深部極松軟圍巖沿空巷道穩(wěn)定性控制及應(yīng)用

袁安營(yíng)，田 鑫，李 唐，徐超凡

(安徽理工大學(xué) 深部煤礦采動(dòng)響應(yīng)與災(zāi)害防控國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 淮南 232001)

隨著煤炭需求量的增加，我國(guó)的淺部煤炭資源已逐漸枯竭，礦井開采朝著深部不斷發(fā)展，深部開采煤炭產(chǎn)出量所占比重日益增加[1-3]。相比于淺部煤炭資源開采，深部巷道圍巖所處的環(huán)境愈加復(fù)雜，深部煤巖體受到高地應(yīng)力、高地溫、高滲透壓以及強(qiáng)烈的開采擾動(dòng)影響[4-6]。目前大多數(shù)礦井采用沿空掘巷技術(shù)布置回采巷道，不僅提高了煤炭資源的回采率、減少了區(qū)段煤柱的損失，還提高了礦井采掘交替的保障能力；但在強(qiáng)采動(dòng)和高應(yīng)力下，巷道圍巖松軟破碎、圍巖完整性低、穩(wěn)定性差[7-10]。同一巷道不同位置處巷道斷面煤巖體賦存條件和應(yīng)力環(huán)境也不盡相同，傳統(tǒng)的單一支護(hù)形式已經(jīng)不能滿足復(fù)雜巷道支護(hù)形式的要求[11-15]。

針對(duì)高地應(yīng)力軟巖巷道圍巖失穩(wěn)問題，國(guó)內(nèi)眾多專家學(xué)者從圍巖破壞特征、變形機(jī)理、礦壓顯現(xiàn)以及控制技術(shù)等方面進(jìn)行了諸多研究。程利興等[16]分析了巷道5種典型變形破壞特征及發(fā)生機(jī)制，揭示了深部軟巖巷道高地應(yīng)力、強(qiáng)擾動(dòng)是巷道產(chǎn)生大變形的主要?jiǎng)恿碓?；賈后省等[17]分析了極松軟頂板條件下不同厚度頂煤回采巷道礦壓顯現(xiàn)特點(diǎn)，揭示了采動(dòng)作用下巷道極軟巖頂板的破壞規(guī)律；朱友恒等[18]分析了深部高應(yīng)力巷道圍巖變形和破壞特征，得出了巷道圍巖塑性區(qū)隨側(cè)壓系數(shù)與巷道圍巖巖性情況的分布規(guī)律；康紅普等[19]分析了深部軟巖巷道圍巖擴(kuò)容和流變特性，表明流變期間圍巖大范圍持續(xù)劣化，巷幫錨固體和底鼓變形劇烈，頂板變形較??；王衛(wèi)軍等[20]分析了深部巷道圍巖蝶形破壞理論下的控制原理，得出了巷道變形主要包括“給定變形”和“支護(hù)殘余變形”兩個(gè)部分，提出了差異化圍巖控制技術(shù)并在工程予以應(yīng)用。上述學(xué)者在深部高應(yīng)力軟巖巷道圍巖控制技術(shù)研究中取得了豐富的成果，但對(duì)于深部極松軟圍巖沿空巷道圍巖階段性控制技術(shù)還有待進(jìn)一步深入研究。基于以上研究成果，以丁集煤礦1232(3)運(yùn)輸巷為工程背景，采用數(shù)值模擬方法分析巷道圍巖應(yīng)力場(chǎng)、塑性區(qū)演化規(guī)律，通過現(xiàn)場(chǎng)勘測(cè)分析巷道階段性圍巖破壞特征，從而提出圍巖控制技術(shù)并進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)。

1 工程概況

丁集煤礦位于淮南市潘謝礦區(qū)中部，1232(3)工作面位于13#煤層，13#煤層埋深為800 m，煤厚3.0～4.5 m，平均厚3.6 m，煤層傾角4°～12°，平均7°，煤層結(jié)構(gòu)較簡(jiǎn)單，局部含1～2層泥巖或碳質(zhì)泥巖夾矸。煤層頂板巖性以泥巖為主，頂板泥巖和砂質(zhì)泥巖占77%，底板巖性以泥巖為主，占81%。煤層頂板賦存較不穩(wěn)定，發(fā)育一層或多層煤線，厚0.3～1.3 m，平均0.8 m，與13-1煤間距0.5～5.1 m，平均1.5 m，巷道圍巖承載能力低，為典型的軟弱煤巖體。

1232(3)工作面東臨采區(qū)系統(tǒng)巷道，西至西一采區(qū)邊界，北側(cè)為F84(H=60 m)逆斷層，工作面下伏的1232(1)、1242(1)工作面均已回采，南側(cè)的1242(3)工作面已回采。試驗(yàn)巷道為1232(3)運(yùn)輸巷，巷道斷面為5.5 m×3.8 m，巷道與1242(3)工作面采空區(qū)間隔8 m煤柱，為沿空掘進(jìn)巷道。巷道初期支護(hù)采用錨網(wǎng)索對(duì)稱支護(hù)，頂板采用Ф22 mm×2800 mm高強(qiáng)預(yù)拉力錨桿搭配M5鋼帶，間排距為800 mm×1000 mm，每排7根，采用Ф22 mm×6300 mm錨索搭配T型鋼梁，間排距為1100 mm×1000 mm，每排5根；巷道兩幫采用Ф22 mm×250 0mm高強(qiáng)錨桿按照每排5根，排距1 m進(jìn)行布置。1232(3)工作面采掘平面圖如圖1所示。

圖1 工作面巷道布置Fig.1 Roadway layout of the working face

2 數(shù)值模擬分析

2.1 數(shù)值模型建立

根據(jù)丁集煤礦實(shí)際地質(zhì)條件建立數(shù)值計(jì)算模型，采用有限差分軟件FLAC3D對(duì)沿空巷道圍巖應(yīng)力場(chǎng)和塑性區(qū)演化規(guī)律進(jìn)行數(shù)值分析。所建模型尺寸為長(zhǎng)×寬×高=500 m×400 m×150 m，如圖2所示。對(duì)研究的巷道進(jìn)行加密處理，整個(gè)模型由852000個(gè)網(wǎng)格與880632個(gè)節(jié)點(diǎn)組成。模型上邊界為應(yīng)力邊界，施加垂直載荷模擬上覆巖層的重量，水平方向?yàn)榛瑒?dòng)和應(yīng)力邊界，模型側(cè)面限制水平移動(dòng)，底面限制垂直移動(dòng)，模擬深度800 m。基于煤層實(shí)際埋深與模型高度之間的關(guān)系，模型上表面還需要再施加16.75 MPa的豎向等效載荷。模型整體賦予摩爾-庫(kù)倫本構(gòu)模型，經(jīng)地應(yīng)力平衡之后先開挖1242(3)工作面煤層，平衡之后在開挖1232(3)運(yùn)輸巷。根據(jù)丁集煤礦1232(3)工作面的鉆孔資料并對(duì)巖石進(jìn)行室內(nèi)力學(xué)強(qiáng)度測(cè)試，具體力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 巖層力學(xué)參數(shù)Table 1 Rock mechanics parameters

圖2 數(shù)值計(jì)算模型Fig.2 Numerical calculation model

2.2 巷道應(yīng)力分布特征

1232(3)運(yùn)輸巷向前掘進(jìn)，沿空階段巷道圍巖條件復(fù)雜多變，巷道掘進(jìn)至沿空階段后受1242(3)采空區(qū)以及巷道掘進(jìn)影響比較大，要保證已掘巷道能夠滿足后續(xù)生產(chǎn)需求，需要對(duì)已掘巷道礦壓進(jìn)行監(jiān)測(cè)，現(xiàn)取巷道掘進(jìn)至沿空階段距離掘進(jìn)迎頭80 m范圍內(nèi)巷道圍巖應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行研究，距掘進(jìn)迎頭不同距離巷道圍巖應(yīng)力分布云圖如圖3所示。由圖3(a)可知，在1232(3)運(yùn)輸巷掘進(jìn)迎頭5 m處，巷道煤柱側(cè)的應(yīng)力集中程度要大于實(shí)體煤側(cè)應(yīng)力集中程度；由圖3(b)可知，距巷道掘進(jìn)迎頭20 m時(shí)，頂?shù)装鍛?yīng)力分布趨于穩(wěn)定；由圖3可知，隨著距巷道迎頭距離不斷的增大，巷道兩幫應(yīng)力的不對(duì)稱性逐漸增大，呈現(xiàn)出實(shí)體煤側(cè)應(yīng)力集中程度大于煤柱側(cè)。

圖3 距迎頭不同距離巷道應(yīng)力分布(Pa)Fig.3 Stress distribution of roadway at different distances from the heading face

在距巷道迎頭80 m處，從采空區(qū)開始側(cè)向布置應(yīng)力監(jiān)測(cè)路徑，得到采空區(qū)側(cè)向支承壓力分布曲線如圖4所示。由圖4可知，巷道掘進(jìn)后，在巷道的頂?shù)装逯行纬蓱?yīng)力降低區(qū)，兩幫形成應(yīng)力增高區(qū)，由于1242(3)工作面采空區(qū)的影響，在巷道兩幫煤體中形成的應(yīng)力峰值呈非對(duì)稱分布，在煤柱側(cè)應(yīng)力峰值為35.21 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)達(dá)到1.76，應(yīng)力峰值位于煤柱中部。在實(shí)體煤側(cè)應(yīng)力峰值為37.18 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)達(dá)到1.86，實(shí)體煤側(cè)應(yīng)力集中系數(shù)高于煤柱側(cè)。

圖4 1232(3)工作面?zhèn)认虻V壓顯現(xiàn)特征Fig.4 Lateral mine pressure behavior characteristics of the 1232(3) working face

1232(3)運(yùn)輸巷在掘進(jìn)至1242(3)終采線后，巷道圍巖應(yīng)力分布云圖如圖5所示。由圖5可知，1242(3)工作面終采線一側(cè)為應(yīng)力卸壓區(qū)，一側(cè)為應(yīng)力集中區(qū)，1232(3)運(yùn)輸巷巷道兩側(cè)圍巖應(yīng)力出現(xiàn)明顯的非對(duì)稱性，實(shí)體煤側(cè)圍巖應(yīng)力大于煤柱側(cè)，1232(3)巷道圍巖出現(xiàn)區(qū)域應(yīng)力集中現(xiàn)象，尤其是沿空側(cè)巷道距離終采線50 m范圍內(nèi)巷道圍巖應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯，最大達(dá)到33 MPa。

圖5 1242(3)終采線附近圍巖應(yīng)力分布Fig.5 Stress distribution of surrounding rock near terminal line of the 1232(3) working face

2.3 巷道塑性區(qū)破壞特征

圍巖塑性區(qū)分布規(guī)律是巷道破壞狀態(tài)的重要標(biāo)志，同時(shí)也是認(rèn)識(shí)圍巖破壞形式的重要途徑。1232(3)運(yùn)輸巷距掘進(jìn)迎頭不同距離巷道塑性區(qū)演化規(guī)律如圖6所示。由圖6(a)可知，距巷道掘進(jìn)迎頭5 m時(shí)，煤柱側(cè)塑性區(qū)零星分布，以剪切破壞為主，整體比較穩(wěn)定；由圖6(c)可知，距巷道掘進(jìn)迎頭40 m時(shí)，圍巖塑性區(qū)發(fā)育，沿空煤柱被塑性剪切破壞區(qū)貫穿；由圖6(d)可知，距巷道掘進(jìn)迎頭80 m時(shí)，塑性區(qū)進(jìn)一步發(fā)育，實(shí)體煤側(cè)剪切破壞區(qū)域發(fā)育深度達(dá)7 m，頂板剪切破壞區(qū)域發(fā)育至4.3 m，底板破壞深度為5 m。巷道圍巖塑性區(qū)發(fā)育偏向煤柱側(cè)，頂?shù)装灞砻娑汲霈F(xiàn)了不同程度的拉伸破壞區(qū)。由圖6可知，隨著1232(3)運(yùn)輸巷的掘進(jìn)，巷道頂?shù)装寮皟蓭偷牧严恫粩喟l(fā)育，最終趨于穩(wěn)定并形成剪切拉伸破壞。隨著距迎頭的距離不斷的增大，巷道兩幫形成的破壞范圍也在不斷的增大，巷道兩幫塑性區(qū)發(fā)育程度明顯大于頂?shù)装濉?/p>

圖6 距迎頭不同距離巷道塑性區(qū)演化規(guī)律Fig.6 Evolution law of plastic zone in the roadway with different distances from the heading face

3 高應(yīng)力極松軟圍巖階段性破壞特征

3.1 巷道圍巖變形破壞特征分析

深部軟巖沿空巷道在高應(yīng)力作用下巷道圍巖表現(xiàn)出不同程度的時(shí)效變形，以丁集煤礦1232(3)運(yùn)輸巷為例，整個(gè)巷道在掘進(jìn)的過程中經(jīng)歷了復(fù)雜的圍巖變化過程，具體可以劃分為沿巷階段、過1242(3)終采線階段、沿空階段、過斷層破碎帶階段、過頂板巖性復(fù)雜階段等5個(gè)階段，見表2。

表2 巷道圍巖變形破壞特征Table 2 Deformation and failure characteristics of the roadway surrounding rock

巷道圍巖在高應(yīng)力作用下主要表現(xiàn)為兩幫及頂?shù)装逑蛳锏罃嗝鎯?nèi)收縮變形，導(dǎo)致巷道斷面尺寸減小，出現(xiàn)不同程度的功能失效，但在不同的階段巷道圍巖的變形程度與破壞形式也有顯著的差別。根據(jù)鉆孔窺視頂板巖性情況與現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)分析，沿巷階段由于巷道頂板巖層以砂巖為主，錨桿索均錨固于穩(wěn)定巖層中，圍巖整體性較高，巷道頂板穩(wěn)定，兩幫內(nèi)移量小。過1242(3)終采線階段，終采線附近巷道圍巖應(yīng)力集中，非對(duì)稱分布，頂板在高偏應(yīng)力作用下，局部圍巖膨脹變形，松動(dòng)破碎，錨網(wǎng)承載結(jié)構(gòu)增大，形成“網(wǎng)兜”，并伴隨著頂板下沉，整體變形呈非均勻性和非對(duì)稱性。沿空階段由于一側(cè)采空區(qū)的影響，煤柱側(cè)應(yīng)力集中，煤柱自身結(jié)構(gòu)與強(qiáng)度劣化強(qiáng)烈，巷道圍巖進(jìn)入塑性破壞狀態(tài)，在高地應(yīng)力影響下，淺部塑性區(qū)向深部發(fā)展，進(jìn)一步加大巷道碎脹擴(kuò)容變形，煤柱側(cè)圍巖變形程度明顯大于實(shí)體煤側(cè)。過斷層破碎帶階段，斷層帶附近圍巖破碎，自穩(wěn)能力差，破碎的巖體在高應(yīng)力作用下擠壓巷道頂板，頂板表面圍巖破碎極不平整，頂板完整性差。過頂板巖性復(fù)雜階段，巷道頂板巖層以泥巖為主，中間夾雜著多層煤線，錨桿索均錨固于煤層或泥巖中，無穩(wěn)定承載區(qū)，圍巖表面破碎，頂板在高應(yīng)力作用下極易產(chǎn)生彎曲變形。

3.2 巷道圍巖礦壓顯現(xiàn)特征分析

丁集煤礦1232(3)運(yùn)輸巷，巷道錨桿索受力、圍巖變形及頂板離層情況監(jiān)測(cè)測(cè)站布置如圖7所示，1—3號(hào)綜合測(cè)站間隔50 m，從3號(hào)測(cè)站開始，每隔200 m布置一組綜合測(cè)站，綜合測(cè)站主要監(jiān)測(cè)頂板及兩幫錨桿索受力、頂板離層、巷道位移情況，且每?jī)蓚€(gè)綜合測(cè)站之間每隔50 m增加一個(gè)日常測(cè)站，日常測(cè)站主要開展頂板離層的監(jiān)測(cè)。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)采掘關(guān)系，1232(3)運(yùn)輸巷從4#綜合測(cè)站開始進(jìn)入沿空掘巷?，F(xiàn)選取沿巷階段2#綜合測(cè)站，1242(3)終采線附近4#綜合測(cè)站，沿空階段7#綜合測(cè)站進(jìn)行分析。

圖7 現(xiàn)場(chǎng)測(cè)站布置方案(m)Fig.7 Layout scheme of the site stations

基于初步支護(hù)設(shè)計(jì)方案，巷道錨桿索受力如圖8所示，由圖8(a)可知，2#測(cè)站頂板、實(shí)體煤幫、煤柱幫錨桿受力分別為40 kN、40 kN、75 kN，錨索受力為150 kN左右，受力均穩(wěn)定，沿巷段巷道圍巖整體較為穩(wěn)定。如圖8(b)可知，4#測(cè)站頂板錨桿在監(jiān)測(cè)70 d內(nèi)基本不受力，隨后70～80 d內(nèi)受力激增，增幅達(dá)100 kN，頂板錨索在監(jiān)測(cè)50 d內(nèi)受力穩(wěn)定為100 kN左右，隨后50～60 d內(nèi)受力激增，增幅達(dá)125 kN，幫部錨桿受力較為穩(wěn)定為50 kN左右，表明終采線附近巷道圍巖應(yīng)力集中且分布不穩(wěn)定。由圖8(c)可知，7#測(cè)站在監(jiān)測(cè)10 d內(nèi)錨桿索受力均發(fā)生變化，其中頂板錨索受力出現(xiàn)驟減，減幅達(dá)100 kN，頂板和實(shí)體煤幫錨桿受力不穩(wěn)定，從80 kN持續(xù)增大至125 kN。

圖8 錨桿索受力曲線Fig.8 Stress curve of the anchor cables

各測(cè)站巷道圍巖變形及頂板離層量曲線如圖9所示，由圖9(a)可知，2#測(cè)站頂板變形量不超過250 mm，兩幫變形量不超過150 mm；淺基點(diǎn)、深基點(diǎn)離層量在10 d內(nèi)快速增加，隨后保持穩(wěn)定，淺基點(diǎn)離層量最大為24 mm，深基點(diǎn)離層量最大為41 mm，沿巷階段巷道圍巖整體變形量小，離層穩(wěn)定。由圖9(b)可知，4#測(cè)站頂板及兩幫變形量在監(jiān)測(cè)20 d內(nèi)快速增加，20～60 d內(nèi)增速趨緩，60～100 d內(nèi)快速增加，在監(jiān)測(cè)期間內(nèi)頂板、煤柱幫、實(shí)體煤幫最大位移量分別為545 mm、425 mm、340 mm；頂板離層量在50 d內(nèi)增至穩(wěn)定后，在50～70 d又開始持續(xù)增加，并最終保持穩(wěn)定，頂板淺基點(diǎn)、深基點(diǎn)離層量最大分別為38 mm、80 mm，終采線附近巷道圍巖變形量大，變形不穩(wěn)定。由圖9(c)可知，7#測(cè)站頂板變形量持續(xù)增大，在監(jiān)測(cè)前50 d內(nèi)，頂板變形劇烈，50～100 d頂板變形趨緩，整個(gè)監(jiān)測(cè)期間內(nèi)頂板最大變形量達(dá)565 mm，煤柱幫圍巖變形量遠(yuǎn)大于實(shí)體煤幫且呈持續(xù)增長(zhǎng)的趨勢(shì)，煤柱幫、實(shí)體煤幫圍巖最大變形量分別達(dá)640 mm、400 mm；沿空側(cè)頂板淺基點(diǎn)、深基點(diǎn)離層量均大于沿巷側(cè)，分別為56 mm、96 mm，沿空側(cè)巷道圍巖持續(xù)變形，且變形量大，離層明顯，初步支護(hù)設(shè)計(jì)方案難以有效控制圍巖變形。

圖9 圍巖變形及頂層離層量曲線Fig.9 Surrounding rock deformation and floor separation curve

4 高應(yīng)力極松軟圍巖階段性控制及效果

基于1232(3)工作面地應(yīng)力測(cè)試結(jié)果、臨近工作面支護(hù)經(jīng)驗(yàn)、數(shù)值模擬結(jié)果等開展了巷道支護(hù)初步設(shè)計(jì)。在巷道掘進(jìn)過程中，根據(jù)巷道頂板巖性探測(cè)、現(xiàn)場(chǎng)礦壓實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)等結(jié)果，及時(shí)有效的動(dòng)態(tài)調(diào)整支護(hù)方式，實(shí)現(xiàn)1232(3)運(yùn)輸巷分段式、非對(duì)稱、區(qū)域化綜合治理。具體劃分為以下5個(gè)階段：

1)沿巷階段支護(hù)。基于初步支護(hù)設(shè)計(jì)方案，沿巷階段巷道頂板、幫部錨桿、頂板錨索受力都比較穩(wěn)定，巷道圍巖變形控制在300 mm以內(nèi)，圍巖整體較為穩(wěn)定，初步支護(hù)方案滿足沿巷段巷道穩(wěn)定性要求，現(xiàn)場(chǎng)支護(hù)方案及效果如圖10所示。

圖10 沿巷段巷道圍巖支護(hù)形式及效果Fig.10 Surrounding rock support form and effect of roadway along the roadway section

2)過終采線階段支護(hù)。根據(jù)數(shù)值模擬及現(xiàn)場(chǎng)礦壓實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)結(jié)果，巷道過1242(3)工作面終采線階段前后50 m范圍內(nèi)應(yīng)力集中，巷道圍巖變形量大，因此在沿巷段支護(hù)方式的基礎(chǔ)上，每隔3 m設(shè)置一組木點(diǎn)柱，頂板加設(shè)工字鋼，每5 m一組，圍巖變形得到有效控制，現(xiàn)場(chǎng)支護(hù)方案及效果如圖11所示。

圖11 過終采線階段巷道圍巖支護(hù)形式及效果Fig.11 Surrounding rock support form and effect of the roadway while crossing the terminal line

3)沿空階段支護(hù)。沿空階段巷道兩側(cè)圍巖受力非對(duì)稱分布，煤柱側(cè)圍巖破碎程度大，圍巖變形量遠(yuǎn)大于實(shí)體煤側(cè)。在沿巷段支護(hù)形式的基礎(chǔ)上，煤柱側(cè)分別在距頂板1.2 m和2.5 m處施工2路走向4.3 m錨索，煤柱側(cè)進(jìn)行噴注漿改性加固。實(shí)體煤側(cè)在距頂板2 m處施工1路走向4.3 m錨索，巷道頂板與幫部的肩窩處原錨桿改為4.3 m錨索加固，錨索規(guī)格均為Φ22 mm×4300 mm，巷道肩窩處鋼帶鼓起程度以及煤柱側(cè)圍巖破碎程度和變形量得到明顯改善，現(xiàn)場(chǎng)支護(hù)方案及效果如圖12所示。

圖12 沿空段巷道圍巖支護(hù)形式及效果Fig.12 Surrounding rock support form and effect of roadway along the goaf section

4)過斷層破碎帶階段支護(hù)。斷層破碎帶附近巷道頂板極不平整，頂板圍巖情況多變，破碎程度大，在沿空巷道支護(hù)的基礎(chǔ)上，頂板采取超前預(yù)注漿、及時(shí)噴注漿方式加固，改進(jìn)了巷道斷層破碎帶圍巖的物理力學(xué)特性，提高了破碎圍巖的整體性，有效的保障了巷道圍巖的穩(wěn)定性，現(xiàn)場(chǎng)支護(hù)方案及效果如圖13所示。

圖13 斷層破碎帶巷道圍巖支護(hù)形式及效果Fig.13 Support form and effect of roadway surrounding rock in the fault fracture zone

5)過頂板巖性復(fù)雜階段支護(hù)。在該階段，巷道頂板巖性復(fù)雜多為層狀復(fù)合頂板，且以泥巖為主，中間穿插多層煤線，頂板松軟破碎極不穩(wěn)定，在沿空段支護(hù)的基礎(chǔ)上，每隔5 m施工一組“錨索束”，錨索束中間錨索比兩側(cè)錨索長(zhǎng)1 m；錨索束使用的錨索長(zhǎng)度根據(jù)頂板巖性進(jìn)行動(dòng)態(tài)調(diào)整，有效的保障了頂板穩(wěn)定性。在巷道頂板巖性極其破碎的時(shí)候，在施工錨索束的基礎(chǔ)上，頂板變更為6#鋼筋網(wǎng)片(Φ6 mm×1800 mm×1200 mm)配合10#金屬網(wǎng)進(jìn)行“雙層網(wǎng)”支護(hù)，并將原先180 mm×180 mm×16 mm的托盤更改為300 mm×300 mm×16 mm的大托盤，支承力通過加強(qiáng)筋均勻分布在托盤四周，支承強(qiáng)度高，可承載力大，有效的提高了破碎頂板整體性，現(xiàn)場(chǎng)支護(hù)方案及效果如圖14所示。

圖14 頂板巖性復(fù)雜段巷道圍巖支護(hù)形式及效果Fig.14 Support form and effect of surrounding rock in the roadway with complex roof lithology

5 結(jié) 論

1)巷道掘進(jìn)后，在巷道頂?shù)装逍纬蓱?yīng)力降低區(qū)，兩幫形成應(yīng)力增高區(qū)，巷道兩側(cè)圍巖應(yīng)力和塑性區(qū)非對(duì)稱分布，具體表現(xiàn)為實(shí)體煤側(cè)應(yīng)力峰值為37.18 MPa大于煤柱側(cè)35.21 MPa，煤柱側(cè)塑性區(qū)發(fā)育程度大于實(shí)體煤側(cè)。

2)在高應(yīng)力作用下深部極松軟圍巖沿空巷道破壞形式呈現(xiàn)出明顯的區(qū)域性和非對(duì)稱性，沿巷階段圍巖整體較為穩(wěn)定，終采線附近圍巖存在應(yīng)力集中，巷道受不均勻分布應(yīng)力影響大，圍巖破碎不穩(wěn)定，沿空階段巷道應(yīng)力非對(duì)稱分布，巷道圍巖變形量煤柱幫明顯大于實(shí)體煤幫。

3)基于巷道初步支護(hù)設(shè)計(jì)方案，巷道多階段圍巖不穩(wěn)定，變形量大，科學(xué)調(diào)整巷道支護(hù)方案，對(duì)巷道圍巖進(jìn)行階段性控制，形成深部軟巖巷道圍巖控制長(zhǎng)效機(jī)制，為同類型深部極松軟圍巖巷道地壓治理提供理論和技術(shù)支撐。