復(fù)采巷道過空巷交叉段圍巖控制技術(shù)

呂建光 ，張慧友 ，顧 偉 ，徐大龍

（1.山西陽城陽泰集團(tuán)宇昌煤業(yè)有限公司，山西 陽城 048100；2.中國礦業(yè)大學(xué) 煤炭資源與安全開采國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 徐州 221116）

在復(fù)采工作面回采過程中，將不可避免地遇到各種形式的老舊空巷[1-2]；復(fù)采區(qū)開采不同于原巖應(yīng)力條件下開采，受二次采動(dòng)影響，復(fù)采區(qū)巷道的空間分布、圍巖性質(zhì)、應(yīng)力特征等情況與常規(guī)回采有很大差異，如巷道破碎、巷道圍巖應(yīng)力增大等[3-6]。其中，回采巷道圍巖穩(wěn)定控制是回收復(fù)采區(qū)煤炭資源的首要問題[7]。復(fù)采巷道在掘采過程中，會(huì)與原煤礦空巷存在交叉影響，且復(fù)采區(qū)過空巷段圍巖破碎，錨桿錨索等主動(dòng)支護(hù)方式效果不佳，需要使用被動(dòng)支護(hù)方式進(jìn)行巷道圍巖控制[8]。目前對(duì)復(fù)采區(qū)圍巖控制進(jìn)行了許多研究，唐海波[9]對(duì)復(fù)采區(qū)殘留煤柱進(jìn)行研究，得出復(fù)采區(qū)中殘留煤柱是支撐關(guān)鍵，煤柱屈服塑性區(qū)不具備支撐能力，主要由煤柱彈性核心區(qū)進(jìn)行支撐；尹超宇等[10]研究得出在遺留煤柱開采過程中，存在煤柱從能夠支撐到失去支撐能力的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，稱為煤柱突變臨界點(diǎn)，并指出可以利用臨界點(diǎn)進(jìn)行預(yù)防，提前對(duì)圍巖進(jìn)行控制防止突變?yōu)暮?；孫龍華等[11]使用ANSYS 對(duì)巷道三岔口不同交叉角度及不同斷面大小下的圍巖應(yīng)力分布進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，指出三岔口三角區(qū)域面積比值是判斷三岔口應(yīng)力分布狀態(tài)的重要指標(biāo)。目前對(duì)復(fù)采區(qū)研究主要是針對(duì)遺留煤柱強(qiáng)度進(jìn)行研究，但對(duì)三角區(qū)煤柱的受損范圍及三角區(qū)煤柱穩(wěn)定性的控制方法沒有明確的指標(biāo)。

綜上，本研究以宇昌煤業(yè)3#煤層復(fù)采區(qū)為研究對(duì)象，該煤層復(fù)采區(qū)內(nèi)存在大量空巷，和現(xiàn)有回采巷道在同一水平煤層內(nèi)形成多種形式的交叉；為保證回采巷道在掘采過程中的安全穩(wěn)定，在過空巷時(shí)，需要根據(jù)實(shí)際相交情況，明確空巷對(duì)回采巷道的影響，使用合理可靠的圍巖控制方案。

1 工程概況

由復(fù)采區(qū)鉆孔揭露情況可知，該區(qū)域的3#煤層厚2.30～5.48 m，平均3.48 m，埋深平均200 m，傾角3°～5°，煤層穩(wěn)定，無構(gòu)造及斷層影響。

3#煤層頂?shù)装鍘r性特征詳見表1。

表1 煤層頂?shù)装逄卣鱐able 1 Characteristics of roof and floor

回采工作面內(nèi)空巷分布如圖1，空巷位于工作面內(nèi)，巷道掘進(jìn)過程中需穿過空巷且與空巷相交，相交形式多樣，為保證安全回采，需了解每條空巷與工作面空間位置關(guān)系，并對(duì)回采巷道掘進(jìn)過程中的影響進(jìn)行合理分析，從而制定與之相適應(yīng)的支護(hù)措施，保證工作面安全回采。

圖1 工作面空巷分布Fig.1 Working face abandoned road way distribution

工作面進(jìn)風(fēng)巷為矩形斷面，寬4.2 m，高2.8 m，斷面面積為11.76 m2；回風(fēng)巷為矩形斷面，寬4.5 m，高2.8 m，斷面面積為12.6 m2；空巷斷面為矩形，寬3.0 m，高2.8 m，斷面面積為8.4 m2。

通過現(xiàn)場調(diào)查，復(fù)采工作面空巷的工程概況統(tǒng)計(jì)見表2。

表2 復(fù)采工作面內(nèi)空巷統(tǒng)計(jì)表Table 2 Statistical table of abandoned roadway in the compound mining area

由表2 可以得出，回采巷道過空巷形式主要為平行和相交2 類，通過對(duì)過空巷段圍巖穩(wěn)定性進(jìn)行研究，可得出需要進(jìn)行被動(dòng)支護(hù)的區(qū)域。

2 回采巷道過空巷圍巖破壞規(guī)律

為了明確回采巷道及空巷在掘采過程中圍巖應(yīng)力、圍巖結(jié)構(gòu)和塑性破壞區(qū)的分布特征及演化規(guī)律，以復(fù)采區(qū)地質(zhì)條件為基礎(chǔ)，首先通過理論計(jì)算得出空巷與回采巷道間煤柱穩(wěn)定的理論臨界寬度，再通過數(shù)值模擬分析空巷與回采巷道平行及相交時(shí)煤柱穩(wěn)定的臨界寬度；結(jié)合上述研究，為回采巷道過空巷制定合適、有效的支護(hù)方案提供依據(jù)。

2.1 隔離煤柱穩(wěn)定性分析

復(fù)采區(qū)圍巖穩(wěn)定的關(guān)鍵是回采巷道與空巷間隔離煤柱的穩(wěn)定，有效的煤柱寬度是保障巷道穩(wěn)定的基礎(chǔ)，因此需要通過分析煤柱應(yīng)力分布情況來對(duì)圍巖穩(wěn)定性進(jìn)行判斷。

通過將回采區(qū)域的地質(zhì)模型簡化，支護(hù)阻力和煤柱的支撐力應(yīng)等于直接頂質(zhì)量與基本頂載荷之和，運(yùn)用強(qiáng)度理論計(jì)算得出煤柱穩(wěn)定的寬度最小值。

根據(jù)經(jīng)驗(yàn)估算法計(jì)算基本頂載荷，得：

式中：p2為煤柱支護(hù)強(qiáng)度，MPa ；n為基本頂來壓和平時(shí)來壓強(qiáng)度的比值，稱為增位系數(shù)；∑h為直接頂厚度，m；ρ為直接頂密度，t/m3；p1為支護(hù)強(qiáng)度，M Pa；X1為 支柱控頂距，m；X2為煤柱寬度，m；X3為 空巷寬度，m。

根據(jù)Obert-Duvall 公式，煤柱的強(qiáng)度公式為：

式中：σp為 煤柱強(qiáng)度，MPa ；σC為臨界立方體試樣單軸抗壓強(qiáng)度，M Pa；H為煤柱高度，m。

考慮煤柱的安全系數(shù)，定義為煤柱的強(qiáng)度與支護(hù)強(qiáng)度比值：fs=σp/p2。

當(dāng)安全系數(shù)小于2 時(shí)，煤柱失效，可得：

其中，σC取4.0MPa，煤柱高度H取2.8 m，n取2，直接頂高度 ∑h取12 m，直接頂密度ρ取2.3 t/m3，控頂距X1取 3 m，空巷寬度X3取4 m，支護(hù)強(qiáng)度p1取 552 kN/m2，代入計(jì)算得出X2≤4.02 m。

因此，當(dāng)回采巷道與空巷間隔離煤柱寬度小于等于4.02 m 時(shí)，煤柱失效，其承載能力降低，導(dǎo)致巷道懸頂距增大，圍巖破碎嚴(yán)重，因此需要加強(qiáng)巷道頂板的支護(hù)，保證回采巷道安全通過空巷。

2.2 圍巖穩(wěn)定性數(shù)值模擬分析

2.2.1 模擬模型

以3#煤復(fù)采工作面地質(zhì)條件為基礎(chǔ)，通過FLAC3D數(shù)值模擬軟件，對(duì)工作面開采過程中巷道未進(jìn)行支護(hù)的情況進(jìn)行模擬研究，建立如下模型。

1）模型數(shù)值計(jì)算模型長×寬×高＝100 m×80 m×31.2 m，模型中煤層厚度為2.75 m，煤層和直接頂之間存在0.2 m 厚的偽頂，直接頂厚度為3.95 m，基本頂加上方巖層15.66 m，底板巖層中直接底和基本底厚度共8.64 m。

2）空巷及復(fù)采區(qū)回采巷道的布置，根據(jù)礦區(qū)的實(shí)際地質(zhì)情況，空巷尺寸為3 m（寬）×2.6 m（高），復(fù)采區(qū)回采巷道為4.5 m（寬）×2.8 m（高）。對(duì)復(fù)采區(qū)回采巷道與空巷平行和相交2 種情況分別進(jìn)行分析。

3）選擇摩爾-庫倫本構(gòu)模型，模型頂部為應(yīng)力邊界條件，煤層埋深為200 m，計(jì)算得到垂直均布載荷為5 MPa，利用載荷來模擬上覆巖層的質(zhì)量，底部邊界固定垂直方向位移變化，模型左右四周邊界水平位移固定。

2.2.2 回采巷道過與平行空巷圍巖數(shù)值分析

空巷與回采巷道平行時(shí)，空巷與回采巷道之間的煤柱起主要的承載作用，巷道掘進(jìn)過程中，若上覆巖層壓力大于煤柱的極限強(qiáng)度，會(huì)導(dǎo)致煤柱發(fā)生塑形破壞，使其喪失承載能力。

為了研究復(fù)采區(qū)巷道在掘進(jìn)過程中空巷圍巖應(yīng)力分布和煤柱垂直應(yīng)力分布的變化規(guī)律，分別對(duì)復(fù)采區(qū)回采巷道在掘進(jìn)過程中與空巷之間煤柱寬度為30、20、15、10、7、6、5、4、3 m 時(shí)煤柱垂直應(yīng)力分布變化情況進(jìn)行數(shù)值模擬分析。煤柱垂直應(yīng)力分布及峰值變化如圖2 和圖3。

圖2 煤柱垂直應(yīng)力變化Fig.2 Vertical stress change in coal pillar

圖3 煤柱垂直應(yīng)力峰值變化曲線Fig.3 Vertical stress peak variation curve of coal pillar

通過對(duì)回采巷道掘進(jìn)期間，不同寬度煤柱上方垂直應(yīng)力分布及演化的分析可以得出：

1）煤柱寬度30 m 時(shí)，煤柱垂直應(yīng)力為10.85 MPa，煤柱寬度為15 m 時(shí)，垂直應(yīng)力為11.09 MPa，應(yīng)力僅增大0.24 MPa。隨著煤柱寬度的減小，煤柱垂直應(yīng)力受掘巷的影響在逐漸增大，但增長較緩慢。

2）煤柱寬度從15 m 慢慢減少到5 m 的過程中，受2 條巷道應(yīng)力疊加的影響，煤柱的垂直應(yīng)力從11.09 MPa 增大到12.21 MPa，垂直應(yīng)力增長較快。

3）煤柱的垂直應(yīng)力在煤柱寬度為4 m 時(shí)達(dá)到峰值12.67 MPa，在煤柱寬度4 m 及以下時(shí)，由于煤柱在應(yīng)力影響下發(fā)生塑性破壞，因而煤柱承載的垂直應(yīng)力減小，失去承載能力。

通過上述分析可知，空巷與回采巷道平行時(shí)，若2 條巷道隔離煤柱寬度小于或等于4 m 時(shí)，煤柱已失效破壞，需采取被動(dòng)支護(hù)方式進(jìn)行支護(hù)；隔離煤柱寬度大于4 m 時(shí)，煤柱仍具備一定的承載能力，采用錨網(wǎng)索支護(hù)即可。

2.2.3 回采巷道相交過空巷數(shù)值分析

空巷與回采巷道相交時(shí)，2 條巷道形成的夾角范圍內(nèi)三角區(qū)煤柱起主要的承載作用，為研究不同夾角情況下距2 條巷道交點(diǎn)處不同距離的煤柱穩(wěn)定性，分別對(duì)回采巷道與空巷之間夾角為15°、30°、45°、60°、75°、90°時(shí)的空巷圍巖應(yīng)力分布、煤柱垂直應(yīng)力分布情況進(jìn)行分析。不同角度相交巷道圍巖垂直應(yīng)力分布如圖4。

圖4 不同角度相交巷道圍巖垂直應(yīng)力分布圖Fig.4 Vertical stress distribution of surrounding rock in intersecting roadways at different angles

由圖4 可知：

1）巷道與空巷之間的三角煤柱都發(fā)生了不同程度的應(yīng)力集中，且隨著角度的減小，三角煤柱應(yīng)力集中的區(qū)域在不斷變大。

2）在相交角度≥30°情況下，三角區(qū)域雖然應(yīng)力集中較大，但三角區(qū)域煤柱沒有發(fā)生明顯破壞，相交角度為30°時(shí)，應(yīng)力集中程度最大。

3）相交角度為15°時(shí)，由于夾角處三角煤柱發(fā)生了明顯的破壞，煤柱已經(jīng)失去了原有承載能力，夾角處應(yīng)力集中區(qū)域很小，圍巖內(nèi)部較深范圍內(nèi)產(chǎn)生破碎現(xiàn)象，主動(dòng)支護(hù)難度較大。

綜上所述，回采巷道與空巷不同角度相交區(qū)域內(nèi)，頂板均有不同程度的破碎，頂板應(yīng)力均明顯低于原巖應(yīng)力，頂板完整性已受到破壞，因而在相交區(qū)域一定范圍內(nèi)需要采用架棚等被動(dòng)支護(hù)措施維護(hù)頂板。

2.3 過空巷段圍巖彈性核區(qū)分布

對(duì)回采巷道與空巷之間煤柱寬度為30、20、15、10、7、6、5、4、3 m 及回采巷道與空巷之間夾角為15°、30°、45°、60°、75°、90°的數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行整理分析，對(duì)煤柱內(nèi)部具有承載能力的彈性核區(qū)分布情況進(jìn)行對(duì)比，得出的煤柱內(nèi)彈性核區(qū)寬度見表3。

表3 過空巷煤柱內(nèi)彈性核區(qū)分布表Table 3 Coal pillar elastic core distribution in abandoned roadway

根據(jù)煤柱彈性核區(qū)寬度并結(jié)合現(xiàn)場實(shí)際的錨桿索支護(hù)參數(shù)可知：若煤柱存在2 m 及以上彈性核區(qū)寬度，可采用錨桿索支護(hù)；對(duì)于煤柱內(nèi)彈性核區(qū)寬度小于2 m 的區(qū)域，煤柱發(fā)生塑性破壞已無法進(jìn)行有效承載，巷道圍巖表面及較大深度范圍內(nèi)已發(fā)生嚴(yán)重破碎，主動(dòng)支護(hù)已不適用，此時(shí)應(yīng)采用架棚支護(hù)等被動(dòng)支護(hù)方式。

由此可得，巷道與空巷平行或相交時(shí)距交界面不同距離的支護(hù)方式如下：

1）與空巷平行時(shí)，距交界面4 m 內(nèi)空巷段應(yīng)采取架棚支護(hù)，其余區(qū)域采用錨網(wǎng)索聯(lián)合支護(hù)。

2）與空巷相交時(shí)，相交角度分別為15°、30°、45°、60°、75°、90°時(shí)，距交界面12、6、4、3、2、1.5 m 范圍內(nèi)空巷段應(yīng)采取架棚支護(hù)，其余區(qū)域采用錨網(wǎng)索聯(lián)合支護(hù)。

3 復(fù)采區(qū)過空巷破碎段架棚支護(hù)方案

由上文可知，空巷相交段一定范圍內(nèi)需采取架棚支護(hù)，為了確定架棚支護(hù)的支護(hù)參數(shù)，首先通過靜力學(xué)與材料力學(xué)的分析，論證架棚支護(hù)的可行性，再以復(fù)采區(qū)地質(zhì)條件為基礎(chǔ)進(jìn)行不同排距的架棚支護(hù)數(shù)值模擬分析，根據(jù)模擬結(jié)果結(jié)合實(shí)際情況確定最佳的架棚支護(hù)參數(shù)。

3.1 正常段支護(hù)方案

正常段錨網(wǎng)索支護(hù)如圖5。

圖5 正常段錨網(wǎng)索支護(hù)圖Fig.5 Normal section anchor network cable support

基本支護(hù)方式：錨桿+網(wǎng)+錨索聯(lián)合支護(hù)方式。

1）頂板采用直徑20 mm，長2 400 mm 高強(qiáng)度左旋無縱筋螺紋錨桿，間排距900 mm×800 mm，每排5 根，頂板邊錨距巷幫500 mm，靠近巷幫的頂錨桿安設(shè)角度與鉛垂線成10°；頂板錨索采用直徑18.9 mm，長7 300 mm，二二結(jié)構(gòu)布置；每排2 根錨索，間距1 800 mm，排距1 800 mm，邊錨索距巷幫1 200 mm。

2）巷幫采用直徑20 mm，長2 400 mm 高強(qiáng)度左旋無縱筋螺紋錨桿，間排距900 mm×800 mm，每排4 根，上部距頂板200 mm，下部距底板200 mm，靠近巷道頂?shù)装宓腻^桿安設(shè)角度與水平線成10°。

3.2 工字鋼棚結(jié)構(gòu)

架棚支護(hù)材料為Q275 的12#工字鋼棚，其主要力學(xué)性能為：①屈服點(diǎn)≥275 MPa；②抗拉強(qiáng)度490～610 MPa；③彈性模量200～210 GPa；④泊松比0.3。

工字鋼棚結(jié)構(gòu)示意圖如圖6。

圖6 工字鋼棚結(jié)構(gòu)示意圖Fig.6 Schematic diagram of I-beam steel shed structure

工字鋼棚主要由棚頂、棚腿、拉桿等組成。棚頂長度為4.5 m，棚腿長度為2.8 m，棚腿外扎角度約6°；牙口由12#工字鋼切割100 mm 制成，分別焊接在棚頂?shù)撞績啥司嗯镯斾摿哼吘?50 mm 處；拉桿孔焊接在工字鋼棚槽口側(cè)兩端距棚頂鋼梁邊緣500 mm 處，工字鋼腹板兩側(cè)各焊接2 個(gè)拉桿孔。

3.3 工字鋼棚支護(hù)能力分析

工字鋼棚在支護(hù)過程中，棚頂主要受到巷道頂板的垂直應(yīng)力；棚腿主要受到巷道兩幫的側(cè)向應(yīng)力，同時(shí)棚腿下端由巷道底板進(jìn)行支撐固定。通過理論計(jì)算分析工字鋼棚的可靠性及穩(wěn)定性。

工字鋼的幾何結(jié)構(gòu)涉及的參數(shù)有：直線段棚腿長度L、棚腿外扎角度 α、鋼架總寬度a、鋼架總高度h，共4 個(gè)幾何參數(shù)。工字鋼棚頂和棚腿所受圍巖的作用力可以用遠(yuǎn)場豎直方向荷載和水平方向荷載分別表示為q1和q2。

模型可最終簡化為遠(yuǎn)場應(yīng)力作用下的靜定結(jié)構(gòu)，工字鋼棚受力計(jì)算力學(xué)模型如圖7。

圖7 工字鋼棚受力計(jì)算力學(xué)模型Fig.7 Mechanical model for force calculation of I-beam

棚腿底端A點(diǎn)的約束由沿棚腿方向斜向上的反力R1和垂直棚腿向外的反力R2構(gòu)成。R1、R2這一對(duì)正交力形式上類似于固定鉸支座約束，但不能完全等價(jià)，因?yàn)樗椒较虻募s束力R2與豎直方向約束力R1是 有關(guān)聯(lián)的，R2是由于棚腿向內(nèi)的位移受到底板的阻礙而產(chǎn)生的，R2的實(shí)質(zhì)是1 個(gè)摩擦力，它的大小取決于R1的值及棚腿與底板的摩擦系數(shù)：

式中：μ為棚腿與底板的摩擦系數(shù)，取0.25。

12#工字鋼棚棚頂中點(diǎn)D受到對(duì)稱側(cè)產(chǎn)生的固定端約束，由于對(duì)稱效果影響，該固定端約束只有水平方向的反力R3和集中力偶R4，不包括豎直向上的集中力。

3.3.1 約束反力求解

棚腿外扎角度為α，水平方向的靜力學(xué)平衡方程：∑X=0

豎直方向的靜力學(xué)平衡方程:∑Y=0

力矩平衡方程可求得:∑MA=0

力矩平衡可得：∑MD=0

式中：q1為垂直方向載荷，1.1 MPa；q2為水平方向載荷，0.81 MPa；α為棚腿外扎角度，6°；h為鋼架總高度，2.79 m，a為鋼架總寬度，3.94 m。

將4 個(gè)平衡方程及R1、R2之間的關(guān)系式聯(lián)立，利用函數(shù)解出R1、R2、R3、M。故4個(gè)約束R1、R2、R3、M為：R1=1 031.6 kN,R2=236.6 kN，R3=572.2 kN,M=743.708 kN·m。

3.3.2 分段列出軸力方程和彎矩方程

將分析對(duì)象分成AC、CD兩段，以x1、x2作為自變量分別列出各段的軸力方程及彎矩方程。自變量x1的取值范圍為[0,2.8]，x2的取值范圍為[0,1.97]，合理選擇自變量x1、x2的取值范圍能大大簡化內(nèi)力方程，使后文的計(jì)算量大大減小。軸力、彎矩方程分析區(qū)間如圖8。

圖8 軸力和彎矩方程分析區(qū)間Fig.8 Analysis interval of axial force and bending moment equations

AC段軸力方程：

AC段彎矩方程：

CD段軸力方程：

CD段彎矩方程：

3.3.3 求解工字鋼棚內(nèi)外邊緣應(yīng)力

現(xiàn)場所采用的12#工字鋼，慣性矩I=867.1×10-8m4，截面面積A=17.8×10-4m2。

根據(jù)內(nèi)力方程及工字鋼棚的幾何參數(shù)，將軸力和彎矩產(chǎn)生的應(yīng)力疊加得出工字鋼棚內(nèi)、外邊緣應(yīng)力分布狀態(tài)。工字鋼棚內(nèi)外邊緣應(yīng)力如圖9。

圖9 工字鋼棚內(nèi)外邊緣應(yīng)力Fig.9 Stress on the inner and outer edges of I-beam

由圖9 可知：工字鋼棚內(nèi)外邊緣應(yīng)力均小于550 MPa，即工字鋼棚結(jié)構(gòu)能夠滿足回采支護(hù)使用要求。

3.4 工字鋼棚架棚支護(hù)設(shè)計(jì)方案

為了確定架棚支護(hù)的合理支護(hù)參數(shù)，結(jié)合正常段錨桿索支護(hù)方案，通過數(shù)值模擬計(jì)算分析不同棚距情況下巷道的圍巖變形量，以此確定最優(yōu)的架棚支護(hù)方案。數(shù)值模擬如圖10。

圖10 巷道架棚支護(hù)圖Fig.10 Roadway scaffolding support diagram

模型建立后，分別對(duì)棚距為700、800、900 mm 情況下的巷道圍巖變形進(jìn)行分析。回采巷道破碎段不同棚距情況下巷道位移量見表4，不同棚距情況下巷道數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比如圖11。

圖11 不同棚距情況下巷道數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比Fig.11 Comparison of numerical simulation results of roadway under different shed distances

表4 回采巷道破碎段不同棚距情況下巷道位移量Table 4 Roadway displacement at different shed distances in the broken section of the mining roadway

由表4、圖11 可知，棚距為900 mm 巷道位移量較大，不利于安全支護(hù)；棚距為800 mm 及700 mm 巷道位移量較小，且相差不多，相對(duì)于棚距700 mm，棚距為800 mm 經(jīng)濟(jì)性更高。因此棚距為800 mm 更為合理。

綜上可以得出，復(fù)采區(qū)回采巷道破碎段支護(hù)參數(shù)為：①頂梁長度4 500 mm；②棚腿長2 800 mm；③向外叉角6°；④棚距800 mm。

4 礦壓觀測(cè)分析

在回采巷道過空巷破碎段布置4 個(gè)表面位移觀測(cè)站，分別位于切眼前方125、220、270、320 m 與空巷交叉處，采用十字布點(diǎn)法觀測(cè)過空巷期間巷道的頂?shù)装寮皟蓭拖鄬?duì)移近量，對(duì)巷道過空巷期間的礦壓顯現(xiàn)進(jìn)行研究。測(cè)站布置如圖12，回采巷道各測(cè)站頂?shù)装逑鄬?duì)移近量如圖13，回采巷道各測(cè)站兩幫相對(duì)移近量如圖14。

圖12 測(cè)站位置示意圖Fig.12 Station location diagram

圖13 回采巷道各測(cè)站頂?shù)装逑鄬?duì)移近量Fig.13 The relative convergence of roof and floor plates at each measuring station in the mining roadway

圖14 回采巷道各測(cè)站兩幫相對(duì)移近量Fig.14 The relative convergence of the two sides at each measuring station in the mining roadway

由圖13 和圖14 可知：回采巷道圍巖變形速度在支護(hù)成形40 d 左右趨于穩(wěn)定狀態(tài)，巷道頂?shù)装逡七M(jìn)量較兩幫移近量大，這是由于直接頂、直接底為泥巖，巖層強(qiáng)度低開挖后產(chǎn)生了一定的膨脹；過空巷區(qū)域3 個(gè)位置形變量基本一致，加固過空巷段后巷道變形量更快達(dá)到穩(wěn)定；巷道頂?shù)装逡平孔畲笾导s245 mm，兩幫移近量最大值約170 mm，與加固前巷道變形量相比，頂板下沉量減少90%，底鼓量減少70%，兩幫移近量減少80%，架棚支護(hù)后巷道變形量得到有效控制，極大減少了巷道破碎情況。

5 結(jié)語

1）對(duì)復(fù)采巷道過平行和相交空巷時(shí)圍巖穩(wěn)定性進(jìn)行了分析。采用理論計(jì)算、數(shù)值模擬法進(jìn)行研究，得出過空巷時(shí)煤柱穩(wěn)定的理論寬度；通過數(shù)值模擬統(tǒng)計(jì)分析復(fù)采巷道煤柱內(nèi)峰值應(yīng)力變化規(guī)律和彈性核區(qū)寬度，明確了復(fù)采巷道需要使用架棚支護(hù)的范圍。

2）通過結(jié)構(gòu)力學(xué)分析明確了使用工字鋼棚進(jìn)行支護(hù)的可行性，并結(jié)合正常段錨網(wǎng)索支護(hù)參數(shù)通過值模擬分析，確定了合理的架棚支護(hù)方案。

3）通過現(xiàn)場觀測(cè)數(shù)據(jù)分析可知，在使用工字鋼架棚支護(hù)后巷道變形量得到有效控制，極大減少了巷道破碎情況，有效保障了安全生產(chǎn)。