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永城市 新庄 1.50 Mta 设计 CAD 采矿工程

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英文原文Numerical Simulation of Coal Floor Fault Activation Influenced by Mining WANG Lian-guo,MIAO Xie-xingSchool of Sciences,China University of Mining&Technology,Xuzhou,Jiangsu 221008,ChinaAbstract:By means of the numerical simulation software ANSYS,the activation regularity of coal floor faults caused by mining is simulated.The results indicate that the variation in horizontal,vertical and shear stresses,as well as the horizontal and vertical displacements in the upper and the lower fault blocks at the workface are almost identical.Influenced by mining of the floor rock,there are stress releasing and stress rising areas at the upper part and at the footwall of the fault.The distribution of stress is influenced by the fault so that the stress isolines are staggered by the fault face and the stress is focused on the rock seam around the two ends of the fault.But the influence in fault activation on the upper or the lower fault blocks of the workface is markedly different.When the workface is on the footwall of the fault,there is a horizontal tension stress area on the upper part of the fault;when the workface is on the upper part of the fault,it has a horizontal compressive stress area on the lower fault block.When the workface is at the lower fault block,the maximum vertical displacement is 5 times larger then when the workface is on the upper fault block,which greatly increases the chance of a fatal inrush of water from the coal floor.Key words:mining;fault activation;simulation1 IntroductionIn this paper we attempt to appraise the activation regularity and deformation of coal floor faults caused by mining.Damage mechanisms of rock around coal floor faults are described from different aspects and in different contexts110.Descriptions can,to some extent,intensify our understanding of coal floor fault activation caused by mining.However, looking at the effect of these views,a mechanical analysis cannot achieve the purpose of pictures and clarity.For a more profound understanding of the regularity of fault activation caused by mining at the workface,we use computers to make numerical simulations and obtain a series of valuable conclusions. 2 Numerical Calculation of Model FormationConsidering the different fault activations influenced by the workface on the upper and lower fault blocks,we build two calculation models according to the state of the plane strain.Fig.1 is a calculation model(Model)of the workface on the lower fault block,showing the loading on the top of the terrane according to the distributional characteristics11 of mine pressure.Given the conditions of mining technology of the Qinan mine,the terrane 70 m fore- and-aft the workface and 30 m deep under the coal floor is simulated.The lithology of the floor is Berea sandstone and the elastic modulus E=1.09104MPa,the Poissons ratio=0.34,the cohesion C=2.94MPa,the internal friction angle=35 and the density=2.5 kN/m3.The calculation model of the workface on the upper part of the fault(Model)is the same as that of Modelexcept that the abutment pressure ahead of the workface is on the upper part of the fault.3 Numerical Simulation Results and AnalysisFor both models,the isoline graphs of horizontal, vertical and shear stresses as well as the horizontal and vertical displacements of modelsandhave been calculated and are plotted respectively as Figs.23. 3.1 Distribution characteristics of horizontal stressesInfluenced by mining of the coal floor rock, there are horizontal stress releasing areas and rising areas at the upper part and at the footwall of the fault. The distribution of horizontal stresses is influenced by the fault and it is obvious that the stress isolines are staggered by the fault face and the stress is concentrated on the rock seam around the two ends of the fault. In model I,stress is concentrated at the shallow part of the orebody at the footwall of the fault.The horizontal stress is 6.410 MPa.The horizontal stress under the fault face is 3.14.9 MPa.The lower part of mined-out areas on the lower fault block releases pressure,and may even turn to tension stress of about 0.5 MPa.But in the deeper part,the horizontal stress turns to compressive stress and the value increases gradually. In model,the stress is concentrated at the lower part of the orebody on the lower fault block and the horizontal stress becomes 14.627.5 MPa.The horizontal stress under the fault face is 4.948.16 MPa.The lower part of the mined-out areas at the fault footwall releases pressure;the horizontal stress is 4.94 MPa. 3.2 Distributional characteristics of vertical stressesThe distributions of vertical stresses are also influenced by faults.The stress isolines are staggered by the fault face.The stress is focused on the rock seam round the two ends of the fault. In model I,the stress is concentrated at the lower part of the orebody on the lower fault block.When the depth increases,the extent of the stress concentration in the rock under the coal bed decreases.The vertical stresses of the rock under the coal bed step down from 29.8 MPa to 18.7 MPa.The extent of the release at the upper part of mined-out areas reduces gradually and the vertical stresses increase from 1.5 MPa to 8.6 MPa.The vertical stresses at the footwall of the fault face increase from 8.6 MPa to 15.4 MPa. In model,the stress is concentrated at the lower part of the orebody on the lower fault block. When the depth increased,the concentration of stress in the rock under the coal bed decreased.The vertical stresses of the rock under the coal bed step down from 47.1 MPa to 13.5 MPa.The extent of the release of the footwall mined-out areas gradually reduces and the vertical stresses increase from 2.33 MPa to 7.92 MPa.The vertical stress at the footwall of fault face is 13.5 MPa.3.3 Distributional characteristics of shear stressesThe distribution of shear stresses at the upper part and the footwall of the fault are obviously different.The distributional characteristics of shear stress isolines are in conflict and the shear stresses are concentrated at the two ends of the fault.Inmodel,the stresses under the fault face evolve from compressive shear stress to tension shear stress.Its value ranges from5.4 MPa to0.3 MPa (the minus sign means compressive stress and the positive sign means tension stress).The tension at the upper fault block face of the shear stress area has a value of 0.3 MPa in the shallow part which gradually increases to 2.56 MPa in the deeper part. In model,the stress above the fault face changed from tension shear stress to compressive shear stress and the values ranged from6.6 MPa to 11.6 MPa (again,the minus sign means compressive stress and the positive sign tension stress).The upper part of the fault face is a tension shear stress area and the value gradually reduces from 4.99 MPa to 0.57 MPa. 3.4 Horizontal displacement In model,the horizontal compressive displacement on the lower fault block is small;its value is 0.35.6 mm.The horizontal compressive displacement at the fault footwall is large.The maximum value is 42.6 mm,but this falls gradually to 0.3 mm with increasing depth. In model,the horizontal tension displacement of the coal floor at the upper part of the fault ranges from 1.3 mm to 10.9 mm.The deep horizontal compressive displacement is small,ranging from 0.3 mm to 1.9 mm.The horizontal tension displacement at the footwall of the fault is between 1.3 and 10.9 mm.3.5 Vertical displacementJust as in the foregoing description,during mining,vertical stresses loading on the rock floor will change.At a time,from the front of the coal wall to the mined-out area,advancing in the direction along the workface supporting pressure areas,release pressure areas and stress resuming areas will arise.Related to this development,the rock of the coal floor may become a compressive area,an expanding area and a re-compressive area.The displacement of the rock on the coal floor reduces with increasing depth.In model,the displacement of the compressive area at the fault footwall reduces from 21.4 mm in the shallow end to 8.2 mm in the deep end and the displacement of the expanding area in upper part reduces from 84 mm to 4.9 mm going from the shallow to the deep end. In model,the displacement of the compressive area at the fault footwall reduces from 34.17 mm at the shallow end to 3.88 mm at the deep end and the displacement of the expanding area in the upper part reduces from 14.29 mm at the shallow part to 2.17 mm in the deeper part. 4 ConclusionsGiven the calculations in our analysis,the following inferences can be drawn:1)Influenced by mining of the floor rock,horizontal stress releasing areas and rising areas at the upper part and at the footwall of the fault develop. The distributions of horizontal stresses are influenced by the fault as indicated by the stress isolines which are staggered at the fault face and the stress is focused on the rock seam around the two ends of the fault.2)The distribution of vertical stresses are also influenced by the fault that as shown by the stress isolines,staggered at the fault face and the stress is concentrated at the rock seam around the two ends of the fault.3)The distribution of shear stresses at the upper part and the footwall of the fault are also obviously different.The shear stresses concentrate at the two ends of the fault.4)When the workface is at the footwall of the fault,there is a horizontal tension stress area on the upper part of the fault;when the workface is on the upper part of the fault,it has a horizontal compressive stress area at the lower fault block. 5)When the workface is on the lower fault block,the maximum vertical displacement is 5 times larger than that at the upper fault block,which very much increases the chance of a fatal inrush of water from the coal floor.References1Gao Y F,Shi L Q,Lou H J,et al.Water-Inrush Regularity and Water-Inrush Preferred Plane of Coal Floor.Xuzhou:China University of Mining&Technology Publishing House,1999.(In Chinese)2Qian M G,Miao X X,XU J L.The Key Strata Theory of Controlling the Rock Seam.Xuzhou:China University of Mining &Technology Publishing House,2000.(In Chinese)3Zhang J C,Zhang Y Z,Liu T Q.The Seepage Flow in Rock and the Water Inrush in Coal Floor.Beijing:Geological Publishing House,1997.(In Chinese)4Wang L G,Song Y.The Non-Linear Characteristic and the Forecast of Water Inrush from Coal Floor.Beijing:Coal Industry Press,2001.(In Chinese)5Gong S G.The Basic Application and Example Analysis of ANSYS.Beijing:Machine Press,2003.(In Chinese)6Li H Y,Zhou T P,Liu X X.The Tutorial of Engineering Application of ANSYS.Beijing:China Railway Press,2003.(In Chinese)7Wang L G,Song Y.A model to risk assessment for mine water-inrush.Journal of Engineering Geology,2001,09(02):158163.8Miao X X,Lu A H,Mao X B,et al.Numerical simulation for roadways in swelling rock under coupling function of water and ground pressure.Journal of China University of Mining&Technolog,2002,12(2):121125.9Wang L G,Bi S J,Song Y.Numerical simulation research on law of deformation and breakage of coal floor.Group Pressure and Strate Control,2004,(4):3537.(In Chinese)10Wang L G,Song Y,Miao X X.Study on prediction of water-inrush from coal floor based on cusp catastrophic model.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2003,22(4):573577.11Jiang J Q.The Stress and the Movement of the Rock Around the Stope.Beijing:Coal Industry Press,1997.(In Chinese)中文译文采矿对煤层底板断层活化影响的数值模拟王连国，缪协兴中国矿业大学，理学院，中国，江苏，徐州221008 摘要：利用数值模拟软件ANSYS ，模拟采矿引起的底板断层活化规律。结果表明，工作面在断层上带和下带时，横向、纵向和剪应力的变化，以及水平和垂直位移几乎一样的。因采矿地面岩石影响，在断层的上带和下带有应力降低和压力上升的地区。应力分布的影响，这样的断层的压力等值线的交错面临的过失和强调的是集中在岩层周围的两端。但是断层的影响，活化的上部或下部断块的工作面明显不同.当工作面在断层的下带，有一个横向拉应力区的在断层的上带;当工作面是在断层上带，它有一个压应力水平较低的地区的工作面断层块。当工作面在断层下带，最大垂直位移比工作面在断层上带大5倍，这样极大地增大致命的底板突水机会。关键词：采矿;断层活化;模拟1简介在本文中，我们试图评价受煤层底板的断层活化规律和变形。损害机制所造成的岩石煤层底板断层周围描述来自不同方面和在不同情况。说明可以在一定程度上加强我们的理解采矿影响煤层底板断层活化.然而，从这些观点的考虑，机械分析无法实现的预期的目的.为了更深刻的理解受工作面影响断层活化规律，我们使用计算机，从而使数值模拟试验，并获得了一系列有价值的结论。2数值计算模型的形成考虑到工作面在断层上下带位子不同的影响断层活化，我们建立两个数字模型通过不同拉伸状态.图1是一个数值模型（模型）的工作面下带，显示的负荷上方的岩层根据矿山压力的分布特征.基于现在采矿技术学条件祁南煤矿，模拟工作面前70米和纵向的和30米深的煤层底板.底板的岩性是贝雷亚砂岩的弹性模量E = 1.09 104MPa时，泊松比 = 0.34 ，凝聚力 = 2.94MPa时，内摩擦角 = 35和容重 = 2.5 kN/m3。工作面在断层上带数值模型（模式 ）和模型是一样的，但前面的支承压力是在工作面是在断层上带的情况下。图1 计算模型3数值模拟结果与分析（一）等值的水平应力（二）等值线垂直应力（三）剪应力等值线（四）等值线水平位移（五）垂直位移等值线图2 模型的计算结果对于这两种模型，等值线图的水平，纵向和剪应力以及横向和垂直位移的模型 ， 计算和绘制分别为图2-3。3.1横向应力分布特征（一）等值的水平应力（二）等值线垂直应力（三）剪应力等值线（四）等值线水平位移（五）垂直位移等值线图3 模型的计算结果 受开采的煤层底板岩石影响，有水平应力降低区域和不断上升的断层上带。受断层影响分配的横向应力，很明显，应力等值线是错开的断层所面临的压力是聚集在断层岩层周围的两端。在模型，强调的是集中在浅水部分矿体上带.水平应力是6.4-10 MPa. 在断层面得水平应力3.1至4.9MPa。下部采空区的低断块降低压力，甚至可能反过来向拉应力约0.5 MPa。在更深的部分，水平应力和压应力轮流逐渐增加。在模式 ，应力集中在下部矿体低断块和横向应力成为14.6-27.5 MPa。水平应力下的断裂面是4.94-8.16MPa。下部采空区的断层降低压力;横向应力是4.94MPa。3.2垂直应力分布特征垂直应力分布也受到断层的影响。压力等值线的交错由断层面.应力集中在煤层下的断层两端。在模型中，应力是集中在较低的部分矿体低断层。当深度的增加，度在岩石下的应力聚集程降低.垂直应力条件下岩石煤层步骤从29.8MPa的18.7 MPa.The程度释放在上部采空区减少逐步和垂直应力增加1.5强度为8.6 MPa.The垂直强调在带故障面对增加8.6MPa至15.4MPa。在模式 ，应力集中在下部矿体低断块。当深度增加，煤床下的岩石垂直应力集中在47.1 MPa到13.5 MPa.在断层下带垂直应力增长从2.33 MPa提高7.92 MPa.垂直应力在断层下带为13.5 MPa。3.3剪应力的分布特征在断层上下带的剪切应力的分布式明显不同的，剪切应力等值线是冲突的，和集中在断层两端剪切应力相比。模型 ，压力下面临断层演变从压剪应力的张应力。值范围从- 5.4MPa至-0.3MPa（减号指压应力和积极的迹象意味着拉应力） 。在上断块面的张应力对剪应力地区有价值0.3MPa的浅层部分，逐步提高到2.56MPa的更深的一部分。在模式的应力面对上述故障从紧张到压剪应力剪应力和价值不等， 6.6MPa，以-11.6MPa（再次，减号指压压力和积极的迹象拉应力）。上部部分断裂面是一个紧张剪应力区和逐步降低的价值从4.99至0.57MPa。3.4水平位移模型，横向压缩病安置低断块小，它的价值是0.3-5.6 mm.横向压缩病安置在断层下带是。最大值为四十二点六毫米，但逐渐下降至0.3毫米日益深入。在模式 ，紧张的横向位移煤炭楼的上半部分的故障范围从1.3mm到9.10mm.深横向压缩位移小，范围从0.3毫米1.9 mm.横向位移紧张带故障是1.3和10.9毫米。3.5垂直位移正如在上述的描述，在采矿，垂直应力装载的岩石上改变.有时，从煤壁前面到采空区，推进方向沿支撑的工作面压力区，降低工作压力和垂直压力恢复地区将上升.重诉这一发展，岩层的煤层底板可能成为压区，扩大面积和重新压缩面积位移岩石上的煤层底板降低日益深入。模型 ，压缩位移在断层下带减少21.4毫米，在浅端8.2mm深底的扩大面积减少上部从84毫米到4.9mm从浅到深部。在模式 ，压缩位移在减少断层下带在从34.17mm浅端部3.88mm在底和深的扩大面积的上半部分减少从14.28在浅层部分2.17mm的更深一部分。4结论鉴于我们的分析计算，可以得出以下推论：1）受采矿地面岩石，横向应力释放领域和不断上升的地区上半部分，并在带故障发展。分布横向应力的影响的过失所显示的压力等值线是错开的故障面临的应力集中对岩层周围的两端故障。2）垂直分布也强调受故障，由于所表现出的压力等值线，交错在故障面对的压力是集中在岩层周围的两端故障。3）剪应力分布的上限部分和下带的故障也明显不同，剪应力集中在两个两端的故障。4）当工作面处于带的故障，有一个横向拉应力区上部断裂;当工作面于上半部分的故障，它有一个横向压缩应力区在较低断块。5）当工作面是低故障块，最大垂直位移的5倍大于在上断块，这非常多增加了一个致命的突水从煤层底板。参考文献1 Gao Y F,Shi L Q,Lou H J等.煤层底板突水突规律与防治.徐州 ：中国矿业大学出版社， 1999 。 2钱鸣高，缪协兴 ，岩层控制的关键层理论.徐州 ：中国矿业大学出版社， 2000 。 3 Zhang J C,Zhang Y Z,Liu T Q.渗流在岩石和在煤矿底板突水.北京 ：地质出版， 1997年。 4王连国，宋扬，煤矿底板突水的非线性特性及预测.北京 ：煤炭工业出版社， 2001年。 5 Gong S G，基本应用与实例分析ANSYS.北京 ：机械工业出版社， 2003 。 6 Li H Y,Zhou T P,Liu X X，ANSYS应用工程辅导.北京 ：中国铁道出版社， 2003 。 7王连国，宋元，矿井突水风险评估模型.工程地质学报， 2001,09 （ 02 ） ：158-163 。8 缪协兴,卢爱红,茅献彪，数值仿真膨胀岩巷道耦合作用下的水和地面压力.中国矿业大学学报， 2002,12（ 2 ）:121 - 125 。9王连国，毕善军，宋扬，研究煤矿底板的变形与断裂规律数值模拟.压山压力与顶板管理， 2004 ，（ 4 ） :35 - 37 。 10王连国，宋扬，缪协兴，基于尖点灾难性煤层底板突水模型研究.中国岩石力学与工程杂志， 2003,22 （ 4 ）:573 - 577 。11 Jiang J Q，回采工作面围岩运动和应力.北京:煤炭工业出版社,1997年。松软顶板稳定原理分析摘 要：我国煤矿赋存在松软围岩的煤层占可采煤层总数的1 /3, 随着煤田的开发和矿井开采深度的加大,属于这类条件的煤层比例, 还会逐年增加。在采矿过程中, 由于某些原因, 巷道不得不布置在松软围岩中, 松软围岩具有强度低、结构面发育、膨胀性和流变性严重的特点。那么巷道布置在松软岩层中, 工作面冒顶频繁、支架陷底严重、巷道收敛强烈, 这些矿山压力显现, 会造成生产及人身事故, 直接影响矿井的安全生产和经济效益。为此对深井巷道支护方法的研究就显的极为重要。煤矿软岩巷道工程是软岩工程的一个主要组成部分。在我国煤矿煤系地层中，具有软岩的矿井分布十分广泛。软岩巷道具有围岩软，强度低，膨胀性，深度大，应力水平高，无可选择性，动荷载作用，时限性等特点。这些特点使得软岩巷道支护问题成为困扰中国煤矿生产建设的重大问题之一。我国从60年代开始投入大量人力财力对软岩问题进行科研攻关，到目前已经取得大量可喜成果。1 软岩巷道围岩控制原则1.1对症下药原则软岩多种多样, 即使宏观地质特点类似的软岩,微观上也千差万别, 构成的软岩复合型变形机理亦多种多样。针对不同的变形机理, 软岩工程的变形和破坏状况不同, 对应的支护对策也不同。只有正确地确定软岩的变形机理, 找出造成软岩工程变形破坏的 病因!, 才能通过 对症下药!采取相应的支护措施, 达到软岩工程支护的稳定。1.2塑性圈原则软岩巷道支护力求有控制地产生一个合理厚度的塑性圈, 最大限度地释放围岩变形能。对于软岩巷道围岩稳定性控制来讲, 塑性圈的出现能大幅度降低变形能, 减少切向应力集中程度, 改善围岩的承载状态。但是, 必须控制塑性圈任意自由地出现，合制围岩塑性圈, 可在围岩变形趋于稳定时及时加强支护。1.3 提高围岩自稳能力原则重视改善围岩力学性质, 提高围岩的自稳能力,而不能采用被动支护, 被动支护的强度越大, 越易造成巷道的失稳破坏。软岩巷道的控制只有通过采用封闭暴露面、安装锚杆、二次注浆加固等措施, 提高围岩抗压强度、弹性模量、粘聚力、内摩擦角等岩石力学性质指标, 进而提高岩体自承能力, 达到治理巷道目的。1.4 联合支护原则软岩巷道的变形机理通常是几种变形机理的复合类型, 不同复合型具有不同的支护技术对策要点,关键问题是有效地把复合型转化为单一型的联合支护形式。软岩巷道支护是一个过程, 要对软岩巷道实行有效控制, 必须有一个从复合型向单一型的转化过程。这一过程是依靠一系列有针对性的单一支护型式的联合支护实现的。1.5大断面及避开最大水平应力原则因软岩巷道的大变形不可避免, 在巷道断面设计上应预留变形面积, 以防其尺寸在巷道变形后满足不了使用要求。在地下岩体内掘进巷道后, 由于地应力和二次应力的作用, 会使巷道或硐室发生变形和破坏。就巷道的稳定性而言, 为使巷道周边的应力集中程度减到最小，在选择巷道的位置、方向以及断面形状时, 岩石中的应力状态是一个决定因素。2 软岩巷道支护实例2.1巷道地质条件与原有支护北大巷实际埋深500m左右, 围岩岩性普遍较差, 大多为深灰色砂质泥岩和深灰色铝土质泥岩, 如图1。这种岩石强度低, 岩石普氏系数在1.6 4.3左右, 且易风化、遇水易膨胀, 由于巷道多次修复, 围岩更加松散破碎。三水平北大巷原有支护为U 型钢+ 水泥背板支护, 由于围岩岩性较差, 受到上方煤柱的高支承压力作用后, 巷道变形强烈。巷道普遍存在顶板强烈下沉、两帮严重内移、底臌量大, 巷道全断面收缩。三水平北大巷原巷道断面: 净宽4.0m、净高3.1 m, 巷道变形后最大变形处断面净宽2.6m、净高2.0m。2.2巷道破坏原因分析由于三水平北大巷的围岩岩性较差, 受上方煤柱支承压力作用后, 巷道全断面来压, 巷道顶板下沉量、两帮移近量和底臌量都很大, 巷道全断面收缩,造成巷道维护特别困难。根据北大巷原有支护状况, 北大巷严重变形破坏的原因是多方面的。主要原因有以下几个方面:a. 受煤柱支承压力作用, 北大巷围岩压力大。北大巷上方留有保护三水平井底车场的煤柱, 煤柱的支承压力达到原岩应力的2倍 3倍, 北大巷围岩中的切向应力很高, 北大巷泥岩强度大多在16MPa 36MPa之间, 巷道围岩中产生的切向应力达到32MPa以上, 围岩的应力水平远高于一般泥岩的强度。由于浅部围岩的受力状况较差, 造成北大巷的围岩大量屈服破裂, 产生强烈的剪胀变形, 节理裂隙特别发育。b. 北大巷围岩岩性较差。北大巷围岩多为泥岩, 这种岩石的强度低, 且易风化、遇水易膨胀。在高地应力作用下易产生强烈变形, 变形持续时间长。尤其巷道底板及两墙底角处未能封闭严密, 造成底膨严重, 巷道首先由两侧墙角变形破坏, 致使整个巷道松动变形。2. 3巷道支护措施改进a. 采用高阻可缩支架。它的关键是采用高强U型钢配合双槽夹板卡缆, 并采用新型联排双扣双抗钢筋网, 解决目前现场实际使用的卡缆, 因结构不合理导致的卡缆外翻和夹板拉断问题, 避免支架低阻滑移, 使支架真正实现高阻可缩。b. 加强U 型钢棚纵向结构的强度, 即棚与棚之间用螺纹钢拉杆相连, 同时使用水泥背板进行腰背,使整个棚子连成一体, 增强了整体稳定性。c. 采用高强控底措施控制底板的强烈臌起。根据底板松散破碎底臌量大的实际情况, 采用底板锚索并配合梁网支护, 控制底板的强烈底臌。其中底板锚索施工采用专用的底板锚索钻机。根据底板围岩松散破碎的状况, 先采用底板注浆。然后采用整体梁加固底板, 包括水沟的永久支护。d. 采用锚注加固技术加固围岩。根据北大巷的围岩状况, 需要采用锚注技术加固围岩。一方面通过锚注加固提高围岩体本身的稳定性, 另一方面通过注浆将支架与围岩耦合为一体, 实现支架与围岩共同承载。2. 4巷道支护措施改进后的效果巷道支护措施改进前, 由于支架变形严重, 造成巷道严重破坏, 大部分巷道施工期间就翻修1次 2次, 局部多达3次, 严重影响了施工速度和工程质量。改进后, 经一年多的使用观察, 巷道稳定性较好, 能确保设计要求和安全使用, 只是个别地点有微量变形。1 试验面生产技术条件3403 试验工作面巷道埋深600m, 煤层平均厚度2. 6m, 属稳定煤层, 结构简单。直接顶为砂质泥岩, 厚0 5.2m, 平均2.3m。老顶为中细砂岩, 平均厚度11.4m。直接底为粉细砂岩, 平均厚度3.5m。该试验面因受生产条件的限制采用不完全沿空留巷技术, 如图1 所示( 图中虚线为未开掘巷道) 。其中运输平巷和回风平巷仍采用传统的木支护。因巷道埋藏较深和受到相邻工作面采动的影响, 工作面运输平巷要经常处于高应力和采动压力双重影响之下, 并且, 由于回采顺序, 要受上、下两面的两次采动动压影响.2 深部煤层巷道围岩变形规律深部煤层巷道围岩变形不同于岩石巷道, 有其特殊的规律。因煤层巷道两帮围岩一般是煤体, 其强度通常都低于巷道顶底板岩层, 所以塑性区从帮角开始。当煤层巷道的底板岩层强度较低时, 塑性区的发展就从两帮和底角开始; 若顶、底围岩强度皆低, 塑性区的发展就从帮和顶、底角开始。随着帮角塑性区的发展, 其它部位的塑性区也逐渐发展, 但最终仍以帮、角的塑性区最大。深部煤层巷道在高地应力、围岩岩性松软及采动压力的影响下, 通过相似材料模拟试验和现场观测发现其变形有如下特点:( 1) 巷道围岩变形破坏后挤向巷道空间, 而较深部围岩都有不同程度的下沉。在工作面超前支承压力的作用下, 迫使老顶、直接顶、两帮下沉, 煤层压入巷道底板, 煤层老底也因岩体压缩而产生微量下沉。由于巷道浅部围岩出现了剧烈的塑性破坏, 巷道底板支护阻力较小, 因此这部分围岩向巷道空间移动, 在两帮煤层下沉的作用下, 巷道底板出现底臌。两帮在出现一定程度的下沉的同时在水平方向也挤向巷道空间。( 2) 从巷道横截面来看, 没有松塌破坏的围岩出现不同程度铅直压应变, 巷道松塌破坏区的围岩变形表现为拉应变的特征。在巷道实体煤的未破碎区中, 由顶板传递到底板的铅直支承压力较大, 因此该区域的围岩都表现为压应变, 各岩层都有不同程度的下沉。巷道悬露的直接顶因受到的铅直支护阻力很小, 与两帮煤壁上的支承压力相差非常悬殊, 被产生一定变形的老顶岩层压入巷道的同时产生严重的破坏而体积膨胀。巷道浅部煤体出现塑性破坏后, 水平方向的拉应变大于铅直方向的压应变。( 3) 巷道两帮变形破坏是造成巷道底臌的重要原因。由于巷道底板通常没有支护阻力, 即使布置了支架, 煤帮对其下部底板岩层铅直应力也大大高于支架对底板的作用力, 所以煤帮下部岩层的压应变造成在底板中出现破断线, 帮的下沉将促使底板破裂滑移、臌起更为严重。两帮下沉量越大, 底臌量越大。( 4) 随着巷道埋深增加, 围岩压力增大, 特别是有动压作用地点, 巷道围岩呈现软岩特征。( 5) 由于第二次动压作用时间短, 并且有工作面超前加强支护, 所以, 第二次动压比第一次动压时围岩变形稍小。3 支护技术3.1支护方式的选择根据深部煤巷的变形特点, 锚网带支护作为一种主动支护, 与传统的棚式支护相比具有明显的优势; 锚杆能实现主动支护, 提高围岩的自承能力; 金属网有很好的柔性, 有能适应围岩、煤帮变形的能力, 因而能有效地防止围岩的松动剥落, 防止锚空现象, 有效地发挥锚杆的支护作用; 钢带能使金属网充分的贴帮、接顶, 保证锚杆支护系统的完整性。因此锚网带支护能够从根本上改善深部动压巷道的支护状况, 保证安全生产。3.2锚网带支护加固原理锚网带支护之所以能够成为深部煤巷的一种有效的支护方式, 是因为锚杆、金属网和钢带组成一个桁架结构, 如图2 所示。在锚杆和钢带共同作用下, 对锚杆间的围岩产生压缩, 从而一方面增大了顶板围岩裂隙中的摩擦力, 另一方面抵消或减小了顶板中部可能产生的拉应力。同时通过钢带和金属网把锚、网、带连接为一体, 既能协调受力, 又具有一定的柔性, 允许围岩出现一定程度的变形, 并且在围岩变形过程中围岩摩擦力增大, 产生自锁作用, 从而能够承受住采动压力的叠加, 维护动压巷道的稳定性。3.3锚固形式选择锚杆的锚固形式分为全锚和端锚。全锚具有锚固力大的优点, 而端锚能够适应巷道围岩变形。对于受两次动压的巷道, 在第一次动压过后, 可以把托盘卸掉, 把破碎的煤体放出, 然后再上好托盘, 拧紧螺母, 起到卸压作用。经计算在试验巷道内采用树脂药卷螺纹钢端锚的方式能够提供足够的支护阻力。3.4合理锚杆参数的确定在层状岩层中开掘的巷道, 顶板岩层的滑移与分离可能导致顶板的破碎, 直至冒落。深部煤层巷道由于其所受力学环境恶劣, 节理裂隙比较发育, 围岩破碎带大, 松脱岩块的冒落可能对生产造成威胁。如果锚杆加固系统能够提供足够的支护阻力将松脱顶板或危岩悬吊在稳定岩层中, 并有效控制两帮煤体塑性区的扩展, 就能保证巷道围岩稳定。回采工作面沿空留巷布置有以下明显优势：实现无煤柱开采，提高煤炭资源回收率；少掘巷道，降低矿井掘进率；回采工作面实现Y型通风系统，有利于解决瓦斯问题；消除煤柱护巷时煤柱下方应力集中对下部煤层开采与巷道支护的不利影响，使巷道长期处于应力降低区。但是，沿空留巷要经历本回采工作面采前、采后及下一个工作面的强烈采动影响，特别是本工作面回采后，巷道处于2种不同介质中，顶板会发生强烈沉降，导致巷道变形和破坏范围显著增大。同时，沿空留巷必须进行巷旁支护。我国煤矿开采深度逐年增加，瓦斯涌出量也越来越大，特别是在深部高瓦斯、低透气性煤与瓦斯突出煤层中开采时，大量瓦斯涌出和积聚已成为矿井安全生产和提高开采效率的极大障碍，而采用沿空留巷技术实现Y型通风是解决这一难题的有效途径，并可实现工作面往复式开采，消除孤岛工作面，提高煤炭资源回收率。深部沿空留巷与浅部沿空留巷围岩变形有很大区别。深部煤岩体处于高地应力、高地温、高岩溶水压的环境中，而且要经受多次强烈的采动影响。高原岩应力与采动应力叠加，导致围岩变形的扩容性、流变性与冲击性突出。不仅沿空留巷顶板变形强烈，而且煤帮挤出和底臌严重，这是深部沿空留巷最显著的特点。沿空留巷涉及的主要研究内容包括：沿空留巷围岩活动规律，围岩与支护相互作用关系，巷内支护、加强支护及巷旁支护等。围绕这些内容，多年来国内外的学者已经进行了大量研究工作。我国已基本掌握了简单条件下薄及中厚煤层沿空留巷矿压显现规律，甚至在综采放顶煤工作面也得到应用。但在深部矿井的研究与应用还比较少。目前沿空留巷研究主要集中在以下几点：(1) 沿空留巷围岩活动规律及支护围岩作用关系研究。沿空留巷顶板简化成层间结合力忽略不计的矩形“叠加层板”结构，根据弹塑性力学的有关理论提出了顶板载荷的条带分割法；根据沿空留巷顶板运动特点，分为前期活动、过渡期活动和后期活动3个阶段，并给出了相应的支护阻力计算公式。从不同的角度建立了顶板运动的力学模型。针对厚煤层综采放顶煤工作面沿空留巷，也进行了研究与试验。采用相似材料模拟和数值模拟方法对沿空留巷老顶破断位置与形状、不同支护方式对顶板活动的影响以及巷旁充填技术参数的确定进行了分析；对围岩位移特点、煤帮与充填体应力演化特征进行了研究。根据井下矿压监测数据，对沿空留巷围岩与充填体的分阶段变形特征进行了分析。(2) 巷旁支护技术。巷旁支护是沿空留巷的关键技术，经历了木垛、密集支柱、矸石带、混凝土砌块等人工构筑的传统低强度支护方式，发展到目前的高水材料和膏体材料机械充填高强度支护方式。随着高强度锚杆与锚索支护技术的快速发展，研究与试验了巷旁采用锚索加强支护，配合密集支柱的沿空留巷巷旁支护方式，取得较好效果。(3) 巷内支护技术。巷内支护包括基本支护与加强支护。基本支护形式主要有工字钢支架、U 型钢可缩性支架、锚杆与锚索支护及联合支护等。目前，锚杆与锚索支护在沿空留巷巷内支护中得到广泛应用。但是在深部与复杂困难条件下，普通的高强度锚杆与锚索支护也难以有效控制围岩强烈变形，保持巷道的稳定。为此，煤炭科学研究总院开采设计研究分院开发出高预应力、强力锚杆与锚索支护系统，并在多个矿区得到推广应用，取得良好支护效果。高预应力、强力锚杆与锚索为沿空留巷巷内支护与巷旁锚索加强支护提供了首选的、有效的手段。加强支护主要有单体支柱及专门设计的液压支架。本文针对深部沿空留巷出现的问题，采用数值模拟对深部沿空留巷围岩的变形规律和控制技术进行研究，在淮南谢家集第一煤矿(以下简称谢一矿）进行井下试验与应用，并提出深部沿空留巷的支护原则与建议。4 深部沿空留巷的数值模拟分析沿空留巷受到回采工作面引起的顶板剧烈运动，同时由于巷旁支护体的支护作用，其围岩变形有着独特的特点。沿空留巷围岩结构如图1 所示。沿空留巷围岩位移与普通巷道相比，其最大的特点是与基本顶岩层回转运动密切相关。沿空留巷顶板位移主要由煤帮侧下沉量，基本顶岩层回转引起的下沉量及顶板岩层扩容变形量组成。因此，基本顶断裂位置、煤帮支护方式与参数、顶板支护形式与参数、巷内加强支护方式及巷旁支护形式、参数与力学性能(如充填体尺寸、充填方式、充填体强度等)，对沿空留巷围岩变形都有直接影响。为全面、系统了解沿空留巷围岩变形与应力分布特征，采用有限差分数值计算软件FLAC3D进行了模拟分析。4.1 模型建立模拟巷道为淮南谢一矿5121B10 工作面回风巷。该工作面煤层厚度平均1.4m，倾角22度。巷道埋深为700m左右，断面为倒梯形，中间高度2.8m，宽度5m。煤层顶底板岩层物理力学参数见表1。模型初始地应力采用井下实测数据。采用水压致裂法在该工作面附近进行了原岩应力测量，测量结果为：最大水平主应力16.9 MPa，方向N46.2W，最小水平主应力8.9 MPa。垂直主应力20.1MPa。根据回风巷顶底板岩层分布状况，将模型共分为10层，划分344*100 个单元，模型尺寸为200m100m142.7m(长宽高)。根据对称性原则，工作面开采宽度设定为100m，巷旁充填体采用高强度膏体充填材料，其7d抗压强度为15MPa，充填体宽高比设为1，紧随工作面开采充填。模型中岩层、煤层与充填体均采用莫尔库仑屈服准则。为了解深部沿空留巷围岩变形规律，在开切眼前方巷道20 m 处设置监测点，监测整个留巷过程中围岩变形及受力变化。为使模型接近井下实际回采情况，采用分步开挖，每次开挖2 m，相当于工作面推进2m。共开挖30次，模拟工作面回采60m。模拟过程中监测点布置见图2。顶板与底板应力监测点分别位于巷道中心顶板上方、底板下方0.5m处，两侧顶板监测点分别位于巷内距两帮0.5m、顶板上方0.5m处，煤帮应力监测点位于煤帮中部1.0m处。4.2 巷道围岩变形与应力分布特征分析巷道围岩位移与至回采工作面距离的关系见图3(a)。可见，工作面回采超前影响范围为015m，顶板下沉和底臌量分别为51.1、90.9 mm，煤帮位移为62.2mm；围岩变形主要发生在工作面后方025m范围之内。顶板总下沉量达到199.3mm，底臌量达到395.2 mm，煤帮位移量为283.0mm，围岩变形以煤帮挤出和底臌为主。巷道两侧顶板位移曲线见图3(b)。超前工作面巷道两侧顶板下沉较均匀。工作面后方留巷段两侧顶板下沉不均匀，采空区侧下沉大，煤帮侧下沉小，两者相差26 mm，主要是留巷顶板回转变形所致。沿空留巷顶板垂直应力分布见图4(a)。工作面前方012m 范围为超前应力影响区。随着工作面推进，工作面后方留巷段顶板在直接顶和基本顶来压而回转变形过程中，应力逐渐升高，工作面后方30m后垂直应力逐渐稳定。但总的来说，垂直应力不大。沿空留巷顶、底板水平应力分布见图4(b)。水平应力明显大于垂直应力，主要是由于回采过程中采空区顶板回转对顶底板产生的附加水平推力所致。底板水平应力在工作面前方15m到工作面后方6m处逐渐降低，之后逐渐增加，工作面后方影响范围为632m；顶板水平应力的超前影响范围为010m，工作面后方影响范围与底板水平应力一致，但工作面后方22m后，即大约一个来压步距后，顶板水平应力开始小于底板水平应力。煤帮垂直应力在距工作面12m 时开始逐渐增加，直到工作面推过20m后逐渐稳定并有所降低。在整个过程中，煤帮不断受到超前支承压力和采空区顶板回转引起的侧向支承压力的影响，应力较大。巷道两侧煤帮与巷旁充填体是应力升高区，说明充填体与煤帮均有效支护了顶板。5 深部沿空留巷支护井下试验沿空留巷井下试验选择在淮南谢一矿5121B10工作面回风巷，巷道地质与生产条件如节2 所述。沿空留巷的实施可分为巷道掘进与支护、工作面回采时加强支护与工作面后方巷旁支护3个阶段。5.1 沿空留巷支护设计巷道支护分为巷内支护和巷旁支护。巷内支护又分为基本支护与加强支护。5.1.1 巷内基本支护(1) 支护形式试验巷道为深部高地应力、受强烈采动影响的沿空留巷，普通锚杆支护难以控制巷道掘进及留巷期间强烈变形，不能满足生产要求。因此，确定巷内基本支护采用高预应力、强力锚杆与锚索支护系统。通过给强力锚杆与锚索施加高预紧力，并使其有效扩散到围岩中，有效控制围岩中裂隙张开和新裂纹产生、结构面离层与滑动，保持围岩在掘进与留巷期间的完整性。(2) 支护材料根据深部沿空留巷围岩变形与破坏的特点，确定采用高韧性、高延伸率、强力锚杆与锚索支护材料。锚杆杆体为BHRB500左旋无纵筋螺纹钢筋，屈服强度大于500MPa拉断强度大于670MPa，冲击吸收功达到30J，伸长率达到20%；锚索为新型119结构高强度预应力钢绞线，拉断荷载达到600kN(直径22mm)，伸长率7%。为实现锚杆预应力的有效扩散，锚杆组合构件采用W型钢带。(3) 支护参数采用数值模拟进行多方案比较，结合已有的经验，确定锚杆与锚索支护参数。锚杆直径22mm，长度2.4m，树脂加长锚固，预紧力矩为500Nm。采用W 型钢带和金属网护顶。顶板锚杆间排距为900mm1000mm，帮锚杆间、排距均为1000mm。顶板锚索直径22 mm，长度6.3m，每排2 根锚索，间距1.8m，排距2m，预紧力为300kN。巷道锚杆支护布置如图5 所示。5.1.2 加强支护对于普通的回采工作面顺槽，当受到工作面超前支承压力影响后，巷道围岩变形与破坏范围会显著增加。为了保持巷道围岩稳定，同时断面能够满足生产要求，应进行超前加强支护。煤矿安全规程明确规定：采煤工作面所有安全出口与巷道连结处20 m范围内，必须加强支护。目前，加强支护方式主要有2种：单体支柱配顶梁；专门设计的超前支护液压支架。对于沿空留巷，不仅受到工作面超前支承压力的影响，更主要的是工作面采过以后，一侧煤帮不复存在，采动影响更加剧烈，而巷旁充填体的设置并达到所需的强度需要一定的空间与时间。在这个空间与时段内，必须设置高阻力的加强支护，阻止顶板下沉，控制顶板岩层离层，保持顶板的完整与稳定，同时为巷旁充填提供安全、宽敞的作业空间。当然，深部沿空留巷与浅部相比，对加强支护提出更高的要求。用于沿空留巷巷内加强支护的形式也主要有2种：单体支柱配顶梁及专门设计的加强支护液压支架。淮南矿业集团公司与有关单位合作开发出自移式主动强力控顶支架。该支架由立柱、四连杆机构、顶梁与底座组成，前后相邻两架支架由伸缩梁和推移千斤顶连接，支架相互推拉实现自移行走。加强支架4 根立柱工作阻力达8000 kN，主动支撑力与护表面积大。根据谢一矿5121B10工作面回风巷的地质与生产条件，选取了单体支柱配顶梁的加强支护方式。超前工作面煤壁2060m 采用DZ型单体支柱配HDJA-1000 金属铰接顶梁单排支护；超前煤壁20 m 用单体支柱配合金属铰接顶梁三排支护。铰接顶梁为一梁一柱，走向棚支护，支柱初撑力不小于50 kN。工作面滞后煤壁100m 范围内用单体支柱配合金属铰接顶梁三排加强支护。回风巷加强支护布置如图6 所示。5.1.3 巷旁支护如前所述，巷旁支护有多种形式，但对于深部沿空留巷，比较适合的是充填式巷旁支护。深部沿空留巷对巷旁充填支护提出以下要求：(1) 充填体强度。巷旁充填体在工作面顶板垮落过程中应具有足够的强度切断直接顶岩层。一方面，要求充填体从开始充填到达到最大强度的过程中，强度的增加应与顶板下沉、来压步距与时间相适应。在顶板下沉与来压明显的情况下，如果充填体强度仍然比较小，则不能有效控制围岩变形。另一方面，充填体最终强度必须达到一定数值，巷旁支护达到合理的支护阻力，才能保持留巷的长期稳定。对于深部沿空留巷，由于地应力高、采动影响强烈，要求巷旁充填体有较快的增阻速度，最终能达到较高的强度与支护阻力。此外，沿空留巷一般要复用，即不仅要用作本工作面回风与抽采瓦斯的通道，而且要用作下一个采煤工作面的运输巷或回风巷。留巷服务2 个采煤工作面，还要经受下一个工作面的采动影响，维护时间成倍增加。要求巷旁充填体在服务期间不能风化，应有较高的长期强度。(2) 充填体变形性能。巷旁充填体不仅要有较高的强度，而且应具有较好的变形性能，以适应基本顶岩层旋转下沉引起的变形。沿空留巷服务时间长，要求充填体同时具有较高的长期强度与足够的变形性。此外，巷旁充填体不能产生较大的侧向变形，以保证留巷有足够的断面积，满足生产要求。(3) 充填体施工。巷旁充填一般采用泵送的方式，要求充填材料应有良好的泵送性能。充填体的构筑应紧跟采煤工作面，构筑速度应能满足综采工作面推进速度的要求。特别强调的一点是，充填体上方的顶板必须预先进行锚杆与锚索支护，使顶板保持完整与稳定，避免顶板破碎与冒顶，是确保巷旁充填支护成功的必要条件。这一点不仅在沿空留巷的实践中得到证实，而且对于采空区内留巷也是必须的。本试验中，在工作面与回风巷连接的出口处过渡支架移架后，在煤壁位置沿回风巷下帮向下3 m，长度5m范围内进行沿空留巷超前掘进，并进行锚杆支护。锚杆为直径22mm、长度5m 的左旋无纵筋螺纹钢锚杆，间排距为1000mm800mm，每排布置4根锚杆，采用钢带与金属网护顶。(4) 巷旁充填成本。要求巷旁充填不仅在技术上能满足要求，而且成本不能太高，否则不利于大面积推广应用。目前，巷旁充填材料主要有高水充填与膏体充填材料。膏体充填材料一般以水泥、粉煤灰、石子、砂和少量外加剂组合而成。这种材料取材广泛，可以实现废物利用，成本低、强度大，一般最终强度可达15MPa左右，经过配方调整，其强度可以达到30MPa。因此，选择该种材料作为深部沿空留巷的巷旁充填材料。本次试验采用膏体充填材料进行巷旁充填。5d后抗压强度达10MPa，最终强度可达14MPa。5.2 井下监测与支护效果分析5.2.1 掘进期间(1) 巷道表面位移在5121B10 工作面回风巷施工过程中与结束后，对巷道掘进期间的表面位移、顶板离层及锚杆受力进行了监测。共设置2 个测站，其中测站2 的掘进期间回风巷表面位移监测曲线见图7。掘进期间，两测站两帮移近量平均为151mm，其中上帮位移量为87mm，采空区侧帮(该帮回采后不复存在，设置充填体)位移量为64mm，上帮位移较大；顶底板移近量平均为49mm，其中顶板下沉12mm，底臌量为37mm，底臌为主要变形。距掘进工作面020m 范围内围岩位移增加明显，3050m 后基本稳定。整个巷道变形量较小，围岩完整、稳定，支护效果明显好于以前采用的普通高强度锚杆支护。两者支护方式的井下支护状况对比如图8所示。(2) 顶板离层图9为测站2回风巷顶板离层曲线。两测站顶板离层值平均为(距工作面1130 m)：浅部离层6mm，深部离层4 mm，总离层10 mm。顶板离层值很小，强力锚杆与锚索支护有效控制了顶板离层。(3) 锚杆受力采用安设在锚杆尾部的锚杆测力计进行了锚杆与锚索受力监测，锚杆测力计编号见图5。测站2顶部锚杆受力监测曲线见图10(a)。由图10(a)可知，在测站距掘进工作面030m范围内，受力变化较大。距掘进工作面50m后，锚杆受力趋于稳定。预紧力较高的“顶3”锚杆，在距掘进工作面15m 后基本稳定，而且受力变化幅度仅为12kN。可见，预紧力较高的锚杆受力稳定速度快，受力变化小；靠近上帮的“顶6”锚杆，预紧力小，锚杆受力一直在增大，增长幅度为41kN，到距掘进工作面90m之后才趋于稳定。可见，预紧力小的锚杆受力增长幅度大，趋于稳定的时间长。测站2 煤帮锚杆受力监测曲线见图10(b)。锚杆受力一般在距掘进工作面30 m 以后趋于稳定。预紧力较高的下帮锚杆受力变化小，在1013 kN 之间，且很快达到稳定；预紧力较小的上帮锚杆受力变化较大，在1632 kN 之间。特别是预紧力很小的“上帮1”锚杆，其受力增加值达到了49 kN，在距掘进工作面90 m 以后才趋于稳定。(4) 锚索受力测站2 锚索受力监测曲线见图11。锚索受力在距掘进工作面30m以后达到稳定，锚索受力基本不再变化。锚索由安装至受力稳定，其应力变化很小，其中：锚索1 从安装时的预紧力234.2kN 增加到241.8kN，荷载增幅仅为7.6 kN；锚索2 由244.8kN增加到249.4kN，增幅更小，为4.6kN。可见，锚杆与锚索的受力状态及其变化与其安装时施加的预紧力有很大关系。高预应力、强力锚杆与锚索不仅能有效控制围岩离层，而且本身的受力变化不大。这就使支护体处于较好的受力状态，避免了锚杆与锚索出现拉断与剪断等破坏现象。5.2.2留巷期间在5121B10 工作面回采留巷期间，共安设了5组表面位移测站，测站布置见图12。测站1，2 位于采煤工作面前方，用于监测受超前支承压力影响的巷道及工作面后方附近留巷的变形；测站35位于采煤工作面后方，用于监测工作面后方不同距离的留巷变形。测站1 位于工作面前方60m处，监测工作面前方6013m 范围内巷道变形情况。随着工作面推进，巷道表面位移逐渐加大，特别是距工作面30m内，位移速度增加很快。两帮移近量为26mm，其中上帮为23mm；顶底板移近量为32mm，顶板下沉量为11mm，底臌量为21mm。巷道变形仍以上帮变形与底臌为主。测站2 位于工作面前方10m 处，监测工作面前方10m到工作面后方49m 范围巷道变形。距工作面前方102m，两帮移近量为29mm，上帮移近量为11mm。距工作面后方349m 期间，两帮移近量为25 mm(采煤工作面后方一侧煤帮已不存在，充填体上的测点重新设置，图13(b)中的两帮位移曲线又从0开始)，上帮位移量为16mm，下帮(充填体)位移9mm。在观测期间，巷道顶底移近量为140 mm，其中，顶板下沉量为51mm，底臌量为89 mm。测站3 设在工作面后方巷道40m处，监测工作面后方4087m期间巷道表面位移。两帮移近量为18mm，上帮移近量为19mm，下帮(充填体)向采空区移动1mm；顶底移近量为2 mm，顶板下沉量为12mm。测站4 设在工作面后方90m 处，监测工作面后方90137m 期间巷道表面位移。两帮移近量为5mm，上帮移近量为11mm，下帮(充填体)向采空区移动6mm；顶底移近量为9mm，顶板下沉量为4mm。巷道围岩变形已经基本稳定。然而，工作面采过200m后，围岩变形又有增加的趋势，而且主要是底臌。由于底板没有支护，部分地段底臌明显，进而引起煤帮蠕变。因此，对于深部沿空留巷，基本顶的稳定需要更长时间。但是，在掘进与留巷期间，巷道围岩位移总体不大，围岩与充填体稳定。高预应力、强力锚杆与锚索支护及合理的巷旁充填支护，有效控制了围岩强烈变形，保持了巷道稳定。5.2.3 复用期间沿空留巷不仅为本工作面服务，而且还要复用，作为下一工作面的运输巷，要经受二次采动影响。沿空留巷复用时，部分地段底臌与煤帮变形较大，断面不能满足下一个工作面生产的需要，故进行了扩巷。扩巷需注意以下问题：(1) 扩巷的重点部位为底板与煤帮。对于顶板与充填体尽量不作处理。(2) 扩巷断面应能满足下一工作面的生产要求。同时必须考虑到留巷还要经受下一个工作面的采动影响，断面应有一定的变形预留量。(3) 扩巷的支护方式。煤帮刷大后，原有锚杆