趙志研

（1.中煤科工集團(tuán)沈陽研究院有限公司，遼寧 撫順 113122；2.煤礦安全技術(shù)國家重點(diǎn)實驗室，遼寧 撫順 113122）

沿空留巷技術(shù)作為無煤柱開采技術(shù)之一，可減少回采巷道掘進(jìn)工程量，緩解礦井采掘接續(xù)緊張關(guān)系，并提高煤炭資源回采率，改善了巷道的維護(hù)方式，但與傳統(tǒng)的井工開采方式相比，沿空留巷需要經(jīng)歷2 次礦山采動影響，對巷道圍巖控制技術(shù)要求高。針對沿空留巷技術(shù)，國內(nèi)外專家學(xué)者做了大量的研究工作，已經(jīng)取得了較多成果。李明[1]等以陳四樓煤礦2803 工作面為研究背景，確定深孔預(yù)裂卸壓相關(guān)技術(shù)參數(shù)，驗證深孔預(yù)裂卸壓及加強(qiáng)支護(hù)在沿空留巷維護(hù)方面的合理性；沈平等針對大傾角沿空留巷圍巖控制相對困難的現(xiàn)狀，提出采用可回收的弓形柔性掩護(hù)支架支護(hù)沿空留巷，實現(xiàn)沿空留巷支護(hù)技術(shù)剛?cè)岵⑴e，為大傾角煤層沿空留巷支護(hù)技術(shù)提供了1 種新的方法[2]；范凱通過對沿空留巷頂板變形全過程進(jìn)行監(jiān)測，提出在合理的時間通過支護(hù)施加的高強(qiáng)支護(hù)力對頂板進(jìn)行二次預(yù)裂卸壓，可提高沿空留巷的穩(wěn)定性[3]；鄧雪杰等研究不同埋深、充實率，充填體寬度和強(qiáng)度條件下，沿空留巷圍巖應(yīng)力演化及破壞規(guī)律，提出具有針對性的沿空留巷支護(hù)方案[4]。

為此，分析不同巷幫充填參數(shù)和不對稱巷內(nèi)錨桿支護(hù)參數(shù)，對沿空留巷圍巖控制效果的影響，通過理論分析、數(shù)值模擬、現(xiàn)場實踐3 種方法，總結(jié)出針對某礦3304 工作面合理的沿空留巷圍巖控制技術(shù)方案，可為今后相似條件工作面巷道圍巖控制提供一定的借鑒。

1 工程概況

某礦3304 工作面走向長875 m，傾向長135 m，主采3#煤層，3#煤層屬于全區(qū)穩(wěn)定可采煤層，煤層厚度、傾角均較大，煤層平均厚度為4.7 m，平均傾角19°，平均埋深670 m。3304 工作面采用長壁后退式回采技術(shù)，一次采全高。采用全部垮落法管理頂板。煤層直接頂為細(xì)砂巖，厚度為3.93 m，頂板巖層較為堅硬，頂板管理相對困難，底板為泥巖，厚度為2.45 m，遇水較易軟化。為解決采掘接替緊張關(guān)系，計劃將3304 工作面運(yùn)輸巷進(jìn)行留巷，作為3306 工作面回風(fēng)巷。工作面沿空留巷布設(shè)如圖1。

圖1 工作面布設(shè)圖Fig.1 Layout of working face

3304 工作面巷道斷面為直角梯形，巷道寬4.2 m，下幫高3.5 m。巷道初始參數(shù)為：頂板采用高強(qiáng)左旋螺紋鋼錨桿，錨桿參數(shù)為?20 mm×2 400 mm，錨桿間排距為1 000 mm×1 000 mm，除左右肩角處錨桿與垂線成15°布置外，其余頂板錨桿均垂直于巷道頂板布設(shè)，采用1 支MSK2335 錨固劑和1 支MSZ2360錨固劑進(jìn)行錨固，錨桿預(yù)緊力不得小于200 N·m。錨索采用高強(qiáng)度低松弛鋼絞線錨索，錨索規(guī)格?18.9 mm×6 500 mm，間排距為1 800 mm×1 800 mm 錨索垂直于巷道頂板布設(shè)，采用1 支MSK2335 錨固劑和2 支MSK2360 錨固劑進(jìn)行錨固，錨索拉拔力須大于250 kN，錨索托盤規(guī)格為300 mm×300 mm×16 mm，頂板錨索采用“二三二”布置。巷道兩幫采用高強(qiáng)左旋螺紋鋼錨桿，錨桿參數(shù)為?20 mm×2 200 mm，錨桿間排距為1 000 mm×900 mm，幫上角錨桿與水平線成15°布置，幫下角錨桿與水平線成10°布設(shè)，其余兩幫錨桿均垂直于巷道幫部布設(shè)，采用1 支MSK2335錨固劑和1 支MSZ2360 錨固劑進(jìn)行錨固，錨桿預(yù)緊力不得小于200 N·m；托盤規(guī)格為：150 mm×150 mm×10 mm，金屬網(wǎng)采用10#鐵絲網(wǎng)，網(wǎng)格尺寸為40 mm×40 mm，加工規(guī)格為2 000 mm×1 000 mm，頂網(wǎng)和幫網(wǎng)之間搭接200 mm。

根據(jù)力學(xué)試驗結(jié)果，3304 工作面煤巖體的力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 煤巖體物理力學(xué)性質(zhì)試驗成果表Table 1 Test results of physical and mechanical properties of coal and rock mass

2 3304 工作面上覆巖層運(yùn)動規(guī)律

3304 工作面沿空留巷期間，巷道需要經(jīng)受本工作面和3306 工作面2 次采動影響，在工作面回采方向上，工作面上覆巖層受到工作面采動壓力和支承壓力的共同作用，巷道圍巖應(yīng)力環(huán)境復(fù)雜，圍巖變形劇烈，如不能采取有效的巷道圍巖控制措施，巷道將發(fā)生程度較大的變形甚至破壞失穩(wěn)?；诖耍治鲅乜樟粝锷细矌r層運(yùn)動規(guī)律，為沿空留巷圍巖控制提供理論基礎(chǔ)[5-14]。

3304 工作面采用一次采全高生產(chǎn)工藝，全部垮落法管理頂板，在采場壓力的作用下，工作面上覆巖層將逐步形成垮落帶、斷裂帶及彎曲下沉帶。3304工作面上部直接頂隨工作面的推進(jìn)而失去煤體的支撐，與原來的力學(xué)結(jié)構(gòu)失去聯(lián)系，很快就發(fā)生離層、垮落，垮落的矸石堆積在采空區(qū)對上覆巖層起到一定的支撐作用，隨著工作面持續(xù)向前推進(jìn)，工作面上覆巖層達(dá)到極限垮落步距時，工作面后方的上覆巖層會形成長邊斷裂線1，在采動壓力的作用下，形成短邊斷裂線2，斷裂線1 和斷裂線2 連通，形成頂板的“O”型破壞區(qū)，上覆巖層將沿著斷裂線1 和斷裂線2 回轉(zhuǎn)形成斷裂線3，此時頂板出現(xiàn)“X”型破壞區(qū)，上覆巖層破斷后會形成垮落巖體B 和巖體C；隨著工作面持續(xù)推進(jìn)，上覆巖層破斷出現(xiàn)周期性，出現(xiàn)多個垮落塊體B 和塊體C，由于出現(xiàn)的各個垮落塊體間存在摩擦力的作用，會形成相互鉸接的“大結(jié)構(gòu)”，從而上覆巖體形成連續(xù)的“鉸接巖梁”結(jié)構(gòu)?！癤”型破壞區(qū)如圖2?！般q接巖梁”結(jié)構(gòu)如圖3。

圖2 “X”型破壞區(qū)Fig.2 “X”type failure area

圖3 “鉸接巖梁”結(jié)構(gòu)Fig.3 “Hinged rock beam”structure

受3304 工作面上覆巖層周期性斷裂的擾動，工作面上覆巖層產(chǎn)生的載荷通過側(cè)向頂板傳遞至低位巖層，使得應(yīng)力集中在距離煤體的一定范圍內(nèi)，由于“大結(jié)構(gòu)”的保護(hù)[15-19]，圍巖應(yīng)力在低應(yīng)力區(qū)有一定程度的釋放，采空區(qū)矸石由于有上覆巖層的壓實，應(yīng)力逐漸恢復(fù)，因此在采場水平方向上存在3 個應(yīng)力分區(qū)。

采場上覆巖層移動會引起沿空留巷巷道變形，沿空留巷巷旁支護(hù)體對控制上覆巖層的移動具有重要作用。合理的巷旁支護(hù)體強(qiáng)度和寬度可以為巷道上覆巖層提供支護(hù)阻力，進(jìn)而減小上覆巖層的回轉(zhuǎn)變形。在3304 工作面回采過程中，圍巖受到重力載荷與開采擾動的疊加作用，巷道穩(wěn)定性降低。因此，對采取合理的圍巖加固措施，有利于維持巷道的穩(wěn)定。

3 3304 工作面沿空留巷圍巖控制數(shù)值模擬

在現(xiàn)場的實際生產(chǎn)過程中，沿空留巷的圍巖受力變形過程相對復(fù)雜，是多種因素綜合作用的結(jié)果，根據(jù)以往的研究發(fā)現(xiàn)，沿空留巷巷幫充填體及巷內(nèi)錨桿（索）支護(hù)參數(shù)，對沿空留巷圍巖變形起到重要的控制作用[20-25]。采用FLAC3D數(shù)值模擬軟件，研究沿空留巷在不同巷幫支護(hù)體條件和支護(hù)參數(shù)條件下的沿空留巷圍巖的受力及變形特征，為3304 工作面沿空留巷圍巖控制提供合理的技術(shù)參數(shù)。

根據(jù)3304 工作面實際地質(zhì)條件，本次數(shù)值模擬設(shè)置模型尺寸為150 m×100 m×60 m，在模型中沒有體現(xiàn)的上覆巖層以均布荷載的形式代替，采用摩爾-庫倫準(zhǔn)則判斷巖層的屈服狀態(tài)。除模型上部邊界采用應(yīng)力邊界外，前、后、左、右、下部邊界均采用固支邊界。數(shù)值模型如圖4。

圖4 數(shù)值模型Fig.4 Numerical model

3.1 巷幫充填體參數(shù)對沿空留巷圍巖變形的影響

工作面回采引起的采場周圍高應(yīng)力會傳遞至巷道兩幫，導(dǎo)致巷道兩幫巖體承受較高應(yīng)力，并能引起上部基本頂?shù)臄嗔哑茐?，具有一定支撐阻力的巷幫充填體能夠有效地支承巷道頂板，防止基本頂和直接頂離層，使頂板巖層同步運(yùn)動，進(jìn)而減緩上部巖層關(guān)鍵塊體的沉降變形。沿空留巷巷幫充填體一般采用混凝土材料，不同的混凝土水灰比條件下，巷幫充填體的強(qiáng)度會存在一定的差異，致使巷幫充填體的力學(xué)性質(zhì)和承載能力發(fā)生變化，進(jìn)而影響沿空留巷圍巖控制效果；不同的巷幫充填體寬度，對沿空留巷的圍巖控制也會產(chǎn)生一定的影響。通過FLAC 數(shù)值模擬軟件，分析不同沿空留巷巷幫支護(hù)體的水灰比和寬度參數(shù)時，沿空留巷圍巖的變形情況。

3.1.1 不同充填體水灰比對圍巖變形的影響

假設(shè)在巷幫充填體寬度不變的條件下，利用FLAC 數(shù)值模擬軟件改變巷幫充填體的水灰比，研究不同巷幫充填體水灰比條件下，巷幫充填體位移變化情況，以及沿空留巷巷道的圍巖變形情況，進(jìn)而分析巷幫充填體的合理水灰比。不同水灰比時巷幫支護(hù)體水平位移如圖5，不同水灰比時頂板下沉量如圖6。

圖5 不同水灰比時巷幫支護(hù)體水平位移Fig.5 Horizontal displacement of roadway support under different water cement ratios

圖6 不同水灰比時頂板下沉量Fig.6 Roof subsidence under different water cement ratios

通過圖5 和圖6 可知，隨著巷幫支護(hù)體水灰比的減小，巷幫充填體和巷道頂板下沉量均得到相應(yīng)改善，當(dāng)水灰比為3∶1 時，巷道頂板最大下沉量為660 mm，巷幫支護(hù)體水平位移量為329 mm；當(dāng)水灰比為2.5∶1 時，巷道頂板最大下沉量為626 mm，巷幫支護(hù)體水平位移量為292 mm，分別下降了5%和12%；當(dāng)水灰比為2∶1 時，巷道頂板最大下沉量為482 mm，巷幫支護(hù)體水平位移量為234 mm，分別下降了27%和29%；當(dāng)水灰比為1.5∶1 時，巷道頂板最大下沉量為423 mm，巷幫支護(hù)體水平位移量為185 mm，分別下降了36%和44%。由此可以看出巷幫充填體強(qiáng)度對沿空留巷圍巖變形具有較大影響，綜合分析巷道圍巖變形和現(xiàn)場施工條件，選擇水灰比為1.5∶1 時的巷幫支護(hù)體強(qiáng)度較能滿足現(xiàn)場需要。

3.1.2 不同充填體寬度對圍巖變形的影響

根據(jù)前面確定的巷幫充填體水灰比條件下，提出4 種不同的巷幫充填體寬度，研究不同的巷幫充填體寬度條件下，巷道充填體位移變化情況，以及沿空留巷巷道圍巖的變形情況，進(jìn)而分析巷幫充填體的合理的寬度。不同寬度時巷幫支護(hù)體水平變形如圖7，巷幫支護(hù)體不同寬度時巷道頂板下沉量如圖8。

圖7 不同寬度時巷幫支護(hù)體水平變形Fig.7 Horizontal deformation of roadway support at different widths

由圖7 和圖8 可知，隨著巷幫支護(hù)體寬度的增加，巷幫充填體和巷道頂板下沉量均得到相應(yīng)改善，當(dāng)寬度為1.5 m 時，巷道頂板最大下沉量為473 mm，巷幫支護(hù)體水平位移量為412 mm；當(dāng)寬度為2 m 時，巷道頂板最大下沉量為428 mm，巷幫支護(hù)體水平位移量為379 mm，分別下降了10%和8%；當(dāng)寬度為2.5 m 時，巷道頂板最大下沉量為396 mm，巷幫支護(hù)體水平位移量為356 mm，分別下降了17%和14%；當(dāng)寬度為3 m 時，巷道頂板最大下沉量為367 mm，巷幫支護(hù)體水平位移量為330 mm，分別下降了23%和20%；由此可以看出巷幫充填體寬度相較于巷幫充填體強(qiáng)度對沿空留巷圍巖變形稍弱，但也會產(chǎn)生一定的影響，綜合分析巷道圍巖變形和現(xiàn)場施工難易條件，選擇寬度為2 m 時的巷幫支護(hù)體強(qiáng)度較能滿足現(xiàn)場需要。

圖8 巷幫支護(hù)體不同寬度時巷道頂板下沉量Fig.8 Subsidence of roadway roof under different widths of roadway support

3.1.3 不同巷幫支護(hù)體方案中支護(hù)體內(nèi)應(yīng)力

不同巷幫充填體方案中巷幫充填體內(nèi)應(yīng)力情況也會發(fā)生相應(yīng)的變化，由于受篇幅影響，僅以1.5 m寬度和3.0 m 寬度時的巷幫支護(hù)體應(yīng)力云圖為例，說明不同巷幫充填體方案時巷幫充填體的應(yīng)力變化情況。1.5 m 寬度時巷幫充填體應(yīng)力云圖如圖9，3 m寬度時巷幫充填體應(yīng)力云圖如圖10，

圖9 1.5 m 寬度時巷幫充填體應(yīng)力云圖Fig.9 Stress diagram of roadway side filling body with width of 1.5 m

由圖9 和圖10 可以看出，隨著巷幫支護(hù)體寬度的增加，巷幫充填體內(nèi)的最大垂直應(yīng)力也會相應(yīng)增大，巷幫充填體的承載能力也會得到相應(yīng)強(qiáng)化，但隨著巷幫支護(hù)體寬度的增加，現(xiàn)場施工難度也會相應(yīng)加大，根據(jù)數(shù)值模擬試驗的結(jié)果可知，隨著巷幫支護(hù)體寬度的增加，巷幫支護(hù)體內(nèi)垂直應(yīng)力的增加幅度逐漸減小，對支護(hù)體的承載能力的影響減弱。

圖10 3 m 寬度時巷幫充填體應(yīng)力云圖Fig.10 Stress diagram of roadway side filling body with width of 1.5 m

3.2 巷道支護(hù)加固參數(shù)分析

3304 工作面沿空留巷使用時間較長，留巷埋深較大，峰值應(yīng)力較高，巷道在使用期間需經(jīng)受2 次采動影響，巷道圍巖活動劇烈，巷道在受掘進(jìn)穩(wěn)定后，再次受到應(yīng)力擾動影響下，應(yīng)力重新分布對巷道圍巖和巷幫支護(hù)體均會產(chǎn)生較大影響，巷道原始支護(hù)參數(shù)不能滿足3304 工作面留巷期間及下工作面回采期間使用要求，必須根據(jù)3304 工作面的實際情況，改善3304 工作面沿空留巷支護(hù)強(qiáng)度。

為了增強(qiáng)3304 工作面沿空留巷的穩(wěn)定性，防止頂板失穩(wěn)出現(xiàn)冒頂事故，考慮在3304 工作面沿空留巷采取不對稱支護(hù)措施，通過在3304 工作面沿空留巷內(nèi)采取原有支護(hù)參數(shù)，利用FLAC 數(shù)值模擬軟件計算出原有支護(hù)參數(shù)條件下的沿空留巷礦壓規(guī)律，在3304 工作面左右?guī)陀嗅槍π詫χёo(hù)的薄弱處實施不同的巷道支護(hù)參數(shù)，以確保沿空留巷的穩(wěn)定性。

3.2.1 原有支護(hù)參數(shù)條件下沿空留巷礦壓規(guī)律

3304 工作面留巷期間，巷道頂板和煤體幫采用原有支護(hù)方案，巷幫支護(hù)體側(cè)采用對拉錨桿，錨桿支護(hù)密度和預(yù)緊力均與煤體幫處相同，利用FLAC 數(shù)值模擬軟件計算在留巷期間留巷圍巖變形情況及錨桿的受力情況，以確定原始支護(hù)方案的適用性。原始支護(hù)方案留巷期間圍巖變形情況如圖11，原始支護(hù)方案留巷期間錨桿受力情況如圖12

圖11 原始支護(hù)方案留巷期間圍巖變形情況Fig.11 Surrounding rock deformation during roadway retaining in the original support scheme

圖12 原始支護(hù)方案留巷期間錨桿受力情況Fig.12 Stress of bolt during retaining roadway in original support scheme

由圖11 和圖12 可以看出，原始支護(hù)方案條件下巷道頂板及兩幫的變形量均較大，巷道頂?shù)装逡平繛?60 mm，煤幫側(cè)水平移近量為200 mm，巷幫充填體移近量為133 mm；相較于巷道兩幫，巷道頂板的錨桿受力最大，錨桿最終平均受力為118 kN，且頂板內(nèi)錨桿受力不均，靠近煤幫側(cè)的頂板錨桿受力較大，靠近巷幫充填體側(cè)的頂板錨桿受力較小。煤幫處錨桿受力小于頂板，煤幫側(cè)錨桿最終平均受力為85 kN，巷幫支護(hù)體由于為混凝土填充，對拉錨桿在其中起到的作用不大，巷幫充填體內(nèi)錨桿的最終平均受力僅為35 kN，由此可以看出，原有支護(hù)方案存在頂板支護(hù)能力不足，巷道頂?shù)装逦灰屏枯^大，但巷幫充填體過度支護(hù)，造成支護(hù)成本浪費(fèi)等問題，亟需進(jìn)行支護(hù)方案優(yōu)化。

3.2.2 改進(jìn)后的支護(hù)參數(shù)條件下沿空留巷礦壓規(guī)律

根據(jù)前面數(shù)值模擬計算的結(jié)果，為保障3304 工作面沿空留巷可供3306 工作面安全使用，在確保沿空留巷巷道圍巖穩(wěn)定需要的基礎(chǔ)上，借助“高應(yīng)力、高剛度、高可靠性、低支護(hù)密度”的“三高一低”現(xiàn)代錨桿支護(hù)設(shè)計理念，通過提高頂板提出3304 工作面沿空留巷不對稱支護(hù)，以巷道中線為標(biāo)準(zhǔn)，靠近煤幫側(cè)巷道頂板錨桿間排距為800 mm×1 000 mm，靠近巷幫支護(hù)體側(cè)頂板錨桿間排距為900 mm×1 000 mm，錨桿預(yù)緊力不得小于300 N·m；煤幫側(cè)錨桿的支護(hù)密度加大，錨桿間排距為900 mm×900 mm，錨桿預(yù)緊力不得小于300 N·m；相應(yīng)減少巷幫支護(hù)體內(nèi)的對拉錨桿數(shù)量，擴(kuò)大對拉錨桿的間排距，巷幫支護(hù)體每排減少1 根對拉錨桿，但對拉錨桿的預(yù)緊力相應(yīng)提高，以約束巷幫支護(hù)體位移。利用FLAC 數(shù)值模擬軟件計算在留巷期間留巷圍巖變形情況及錨桿的受力情況，以確定改進(jìn)后支護(hù)方案的適用性。改進(jìn)支護(hù)方案后留巷期間圍巖變形情況如圖13，改進(jìn)支護(hù)方案后留巷期間錨桿受力情況如圖14。

圖13 改進(jìn)支護(hù)方案后留巷期間圍巖變形情況Fig.13 Surrounding rock deformation during roadway retaining after improving support scheme

圖14 改進(jìn)支護(hù)方案后留巷期間錨桿受力情況Fig.14 Stress of bolt during roadway retaining after improving support scheme

由圖13 和圖14 可以看出，改進(jìn)后的支護(hù)條件下，巷道頂板及兩幫的變形量均相應(yīng)減小，巷道頂?shù)装逡平繛?89 mm，頂?shù)装逦灰屏拷档土?8%；煤幫側(cè)水平移近量為149 mm，煤幫側(cè)位移量降低了25%；巷幫充填體移近量為96 mm；相較于巷道兩幫，巷道頂板的錨桿受力最大，錨桿最終平均受力為133 kN，頂板內(nèi)錨桿受力不均的問題得到很好的改善；煤幫和巷幫支護(hù)體處錨桿受力情況也得到了相應(yīng)的改善，煤幫側(cè)錨桿最終平均受力為112 kN，巷幫充填體內(nèi)錨桿的最終平均受力僅為57 kN。

4 工程現(xiàn)場實踐及效果檢驗

3304 工作面原始支護(hù)方案平面圖和改進(jìn)后的支護(hù)方案如圖15 和圖16。3304 工作面改進(jìn)圍巖控制方案后，記錄巷道圍巖變形情況及錨桿受力情況，用以分析改進(jìn)后的支護(hù)方案，對3304 工作面圍巖控制的適用性。

圖15 原始支護(hù)方案示意圖Fig.15 Schematic diagram of original support scheme

圖16 改進(jìn)后的支護(hù)方案示意圖Fig.16 Schematic diagram of improved support scheme

4.1 巷道圍巖變形量

采用十字布點(diǎn)法對沿空留巷表面位移進(jìn)行監(jiān)測，監(jiān)測點(diǎn)分別位于：巷道的巷旁支護(hù)體側(cè)的頂?shù)装逄?、巷道的煤體側(cè)的頂?shù)装逄幰约跋锏纼蓭偷闹悬c(diǎn)處，分別監(jiān)測位于旁支護(hù)體側(cè)的頂?shù)装逡平俊⒚后w側(cè)的頂?shù)装逡平恳约皟蓭鸵平?。巷道頂?shù)装逡平咳鐖D17。

圖17 巷道頂?shù)装逡平縁ig.17 Amount of roof and floor movement of roadway

從圖17 可以看出，受工作面回采影響，靠近工作面處的巷道圍巖變形較為劇烈，巷道圍巖的變形量較大，變形速度較快；隨著工作面持續(xù)推進(jìn)，巷道圍巖變形量趨于和緩，變形速度逐漸減小，并在工作面后方120 m 位置，巷道圍巖變形基本穩(wěn)定；整體上看，鄰近煤體側(cè)的頂?shù)装逡平恳笥卩徑锱灾ёo(hù)體側(cè)的頂?shù)装逡平浚瑑蓭鸵平孔钚?。巷道圍巖穩(wěn)定后，鄰近煤體側(cè)的巷道頂?shù)装遄罱K移近量為432 mm，鄰近巷旁支護(hù)體側(cè)的巷道頂?shù)装遄罱K移近量為343 mm，兩幫最終移近量為289 mm，巷道圍巖的最大變形量滿足煤礦作業(yè)規(guī)程的相關(guān)規(guī)定。

4.2 巷旁支護(hù)體變形量

應(yīng)用十字布點(diǎn)法測量巷旁充填體變形量，監(jiān)測巷旁充填體靠煤壁側(cè)的中點(diǎn)位置至巷道中部點(diǎn)的距離確定巷旁充填體橫向變形量，監(jiān)測巷幫充填體頂部中點(diǎn)至巷旁充填體中部點(diǎn)之間的距離確定巷旁充填體縱向變形。巷旁充填體變形量監(jiān)測如圖18。

回采巷道頂板下沉對巷旁充填體變形起主要作用，從圖18 可以看出，工作面回采前期，巷道頂板的下沉量較小，巷旁充填體的縱向變形和橫向變形均較小，充填體基本上沒有發(fā)生較大變形，當(dāng)工作面推進(jìn)至30 m 前后位置，由于巷道頂板的斷裂，頂板垮落造成工作面來壓顯現(xiàn)，巷旁充填體承受部分頂板載荷，變形量快速增大，工作面來壓結(jié)束后，巷旁充填體變形速度逐漸減小，并與100 m 前后位置處區(qū)域穩(wěn)定，巷旁充填的最終橫向變形量為249 mm，巷旁充填的最終縱向變形量為293 mm。

圖18 巷旁充填體變形量監(jiān)測Fig.18 Deformation monitoring of roadway side filling body

4.3 錨桿受力情況

本次采用錨桿應(yīng)力計和錨索測力計監(jiān)測沿空留巷錨桿和錨索荷載，在沿空留巷段某處測面上選取4 根錨桿，其中1#錨桿和2#錨桿位于沿空巷道的煤體幫處，3#錨桿和4#錨桿位于沿空留巷的頂板處，錨索位于巷道頂板處。沿空留巷錨桿受力監(jiān)測如圖19。

圖19 沿空留巷錨桿受力監(jiān)測Fig.19 Stress monitoring of bolt in gob retaining roadway

從圖19 可以看出，工作面回采前期，受到工作面采動影響，巷道圍巖變形劇烈，圍巖應(yīng)力較大，此時錨桿錨索的荷載增加迅速，當(dāng)落后于工作面60 m前后位置時，巷道錨桿、錨索受力變化不大，錨桿、錨索荷載基本趨于穩(wěn)定，整體上看，位于煤壁側(cè)的錨桿受力要小于頂板處錨桿受力，頂板錨桿的最大載荷為115 kN，兩幫錨桿的最大載荷為84 kN，頂板錨索的最大載荷為160 kN，所有錨桿、錨索受力均未超出錨桿、錨索的最大承受載荷，錨桿、錨索在巷道使用期間也未發(fā)生拉斷或脫錨現(xiàn)象。

5 結(jié) 論

通過分析沿空留巷圍巖控制技術(shù)參數(shù)可知，合理的巷幫充填體參數(shù)和錨桿支護(hù)參數(shù)對沿空留巷圍巖控制具有較好的控制效果，通過現(xiàn)場實踐，3304工作面采用的巷幫支護(hù)體水灰比為1.5∶1，巷幫支護(hù)體寬度為2 m，工作面頂板采用不對稱支護(hù)措施后，鄰近煤體側(cè)的巷道頂?shù)装遄罱K移近量為432 mm，鄰近巷旁支護(hù)體側(cè)的巷道頂?shù)装遄罱K移近量為343 mm，兩幫最終移近量為289 mm，巷旁充填的最終橫向變形量為249 mm，巷旁充填的最終縱向變形量為293 mm，巷道圍巖的最大變形量滿足煤礦作業(yè)規(guī)程的相關(guān)規(guī)定。