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近年来，沿空留巷技术在我国的应用越来越多，相关技术也愈发成熟。沿空留巷围岩控制取决于巷旁支护和巷内支护，二者虽作用不同，但均起到重要作用。国内很多学者对沿空留巷围岩的变形特征及控制方法进行了研究，取得积极成果。
康红普等[1]提出深部沿空留巷支护原则：高预应力、高强度、高刚度并具有足够冲击韧性的锚杆与锚索的巷内支护；高主动支撑力的巷内加强支护能控制顶板下沉及离层，也利于沿采空侧切断顶板。谭云亮等[2]提出沿空巷旁支护适应性原理，构建了“柔-强”组合巷旁支护力学结构模型，即采用柔性材料缓冲坚硬顶板先期剧烈沉降、高强材料承担顶板后期作用。张农等[3]阐明了采空侧楔形区顶板的传递承载机制、采空侧顶板预裂卸压机理，提出整体强化控制原理。总结出预裂爆破卸压、分区治理、结构参数优化、“ 三位一体”围岩控制及墙体快速构筑等技术。华心祝[4]指出我国沿空留巷存在的问题，提出将沿空留巷视为系统工程、将锚网索作为巷内基本支护，分析了巷旁锚索对煤帮的支护机理。柏建彪等[5]认为巷旁支护体应具有足够的支护强度及适量的可缩量。前者切落足够高度的顶板岩层，使更上位岩层得到采空区矸石的支撑；后者满足上覆岩层的旋转下沉，防止巷旁支护体破坏。张东升等[6-7]采用相似模拟对沿空留巷基本顶破断位置与形状、不同支护方式对顶板的影响以及巷旁充填参数进行了研究。还从技术、地质因素两方面论述了综放沿空留巷围岩变形和应力分布的基本特征。谢文兵[8-9]模拟了综放沿空留巷围岩移动规律，分析了基本顶断裂位置、不放顶煤长度、巷内支护技术、充填体宽度、充填方式和充填体强度对围岩稳定性影响规律。认为在保证顶板稳定前提下，合理利用围岩移动规律既能保证充填体稳定，留巷效果又好。李化敏[10]分析了沿空留巷顶板岩层运动过程及变形特征，明确了各阶段充填体的作用，确定了各阶段充填体支护阻力的设计原则。张镇等[11]采用FLAC3D对各类锚杆在深部沿空留巷支护中的工作状态进行分析。认为高强度高延伸率锚杆支护系统能适应深部沿空留巷掘进、留巷和复用各个阶段的要求。
针对厚煤层沿空留巷技术，潞安矿区及临近的晋城矿区已开展了大量相关研究[12-14]，学者们采用多种研究手段针对沿空留巷围岩变形破坏规律及控制技术、充填体参数及稳定性等都进行了研究探索[15-18]。高河煤矿为高瓦斯矿井，为解决隅角瓦斯问题并适当降低掘进率，进行了沿空留巷初步试验，针对围岩大变形问题，开展相关研究，为下一步留巷提供支撑。笔者在分析厚煤层沿底巷道留巷围岩变形破坏特征的基础上，从巷旁和巷内2个角度探讨围岩控制的要求及机理。
任何围岩的变形都由连续变形和不连续变形组成。具体到沿空留巷，连续变形指由于顶板岩层受采动影响发生断裂、偏转等导致的巷道顶板下沉、煤柱帮整体移近等；不连续变形指巷道浅部围岩受岩层运动等采动影响下，发生离层、滑移、碎胀等变形。特别是厚煤层沿空留巷巷道，巷道顶板、煤柱帮均为软弱煤体，不连续变形更大、更易发生。不少矿井沿空留巷的实践中，过于关注充填体的强度和类型，忽视了巷内支护，导致留巷变形大，无法满足使用要求。因此要想留巷成功，就必须同时控制连续变形和不连续变形，二者均可以通过一定的工艺进行控制。连续变形可以通过巷旁充填体的参数设计、沿空顶板结构的人工干预等综合措施进行控制，不连续变形则可以通过提高锚杆、锚索的主动支护效果、注浆加固提高破碎煤岩强度等措施来控制。
连续变形由于受岩层结构、采高、顶板垮落结构的影响，在巷旁支护有效的前提下其变形量变化不大，而不连续变形则和支护密切相关，可控性较大，不同的控制方式下变形量相差较大。
针对高河煤矿的地质及采掘特点，建立数值模型，模拟分析厚煤层综放开采条件下巷道围岩的变形破坏特征。3号煤层及顶底板岩性见表1，模拟所取各岩层物理力学参数见表2，模拟选取的锚杆锚索锚固剂力学参数见表3。模型尺寸为长×宽×高=400 m×10 m×42 m。按照实测地应力施加应力，垂直应力11.70 MPa，最大水平主应力16.69 MPa，最小水平主应力8.61 MPa，最大水平主应力方向N29.3°E。
表1 3号煤层顶底板岩性
Table 1 Lithology of roof and floor of No.3 coal seam
岩性厚度/m岩性描述中砂岩16.50灰色,成分以石英为主,长石次之,含云母碎片平行层理,泥质胶结粉砂岩0.90深灰色,中厚层状,波状层量,小型交错层理发育,见少量植物化石细砂岩1.46灰色,中厚层状,含云母碎片,小型交错层理发育泥岩0.90灰黑色,厚层状,均匀层理,见大量植物化石3号煤层6.35黑色,块状,光亮型,参差状断口,内生裂隙发育,含炭质泥岩夹矸泥岩0.72黑色,厚层状,均匀层理,见大量植物化石粉砂岩2.04深灰色,中厚层状,小型交错层理发育,夹泥岩条带,含植物化石砂质泥岩3.76灰黑色,厚层状,均匀层理,夹菱铁质结核
厚煤层沿底巷道围岩变形破坏情况如图1所示，由于留设顶煤，厚煤层沿底巷道留巷围岩主要变形特征为：①顶煤变形大，受采动影响最为软弱的煤体破坏严重；由于充填体与煤体有一定的刚度差，包括充填体上方未放出煤体在内的煤出现强碎胀、剪切滑移，挤出流动效应显著。②煤柱帮变形大，从剪切应变增量图中可以看出，除了充填体及上方煤体在顶板回转作用下出现强剪切变形外，煤柱帮的上部分及对应顶角处也出现了强剪切区域，造成煤柱帮煤体滑移，变形严重，煤柱帮支撑能力的降低又进一步造成顶板剪切。
表2 模拟煤岩体物理力学参数
Table 2 Physical and mechanical parameters of coal and rock
岩性密度/(kg·m-3)体积模量/GPa剪切模量/GPa内摩擦角/(°)抗拉强度/MPa黏聚力/MPa中砂岩26003.51.7322.07.0粉砂岩25003.01.5301.55.0细砂岩26003.81.9322.37.0砂质泥岩24002.51.2301.33.0泥岩24001.80.9281.02.5煤14001.00.5250.51.0充填体26002.01.0291.12.5
表3 模拟锚杆锚索参数
Table 3 Modeling parameters of ordinary bolt and cable
支护方式直径/mm长度/m屈服强度/MPa弹性模量/GPa黏结刚度/(N·m-2)黏结强度/(N·m-1)锚杆锚固段自由段22.02.43352002×1086×10500锚索锚固段自由段18.96.318601952×1086×10500
注：锚杆预紧力10 kN，锚固长度1.2 m；锚索预紧力100 kN，锚固长度1.8 m。
高河煤矿前期试验监测也表明围岩变形以顶板下沉和煤帮内移为主，底鼓量占顶底板总移近量的18%，两帮移近以实体煤帮内移为主。
图1 厚煤层沿底巷道围岩变形破坏情况
Fig.1 Deformation and damage of surrounding rock in floor roadway of thick coal seam
留巷围岩特别是顶板的连续变形主要受顶板结构、采高等参数控制，与巷旁支护密切相关；而不连续变形则主要受巷内支护控制，与支护形式、强度等相关。拟对巷旁支护和巷内支护均进行探索和实践，以期得到适合于矿井的沿空留巷综合控制技术。
高河煤矿在前期留巷试验中发现，充填体宽度偏小时(≤1.2 m)，采空区挡矸支柱偏移挤压充填体，导致实际宽度减小，按照容易发生破坏。因此，综合考虑充填成本及充填现场实际情况，将充填体的宽度定为1.5 m。采用上述数值模型对不同充填体强度下的围岩响应进行分析。充填体参数选取见表4。
表4 充填体物理力学参数
Table 4 Physical and mechanical parameters of packing body
参数代码密度/(kg·m-3)体积模量/GPa剪切模量/GPa内摩擦角/(°)抗拉强度/MPa黏聚力/MPa126003.01.50311.53.5226002.51.20301.33.0326002.01.00291.12.5426001.50.75280.92.0526001.00.50260.71.5
不同充填体参数下，巷道顶板及两帮的变形量变化规律如图2和图3所示。
图2 不同充填体参数下巷道顶板变形量
Fig.2 Deformation of roadway roof with different parameters of packing body
图3 不同充填体参数下煤柱帮变形量
Fig.3 Deformation of coal side with different parameters of packing body
可以看出，随着充填体物理力学参数的降低，顶板下沉量逐渐增大，但当充填体强度达到一定程度，变形增加不明显；煤柱帮变形量先增大后降低，但变形量差值不大。
另外，通过模拟结果发现，不同充填体力学参数下，充填体与煤帮之间的剪切变形之间存在一定的关联，如图4所示。从不同充填体强度参数下巷道围岩的剪切变形情况对比看，充填体强度参数对围岩的剪切变形有明显的影响。当充填体强度较低时，最大剪切应变发生在充填体上部，充填体易发生剪切破坏，不稳定；当充填体强度较高时，最大剪切应变则发生在充填体上方未放出煤体中，充填体虽稳定但上部煤体受破坏严重。充填体的强度越高，煤柱帮及顶角上部煤体的剪切变形越大，可见充填体的强度不一定越高越好，与煤体强度刚度的匹配对整个系统的稳定至关重要。
图4 不同充填体参数下围岩剪切应变增量
Fig.4 Shear strain increment of surrounding rock with different parameters of packing body
综合考虑充填体、巷道变形及整个系统的稳定性，选择充填体参数介于参数代码3—4。根据地质力学测试中物理力学参数与抗压强度之间的关系[19]，充填体的抗压强度为30～35 MPa。
因此，综合前期留巷经验及数值计算结果，初步确定充填体的宽度为1.5 m，抗压强度为30～35 MPa。
在前期留巷试验中，监测表明巷内变形最严重的是顶板和煤柱帮，这是由于煤体相对软弱，在强烈采动影响下，最易发生破坏和大变形。针对厚煤层沿底巷道，顶煤及煤柱帮煤体变形破坏严重的情况，采用高预应力强力支护并配合帮部锚索支护方式，最大限度的保持煤体的完整性，减小不连续变形导致的围岩强剪切滑移、碎胀等大变形。同样采取上述模型，对不同巷内支护方式进行了模拟。采用的普通高强锚杆锚索参数见表3，采用的强力锚杆锚索参数见表5。
普通支护下围岩变形破坏情况和强力支护下围岩变形破坏情况分别如图5和图6所示。可以看出，锚杆锚索在沿空强采动影响下变形较大，围岩的错动使支护体产生剪切变形。不同的支护方式下，巷道的变形不同。相较于普通支护，高预应力强力支护有效的控制了大变形，顶板和帮部煤体的变形都有所减小，特别是帮部打设锚索后。这是因为帮部锚索有效减小了煤体剪切变形，将“C”形剪切带与深部稳定煤体连接，增强了围岩结构稳定性[20]。因此，高河煤矿地质条件下留设顶煤沿空留巷巷道的巷内支护支护应优先选择高预应力强力支护系统。
表5 强力支护锚杆锚索模拟参数
Table 5 Modeling parameters of intensive bolt and cable
支护方式直径/mm长度/m屈服强度/MPa弹性模量/GPa黏结刚度/(N·m-2)黏结强度/(N·m-1)锚杆锚固段自由段222.45002002×1086×10500锚索锚固段自由段226.34.318601952×1086×10500
注：锚杆预紧力50 kN，锚固长度1.2 m；锚索预紧力250 kN，锚固长度1.8 m。
图5 普通支护下围岩变形破坏情况
Fig.5 Deformation and damage of surrounding rock with ordinary support
图6 强力支护下围岩变形破坏情况
Fig.6 Deformation and damage of surrounding rock with intensive support
根据相关研究[21-22]，不同的充填材料具有不同的特性及使用条件，厚煤层应优先选用胶凝类材料。相对于高水材料、膏体材料等其他胶凝类材料，普通混凝土具有终凝强度高、劳动强度低、等特点，在多个矿区得到应用。因此本次留巷采用混凝土作为充填材料。采用柔模混凝土充填留巷工艺，充填体宽度为1.5 m，材料为C30混凝土。在柔模混凝土巷旁支护充填体内预置锚杆，锚杆规格为ø22 mm×1 600 mm，两端分别配置梯子梁、托盘及螺母，间排距为800 mm×900 mm。在超前工作面50 m和滞后工作面150 m范围内，采用“单体液压支柱+π型梁”临时加强支护，一梁三柱，单体柱配合π型梁，棚距0.8 m。在柔性模板上预留一排瓦斯抽采孔，柔模挂设好以后将1根聚乙烯筛管预埋在柔模预留孔内，混凝土浇筑完毕且达到初凝强度后，将聚乙烯筛管与巷内瓦斯抽采主管路连接，以此实现采空区内瓦斯抽采。留巷及加强支护如图7所示。
根据高预应力强力支护理念及上述模拟结果，巷内支护布置如图8所示。
1)顶板采用500号锚杆，规格ø22 mm×2 400 mm，间排距1 000 mm×900 mm，使用一支CK2335，一支K2360锚固剂，预紧扭矩不低于400 N·m；配合150 mm×150 mm×10 mm高强度拱形托板和450 mm×280 mm×5 mm的W钢护板，并配套钢筋托梁。
2)顶板锚索为ø22 mm的1×19股高强度低松弛钢绞线，“五花(三-二-三)”布置，长度为6.3 m，使用一支CK2335，2支K2360锚固剂，构件为300 mm×300 mm×16 mm高强度拱形托板，初始张拉力不低于300 kN，排距为900 mm。
图7 柔模混凝土充填留巷示意
Fig.7 Schematic diagram of flexible template gob-side entry retaining
图8 巷内强力支护布置
Fig.8 Layout of intensive bolts and cables inside roadway
3)煤柱帮锚杆规格、锚固参数与顶板相同，间排距1 000 mm×900 mm，配合W钢护板；帮锚索长度4.3 m，其余参数与顶板锚索相同，间排距2 000 mm×1 800 mm，距巷道顶、底板950 mm。
4)工作面帮锚杆参数与煤柱帮相同，配合钢筋托梁，不打设锚索。
5)顶板及煤柱帮使用金属网，工作面帮使用塑料网，搭接100 mm，双边逐孔联接。
图9 充填体应力变化
Fig.9 Variation of stress in packing body
通过混凝土强度的现场测试，充填体1 d强度可达15 MPa以上，2 d可达24 MPa以上，3 d可达30 MPa以上，满足设计要求。充填体应力随回采变化如图9所示。①留巷充填体钻孔应力在滞后工作面 37 m 时开始迅速增加，在 43 m 时达到最大值 10 MPa，在 49 m 左右时又降至 6 MPa，说明基本顶来压的剧烈显现范围为12 m 左右。工作面来压步距约为37 m。②混凝土充填体的最大压力为 10 MPa，混凝土强度等级为C30，设计满足要求。
充填体内锚栓应力随回采变化如图10所示。①锚栓受力与充填体压力变化规律相近，充填体压力主要是垂直荷载，锚栓受力主要是垂直荷载作用下充填体变形引起的水平拉力。②在距离工作面约40 m时，基本顶第一次破断，失去侧向支撑，断裂岩块直接作用在充填体上，造成充填体压力和锚栓受力线性增加。③由于顶板岩层破坏不断向上发展，基本顶采空区内悬臂荷载持续增加，在距离工作面约80 m时，悬臂基本顶达到其强度极限，二次破断，破断后锚栓压力骤降，之后缓慢增加直到采空区岩层活动稳定。④150 m 左右时充填体压力骤然下降是由于充填体破坏，锚栓卸压所致，非顶板压力降低。⑤充填体经过2次基本顶来压，基本顶周期来压步距在 40 m 左右。
图10 充填体内锚栓应力变化
Fig.10 Variation of stress of anchor bolt in packing body
加强支护用单体支柱应力随回采变化如图11所示，充填体侧加强支护单体支柱的压力要高于煤柱侧，这是由于留巷顶板为悬臂梁结构，越靠近梁的前端单体承受的压力越大。2条曲线相交后，充填体侧单体压力继续升高，煤柱侧单体压力保持稳定，这是由于悬臂梁端头由充填体和单体支撑，而悬臂梁根部由煤柱和单体支撑，煤柱支撑范围大，承载力高，因此煤柱侧单体受力小。
图11 巷内加强支护用单体支柱应力变化
Fig.11 Variation of stress of single hydraulic prop inside roadway
巷道表面变形随回采变化如图12和图13所示。①从超前工作面30 m到滞后工作面140 m范围内，顶底板总移近量为510 mm，其中顶板下沉量430 mm，底鼓量80 mm，顶板下沉量占总移近量的84.3%，留巷变形以顶板下沉为主。②超前工作面顶板下沉量为70 mm，占总下沉量的16.3%，滞后工作面为360 mm，占83.7%；底鼓变形主要发生在滞后工作面20 m范围内。③两帮总移近量为430 mm，其中煤柱帮为260 mm，充填体为170 mm，煤柱帮占总移近量的60.5%；煤柱帮超前工作面移近量60 mm，占35.3%，滞后工作面为110 mm，占64.7%。④滞后工作面140 m以后，留巷围岩变形基本稳定。
图12 巷内顶底板移近量变化
Fig.12 Variation of deformation of roof and floor inside roadway
图13 两帮移近量变化
Fig.13 Variation of deformation of pillar side and packing body side
1)留巷围岩连续变形在巷旁支护有效的情况下其变形量变化不大，而不连续变形则和支护密切相关，不同的支护方式变形相差较大。
2)厚煤层沿底巷道留巷围岩主要变形特征为顶煤和煤柱帮变形大，这是因为受采动影响软弱煤体在强剪切作用下出现碎胀、滑移，挤出流动效应显著。
3)通过数值模拟及前期试验经验，初步确定巷旁充填体的宽度为1.5 m，抗压强度为30～35 MPa；巷内支护采用高预应力强力支护技术并配合帮锚索。
4)在E1302和W1309工作面进行了柔模混凝土和强力支护留巷试验，并对充填体应力、锚栓受力、单体应力、变形等进行监测，综合控制技术有效保证了留巷围岩稳定，为成功留巷奠定基础。
[1] 康红普,牛多龙,张 镇,等.深部沿空留巷围岩变形特征与支护技术[J].岩石力学与工程学报,2010,29(10):1977-1987.
KANG Hongpu,NIU Duolong,ZHANG Zhen,et al.Deformation characteristics of supporting rock and supporting technology of gob-side enter retaining in deep coal mine [ J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2010,29(10):1977-1987.
[2] 谭云亮,于凤海,宁建国,等.沿空巷旁支护适应性原理与支护方法[J].煤炭学报,2016,41(2):376-382.
TAN Yunliang,YU Fenghai,NING Jianguo,et al.Adaptability theory of roadside support in gob-side entry retaining and its supporting design [J].Journal of China Coal Society,2016,41(2):376-382.
[3] 张 农,韩昌良,阚甲广,等.沿空留巷围岩控制理论与实践[J].煤炭学报,2014,39(8):1635-1641.
ZHANG Nong,HAN Changliang,KAN Jiaguang,et al.Theory and practice of surrounding rock control for pillarless gob-side entry retaining[J].Journal of China Coal Society,2014,39(8):1635-1641.
[4] 华心祝,马俊枫,许庭教.锚杆支护巷道巷旁锚索加强支护沿空留巷围岩控制机理研究及应用[J].岩石力学与工程学报,2005,24(12):2107-2112.
HUA Xinzhu,MA Junfeng,XU Tingjiao.Study on controlling mechanism of surrounding rocks of gob-side entry with combination of roadside reinforced cable supporting and roadway bolt supporting and its application[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2005,24(12):2107-2112.
[5] 柏建彪,周华强,侯朝炯,等.沿空留巷巷旁支护技术的发展,中国矿业大学学报,2004,33(2):183-186.
BAI Jianbiao，ZHOU Huaqiang，HOU Chaojiong,et al.Development of support technology beside roadway in goaf-side entry retaining for next sublevel [J].Journal of China University of Mining and Technology,2004,33(2):183-186.
[6] 张东升,茅献彪,马文顶.综放沿空留巷围岩变形特征的试验研究[J].岩石力学与工程学报,2002,21(3):331-334.
ZHANG Dongsheng，MAO Xianbiao，MA Wending.Testing study on deformation features of surrounding rocks of gob-side entry retaining in fully-mechanized coal face with top-coal caving [J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2002,21(3):331-334.
[7] 张东升,马立强,缪协兴,等.综放沿空留巷围岩稳定性影响分析[J].中国矿业大学学报,2006,35(1):1-6.
ZHANG Dongsheng,MA Liqiang,MIAO Xiexing.Factor analysis on deformation of gob-side entry retaining with entry-in packing in top-coal caving mining face [J].Journal of China University of Mining and Technology,2006,35(1):1-6.
[8] 谢文兵.综放沿空留巷围岩稳定性影响分析[J].岩石力学与工程学报,2004,23(18):3059-3065.
XIE Wenbing.Influence factors on stability of surrounding rocks of gob-side entry retaining in top-coal caving mining face [J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2004,23(18):3059-3065.
[9] 谢文兵,王世彬,冯光明.放顶煤开采沿空留巷围岩移动规律及变形特征[J].中国矿业大学学报,2004,33(5):513-516.
XIE Wenbing,WANG Shibin,FENG Guangming.Surrounding rock movement relarity and deformation feature around gob-side entry retaining in top-coal caving mining face[J].Journal of China University of Mining and Technology,2004,33(5):513-516.
[10] 李化敏.沿空留巷顶板岩层控制设计[J].岩石力学与工程学报,2000,19(5):651-654.
LI Huamin.Control design of roof rocks for gob-side entry[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2000,19(5):651-654.
[11] 张 镇,康红普.深部沿空留巷巷内锚杆支护机理及选型设计[J].铁道建筑技术,2011(9):1-5.
ZHANG Zhen,KANG Hongpu.Support mechanism and selection design of Inside rock blot in gob-side enter retaining in deep coal mine [J].Railway Construction Technology,2011(9):1-5.
[12] 李晋平.综放沿空留巷技术及其在潞安矿区的应用[D].北京：煤炭科学研究总院,2005.
[13] 李军文.五阳煤矿综放开采沿空留巷围岩控制技术研究[D].阜新：辽宁工程技术大学,2015.
[14] 苏 海.高瓦斯综放沿空留巷围岩稳定控制与瓦斯治理技术研究[D].北京：中国矿业大学(北京),2015.
[15] 赵党伟.余吾煤业综放开采沿空留巷围岩控制理论与技术研究[D].太原：太原理工大学,2016.
[16] 王术睿.余吾煤业综放工作面沿空留巷围岩控制技术研究[D].徐州：中国矿业大学,2014.
[17] 毕俊刚.综放沿空留巷围岩及充填体稳定性研究[D].太原：太原理工大学,2014.
[18] 胡黎明.成庄矿综放工作面沿空留巷技术研究[D].焦作：河南理工大学,2016.
[19] 康红普.煤岩体地质力学原位测试及在围岩控制中的应用 [M].北京:科学出版社,2013.
[20] 褚晓威.高煤帮破坏机理及控制技术[J].煤炭工程,2017,49(2):78-81.
CHU Xiaowei.Failure mechanism of high coal ribs and control technology [J].Coal Engineering,2017,49(2):78-81.
[21] 唐建新,胡 海,涂兴东,等.普通混凝土巷旁充填沿空留巷试验[J].煤炭学报,2010,35(9):1425-1429.
TANG Jianxin,HU Hai,TU Xingdong,et al.Experimental on roadside packing gob-side entry retaining for ordinary concrete [J].Journal of China Coal Society,2010,35(9):1425-1429.