窄柔模墙体沿空留巷围岩偏应力演化与控制

王俊峰，王 恩，陈冬冬，张 晴，陈 平，董智宇，闫志强,3，肖海滨

(1.太原理工大学 矿业工程学院，山西 太原 030024; 2.中国矿业大学(北京) 能源与矿业学院，北京 100083; 3.山西汾西矿业集团有限责任公司，山西 晋中 032000; 4.山西汾西矿业集团有限责任公司 贺西煤矿，山西 吕梁 033300)

无煤柱开采可提高煤炭资源采出率、延长矿井寿命、减少巷道掘进量、治理瓦斯超限等，是一项有利于改善矿井技术经济效果和安全生产的先进煤炭开采工艺。沿空留巷作为无煤柱开采的一项重要技术，在工程实践中不断发展与完善，但其变形与破坏问题依旧制约留巷的深入发展。由塑性力学可知，岩土塑性变形主要由偏应力引起，偏应力能控制围岩的畸变与破坏[1-2]。鉴于此，研究沿空留巷围岩偏应力的分布与演化规律，对巷道围岩支护设计具有重要参考价值。

近年来，我国学者针对沿空留巷与偏应力的研究均取得了诸多有益的成果:沿空留巷方面，何满潮等[3-6]提出无煤柱自成巷技术，该技术在我国各大矿区中取得了成功应用;谭云亮等[7-9]分析了厚层坚硬顶板、硬顶软底留巷条件下矿压显现特征，提出适合该条件下的留巷围岩综合控制技术;胡涛等[10]研究了深孔爆破切顶对巷道围岩应力及位移分布间的相互作用关系，揭示了留巷围岩控制机理;康红普等[11]研究发现深部与浅部沿空留巷在基本顶岩层回转变形、顶板破断位置等方面存在显著差别;张国锋等[12]研究了切顶卸压沿空留巷条件下顶板上覆岩层断裂结构特征，推导得出了侧向基本顶2种断裂位态下围岩结构运移规律;张吉雄等[13]认为影响固体密实充填留巷巷旁支护体变形和失稳的主要因素为夯实充填体过程中传递的侧压力;张礼等[14]针对大倾角煤层已采空区域矸石下滑特征提出切顶成巷技术，揭示了上覆顶板处于超静定结构状态时更益于留巷的整体稳定；赵勇强等[15]基于构建多指标多层次留巷稳定性评价系统模型，研究阐明了各指标权重与其等级分类的具体标准，揭示了沿空留巷围岩的稳定性等级，进而制定留巷围岩二次支护技术;谢文兵[16]通过分析综放沿空留巷围岩运移规律，系统总结了基本顶断裂位置、充填体宽度等因素对沿空留巷围岩稳定性的影响;姜鹏飞等[17]研究表明留巷基本顶内的水平和垂直应力变化程度明显小于直接顶，滞后工作面段留巷围岩受采动影响下垂直应力变化最为剧烈。偏应力方面，余伟健、马念杰等[2,18]推导出巷道围岩偏应力场的解析表达式，分析了不同侧压系数下巷道围岩塑性区和偏应力演化规律;许磊等[19]研究煤柱下底板偏应力场分布特征，分析了煤柱宽度、距煤柱距离等对偏应力分布的影响;潘岳等[20]通过理论分析推导了巷道开挖后围岩偏应力能、弹性能释放量与地应力三者之间的关系表达式;谢生荣等[21]通过数值模拟研究了深部充填开采沿空留巷围岩偏应力的分布规律，揭示了留巷围岩非对称变形机制。

以上学者丰富了沿空留巷与偏应力的研究成果，对巷道围岩稳定性控制具有深远的指导意义，但针对窄柔模墙体充填下留巷围岩偏应力鲜有研究。为此，笔者以山西吕梁贺西矿3301留巷试验段为研究对象，通过实验室试验确定了混凝土充填材料的单轴抗压强度，对工作面推进一定距离时不同测面巷道围岩偏应力与塑性区分布与演化规律进行了系统研究，揭示了留巷围岩非对称变形特征，据此提出分区非对称围岩耦合控制技术，为指导类似条件下留巷支护提供参考。

1 工程概况

山西汾西矿业集团贺西矿3301工作面是3号煤层的首采工作面，工作面长170 m，埋深205.5～412.5 m，平均埋深298 m，3301工作面运输巷布置在3号煤层中，采用半原位留巷方式将巷道保留下来，供3302工作面回采时做材料巷使用，3301留巷为3号煤层首采工作面的留巷试验段。运输巷与采空区之间采用柔模混凝土充填封闭采空区，巷旁柔模混凝土充填墙体留设宽度为1.7 m。

3号煤厚1.40～1.95 m，平均厚度约1.76 m，煤层平均倾角3°，3号煤厚层状，结构复杂，内生裂隙发育，含有1层厚0.03～0.05 m的夹矸，以炭质泥岩与黑色泥岩为主，较稳定，煤岩层综合柱状图如图1所示。

2 偏应力指标概述

围岩处于静水压力状态时，对于相互垂直的主应力σi(i=1,2,3)，有σ1=σ2=σ3。巷道开挖后原岩应力遭到破坏，存在σ1≥σ2≥σ3，使

(1)

图1 煤岩层柱状图Fig.1 Coal and rock strata histogram

(2)

开挖后的巷道浅部围岩剪应力集中，围岩释放能量变形卸载，卸载过程必然产生偏应力[20]。偏应力是水平、铅直与切向应力等的综合，可用来表征材料在荷载下剪应力的分布情况，揭示了岩体变形与破坏的本质力源主要是剪应力引起的。

3 巷旁混凝土充填体力学试验

贺西矿3301工作面运输巷沿空留巷巷旁充填体为柔模混凝土，主要起及时封闭采空区、防止采空区自然发火和漏风、减少覆岩下沉以及控制直接顶离层等作用[22]。柔模墙体主要由柔模袋、泵送充填混凝土、接顶缓冲层等组成，其中柔模袋具有自成型、支设速度快、透水不透浆、不回收以及尺寸自制等特点。巷旁自制密实混凝土配比的确定主要是基于巷旁柔模混凝土充填体强度P(kN/m2)与宽度d(m)之间的关系[23-24]:

Pq≤Pd

(3)

其中，Pq为巷旁混凝土充填体所需的承载力，kN/m。在给定巷旁柔模混凝土宽度为1.70 m的情况下，结合关系式(3)计算得出所需的巷旁柔模混凝土强度，进而采用水泥、沙、碎石、水、质量分数为0.04%的泵送剂及0.2%的早强剂配置不同比例的混凝土，并通过室内实验室力学试验，结合矿方现场实践经验综合确定适合的材料配比及水灰比,见表1。

表1 混凝土充填材料配比Table 1 Concrete filling material ratio

为分析混凝土充填料浆在上述配比下的抗压强度，进行实验室混凝土单轴抗压强度力学特性试验。通过在实验室内制作φ50 mm×100 mm的标准圆柱体试件，对试件表面进行覆盖，使混凝土在恒温潮湿条件下养护，对养护不同龄期的混凝土试件进行单轴抗压强度测试。图2为实验室试验确定的混凝土单轴抗压强度与龄期关系曲线。

图2 混凝土抗压强度-龄期曲线Fig.2 Concrete compressive strength-age curves

由图2可知,混凝土强度与龄期存在快速增长期(0～3 d)、缓慢增长期(3～28 d)和稳定期(>28 d)3个关键时期。混凝土在0～3 d内抗压强度迅速增长，3 d后强度可达到12.08 MPa，其强度达到最大强度的43%以上，可基本抵抗顶板围岩的下沉变形;3～28 d内混凝土强度仍呈增长趋势，但增长速度放缓，养护28 d时混凝土强度为27.96 MPa，其强度能达到最大强度的99%以上，完全可以使用;28 d后混凝土强度逐渐达到最大值28 MPa并保持不变，即柔模混凝土峰值抗压强度约28 MPa。

根据贺西矿现场工程实践经验，确定3301相邻工作面周期来压步距为17 m，且来压时所需巷旁承载能力为11～14 MPa。由3301工作面的推进度及柔模混凝土充填工艺可知，单体柱支设2 d后需将其安全回收，经计算3301工作面回采留巷第9天会发生周期来压，结合图2可得，混凝土养护8 d后其抗压强度达到16.5 MPa，即周期来压时巷旁混凝土的抗压强度大于所需的巷旁承载能力。因此，巷旁混凝土充填体满足3301工作面巷旁支护稳定性条件。

4 巷道围岩变形数值分析

4.1 模型建立

为分析贺西矿3301工作面运输巷沿空留巷围岩受工作面回采扰动的变形与破坏规律，构建如图3所示的数值模型。模型中工作面倾斜方向取140 m，推进方向取200 m，由此组成模型尺寸为200 m×140 m×90 m(长×宽×高)，节点数量3 516 790个，网格数量3 439 800个，留设柔模后巷道矩形断面尺寸为2.7 m×2.5 m，模型中X轴方向为3301工作面走向，Y轴方向为工作面倾向，Z轴代表竖直方向。模型中采空区的处理方法为自然垮落法，1.7 m宽的柔模墙体用充填体代替，充填体及煤岩层均采用Coulomb-Mohr本构关系。

图3 沿空留巷数值计算模型Fig.3 Numerical calculation model of gob-side entry retaining

研究表明[25]:井下原位岩体与完整岩体相比，原位岩体中存在大量的节理和裂隙。MEDHURST和BROWN[26]指出，节理与裂隙的存在会影响岩体的强度，实验室试验获得的完整煤岩石试样的力学性能远远大于原位岩体，因此，通过室内试验获得的完整煤岩石参数不能直接用于数值模拟。基于Hoek-Brown破坏准则[27-28]，将实验室试验结果计算处理得出煤岩体力学参数见表2。

表2 煤岩层力学参数Table 2 Mechanical parameters of coal and rock

贺西矿实际开挖步距为2 m，为了更好地模拟工作面开挖，模拟中开挖步距为2 m，采用分步开挖的方式模拟工作面一挖一充，即开挖2 m充填2 m。工作面推进100 m时固定工作面所在位置，对超前与滞后工作面不同位置顶板、底板、实体煤帮与充填体分别布设测线，对偏应力进行监测并提取数据，分析不同测面留巷围岩偏应力分布云图，进而揭示留巷围岩偏应力分布与时空演化规律，为巷道围岩控制提供参考依据。

4.2 留巷围岩偏应力与塑性区演化规律

4.2.1沿巷道轴向围岩偏应力分布特征

3301工作面回采后对运输巷巷旁进行柔模混凝土充填留巷，工作面推过100 m后沿巷道轴向方向围岩偏应力分布如图4所示。

(1)超前工作面段巷道围岩偏应力分布。由图4可知,受3301工作面采动影响，巷道顶板、底板、回采侧与实体煤侧超前采动影响较明显区分别约26,15,22和22 m，距工作面位置越远，受煤层采动影响越小，偏应力分布逐渐趋于稳定。

(2)滞后工作面段留巷围岩偏应力分布。由图4(b)可知,滞后工作面段顶板与底板受煤层采动影响较明显区分别约38 m和19 m，随着滞后工作面距离增大，采空区垮落矸石被压实并逐渐承载，偏应力值缓慢升高并逐渐趋于稳定。

图4 工作面推进100 m时巷道轴向偏应力云图Fig.4 Deviatoric stress nephogram of axial direction of roadway when working face advancing distance 100 m

综上所述，受工作面开采影响，超前工作面段影响较明显区顶板、底板、实体煤帮和回采侧范围分别为26,15,22和22 m，滞后工作面段顶板与底板受煤层开采扰动影响距离分别约38 m和19 m，距离工作面位置越远，偏应力分布渐趋稳定，巷道围岩稳定性逐渐增强。鉴于此，留巷支护设计时，应确保巷道顶板超前工作面26 m范围内采取支设单体柱、两帮超前工作面22 m范围内打锚索等加强支护措施，实现超前工作面段巷道围岩稳定性。工作面开采后，需及时对巷旁充填体进行加固，提升柔模墙体对顶板围岩的承载力。

4.2.2留巷围岩偏应力分布特征

工作面推过100 m后不同测面巷道围岩偏应力分布云图如图5所示。

由图5可知,测面为100 m时，巷道围岩偏应力峰值带主要位于顶底板，呈对称椭圆状分布，巷道两帮偏应力值明显小于顶底板;当测面移动至20 m时，顶底板偏应力峰值带开始发生偏转，测面为5 m时，偏应力峰值明显发生偏转，顶板偏应力峰值带偏向于实体煤侧，底板偏应力峰值带偏向于回采侧，呈明显非对称分布特征。因此，测面由100 m移动至5 m的过程中，偏应力峰值带主要呈对称椭圆状→非对称圆状的形态演化;峰值带位置主要由巷道顶底板→实体煤顶帮角与回采侧底帮角偏转演化。

滞后工作面段，留巷围岩偏应力峰值带主要位于实体煤顶帮角深处，实体煤帮中上部偏应力明显大于下部，呈明显非对称分布。当测面位于-5 m时，偏应力峰值带形态由5 m时的非对称圆状突然演化为实体煤顶帮角深处的窄“条带状”，且偏应力峰值明显高于超前工作面段。测面由-5 m逐渐移动至-100 m过程中，“条带状”分布的偏应力峰值带由窄向宽演化;距离工作面位置越远，偏应力峰值越大，且偏应力峰值带呈向实体煤帮偏转的趋势。

综上所述，测面由工作面超前段移动至滞后段的过程中，巷道围岩偏应力峰值带近似呈对称椭圆状→非对称圆状→窄“条带状”→宽“条带状”的形态演化。偏应力峰值带位置由巷道顶底板→实体煤侧顶帮角与回采侧底帮角→实体煤顶帮角深处→实体煤帮偏转演化。受工作面回采影响，20 m测面后的偏应力峰值带形态整体上呈非对称状分布，实体煤侧顶板偏应力峰值带距顶板表面距离明显小于回采侧顶板，留巷实体煤帮偏应力峰值区主要集中于中上部。

4.2.3留巷围岩偏应力分布曲线

图6为工作面推过100 m后不同测面巷旁充填体、实体煤、顶板与底板偏应力分布曲线。

由图6(a)可知，充填体侧偏应力曲线整体近似呈“峰形”分布，偏应力峰值主要集中于充填体中部位置。测面由-5 m移动至-100 m的过程中，偏应力值呈增大趋势，即距离工作面位置越远，偏应力峰值越大，但偏应力值变化不大，说明混凝土充填后逐渐承载，且承载力变化不大。

由图6(b)可知，实体煤侧偏应力曲线整体上呈线性增大至峰值，峰值后以负指数关系逐渐降低，之后渐趋稳定。超前工作面段，即测面为100 m移动至5 m的过程中，偏应力值呈增大趋势，测面为5 m时偏应力峰值最大，峰值距巷道表面1.92 m。当测面滞后工作面时，偏应力峰值距巷道表面由1.92 m突然增大至3.36 m，偏应力值明显增加，峰值突然由测面5 m处的4.45 MPa增大至-5 m时的6.02 MPa，滞后工作面距离越远，偏应力越大。

由图6(c)可知，超前工作面段顶板偏应力近似以线性关系增长至峰值，峰值后以负指数关系降低并趋于稳定，距工作面越近，偏应力峰值越大，当测面由20 m移动至5 m时，偏应力峰值距顶板表面由4.0 m增大至4.5 m，偏应力峰值增大;滞后工作面段，偏应力峰值距顶板表面距离由4.5 m突然增大至6.0 m，偏应力以“类对数”关系增长至峰值，峰值后以“负指数”关系逐渐降低并趋于稳定;滞后工作面距离越远，偏应力值越大，即测面为-100 m偏应力峰值为7.72 MPa。

由图6(d)可知，底板偏应力分布曲线主要以线性增长至最大值，峰值后以“负指数”关系逐渐降低并趋于稳定。超前工作面段底板偏应力峰值带距巷道底板表面2.0 m，且距工作面越近，偏应力峰值越大;当测面滞后工作面时，即测面由5 m移动至-5 m时，偏应力峰值距底板表面距离由2.0 m增大至3.0 m，偏应力峰值增大;距工作面越远，偏应力峰值越大，即测面为-100 m时偏应力峰值为5.52 MPa。

4.2.4留巷围岩塑性区分区域演化规律

工作面推进100 m时不同测面巷道围岩塑性区分布如图7所示。

由图7可知，巷道围岩塑性区表现为明显的分区域演化特征。测面为100 m时巷道顶板、底板、实体煤与回采帮塑性区深度分别为3.02，2.58，1.94和1.35 m;随测面逐渐接近工作面，巷道围岩塑性区呈分区域演化特征，巷道顶板塑性区向实体煤侧偏转，而底板呈向回采侧偏转的趋势，巷道实体煤侧顶帮角塑性区大于底板处，这亦与图5中留巷围岩偏应力分布近似一致。当测面滞后于工作面时，留巷围岩塑性区范围明显扩大，且呈明显的分区域演化特征，顶板塑性区逐渐向采场侧顶板深部演化，实体煤侧塑性区主要向顶帮角深处扩展，且顶帮角塑性区大于底板处，实体煤帮塑性区深度最大为3.42 m，距工作面越远，留巷围岩塑性区范围呈增大趋势;留巷巷旁柔模混凝土充填体始终处于塑性状态。

综合上述巷道围岩偏应力与塑性区分析可知，留巷后顶板、实体煤帮偏应力与塑性区呈明显的非对称分布特征，回采侧顶板偏应力峰值带与塑性区范围明显大于实体煤侧，留巷实体煤帮中上部出现偏应力峰值带，且留巷实体煤侧中上部塑性区范围大于下部。由于留巷后顶板与实体煤帮破坏范围均超过了普通锚杆的支护范围，因此，为保证留巷围岩的整体承载力，需对顶板与实体煤帮补打锚索加强支护(顶板锚索采用φ17.8 mm×6 300 mm高强高预紧力钢绞绳锚索，实体煤帮为φ17.8 mm×4 000 mm的高强高预紧力钢绞绳锚索)，保证将浅部破裂围岩锚固至深部稳定岩层中，充分发挥深浅部围岩的协同控制作用。由于留巷巷旁混凝土充填体始终处于塑性状态，且柔模混凝土支设2 d后其抗压强度不足8 MPa(图2)，即柔模混凝土浇筑后达到所需强度需要一定的时间和空间，则在该时间与空间内必须对柔模混凝土进行加强支护，避免巷旁充填体强度不足或变形过大造成留巷支护结构的整体失稳。

5 沿空留巷围岩控制机理与技术

5.1 留巷围岩支护机理

工作面回采留巷后，留巷围岩在偏应力的作用下发生剪切破坏，围岩强度及稳定性明显降低，容易发生垮落及垮帮等现象。本文基于分析留巷围岩偏应力与塑性区分布特征，将偏应力峰值带与塑性区轮廓线绘制如图8所示。

将沿空留巷围岩以偏应力峰值带与塑性区轮廓线为边界划分为2个区域，揭示了沿空留巷顶板与实体煤帮破坏呈明显的非对称特征。鉴于此，提出沿空留巷窄柔模墙体拉筋配合铁板加固辅以单体支柱护墙+巷内强力双排单体支柱+实体煤帮与顶板高强高预紧力非对称锚杆索的分区非对称耦合控制技术。沿空留巷围岩被划分为3个区域，即实体煤帮A区、留巷顶板B区(巷内顶板I区、柔模墙体顶板II区和采空区顶板III区)和柔模墙体C区。留巷围岩控制机理如下:

(1)锚索穿过偏应力峰值带以控制偏应力峰值带以里不稳定岩体。工作面回采稳定后沿空留巷围岩偏应力峰值带与塑性区轮廓线如图8所示。研究[21]表明，留巷需控制偏应力峰值带以里不稳定岩体的稳定，并对留巷巷旁充填体及顶板重点加固。因此，留巷实体煤帮A区、留巷顶板B区靠近实体煤侧锚索均穿过偏应力峰值带与塑性区轮廓线范围，并在巷内布置强力双排单体柱加强支护，将浅部锚杆支护形成的浅部主承载结构体与深部锚索支护形成的次承载结构联接成一锚固复合承载结构。该锚固复合承载结构的形成可有效改变围岩受力状态，抑制围岩弯曲变形、拉剪破坏的出现，控制应力场内围岩滑移、裂隙扩展及新裂纹产生等扩容现象，保持围岩完整性，确保支撑阻力的有效传递，提高顶板岩层的抗剪及抗弯性能[29-36]。

(2)采空区侧单体支柱网墙结构的形成可有效分担顶板载荷。采空区顶板(Ⅲ)采用锚杆+金属网支护后在圆木的切顶阻力下，沿圆木外边缘破断，造成圆木外侧顶板的钢筋梁弯曲变形，进而在弯曲的钢筋梁、垂吊的钢塑网以及圆木共同作用下形成一网墙结构，该网墙结构不但提升了充填区域侧向顶板的完整性和承载性，且能分压承载部分顶板载荷，并在一定时间内充当复合承载结构支撑点，使其在一定程度上延缓巷旁柔模充填体承载时间，有效增强巷旁柔模承载时的强度。

(3)柔模墙体(C区)拉筋配合铁板加固辅以单体柱支护。由图2可知，巷旁混凝土充填体支设2 d后其抗压强度不足8 MPa，且窄柔模混凝土初始充填后变形量大，需采取拉筋配合铁板加固并辅以单体柱支护。柔模袋中泵注的自制密实混凝土与其内部穿孔拉筋及配套铁板可形成柔模混凝土强力承载结构(图9)，该承载结构即继承了混凝土连续整体支护的刚度，又在侧向约束力作用下使其呈三向受压状态，其自身承载能力得到显著提高，且极大地限制柔模混凝土的侧向外移，防止其产生过大变形，增强结构完整性与稳定性[37-38]。单体液压支柱作为巷旁柔模混凝土的临时加强支护，一方面可在混凝土成型凝固前提供较大的支护阻力，承担顶板载荷，控制直接顶与基本顶的离层及基本顶的回转变形速率，还可作为一个传递体将顶板压力传递至底板，并对底板施加反向约束力，提高底板的支护强度，实现控制底臌的作用[39];另一方面单体支柱具有一定的可缩性，可与基本顶的回转变形相协调，避免其穿顶和破底现象的出现。

5.2 支护参数

巷道顶板采用φ20 mm×2 200 mm的螺纹钢锚杆，间排距为900 mm×900 mm，并配置有φ14-60-4500-6的钢筋圈梁压金属网，边角锚杆距离两帮200 mm，与顶板呈80°夹角。巷道中部每排布置2根φ17.8 mm×6 300 mm的高强高预紧力钢绞绳锚索，间排距1 500 mm×900 mm。巷道两帮采用φ16 mm×1 800 mm的圆钢树脂锚杆，间排距800 mm×900 mm，配套使用φ14-60-1800-3的钢筋圈梁压金属网支护，实体煤帮采用每排2根φ17.8 mm×4 000 mm的高强高预紧力钢绞绳锚索加强支护，间排距900 mm×900 mm，上方第1排锚杆与锚索分别距离顶板300 mm和630 mm。

在工作面机头三角区直接顶从煤帮向工作面铺设3.1 m×1.1 m的钢塑网，采用每排4根φ20 mm×2 200 mm的螺纹钢锚杆配合2.9 m长钢筋圈梁压钢塑网维护，间排距900 mm×1 200 mm，巷道侧第1根锚杆距巷道角锚杆650 mm。距实体煤帮5 200 mm处支设2 500×φ(180～220) mm的圆木，并配合戴帽点柱支护，其间距为1 200 mm。机头支架尾部支设柔模空间达到2 500～5 400 mm时，及时在距煤帮2 700 mm支设柔模，使柔模左侧与圆木之间留800 mm的瓦斯通道，支设柔模时每排使用3根钢筋穿过柔模两侧，通过管路将混凝土料浆泵送到柔模内。柔模混凝土构筑完成后，在预留的直孔内分别穿一根拉筋，拉筋采用φ24×1 800 mm的钢筋加工而成，拉筋两侧使用螺帽配合200 mm×200 mm×10 mm铁板紧固，保证柔模的填充宽度为1 700 mm。为了保证沿空留巷的支护质量，在留巷内使用DW-25型单体液压支柱配合木大梁进行维护，在两根单体支柱上方加垫道木，单体支柱间距1 000 mm，柔模侧的单体支柱距柔模850 mm。3301沿空留巷支护如图10所示。

5.3 支护效果分析

为分析工作面推过一定距离后留巷围岩控制效果，对3301留巷围岩变形量进行现场实测，结果如图11所示。

由图11可知,工作面推过0～30 m时，留巷顶板下沉与两帮移近量迅速增大，推过30 m后移近速度逐渐减缓，但变形量仍呈增长趋势;当工作面推过100 m后，移近量逐渐趋于稳定值，此时顶板下沉量为227 mm，两帮移近量为181 mm。工作面开采后底板鼓起量迅速增大，推过38 m后底臌量达到285 mm，此时采取起底措施后，底板鼓起量变为0，此后底板鼓起量继续增加，但增加速度逐渐放缓。工作面推进100 m后，鼓起量趋于稳定值119 m，即工作面推过100 m后留巷围岩变形趋于稳定，因此，上述支护技术有效限制了窄柔模墙体留巷围岩变形，留巷试验取得成功。

6 结 论

(1)实验室试验确定了混凝土强度与龄期关系存在快速增长期(0～3 d)、缓慢增长期(3～28 d)和稳定期(>28 d)3个关键时期，留巷巷旁混凝土充填体抗压强度为28 MPa;同时，确定了工作面周期来压时巷旁混凝土的抗压强度大于所需的巷旁承载能力，验证了巷旁混凝土充填体满足3301工作面巷旁支护稳定性条件。

(2)超前工作面影响较明显区顶板、底板、实体煤帮和回采侧范围分别为26,15,22和22 m，滞后工作面段顶板与底板受煤层采动影响距离分别约38 m和19 m。因此，在超前工作面距离大于26 m处完成对巷道围岩的加强支护，即巷道支设单体柱和实体煤侧补打帮锚索;滞后工作面段需增加巷旁支护，同时对充填体两侧采用护表构件，以提高柔模墙体的承载能力。

(3)以偏应力与塑性区为指标研究了沿空留巷围岩的应力分布及破坏范围，揭示了岩体变形与破坏的本质力源主要是剪应力引起的，得出留巷围岩偏应力主要以对称椭圆状→非对称圆状→窄“条带状”→宽“条带状”形态演化;偏应力峰值带位置主要由巷道顶底板→实体煤侧顶帮角与回采侧底帮角→实体煤顶帮角深处→实体煤帮偏转演化，揭示了留巷围岩偏应力和塑性区均呈非对称分布特征。

(4)基于工作面回采扰动后沿空留巷围岩偏应力与塑性区的分布特征，将沿空留巷围岩以偏应力峰值带与塑性区轮廓线为边界划分为2个区域，按围岩支护不同又将留巷围岩划分为实体煤帮A区、留巷顶板B区和柔模墙体C区。提出沿空留巷窄柔模墙体拉筋配合铁板加固辅以单体支柱护墙+巷内强力双排单体支柱+实体煤帮与顶板高强高预紧力非对称锚杆索的分区非对称耦合控制技术，通过现场工程实践验证了该耦合支护技术实现了对1.7 m窄柔模墙体充填下留巷试验段围岩变形量的有效控制。