深部煤層大巷圍巖破壞特征及強力錨固控制技術(shù)

于春生，韋四江，張省，王猛，神文龍

(1.河南焦煤能源有限公司 古漢山礦，河南 焦作 454000；2.河南理工大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，河南 焦作 454000；3.煤炭安全生產(chǎn)河南省協(xié)同創(chuàng)新中心，河南 焦作 454000)

0 引 言

深部煤層大巷裂隙發(fā)育、變形量大，在采動應(yīng)力作用下，單一支護結(jié)構(gòu)難以控制其變形，巷道返修工程量大。針對深部松軟圍巖巷道，眾多專家提出了控制機理和技術(shù)，如康紅普等[1-2]提出煤巷錨桿支護的強力支護理論，認為“三高一低”即高強度、高剛度、高預(yù)緊力和低支護密度，是控制巷道圍巖變形的有效手段；付玉凱等[3]開發(fā)了高韌性吸能錨桿；吳擁政等[4-5]提出了“強支強卸”和“多層控制”的沖擊地壓巷道圍巖控制方法；趙志強等[6]、王衛(wèi)軍等[7-8]提出了蝶形理論，認為隨著應(yīng)力環(huán)境改變，巷道圍巖塑性區(qū)存在圓形、橢圓形和蝶形3種形狀，蝶形塑性區(qū)具有方向性、突變性、缺失和躍透以及支護微效性等，并解釋了大變形回采巷道的蝶葉型冒頂機理；何滿潮等[9-12]、高玉兵等[13]提出了巷道圍巖控制的關(guān)鍵部位和耦合支護機理，將圍巖首先破壞的部位作為關(guān)鍵部位，引起破壞的原因是強度、正向剛度、負向剛度和結(jié)構(gòu)變形不耦合，高應(yīng)力腐蝕可作為關(guān)鍵部位的判斷標(biāo)志，開發(fā)了恒阻大變形錨索(桿)，在復(fù)合型軟巖大變形巷道[10]、沖擊地壓巷道[14]、切頂自動成巷巷道[15]等復(fù)雜條件下獲得了成功應(yīng)用；康繼春[16]提出了巷道圍巖控制的再造承載層理論，認為承載層厚度、內(nèi)聚力和長度對巷道位移影響最大；張農(nóng)等[17]根據(jù)煤巷頂板變形失穩(wěn)和支護時效特征，揭示了應(yīng)力雙向連續(xù)傳遞的穩(wěn)定機理，建立了低損傷連續(xù)梁控頂理論，開發(fā)了柔性錨桿支護技術(shù)。針對大斷面硐室，韋四江等[18-19]提出了錨網(wǎng)索+噴混凝土+U型鋼封閉支架多次支護技術(shù)，在避難硐室、大斷面泵房硐室等軟弱圍巖條件下獲得了成功應(yīng)用。

上述研究成果為復(fù)雜困難條件下的巷道圍巖控制提供了重要參考依據(jù)。河南焦煤能源有限公司趙固一礦北翼深部煤層回風(fēng)大巷初始采用普通的錨網(wǎng)索+噴混凝土支護，變形嚴重，巷道多次返修?；诒币砩畈棵簩踊仫L(fēng)大巷變形破壞特征和強力支護原理，提出該巷道的加固方法和技術(shù)，以期取得好的支護效果。

1 圍巖破壞特征和破壞機理

趙固一礦北翼深部煤層回風(fēng)大巷主要為后期整個北翼采區(qū)回采服務(wù)，擔(dān)負北翼盤區(qū)通風(fēng)及人員通行。北翼回風(fēng)大巷采掘形勢圖見圖1，該巷道布置于煤層中，埋深626.8 m，煤層平均厚度5.8 m，堅固性系數(shù)f為1～2。巷道頂?shù)装鍘r層層位及物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。北翼回風(fēng)大巷西段距16011停采線約190 m，距北翼軌道運輸巷、北翼膠帶運輸巷分別為50，100 m，受采掘影響較為明顯。

圖1 北翼回風(fēng)大巷采掘形勢圖

表1 巷道頂?shù)装鍘r層層位及物理力學(xué)參數(shù)

1.1 巷道圍巖破壞特征

2015年北翼回風(fēng)大巷掘出后，僅服務(wù)8個月就發(fā)生了嚴重變形，正對16011工作面的巷道頂?shù)装寤鹃]合，兩幫變形量達2 m以上。根據(jù)北翼回風(fēng)大巷掘進期間揭露的巖性特征，大巷頂板破碎，圍巖節(jié)理發(fā)育，整體性較差。成巷后短時間內(nèi)頂板大面積離層下沉，離層速度快、下沉量大。兩幫收縮變形嚴重，整體外移，出現(xiàn)大面積鋼網(wǎng)破壞和錨桿失效。大巷底板為厚2～3 m的煤體，且處于無支護狀態(tài)，巷道底鼓劇烈，掘進工作面后方30 m以外底鼓頻繁且速度快，施工中需頻繁掘底。受臨近16011工作面采動影響，工作面臨近后，巷道變形破壞進一步加劇。兩幫持續(xù)移近，頂板下沉量和底鼓量繼續(xù)增加，最終頂板和底板連接在一起。

開挖過程和前期巷道變形最快，變形劇烈段為掘進工作面后方30～50 m。后期受構(gòu)造應(yīng)力和采動應(yīng)力等影響，出現(xiàn)持續(xù)的蠕變變形，表現(xiàn)為整體位移持續(xù)增大、頂板離層繼續(xù)增加、表面碎脹逐漸發(fā)展等。

1.2 巷道圍巖破壞原因分析

北翼回風(fēng)大巷所處位置屬于構(gòu)造應(yīng)力和采動應(yīng)力交叉影響區(qū)域，煤巖軟弱破碎，節(jié)理化嚴重，開挖擾動下極易發(fā)生煤巖體內(nèi)部的破壞。

造成巷道變形破壞的原因：(1)地質(zhì)構(gòu)造影響。破壞嚴重段距F16斷層尾部較近，伴生眾多小斷層組，圍巖破碎，構(gòu)造應(yīng)力較大。(2)采掘影響。16011工作面停采線距離北翼回風(fēng)大巷約200 m，與臨近的北翼軌道運輸大巷和北翼膠帶運輸大巷距離較近，回采超前支承壓力和鄰近巷道的固定支承壓力疊加在一起，對該巷道的影響較大。(3)圍巖巖性軟弱。巷道沿煤層頂板掘進，受斷層影響，圍巖整體性差，松軟破碎。(4)支護強度不足。巷道錨網(wǎng)支護設(shè)計強度不足，支護參數(shù)不合理，另外針對破碎易風(fēng)化圍巖沒有及時封閉和補強，造成圍巖風(fēng)化泥化，加劇了巷道變形破壞。(5)底板未加固。開拓掘進大巷時底板未采取支護措施，煤巖復(fù)合底板在水壓和高應(yīng)力共同作用下，失去了承載能力。

2 “三場”相互作用機制及圍巖控制機理

巷道圍巖穩(wěn)定性受到“三場”即原巖應(yīng)力場、采動應(yīng)力場(次生應(yīng)力場或綜合應(yīng)力場)和支護應(yīng)力場的共同作用，在工程地質(zhì)條件一定時，支護應(yīng)力場雖然與前兩者差別較大，但是對巷道圍巖穩(wěn)定性影響卻很明顯，會對巷道圍巖中的次生應(yīng)力產(chǎn)生正作用，對巷道圍巖穩(wěn)定性產(chǎn)生積極作用。

基于上述分析，根據(jù)趙固一礦北翼回風(fēng)大巷的工程地質(zhì)條件和功能，擬采用強力錨固控制技術(shù)，以“一次支護”、“高預(yù)應(yīng)力和預(yù)應(yīng)力擴散”、“三高一低”、“臨界支護強度與剛度”、“相互匹配”、“可操作性”、“經(jīng)濟合理性”等為支護原則。

2.1 三場相互作用機制數(shù)值模擬分析

2.1.1 數(shù)值模擬

結(jié)合北翼回風(fēng)大巷所處的采掘工程條件，建立數(shù)值模型，研究支護應(yīng)力場、原巖應(yīng)力場和次生應(yīng)力場之間的相互作用機制。模型尺寸：水平方向60 m，豎直方向40 m，軸向方向0.5 m；巷道寬5 m，高4 m，共劃分為14 080個單元，21 339個節(jié)點。巖體物理力學(xué)參數(shù)采用表1中的參數(shù)，模型為平面應(yīng)變模型，3個模擬方案具體如下。

原巖應(yīng)力場模型：原巖應(yīng)力條件下，豎直應(yīng)力15 MPa，水平應(yīng)力18 MPa，彈塑性模型，CM強度準(zhǔn)則。

支護應(yīng)力場模型：模型周邊和巷道軸向完全約束條件下，研究預(yù)應(yīng)力錨桿作用下(錨桿預(yù)緊力40，65，95，150 kN)巷道圍巖支護應(yīng)力場分布，彈性模型[20]。

綜合應(yīng)力場模型：綜合前兩者方案，研究原巖應(yīng)力場和強力錨桿共同作用下巷道圍巖應(yīng)力場分布，彈塑性模型，CM強度準(zhǔn)則。

2.1.2 結(jié)果分析

由圖2～3可以看出，錨桿在壓預(yù)緊力作用下，錨桿托盤下方形成壓應(yīng)力錐形，預(yù)緊力越大，壓應(yīng)力錐體積也就越大，增加錨桿預(yù)緊力，能夠增加錨桿的間排距，減小錨桿的使用量。相同間距錨桿作用下，隨著錨桿預(yù)緊力的增大，錨桿作用范圍內(nèi)的最大主應(yīng)力(壓為負)數(shù)值依次增大，即-0.159 MPa(40 kN)→-0.243 MPa(65 kN)→-0.341 MPa(95 kN)→-0.577 MPa(150 kN)；壓應(yīng)力呈波浪形分布，相鄰錨桿之間出現(xiàn)了拉伸應(yīng)力，拉伸應(yīng)力亦隨著錨桿預(yù)緊力的增大而增大，其中最大拉伸應(yīng)力為0.177 MPa(150 kN)。因此，增大預(yù)緊力可以增加錨固巖體的圍壓，提高其強度。金屬網(wǎng)、鋼帶梁等護表構(gòu)件能將錨桿預(yù)緊力分散到非錨固范圍內(nèi)，從而減小這些區(qū)域的拉伸應(yīng)力，提高其強度。

圖2 預(yù)緊力錨桿作用下巷道圍巖支護應(yīng)力場

圖3 巷道頂板水平方向最大主應(yīng)力分布曲線

在原巖應(yīng)力作用下，無支護巷道和不同預(yù)緊力錨桿作用下的巷道圍巖綜合應(yīng)力場如圖4～5所示。由圖4～5可以看出，隨著預(yù)緊力增加，巷道周邊最大主應(yīng)力逐漸增加，最小主應(yīng)力(拉伸應(yīng)力)逐漸減小，應(yīng)力差亦逐漸減小，具體結(jié)果為：-28.1 MPa[最大主應(yīng)力]，3.14×10-2MPa[最小主應(yīng)力](無支護巷道)→31.36 MPa，3.97×10-3MPa(40 kN)→-33.59 MPa，8.4×10-4MPa(65 kN)→-35.85 MPa，2.17×10-4MPa(95 kN)→-37.81 MPa，-4.97×10-5MPa(150 kN)；無支護時，頂板最大位移為287 mm，巷道圍巖塑性區(qū)體積為1 259 m3，隨著錨桿預(yù)緊力增加，塑性區(qū)體積和巷道最大位移都逐漸減小，如圖4所示。

圖4 原巖應(yīng)力作用下不同預(yù)緊力錨桿作用的巷道圍巖綜合應(yīng)力場

圖5 原巖應(yīng)力作用下錨桿支護巷道圍巖響應(yīng)曲線

綜上，錨桿支護改善了圍巖自身的承載能力，圍巖傳遞應(yīng)力的能力增大，起到了減小圍巖位移的效果；同時增加錨桿預(yù)緊力，能夠減小巷道圍巖塑性區(qū)體積和巷道表面位移，為后續(xù)的北翼回風(fēng)大巷支護設(shè)計提供了理論依據(jù)。

2.2 北翼回風(fēng)大巷圍巖控制機理

趙固一礦北翼回風(fēng)大巷圍巖軟弱，尤其是煤層裂隙發(fā)育，頂?shù)装鍨橛鏊嗷能浫鯉r層，造成巷道圍巖變形量大，松動破壞范圍深。巷道頂幫底的自承載能力較低，因此，必須對圍巖進行注漿改性，形成再造承載層，提高圍巖的自承載能力。再造承載層具有以下特點。

幾何特征：再造承載層在錨桿-錨索及注漿控制的范圍內(nèi)，具有一定厚度，錨索壓應(yīng)力作用范圍為6 m，即再造承載層的厚度。

強度特征：再造承載層中如果出現(xiàn)拉伸應(yīng)力，即意味著其變形過大，圍巖將會發(fā)生失穩(wěn)。

承載特征：再造承載層形成后，承載層成為巷道圍巖承載的主體。

可改造特征：采用不同預(yù)緊力的錨固技術(shù)、圍巖注漿加固和被動支架可以對再造承載層進行改造，以滿足不同功能巷道的需求。

因此，根據(jù)再造承載層原理，提出巷道圍巖控制原理：

(1)“三場”應(yīng)力分布特征。基于新奧法，巷道掘出后，首先用基本錨網(wǎng)索支護，釋放圍巖能量，降低圍巖應(yīng)力；其次運用圍巖注漿改性和強力錨索補強支護，提高圍巖強度和其自承載能力。

(2)再造承載層機理。運用圍巖注漿改性和強力錨索支護，在巷道頂?shù)装搴拖飵鸵欢ǚ秶鷥?nèi)形成承載主體。

3 巷道圍巖強力錨固控制技術(shù)

北翼回風(fēng)大巷東煤層新掘段采用錨網(wǎng)索+噴漿+注漿+底板鳥籠錨索+補強錨索支護方式永久支護，工藝流程為：綜掘機割煤→錨網(wǎng)索支護→底板以上全斷面噴漿→兩幫及頂板注漿→頂幫打補強錨索→底板預(yù)埋鳥籠錨索→鳥籠錨索注漿→上梁并預(yù)緊鳥籠錨索→回填成巷。

3.1 錨網(wǎng)索支護參數(shù)

巷道支護斷面如圖6所示，支護參數(shù)如下。

頂板錨桿為φ20 mm×2 400 mm，間排距為800 mm×900 mm，錨固長度≥1 000 mm(2350型錨固劑2卷)；高強度拱形托板尺寸為150 mm×150 mm×10 mm，拱高36 mm。W鋼帶寬280 mm，長4 500 mm。鋼筋網(wǎng)片采用φ6.0 mm冷拔絲焊接，網(wǎng)孔大小為70 mm×70 mm，規(guī)格為2 100 mm×1 190 mm。

頂板錨索為φ21.6 mm×8 300 mm，采用4支Z2350錨固劑，錨固長度2 000 mm，每間隔一排錨桿打一排錨索，點錨索與槽鋼梁錨索交叉布置，槽鋼梁錨索每排4根，點錨索每排3根，呈“4-3”布置方式，間排距均為1 500 mm×1 600 mm。錨索托板采用300 mm×300 mm×16 mm高強度可調(diào)心托板及配套鎖具，拱高60 mm，間排距與錨桿設(shè)計間排距相同。幫錨索為φ17.8 mm×4 200 mm，用3支Z2350型樹脂錨固劑錨固，錨固長度為1 500 mm。

3.2 底板錨注支護

底板采用φ21.6 mm×6 300 mm鳥籠錨索加固，并用4 900 mm槽鋼梁(14號槽鋼)連接，如圖6(b)所示。施工工藝：用ZQS-60/2.0S氣動手持式幫錨桿鉆機配合麻花鉆桿及φ74 mm鉆頭鉆孔，打至巖層2.5～3 m，用相應(yīng)長度φ70 mm PVC套管，再用ZLJ250地質(zhì)鉆機配φ42 mm鉆桿和φ56 mm鉆頭鉆孔，孔深6 500 mm；成孔后進行預(yù)埋鳥籠錨索，制作有一定流動性的混凝土漿，灌入錨索底端，用塑料管搗實；埋孔口注漿管，孔內(nèi)放入射漿管，射漿管長2.5 m；混凝土錨固7 d后，孔內(nèi)注漿，注漿完成1 d后開始張拉。

圖6 巷道支護斷面圖

錨網(wǎng)施工后即對巷道頂幫進行噴漿，厚度100 mm，強度C25。材料為325號普通硅酸鹽水泥，配比為：水泥∶ 砂子∶ 石子=1∶ 2∶ 2，用粒徑為0.35～0.5 mm的中粗沙，及粒徑為5～15 mm的石子，速凝劑添加量為水泥用量的3%～5%。

頂板注漿孔深8 000 mm，兩幫注漿孔深6 000 mm，間排距1 600 mm，隔排打孔注漿，先奇數(shù)排或偶數(shù)排注漿；埋注漿管，孔內(nèi)安裝射漿管(φ20 mm塑料管，頂板內(nèi)長7 500 mm，兩幫內(nèi)長5 500 mm)，全長一次注漿，水泥水玻璃雙液漿。注漿壓力2～2.5 MPa，先下后上注漿，圍巖破碎條件下，可根據(jù)現(xiàn)場條件對注漿順序調(diào)整。注漿孔布置如圖6(b)所示。

頂幫補強錨索參數(shù)。注漿完成后打設(shè)補強錨索，規(guī)格為φ21.6 mm×8 300 mm，錨固長度為2 000 mm；幫錨索規(guī)格為φ21.6×6 300 mm，錨固長度1 500 mm，矩形布置，錨索間排距1 600 mm；錨索初始張拉力不低于300 kN，預(yù)緊力損失后不低于250 kN。

3.3 數(shù)值模擬分析

結(jié)合北翼回風(fēng)大巷的工程地質(zhì)條件和上述支護參數(shù)，建立數(shù)值模型，以驗證設(shè)計結(jié)果。模型尺寸為長80 m×寬0.5 m×高60 m，共劃分80 631個單元，22 475個節(jié)點。邊界條件：根據(jù)原巖應(yīng)力測試結(jié)果，施加載荷為13.97 MPa，構(gòu)造應(yīng)力系數(shù)為1.2，故左右邊界施加水平應(yīng)力16.75 MPa，底面為固定約束，如圖7所示。巖體參數(shù)及強度準(zhǔn)則見2.1節(jié)。錨桿、錨索和注漿錨桿采用cable單元，注漿參數(shù)和錨固參數(shù)可參考文獻[16,18]。隨著工作面的回采，大巷兩側(cè)的保護煤柱寬度逐漸減小，作用在巷道圍巖中的支承壓力逐漸增大。為模擬上述支護參數(shù)作用下不同煤柱寬度(L)的巷道圍巖變形，支承壓力集中系數(shù)K取1.0(L>100 m)，1.5(L≈70 m)，2.0(L≈40 m)，2.5(L≈20 m)，3.0(L≈15 m)，3.5(L≈4～8 m，巷道跨采時)。

圖7 煤巖巷道數(shù)值模型

3.3.1 巷道圍巖變形

圖8為不同支承壓力下巷道變形量和塑性區(qū)體積。由圖8可知，隨著支承壓力集中系數(shù)K增大，巷道表面位移和斷面收縮率逐漸增加，尤其是K>1.5時，呈現(xiàn)非線性增加趨勢；巷道圍巖塑性區(qū)總體積和剪應(yīng)力體積隨著支承壓力集中系數(shù)的增加而逐漸增大，K>2.0時，呈現(xiàn)非線性增長趨勢，尤其是K>3.0時，增長率更為明顯，而拉伸破壞塑性區(qū)體積略微降低，但拉伸破壞體積占比很高。具體為：K=1.0時，頂板下沉39 mm，底鼓50 mm，單幫移近46 mm，斷面收縮率1.4%，拉伸破壞體積2 400 m3，剪切破壞體積42 m3；K=1.5時，頂板下沉59 mm，底鼓63 mm，單幫移近81 mm，斷面收縮率4.9%，剪切破壞體積49 m3；K=2.0時，頂板下沉94 mm，底鼓101 mm，單幫移近155 mm，斷面收縮率9.6%，剪切破壞體積59 m3；K=2.5時，頂板下沉147 mm，底鼓192 mm，單幫移近271 mm，斷面收縮率15.9%，剪切破壞體積328 m3；K=3.0時，頂板下沉226 mm，底鼓292 mm，單幫移近418 mm，斷面收縮率24.2%，剪切破壞體積601 m3；K=3.5時，頂板下沉320 mm，底鼓426 mm，單幫移近585 mm，斷面收縮率33.5%，剪切破壞體積1 607 m3。

圖8 不同支承壓力下巷道變形量和塑性區(qū)體積

巷道圍巖塑性區(qū)如圖9所示。由圖9可以看出，隨著支承壓力增加，巷道圍巖塑性區(qū)逐漸增加。當(dāng)K=1.0，巷道頂幫底部塑性區(qū)呈現(xiàn)“拱形”，

圖9 巷道圍巖塑性區(qū)

巷道直角部位塑性范圍較?。划?dāng)K=1.5時，底腳處的塑性區(qū)已經(jīng)交匯貫通；當(dāng)K=2.0時，巷道兩幫塑性區(qū)超過幫錨索長度，頂角塑性區(qū)開始交匯貫通；當(dāng)K=2.5時，巷道兩幫煤層已經(jīng)全部進入塑性破壞，塑性區(qū)呈現(xiàn)蝶形[21]，承載能力進一步降低；當(dāng)K=3.0時，頂板錨索全部位于塑性區(qū)，塑性范圍進一步擴展，塑性區(qū)呈現(xiàn)蟹形；當(dāng)K=3.0時，塑性區(qū)向深部軟弱巖層進一步擴展，呈現(xiàn)龜形。

從上述礦壓顯現(xiàn)結(jié)果可以看出，當(dāng)K>2.0時(巷道一側(cè)煤柱寬度約40 m)，巷道的變形量即開始進入快速變形階段。

3.3.2 支護受力

與前述巷道變形對應(yīng)，隨著支承壓力集中系數(shù)增大，錨索錨固段受力逐漸增大，直至達到所施加的預(yù)緊力200 kN。當(dāng)K=2.0時，幫錨索軸力降低到195 kN左右；當(dāng)K>2.5時，幫錨索軸力降低到180 kN左右；幫錨索發(fā)生脫黏破壞，錨索作用效果劣化。由于頂板巖層強度較高，變形量小，雖然錨固段軸力逐漸增加，但是非錨固段軸力沒有降低；底板錨索與頂板錨索受力情況類似，但K>1.0時，錨索就迅速發(fā)生脫黏，非錨固段軸力沒有下降，如圖10所示。φ21.6 mm低松弛錨索的延伸率為7%，施加的預(yù)緊力為200 kN，破斷力約607 kN，錨固長度2 m，頂板和底板錨索非錨固段長度6.0 m，有效延伸量281 mm；幫錨索非錨固段長度4.0 m，有效延伸量187 mm。超過上述變形量，錨索斷裂。因此，從錨索延伸量方面考慮，頂板錨索不會發(fā)生超過延伸量斷裂的情形，底板錨索將在K=3.0時發(fā)生斷裂，幫錨索在K=2.5時發(fā)生斷裂。

圖10 錨索受力及非錨固段位移

3.3.3 圍巖應(yīng)力分布

隨著支承壓力集中系數(shù)增加，巷道圍巖中的主應(yīng)力差(σ1-σ3)逐漸增大，與圍巖中的剪切塑性區(qū)逐漸增加一致；注漿范圍內(nèi)出現(xiàn)應(yīng)力峰值，頂?shù)装鍍?nèi)應(yīng)力峰值距巷道表面的距離沒有明顯改變；注漿范圍外，隨著巖層強度改變，出現(xiàn)多個峰值，但從整體看，應(yīng)力差值呈現(xiàn)增加趨勢。巷道兩幫煤體內(nèi)，K>1.5時，出現(xiàn)兩個應(yīng)力峰值；注漿范圍內(nèi)的應(yīng)力峰值差在K=1.0時較?。籏>1.0時，由于注漿煤層已發(fā)生破壞，因此，峰值應(yīng)力差相差不大；注漿區(qū)域外，隨著支承壓力集中系數(shù)提高，主應(yīng)力差峰值距巷道表面的距離逐漸增大，說明巷幫破壞深度加大，承載能力減弱，如圖11所示。因此，當(dāng)支承壓力增加時，應(yīng)提高巷幫破壞煤體的承載能力，形成承載層。

圖11 巷道圍巖主應(yīng)力差分布

4 工程實踐

現(xiàn)場工業(yè)實踐表明，經(jīng)過260 d觀測，北翼深部煤層回風(fēng)大巷兩幫最大變形量129 mm，頂板最大下沉值57 mm，底鼓量較大，達到182 mm；變形速率開始時較大，底鼓速率最大達到17 mm/d，頂幫較小；巷道掘出15 d后，變形速率逐漸減小至0.5 mm/d左右，3個月后，位移速率接近0，如圖12(a)所示。錨索工作載荷由初始的200 kN左右，降低到160 kN左右，錨桿載荷穩(wěn)定在100 kN左右，在正常范圍之內(nèi)，支護效果如圖12(b)所示。其他測站觀測結(jié)果與此類似，不再贅述。

圖12 礦壓觀測及支護效果

強力支護一次成巷與架棚支護相比，經(jīng)濟效益明顯，材料和人工綜合成本每米節(jié)約6 891元，按比例為51%，共施工巷道408 m，直接降低成本共281.4萬元。

5 結(jié) 論

(1)趙固一礦北翼深部煤層回風(fēng)大巷處于構(gòu)造應(yīng)力和采動應(yīng)力交叉影響區(qū)域，圍巖軟弱破碎，節(jié)理化嚴重，采掘應(yīng)力擾動下圍巖極易發(fā)生破壞。

(2)采用數(shù)值模擬方法研究了原巖應(yīng)力場、采動應(yīng)力場和支護應(yīng)力場的“三場”應(yīng)力分布特征，為強力錨固支護提供理論依據(jù)。

(3)應(yīng)用再造承載層巷道圍巖控制原理，提出北翼回風(fēng)大巷采用“錨網(wǎng)索+噴漿+注漿+底板鳥籠錨索+補強錨索”圍巖控制方案，并用數(shù)值模擬方法對不同工況下的巷道圍巖變形、支護受力等進行模擬?，F(xiàn)場實踐表明，新的支護方案有效控制了圍巖變形，取得了顯著的技術(shù)經(jīng)濟效益。