近距離煤層回采巷道底臌機理與防治技術(shù)研究

程輝，趙洪寶，張歡，秦逢緣，李金雨

(1. 煤炭開采水資源保護與利用國家重點實驗室，北京，102200；2. 中國礦業(yè)大學(xué)(北京)能源與礦業(yè)學(xué)院，北京，100083；3. 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)

隨著我國煤炭資源開采深度不斷增大，井下巷道在高應(yīng)力作用下的破壞變形也越嚴重。回采巷道對井下煤炭運輸與通風有著至關(guān)重要的作用。回采巷道不僅承受著較大的地應(yīng)力作用，同時還受到工作面的采動、煤柱應(yīng)力集中等的影響，若巷道底板物理力學(xué)強度較差，則會發(fā)生底臌現(xiàn)象，不僅影響礦井正常生產(chǎn)，還需耗費大量人力、物力來治理底臌。因此，研究巷道底臌機理以及防治技術(shù)對于保障煤礦正常生產(chǎn)具有重要意義。

針對巷道底臌的發(fā)生機理與防治技術(shù)，學(xué)者們進行了較為深入的研究。姜耀東等[1]在大量現(xiàn)場研究、實驗室模擬實驗和數(shù)值計算的基礎(chǔ)上，探討了巷道底臌的基本特征，分析了4種類型底臌的機理及影響因素，并總結(jié)了我國近年來防治底臌的有關(guān)研究成果；柏建彪等[2]運用FLAC3D數(shù)值模擬軟件確定了巷道底臌發(fā)生時底板存在著“兩點三區(qū)”，其中“兩點”即零位移點和零應(yīng)變點，并基于這兩點將采動巷道底板從上向下分為拉應(yīng)變上升區(qū)、拉應(yīng)變壓縮區(qū)、壓應(yīng)變壓縮區(qū)；孫利輝等[3]認為深部巷道底臌是由高地應(yīng)力、巖石內(nèi)黏土礦物遇水膨脹、支護結(jié)構(gòu)不合理等綜合因素影響造成的，并通過相似模擬試驗確定了底板錨索束+底板淺部及深部注漿的綜合底臌控制技術(shù)；劉泉聲等[4]針對高地應(yīng)力破碎軟巖巷道底臌問題進行了深入研究，根據(jù)底板擠壓剪切流變特性，提出了巷道底臌綜合控制技術(shù)；楊仁樹等[5]將巷道底板視作橫觀各向同性體，對底板應(yīng)力分布規(guī)律進行了研究，并運用卸荷力學(xué)分析了底板損傷破壞特征；曹平等[6]將底板受水平應(yīng)力擠壓變形作用簡化為受軸向力作用的板狀材料力學(xué)模型，利用彈性力學(xué)分析底板應(yīng)力狀態(tài)；康紅普等[7]運用彈性薄板理論對巷道底臌進行了分析，認為巷道發(fā)生底臌的主要原因是底板受到水平應(yīng)力擠壓而發(fā)生撓曲；謝衛(wèi)紅等[8]提出了撓曲褶皺性巷道底板失穩(wěn)機理分析的突變模型，建立了判別巷道底板失穩(wěn)的充要力學(xué)條件；初明祥等[9]通過理論分析、數(shù)值模擬、現(xiàn)場實驗等方法對采空側(cè)巷道底臌特征、形成原因以及防治技術(shù)進行了深入分析，并提出了中空錨桿注漿與高強錨桿錨注聯(lián)合支護技術(shù)；江東海等[10]運用3DEC軟件對復(fù)雜節(jié)理巖體中出現(xiàn)的非對稱性底臌進行了模擬分析，并提出了混凝土反底拱+預(yù)應(yīng)力錨索的控制對策；華心祝等[11-12]利用自行研制的四面加載裝置對巷道受一次采動、二次采動時底板變形演化過程進行了相似模擬實驗，得到了采動影響下底板位移的偏態(tài)特征，分析了底板裂隙分形維數(shù)與底臌量的關(guān)系；王衛(wèi)軍等[13]以綜放沿空巷道為研究背景，分析了煤柱寬度對巷道底臌的影響等。

上述研究對實際的底臌防治工作具有一定的指導(dǎo)意義，然而，針對近距離煤層開采條件下回采巷道底臌機理與防治技術(shù)的研究較少。另外，巷道底臌往往可能是多種底臌類型組成的復(fù)合型底臌，其底臌機理往往較為復(fù)雜。為此，本文以山西焦煤回坡底煤礦回采巷道為工程背景，深入研究近距離煤層下回采巷道底臌機理與防治技術(shù)，以期為維護巷道底板穩(wěn)定性、保證礦井安全生產(chǎn)提供參考。

1 工程背景

以山西焦煤回坡底煤礦主采的10 號和11 號煤層為研究對象，2層煤均近似呈水平分布，10號煤層平均厚度為2.65 m，11 號煤層平均厚度為3.2 m，兩層煤之間平均間距為6.62 m，屬于近距離煤層開采。本文所研究巷道為東一采區(qū)11-102工作面1021巷。1021巷沿11號煤層底板布置，巷道高度為3.3 m，寬度為4.6 m，埋深約為560 m，巷道所受垂直應(yīng)力約為14 MPa，整條巷道平均側(cè)壓系數(shù)約為1.5，因此巷道所受水平應(yīng)力約為21 MPa。同時，1021 巷上方為10-102 工作面，在現(xiàn)場觀測時期，10-102 工作面已全部回采結(jié)束，為采空區(qū)，而與其相鄰的10-103 工作面則處于回采階段，10-102 與10-103 工作面之間留設(shè)了平均寬度為25 m 的保護煤柱，由于10-103 工作面的開采，原本的保護煤柱逐漸演化為孤島煤柱。1021巷與孤島煤柱錯距為10 m，由于孤島煤柱在底板形成應(yīng)力集中，1021巷圍巖出現(xiàn)一定程度的破壞。1021巷位置分布圖如圖1所示。

1021 巷直接底為鋁質(zhì)泥巖，平均厚度為0.8 m；基本底為泥巖，平均厚度為3.0 m。兩層泥巖均呈灰黑色，較軟、表面潤滑，普氏硬度為2～3。由于底板較軟，同時巷道受到煤柱產(chǎn)生的應(yīng)力集中作用，巷道底板出現(xiàn)較為嚴重的底臌現(xiàn)象，巷道最大底臌量達到1 m，嚴重影響礦井的正常生產(chǎn)。此前，礦方多采用臥底法治理底臌，但該方法治標不治本，浪費了大量人力、物力。因此，探究近距離煤層開采下1021 巷底臌機理與防治技術(shù)研究，對提高礦井生產(chǎn)安全、經(jīng)濟效益具有重要意義。

2 巷道底臌機理分析

2.1 巷道底板破壞機理研究

巷道兩幫支承壓力分布對巷道底臌具有重要影響[14]，因此，探究1021 巷兩幫支承壓力分布對研究巷道底板破壞具有重要意義。

1021 巷兩幫支承壓力由巷道開挖引起的圍巖應(yīng)力與孤島煤柱引起的集中應(yīng)力疊加而成。巷道開挖引起的圍巖應(yīng)力計算公式如下[15-17]：

式中：R1為巷道半徑；r為圍巖距巷道中心的距離；θ為圍巖單元與水平方向應(yīng)力的夾角；σx和σy分別為直角坐標系下的水平應(yīng)力與垂直應(yīng)力；σr，σθ和τrθ分別為極坐標下巷道圍巖單元所受到的徑向應(yīng)力、切向應(yīng)力和剪應(yīng)力。

由于10 號煤層孤島煤柱留設(shè)較寬，平均寬度約為25 m，因此，煤柱支承壓力將呈馬鞍形分布，為計算得到煤柱引起的集中應(yīng)力，取應(yīng)力增量計算10 號煤層底板應(yīng)力增量，其力學(xué)模型如圖2 所示。圖2 中，γ為巖層容重；K和K1均為應(yīng)力集中系數(shù)；H為埋深；f，j，g，l，e，m和n均為應(yīng)力作用范圍。

孤島煤柱對底板的集中應(yīng)力可采用半無限平面體理論進行求解計算，煤柱引起的應(yīng)力增量計算公式如下[18-21]：

式中：x和y分別為底板任意一點的水平坐標值與垂直坐標值；Δσx，Δσy和Δτx y分別為水平應(yīng)力、垂直應(yīng)力、切應(yīng)力增量；a和b為應(yīng)力增量作用范圍；q(ξ)為應(yīng)力分布函數(shù)。疊加原巖應(yīng)力即可得到巷道底板任意一點的應(yīng)力狀態(tài)。

結(jié)合圖2 可知，各階段應(yīng)力分布函數(shù)Fi(i=1,2,…,7)的表達式為

為了更準確地分析煤柱支承壓力分布，采用FLAC3D模擬10號煤層孤島煤柱的支承壓力分布情況，數(shù)值模擬模型如圖3 所示。102 與103 工作面面寬均為200 m，煤柱平均寬度為25 m。為了消除模型計算過程中的邊界效應(yīng)，模型兩側(cè)均預(yù)留25 m，因此將模型長×寬×高設(shè)置為474 m×100 m×135 m。根據(jù)模型上邊界埋深并基于上覆巖層平均容重，在模型頂部施加12.25 MPa的補償應(yīng)力；根據(jù)地應(yīng)力測試結(jié)果，按1.5倍側(cè)壓系數(shù)在模型四周邊界施加漸變的水平應(yīng)力，底部邊界施加垂直方向的位移約束，模型采用莫爾-庫侖模型。各巖層物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。

基于數(shù)值模擬結(jié)果，得到煤柱支承壓力，如圖4所示。

由圖4 可獲得式(3)中計算所需參數(shù)值，即j=2.5 m；g=2.5 m；l=15.0 m；e=2.5 m；m=2.5 m；K=4.3；K1=7.2。根據(jù)現(xiàn)場經(jīng)驗假設(shè)從煤柱邊緣至采空區(qū)內(nèi)部10 m 范圍內(nèi)應(yīng)力達到原巖應(yīng)力狀態(tài)，即f=10 m，n=10 m。聯(lián)立式(1)～(3)即可得到1021巷兩幫支承壓力分布，如圖5所示。

從圖5 可以看出，當1021 巷不受孤島煤柱的應(yīng)力集中作用影響時，兩幫支承壓力呈對稱性分布；而當1021 巷受到孤島煤柱應(yīng)力集中影響時，巷道兩幫支承壓力均有一定程度增大，遠離孤島煤柱一側(cè)巷幫支承壓力的增量較小，最大應(yīng)力增量不到1 MPa，而在靠近孤島煤柱一側(cè)巷幫支承壓力的增量較大，且隨著離巷幫的距離越遠，支承壓力逐漸保持水平。兩幫非對稱性的支承壓力分布對巷道底板破壞特征具有一定程度的影響。

依據(jù)1021 巷兩幫支承壓力分布特點，以巷道為中心建立直角坐標系，取應(yīng)力增量計算巷道底板應(yīng)力分布，并計算巷道底板破壞深度hf，力學(xué)計算模型如圖6所示。圖6中，K2，K3，K4和K5均為應(yīng)力集中系數(shù)；f1，j1，g1，l1和e1均為應(yīng)力作用范圍。不同階段應(yīng)力分布函數(shù)F′i(x)(i= 1, 2,…, 5)表達式為

假定巷道底板破壞遵守莫爾-庫侖準則，則底板破壞主要由抗剪強度決定，因此，巷道破壞的判據(jù)[22-23]如下：

式中：φ為底板巖層內(nèi)摩擦角。F(x,y)為底板巖體單元抗剪強度與最大剪應(yīng)力之間的差值，若F(x，y)≤0，則代表底板發(fā)生破壞。

結(jié)合圖5可確定式(4)中各參數(shù)值：f1=7 m，j1=13 m，g1=2.75 m，l1=4.6 m，e1=10.25 m，K2=4，K3=1.43，K4=1.64，K5=1.64。聯(lián)立式(2)和(4)，疊加原巖應(yīng)力并代入式(5)中，最終得到1021 巷底板破壞云圖，如圖7所示。

從圖7 可以看出，在兩幫支承壓力作用下，1021巷底板最大破壞深度可以達到4.3 m，該計算結(jié)果與回坡底煤礦底板鉆孔窺視結(jié)果較為吻合，在一定程度上證明了理論解算的正確性。針對底板在不同的內(nèi)摩擦角φ、黏聚力c情況下的破壞深度進行計算，結(jié)果如圖8 所示。由圖8 可以看出，增大底板巖層黏聚力與內(nèi)摩擦角可使底板破壞深度減小，且內(nèi)摩擦角對底板破壞深度有較大影響，而黏聚力對底板破壞深度影響較小，通過注漿等工程技術(shù)手段改變底板巖性可減少巷道底臌現(xiàn)象的發(fā)生。

在理論計算結(jié)果中，巷道底板破壞呈對稱性分布，但在實際工程中，1021 巷所產(chǎn)生的底臌現(xiàn)象具有明顯的非對稱性特征，巷道底板在靠近孤島一側(cè)底臌量較小，遠離孤島煤柱一側(cè)底臌量較大。這可能是因為回坡底1021 巷非對稱性底臌現(xiàn)象與巷道底板速度場分布有關(guān)，因此，在確定底板速度場分布之前，需要確定底板最大主應(yīng)力分布情況。將式(2)和式(4)聯(lián)立求解的結(jié)果代入式(6)，可以得到底板最大主應(yīng)力方向矢量圖，如圖9所示。

式中：α為最大主應(yīng)力與水平方向夾角；τx y為剪應(yīng)力；σ1和σ3分別為最大與最小主應(yīng)力。

從圖9可以看出，在孤島煤柱產(chǎn)生的應(yīng)力集中作用下，巷道底板主應(yīng)力方向產(chǎn)生一定角度的偏轉(zhuǎn)，形成主應(yīng)力偏轉(zhuǎn)區(qū)，最大主應(yīng)力方向朝向孤島煤柱，最小主應(yīng)力方向朝向10 號煤層102 工作面采空區(qū)；而在1021 巷底板下方部分區(qū)域，由于巷道開挖影響，主應(yīng)力偏轉(zhuǎn)角度較小，最小主應(yīng)力方向朝向巷道，最大主應(yīng)力近似保持水平。

基于圖9計算結(jié)果，采用巖土塑性力學(xué)中的滑移線場理論對巷道底板速度場進行分析。

已知單元在最大、最小主應(yīng)力作用下，破壞面法線方向與最大主應(yīng)力方向夾角β= π/4 +ψ/2，而在滑移線場理論中，將單元破壞面連接形成的跡線稱為滑移線，滑移線上任意一定速度方向與滑移線的夾角為ψ，如圖10所示。經(jīng)過角度換算，最終得出滑移線速度方向與最大主應(yīng)力方向夾角β′= π/4 +ψ/2。另一方面，根據(jù)巷道底板滑移線場理論，巷道底板在兩幫支承壓力作用下會形成滑移區(qū)，且支承壓力越大，底板滑移線場范圍越廣，速度場也就占據(jù)“主導(dǎo)”優(yōu)勢[24]。從1021 巷兩幫支承壓力分布情況來看，靠近孤島煤柱一側(cè)支承壓力遠大于另一側(cè)支承壓力，若考慮應(yīng)力增量在巷道底板引起的滑移線場，則遠離煤柱一側(cè)巷幫支承壓力對底板滑移線場的影響可以忽略。基于以上分析，最終得到1021 巷底板速度場分布，如圖11所示。

從圖11 可以看出，在孤島煤柱應(yīng)力集中影響下，巷道底板速度場方向與豎直方向呈現(xiàn)一定的夾角，且夾角會因與煤柱水平距離和底板深度位置而發(fā)生漸變，但1021 巷道下方底板速度場方向整體上均指向遠離孤島煤柱一側(cè)巷幫，導(dǎo)致巷道在遠離孤島煤柱一側(cè)底臌量更大，底臌呈非對稱性分布特征。由此可見，理論結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果較吻合。

2.2 非對稱撓曲褶皺性底臌機理研究

1021巷直接底是厚度為0.8 m的鋁質(zhì)泥巖，在水平應(yīng)力作用下，其底臌類型屬于撓曲褶皺性底臌，針對一般巖層產(chǎn)生的撓曲褶皺性底臌，其受力模型如圖12所示，其中L為巷道寬度；t為巖層厚度；q1(x)為下覆巖層底臌時對鋁質(zhì)泥巖單位面積作用力。

將1021 巷底板鋁質(zhì)泥巖簡化為板模型，在圖12所示，受力狀態(tài)下，底板彈性曲面微分方程[7]為

式中：D為巖層抗彎剛度；E為巖層彈性模量；μ為泊松比；w為底板撓度。假定底板在x=0 與x=L處為簡支條件，則底板撓度表達式為

式中：Q為正整數(shù)。

聯(lián)立式(7)和式(8)，并令系數(shù)I=1，可得到底板臨界壓曲方程：

簡化式(9)，最終得到底板發(fā)生壓曲時臨界應(yīng)力σc為

若巖層所受水平應(yīng)力大于等于臨界應(yīng)力，則底板發(fā)生底臌現(xiàn)象。從式(10)可以看出，底板巖層厚度t、跨度L、彈性模量E、泊松比μ與所受荷載q1(x)對臨界應(yīng)力均有一定影響，因此，通過控制變量法計算得出臨界應(yīng)力與各影響因素之間的關(guān)系，如圖13所示。

從圖13 可知，臨界應(yīng)力σc隨巖層跨度L與所受荷載q1(x)的增大而減小，兩者均呈一次線性反比關(guān)系，說明底板巖層跨度越大，所受向上荷載越大，越容易發(fā)生壓曲失穩(wěn)；而臨界應(yīng)力σc隨巖層厚度t、彈性模量E、泊松比μ的增大而增大，且σc與巖層厚度t、泊松比μ呈二次函數(shù)型正比關(guān)系，與彈性模量E呈一次函數(shù)型正比關(guān)系，說明該類影響因素可減少底板壓曲現(xiàn)象的發(fā)生。

當1021 巷直接底(厚度為0.8 m 的鋁質(zhì)泥巖)產(chǎn)生底臌現(xiàn)象時，具有較為明顯的非對稱性特征，在遠離孤島煤柱一側(cè)的底臌量較大，同時，在該側(cè)的底板鉆孔窺視結(jié)果顯示，在鋁質(zhì)泥巖的局部位置出現(xiàn)了離層現(xiàn)象，如圖14所示。

由于底板產(chǎn)生了離層現(xiàn)象，因此，在遠離孤島煤柱一側(cè)，下覆巖層對鋁質(zhì)泥巖向上的荷載q1(x)較小，因此，基于圖12 可以得到受線性荷載q1(x)作用的底板巖層受力模型，如圖15 所示。圖15中，λ為線性載荷系數(shù)。

由圖5 可知巷道兩幫支承壓力呈非對稱性分布，因此，將支承壓力較大一側(cè)即x=0處簡化為固支邊界條件，支承壓力較小一側(cè)即x=L處簡化為簡支邊界條件。

采用彈性力學(xué)有限差分法[25]計算圖15 所示底板壓曲時的撓度分布。根據(jù)有限差分基本公式，結(jié)合式(7)，可以得到基點(M，N)處撓曲方程差分[25]表達式：

巷道底板邊界條件方程為

取網(wǎng)格寬度h=0.92 m，根據(jù)底板物理參數(shù)聯(lián)立式(11)和(12)，最終得到撓度系數(shù)，其分布可以反映巷道底臌形態(tài)，如圖16所示。

從圖16 可以看出，巷道最大底臌量位置會隨著λ增大而發(fā)生轉(zhuǎn)移，當λ=1.0和1.5時，巷道最大底臌量出現(xiàn)在遠離孤島煤柱一側(cè)的位置，從而形成非對稱性底臌，該現(xiàn)象與回坡底實際情況吻合；當λ＞1.5 時，隨著λ持續(xù)增大，巷道底臌將會轉(zhuǎn)化為對稱性分布，然后再轉(zhuǎn)化為非對稱性分布，其最大底臌量位置逐漸向靠近孤島煤柱一側(cè)轉(zhuǎn)移。由底板抗彎剛度計算公式[26-27]和圖13 可知，增大底板厚度可以減小巷道底臌量。因此，根據(jù)回坡底底板產(chǎn)生的撓曲褶皺性底臌，可采用底板錨桿索支護等方法，減少巖層離層的發(fā)生，提高底板巖層等效厚度，減小底臌量[28]。

3 底板巖性試驗分析

11-102工作面與上覆奧灰峰峰組含水層平均距離為25.4 m，經(jīng)現(xiàn)場調(diào)查發(fā)現(xiàn)，在11-1021 巷局部位置，頂板有淋水現(xiàn)象，水量約為2 m3/h。考慮到1021 巷底板鋁質(zhì)泥巖中伊利石及高嶺石等黏土含量高，底板遇水易發(fā)生軟化、膨脹和崩解現(xiàn)象，因此，針對1021 巷道局部區(qū)域的遇水膨脹性底臌進行試驗分析。

3.1 巖石遇水崩解特性試驗

試驗巖樣均取自山西汾河焦煤股份有限公司回坡底煤礦11號煤層1021巷道，根據(jù)回坡底1021巷底板受到的淋水情況，試驗過程中考慮以下2種條件：1)純凈水浸泡；2)純凈水浸泡→烘干→純凈水再浸泡的干-濕反復(fù)循環(huán)狀態(tài)。其中，干-濕反復(fù)循環(huán)試驗每10 d 進行一次循環(huán)。每種類型試驗分別選取3個巖樣，均為鋁質(zhì)泥巖，浸泡過程均在恒溫箱中進行，部分試驗結(jié)果分別如圖17 和圖18所示。

浸泡試驗結(jié)果表明，在正常情況下，純凈水浸泡的巖樣崩解程度較低，而經(jīng)過干-濕反復(fù)循環(huán)處理過的巖樣崩解程度較高。在干-濕交替循環(huán)條件下，巖樣因失水內(nèi)外收縮不一而產(chǎn)生拉應(yīng)力，當拉應(yīng)力大于巖體的抗拉強度時，巖體表面將出現(xiàn)拉裂破壞，即巖樣有表面裂隙產(chǎn)生；當再對巖樣進行飽水浸泡時，水沿著表面裂隙侵入，吸水壓力使表面裂隙向深部發(fā)展，裂隙連通時，巖樣便發(fā)生較高程度的崩解。30 d時，2種實驗條件下巖樣崩解程度較低，60 d時巖樣崩解程度較高，因此，回坡底煤礦應(yīng)在30 d 內(nèi)做好疏水防水工作，否則將加劇底板巖層破壞。

3.2 巖石遇水膨脹軟化特性試驗

試驗儀器采用型號為FCY-20100的分離式液壓千斤頂，加載的同時記錄單軸壓縮條件下巖樣破壞時的力學(xué)強度。在短時間純凈水浸泡條件下，巖石膨脹軟化特性如圖19所示。

從圖19 可以看出，巖石在遇水之后會發(fā)生一定程度的膨脹變形。在試驗初期時，巖石膨脹變形速度快，膨脹率高，之后膨脹率增長速度逐漸放緩。另外，在巖石吸水膨脹以后，巖石力學(xué)強度降低，浸泡時間越長，強度越低，但強度降低速率減緩。因此，回坡底煤礦1021 巷底板在遇水之后，通過一段時間的浸泡，強度減弱，在水平應(yīng)力作用下發(fā)生破壞，從而形成撓曲褶皺+遇水膨脹的復(fù)合型底臌。回坡底應(yīng)采取一定的技術(shù)措施防止頂板淋水，避免底板軟化。

4 試驗現(xiàn)場

針對1021 巷道局部區(qū)域產(chǎn)生遇水膨脹性底臌的現(xiàn)象，可在巷道局部頂板位置搭建簡易雨棚，對頂板水進行引流，并及時做好疏水工作，減少水對底板的軟化作用。

對于巷道支護，在原支護方案中，回坡底煤礦對1021 巷底板未采取任何支護措施，為裸露狀態(tài)。由本文2.2節(jié)可知采用底板錨桿索支護等方法可減少巖層離層量，提高底板巖層等效厚度，減小底臌量。為對巷道進行底臌防治，在對底板起底后，針對1021 巷非對稱性底臌特征，將巷道底板支護方案調(diào)整為單體錨索平行布置的非對稱支護技術(shù)[29]。錨索采用該礦原先使用的直徑×長度為18.9 mm×6000.0 mm 錨索，由2.1 節(jié)中底板破壞深度可知，該錨索支護具有較好的著力點，同時，錨索主要在巷道底鼓臌量較大一側(cè)進行支護，錨索間距×排距為1 200 mm×1 800 mm，巷道中心線處錨索垂直于底板支護，而遠離巷道中心線處的錨索與垂直方向之間的夾角約為20°，斷面支護設(shè)計如圖20所示。

在回坡底煤礦1021 巷劃分一定長度巷道作為試驗區(qū)，對圖20 所示支護方案進行工業(yè)性試驗，根據(jù)實際情況調(diào)整支護參數(shù)，并對巷道表面位移進行監(jiān)測，監(jiān)測結(jié)果如圖21 所示。由圖21 可見：巷道在15 d 內(nèi)圍巖變形劇烈，之后逐漸平穩(wěn)，最大底臌量約為90 mm，未出現(xiàn)較為明顯的底臌現(xiàn)象。同時，該支護方案為回坡底其余11 號煤層回采巷道底板的支護設(shè)計提供了參考。

5 結(jié)論

1)孤島煤柱的存在導(dǎo)致1021 巷兩幫支承壓力呈非對稱性分布，靠近孤島煤柱一側(cè)巷幫支承壓力大，遠離孤島煤柱一側(cè)支承壓力小。底板最大破壞深度達到4.3 m，速度場方向指向遠離孤島煤柱一側(cè)巷幫，導(dǎo)致1021巷出現(xiàn)非對稱性底臌。

2)底板鋁質(zhì)泥巖(厚度為0.8 m)發(fā)生撓曲褶皺性底臌時的臨界應(yīng)力與巖層跨度L及所受荷載q1(x)呈反比關(guān)系，與巖層厚度t、彈性模量E、泊松比μ呈正比關(guān)系，且底板出現(xiàn)最大底臌量的位置隨λ的改變而發(fā)生轉(zhuǎn)移。

3)回坡底底板巖樣經(jīng)過干-濕反復(fù)循環(huán)處理后的崩解程度比純凈水浸泡的巖樣崩解程度高；且在短時間浸泡條件下，底板巖樣力學(xué)強度隨浸泡時間延長而降低。

4)采用本文所提單體錨索平行布置的非對稱支護技術(shù)可取得較好的支護效果。