沿空留巷不均衡承載特征探討與應用分析

張自政 ，柏建彪 ，陳 勇，李 萌

（1.中國礦業(yè)大學 礦業(yè)工程學院，江蘇 徐州 221116；2.中國礦業(yè)大學 煤炭資源與安全開采國家重點實驗室，江蘇 徐州 221116）

1 引 言

上工作面回采后，上覆基本頂?shù)钠茢辔恢梦挥诒竟ぷ髅鎸嵜后w上方，并以給定變形作用于沿空留巷實煤體幫和巷旁支護體[1]。受上工作面?zhèn)认蛑С袘Φ挠绊?，沿空留巷實煤體幫和巷旁支護體承載情況迥異，而沿空留巷成敗關鍵是實煤體幫和巷旁支護體支撐結構的穩(wěn)定[2－3]。因此，有必要對沿空留巷實煤體幫和巷旁支護體支撐結構的承載特征進行研究。

目前，相關學者針對沿空留巷圍巖穩(wěn)定性和承載特征進行了深入的研究，取得了豐富的成果。文獻[4]和文獻[5]研究了支護體和頂板的相互作用關系，據(jù)此確定了不同階段沿空留巷巷旁支護體支護阻力以及巷旁支護體和圍巖的變形協(xié)調(diào)機制；文獻[6]基于砌體梁理論，建立了巷旁支撐系統(tǒng)力學模型，研究了沿空留巷符合頂板傳遞承載機制；文獻[7]將沿空留巷頂板簡化為采空區(qū)矸石、巷旁支護體及巷幫煤體共同作用的彈性力學模型，研究了沿空留巷圍巖穩(wěn)定性。

本文以山西柳家莊煤礦4211 工作面回風巷沿空留巷為工程背景，開展沿空留巷不均衡承載特征研究，考慮直接頂、實煤體幫和巷旁支護體為可變形體，建立沿空留巷圍巖力學模型，并結合數(shù)值計算和工程案例驗證沿空留巷圍巖不均衡承載特征，為沿空留巷圍巖控制設計提供參考，研究結果已成功應用于現(xiàn)場實踐。

2 沿空留巷不均衡承載特征

2.1 沿空留巷不均衡承載特征形成

沿空留巷實煤體幫經(jīng)受第1 個工作面強烈采動應力作用、第2 個工作面超前采動應力作用，其變形破壞程度明顯大于巷旁支護體幫[8]。根據(jù)關鍵層理論和沿空留巷上覆巖層活動規(guī)律[9]可知，第1 個工作面回采后，上覆頂板在鄰近的第2 個工作面實煤體內(nèi)斷裂形成側(cè)向砌體梁結構，與此同時，高側(cè)向支承應力向第2 個工作面實煤體轉(zhuǎn)移，致使實煤體幫明顯鼓出，頂板出現(xiàn)回轉(zhuǎn)下沉，沿空留巷不均衡承載的應力環(huán)境如圖1 所示。在這種情況下，實煤體幫和巷旁支護體將會出現(xiàn)不均衡承載現(xiàn)象，包括實煤體承受載荷大于巷旁支護體承受載荷，或巷旁支護體承受載荷大于實煤體承受載荷。

當實煤體承受載荷大于巷旁支護體承受載荷時，容易引起實煤體幫向巷內(nèi)劇烈鼓出，實煤體幫塑性區(qū)范圍較大；當巷旁支護體承受載荷大于實煤體承受載荷，容易使巷旁支護體產(chǎn)生較大縱向壓縮量，甚至可能發(fā)生鉆底，同時巷旁支護體容易產(chǎn)生較大的橫向變形甚至失穩(wěn)。這兩類不均衡承載都將引起沿空留巷圍巖大變形。

2.2 不均衡承載沿空留巷圍巖控制

為避免不均衡承載沿空留巷的大變形，采取對實煤體幫錨桿支護，大幅度提高實煤體幫的的穩(wěn)定性和承載能力，并通過有效的錨固技術加強頂板的完整性，減弱頂板巖層損傷，實現(xiàn)不均衡承載沿空留巷實煤體幫穩(wěn)定、頂板穩(wěn)定和巷旁支護體穩(wěn)定，如圖2 所示。

通過對充填區(qū)頂板的錨固，可以提高充填區(qū)頂板的完整性，減弱頂板剛度及彈性模量損傷，保證巷旁支撐系統(tǒng)形成穩(wěn)定的承載系統(tǒng)；通過對實煤體幫的錨桿（索）支護加固，提高了實煤體幫的支護強度，實煤體幫形成穩(wěn)定承載結構。巷旁承載結構由巷旁支護體和充填區(qū)頂板組成，而實煤體幫承載結構由實煤體幫及其上方頂板組成，這兩承載結構所處應力環(huán)境迥異，兩支撐結構將出現(xiàn)不均衡承載。為了避免由于巷旁支護體或者實煤體幫過度承載而發(fā)生沿空留巷圍巖系統(tǒng)的災變，研究沿空留巷圍巖結構的不均衡承載特征及圍巖控制方案對于沿空留巷圍巖結構穩(wěn)定性至關重要。

圖2 不均衡承載沿空留巷圍巖控制Fig.2 Ground control of unbalanced bearing of gob-side entry retaining

3 沿空留巷不均衡承載特征力學分析

3.1 沿空留巷力學模型

隨著第1 個工作面的推進和沿空留巷巷旁支護體的構筑，沿空巷道上覆基本頂在實煤體內(nèi)發(fā)生破斷，形成沿空留巷圍巖“大結構”，其結構模型如圖3(a)[10]所示?；卷攷r塊及實煤體為支點向采空區(qū)旋轉(zhuǎn)，基本頂同時帶給巷旁支護體“給定變形”[1,11]，巷旁支護體產(chǎn)生一定的壓縮量直至采空區(qū)冒落矸石壓實。根據(jù)彈性地基基礎理論，將直接頂、巷旁支護體和實煤體視為具有不同剛度的可變形體，建立沿空留巷圍巖力學模型如圖3(b)所示。

圖3 沿空留巷圍巖“大結構”和力學模型Fig.3 Surrounding rock big structure and mechanical model of gob-side entry retaining

3.2 沿空留巷基本頂“給定變形”特征

該模型是基于彈性變形體力學模型建立的，其特點是：在實煤體側(cè)基本頂?shù)慕o定變形是由直接頂壓縮量和實煤體壓縮量共同構成，在巷旁支護體處基本頂?shù)慕o定變形是由直接頂壓縮量和巷旁支護體壓縮量共同構成。

當基本頂塊體回轉(zhuǎn)下沉穩(wěn)定時，采空區(qū)冒落矸石上方基本頂巖梁末端的下沉量[12]為

式中：y1為采空區(qū)冒落矸石上方基本頂巖梁末端的下沉量（m）；η為工作面煤炭采出率；hs為煤層厚度（m）；hd為直接頂厚度（m）；kd為直接頂碎脹系數(shù)。

巷旁支護體中部上方基本頂?shù)南鲁亮繛?/p>

式中：y2為巷旁支護體中部上方基本頂?shù)南鲁亮浚╩）；b為巷道寬度（m）；c為巷旁支護體寬度（m）；L0為基本頂巖梁長度，可以根據(jù)文獻計算，可近似為基本頂周期來壓步距（m）；a為實煤體幫塑性區(qū)寬度（m），可根據(jù)文獻[13]極限平衡力學公式求解，其計算式為

式中：A為側(cè)壓系數(shù)；K為應力集中系數(shù)；γ為上覆巖層重度（kN/m3）；H為巷道埋深（m）；c0為實煤體凝聚力（MPa）；φ為實煤體內(nèi)摩擦角（°）；px為實煤體幫支護強度（MPa）。

實煤體上方基本頂巖梁的下沉量為

式中：y3為實煤體上方基本頂巖梁的下沉量（m）。

根據(jù)該力學模型的特點，基本頂下沉量有以下幾何關系：

式中：Δd1為實煤體上方直接頂壓縮量（m）；Δd2為巷旁支護體上方直接頂壓縮量（m）；Δb1為實煤體壓縮量（m）；Δb2為巷旁支護體壓縮量（m）。

3.3 沿空留巷各支撐結構承載受力

假定巷旁支護體上方基本頂回轉(zhuǎn)下沉帶來的單位長度壓力為P2，巷旁支護體上方直接頂?shù)膲嚎s量與其所受壓力的關系為

因此，巷旁支護體上方直接頂抗壓縮變形剛度kd2為

式中：kd2的單位為N/m；Ed2為巷旁支護體上方直接頂彈性模量（Pa）。

同理，巷旁支護體抗壓縮變形剛度kb、實煤體抗壓縮變形剛度 ks、其上方直接頂?shù)目箟嚎s變形剛度 kd1分別為

式中：Eb為巷旁支護體彈性模量（Pa）；Es為實體煤彈性模量（Pa）；Ed1為實煤體上方直接頂彈性模量，考慮直接頂?shù)牟煌瑩p傷情況[14]，可近似認為，Ed2=(1?μ)Ed1，μ為充填區(qū)直接頂損傷變量。

假定實煤體和其上方直接頂組成的支撐系統(tǒng)的剛度為 k0，巷旁支護體和其上方直接頂和組成的支撐系統(tǒng)剛度為，結合式（6）～（8）得

由此可以得到實煤體側(cè)支撐系統(tǒng)剛度 k0和巷旁支護體側(cè)支撐系統(tǒng)剛度分別為

對于巷旁支護體及其上頂板支撐系統(tǒng)，根據(jù)式（5）、（6）可知

根據(jù)式（11）可得巷旁支護體上方直接頂壓縮量和巷旁支護體壓縮量分別為

將式（2）代入式（12），可得

同理，可得

因而，實煤體和巷旁支護體兩支撐結構所受應力分別為

定義沿空留巷不均衡承載系數(shù)kσ為實煤體和巷旁支護體兩支撐結構的受力比值，即

由式（16）可以看出，不均衡承載系數(shù)與直接頂、巷旁支護體和實煤體的彈性模量等力學參數(shù)相關，同時與實煤體幫塑性區(qū)寬度、巷道寬度和巷旁支護體寬度等結構尺寸參數(shù)相關。

4 沿空留巷不均勻承載系數(shù)影響因素分析

理論計算以柳家莊煤礦4211 回風平巷沿空留巷現(xiàn)場生產(chǎn)地質(zhì)條件為依據(jù)：工作面埋深為240 m，傾斜長度為220 m，煤層厚度為4 m，直接頂為3.5 m厚砂質(zhì)泥巖，基本頂周期來壓步距為20 m，回風巷斷面寬×高為4.5 m×4.0 m，巷內(nèi)采用錨網(wǎng)索支護，巷旁支護體利用高水材料構筑，巷旁支護體寬度為3 m。根據(jù)柳家莊4211 工作面生產(chǎn)地質(zhì)條件，其余相關參數(shù)取值分別為：kd=1.3，c0=1.5 MPa，φ=24°，px=0.2 MPa，A=0.6，γ=25 kN/m3，K=4，μ=0.6，η=0.8。代入式（3）可得實煤體幫塑性區(qū)寬度為a=5.39 m。

4.1 圍巖力學參數(shù)影響分析

采用Mathcad 軟件計算，圖4(a)～(c)直接頂彈性模量分別為1、5、10 GPa 時實煤體彈性模量及巷旁支護體彈性模量對不均衡承載系數(shù)的影響。由圖可以得出：

（1）隨著實煤體彈性模量的增大或巷旁支護體彈性模量的減小，不均衡承載系數(shù)急速增大而后趨于穩(wěn)定。這是因為實煤體彈性模量初期增大，其支撐系統(tǒng)剛度迅速增加，從而支撐系統(tǒng)承載能力迅速增加。

（2）隨著巷旁支護體彈性模量的增加或?qū)嵜后w彈性模量的減小，不均衡承載系數(shù)減小。這是因為隨著巷旁支護體彈性模量的增加，巷旁支護體支撐系統(tǒng)的剛度增大，巷旁支護體承載能力增加。

（3）實煤體彈性模量增加對不均衡承載系數(shù)的影響程度明顯大于巷旁支護體的彈性模量增加。

（4）無論直接頂彈性模量多大，當實煤體彈性模量大于巷旁支護體彈性模量時，不均衡承載系數(shù)大于1，即實煤體幫承載能力大于巷旁支護體承載能力；直接頂彈性模量越大，沿空留巷不均衡承載系數(shù)越小。

圖4 不均衡承載系數(shù)與實煤體彈性模量曲線Fig.4 Curves of unbalanced bearing coefficient vs.solid coal elastic modulus

4.2 結構尺寸參數(shù)影響分析

圖5為巷旁支護體和留巷寬度對沿空留巷不均衡承載系數(shù)的影響。理論計算中取 Es=4 GPa，Eb=0.8 GPa，Ed1=10 GPa，其余不變。

圖5 留巷寬度和巷旁支護體寬度對不均衡承載系數(shù)的影響Fig.5 Influence of both roadway width and roadside support body width on unbalanced bearing coefficient

由圖5 可知，隨著留巷寬度和巷旁支護體寬度的增加，沿空留巷不均衡承載系數(shù)減小。這是因為上工作面回采后側(cè)向支承應力分布規(guī)律帶來的影響。留巷寬度或巷旁支護體寬度越大，巷旁支護體承載越大，進而沿空留巷不均衡承載系數(shù)減小。

由式（3）可知，實煤體幫塑性區(qū)寬度與實煤體幫支護強度負相關，因而其他生產(chǎn)地質(zhì)條件不變的情況下，可以采用實煤體幫支護強度表征實煤體幫塑性區(qū)寬度，圖6為實煤體幫支護強度對不均衡承載系數(shù)的影響。

圖6 不均衡承載系數(shù)與實煤體幫支護強度的關系Fig.6 Relationship between unbalanced bearing coefficient and support strength of solid coal body

由圖可知，實煤體幫支護強度越大，沿空留巷不均衡承載系數(shù)越小。這是因為實煤體幫支護并不能改變上覆基本頂?shù)钠茢嘟Y構，上工作面回采后側(cè)向支承應力分布規(guī)律不變，直接頂上覆受力狀態(tài)基本不變；當實煤體幫支護強度增大時，實煤體幫塑性區(qū)寬度減小，使得實煤體縱向壓縮變形量減少，實煤體承受載荷減小，不均衡承載系數(shù)變小。因而，在設計沿空留巷圍巖控制方案時，適當提高實煤體幫支護強度可以減小不均衡承載系數(shù)，有利于留巷圍巖均衡承載和保持穩(wěn)定性。

4.3 直接頂損傷變量的影響

為了分析直接頂損傷變量對不均衡承載系數(shù)的影響，實煤體上方直接頂彈性模量為10 GPa，實煤體彈性模量為4 GPa，巷旁支護體彈性模量為0.8 GPa，不均衡承載系數(shù)與直接頂損傷變量的關系如圖7 所示。

圖7 不均衡承載系數(shù)與直接頂損傷變量的關系Fig.7 Relationship between unbalanced bearing coefficient and damage factor of immediate roof

由圖7 可知，直接頂損傷變量越大，沿空留巷不均衡承載系數(shù)增大，且增加幅度越來越大。這是因為充填區(qū)直接頂彈性模量減小，巷旁支撐系統(tǒng)剛度減小，支撐系統(tǒng)承載能力減小，沿空留巷不均衡承載系數(shù)增大。因而，在設計沿空留巷圍巖控制時，要采取一定加固措施抑制巷旁支護體上方直接頂?shù)钠茐模３种苯禹數(shù)耐暾詫⒗谘乜樟粝飮鷰r的系統(tǒng)穩(wěn)定性。

4.4 沿空留巷合理不均衡承載系數(shù)探討

根據(jù)現(xiàn)有的沿空留巷實踐可知，沿空留巷巷旁支護體承載往往低于原巖應力，這不僅與支護體構筑材料變形特征有關，還與沿空留巷圍巖所處應力環(huán)境有關。巷旁支護體通常位于側(cè)向支承應力降低區(qū)，工作面采動對巷旁支護體的承載影響弱于實煤體幫。

由式（16）可知，沿空留巷不均衡系數(shù)與巷旁支護體的彈性模量及其壓縮量、實煤體的彈性模量及其壓縮量有關。當對充填區(qū)頂板和留巷頂板采取加固支護強度不同時，充填區(qū)直接頂損傷變量不同；實煤體幫加固強度不同時，實煤體幫完整性差別較大，彈性模量也不相同。

考慮到目前沿空留巷巷旁支護體常用構筑材料和實施過程，實煤體彈性模量大于巷旁支護體材料的彈性模量，此時沿空留巷不均衡承載系數(shù)大于1。因此，對于一具體巷道來說，沿空留巷時要盡量減小不均衡承載系數(shù)，即盡量實現(xiàn)實煤體幫和巷旁支護體均衡承載，以降低巷道頂板下沉量，主要支護措施包括：采用錨固技術或者及時構筑巷旁充填體以減小充填區(qū)頂板損傷；構筑巷旁支護體時采用空間錨固技術以提高巷旁支護體彈性模量和承載能力；采用高強度錨桿支護提高實煤體幫支護強度以減小沿空留巷不均衡承載系數(shù)。

以柳家莊煤礦4211 大采高工作面沿空留巷工程為例，根據(jù)4211 回風平巷圍巖巖石力學試驗結果，取直接頂彈性模量為10 GPa，實煤體彈性模量為4 GPa，巷旁支護體彈性模量為0.8 GPa，根據(jù)圖7 結果可知，該條件下沿空留巷合理不均衡承載系數(shù)位于1.8～3.0 之間，即實煤體幫承受載荷大于巷旁支護體承受載荷。

5 工程應用分析

根據(jù)前述沿空留巷不均衡承載系數(shù)的變化規(guī)律可知，適當加強實煤體幫支護強度、及時加強支護巷旁支護體上方的直接頂減小直接頂?shù)膿p傷、適當增加巷旁支護體彈性模量等可以實現(xiàn)減小沿空留巷圍巖的不均衡承載問題?；诖?，確定柳家莊煤礦4211 工作面沿空留巷圍巖控制方案。

5.1 地質(zhì)條件

柳家莊煤礦4211 工作面平均埋深為240 m，工作面為4#煤和5#煤合采。4#煤平均厚度為1.7 m，5#煤平均厚度為1.8 m，4#、5#煤之間夾矸平均厚度為0.5 m。煤層結構簡單，頂板巖性為灰色砂質(zhì)泥巖、砂質(zhì)泥巖；底板為砂質(zhì)泥巖、灰色砂質(zhì)泥巖。煤層傾角為3°～6°，平均為4°，穩(wěn)定可采，屬近水平煤層。工作面采用后退式綜合機械化一次采全高的長壁開采方法，回采過程中在4211 回風平巷實施沿空留巷。

4211 回風平巷留巷斷面寬×高為4.5 m×4.0 m。巷道原有支護為：頂板采用螺紋鋼金屬錨桿＋錨索+鋼帶+金屬網(wǎng)支護。其錨桿采用φ 20 mm×2 400 mm的左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，錨桿間排距為0.8 m×0.8 m，頂板靠巷道兩側(cè)的錨桿向兩幫傾斜角度為80°，錨索采用φ 15.24 mm×6 300 m 的鋼絞線錨索，間排距為1.6 m×2.4 m；鋼帶采用長為4.4 m、寬為230 mm、厚為5 mm 的7 眼W 鋼帶，金屬網(wǎng)使用6.0 m×1.0 m 的18#鍍鋅鐵絲編制而成。兩幫采用錨桿+鋼帶+金屬網(wǎng)聯(lián)合支護，幫錨桿選用φ 16 mm×1 600 mm 的圓鋼錨桿，間、排距為0.8 m×0.8 m，幫頂錨桿距頂板400 mm，幫底錨桿距底板500 mm，錨桿與巷道兩幫成90°夾角，金屬網(wǎng)選用3.5 m×1.0 m 的18#鍍鋅鐵絲編制而成。

5.2 現(xiàn)場沿空留巷圍巖控制方案

4211 回風平巷沿空留巷圍巖控制方案主要包括巷內(nèi)支護采用錨桿、錨索聯(lián)合支護，巷旁支護采用高水材料構筑巷旁支護體。其具體支護方案如下所述：

（1）補強支護方案 頂板在未加強錨索支護的兩排錨桿中間，補強一排3 根φ 17.8 mm×8 000 mm的錨索，中間1 根，其余2 根距兩幫1.2 m。

（2）巷旁支護方案 巷旁支護體采用高水材料一次澆筑成型，支護體寬度為3.0 m，高水材料水灰比為1.5:1，支護體內(nèi)預埋φ 22 mm 對拉錨桿以增強巷旁支護體抗變形能力和彈性模量[15]，即提高支護體的承載能力，對拉錨桿間、排距為0.8 m×0.8 m。

（3）留巷穩(wěn)定階段加強支護方案 在工作面后方120 m 范圍內(nèi)采用單體液壓支柱“一梁四柱”加強支護。單體液壓支柱配鉸接頂梁、鐵鞋，柱距為1.2 m，排距為1.0 m，邊柱距兩幫距離為0.45 m。

（4）巷旁支護體頂板加強支護方案為了保持充填區(qū)域范圍內(nèi)的頂板完整性，采用錨索進行充填區(qū)域的頂板加固。錨索采用直徑φ 15.24 mm×6 300 mm 的錨索，鋪設金屬網(wǎng)護頂，工作面每割一刀0.8 m 支護1 排，每排4 根。

（5）沿空留巷前50 m 段實煤體幫不進行補強支護，其后由于現(xiàn)場實煤體幫變形較大，提出加強支護方案為每兩排錨桿之間補打一排φ 20 mm×2 400 mm 的高強螺紋鋼錨桿。

5.3 沿空留巷不均衡承載評估

5.3.1 沿空留巷不均衡承載數(shù)值評估

按照4211 回風平巷沿空留巷生產(chǎn)地質(zhì)條件和圍巖力學試驗結果，采用FLAC3D建立數(shù)值計算模型，模型大小為207.5 m×10 m×50 m。模型底面固定，4 個側(cè)面限制水平運動。模型上邊界施加覆巖自重5 MPa，側(cè)壓系數(shù)取0.6，煤巖層材料采用Mohr-Coulomb 模型，用Cvisc 蠕變模型模擬巷旁支護體，煤巖層力學參數(shù)見表1，巷旁支護體相關參數(shù)見表2。

表1 煤巖層力學參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of rock strata and coal seam

表2 巷旁支護體力學參數(shù)Table 2 Mechanical parameters of roadside support body

圖8 給出了沿空留巷圍巖垂直應力分布圖。

圖8 沿空留巷圍巖垂直應力分布Fig.8 Vertical stress distribution of surrounding rock for gob-side entry retaining

由圖可知，當實煤體幫僅僅是基本支護時，實煤體幫垂直應力最大為23.062 MPa，巷旁支護體垂直應力為11.432 MPa，不均衡承載系數(shù)為2.02；當實煤體幫進行加強支護時，實煤體幫垂直應力最大為23.146 MPa，巷旁支護體垂直應力為11.651 MPa，不均衡承載系數(shù)為1.987；支護體承載和實煤體幫承載出現(xiàn)不均衡現(xiàn)象，當實煤體幫支護強度加大時，不均衡承載系數(shù)減小。這也驗證了4211 回風平巷沿空留巷圍巖的不均衡承載特征。

5.3.2 沿空留巷不均衡承載現(xiàn)場監(jiān)測評估

在4211 回風平巷留巷期間，分別在實煤體幫未加強支護段和加強支護段設置表面位移監(jiān)測站，以監(jiān)測沿空留巷實施效果。圖9為留巷期間圍巖表面位移監(jiān)測結果。

圖9 圍巖表面位移監(jiān)測結果Fig.9 Monitoring results of the surrounding rock displacement

由圖可知，實煤體未進行加固支護時巷道頂板中部最大下沉量為655 mm，兩幫最大移近量為850 mm；實煤體進行加固支護時巷道頂板中部最大下沉量為443 mm，兩幫最大移近量為644 mm。實煤體幫加固支護后，提高了實煤體幫的承載能力，減小了頂板下沉量，實煤體縱向壓縮量減小，進而減小沿空留巷不均衡承載系數(shù)。4211 回風平巷留巷圍巖控制效果良好。

6 結 論

（1）巷旁支護體側(cè)和實煤體側(cè)及其上方直接頂分別組成各自的支撐系統(tǒng)，共同承擔基本頂巖層回轉(zhuǎn)下沉的“給定變形”和壓力。

（2）建立的彈性變形體力學模型研究沿空留巷實煤體幫和巷旁支護體不均衡承載特征，分析了不均衡承載系數(shù)的影響因素及其規(guī)律，為設計沿空留巷圍巖控制方案提供依據(jù)。

（3）通過對工程應用進行數(shù)值計算和礦壓監(jiān)測對比分析，高水材料巷旁充填沿空留巷巷旁支護體和實煤體幫具有不均衡承載的特點，實煤體幫承受載荷大于巷旁支護體承受載荷。

（4）柳家莊礦4211 回風平巷留巷實踐表明：充填區(qū)頂板采用錨索加強支護減少頂板損傷，實煤體幫采用錨桿加強支護，以提高實煤體幫支護強度，并增加其承載能力，可減小沿空留巷不均衡承載系數(shù)，增強沿空留巷圍巖控制效果。

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