Research on mining stress distribution law of coal body during open-off cut butt-joining stage of knife handle working face
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摘要:
以云盖山二矿23304工作面为工程背景，对工作面基本顶的破断形式直接影响刀把式工作面由短工作面过渡到长工作面时切眼对接阶段衔接面周围煤体的应力分布和矿压规律进行了研究。采用理论分析结合3DEC数值模拟的方法分析了云盖山二矿23304刀把式工作面1号切眼工作面与2号切眼对接阶段基本顶不同破断形式和覆岩结构特征，揭示了不同岩梁属性对内应力场范围的影响规律。结果表明，侧向关键块B断裂位置对煤体影响程度由小到大依次为：采空区侧、煤壁前方、煤壁正上方，侧向基本顶断裂位置深入煤体6.21 m，内应力场范围约为12.91~14.43 m，煤体弹性模量对内应力场范围表现为负相关且影响最显著。
Abstract:Taking the 23304 knife handle working face of Yungaishan No.2 Coal Mine as the engineering background, the pressure distribution and ground pressure law of the coal around the joint face during the transition from short working face to long working face are studied when the fracture types of the main roof of the working face directly affects the knife handle working face. Theoretical analysis combined with 3DEC numerical simulation was used to analyze the different fracture types and overlying rock structural characteristics of the main roof at the docking stage between No.1 open-off cut and No.2 open-off cut of Yungaishan No.2 Coal Mine, revealing the influence law of different rock beam properties on the range of internal stress field. The results show that the degree of influence of lateral key block B fracture on the coal body is from small to large: the side of the mining area, in front of the coal wall, and directly above the coal wall, the location of the lateral basic top fracture is 6.21 m deep into the coal body, and the internal stress field range is about 12.91-14.43 m. The elastic modulus of the coal body shows a negative correlation and the most significant influence on the internal stress field range.
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我国地下煤矿的开采空间深度逐年增加，截至目前，地下矿井的最大开采深度已达1 500 m[1-2]。煤矿进入深部开采后，其煤层通常表现出典型的软弱、松散、破碎等主要特征[3-5]，这给深井煤巷围岩控制带来诸多挑战，特别是位于深部松软厚煤层中的大变形巷道围岩控制更是制约深井安全高效生产的关键科技难题之一。
国内外学者们针对千米深井松软厚煤层巷道围岩破坏机制与控制技术开展了深入的研究工作。付振江等[6]基于滑移线场理论研究了不同应力扰动阶段深井切顶沿空煤巷底板鼓出机制，揭示了沿空煤巷底板对称及非对称作用下的失稳特征；赵伟等[7]明晰了过断层巷道围岩失稳的主因及集中应力引起的剪切滑移的变形破坏机制，针对此机制，提出了优化过断层巷道的稳定控制策略；张进鹏等[8]基于围岩应力分布规律，揭示了深部大倾角煤层中的岩巷围岩层间的剪切及滑移破坏机制，提出了优化巷道断面及采取耦合控制策略等综合手段，有效地控制了巷道围岩大变形；王卫军等[9]基于蝶形破坏理论，并从“给定变形”与围岩“支护残余变形”2方面理念出发，提出了减少“支护残余变形”的控制对策与技术体系；谢生荣等[10]针对深部强采动松软破碎煤体巷道围岩大变形的控制难点，提出了可保障煤巷浅部围岩稳定、应力峰值向深部转移的外锚−内卸协同控制技术，丰富并创新了巷道围岩控制理论与技术体系；潘锐[11]开展了深部破碎岩体的现场锚注试验及失稳机制研究，揭示了深井复杂条件破碎岩体的锚注与控制机制效果，实现了深部极软弱破碎煤巷围岩的稳定控制；王恩等[12]针对多重采动条件下剧烈扰动影响煤巷围岩失稳控制的关键难题，以偏应力为研究指标，阐明了扰动规律，提出了非对称锚索桁架协同控制技术，保障了多重采动煤巷的长期稳定。目前的国内外研究成果中，鲜有关于千米深井松软厚煤层沿空煤巷围岩钻孔卸压控制技术的研究。
鉴于此，以千米深井松软厚煤层巷道为工程背景，阐明了松散、破碎煤体沿空煤巷的力学特性及其窥视效果，揭示了千米深井松软厚煤层沿空煤巷围岩变形破坏特征及其关键控制难点；并开展了不同卸压钻孔间距、钻孔深度对沿空煤巷围岩的位移、应力响应规律研究，明晰了合理的卸压钻孔参数，提出了沿空煤巷围岩卸压−支护耦合技术参数并进行矿井现场工程试验，基于围岩位移−锚索受力−现场效果综合手段，验证了本研究研究结果的合理性。
1. 工程概况
试验矿井主要开采Ⅱ3、Ⅱ5、Ⅱ7、Ⅱ9煤层，目前矿方正在回采Ⅱ3煤层，其平均煤厚为5.13 m，煤层埋深为893~1 089 m，平均埋深为1 024 m，煤层的平均倾角为4°，试验矿井Ⅱ3煤层的顶底板岩层综合柱状如图1所示。
研究对象为Ⅱ3煤层Ⅱ3-403大采高综采工作面，Ⅱ3-403大采高工作面西北方向为Ⅱ3-401采空区，东南方向为即将布置的Ⅱ3-405工作面（待回采）。该工作面轨道平巷采取临空侧沿空掘巷的布置方式，工作面轨道煤巷与Ⅱ3-401工作面采空区边界的距离为7.0 m（留设煤柱宽度为7.0 m），沿Ⅱ3煤层顶板布置，巷道尺寸为5.20 m×3.00 m矩形断面巷道。Ⅱ3-403工作面布置如图2所示。
试验矿井与Ⅱ3-403工作面回采过程中，往往出现由于高地应力引起巷道围岩大变形、锚杆索破断、工作面停产等重大问题，这主要在于矿方对抵御深井煤巷围岩技术中，仅采取单一的强力支护技术，缺乏卸压控制技术在深井软岩煤巷围岩中的设计与工程应用。
2. 千米深井煤巷变形破坏特征
为深入分析深井松软厚煤层沿空煤巷围岩破坏与失稳规律，采取实验室煤体力学试验、钻孔成像分析等方法阐明沿空煤巷的基本破坏特征，厘清深井松软厚煤层沿空煤巷围岩关键控制难点。
2.1 深井煤巷围岩力学特征
为了测定试验矿井Ⅱ3-403工作面周围煤体的强度特征，在Ⅱ3-403工作面附近选取典型的测站进行煤块取样，在实验室内通过加工机具将其加工为ϕ50 mm×100 mm的标准煤样（至少选取3个标准样，分别命名为M-1、M-2、M-3）。基于上述标准试样的单轴压力机下加载，测定出3个煤样的单轴抗压强度分别为4.86、5.71、5.23 MPa，因此工作面周围典型位置煤样的平均单轴抗压强度为5.27 MPa，即试验煤巷周围煤体的普氏系数约为0.5。由此可知，试验沿空煤巷周围煤体表现出典型的松软与破碎特征，这是导致煤巷围岩大变形的关键难点。在此围岩力学环境下，将引起沿空煤巷围岩控制难度陡增。
2.2 煤巷围岩钻孔成像效果
采取钻孔成像仪现场钻孔窥视的方法阐明围岩内部结构特征及其裂隙发育状况，可进一步明晰围岩破坏状况与破坏程度，为后续巷道围岩支护设计提供现场数据支撑。因此，在Ⅱ3-403工作面沿空煤巷周围选取3个典型测站作为钻孔窥视的主要位置，分别为Ⅰ测站、Ⅱ测站、Ⅲ测站，窥视的巷道围岩主要有顶板、7.0 m煤柱帮、实体煤帮围岩。由上述成像综合结果分析得出：Ⅰ测站、Ⅱ测站、Ⅲ测站的顶板、7.0 m煤柱帮及实体煤帮围岩结构及其裂隙发育状况近似一致，因限于文章篇幅，本节仅展示Ⅱ测站实体煤帮围岩（位于钻孔卸压一侧的巷道围岩）的成像结果，沿空煤巷围岩钻孔成像效果图如图3所示。
由煤巷实体煤帮围岩的钻孔成像结果表明：实体煤帮浅部6.2 m范围内的煤体普遍破碎，且存在不同发育程度的纵向、横向以及交错裂隙；当继续向实体煤帮深部煤体延伸时，煤体围岩慢慢转向稳定状态，由此表明深井松软厚煤层沿空煤巷围岩破坏范围较大，远远超出了普通煤巷围岩的破坏范围，这也是千米深井煤巷与浅部矿井煤巷围岩破坏的基本特征差异之一。由此可知，试验矿井深部松软厚煤层沿空煤巷围岩破坏范围广，影响深度大，需要针对性地采取特定的卸压控制措施以保障维护厚煤层沿空煤巷围岩的长期稳定性。
2.3 煤巷围岩变形破坏的关键控制难点
1）深井复杂高地应力。深部煤矿应力场复杂多变、煤体蠕变等特征[13-15]，导致煤巷围岩自稳能力较差、围岩变形量大及持续时间久等问题，深井煤巷围岩控制难度大。
2）松散、破碎煤体特征。深井松散、破碎煤体节理与裂隙较发育，导致围岩力学性能较差，煤巷围岩承载性能降低，围岩来压较快且持续变形时间长，引起煤巷围岩稳定维护难度大。
3）7.0 m煤柱沿空掘巷围岩矿压显现剧烈。由于深井煤巷采取沿空掘巷布置形式，且煤柱仅留设7.0 m窄煤柱，在千米深井的复杂高地应力、工作面高强采动条件下极易引起沿空煤巷围岩的变形破坏。
3. 沿空煤巷围岩卸压钻孔合理卸压参数
钻孔卸压技术是1种煤矿巷道常用的围岩应力环境改良技术[16-19]。基于构建大型三维数值计算模型，研究卸压孔间距与孔深对煤巷围岩位移、应力场的演变规律，进而确定合理的沿空煤巷围岩钻孔卸压参数。
3.1 巷道围岩钻孔卸压的基本原理
巷道围岩钻孔卸压的基本原理如图4所示。
钻孔卸压技术的本质[20]，即通过弱化围岩等干预措施实现对围岩高集中应力的转移或释放。钻孔卸压是煤矿中较为常用的1种卸压技术，主要通过在巷道浅部围岩中形成大范围卸压弱化带，促使巷道围岩应力峰值位置显著向深部转移、极限平衡区范围内煤岩体的应力值明显降低。钻孔卸压后巷道周围煤体将为深井强采动煤巷围岩变形破坏起到显著的吸能及其保护作用，改善了巷道周围应力大环境，有利于煤巷围岩维持长期稳定。
3.2 三维数值计算模型
基于现场调研、围岩地质力学实测参数等，构建的与试验矿井地质力学条件相一致的大型三维数值计算模型如图5所示。
三维数值模型长×宽×高为180 m×120 m×100 m，模型的边界条件为：四周铰支、底部固支，上部为模型的自由边界，其采取的本构关系为Mohr-Coulomb基本模型，参考现有研究成果[21-24]，采取Hoek-Brown基本准则参数折减处理之后的Ⅱ3-403工作面沿空煤巷周围煤岩力学参数见表1。
表 1 煤岩层的基本力学参数Table 1. Mechanical parameters of coal rock strata岩性 密度/
（kg·m−3）弹性模
量/GPa剪切模
量/GPa内摩擦
角/（°）黏聚力/
MPa泊松比 细砂岩 2 690 26.0 7.1 45 6.7 0.29 泥岩 1 960 23.0 3.8 38 3.3 0.22 Ⅱ3#煤 1 400 2.5 1.6 29 0.7 0.39 泥岩 1 960 23.0 3.8 38 3.3 0.22 中砂岩 2 650 24.0 6.9 43 6.2 0.25 数值计算模拟过程为：构建大型三维数值计算模型→运行平衡→临空侧工作面回采→运行平衡→沿空煤巷开挖→开挖卸压钻孔（不同卸压孔间距、不同卸压孔深度）→计算运行至平衡状态→分析围岩位移场、应力场的演化规律→确定合理的钻孔卸压参数。
沿空煤巷围岩卸压钻孔的数值模拟方案如下：
1）巷道两帮卸压孔的间距分别取1.0、2.0、3.0 m，研究卸压孔间距对煤巷稳定性影响时，固定宽度为7.0 m的煤柱帮卸压孔深度为5.0 m、实体煤帮卸压孔深度为10.0 m。
2）巷道煤柱帮卸压孔深度为5.0 m，实体煤帮卸压孔的深度分别取5.0、10.0、15.0 m，研究卸压孔深度对煤巷围岩稳定性的影响时，固定卸压孔间距1.0 m。另外，卸压钻孔的直径取200 mm，该尺寸是煤矿巷道中常用的且试验煤矿现有钻杆可形成的钻孔尺寸。
3.3 卸压孔参数对煤巷稳定性的影响
当卸压钻孔直径为200 mm，煤柱帮卸压孔深度为5.0 m时，主要开展2方面研究：①实体煤帮卸压孔深度10.0 m，卸压孔间距分别为1.0、2.0、3.0 m；②实体煤帮卸压孔间距 1.0 m，卸压孔深度分别为5.0、10.0、15.0 m时沿空煤巷围岩稳定性的响应规律。沿空煤巷围岩未卸压、不同卸压孔间距下围岩的顶板下沉量、底板鼓起量、两帮移近量结果见表2和表3，沿空煤巷围岩位移与卸压孔间距、深度关系曲线如图6所示，沿空煤巷围岩位移量与卸压孔间距、实体煤帮卸压孔深度的三维关系曲面如图7所示，不同卸压孔间距、卸压孔深度条件下沿空煤巷两帮不同位置围岩应力分布如图8所示。
表 2 钻孔深度10.0 m时不同卸压孔间距下巷道位移表Table 2. Displacement table of the roadway with different spacing of pressure relief holes at drilling depth of 10.0 m卸压间距/m 顶板下沉/mm 底板鼓起/mm 两帮移近/mm 0（无卸压） 780 355 688 1.0 367 183 206 2.0 524 252 435 3.0 612 297 577 表 3 钻孔间距1.0 m时不同卸压孔深度下巷道位移表Table 3. Displacement table of the roadway with different depth of pressure relief holes at drilling spacing of 1.0 m卸压间距/m 顶板下沉/mm 底板鼓起/mm 两帮移近/mm 0（无卸压） 780 355 688 1.0 474 237 302 2.0 367 183 186 3.0 353 175 179 ![]()
图 6 沿空煤巷围岩位移与卸压孔间距、深度关系曲线Figure 6. The relationship between surrounding rock displacement and the spacing and depth of pressure relief holes in roadway![]()
图 7 煤巷位移与卸压孔间距、深度三维关系曲面Figure 7. The 3D relationship between roadway displacement and the spacing and depth of pressure relief holes![]()
图 8 沿空煤巷围岩应力与卸压孔间距、深度关系曲线Figure 8. The relationship between stress in roadway surrounding rock and the spacing and depth of pressure relief holes由图6（a）可知：当煤巷两帮煤体卸压孔的间距为3.0 m时，巷道顶板下沉量、底板鼓起量、两帮移近量与未卸压时相比均明显降低；随着卸压孔的间距逐渐减小，沿空巷道围岩位移量均明显降低，特别是顶板下沉量与两帮移近量降低效果最为显著；当煤巷两帮卸压孔的间距减小至1.0 m时，巷道围岩位移量最小，表明卸压孔间距为1.0 m时，沿空煤巷围岩控制效果最好。由图6（b）可知：固定煤柱帮卸压孔的深度为5.0 m，当煤巷两帮煤体卸压孔的深度为5.0 m时，与未卸压时煤巷围岩位移量相比明显降低；随着卸压孔的深度逐渐加深，沿空煤巷顶板下沉量、底板鼓起量、两帮移近量均大幅减小，但总体来看实体煤帮卸压孔深度为10.0 m时煤巷围岩已取得较为良好的控制效果；随着实体煤帮卸压孔深度继续增大，围岩移进量减小效果不明显。综上所述，沿空煤巷卸压钻孔间距为1.0 m、实体煤帮卸压孔深度为10.0 m时，可取得较好的围岩大变形控制效果。
由图8可知：未采取钻孔卸压措施时，煤巷实体煤帮围岩应力峰值距离巷壁的距离较近，高集中应力将诱发煤巷围岩发生大范围程度剧烈的扰动破坏，不利于深部沿空煤巷围岩的稳定性；当卸压钻孔间距由3.0 m减小至1.0 m过程中，围岩高集中应力峰值逐渐向深部发生转移，且卸压孔间距为1.0 m时应力峰值距巷道位置最远，此时沿空煤巷浅部围岩均处于低应力区的良好环境中，有利于维护煤巷围岩的安全稳定。再者，由不同实体煤帮卸压孔深度条件下煤巷围岩应力分布曲线可知：随着实体煤帮卸压孔深度逐渐加深，煤巷围岩应力峰值均向深部发生显著转移，同样沿空煤巷浅部大范围煤体均处于低应力的良好环境中，且采取卸压钻孔的卸压措施时均保障了沿空煤巷良好的围岩环境，促使深井软岩沿空煤巷围岩的长期安全稳定。
综上所述，获得了千米深井松软厚煤层沿空煤巷合理的卸压孔参数为：卸压孔直径200 mm，卸压孔间距1.0 m，实体煤帮卸压孔深度10.0 m。
4. 深井松软厚煤层沿空煤巷卸压控制技术参数
4.1 煤巷卸压控制技术方案与参数
沿空煤巷围岩支护−卸压控制参数如图9所示。
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图 9 沿空煤巷围岩支护-卸压控制参数Figure 9. Parameters of surrounding rock support and pressure relief control for gob-side roadway1）锚杆支护参数。沿空煤巷顶板锚杆采取ϕ20 mm×2 200 mm规格的螺纹钢锚杆进行支护，间排距为1 000 mm×800 mm，顶板两侧锚杆采取倾斜70°的布置方式。两帮锚杆参数为ϕ18 mm×1 800 mm的螺纹钢锚杆，间排距为850 mm×800 mm，垂直煤巷帮布置。
2）锚索支护参数。煤巷顶板采取ϕ21.6 mm×6 300 mm的钢绞线槽钢锚索进行加强支护，间排距为1 000 mm×1 600 mm，垂直于煤巷顶板布置。煤巷两帮锚索规格为ϕ17.8 mm×4 500 mm的钢绞线槽钢锚索加强支护，间排距为850 mm×1 600 mm，均垂直于煤巷壁布置。
3）卸压钻孔参数。为了便于钻孔施工及取得较好的卸压控制效果，设计了卸压钻孔的高度为距底板1.50 m，卸压孔直径为200 mm，卸压孔间距1.0 m，煤柱帮卸压孔深度为5.0 m（靠近采空区侧的煤柱已发生损伤破坏，无需采取钻孔卸压措施），实体煤帮的卸压孔深度10.0 m，卸压孔垂直于煤巷两帮布置。
4.2 矿压观测结果
基于上述确定的深井松软厚煤层沿空煤巷围岩强力支护−钻孔卸压关键技术参数，开展试验矿井Ⅱ3-403工作面沿空煤巷的现场工程试验，通过围岩位移-锚索受力的组合矿压观测方法分析卸压控制技术及参数的合理性。沿空煤巷围岩组合矿压观测结果如图10所示。
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图 10 沿空煤巷围岩组合矿压观测结果Figure 10. Observation results of combined mine pressure in surrounding rock for gob-side roadway矿压观测结果表明，随工作面逐渐回采，煤巷围岩位移表现出典型3阶段演化规律，分别为：①稳定期（距离工作面位置>80 m）；②缓慢变形期（45~80 m）；③剧烈变形期（距离工作面45 m以内）。当工作面回采至矿压观测站附近时，沿空煤巷顶板及两帮围岩最大变形量仅为450 mm以内，实现了对强采动沿空煤巷围岩大变形的有效控制。通过煤巷围岩锚索受力可以看出，锚索同样表现出3阶段变化特征，分别为：①锚索受力稳定期（距离工作面位置>80 m）；②锚索受力缓慢增长期（40~80 m）；③锚索受力剧烈增长期（距离工作面40 m以内），总体来看与围岩位移变化规律近似一致。当工作面回采至测站附近时，锚索受力最大值不超过300 kN，该载荷值位于锚索的合理承载范围之内，且工作面全长段巷道围岩未出现锚杆索破断、失效的问题。总体来看，千米深井松软厚煤层沿空煤巷围岩控制效果良好。
综上所述，深井松软厚煤层沿空煤巷采取强力支护−钻孔卸压组合控制技术后，实现了原大变形煤巷围岩的有效控制，改善了围岩应力环境，保障了深井松软厚煤层大采高工作面的安全高效回采。
5. 结 语
1）现场测试获得了沿空煤巷周围煤样的平均单轴抗压强度为5.27 MPa，基于钻孔窥视方法明晰了煤帮6.20 m范围内的煤体存在不同发育程度的纵横向及交错裂隙，综合揭示了煤巷的深井复杂高地应力、松软煤体及窄煤柱掘巷等3个关键控制难点。
2）通过数值模拟方法探明了不同卸压孔间距、卸压孔深度对煤巷围岩位移与应力场的演变规律，揭示了钻孔卸压技术对改善采动煤巷围岩应力环境、保障煤巷围岩稳定的重要作用。获得了合理的钻孔卸压参数为：卸压孔间距1.0 m，实体煤帮卸压孔深度10.0 m。
3）提出了千米深井松软厚煤层沿空煤巷围岩强力支护−钻孔卸压关键控制技术参数，基于现场实践及矿压观测方法阐明了采取该技术后围岩位移、锚索受力的合理性，验证了研究结果的合理性，解决了深井松软厚煤层强采动沿空煤巷围岩大变形的控制难题，研究成果为此类深部高应力强采动大变形煤巷的围岩控制提供参考依据。
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图 2 23304刀把式工作面推进过程示意图
Figure 2. Diagrams of 23304 knife handle working face advancement
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图 4 基本顶不同断裂位置覆岩结构示意图
Figure 4. Overlying rock structure of different fracture positions of basic roof
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图 5 内外应力场覆岩结构模型
Figure 5. Overlying rock structure model of internal and external stress field
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图 7 基本顶不同断裂位置垂直位移
Figure 7. Vertical displacement of different fracture positions of basic roof
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图 8 基本顶不同断裂位置侧向应力
Figure 8. Lateral stress of different fracture positions of basic roof
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图 9 岩梁属性对内应力场范围影响规律
Figure 9. Influence law of rock beam properties on the range of internal stress field
表 1 岩层物理力学参数
Table 1 Physical and mechanical parameters of rock
岩层 抗拉强度/
MPa抗压强度/
MPa弹性模量/
GPa黏聚力/
MPa内摩擦角/
(°)泊松比 粉砂岩 9.58 126.0 28.65 25.0 41 0.29 细粒砂岩 10.75 119.0 40.12 24.0 36 0.24 中粒砂岩 9.96 109.0 33.00 16.0 29 0.25 二1煤 0.12 1.1 8.00 6.3 26 0.45 炭质泥岩 4.59 38.5 26.21 5.6 32 0.25 粉砂岩 8.75 113.0 32.60 22.0 17 0.20 
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表 2 岩梁属性对内应力场范围影响计算方案
Table 2 Calculation solution of the influence of rock beam properties on the range of internal stress field
影响因素 S/m $ {h}_{\mathrm{b}} $/m $ {E}_{0} $/GPa $ {h}_{\mathrm{c}} $/m $ {L}_{\mathrm{B}} $/m 1 80 5 4 4 22.5 2 90 7 5 5 24.5 3 100 9 6 6 26.5 4 110 11 7 7 28.5 5 120 13 8 8 30.5
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1. 李卓，孙屹，姜鑫，蒋景东. 低围压与不同温度作用下土石坝护坡土石混合体力学特性. 河海大学学报(自然科学版). 2024(06): 90-96 . 
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