利用岩栓-钢桩耦合支护技术控制地面隆起

《International Journal of Coal Science & Technology》：Control of floor heave with rock bolts-steel piles coupling support technology

　　摘要
在无支柱开采技术中，采空区侧巷道支护中无法控制的底板隆起是一个严重的问题。这一现象严重限制了近年来在煤矿中越来越多使用的无支柱开采方法的应用。本研究提出了一种岩栓-钢桩耦合支护方法，用于控制采空区侧巷道支护中的严重底板隆起。研究采用有限元方法分析了采空区侧巷道周围岩石的应力-应变状态。研究发现，底板隆起的根本原因是从巷道两侧传递过来的高水平应力，以及巷道跨度下方峰值后应变区内的底板层理垂直剥离。这些过程相互叠加，加剧了底板隆起。本文提出了四种底板加固方案。通过研究确定了最有效的底板加固方案，该方案包括三个要素：安装在巷道角落的钢桩、安装在钢桩之间的岩栓，以及连接巷道底板中岩栓的钢带。将岩栓和钢桩的优点结合起来，是设计岩栓-钢桩耦合技术的基础。结果，峰值后的应变和应力区域最小，底板隆起减少了80%。与其他加固方法相比，岩栓-钢桩耦合技术在控制效果上具有明显优势。

1. 引言
美国、中国、澳大利亚、欧盟、土耳其和乌克兰的煤矿主要采用长壁开采技术。在这种技术中，顶板层在长壁工作面后方塌落，形成采空区。为了减少传统宽支柱带来的煤炭损失，20世纪80年代开始在巷道沿线使用小型煤柱。近年来，无支柱开采技术在煤矿中得到了越来越多的应用（Gao等人，2019年；Zhang等人，2020年；Tian等人，2020年）。这项技术可以提高煤炭回收率，减少挖掘工作量，缩短巷道投产时间，并实现有效的Y形通风系统。
无支柱开采技术在其生命周期内需要根据不同的地质条件对巷道进行支护：
- 在巷道开发阶段，处于对称应力场的岩体中；
- 在支护压力阶段；
- 在采空区侧阶段，采用沿巷道设置的填充墙，处于不对称应力场中。通常在最后阶段会观察到巷道变形的显著不对称性。然而，即使使用承载能力强的填充墙，尾板稳定性问题仍未完全解决。目前，关于采空区侧巷道顶板稳定性的研究很多，也采用了不同的支护方案。然而，尾板底板往往没有得到支撑，这导致了严重的底板隆起。剧烈的底板隆起严重限制了无支柱开采技术的应用。
在控制采空区侧巷道支护中的底板隆起方面，实际工作中广泛使用了诸如Hasemag EL160 LS之类的挖掘装载机。然而，这些设备只能消除隆起的后果，无法影响隆起过程，因此必须定期重复使用，因为隆起经常再次发生。
许多学者研究了采空区侧巷道支护中的底板隆起机制（Gong等人，2017年；Li等人，2023年；Yu等人，2021年）。地下煤矿巷道中的三种主要底板隆起机制包括：承载能力失效、膨胀和屈曲（Faria Santos和Bieniawski，1989年；Mo等人，2018年、2020年）。考虑到采空区侧巷道支护中的隆起问题，大多数学者认为这种现象的关键原因是底板附近的高水平应力以及填充墙下方岩石的位移。在软岩中，膨胀会进一步复杂化情况。Gong等人（2017年）发现，巷道底板的水平应力是直接导致底板隆起的主要因素。其他外部因素通过改变底板中的水平应力来影响巷道底板的失效。Lin等人（基于Gong等人的研究）认为，深部软岩采空区侧巷道的底板隆起是由于填充体和煤层中的“压缩效应”传递、侧向压力（由主顶板旋转产生）、采空区矸石的压实、深层高应力以及软岩膨胀压力造成的。Li等人（2023年）认为，巷道支护的底板隆起是由煤层和填充墙中的集中垂直应力引起的。底板受到两侧的挤压，形成朝向自由面的不对称滑动力，且滑动力随着垂直应力的增加而增大。Yong等人（2012年）的研究结果表明，在第一个采煤工作面阶段，底板的弯曲和折叠是主要因素；在采空区侧巷道支护的稳定阶段，底板挤压起着重要作用；前两种因素的结合主要影响后续的开采阶段；支护压力是导致采空区侧巷道严重底板隆起的基本原因，而固体煤体侧角的支撑在控制底板隆起中起着关键作用。有学者提出在固体煤侧布置岩栓来控制底板隆起。Zhang和Shimada（2018年）发现，底板层中水平应力与垂直应力之间的比值变化是底板隆起的主要原因。这种应力比对底板隆起的影响可以分为三个阶段：（1）从煤面前50米到16米的轻微影响阶段；（2）从煤面前16米到煤面后176米的强烈影响阶段；（3）从煤面后176米到240米的轻微影响阶段。

2. 工程背景
Surgaya煤矿位于乌克兰的顿巴斯地区。c11煤层是南顿巴斯地区的典型煤层，平均厚度为1.4米，平均倾角为8°。第14东段巷道朝东方向布置，前进长度为1600米。目前第14东段运输巷道正在建设中，第13东段巷道已经开采完毕。图2a显示了第13-14段巷道的当前位置。图2b展示了第14东段巷道在煤炭开采过程中的长壁工作面和巷道布局规划。根据项目计划，第14东段运输巷道将主要用于长壁工作面的通风和主要运输；第13东段运输巷道将重新用于通风和辅助运输，并更名为第14东段辅助巷道。将规划Y形通风系统。保留的14号东侧运输巷道将用于空气回风。图2c展示了地层直方图和入口的位置。该图像的替代文本可能是使用人工智能生成的。完整尺寸的图片。

研究区域和地质条件：a 当前采矿巷道的位置；b 项目规划中的采矿巷道位置；c 地层直方图。在挖掘14号东侧运输巷道时采集了岩石样本，并使用万能试验机完成了单轴强度测试。随后计算了每个样本的变形模量（Edef）。这些结果表征了完整岩石的参数。实验室测试方法和结果处理方法在之前的论文中有所介绍（Sakhno和Sakhno 2023）。测试结果如图2c和表1所示。

由于周围岩石存在裂隙且不连续，因此将完整岩石的参数调整为与岩体参数相对应。使用Hoek-Brown破坏准则（Hoek等人2002）来计算岩体的性质。Hoek-Brown参数包括：地质强度指数（GSI）、常数mi和扰动因子（D）。GSI是根据RMR指数（GSI = RMR89–5）（Hoek和Diederichs 2006）以及单轴强度测试结果、钻芯检查和巷道中岩石观察结果确定的。六个RMR参数由Bieniawski（1989）确定：完整岩石的强度、RQD、不连续面的间距、不连续面的状况、地下水条件以及不连续面走向和倾角对掘进的影响。在确定RMR指数时还考虑了地质资料。

常数mi对于泥岩假设为8，对于煤假设为17，对于砂岩假设为12。D参数对于泥岩假设为0.5，对于煤和砂岩假设为0，这对应于Hoek的分类标准（Hoek等人2002）：“挤压问题会导致显著的底板隆起，除非放置临时支护结构”以及“在质量较差的岩体中进行机械掘进（不使用爆破）会对周围岩体造成最小干扰”。

使用Hoek和Diederichs（2006）的经验公式来计算岩体变形模量：$$\:{E}_{\text{rm}}={E}_{\text{i}}\left(0.02+\frac{1-D/2}{1+{e}^{\left(\frac{60+15D-\text{GSI}}{11}\right)}}\right)$$ （1）其中Erm和Ei分别代表岩体和完整岩石的变形模量。使用以下公式估算摩擦角（φ）和黏聚力（c）：$$\:\phi\:={{\text{sin}}}^{-1}\left[\frac{6{am}_{\text{b}}{\left(s+{m}_{\text{b}}{\sigma\:}_{3n}^{1}\right)}^{a-1}}{2(1+a)(2+a)+6{am}_{\text{b}}{\left(s+{m}_{\text{b}}{\sigma\:}_{3n}^{1}\right)}^{a-1}}\right]$$ （2）$$\:c=\frac{{\sigma\:}_{\text{ci}}\left[(1+a)s+(1-{a)m}_{\text{b}}{\sigma\:}_{3n}^{1}\right]{\left(s+{m}_{\text{b}}{\sigma\:}_{3n}^{1}\right)}^{a-1}}{(1+a)(2+a)\sqrt{1+6{am}_{\text{b}}{\left(s+{m}_{\text{b}}{\sigma\:}_{3n}^{1}\right)}^{a-1}/\left((1+a)(2+a)\right)}}$$ （3）其中\(\:{m}_{\text{b}}\)、\(\:s\)和\(\:a\)代表Hoek-Brown标准中的峰值强度参数；\(\:{\sigma\:}_{\text{ci}}\) – 完整岩石的单轴抗压强度；\(\:{\sigma\:}_{3n}^{1}={\sigma\:}_{3\text{max}\:}^{1}/{\sigma\:}_{\text{ci}}\) – 考虑Hoek-Brown准则与Mohr-Coulomb准则关系时的围压上限（Hoek等人2002）。

岩体单轴抗压强度的计算公式为（Hoek等人2002）：$$\:{\sigma\:}_{\text{crm}}={\sigma\:}_{\text{ci}}\:{s}^{a}$$ （4）岩体抗拉强度的计算公式为（Hoek等人2002）：$$\:{\sigma\:}_{\text{trm}}=-\frac{{\sigma\:}_{\text{ci}}\:{s}^{}}{{m}_{\text{b}}}$$ （5）研究地层的岩体性质列在表1中。

表1 完整岩石性质和计算出的岩体性质

2.2 支护系统和变形特性
研究巷道的截面形状为半圆形拱。其宽度和高度分别为5.5米和4.2米。巷道中使用了U形钢拱（SVP-33），填充材料为木板。由于14号东侧运输巷道仍在挖掘中，因此使用13号东侧运输巷道来分析研究巷道可能的变形特性（图3a）。该巷道位于类似的地质条件下，具有相同的支护系统。总垂直收敛量约为初始巷道高度的36%；平均底板隆起量为1.18米；平均顶板下沉量为0.29米。巷道横截面的变形具有明显的不对称性。钢拱发生了弯曲和不可逆的变形。钢拱的不对称变形显然是由于13号东侧长壁的影响造成的。支护结构失效最常发生在钢拱的屈服节点区域，尤其是在坚硬煤层的一侧。图3b展示了解释巷道侧入口支护变形和加载过程的示意图。

为了确保辅助运输的运行，在保留的巷道中部多次进行了底板挖掘工作，这耗费了大量的人力和物力资源。因此，在14号东侧运输巷道中需要优化支护方案，以控制巷道的底板隆起，确保14号长壁面的有序和安全运行。

图3
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a 侧入口支护结构破坏的特性；b 通过设置填充材料进行侧入口支护的方法

3 侧入口支护的底板隆起研究
3.1 模型假设
研究巷道在开采过程中的地质力学情况会发生变化，同时周围岩体的裂隙也会增加。为了研究底板隆起的演变，逐步改变了模型中的岩层性质。数值模拟过程分为6个步骤：第1步为未受采矿影响的巷道阶段，第2至第6步为侧入口支护（图4）。通过改变Hoek-Brown GSI参数来模拟岩体不连续性的程度。例如，第1步和第6步中直接底板的GSI参数分别为GSI=57和GSI=47。每一步之后，GSI减少2。表2展示了每个步骤的岩体机械参数。变形模量、黏聚力值和内摩擦角通过公式（1）–（3）计算得出。膨胀角取等于内摩擦角。这对应于不利的情况。U形钢支护的机械参数显示在表3中。

填充墙也不是固体，它也有裂缝，而且裂缝数量会随时间增加。因此，对填充墙也采用了与岩体相同的不连续性考虑原则（GSI降低）。这样的假设是为了更准确地模拟侧入口支护的实际变形。填充墙（高支撑水泥填充材料）的性质显示在表4中。

表2 数值模拟的岩体参数

表3 模型中使用的支护元件性质

表4 数值模拟的填充墙参数

3.2 数值模型
有限元方法广泛用于动态和静态载荷下矿井巷道稳定性的数值模拟。使用ABAQUS（Abdulla等人2021）和ANSYS（Sakhno和Sakhno 2023）软件进行静态分析，使用LS Dyna进行动态分析（Deng等人2024a）和耦合载荷分析（Deng等人2024b）。

ANSYS软件用于模拟周围岩石的应力-应变状态。岩体、填充墙体和采空区中的矸石是压力依赖性材料。为了模拟它们的行为，使用了Drucker-Prager模型。在之前的研究（Sakhno和Sakhno 2023；Liu等人2022；Sakhno等人2018）中表明，ANSYS Drucker-Prager模型能够模拟异质岩体的行为。使用双线性各向同性硬化模型来模拟U形钢拱的行为。模型的几何参数与地层直方图（图2c）相对应。数值模型的尺寸为60米×60米×20米（图4），以最小化边界效应。模型的底部边界在垂直方向上固定，侧边界在法向方向上受到约束。顶部边界未固定。重力在垂直方向上进行了模拟。此外，在模型顶部施加了相当于900米深度处地层重量的垂直压力（22.5 MPa）。

有限元网格的大小根据所需的精度来选择。靠近入口的区域网格尺寸最小，因为那里需要高精度。远离入口轮廓的区域，网格尺寸逐渐增大。在模型轮廓处，应力场均匀，因此网格尺寸最大。通过测试模型的敏感性确定了网格尺寸的减小极限（当进一步减小网格尺寸时，分析所需时间不会显著增加但精度不变）。有限元的最大尺寸为0.75米，最小尺寸为0.1米——靠近入口底部的角落。

模拟了一个5.5×4.2米的拱形巷道。使用帽形截面的梁元素来模拟U形钢支护。在钢拱和岩体之间创建了摩擦系数为0.45（干燥材料）的接触面。填充材料（木板）被模拟为岩体和钢拱之间的板状结构。填充墙的宽度为2.0米，墙体和钢拱之间的水平距离为0.5米（图5）。为了模拟采空区中破碎矸石的行为，应用了以下参数：变形模量30 MPa，泊松比为0.45（Li等人2020）。

图5
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3.3 模拟结果
图6和图7展示了周围岩石应力逐步演变的过程。在第一步中，应力分布相对于巷道轴线对称（图6a和7a），因为此时巷道尚未受到采矿影响。对最小主应力σ3的分析（图6a）显示，在巷道两侧的周围岩石中形成了σ3增大的区域，即所谓的“蝴蝶区”。巷道底部角落的σ3最大。巷道侧壁和底部角落的σ3超过了煤和泥岩的抗压强度。这些区域的岩石破坏风险很高。然而，此时的底板隆起不显著——最大为0.2米。

在第2至第6步的模拟中，应变和应力的不对称性出现（图6b，f）。这是由于侧入口支护的载荷不对称造成的。σ3增大区域的尺寸以及巷道侧壁和底部的σ3值显著增加。在填充墙下方，出现了高压缩应力，这些应力超过了岩石的极限强度。随着长壁面的接近，巷道两侧的应力集中减小，这是由于周围岩石的变形造成的。钢拱也发生了不对称变形，其最大曲率出现在框架的腿部。弯曲的巷道轮廓变得与原位轮廓相似（图3）。第6步时，底板隆起超过1.0米。

在第一步中，巷道底部形成了最大主应力σ1减小的区域（图7a）。在第2至第6步的模拟中，上述区域的应力σ1增加（图7b，f）。在模拟的第二步中，直接底板的拉应力超过了泥岩的抗拉强度。这个潜在的岩石断裂区域用灰色标出。顶板也出现了显著的应力减小。在填充墙下方的岩层中形成了另一个临界应力区域（图6b）。在这个区域，底板破坏的风险很高。

图8显示了最大主应力分布。岩石试样测试的结果（Sakhno等人2018；Sakhno等人2023）表明，泥岩和煤的破坏应变分别为0.018–0.02和0.012–0.016。沉积岩的三轴压缩试验（Sakhno等人2018；Zhou等人2014；Josh等人2019）和单轴压缩试验（Almisned和Alqahtani 2021；Liu等人2021）的结果也证实了这些应变限制。研究发现（Zhou等人2014年；Josh等人2019年；Almisned和Alqahtani 2021年；Liu等人2021年），对于抗压强度为25-40 MPa的泥岩、粉砂岩、黏土岩和砂岩，其应变破坏准则约为0.02-0.03。因此，在数值模拟中，破坏极限被设定在“-0.02”到“+0.02”的范围内。在第一次模拟步骤中，巷道底部和侧壁的应变超过了破坏极限，这表明底部出现了裂缝。在巷道底部角落出现了破坏应变区域，并在大约2.0米的深度形成了封闭的轮廓。周围最大主应变区域在图中以灰色突出显示，其值是破坏极限的2.5倍。此时，破坏应变区域相对于巷道轴线是对称的。在第二次及后续的模拟步骤中，破坏应变区域的尺寸显著增大，同时明显的不对称性也变得明显。逐步地，破坏区域的深度从2.5米增加到4.0米，底部的隆起高度从0.49米增加到1.08米。该区域发生了膨胀和塑性流动，导致底部显著隆起。潜在的裂缝区域不仅覆盖了巷道底部的岩层，还延伸到了填充墙体下方，从而使填充墙被垂直压入底部岩层中，从而在岩层中产生了额外的水平应力，使得隆起现象更加剧烈。巷道侧面的煤层也出现了超过1.5米深的裂缝。煤层的破坏引发了钢拱腿的弯曲。

图6：通过逐步模拟得到的巷道周围最小主应力（σ3）分布：a 第1步；b 第2步；c 第3步；d 第4步；e 第5步；f 第6步

图7：通过逐步模拟得到的巷道周围最大主应力（σ1）分布：a 第1步；b 第2步；c 第3步；d 第4步；e 第5步；f 第6步

图8：通过逐步模拟得到的巷道周围总最大主应变分布：a 第1步；b 第2步；c 第3步；d 第4步；e 第5步；f 第6步

图9显示了巷道底部隆起的逐步演变过程。从图表中可以清楚地看到底部隆起的非线性特征。根据底部隆起的演变情况，第1步到第2步以及第4步到第5步之间，底部抬升的值呈非线性增长。第1步到第2步之间的隆起增量是由于实验巷道部分向采空区一侧过渡造成的。第4步到第5步之间的增量与近轮廓岩层（厚度为0.5米）的膨胀有关，这些岩层之前在无明显垂直应变的情况下发生了位移（见图8）。

图9还包含了第13条东侧运输巷道在未受采矿影响阶段和采空区保留阶段（对应于数值模拟的第1步和第6步）的底部隆起测量结果。图9显示，数值分析与现场测量得到的最大底部隆起之间的差异分别为4.7%和9.2%，这表明该模型具有足够的可靠性。

图10显示了不同模拟步骤中巷道底部应变的变化情况。可以看出，水平总应变带有负号，表示它们是由压缩引起的；而垂直总应变带有正号，表明岩体发生了膨胀和分层。在第2步模拟中，垂直和水平应变均超过了临界值（±0.02）。岩石的显著垂直膨胀证实了底部的膨胀现象。

在不同模拟步骤中，垂直应变在“-3.0米”至“-0.5米”的深度范围内最高，应变显著超过了弹性极限，表明底部发生了塑性流动。在第3步和第6步模拟中，垂直应变分别超过了弹性极限10倍和19倍；水平应变分别超过了弹性极限3.5倍和6.5倍。现场监测和数值分析的结果表明，第13条东侧运输巷道的底部隆起不太可能是由膨胀机制引起的，因为该区域的底部基本是干燥的。分析结果表明，水平应力在此过程中起着关键作用，这表明承载能力机制很难与底部隆起联系起来。更有可能的是，底部隆起与长壁工作面的后退和顶板坍塌有关，这导致了与开采期间相比更高的不对称应力。底部的破坏现象属于屈曲类型，这一发现与Mo等人（Mo等人2020年）报道的澳大利亚矿山中的底部隆起案例一致。由于隆起的主要原因是水平应力，因此可以得出结论，高程度的变形是由于底部材料的破坏导致的岩体屈曲，这与Mo等人（2020年）的假设相符。

根据上述分析，可以得出以下几项结论：
（1）采空区一侧的巷道变形不对称，同时钢拱发生了不可逆的塑性变形，巷道横截面的轴线向煤体方向倾斜。这种不对称性也体现在巷道底部。模拟结果与采空区一侧的现场观察结果一致。
（2）最小主应力σ3的分析显示，在巷道两侧（无论是煤体一侧还是填充墙一侧）都形成了σ3增大的区域。填充墙下方的压缩应力超过了岩石的极限强度，填充墙被压入底部岩层中。同时，巷道底部σ1应力降低的区域尺寸显著增大。在未受采矿影响的区域（第1步模拟），底部岩层中的拉伸应力超过了直接位于巷道跨度下方的泥岩的抗拉强度。在采空区保留的巷道（第2-6步模拟）中，填充墙体下方的底部岩层中也形成了极限应力区域。巷道底部中央部分的σ1应力显著超过了底部岩层的抗拉强度，这表明岩石破坏的风险很高。
（3）应变分析显示了峰值后的底部变形特征。破坏应变区域出现在巷道底部角落，并在大约2.0米的深度形成了封闭的轮廓。对于采空区一侧的巷道保留情况，破坏应变区域的尺寸显著增大，不仅覆盖了巷道底部的岩层，还延伸到了填充墙下方。同时明显的不对称性也很明显。首先，在底部岩层中形成了一个具有峰值后应变的垂直膨胀区域，证实了膨胀现象。底部岩层中的塑性流动也在发展。
（4）提出了采空区一侧巷道保留时的底部隆起机制：垂直应力的集中导致巷道一侧的煤体破坏；而在巷道另一侧的填充墙体受到垂直压力，导致其下方的底部岩层破坏。结果，底部岩层中的水平应力增加，导致岩石从填充墙下方被挤出到巷道空腔中。此外，岩石还发生了垂直分层，引发了严重的底部隆起。控制底部隆起的关键是对峰值后应变区域中岩石膨胀的对抗。
（5）数值模拟结果仅适用于岩石 mass、所使用的支撑元件以及900米深度处的覆盖层应力的机械参数。然而，可以明确的是，在类似的地质条件下，底部隆起现象的机制不会发生显著变化。

4.1 底部隆起控制方案的设计
提出了用于控制底部隆起的加固方法，采用了全灌浆树脂螺栓和钢桩。研究了四种底部隆起控制方案。首先模拟了使用5根岩石螺栓的加固设计。螺栓按照从煤体到填充墙的方向进行编号。其中位于中间的岩石螺栓（螺栓#3）是垂直放置的，与巷道横截面轴线重合。边缘岩石螺栓（螺栓#5）的倾斜角度被设定为能够抵消来自填充墙一侧的最大应力向量。同时，螺栓的长度被计算得使其底部位于峰值前应变区域内（见图12a）。岩石螺栓#5的倾斜角度为48度，螺栓#4的倾斜角度为69度。岩石螺栓的方向关于巷道横截面轴线是对称的（见图12a）。使用钢带将螺栓连接在一起。原始的U形钢拱未被改变。表5显示了数值模型中底部支撑组件的机械参数。

对上述数值模拟结果（见图8）的分析表明，具有临界水平和垂直应变的区域限制在：煤体一侧的钢拱腿下方2.0米深度、巷道跨度中央部分2.9米深度以及填充墙一侧的钢拱腿下方4.0米深度（见图12a）。尽管应变存在明显的不对称性，但应力σ1的不对称性并不显著（见图7f）。

模拟了两种岩石螺栓支撑方案。方案I是对称的，加固深度恒定，加固区域的最大垂直深度为5.0米（见图12a）。方案II根据峰值后应变区域的形状使用了不同长度的螺栓。考虑到必要的安全系数，加固的垂直深度分别为：螺栓#1-2.0米，螺栓#2-3.0米，螺栓#3-4.0米，螺栓#4-5.0米，螺栓#5-5.0米（见图12b）。

根据方案III，在巷道角落安装了两根钢桩。Xu等人（2016年）的研究表明，使用钢桩的采空区一侧巷道底部隆起控制方法具有高效性。本研究以此为灵感。本研究中的桩直径为200毫米，长度为2.0米。桩的编号与螺栓的方向一致，即桩#1与之前的方案中的螺栓#1重合，桩#2与螺栓#5重合（见图12）。巷道跨度的中央部分未进行加固。表5显示了模型中使用的底部支撑组件的机械参数。

方案IV的基础是将岩石螺栓和桩的技术结合起来。结合了来自道路两侧的水平应力的抵消效应以及地板层的分层作用，是岩栓-钢桩耦合支撑技术的主要理念。这一理念在地板隆起支撑方案IV中得到了实现。在该方案中，设计了三种变体：IVa——2.0米长的钢桩与三根不同长度的岩栓（#2、#3、#4）连接（如方案II所示）；IVb——1.0米长的钢桩与三根不同长度的岩栓（#2、#3、#4）连接（如方案II所示）；IVc——1.0米长的钢桩#1和2.0米长的钢桩#2与三根短岩栓连接（岩栓插入深度为2.0米）。图13展示了所研究的支撑方案。

4.2 加固效果
首先，根据方案I对岩栓进行了建模。图14a和图14b分别显示了在加固前后的第6次模拟步骤中，道路周围最小主应力（σ3）的分布情况。可以看出，岩栓加固并未解决应力不对称的问题。道路两侧和地板中增加的最小主应力（σ3）区域的大小变化不大。然而，在地板加固后，钢拱中的应力增加了，最大应力（σ3）从2.78 GPa增加到4.25 GPa。钢拱的腿部发生了严重的弯曲和塑性变形。地板加固后，钢拱的变形比加固前更为明显。在加固前，钢拱腿的显著弯曲主要出现在煤体一侧，而加固后，填充墙一侧的钢拱腿也明显弯曲。由于加固后地板隆起显著减小，且周围岩石的应力（σ3）没有显著变化，可以得出结论：在地板加固过程中，应力（σ3）对隆起的影响不大。

在最大主应力（σ1）的分布上，地板加固的影响要大得多，如图14c和图14d所示。加固后，地板层中应力（σ1）减轻的区域显著减小。临界应力σ1区域减小并向填充墙方向移动。这表明地板层中的拉应力（主要是导致隆起的原因）对加固反应非常敏感。通过分析道路周围最大塑性应变的变化，可以最清楚地看到加固的积极效果。可以看出，地板加固显著改变了塑性变形区域的几何形状，大幅减小了其大小，从而减少了地板隆起。

图15展示了逐步模拟过程中道路地板隆起的演变情况。该图还显示了道路周围的总最大主应变分布。比较加固前（图9）和加固后（图15）的地板隆起值可以看出，加固显著减少了地板隆起。然而，每次模拟步骤中的加固效果有所不同：在第一次模拟步骤中，地板隆起平均减少了16%；在第二次模拟步骤中减少了63%；在第三次模拟步骤中减少了67.8%；在第四次模拟步骤中减少了68.8%；在第五次和第六次模拟步骤中减少了73%。

地板加固显著减少了峰值后的应变区域。此后，这一区域不再覆盖道路跨度下的岩石。但在填充墙下方和其两侧的地板层中仍存在过量的应变。通过加固未能防止该区域的膨胀和塑性流动。

图14展示了在加固前后的第6次模拟步骤中，道路周围最小主应力（a、b）、最大主应力（c、d）以及最大主塑性应变（e、f）的分布情况（方案I）。

随后，对采用不同长度岩栓的非对称加固方案（方案II）进行了建模。图17显示了根据方案I和方案II加固后道路周围应力分布的比较结果。通过分析主应变分布（图17c和图17d）可以得出类似的结论：非对称加固方案并未恶化围岩侧入口处的应力-应变状态。同时，在方案II中，岩栓#1、#2、#3的长度比方案I中的要短。较低的材料消耗使得方案II更为优选。方案I和方案II加固后的地板隆起差异不大（图18）。有充分的理由认为方案II更为合理。然而，需要注意的是，方案的参数（如岩栓的长度和数量）必须根据岩石的性质、U形钢支撑的参数、填充墙材料和采矿深度等因素分别进行设置。

图17展示了在方案I和方案II加固后第6次模拟步骤中，道路周围的最大主应力和最大主应变分布情况。

对模拟结果的分析表明，在填充墙附近的岩栓#5下方仍然出现了峰值后的应变区域（如方案I所示）。此外，岩栓#5和岩栓#1在水平应力作用下发生了严重弯曲。为了抵消这些应力，根据地板隆起控制方案III，在道路角落安装了两根钢桩（图13c）。

图18展示了在安装钢桩后的第6次模拟步骤中，道路周围的最大主应力（图18a）和最大主应变（图18b）的分布情况。安装钢桩后，地板层中的最大主应力略低于岩栓加固后的情况。然而，在这种情况下，地板隆起沿道路跨度具有明显的不对称性，且绝对值更大（图18a）。其结果是直接位于地板中的最大应力减小。另一方面，钢桩的安装增加了填充墙下方以及煤体一侧钢拱腿下方的压缩应力，表明它们能够有效抵抗岩石的位移。煤体一侧的钢桩没有像岩栓那样弯曲，而填充墙一侧的钢桩仍有轻微弯曲。

图18展示了在方案III加固后第6次模拟步骤中，道路周围的最大主应力和最大主应变分布情况；以及道路跨度中部深度方向上的水平和垂直总应变变化情况。图18b还显示了加固前后道路中心部分水平和垂直应变的变化情况。从图16a可以看出，直接导致隆起的垂直应变从0.38减小到0.02。加固后，道路跨度下方的峰值后垂直应变区域消失了。在岩栓之间出现了局部不显著的峰值后垂直应变（图16b）。水平应变也从0.13减小到0.03。这意味着即使在岩栓附近，仍存在轻微的峰值后应力。然而，很明显，加固减少了垂直和水平应变，控制了岩石层的分层现象。

图19展示了在方案IV加固后第6次模拟步骤中，道路周围的最大主应力和最大主应变分布情况。根据方案IV加固后，地板隆起沿道路跨度呈对称形态。所有三种加固方案IV中的地板层最大主应力略有变化（图19a、c、e）。与之前的地板加固方案相比，这种应力分布更为有利。分析最大主应变分布（图19b、d、f）得出的结论是：煤体一侧的钢拱腿部下方没有出现峰值后应变区域；填充墙一侧和道路跨度中心的峰值后应变区域显著减小。方案IV中最差的情况是方案IVb，其中两根钢桩的长度均为1.0米。在这种情况下，岩栓#2附近的峰值后应变区域最大（图19d）。同时，方案IVa和IVc之间的应力及应变分布没有显著差异。然而，在方案IVc中，岩栓#2、#3、#4的长度较短，而钢桩#1的长度为1.0米。这意味着该方案中支撑元件的消耗较少，因此更具优势。

图20展示了不同加固方案下围岩侧入口处地板隆起的演变情况。根据方案IV加固后，地板隆起最小。然而，IVa、IVb、IVc三种方案之间没有显著差异。总体而言，方案IV最为有效，因为它使地板隆起减少了80%。仿真结果显示，方案IVc在抑制巷道侧帮入口处的底板隆起方面最为有效。图20。该图像的替代文本可能是使用人工智能生成的。全尺寸图像。在采用不同方案加固后的第六次仿真步骤中，巷道底板的隆起情况。4.3 岩栓-钢桩耦合支护方案。Surgaya煤矿巷道侧帮入口稳定性面临的主要问题是底板隆起现象严重。当前的支护系统需要改进。为了有效开采第14个长壁工作面，必须对底板隆起支护技术进行改造。根据数值仿真的结果，提出了最有效的底板加固方案（方案IVc，见图12f），作为原有支护系统的补充。岩栓的直径为32毫米，钢桩的直径为200毫米。在岩栓加固过程中使用了150×5毫米的钢带。数值仿真显示，加固后钢拱腿的弯曲程度比加固前更大，因此建议采用长度为1.5米的双钢拱腿。图21展示了所提出的支护方案设计。图21的替代文本可能是使用人工智能生成的。全尺寸图像。支护方案设计。5 结论。本研究重点关注了底板隆起的演变机制及其通过不同加固技术的控制方法。研究对象为深部煤矿的巷道侧帮入口支护问题。采用有限元方法研究了围岩层的应力-应变状态。根据研究结果，可以得出以下结论：(1) 巷道侧帮入口处的底板隆起主要由两个相互关联的原因引起：一是从巷道侧壁传递到底板岩层的高水平应力；二是填充墙体下方岩石的挤出作用；二是巷道跨度及填充墙体下方岩层在峰值后的垂直分层现象。(2) 巷道侧帮入口处底板隆起的机制如下：垂直应力的集中导致巷道一侧的煤体破坏；而巷道另一侧的垂直受压填充墙体则导致其下方底板的破坏。由此，底板岩层中的水平应力增加，促使填充墙体下方的岩石向巷道内部挤出。同时，岩石的垂直分层进一步引发了严重的底板隆起。(3) 控制巷道侧帮入口处底板隆起的關鍵在于抵抗巷道跨度及填充墙体下方峰值后应力区域岩石的膨胀，以及抵消从巷道侧壁传递的水平应力。岩栓-钢桩耦合支护技术最为有效，因为岩栓和钢桩的协同作用能够产生积极效果，使得峰值后的应变和应力区域最小化，底板隆起幅度减少了80%。在所有耦合方案中，方案IVc最为合理。该方案中岩栓和一根钢桩的长度比其他方案更短。(4) 加固方案的参数必须根据岩石性质、U形钢支架的参数、填充墙体材料以及开采深度等因素进行单独设定。为此，需要分析巷道周围的应力与应变分布情况。最大原理应变分析在此过程中起着关键作用，可为设定控制底板隆起的最佳参数提供指导。这项研究有助于深入理解深部煤矿巷道侧帮入口处底板隆起的特性，为新的岩栓-钢桩耦合支护方法及其应用奠定理论基础。通过获取研究结果并实施建议，可以计算不同地质条件下的岩栓-钢桩耦合底板支护技术参数，从而将该方法适应于不同的煤矿环境。