沿空留巷堆噴工藝巷旁支護體穩定性分析

張振華 ，郝兵元 ，任興云

（1.太原理工大學 礦業工程學院，山西 太原 030024；2.太原理工大學 安全與應急管理工程學院，山西 太原 030024）

近年來，我國學者對沿空留巷混凝土巷旁支護體進行了大量研究。楊繼元等[1]研發了柔模支護技術，快速提高了混凝土的早期支護強度；惠興田等[2]發明了封閉模鑄砌體結構，支護體既有封閉性，又能及時貼頂支護；黃萬朋等[3]提出1種“鋼管混凝土支柱+柔性墊層”巷旁支護結構，使基本頂在給定變形的位態下很好控制留巷穩定性；王軍等[4]提出鋼管混凝土墩柱與矸石墻協同支護技術，提高巷旁支護承載力；LUAN 等[5]采用高強輕質泡沫混凝土和榫卯結構空心砌塊墻體，減小了砌塊重力并且提高了支護體強度；NING 等[6]針對極傾斜煤層，采用了1 種混凝土巷旁充填-桁架支護結構；張澤瑞[7]通過在混凝土中添加粉煤灰、聚合物、鋼纖維進行改性，改善了混凝土塑性變形能力；李化敏[8]以頂板圍巖控制過渡時期支護體所受支護阻力為基準，確立了各階段沿空留巷巷旁支護體阻力的控制設計原則；李迎富等[9]建立了關鍵塊和直接頂力學模型，并引入了關鍵塊穩定性系數；漆泰岳等[10]分析了整體澆注護巷帶支護強度與基本頂巖層斷裂的關系，提出了整體澆注護巷帶的支護強度與變形的計算方法；韓昌良等[11]研究了沿空留巷砌塊墻體結構、破壞過程、本構關系及承載力，揭示了砌塊式墻體結構的破壞機理和承載特性；馮國瑞等[12]運用理論分析和數值模擬研究巷旁支護體，揭示了在工作面推進過程中，巷旁支護體應力分布規律和變形特征；王曉卿等[13]探討了巷旁墻體在溫度應力及采動應力雙重作用下的破壞過程和機理，提出墻體開裂控制對策。

上述研究取得顯著結果，但當前的研究仍然存在一些不足：①當前混凝土支護體存在不能及時接頂、早期強度低、施工工藝復雜等缺點；②當前缺乏圍巖與支護體相互作用機理研究，多為研究巷旁支護體頂板圍巖受力與變形，對巷旁支護體受力分析相關研究較少。為此，基于1 種堆噴工藝構筑混凝土支護體方法研究，以辛安礦11212-2 工作面沿空留巷工程為背景，分析切頂條件下，巷旁支護體頂板圍巖演化，建立力學模型，并通過離散元3DEC 軟件模擬巷道頂板的垮落特征，驗證力學模型建立的合理性。然后分析巷旁支護體承載性能和受力特征，并提出加固支護對策。

1 堆噴沿空留巷工藝

1.1 堆噴工藝

堆噴工藝是1 種新型構筑混凝土支護體的方法，是將砂石料、水泥、JCT-1 混凝土外加劑在干燥狀態下按一定比例拌和均勻后裝入噴射機，用壓縮空氣將干混合料沿管路輸送至噴頭處與水混合，并高速噴射至作業面構筑墻體[14]。堆噴工藝施工示意圖如圖1。

圖1 堆噴工藝施工示意圖Fig.1 Schematic diagram of construction of heap spraying process

構筑混凝土墻時，緊跟采煤工作面，在端頭液壓支架側方支設1 排擋矸支柱，同時在支柱靠巷道側掛設鋼筋網片+風筒布；沿巷道軸向鋪設輸料管路，堆噴設備在材料場利用壓風將干混合料通過管路輸送至構筑巷旁墻體的位置，噴頭呈螺旋形、一圓壓半圓的方法均勻緩慢移動，由內而外、由下而上堆噴形成巷旁墻體，直至墻體接頂。

1.2 工程背景

以辛安礦11212-2 工作面運料巷沿空留巷為工程背景。工作面走向長度為853.7～876.7 m，工作面傾向長度為83.2～196.3 m，采用綜采放頂煤工藝開采2#煤，全部垮落法處理采空區頂板。運料巷沿2#煤層頂板掘進，設計留巷長度為770 m，巷道凈寬為4.2 m，凈高為3.2 m，留巷用于相鄰11210-1 工作面運煤巷。工作面位置關系如圖2，巖層柱狀圖如圖3。

圖2 工作面位置關系Fig.2 Working face position relation

圖3 巖層柱狀圖Fig.3 Column chart of rock formations

2 巷旁支護體與圍巖力學模型

2.1 沿空留巷大小結構圍巖演化

研究基于切頂條件下沿空留巷，支護體頂板圍巖大小結構演化如圖4。

圖4 圍巖大小結構演化Fig.4 Evolution of surrounding rocksize structures

煤層回采后，在頂板上覆巖層自重和巷旁支護體切頂阻力作用下，支護體淺部圍巖沿切頂線迅速垮落，破斷邊緣形似倒梯形，深部巖層經過旋轉、變形、垮落，最終形成自然拱結構。大結構是指斷裂拱和應力拱之間的自然拱結構巖層；小結構是指巷道圍巖及其支護結構[15]。小結構位置位于大結構的拱腳處，當小結構失穩時，會對大結構的穩定造成一定影響，因此需要加強對小結構支護，提高大結構的穩定性[16]。

2.2 支護體與圍巖力學模型

基于沿空留巷頂板圍巖垮落特征，建立的簡化支護體與圍巖力學模型如圖5。對沿空留巷力學模型作如下假設：①煤層及其關鍵層之下巖層假設為剛性體[10]；②采空區矸石對巖塊AB的支撐力為0；③關鍵層上方軟弱巖層重力均勻分布在關鍵層；④支護體頂板圍巖邊緣破斷特征近似為倒梯形。

圖5 簡化力學模型Fig.5 Simplified mechanical model

各巖層自重等于各巖層單位自重乘以巖層長度。

式中：Q為關鍵層下部巖層重力，kN；Qm為關鍵層下部各巖層單位自重力，kN/m；a為留巷寬度，m；b為巷旁支護體寬度，m；hi為各巖層厚度，m； α近似為切頂角度，（°）。

巖塊OA長度L1為：

巖塊AB長 度L2與工作面長度和周期垮落步距有關，可用式（3）[17]計算：

式中：S為工作面長度，m；l為工作面周期垮落步距，m。

運用靜力平衡法對關鍵層巖塊進行分析，對于巖塊OA，由 ∑M=0可得。

式中：MO、MA為關鍵層在O、A處彎矩，kN·m；F1為巷道對頂板支撐力，kN；F2為每米支護體支護阻力，kN；FA為關鍵層在A處受到的水平推力，kN； ΔSA巖塊AB在A處斷裂時的下沉量，m；NA為關鍵層在A點受到的剪應力，kN；q為關鍵層及上覆軟弱巖層單位自重，kN/m；hn+1為關鍵層厚度，m。

關鍵層處于極限應力狀態時：

式中： σt為關鍵層抗拉強度，MPa。

假設巖塊AB在切斷時下沉量很小，近似認為ΔSA=ΔSB=0 。對巖塊AB列靜力學方程，并聯立式（4）、式（5）可得每米支護體的巷旁支護阻力為：

根據11212-2 工作面工程實際，切頂角度 α為15°，留巷寬度a為4.2 m，巷旁支護體寬度b為1 m，根據圖3 各巖層層厚，由式（2）、式（3）計算L1為8 m，L2為18.86 m，由式（1）計算Q為1 401.26 kN，關鍵層及上覆軟弱巖層單位自重力q為392.48 kN/m，關鍵層抗拉強度 σt取值1.29 MPa，上述參數代入式（6）中，每米巷旁支護體支護阻力F2=4.16 MN,支護體承受圍巖壓應力p=F2/b=4.16 MPa。

2.3 頂板圍巖垮落特征模擬

通過離散元軟件3DEC 分析沿空留巷頂板圍巖的垮落情況，對比切頂與未切頂2 種方式，驗證力學模型建立的合理性。圍巖潛在破壞形式為結構面控制型塊體破壞，可忽略巖體的變形，故采用剛性塊體運動分析法，將巖體分割很多節理，形成大量塊體，不需要劃分網格，接觸主要在塊體間進行，應力通過塊體之間的節點傳遞，巖層破壞時，穩定差的塊體會最先發生破壞，模擬巖層的垮落情況。建立的數值模型如圖6。

圖6 模型示意Fig.6 Model schematic

模型尺寸為長×寬×高=104.2 m×1 m×36.5 m，巷道寬×高=4.2 m×3.2 m，巷旁支護體寬度×高度=1 m×3.2 m，切頂角度15°，垂直深度14.4 m，切頂位置位于支護體靠近采空區邊緣。工作面取實際工作面1/2，長度70 m，模型上邊界施加壓力16 MPa，四周及底部邊界施加約束，限制位移。模型計算參數見表1，節理采用庫倫滑移模型。

表1 巖層節理面參數Table 1 Rock joint surface parameters

未切頂位移云圖如圖7，切頂位移云圖如圖8。

圖7 未切頂位移云圖Fig.7 Cloud map of un-cutting roof displacement

圖8 切頂位移云圖Fig.8 Cloud map of cutting roof displacement

由圖7，采空區上部軟弱圍巖垮落，在支護體靠近采空區一側，圍巖斷裂線形成倒臺階狀?；卷攷r層回轉下沉，形成鉸接巖梁結構，采空區上部圍巖自重由采空區矸石、煤壁和支護體承擔，采空區一部分應力傳遞到側面巷道上方，容易影響留巷結構的穩定性。

由圖8，沿切頂線形成結構弱面，垮落矸石充滿采空區，切斷了留巷頂板應力傳遞的途徑。由于切頂加劇了采空區圍巖的垮落過程，上部巖層在采空區垮落碎脹充分，關鍵層巖層彎曲下沉量減小，削弱了關鍵層巖層回轉下沉的影響，有利于留巷結構穩定。支護體上部圍巖邊緣破斷形似倒梯形，也驗證力學模型建立的合理性。

3 巷旁支護體受力分析

3.1 巷旁支護體力學性能

堆噴工藝巷旁支護體選用原材料為水泥、砂子、石子、JCT-1 混凝土外加劑，試驗確定配比材料配比為1∶2∶1∶0.1。其中水泥選用425#普通硅酸鹽水泥；砂子采用堅硬耐久的中砂，細度模數大于2.5，含泥量不大于3%；石子粒徑不大于10 mm；JCT-1 混凝土外加劑是采用機械研磨法進行細化的無機納米級材料，呈灰白色粉末狀，具有早強性，增阻速度快等特點[13]。制備尺寸為150 mm×150 mm×150 mm 的立方體試件，養護不同的齡期，進行抗壓強度實驗，測得的巷旁支護體力學性能指標如圖9。

圖9 支護體力學性能Fig.9 Mechanical properties of supporting body

1）JCT 外加劑混凝土試件抗壓強度明顯高于普通速凝劑混凝土試件，早期強度12 MPa，為普通試件的1.7 倍，最終強度40.6 MPa，為普通試件最大抗壓強度的1.63 倍。說明JCT 外加劑混凝土支護體具有早強性，并且最終強度大。

2）從2 種試件曲線增長趨勢來看，在前7 d，強度增加速率最大，2 種試件強度增加速率平均為為2.2 MPa/d；7 d 后，JCT 外加劑混凝土試件強度增長速率變緩，為0.62 MPa/d，普通試件達到最大抗壓強度24.9 MPa 后，逐漸下降為20 MPa，強度損失19.6%。說明JCT 外加劑混凝土支護體增阻速度快并且不損失最終強度。

3.2 支護體前期受力分析

前期巷旁支護體處于早齡期，支護體內部顆粒處于未密實狀態，僅承受上部圍巖壓力，容易產生橫向變形破壞，支護體前期受力如圖10。

圖10 支護體前期受力Fig.10 Support body pre - stress

假設支護體處于彈性變形范圍內，在支護體上取微元段，微元段受圍巖壓力F2和微元段上部支護體自身重力f。由胡克定律，計算微元段受力變形產生的壓縮量，并積分得到支護體縱向變形量，由橫向應變與軸向應變的關系，每米支護體橫向變形量為:

式中： ν為支護體泊松比；b為支護體寬度，m；E為支護體彈性模量，MPa；F2為每米巷旁支護體支護阻力，kN； ρ為支護體密度，t/m3；h為巷旁支護體高度，m。

設計在支護體兩側加入鋼筋網片，內置對拉鋼筋連接，形成鋼筋網片結構，提高支護體塑性變形能力，支護體內部顆粒受力如圖11。

圖11 支護體內部顆粒受力Fig.11 Internal particle force of support body

根據胡明明等[18]研究，可假設堆噴混凝土為圓形不可壓縮顆粒，顆粒之間為剛性接觸，初期支護體為疏松階段，在圍巖壓力和鋼筋網片結構拉力作用下支護體變得更加密實，顆粒之間距離變小，減小巷旁支護體初期變形。

顆粒單元受力平衡方程為:

式中： σv為顆粒所受垂直應力，MPa； σh為顆粒所受水平應力，MPa；f2為顆粒垂直方向受力，kN；f3為顆粒水平方向受力，kN；c為水平相鄰顆粒中心距離，m；d為垂直相鄰顆粒中心距離，m。

當支護體內部顆粒密實時，近似c=d，可得顆粒單元所受水平拉力f3=0.5f2，可認為整個支護體鋼筋網片產生拉力F3=0.5F2。

在鋼筋網片結構作用下支護體產生橫向壓縮量：

由式（7）、式（9）可得鋼筋網片結構對前期支護體變形量減小系數k：

每米支護體寬度b為1 m，高度h為3.2 m，每米支護體阻力F2為4.16 MN，泊松比 ν為0.2，支護體密度 ρ取值2.36 t/m3，由式（10）可得k為0.78,表明鋼筋網片結構能夠有效提高支護體抵抗變形能力，減少支護體78%的橫向變形。

3.3 支護體后期受力分析

支護體后期受力如圖12。

圖12 支護體后期受力Fig.12 Late force of support body

在后期，支護體強度已經足夠，采空區頂板充分垮落，形成松散體并充滿采空區域，與原有實體煤相比，松散體泊松比增加。在松散體壓實的過程中，由于泊松效應在巷旁支護體一側形成水平擠壓力[19]。此時支護體承受頂板圍巖壓力p和矸石水平擠壓力T。

巷旁支護體側向壓力由2 部分組成，采空區破碎巖石自重產生的側壓力和上部巖層均布荷載產生的側壓力[20]，由式(11)計算:

式中： ρ1為破碎巖石密度2.5 t/m3，qg為破碎矸石上部覆巖應力，4 MPa；h為巷旁支護體高度，3.2 m；Ka為主動土壓力系數，取值0.3。

由式（11）計算側壓力T=1.21 MPa。

假設支護體為均勻連續的彈性體，巷旁支護體截面不沿長度方向變化，受有平行于橫截面且不沿長度變化的面力或約束，可視為平面應變問題，用半逆解法求解應力分量，分析支護體受力。

應力函數 Φ可假設為:

應力函數式（13）滿足相容方程 ?4Φ=0[20]，可假設應力函數表達式為：

式中：A、B、C、D、E、F、G、H、I均為應力函數表達式的未知系數。

由式（13），求得應力分量表達式，根據邊界條件求解可得：

以上參數代入式(13)可得支護體截面上任意一點應力分量：

式中： σx為支護體水平應力，MPa； σy為支護體垂直應力，MPa； τxy為支護體剪應力，MPa。

將巷旁支護體高度h=3.2 m，寬度b=1 m，側壓力T=1.21 MPa，頂板支護壓力p=4.16 MPa 代入式(14)，并用Matlab 軟件繪圖，得到的支護體截面上應力分布如圖13～圖15。

圖13 支護體水平應力分量Fig.13 Horizontal stress component of support

如圖13，支護體內水平應力均為壓應力，支護體巷道側水平應力到采空區側水平應力呈逐漸增大趨勢，從0 MPa 增加到1.21 MPa，水平應力分量與支護體寬度有關，與支護體高度無關。

如圖14，支護體靠近巷道側存在垂直應力的拉應力區，最大拉應力2.1 MPa；靠近采空區一側存在垂直應力的壓應力區，最大壓應力10.43 MPa。后期支護體抗壓強度已經足夠，但是抗拉強度依然很低，支護體靠近巷道側容易發生劈裂破壞?？稍谥ёo體內施加對拉錨桿，提高支護體塑性變形能力，通過鋼筋網片和對拉錨桿作用抵抗支護體變形破壞。

圖14 支護體垂直應力分量Fig.14 Vertical stress component of support

如圖15，支護體底部和頂部存在剪應力區，最大剪應力2.9 MPa，說明支護體底部和頂部容易發生剪切破壞，尤其是底部是支護體承載的關鍵區，可在底部施加底錨桿加強支護。

圖15 剪應力分量Fig.15 Shear stress component

4 巷旁支護體設計及支護效果

4.1 參數設計

巷旁墻體設計如圖16。

圖16 巷旁支護體設計Fig.16 Design of support body

1）開挖底板基礎坑。在筑墻位置開挖深度為0.5 m、寬度1.2 m 的基礎坑，在基礎坑底部鋪設直徑6 mm、網格尺寸為100 mm×100 mm 的金屬網片，并在基坑中部打設2 排間距400 mm，排距1 m 的底板錨桿。

2）采空側擋矸支護。工作面移架后，在頂網及原有支護結構保護下，沿巷道采空區邊緣打設木點支柱，木點柱間距為0.6 m，與工作面移架步距一致，木點柱底部放入基礎坑內，頂部接頂。

3）堆噴巷旁支護。支護體寬度為1 m，高度3.2 m。在木點支柱靠巷道側布置鋼筋網片和風筒布，鋼筋網片直徑6 mm，網格尺寸100 mm×100 mm，相鄰鋼筋網片之間重疊100 mm，并用鐵絲捆扎；在支護體內部加入對拉錨桿，錨桿直徑18 mm，沿豎直方向同一列錨桿間距為0.64 m，相鄰2 列排距為1 m。

4.2 留巷效果

底板開挖基礎坑，打設2 排底錨桿，內部對拉鋼筋綁定在鋼筋網片上，用于加固支護；支護體成形快，表面平整。采用回彈儀對巷旁支護體強度進行測定，布置5 個測點，間距50 m，每個測點測量支護體上部和下部回彈值，上部距頂板0.5 m，下部距頂板0.5 m，支護體回彈值-強度監測如圖17。

圖17 支護體回彈值-強度監測Fig.17 Support body rebound values-strength monitoring

由圖17 可知：所有測點強度保持在30.7 MPa左右，表明支護體強度變化不大，表面位移較小，處于穩定狀態。

5 結 語

1）介紹1 種新型堆噴工藝構筑沿空留巷巷旁支護體，是通過噴射機將一定配比混凝土材料高速噴射到受噴面，堆積形成巷旁支護體，用于控制或減小巷道圍巖變形。

2）以辛安礦11212-2 工作面為背景，分析了支護體上覆巖層的垮落特征，得出頂板邊緣破斷特征呈倒梯形；根據圍巖垮落特征，建立了簡化力學模型，計算的支護體支護阻力為4.16 MPa。

3）采用剛體分析法模擬留巷頂板圍巖垮落。不切頂條件下，淺部圍巖垮落，深部圍巖形成鉸接巖梁結構，采空區應力仍傳遞到側向支護體上方；切頂條件下，圍巖垮落充分，切斷了應力傳遞途徑，支護體上部圍巖破斷形似倒梯形。由此驗證了力學模型建立的合理性。

4）對堆噴工藝材料抗壓強度試驗表明：加入JCT-1 外加劑試件具有早強性，初期強度12 MPa，增阻速度快，最終強度為40.6 MPa，并且沒有強度損失。

5)前期巷旁支護體僅受頂板圍巖的壓力，早齡期混凝土強度較低，兩側加入鋼筋網片結構，計算減少78%的橫向變形；后期支護體承受頂板圍巖壓力和側向壓力，分析支護體兩側存在垂直應力的拉壓應力區，最大拉應力2.1 MPa，壓應力10.43 MPa，支護體容易發生劈裂破壞。為此，支護體底部和頂部存在剪應力區，最大剪應力2.9 MPa，容易發生剪切破壞。為此，設計內置對拉鋼筋，底部施加底錨桿，以提高巷旁支護體抵抗變形破壞的能力。