頂升可縮式鋼管混凝土支柱試驗研究與工程應用

王 軍，楊 光，黃萬朋，張 濤，邢魯義

(1.山東建筑大學 土木工程學院，山東 濟南 250101；2.建筑結構加固改造與地下空間工程教育部重點實驗室，山東 濟南 250101；3.山東科技大學 礦業與安全工程學院，山東 青島 266590；4.臨礦集團魯西煤礦，山東 濟寧 273512)

沿空留巷是我國煤礦開采技術的一次重大變革，可實現對傳統采礦方式中保護煤柱的回采，避免工作面推進過程中因煤柱應力集中造成的危害，同時在降低巷道掘進率、充分回收煤炭資源、緩解接續緊張、實現工作面Y型通風等方面具有重要意義。沿空留巷中的巷旁支護體既要支撐上覆巖體保持留巷穩定，又要隔絕采空區，防止采空區漏風，是沿空留巷能否成功的關鍵體。

近年來，我國學者對沿空留巷巷旁支護結構存在的初撐力低、增阻速度慢、支護阻力不足等工程問題進行了大量研究。康紅普、吳擁政等采用定向水力壓裂技術消除懸頂效應，切斷護巷煤柱上方堅硬頂板，轉移護巷煤柱的高采動應力，改善留巷受力狀態。陳勇、周華強等對高水速凝充填材料及膏體材料等巷旁充填沿空留巷技術進行研究，建立巷旁充填支護力學模型，并確定了合理的巷旁支護體寬度。胡明明等通過墩柱壓力試驗及力學模型計算，提出采用墩柱結構進行沿空留巷支護，針對可縮性墩柱支護強度不足的問題采取相應的加筋補強措施。付玉凱、吳擁政等提出煤柱留巷“卸壓-支護-注漿”協同控制技術，對巷道圍巖進行遠、近場卸壓，利用“四高”錨索主動支護結合套管和注漿技術，提高巷道圍巖穩定。何滿潮、王琦等開展N00工法的地質力學模型實驗，得到了自成巷圍巖變形控制機制，形成了無煤柱自成巷N00工法的開采體系。王炯等開展110工法模擬實驗，通過頂板預裂切縫，切斷頂板與采空區的應力傳遞路徑，減小上部巖層的回轉下沉。王軍、黃萬朋等提出將鋼管混凝土支柱支護與矸石墻護巷結合的沿空留巷技術，對鋼管混凝土支柱承載力計算理論和留巷穩定性進行研究。謝生榮等依據對關鍵塊B不同下沉量圍巖響應特征的研究，提出采用鋼管混凝土組合支架+柔性墊層與錨桿索聯合進行充填體側巷旁支護，有效控制了深部大采高沿空留巷圍巖變形。

上述理論與實踐研究為巷旁支護技術提供了很好的借鑒，其中鋼管混凝土支柱憑借其高強承載力，在沿空留巷工程中得到廣泛應用，能夠有效控制頂板下沉。但隨著工作面推進，頂板來壓特征逐漸明顯，鋼管混凝土支柱存在以下問題：① 承載力雖高，但支柱不能有效讓壓，容易壓彎；② 與支柱配合的可縮結構復雜，可縮量較小或不易控制；③ 鋼管混凝土支柱安裝時靠木楔等結構接頂，施工不便，接頂效果差，初撐力小，穩定性差。由此，筆者提出頂升可縮式鋼管混凝土支柱結構，將可縮結構與鋼管混凝土支柱相結合，實現了支柱合理讓壓與高強支頂組合效果，開展了鋼管混凝土支柱的可縮與承載試驗研究，并在山東魯西煤礦3A02工作面進行了沿空留巷實踐。

1 基于頂升可縮式鋼管混凝土支柱的沿空留巷方法

1.1 頂升可縮式鋼管混凝土支柱結構設計

頂升可縮式鋼管混凝土支柱結構如圖1所示，主要包括上節柱、下節柱、可縮結構和內部混凝土。通過注漿孔向下節柱腔體內注入混凝土，混凝土在充填壓力作用下頂升上節柱，實現支柱帶壓接頂。混凝土摻有早強劑、減水劑和高強纖維材料，具備快硬和高強特性。內部混凝土在鋼管的約束下承載力大幅提高，鋼管內充滿混凝土增加了管壁的穩定性，防止其壓屈變形，兩者優勢互補。

圖1 頂升可縮式鋼管混凝土支柱結構

采用頂升可縮式鋼管混凝土支柱作為巷旁支護主體結構，具有以下特征：① 支柱上腔內置可縮結構，頂板來壓作用下支柱能有效讓壓，避免支柱集中受力造成的壓彎破壞；② 可縮結構成本低且便于加工，壓縮量可達300 mm以上，且在外部鋼管的約束作用下，內置可縮結構具有較高承載力，實現“增阻讓壓”；③ 頂升支柱安裝簡單、注漿方便、注漿頂升，帶壓接頂效果好，初撐力較高。

1.2 以頂升可縮式鋼管混凝土支柱為基礎沿空留巷方法

建立“以頂升可縮式鋼管混凝土支柱+控頂錨索為巷旁支護、以擋風簾+網噴層隔絕采空區”的沿空留巷方法，具體包括：① 控頂錨索在靠近采空區側提前施打，利用錨索對頂板加強支護；② 于工作面空間鋪設雙層鋼筋網，并在雙層鋼筋網中間加設一層風筒布，隨工作面推進頂板垮落，在控頂錨索和鋼管混凝土立柱雙重約束下，垮落區鋼筋網下翻隔絕采空區；③ 緊貼端頭液壓支架后部沿采空區架設空鋼管支柱，支柱上腔預置可縮結構，對空鋼管支柱進行注漿，通過注漿頂升，上節管帶壓接頂，對留巷頂板形成初撐力，完成支柱立設；④ 支柱使用過程中，頂板壓力超過可縮結構讓壓承載力后，可縮結構壓縮，適應頂板下沉，支柱實現讓壓，讓壓過程中支柱承載力先增大、后恒阻再增阻，直至支柱承載力與頂板荷載匹配實現頂板穩定，即留巷穩定。

2 沿空留巷巷旁支護阻力及壓縮量計算

開展頂升可縮式鋼管混凝土支柱沿空留巷須先開展巷旁支護阻力及壓縮量計算分析，進而選擇更為合理的支柱規格型號并設計可縮結構。

2.1 巷旁支護阻力計算

巷旁支護阻力主要以上覆巖層活動規律為依據，在對沿空留巷技術深入研究的基礎上，眾多學者通過建立巷旁支護力學模型，推導出基本頂在不同斷裂位置和不同位態下巷旁支護阻力計算公式，具體的計算公式及評價分析見表1。

表1 沿空留巷巷旁支護阻力計算方法

在上述多種巷旁支護阻力計算方法中，文獻[20]根據巷旁支護適應性原理，提出“柔-強”組合結構模型，符合頂升可縮式鋼管混凝土支柱結構設計，并對結構受力進行簡化分析，具有理論概念清晰、計算準確等特點。因此，選用該方法作為本文巷旁支護阻力的計算方法。

2.2 巷旁支護體壓縮量分析

沿空留巷上覆巖層控制是一個既要“限定變形”，又要“給定變形”的過程，支護體應具有足夠的壓縮量以適應頂板下沉。匯總巷旁支護體壓縮量計算方法見表2。

從表2可以看出，文獻[20]在得出頂板巖梁允許沉降值和巷旁支護體可縮量的基礎上，提出巷旁支護應與采空區矸石的壓縮流變變形規律相協調，該計算方法更接近于現場工程實際。因此，選用該方法作為巷旁支護體壓縮量的計算方法。

表2 巷旁支護體壓縮量計算方法

2.3 具體沿空留巷工程巷旁支護阻力與壓縮量分析

以魯西煤礦3A02工作面沿空留巷為工程實例，進行所需巷旁支護阻力和壓縮量計算。魯西煤礦3A02工作面位于-300 m水平，埋深280～320 m，西部臨采空區A02工作面，東部為未開采的A05工作面。工作面主采3煤層，平均厚度為2.09 m，煤層平均傾角4°，留巷尺寸為3.4 m×2.6 m，煤層頂板主要為粉砂巖﹑細粒砂巖、泥巖為主。

根據煤巖層分布結構及工程力學等綜合分析得到工作面基本參數：直接頂厚度為3.70 m，容重取24 kN/m；基本頂厚度為11.59 m，容重取24 kN/m；采高為2.09 m，頂板巖梁斷裂線到煤幫距離取4.0 m，留巷寬度為3.4 m，巷旁支護體寬度為0.4 m，頂板巖梁長度取26.0 m。

2.3.1 巷旁支護體壓縮量計算

取直接頂碎脹系數為1.3，則頂板巖梁沉降為0.98 m，巷旁支護體可縮結構壓縮量：

=[(++)]=294 mm

為確保沿空留巷能夠長時間的正常使用，需進一步考慮采空區矸石和巷旁支護體的壓縮流變特性，等效碎脹系數隨時間的變化為

=[1-exp()-]

(1)

式中,,,為由矸石壓縮試驗獲取的相關系數。

根據相近工作面頂板巖層垮落矸石試驗結果，取=-0.19，=-0.072，=0.18，得出留巷50 d后采空區矸石趨于穩定，對應的碎脹系數為1.1，則采空區矸石壓縮流變應變為0.154，矸石壓縮量為0.74 m，矸石壓縮長度為8.9 m，由此得出支柱所需最終壓縮量為306 mm。

2.3.2 巷旁支護阻力計算

根據現場測試得出，實體煤幫內斷裂線處載荷強度為140 kPa，煤壁處載荷強度為260 kPa，由此得出實體煤幫作用力為800 kN/m。

假設矸石對基本頂作用力為線性分布，得出流變穩定后采空區矸石載荷強度為250 kPa，通過表1中公式=2，求出采空區矸石對基本頂巖梁作用力為1 116 kN/m，并由此得出留巷工作面巷旁支護體所需提供的阻力：

[]≥(++)+

--=6 009 kN/m

3 頂升可縮式鋼管混凝土支柱試驗研究

3.1 支柱可縮試驗分析

在頂升可縮式鋼管混凝土支柱的可縮結構設計中，常用的可縮讓壓方式包括液壓油缸讓壓、氣墊結構讓壓、鋼結構讓壓和木結構讓壓，經對比論證，選用成本低且便于加工制作的木結構做可縮結構。根據木結構特點，順紋屈服應力和吸能率比橫紋方向要大得多，為研究木結構的可縮性能，通過靜態壓縮試驗對比分析了松木、楊木2種木材的壓縮率和承載力，并對比分析了鋼結構可縮性能。

試驗分3組進行：第1組為楊木和松木直接壓縮試驗，此時木結構充當墊塊作用，通常在巷旁支護體高度不夠接觸巷道頂板時使用；第2組為套管約束下木結構壓縮試驗，將木結構放置在鋼套管中，在套管約束下壓縮；第3組為套管約束下鋼筋柱壓縮試驗，由多根鋼筋按一定分布規律豎向排列，形成網柱結構。

如圖2所示，楊木柱、松木柱各3根，柱高260 mm，直徑210 mm，鋼筋柱采用18 mm鋼筋，以套管約束下松木柱屈服載荷為參照，根據軸壓整體穩定性計算得出需要12根鋼筋。鋼套管分上下2節，高250 mm，壁厚10 mm，上節直徑273 mm，下節245 mm，套管一端焊接10 mm厚的鋼板作為柱帽和鞋板與試驗機承壓板接觸，并在下套管內放置鋼墊塊，試驗布置如圖3所示。試驗在200 t液壓機上進行，對支柱進行逐級增壓加載，讓壓木最終變形形態如圖4所示。

圖2 可縮結構照片

圖3 可縮結構壓縮試驗

圖4 可縮體最終壓縮變形形態

通過試驗得到3組支柱試件的力學性能參數，見表3。

表3 支柱力學性能參數

試驗得到楊木、松木及套管約束下支柱的荷載-位移曲線(圖5)，直接壓縮時，液壓機下降速度較快，初始加載過程中存在較大反力，載荷迅速上升；在套管內壓縮時反力較小，且支柱、套管、墊塊間存在傾斜和空隙，前期加載過程中需進行20～30 mm的自找平。

根據試驗結果可以得出如下結論：

(1)在整個加載過程中，支柱的壓縮變形可分為4個階段：彈性階段(初期直線段)、屈服階段(曲線下降段)、塑流階段(近水平段)、強化階段(曲線快速增長段)。

(2)進入塑性屈服階段后，荷載-位移曲線多次振蕩，木材胞壁結構發生屈服破壞，當支柱進入壓實強化階段后，荷載隨位移的增加快速上升。

(3)在直接壓縮試驗中，2種木材的壓縮量相近，壓縮率均接近80%，但松木支柱的屈服載荷為598.8 kN，約為楊木的2倍，松木具有更好的可縮承載能力。

(4)由圖5(c)可知，相較楊木支柱和鋼筋網柱，松木支柱在上下套管約束作用下，屈服載荷和塑性極限荷載均相應增大，保證松木支柱在屈服破壞后仍能保持較大承載力，實現增阻可縮。

圖5 支柱壓縮荷載-位移對比曲線

(5)由圖4可知，木材纖維在直接壓縮作用下試件中部向周圍發生不同程度的屈服折斷，并伴隨明顯的纖維脫層現象；在上下套管約束作用下，支柱表面雖出現一定程度的剝落現象，但結構完整性較好，而鋼筋網柱受到偏心加載作用，破壞形態變形向一邊傾倒。

通過試驗對比發現，松木順紋荷載-位移曲線與理想曲線基本吻合，具有“前期恒阻可縮、后期增阻可縮”的性質。在外部鋼管約束作用下，松木支柱的可縮支撐力接近900 kN，壓縮率達到77%，說明松木是理想的可縮材料，與鋼管混凝土支柱匹配能夠適應上覆巖層回轉下沉引起的“給定變形”。

3.2 頂升可縮式鋼管混凝土支柱極限承載力試驗與計算分析

為進一步驗證頂升可縮式鋼管混凝土支柱作為巷旁支護結構的可靠性，通過對鋼管混凝土短柱及中長柱試件的軸壓試驗結果進行分析，進而推出適用于頂升可縮式鋼管混凝土支柱的極限承載力計算公式。

3.2.1 鋼管混凝土短柱力學性能試驗研究

將長徑比/≤4的圓鋼管混凝土柱視為短柱，選取不同壁厚和管徑的10根鋼管混凝土短柱分2組進行軸壓承載性能試驗，鋼管內填C40核心混凝土，2組試件的鋼管型號及試驗結果見表4，不同壁厚短柱破壞過程如圖6所示、最終形態如圖7所示，不同管徑短柱破壞最終形態如圖8所示。

圖6 不同壁厚短柱試件破壞過程[26]

圖7 管徑194 mm不同壁厚試件最終破壞形態[26]

圖8 不同管徑試件最終破壞形態[14]

表4 2組鋼管混凝土短柱試件力學性能參數[14,26]

通過短柱破壞形態可以看出，當鋼管壁厚低于6 mm時，短柱脆性破壞，主要表現為剪切破壞；當鋼管壁厚超過6 mm后，短柱塑性屈服破壞，主要表現為腰鼓形破壞，此時鋼管混凝土支柱承載力達到材料極限。

以試驗數據繪制短柱軸壓載荷-變形曲線如圖9所示，當鋼管壁厚超過6 mm后，鋼管混凝土短柱軸壓變形過程可分為彈性階段、塑流階段及強化階段3個階段，且強化階段曲線較長，以194 mm×8 mm×600 mm為例，試件的極限承載力可達到4 188 kN，軸向變形量大于11%，說明鋼管混凝土短柱具有高強的承載能力，能夠滿足沿空留巷“限定變形”的頂板控制要求。鋼管混凝土短柱隨著鋼管管徑和壁厚的增大，極限承載力隨之增大，其中短柱承載力隨壁厚增加的幅度超過隨管徑增加的幅度，且當壁厚≤4 mm時短柱承載后期呈現塑性軟化特征，當壁厚≥6 mm時短柱承載后期呈現塑性強化特征。

圖9 鋼管混凝土短柱荷載-變形對比曲線

3.2.2 鋼管混凝土中長柱力學性能試驗研究

為進一步了解長徑比較大的鋼管混凝土支柱的力學性能，文獻[27]設計了2組共7根鋼管混凝土支柱試件進行軸壓試驗研究，試件基本參數見表5。A組試件選用長徑比不同的5個鋼管混凝土支柱，B組試件減小壁厚，以A組中A-2,A-3兩個試件為參照，分析壁厚對鋼管混凝土支柱軸壓力學性能的影響規律，支柱最終破壞形態如圖10所示，較短的試件有明顯地端頭腰鼓和整體屈曲變形，較長的試件明顯屈曲變形，可見鋼管混凝土長柱以壓彎破壞為主。

表5 試件基本參數[27]

圖10 鋼管混凝土中長柱最終破壞形態[27]

試驗得出不同長徑比的5個試件和不同徑厚比的2組試件荷載-應變曲線如圖11，12所示，由圖11，12可知：① 試件加載初期，長徑比對支柱的初始剛度影響較小，各試件的荷載-應變曲線發展趨勢基本一致；② 隨著荷載的增大，長徑比較大的試件先進入屈服階段，且隨著軸向變形增大承載快速下降，可見隨著長徑比增大，長柱承載力明顯降低；③ 長徑比相同的情況下，隨著壁厚增加，長柱承載力有較大幅度增長。④ 根據結果，長徑比為14的A-3試件(219 mm×7 mm×3 066 mm)極限荷載可達3 496 kN，說明鋼管混凝土支柱具有很高的承載力。

圖11 不同長徑比試件的荷載-縱向應變對比曲線

通過鋼管混凝土長短柱試驗可以看出，鋼管混凝土支柱具有較高的承載力，在沿空留巷過程中應該根據留巷高度、巷旁支護阻力和合理壓縮量，選擇合適鋼管外徑、壁厚和高度，實現最優長徑比和徑厚壁組合。

3.2.3 支柱軸壓極限承載力計算

根據極限平衡法對頂升可縮式鋼管混凝土支柱極限承載力公式進行推導，支柱的極限承載能力與長細比、偏心率的大小密切相關，計算公式為

=

(2)

式中，為考慮長細比對極限承載力影響的折減系數，按式(3)計算；為考慮偏心率對極限承載力影響的折減系數，本文設計中假設支柱軸心受壓，取=1；為鋼管混凝土軸壓短柱的極限承載力的理論計算值，kN。

圖12 徑厚比影響下試件荷載-縱向應變對比曲線

文獻[28]中，考慮長細比/對極限承載力影響的折減系數計算公式為

(3)

根據JGJ 138—2016《組合結構設計規范》，支柱的等效計算長度計算公式為

=

(4)

式中，為鋼管外徑，mm；為考慮柱端約束條件下的計算長度系數，頂升可縮式鋼管混凝土支柱頂部焊接固定式柱帽與頂板相接，底部裝有可拆卸式柱鞋并配有防倒抓可固定支柱，相當于兩端鉸接，故工程應用中取=1；為考慮柱身彎矩分布梯度影響的等效長度系數，注漿頂升軸壓柱取=1；為支柱的實際高度，mm。

根據上述計算公式，不同參數的鋼管混凝土柱進行軸心承載力受壓計算，并與極限載荷實測值進行對比，結果見表6。隨著鋼管長徑比的增大，鋼管混凝土柱軸心受壓承載力試驗值與計算值的比值基本呈上漲趨勢，當長徑比增大到17.5時比值達到1.83，當長徑比增大到20時比值達到1.75，已經接近倍數差距，可見長細比折減系數計算方法過于保守。由表6可知，/≤4和/>4的鋼管混凝土支柱試驗值與計算值之比的平均值為1.18和1.50。

表6 鋼管混凝土支柱軸壓承載力試驗值與計算值結果分析

通過對試驗值和計算值的對比分析，建議修正鋼管混凝土支柱軸壓承載力長細比折減系數，修正公式為

(5)

經計算，鋼管混凝土支柱軸壓承載力試驗值與根據式(2)和式(5)得出的鋼管混凝土支柱承載力計算值之比的平均值為1.26，最大值為1.35，標準差為0.14，可為工程應用提供參考，修正后實測值/計算值分布如圖13所示,為試驗值與計算值之比。

圖13 修正后的實測值/計算值分布

綜上，根據可縮結構變形曲線和鋼管混凝土長短柱受力特征曲線，擬合鋼管混凝土支柱全過程荷載-位移曲線如圖14所示，曲線能夠很好地反映支柱在注漿頂升段、松木結構可縮段及支柱軸壓極限3個階段受力特征。

圖14 頂升可縮式鋼管混凝土支柱受力全過程曲線

鋼管混凝土支柱在壓縮階段和穩定階段的極限承載力計算公式為

(6)

其中，為松木構件的凈截面面積，mm；為木柱順紋抗壓強度設計值，N/mm。經驗證，該公式與試驗結果相一致，可為工程應用提供參考。

4 頂升可縮式鋼管混凝土支柱工程應用

在山東能源集團魯西煤礦A02工作面運輸巷進行頂升可縮式鋼管混凝土支柱沿空留巷工程應用。留巷目的是在工作面回采以后保留A02運輸巷，作為A05工作面的軌道巷，滿足A05工作面運輸、行人、通風及安裝需要，形成生產系統。

4.1 魯西煤礦頂升可縮式鋼管混凝土支柱沿空留巷設計

經過沿空留巷支護方案設計，A02工作面采用“頂升可縮式鋼管混凝土支柱+控頂錨索做巷旁支護，錨網索噴做巷內支護，雙層鋼筋網+擋風簾隔絕采空區”的沿空留巷思路。圖15為頂升可縮式鋼管混凝土支柱布置圖，于采空區側布置1排頂升可縮式鋼管混凝土支柱，支柱高度2.8 m，上節柱和下節柱分別選用325 mm×10 mm，299 mm×10 mm的鋼管，柱距0.6 m，核心混凝土的單軸抗壓強度不低于40 MPa；經理論計算，選用高度405 mm的松木做可縮結構，其壓縮量可達306 mm以上，滿足巷旁支護體可縮變形要求。

圖15 頂升可縮式鋼管混凝土支柱沿空留巷布置

巷內支護采用錨網索噴支護，利用錨索進行加強支護，控制頂板下沉，所留巷道圍巖能夠最大限度地發揮自身承載作用。提前施工2排控頂錨索進行超前加固支護，規格為21.6 mm×10 300 mm，間排距1.9 m×1.5 m，錨索預緊力為196 kN；錨桿選用18 mm×2 000 mm的右旋螺紋肋樹脂錨桿，間排距1.95 m×1.0 m。

為防止采空區垮落矸石從相鄰支柱間進入預留巷道內，掛設2層鋼筋網，并于鋼筋網間夾設風筒布防止采空區漏風。

4.2 頂升可縮式鋼管混凝土支柱實施過程

4.2.1 頂升可縮式鋼管混凝土支柱承載力結果分析

經計算，滿足魯西煤礦3A02工作面留巷穩定的巷旁支護力[]≥6 009 kN/m。工程選用299 mm×10 mm的鋼管，灌注C40級核心混凝土，由式(6)求得單根支柱承載力為4 843 kN，按照布設間距0.6 m時頂升可縮式鋼管混凝土支柱縱向支護力為8 071.7 kN/m。除頂升可縮式鋼管混凝土支柱外，巷內控頂錨索支護力300 kN/根，沿留巷方向布置2列，間距均為0.6 m，錨網噴可提供的總支護力為1 000 kN/m，合計支護力為9 071.7 kN/m，符合留巷穩定性要求。

4.2.2 頂升可縮式鋼管混凝土支柱全過程受力分析

根據頂升可縮式鋼管混凝土支柱巷旁支護技術的應用，基于承載力試驗及理論計算公式得出圖16的支柱現場全過程荷載-位移曲線。

圖16 工程現場每米支柱受力全過程曲線

空鋼管墩柱架設后，集中灌注混凝土，灌注過程中支柱頂升接頂。圖17為支柱室內注漿頂升試驗，試驗結果表明頂升可縮式鋼管混凝土支柱密封效果良好，支柱對頂板初撐力可達到150 kN，滿足頂板留巷接頂要求，鋼管混凝土支柱現場接頂支護效果如圖18所示。當上覆巖層壓力超過初撐力之后高強頂升支柱內部松木結構開始壓縮，發揮其吸能特征，在支柱上部鋼管側向約束下，松木支柱在屈服破壞后仍能保持較大的可縮承載力，具有“前期恒阻可縮、后期增阻可縮”的性質。隨著工作面的推進，頂升可縮式鋼管混凝土支柱開始發揮其主要承載作用，當工作面初次來壓后，支柱承壓明顯，隨著變形的持續增大，受力全過程如圖16所示。

圖17 鋼管混凝土支柱室內頂升試驗

圖18 鋼管混凝土支柱現場接頂支護

4.3 應用效果分析

為了驗證頂升可縮式鋼管混凝土支柱巷旁支護效果，在回采過程中對巷道表面位移及頂板離層值進行監測，分析巷道圍巖變形及基本頂控制效果。以第1根支柱位置為測點1進行編號，每隔15 m布設1個測點，采用十字布點法對巷道頂底板及兩幫移近量進行觀測；巷道頂板離層觀測點布置在巷道表面位移監測點附近，采用安裝在測點頂板處的頂板離層指示儀監測頂板離層量。

選取12號測點，對其超前工作面25 m至工作面推進后159 m進行監測，推進過程中頂板下沉與頂板離層量如圖19所示，頂板移近速度如圖20所示。

圖19 頂板下沉量與頂板離層量

圖20 頂板移近速度

由圖19可知，工作面推進前20 m，頂板在單體液壓支柱及前方未開采煤層支撐作用下，圍巖變形較為平緩，頂板離層量接近0；當工作面推過20～75 m時，頂板來壓明顯，頂板移近速度達到20 mm/d，此時基本頂斷裂，支柱內松木壓縮量接近300 mm，能夠適應關鍵塊回轉下沉，基本頂“給定變形”位態得到有效控制；隨著工作面的繼續推進，頂板變形趨于穩定，頂板移近速度控制在1 mm/d以下，頂升可縮式鋼管混凝土支柱承壓明顯，無彎曲折斷現象，整體支護效果良好。頂升可縮式鋼管混凝土支柱支護2 a后巷旁支護無變形，留巷持續穩定，如圖21所示。

圖21 沿空留巷2 a后巷旁支護效果

5 結論與展望

(1)頂升可縮式鋼管混凝土支柱采用松木短柱做可縮結構，設計合理。通過松木和楊木的直接壓縮、套管內壓縮試驗分析得出，松木短柱的壓縮率達到77%，可縮階段承載力為500 kN，承載力極值可達900 kN，具有“前期恒阻可縮、后期增阻可縮”的性質。

(2)通過參考試驗分析，194 mm×8 mm×600 mm的鋼管混凝土短柱極限承載力可達4 188 kN，219 mm×7 mm×3 066 mm的鋼管混凝土長柱極限承載力可達3 496 kN，驗證了頂升可縮式鋼管混凝土支柱作為巷旁支護結構的可靠性，并修正了支柱長細比折減系數，獲得了支柱在壓縮階段和穩定階段的極限承載力計算公式。

(3)開展了沿空留巷支護阻力和可縮量調研分析，設計了適用于魯西礦3A02工作面的頂升可縮式鋼管混凝土支柱支護方案，工程采用299 mm×10 mm的支柱，其巷旁支護力可達9 071.7 kN/m，滿足留巷穩定性要求。

頂升可縮式鋼管混凝土支柱現已在魯西煤礦多個工作面成功應用，下一步擬通過切頂卸壓技術，將基本頂斷裂位置轉移至采空區上方，優化頂板結構及留巷圍巖應力；同時提出核心混凝土去除技術，結合輔助安裝機械，實現支柱外殼鋼管回收復用。