巷道周围单元进行加密，如图8所示，岩性参数见表4。限制模型各面法向位移，采用莫尔库伦本构模型，模型施加最大主应力与最小主应力比为2.5。
表 4 数值模型参数Table 4. Numerical model parameters层位 岩性 密度/（kg·m−3） 体积模量/GPa 剪切模量/GPa 黏聚力/MPa 内摩擦角/（°） 抗拉强度/MPa 基本顶 砂质泥岩 2 597 1.40 0.47 3.99 32 1.37 煤线 煤 1 207 1.73 0.58 1.85 28 0.25 直接顶 砂质泥岩 2 597 1.40 0.47 3.99 32 1.37 煤层 煤 1 207 1.73 0.58 1.85 28 0.25 直接底 砂质泥岩 2 597 1.40 0.47 3.99 32 1.37 不同主应力偏转角度下的模拟结果如图9所示，当主应力偏转时，顶板软弱夹层处出现剪切离层破坏，围岩塑性区呈蝶形分布，且蝶叶最大塑性区宽度指向顶板，巷道顶板出现1条主剪切破裂带连接软弱夹层与左肩角，导致软弱夹层离层加剧，顶板产生的塑性区与剪切破裂带相互贯通，引起该位置离层加剧以及顶板软弱夹层下位岩体冒顶。随着主应力偏转角度的增大，剪切破裂带与竖直方向的夹角逐渐增大，冒顶范围也逐渐增大。当主应力偏转角度为30°时，软弱夹层离层范围为8.0 m；当主应力偏转角度为60°时，软弱夹层离层范围为9.3 m，剪切破裂带与软弱夹层连接位置随主应力偏转由巷道中部逐渐向右帮移动，冒顶最大深度也向煤柱一侧移动。主应力偏转角度越大，表明巷道越靠近采空区[11]，由此可得，煤柱宽度会直接影响到顶板软弱夹层离层分布形态以及顶板剪切破裂带的发育方向，但冒顶形态并不会变化。
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图 9 不同主应力偏转角度下顶板离层破坏规律Figure 9. Separation and failure law of roof under different principal stress deflection angle如图10所示，随着软弱夹层厚度增大，巷道蝶形破裂最大深度仍指向顶板，但软弱夹层破坏区域逐渐减小，主要表现为软弱夹层与上位坚硬岩层结构面的剪切破裂宽度的减小，而顶板主剪切破裂宽度和其与软弱夹层之间的贯通程度越大，表明离层破坏程度随着软弱夹层的厚度的增大而增大。
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图 10 不同软弱夹层厚度下的顶板离层破坏规律Figure 10. Separation and failure law of roof under different thickness of interlayer layer如图11所示，当主应力比为2.5、主应力偏转角度为50°时，无软弱夹层顶板塑性区高度为4.7 m，含1层软弱夹层顶板塑性区发育高度为5.8 m。根据含软弱夹层组合体试样试验结果分析可得，软弱夹层破坏导致邻近坚硬岩体破坏，巷道掘进之后，主剪切破裂带与软弱夹层邻近下位岩体破坏相连接，导致顶板塑性区继续向上发育。随着软弱夹层层数的增加，主剪切破裂带会连接各坚硬岩体损伤破坏区，并扩展贯通各夹层，最终与最上方的软弱夹层相连接。同时发现，靠近巷道表面的软弱夹层离层破坏程度更为严重，对顶板整体稳定性的威胁也更大，与力学试验结果保持一致。
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图 11 不同软弱夹层层数下的顶板离层破坏规律Figure 11. Separation and failure law of roof under different number of weak interlayer layer图12为顶板软弱夹层位于不同高度下的塑性区分布形态，随着软弱夹层高度的增加，软弱夹层离层区域逐渐减小，冒顶区域逐渐向煤柱侧转移。当顶板软弱夹层位于8 m高度时，顶板塑性区与软弱夹层之间并没有连接，为潜在冒顶区域，在本区段工作面采动应力扰动下将会出现冒顶的风险。随着高度增加，软弱夹层受巷道掘进影响减小，主剪切破裂带和离层宽度逐渐减小，但潜在冒顶区域增大，当软弱夹层高度为10.0 m时，软弱夹层离层趋于消失，表明软弱夹层不再受巷道掘进影响，但在受本区段回采工作面超前支承压力影响时，软弱夹层将会出现离层风险。
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图 12 不同软弱夹层高度下顶板离层破坏规律Figure 12. Separation and failure law of roof under different height of weak interlayer layer根据以上分析，沿空掘巷在偏应力环境下呈现蝶形破坏特征，由于顶板软弱夹层对邻近岩层存在劣化影响，蝶形塑性区蝶叶破坏最大深度指向顶板，其中在顶板左肩角形成的主剪切破裂带与顶板软弱夹层相互贯通连接，导致直接顶向巷道空间滑移，使得顶板软弱夹层处离层加剧，最终引起顶板岩层离层最大位置整体冒落，这也是现场顶板靠近实体煤侧出现破碎带、非对称冒落现象的原因。
同时，由围岩总体变形可以看出，顶板软弱夹层处邻近岩层出现非协调变形特征（图13）。与现场相对应的是，在高偏应力环境中，巷道实体煤侧帮部肩角处和煤柱侧帮部出现大变形，顶板靠近实体煤侧出现大变形，解释了实体煤侧帮部肩角和煤柱帮部底角区域向巷道空间挤出严重的现象。随着软弱夹层层数的增多，顶板非协调变形现象加剧；随着软弱夹层层位变低，顶板软弱夹层处非协调变形加剧且离层量增加；随着软弱夹层厚度增加，顶板离层分布范围增加。离层最大位置均出现在巷道靠近煤柱一侧，但随着软弱夹层层位的降低，离层最大位置向巷道中部转移。
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图 13 含软弱夹层非协调变形特征Figure 13. Non-coordinated deformation characteristics of roof with weak interlayer3. 含软弱夹层顶板离层控制机理分析
3.1 顶板支护载荷和煤柱支撑载荷下顶板挠曲分析
根据含软弱夹层顶板离层破坏及其非协调变形特征，建立顶板支护载荷下和煤柱支撑载荷下[25]的悬臂梁力学模型，如图14所示，该模型假设煤柱处于“给定载荷”状态，直接顶、软弱夹层和基本顶处于“给定变形”状态，直接顶和基本顶均为砂质泥岩单层梁，两者非协调变形积累到一定程度必然造成其离层破坏。
由极限平衡理论可知，直接顶和基本顶的应力峰值处为固支端[26]，固支端与巷道实体煤帮之间的距离为极限平衡区宽度，实体煤帮极限平衡区宽度a可按式(2)计算：
$$ a = \frac{{\lambda {h_{\text{d}}}}}{{2\tan \,\, {\varphi _{\text{m}}}}}\ln \left( {\frac{{{k_{\text{m}}}\gamma H + {C_{\text{m}}}\cot \,\, {\varphi _{\text{m}}}}}{{{C_{\text{m}}}\cot \,\, {\varphi _{\text{m}}} + {p_{\text{z}}}/\lambda }}} \right) $$ (2) 式中：λ为侧压系数；hd为巷道所截割的煤层高度；φm为岩层结构面内摩擦角；km为应力集中系数；H为工作面平均埋深；Cm为岩层结构面黏聚力；pz为锚杆对实体煤帮支护阻力。
将软弱夹层邻近直接顶和基本顶承受载荷分为上覆岩层载荷q，顶板支护载荷p以及煤柱支撑载荷σ。在力学模型计算中可假定煤柱内部垂直应力对称分布[27]，令采空区侧煤柱支撑载荷为σm、巷道侧煤柱支撑载荷为σn，σ、σm和σn的计算公式为
$$ \left\{ \begin{gathered} \sigma =\frac{{C}}{{\tan\; \varphi}} \left[ {{{\text{exp}}{\left(\frac{{C\tan \;\varphi }}{{ {\lambda m} }} \right)}} - 1} \right] \\ {\sigma _{\text{m}}} = \sigma \\ {\sigma _{\text{n}}} = {k_{\text{n}}}\sigma \\ \end{gathered} \right. $$ (3) 式中：C为顶板岩层黏聚力；φ为顶板岩层内摩擦角；m为煤柱高度；kn为巷道侧煤柱强化系数，即巷道侧煤柱经一系列支护后承载能力的提升倍数。
据材料力学中静力学平衡条件和叠加法原理，在上覆岩层载荷q的作用下单层梁的挠度曲线ωq为
$$ \begin{gathered} {\omega _q}(x) = \frac{1}{{24EI}}\left[ {q{x^4} - 4(a + b + c + d)q{x^3} + } \right. \\ \left. { 6{{(a + b + c + d)}^2}q{x^2}} \right] \\ \end{gathered} $$ (4) 式中：x为顶板任一截面与固支端的距离；E为顶板岩层弹性模量；I为横截面单位长度惯性矩（I=h3/12，h为顶板岩层高度）；b为巷道宽度；c为煤柱宽度；d为悬顶距。
令l=a+b，n=a+b+c+d，代入式（4），则：
$$ {\omega _q}(x) = \frac{q}{{24EI}}({x^4} - 4n{x^3} + 6{n^2}{x^2}) $$ (5) 根据组合梁理论，上覆岩层对该岩梁的载荷q为
$$ q = \frac{{{E_1}h_1^3\left( {{\gamma _1}{h_1} + {\gamma _2}{h_2} + \cdots + {\gamma _k}{h_k}} \right)}}{{{E_1}h_1^3 + {E_2}h_2^3 + \cdots + {E_k}h_k^3}} $$ (6) 式中：γk为第k层岩层的容重；hk为第k层岩层厚度；Ek为第k层岩层的弹性模量。
同理可得，支护载荷p作用下单层岩梁的挠度曲线ωp为
$$ \begin{gathered} {\omega _p}(x) = - \frac{p}{{24EI}}({x^4} - 4{x^3}l + 6{x^2}{l^2} - \\ 4{a^3}x + {a^4}),a \leqslant x \leqslant l \\ \end{gathered} $$ (7) 在煤柱支撑载荷σ作用下单层岩梁的挠度曲线ωσ为
$$ \begin{gathered} {\omega _\sigma }(x) = - \frac{1}{{24EI}}\left[ {(3cl{x^2} + {c^2}{x^2} - c{x^3}){\sigma _{\text{n}}} + } \right. \\ \left. { (3cl{x^2} + 2{c^2}{x^2} - c{x^3}){\sigma _{\text{m}}}} \right],0 \leqslant x \leqslant l \\ \end{gathered} $$ (8) 定义f(x)、g(x)、h(x)和i(x) 4个仅关于x的函数：
$$ \left\{ \begin{gathered} f(x) = {x^4} - 4n{x^3} + 6{n^2}{x^2} \\ g(x) = {x^4} - 4{x^3}l + 6{x^2}{l^2} - 4{a^3}x + {a^4} \\ h(x) = 3cl{x^2} + {c^2}{x^2} - c{x^3} \\ i(x) = 3cl{x^2} + 2{c^2}{x^2} - c{x^3} \\ \end{gathered} \right. $$ (9) 将式（9）代入式（5）、式（7）和式（8）中，则
$$ \left\{ \begin{gathered} {\omega _q}(x) = \frac{q}{{24EI}}f(x) \\ {\omega _p}(x) = - \frac{p}{{24EI}}g(x),a \leqslant x \leqslant l \\ {\omega _\sigma }(x) = - \frac{{{\sigma _{\text{n}}}}}{{24EI}}h(x) - \frac{{{\sigma _{\text{m}}}}}{{24EI}}i(x),0 \leqslant x \leqslant l \\ \end{gathered} \right. $$ (10) 3.2 软弱夹层在锚固区内和锚固区外离层量分析
软弱夹层在沿空掘巷之前就出现损伤破坏，在沿空掘巷之后将随直接顶同步下沉，因此，其挠度和直接顶的挠度相同。在理论计算时，软弱夹层上下邻近岩层的挠度之差，即为软弱夹层处的离层量。
当软弱夹层只有1层且位于顶板锚固区内时，软弱夹层受到上覆岩层载荷、顶板支护载荷以及煤柱支撑载荷作用，则巷道宽度区域内顶板软弱夹层邻近岩层最终挠度ω为
$$ \begin{gathered} \omega (x) = {\omega _q}(x) + {\omega _p}(x) + {\omega _\sigma }(x) =\\ \frac{q}{{24EI}}f(x) - \frac{p}{{24EI}}g(x) - \frac{{{\sigma _{\text{n}}}}}{{24EI}}h(x) - \\ \frac{{{\sigma _{\text{m}}}}}{{24EI}}i(x),a \leqslant x \leqslant l \\ \end{gathered} $$ (11) 因此，软弱夹层在锚固区内的离层量Δ1为
$$ \begin{gathered} \varDelta_1(x)=\omega_i-\omega_{i+1}=\left(\frac{q_i}{2 E_i h_i^3}-\frac{q_{i+1}}{2 E_{i+1} h_{i+1}^3}\right) f(x)- \\ \left(\frac{p}{2 E_i h_i^3}-\frac{p}{2 E_{i+1} h_{i+1}^3}\right) g(x)-\left(\frac{\sigma_{\mathrm{n}}}{2 E_i h_i^3}-\frac{\sigma_{\mathrm{n}}}{2 E_{i+1} h_{i+1}^3}\right) h(x)- \\ \left(\frac{\sigma_{\mathrm{m}}}{2 E_i h_i^3}-\frac{\sigma_{\mathrm{m}}}{2 E_{i+1} h_{i+1}^3}\right) i(x) \end{gathered} $$ (12) 式中：ωi为顶板锚固区内第i层岩层的挠度；qi为顶板锚固区内第i层岩层所承受的载荷；Ei为顶板锚固区内第i层岩层的弹性模量；hi为顶板锚固区内第i层岩层的高度。
当软弱夹层在锚固区外时，软弱夹层及上位岩层失去了顶板支护载荷的作用，假设顶板一次垮落，则软弱夹层在锚固区外时离层量Δ2为
$$ \begin{gathered} \varDelta_2(x)=\omega_i-\omega_j= \\ \left(\frac{q_i}{2 E_i h_i^3}-\frac{q_j}{2 E_j h_j^3}\right) f(x)-\frac{p}{2 E_i h_i^3} g(x)- \\ \left(\frac{\sigma_{\mathrm{n}}}{2 E_i h_i^3}-\frac{\sigma_{\mathrm{n}}}{2 E_j h_j^3}\right) h(x)-\left(\frac{\sigma_{\mathrm{m}}}{2 E_i h_i^3}-\frac{\sigma_{\mathrm{m}}}{2 E_j h_j^3}\right) i(x) \end{gathered} $$ (13) 式中：ωj为顶板锚固区外第j层岩层的挠度；qj为顶板锚固区外第j层岩层所承受的载荷；Ej为顶板锚固区外第j层岩层的弹性模量；hj为顶板锚固区外第j层岩层的高度。
对式（12）和式（13）分析可得，在各岩层物理力学参数确定的情况下，l和n的数值是确定的，因此，顶板支护载荷p、巷道侧煤柱支撑载荷σm、以及顶板弹性模量E是各岩层挠度的主控因素，巷道顶板离层量随着顶板支护载荷和煤柱支撑载荷增加而减小，随着上覆岩层载荷增加而增加，当顶板出现动力影响时，载荷q会急剧增长，引起顶板锚杆索失效，导致离层量急剧增长。
3.3 含软弱夹层顶板离层控制原理
根据潘三煤矿提供的1692（1）回风巷围岩地质条件和岩石力学参数可知，侧压系数λ=0.9，巷道所截割的煤层高度hd=2.8 m，岩层结构面内摩擦角φm=28°，应力集中系数km=1.5，工作面平均埋深H=840 m，岩层结构面黏聚力Cm=1.85 MPa，锚杆对实体煤帮支护阻力pz=0.1 MPa，经计算实体煤帮极限平衡区宽度a=2.5 m，回风巷宽度b=5.4 m，l=a+b=7.9 m，煤柱宽度c=8 m，悬顶距d=1.5 m，直接顶厚度为5.4 m，基本顶厚度为13.8 m，弹性模量均为5.0 GPa，容重均为25 kN/m3，顶板软弱夹层数量为1层。
对巷道区域内（a≤x≤l）顶板离层量进行研究，将以上参数代入式（12）和式（13）中，分别获得软弱夹层在锚固区内和锚固区外的离层量，如图15所示，软弱夹层处最大离层量靠近煤柱一侧，这表明在采动应力条件下离层呈现出非对称分布特征。软弱夹层位于锚固区内的最大离层量理论计算值为12.6 mm，软弱夹层位于锚固区外的最大离层量理论计算值为60.5 mm，将软弱夹层控制在锚固区内，离层量减少了79%，因此，当软弱夹层位于锚固区外时，应采取锚索加长措施，使软弱夹层位于锚固区内，防止其出现较大离层。
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图 15 软弱夹层位于锚固区内和锚固区外离层分布对比Figure 15. Distribution comparison of weak interlayer located in and out of the anchorage zone为探究软弱夹层在锚固区内时，巷道侧煤柱强化系数kn、顶板支护载荷p与顶板弹性模量E这3个影响因素与巷道顶板离层量的关系，给出以下模拟参数取值范围并代入式（12），其中：kn为1～1.5，p为0.1～0.5 MPa，E为1～5 GPa。
如图16所示，在其他参数保持不变的情况下，巷道侧煤柱强化系数kn、顶板支护载荷p以及顶板弹性模量E的增加均会降低软弱夹层的离层量。随着kn和p的增加，巷道顶板离层量由持续增加趋势变为先增加后减小趋势，最大离层量由巷道边缘向巷道中部转移（图16a、图16b）；随着E的增加，最大离层量由巷道中部位置向煤柱侧帮部位置逐渐增加（图16c），这与数值模拟结果相一致。对不同kn、p、E取值下的最大离层量分别进行线性拟合，将拟合曲线斜率K的绝对值定义为控制影响因子，来表征各影响因素对顶板离层的控制影响程度，影响因子越大，则对离层的控制效果越明显，拟合结果如下：kn的控制影响因子为131，p的控制影响因子为91，E的影响因子为6。通过优化以上3个影响因素对含软弱夹层顶板离层进行控制，优化顺序为提高煤柱支撑载荷—提高顶板支护载荷—提高顶板弹性模量。
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图 16 各影响因素下的顶板离层分布规律Figure 16. Distribution law of roof separation under various influencing factors3个影响因素主要通过锚杆（索）对围岩的约束作用来进行优化，文献[28]研究表明全长锚固的阻裂效应明显优于端头锚固，高预紧力可以强化此效应，因此，为抑制顶板主剪切破裂带发育，采用全长锚固锚杆对顶板进行支护。全长锚固锚杆锚固力F1与锚索端锚锚固力F2的计算公式[29]为
$$ {F_1} = {P_1}{{\text{e}}^{ - \tfrac{1}{2}{k_1}l_1^2}} $$ (14) $$ {F_2} = {P_2}{{\text{e}}^{ - \tfrac{1}{2}{k_2}{{\left( {{l_2} - {l_3}} \right)}^2}}} $$ (15) 式中：P1和P2分别为锚杆和锚索所施加预紧力；l1为锚杆任一截面与巷道表面的垂直距离；l2为锚索自由段任一截面与巷道表面的垂直距离；l3为锚索自由段长度；k1和k2分别为
$$ {k_1} = \frac{{{E_{\text{r}}}}}{{\left( {1 + \mu } \right)\left( {3 - 2\mu } \right)r_1^2{E_{\text{1}}}}} $$ (16) $$ {k_2} = \frac{{{E_{\text{r}}}}}{{2\left( {1 + \mu } \right)r_2^2{E_{\text{2}}}}} $$ (17) 式中：Er为围岩弹性模量；μ为围岩泊松比；r1和r2分别为锚杆和锚索半径，E1和E2分别为锚杆和锚索弹性模量。
定义关于围岩弹性模量和泊松比的系数m1、m2：
$$ \left\{ \begin{gathered} {m_1} = \frac{{{E_{\text{r}}}}}{{\left( {1 + \mu } \right)\left( {3 - 2\mu } \right)}} \\ {m_2} = \frac{{{E_{\text{r}}}}}{{2\left( {1 + \mu } \right)}} \\ \end{gathered} \right. $$ (18) 根据m1和m2与围岩弹性模量和泊松比的关系可知，m1和m2值越大，围岩抵抗变形的能力越强。由式（14）—式（18）可推导出
$$ \left\{ \begin{gathered} {m_1} = \frac{{2r_1^2{E_{\text{1}}}\ln \left( {\dfrac{{{P_1}}}{{{F_1}}}} \right)}}{{l_1^2}} \\ {m_2} = \frac{{2r_2^2{E_{\text{2}}}\ln \left( {\dfrac{{{P_2}}}{{{F_2}}}} \right)}}{{{{\left( {{l_2} - {l_3}} \right)}^2}}} \\ \end{gathered} \right. $$ (19) 由式（19）可得出，在其它参数不变的情况下，m1和P1呈正相关关系，因此在全长锚固状态下，提高锚杆预紧力P1可提高围岩的弹性模量，从而对围岩抵抗变形能力有所增益；m2与l2和锚索预紧力P2呈正相关关系，l2和P2越大，围岩抵抗变形能力越强，因此增加锚索长度，提高锚索预紧力，使软弱夹层位于锚索自由段并靠近锚固段一侧，可提高软弱夹层与邻近岩层整体抗变形能力，从而使围岩变形协调。
由此，提出“提高煤柱承载能力、减少顶板裂隙发育、增加软弱夹层顶板变形协调性”的离层联合控制方法，该方法控制要点如下：
1）采用高强锚固锚杆、高预紧力短锚索和喷注浆技术，提高煤柱承载能力，减小煤柱塑性变形，强化煤柱强度；
2）采用高预紧力全长锚固高强锚杆抑制顶板剪切破裂带向软弱夹层处萌生和发育，提高顶板的弹性模量，减小顶板挠曲变形；
3）增加锚索长度和预紧力，提高锚索延伸率及柔性，使软弱夹层处于锚固区内，并与周围岩体变形协调。
4. 工程实践
为进一步验证上述离层联合控制方法的可靠性，针对深部沿空掘巷含软弱夹层顶板离层规律及控制方法，结合潘三煤矿实际地质条件，1692（1）回风巷锚杆（索）支护方案如图17所示。
1）顶板支护。①顶板锚杆：采用型号为MG400、尺寸为ø22 mm×2 400 mm的高强锚杆，间排距800 mm×900 mm，肩窝处锚杆向帮部外偏10°布置，其他锚杆均垂直于顶板布置，锚杆采用1卷K2550型和2卷Z2860型锚固剂进行全长锚固，预紧扭矩不低于200 N·m。②顶板锚索：采用ø22 mm×7 500 mm锚索，间排距为800 mm×900 mm，均垂直于顶板布置，预紧力不低于180 kN，锚索采用2卷Z2860型锚固剂进行锚固。顶板支护平面图如图18所示。
2）煤柱侧帮部支护。①帮部锚杆：帮部采用型号为MG400、尺寸为ø22 mm×2 400 mm的高强锚杆，间排距为800 mm×900 mm，肩窝处锚杆改ø22 mm×3 100 mm锚索，与底角处锚杆向顶底板外偏10°布置，其他锚杆均垂直于顶板布置，锚杆采用2卷Z2860型锚固剂，预紧扭矩不低于90 N·m。②帮部锚索：帮部采用2根ø22 mm×4 300 mm锚索，排距为1 800 mm，均垂直于顶板布置，预紧力不低于180 kN，锚索采用2卷Z2860型锚固剂进行锚固，如图19所示。③喷注浆：注浆孔分2排上下排错茬布置，注浆孔上、下排距顶、底板1 m，走向排距为3 m，孔深不小于4 m，注浆压力不小于3 MPa，表层进行喷浆，喷浆厚度为100 mm。
对1692（1）回风巷掘进期间顶板离层量、围岩位移量进行监测，如图20所示，离层和位移测试位置均在巷道中部位置。
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图 20 1692（1）回风巷顶板离层和围岩变形曲线Figure 20. Roof separation and surrounding rock deformation curve of No.1692 (1) tail entry1）深部基点（9.0 m基点）在0～50 d位移变化速率较大，平均为0.54 mm/d，而浅部基点（4.8 m基点）在0～30 d位移变化速率较大，平均为0.4 mm/d，之后保持稳定；深部基点最大位移为27 mm，浅部基点最大位移为17 mm，最大离层量为10 mm。表明全长锚固锚杆和高预紧力锚索能有效阻止顶板裂隙发育，控制顶板离层。
2）巷道掘进期间，围岩移近量在0～40 d变化速率较大，之后保持稳定，其中，顶板下沉量为36 mm，底鼓量为76 mm，煤柱侧帮部移近量为55 mm，实体煤侧帮部移近量为51 mm，可见煤柱锚杆索与注浆联合支护能有效减少煤柱变形，增加煤柱刚度，从而约束顶板离层，保持了巷道围岩稳定。
5. 结 论
1）软弱夹层对组合体试样的影响较大，组合体试样破坏均由软弱夹层处产生，并贯穿结构面延伸至邻近岩层，当软弱夹层层数较多时，软弱夹层破裂会通过邻近坚硬岩层相互贯通，当软弱夹层位于低位时，组合体整体稳定性较差，表明在高地应力和采动应力叠加作用下，软弱夹层存在会劣化顶板围岩强度和力学特性。
2）沿空掘巷后剪切破裂带由顶板左尖角产生并与软弱夹层邻近岩层破坏区相互连接，导致软弱夹层离层严重，剪切破裂带发育形态和非协调变形程度随主应力偏转角度和软弱夹层层厚、层数和层位而变化，揭示了含软弱夹层顶板沿空掘巷失稳机理。
3）推导了顶板支护载荷和煤柱支撑载荷下的巷道顶板离层解析式，发现软弱夹层在锚固区内的离层量比在锚固区外减少79%；离层大小各主控因素影响程度及其控制优化顺序依次为煤柱支撑载荷—顶板支护载荷—顶板弹性模量。
4）根据深部沿空掘巷含软弱夹层顶板的离层规律和控制要点，提出了“提高煤柱承载能力、减少顶板裂隙发育、增加软弱夹层顶板变形协调性”的离层联合控制方法。现场离层监测显示，顶板最大离层量为10 mm，表明该方法能有效控制含软弱夹层顶板离层。
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图 2 1692（1）回风巷采掘关系
Figure 2. Relations between mining and excavation of No.1692 (1) tail entry
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图 3 1692（1）回风巷初始支护设计及围岩破坏情况
Figure 3. Initial support design and surrounding rock damage of No.1692 (1) tail entry
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图 5 含软弱夹层组合体试件应力应变曲线
Figure 5. Stress-strain curve of composite specimen with weak interlayer
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图 6 含软弱夹层组合体试件破坏特征
Figure 6. Failure characteristics of combination specimens with weak interlayer
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图 9 不同主应力偏转角度下顶板离层破坏规律
Figure 9. Separation and failure law of roof under different principal stress deflection angle
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图 10 不同软弱夹层厚度下的顶板离层破坏规律
Figure 10. Separation and failure law of roof under different thickness of interlayer layer
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图 11 不同软弱夹层层数下的顶板离层破坏规律
Figure 11. Separation and failure law of roof under different number of weak interlayer layer
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图 12 不同软弱夹层高度下顶板离层破坏规律
Figure 12. Separation and failure law of roof under different height of weak interlayer layer
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图 13 含软弱夹层非协调变形特征
Figure 13. Non-coordinated deformation characteristics of roof with weak interlayer
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图 15 软弱夹层位于锚固区内和锚固区外离层分布对比
Figure 15. Distribution comparison of weak interlayer located in and out of the anchorage zone
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图 16 各影响因素下的顶板离层分布规律
Figure 16. Distribution law of roof separation under various influencing factors
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图 20 1692（1）回风巷顶板离层和围岩变形曲线
Figure 20. Roof separation and surrounding rock deformation curve of No.1692 (1) tail entry
表 1 组合体试件类型
Table 1 Type of composite specimen
编号 软弱夹层厚度/mm 软弱夹层层数 软弱夹层层位 试件1 5 1 中位 试件2 10 1 中位 试件3 15 1 中位 试件4 5 2 — 试件5 5 3 — 试件6 5 1 高位 试件7 5 1 低位 
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表 2 相似材料配比
Table 2 Ratio of similar materials
岩性 各相似材料质量分数/% 抗压强度/MPa 细河沙 水泥 石膏 煤粉 砂质泥岩 50.0 16.7 33.3 — 13.5 煤 50.0 10.0 6.0 34.0 2.2
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表 3 组合体试件力学参数
Table 3 Mechanical parameters of composite specimens.
试件编号 抗压强度/MPa 弹性模量/GPa 峰值应变/10−2 试件1 11.75 2.512 0.08 试件2 8.98 1.834 1.20 试件3 7.40 1.278 1.40 试件4 7.34 1.030 1.30 试件5 3.14 0.370 1.50 试件6 4.80 0.790 1.00 试件7 2.89 0.600 0.85
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表 4 数值模型参数
Table 4 Numerical model parameters
层位 岩性 密度/（kg·m−3） 体积模量/GPa 剪切模量/GPa 黏聚力/MPa 内摩擦角/（°） 抗拉强度/MPa 基本顶 砂质泥岩 2 597 1.40 0.47 3.99 32 1.37 煤线 煤 1 207 1.73 0.58 1.85 28 0.25 直接顶 砂质泥岩 2 597 1.40 0.47 3.99 32 1.37 煤层 煤 1 207 1.73 0.58 1.85 28 0.25 直接底 砂质泥岩 2 597 1.40 0.47 3.99 32 1.37
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[1] 袁亮. 深部采动响应与灾害防控研究进展[J]. 煤炭学报,2021,46(3):716−725. YUAN Liang. Research progress of mining response and disaster prevention and control in deep coal mines[J]. Journal of China Coal Society,2021,46(3):716−725.
[2] 谢和平. 深部岩体力学与开采理论研究进展[J]. 煤炭学报,2019,44(5):1283−1305. XIE Heping. Research review of the state key research development program of China:deep rock mechanics and mining theory[J]. Journal of China Coal Society,2019,44(5):1283−1305.
[3] 罗霄. 煤巷复合层状顶板承载特性研究[D]. 北京:中国矿业大学(北京),2019. LUO Xiao. The Study of bearing characteristics of composite layered roof in the coal roadway[D]. Beijing:China University of Mining and Technology-Beijing,2019.
[4] 李桂臣,杨森,孙元田,等. 复杂条件下巷道围岩控制技术研究进展[J]. 煤炭科学技术,2022,50(6):29−45. LI Guichen,YANG Sen,SUN Yuantian,et al. Research progress of roadway surrounding strata rock control technologies under complex condition[J]. Coal Science and Technology,2022,50(6):29−45.
[5] 程利兴,康红普,姜鹏飞,等. 深井沿空掘巷围岩变形破坏特征及控制技术研究[J]. 采矿与安全工程学报,2021,38(2):227−236. CHENG Lixing,KANG Hongpu,JIANG Pengfei,et al. Deformation and failure characteristics and control technology of surrounding rocks in deeply gob-side entry driving[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2021,38(2):227−236.
[6] 郭金刚,王伟光,岳帅帅,等. 特厚煤层综放沿空掘巷围岩控制机理及其应用[J]. 煤炭学报,2017,42(4):825−832. GUO Jingang,WANG Weiguang,YUE Shuaishuai,et al. Surrounding rock control mechanism and its application of gob-side driving entry in extra thick coal seam[J]. Journal of China Coal Society,2017,42(4):825−832.
[7] 常聚才. 深井复合顶板回采巷道支护技术研究[J]. 煤炭科学技术,2016,44(6):60−63,77. CHANG Jucai. Study on complex roof support technology of mining gateway in deep mine[J]. Coal Science and Technology,2016,44(6):60−63,77.
[8] 张源,万志军,李付臣,等. 不稳定覆岩下沿空掘巷围岩大变形机理[J]. 采矿与安全工程学报,2012,29(4):451−458. ZHANG Yuan,WAN Zhijun,LI Fuchen,et al. Large deformation mechanism of roadway driving along Goaf Under Unstable Overlying Rock Strata[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2012,29(4):451−458.
[9] 张洪伟,万志军,张源,等. 非充分稳定覆岩下综放沿空掘巷窄煤柱变形机理[J]. 采矿与安全工程学报,2016,33(4):692−698. ZHANG Hongwei,WAN Zhijun,ZHANG Yuan,et al. Deformation mechanism of narrow coal pillar in the fully-mechanized gob-side entry with incompletely stable overlying strata[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2016,33(4):692−698.
[10] 张农,李桂臣,阚甲广. 煤巷顶板软弱夹层层位对锚杆支护结构稳定性影响[J]. 岩土力学,2011,32(9):2753−2758. ZHANG Nong,LI Guichen,KAN Jiaguang. Influence of soft interlayer location in coal roof on stability of roadway bolting structure[J]. Rock and Soil Mechanics,2011,32(9):2753−2758.
[11] 贾后省,潘坤,李东发,等. 含软弱夹层顶板采动巷道冒顶机理与控制方法[J]. 中国矿业大学学报,2022,51(1):67−76,89. JIA Houxing,PAN Kun,LI Fadong,et al. Roof fall mechanism and control method of roof with weak interlayer in mining roadway[J]. Journal of China University of Mining & Technology,2022,51(1):67−76,89.
[12] 李桂臣. 软弱夹层顶板巷道围岩稳定与安全控制研究[D]. 徐州:中国矿业大学,2008. LI Guichen. Study on the surrounding rock stability and safety control of roadways roof embedded weak intercalated seam[D]. Xuzhou:China University of Mining and Technology,2008.
[13] 丁书学. 深部含软弱夹层巷道围岩锚固承载特性及工程应用[D]. 徐州:中国矿业大学,2019. DING Shuxue. Study on anchoring and bearing mechanical properties of surrounding rock containing weak interlayer in deep roadway and application[D]. Xuzhou:China University of Mining and Technology,2019.
[14] 贾后省,李国盛,王路瑶,等. 采动巷道应力场环境特征与冒顶机理研究[J]. 采矿与安全工程学报,2017,34(4):707−714. JIA Housheng,LI Guosheng,WANG Luyao,et al. Characteristics of stress-field environment and roof falling mechanism of mining influenced roadway[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2017,34(4):707−714.
[15] 李磊,柏建彪,徐营,等. 复合顶板沿空掘巷围岩控制研究[J]. 采矿与安全工程学报,2011,28(3):376−383,390. LI Lei,BAI Jianbiao,XU Ying,et al. Research on rock control of roadway with complex roof driven along goaf[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2011,28(3):376−383,390.
[16] 柏建彪,侯朝炯,黄汉富. 沿空掘巷窄煤柱稳定性数值模拟研究[J]. 岩石力学与工程学报,2004,23(20):3475−3479. doi: 10.3321/j.issn:1000-6915.2004.20.015 BAI Jianbiao,HOU Chaojiong,HUANG Hanfu. Numerical simulation study on stability of narrow coal pillar of roadway driving along goaf[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2004,23(20):3475−3479. doi: 10.3321/j.issn:1000-6915.2004.20.015
[17] 王德超,王琦,李术才,等. 深井综放沿空掘巷围岩变形破坏机制及控制对策[J]. 采矿与安全工程学报,2014,31(5):665−673. WANG Dechao,WANG Qi,LI Shucai,et al. Mechanism of rock deformation and failure and its control technology of roadway driving along next goaf in fully mechanized top coal caving face of deep mines[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2014,31(5):665−673.
[18] 侯朝炯,李学华. 综放沿空掘巷围岩大、小结构的稳定性原理[J]. 煤炭学报,2001(1):1−7. HOU Chaojiong,LI Xuehua. Stability principle of big and small structures of rock surrounding roadway driven along goaf in fully mechanized top coal caving face[J]. Journal of China Coal Society,2001(1):1−7.
[19] 王猛,夏恩乐,神文龙,等. 考虑采空区矸石压缩效应的沿空掘巷时机确定方法[J]. 采矿与安全工程学报,2020,37(5):928−935. WANG Meng,XIA Enle,SHEN Wenlong,et al. Determining method of the driving time for the gob-side entry considering the effect of gangue compression[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2020,37(5):928−935.
[20] 李为腾,王琦,李术才,等. 深部顶板夹煤层巷道围岩变形破坏机制及控制[J]. 煤炭学报,2014,39(1):47−56. LI Weiteng,WANG Qi,LI Shucai,et al. Deformation and failure mechanism analysis and control of deep roadway with intercalated coal seam in roof[J]. Journal of China Coal Society,2014,39(1):47−56.
[21] 李昌进,刘伊帅,李廷春,等. 泥岩相似材料力学性能影响因素试验研究[J]. 矿业研究与开发,2020,40(6):80−84. LI Changjin,LIU Yishuai,LI Tingchun,et al. Experimental study on influencing factors of mechanical properties for mudstone similar material[J]. Safety in Coal Mines,2020,40(6):80−84.
[22] 王兆会,孙文超,水艳婷,等. 千米深井超长工作面采动应力旋转轨迹及其推进方向效应[J]. 煤炭学报,2022,47(2):634−650. WANG Zhaohui,SUN Wenchao,SHUI Yanting,et al. Mining-induced stress rotation trace and its sensitivity to face advance direction in kilometer deep longwall panel with large face length[J]. Journal of China Coal Society,2022,47(2):634−650.
[23] 刘洪涛,陈子晗,郭晓菲,等. 采场等效孔模型及主应力旋转规律[J]. 煤炭学报,2023,48(10):3646−3658. LIU Hongtao,CHEN Zihan,GUO Xiaofei,et al. Research on stope equivalent hole model and rotation law of principal stress[J]. Journal of China Coal Society,2023,48(10):3646−3658.
[24] 贾后省,潘坤,刘少伟,等. 采动巷道复合顶板离层破坏机理与预测方法[J]. 采矿与安全工程学报,2021,38(3):518−527. JIA Housheng,PAN Kun,LIU Shaowei,et al. Mechanism and prediction method of rock layer separation failure of composite roof in mining roadway[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2021,38(3):518−527.
[25] 赵国贞,马占国,孙凯,等. 小煤柱沿空掘巷围岩变形控制机理研究[J]. 采矿与安全工程学报,2010,27(4):517−521. doi: 10.3969/j.issn.1673-3363.2010.04.013 ZHAO Guozhen,MA Zhanguo,SUN Kai,et al. Research on deformation controlling mechanism of the narrow pillar of roadway driving along next goaf[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2010,27(4):517−521. doi: 10.3969/j.issn.1673-3363.2010.04.013
[26] 刘会强. 屯兰矿复合顶板沿空留巷围岩控制技术研究[D]. 徐州:中国矿业大学,2023. LIU Huiqiang. Study on surrounding rock control technology of gob-side entry retaining with composite roof in tunlan mine[D]. Xuzhou:China University of Mining and Technology,2023.
[27] 张蓓. 厚层放顶煤小煤柱沿空巷道采动影响段围岩变形机理与强化控制技术研究[D]. 徐州:中国矿业大学,2015. ZHANG Bei. Deformation mechanisms and strengthen technology for the gob-side roadway surrounding rock under mining influence in top coal caving face with thick layer[D]. Xuzhou:China University of Mining and Technology,2015.
[28] 祖国利,王俊,宁建国,等. 冲击载荷作用下预应力锚杆锚固阻裂效应试验研究[J]. 岩土工程学报,2023,45(8):1743−1753. ZU Guoli,WANG Jun,NING Jianguo,et al. Experimental study on anchoring crack-resistance effects of prestressed anchor under impact loads[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2023,45(8):1743−1753.
[29] 杜帅. 考虑锚杆锚固力扩散效应的复合顶板支护参数优化研究[D]. 太原:太原理工大学,2021. DU Shuai. Optimization of support parameters of composite roof considering the dispersion effect of bolt anchoring force[D]. Taiyuan:Taiyuan University of Technology,2021.
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期刊类型引用(3)
1. 李立，杨东辉，陈晓鹏，张星星，樊聪. 井下钻孔测井技术在煤矿不良地质体探测中的应用. 晋控科学技术. 2025(01): 33-38 . 
百度学术
2. 邹元春，卢新明，刘建功，赵家巍，李静，王毅颖. 煤矿绿色智能开采地质基座的内涵与研究进展. 中国煤炭. 2025(01): 23-31 . 百度学术
3. 王海军，韩珂，吴艳，董敏涛，桑向阳，朱玉英. 基于穿层钻孔的工作面地质构造透明化技术. 中国矿业. 2024(S2): 170-175 . 百度学术
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