蔣力帥，張培鵬，孔 朋，賈江鋒，馬 寧，束佳明，張 臣

(1.山東科技大學(xué) 礦山災(zāi)害預(yù)防與控制國家重點實驗室培育基地，山東 青島 266590; 2.中國礦業(yè)大學(xué)(北京) 深部巖土力學(xué)與地下工程國家重點實驗室，北京 100083)

地下工程圍巖穩(wěn)定性和破壞機理因地質(zhì)條件、應(yīng)力狀態(tài)及工程技術(shù)等因素而呈現(xiàn)復(fù)雜多樣性。煤礦絕大多數(shù)巷道處于煤層中，煤巷兩幫煤體強度低、可變形性強，煤巷直接頂?shù)装宥酁槟鄮r、砂質(zhì)泥巖、頂煤或者底煤等，巖性較為軟弱。在掘進成巷和采動影響下，煤巷圍巖大變形問題十分突出，兩幫煤體大變形對巷道圍巖整體穩(wěn)定性有著極其重要的影響，特別是在厚煤層、軟煤層、煤柱護巷、深部開采等條件下更為顯著，煤巷圍巖大變形控制問題成為當(dāng)前煤礦巷道支護方面的重要課題。

煤層覆巖結(jié)構(gòu)表現(xiàn)為顯著的層狀地質(zhì)特征[1-2]，煤巷頂板巖層之間的離層發(fā)育擴展，使各巖層之間表現(xiàn)為近似相互獨立的巖梁[3]。BAKUN-MAZOR等[1]建立了連續(xù)體固支梁模型，分析了節(jié)理沉積巖體條件下硐室的直接頂穩(wěn)定性和頂板層狀特性;SOFIANOS[4-5]將巷道頂板看作剛性基礎(chǔ)支承的鉸接拱梁，研究了硬巖環(huán)境下拱梁的力學(xué)行為;劉洪濤、馬念杰[6]以簡支梁和固支梁力學(xué)模型計算分析了巷道頂板的極限跨距。其他學(xué)者[7-8]也通過簡支梁和固支梁2種模型分析了頂板巖梁的彎矩分布特征。ADLER[9]建立了頂板由獨立彈簧組成的彈性基礎(chǔ)支承的巷道模型，模型中兩側(cè)彈性基礎(chǔ)所受荷載僅考慮梁的自重荷載。王金安等[10]將頂板視為由彈性基礎(chǔ)支承的受均布覆巖荷載的板結(jié)構(gòu)研究回采工作面頂板破斷機理。簡支梁和固支梁力學(xué)模型忽視了兩幫煤體變形對頂板變形及穩(wěn)定性的影響，對于深部煤層巷道或軟弱煤層巷道存在一定的應(yīng)用局限性。在巷道頂板穩(wěn)定性分析中，剛性支座模型能否客觀真實地反映頂板受力和支承狀態(tài)，主要取決于巷道圍巖的工程地質(zhì)條件。對于兩幫為軟弱大變形煤體的煤巷，則需要將兩幫考慮為可變形基礎(chǔ)，才能較真實地反映這類巷道頂板的實際工程特性，從而為深入研究巷道圍巖穩(wěn)定性、破壞機理和控制技術(shù)提供可靠的保證。

隨著對煤巷錨桿支護機理的深入研究，國內(nèi)外學(xué)者對錨桿錨固圍巖的力學(xué)性質(zhì)改善進行了研究探討，形成了較成熟的煤巷錨桿支護理論或?qū)W說。侯朝炯等[2,11-13]研究揭示了錨桿支護的作用原理和圍巖加固實質(zhì)，認為錨桿和受錨巖體通過相互作用形成統(tǒng)一承載結(jié)構(gòu)，錨桿支護可以提高錨固巖體破壞前后的力學(xué)參數(shù)，由此提出了錨固體強度強化理論。A.BOBET[14-15]研究提出了圓形巷道圍巖經(jīng)錨桿支護后的巖體等效楊氏模量解析解，提高錨桿支護的強度(Eb，db)和密度(Sθ，Sz)，可以有效提高錨固巖體的楊氏模量。

筆者針對煤巷兩幫的可變形特性及集中應(yīng)力作用，建立由可變形基礎(chǔ)支承的巷道頂板懸梁結(jié)構(gòu)力學(xué)模型，推導(dǎo)頂板的彎矩和撓度表達式，揭示煤巷頂板的基礎(chǔ)剛度效應(yīng)，基于此提出煤巷控幫護巷支護原理，通過數(shù)值模擬分析與現(xiàn)場工程試驗對基礎(chǔ)剛度效應(yīng)和控幫護巷原理進行驗證。研究工作深化了煤巷圍巖控制中對巷幫支護重要性的認識。

1 現(xiàn)場問題提出

1.1 現(xiàn)場工程地質(zhì)條件

河南能化集團趙固二礦處于焦作煤田東部，11030工作面開采二1煤層，煤層傾角0°～11°，平均厚度6.16 m，煤層結(jié)構(gòu)簡單，層位穩(wěn)定，屬近水平穩(wěn)定厚煤層。工作面長度為180 m，采用大采高綜合機械化開采工藝，后退式全部垮落法管理頂板，開采深度平均650 m。直接頂以泥巖、砂質(zhì)泥巖為主，基本頂以粉砂巖、細粒砂巖為主，底板以砂質(zhì)泥巖為主。工作面兩側(cè)分別為11011工作面采空區(qū)和正在回采的11050大采高工作面，11030運輸巷與11011采空區(qū)之間煤柱寬度8 m，工作面回風(fēng)巷與11050工作面煤柱寬度30 m，如圖1所示。

11030運輸巷沿煤層頂板掘進，巷道斷面為矩形，掘進寬度×高度為4 800 mm×3 300 mm。原支護設(shè)計如圖2所示，一次支護采用錨桿-錨索聯(lián)合支護，在巷道變形嚴重、高冒頂隱患處以及超前工作面20 m范圍內(nèi)，采用單體液壓支柱進行二次補強支護。

圖1 11030工作面布置示意Fig.1 Layout sketch of panel 11030

圖2 11030工作面運輸巷原支護設(shè)計Fig.2 Support design of headgate of panel 11030

錨桿技術(shù)參數(shù)為:采用φ20 mm×2 400 mm的高強螺紋鋼錨桿，頂板錨桿間排距為800 mm×900 mm，錨固長度為1 200 mm，頂板錨桿由托盤與鋼筋梯配合使用;兩幫錨桿間排距為900 mm×900 mm，錨固長度為900 mm，兩幫錨桿由托盤與金屬網(wǎng)配合使用。錨索技術(shù)參數(shù)為:頂板錨索φ21.6 mm×8 250 mm，間排距為1 300 mm×900 mm，錨索錨固長度為2 400 mm。錨索預(yù)緊力均不低于100 kN。

1.2 煤巷圍巖大變形特征

11030工作面回采前，運輸巷僅受掘進影響，巷道圍巖已經(jīng)出現(xiàn)了大變形和嚴重破壞現(xiàn)象，如圖3所示。

圖3 圍巖變形破壞狀態(tài)Fig.3 Ground failure and deformation situation

為監(jiān)測巷道圍巖變形，緊隨11030工作面運輸巷掘進作業(yè)面布置多個表面位移測站，各測站在掘進成巷后即進行頂?shù)装逡平考皟蓭鸵平鼫y量，典型圍巖變形監(jiān)測曲線如圖4所示。該測站監(jiān)測時間共46 d，期間兩幫煤體變形最為劇烈，移近量達到545 mm，平均移近速率為11.8 mm/d;前期底臌變形嚴重，為保證巷道正常斷面于4月5日和9日進行人工起底，監(jiān)測期間累計底臌量為370 mm，平均底臌速率為8.0 mm/d;頂板下沉變形較小，頂板下沉量為98 mm，平均頂板下沉速率為2.1 mm/d。

圖4 圍巖表面位移監(jiān)測曲線Fig.4 Monitoring ground surface displacement curve

通過現(xiàn)場觀察和各測站變形實測可知，該運輸巷由于泥巖和砂質(zhì)泥巖頂板采用錨桿錨索支護，兩幫軟弱煤體僅采用點錨桿支護，掘巷期間兩幫和底板變形顯著大于頂板下沉;兩幫移近變形十分突出，部分位置兩幫移近量超過1 200 mm;底臌嚴重，需反復(fù)人工擴幫、起底以維持巷道正常使用。在工作面回采前，需要超前進行大規(guī)模擴幫，影響了生產(chǎn)效率，增加了生產(chǎn)成本;而且頂板出現(xiàn)了大變形“網(wǎng)兜”，存在漏頂、冒頂隱患。

工作面回采前巷道如此嚴重的變形破壞，極大的影響了安全高效生產(chǎn)。需要深入研究煤巷兩幫煤體變形效應(yīng)與圍巖變形破壞機理、圍巖控制原理與對策，提高煤巷圍巖控制效果，為其支護設(shè)計提供依據(jù)。

2 煤巷兩幫變形的基礎(chǔ)剛度效應(yīng)

煤層的強度和剛度通常明顯弱于頂板巖層，巷道兩幫煤體大變形不僅影響巷幫的穩(wěn)定性，而且對巷道頂板的力學(xué)狀態(tài)及其變形破壞有著極其重要的影響。為此，考慮煤巷兩幫的可變形特性進行圍巖穩(wěn)定性分析。

2.1 Winkler基礎(chǔ)懸梁模型及巷道頂板彎矩和撓度表達式

巷道開挖后，原始的三向應(yīng)力狀態(tài)被打破，巷道周圍應(yīng)力重新分布，應(yīng)力轉(zhuǎn)移至巷道兩幫造成垂直應(yīng)力集中，兩幫煤體產(chǎn)生變形破壞[16]，在這個過程中，由于頂板支撐狀態(tài)的改變，巷道頂板產(chǎn)生離層及彎曲變形。針對煤層巷道的工程力學(xué)特征及兩幫軟弱煤體變形特性，將巷道兩幫視為符合Winkler假設(shè)的可變形基礎(chǔ)，而巷道頂板則為在覆巖壓力增量作用下，受Winkler基礎(chǔ)支承的半無限長彈性基礎(chǔ)懸梁，并根據(jù)對稱性原則建立力學(xué)模型如圖5所示[17]，并推導(dǎo)得到巷道頂板Winkler基礎(chǔ)懸梁模型的彎矩和撓度是x=0為分界的分段函數(shù)。

當(dāng)0≤x≤x1，即受兩幫煤巖體支承的巷道頂板彎矩M1(x)和位移yb(x)的表達式為

(1)

2ξ(x1)θ(x)-φ(x1)ψ(x)]

(2)

當(dāng)-B/2≤x≤0，即巷道上方懸露頂板彎矩M2(x)和位移yz(x)的表達式為

(3)

(4)

式中，λ為基礎(chǔ)特征參數(shù);qz為巷內(nèi)懸露頂板所受的均布載荷;B為巷道跨度;φ0,φz為頂板巖梁支座處與跨中的彎矩修正系數(shù);q1為巷幫頂板垂直應(yīng)力峰值;k為巷道兩幫彈性基礎(chǔ)剛度;E為巷道頂板巖梁的楊氏模量;I為頂板巖梁任一截面慣性矩。

圖5 巷道頂板Winkler基礎(chǔ)梁力學(xué)模型Fig.5 Definition of analytical roof beam model with Winkler foundation

2.2 煤巷頂板的基礎(chǔ)剛度效應(yīng)

由Winkler基礎(chǔ)懸梁的頂板撓度表達式(3)和(4)可知，頂板巖層的彎曲變形與巷道兩側(cè)垂直集中應(yīng)力增量、巷道跨度、Winkler基礎(chǔ)楊氏模量、頂板巖層抗彎剛度、自重荷載等變量有關(guān)。

將趙固二礦工程地質(zhì)參數(shù)代入式(3)和式(4)，得到巷道頂板Winkler基礎(chǔ)懸梁模型的彎矩分布和撓度分布如圖6所示。可見，在巷道跨度范圍內(nèi)，頂板處于向巷內(nèi)撓曲狀態(tài)，最大彎矩和撓度均發(fā)生在跨中(x=-2.4 m)，頂板撓度和彎矩由巷道跨中向巷幫巖體深部逐漸降低。受兩幫可變形基礎(chǔ)支承的巷道頂板肩角處(x=0)也產(chǎn)生了較大的彎矩和撓度，且與跨中最大值差距不大(彎矩差為6.4%，撓度差為5.64%)，這意味著巷幫上方未懸露的頂板巖層也出現(xiàn)一定的彎曲下沉變形，表明煤巷頂板的彎曲變形不是簡支梁、固支梁模型中以巷道肩部為剛性支點的向巷道內(nèi)部彎曲回轉(zhuǎn)變形，而是伴隨著巷幫變形的巷內(nèi)與巷幫頂板的共同變形下沉。

圖6 Winkler基礎(chǔ)梁模型算例彎矩與撓度分布Fig.6 Moment and deflection distribution of the beam model with Winkler foundation

巷道頂板彎曲變形與其抗彎剛度具有直接的關(guān)系。根據(jù)上述巷道頂板的彎矩和位移分布特征可知，作為可變形基礎(chǔ)的巷道兩幫煤巖體發(fā)生了明顯的變形下沉，兩幫煤巖體的剛度與頂板變形量和穩(wěn)定性也有密切關(guān)系。頂板跨中彎曲變形與頂板抗彎剛度和基礎(chǔ)剛度的關(guān)系分別如圖7所示。由圖7(a)可知，頂板撓度隨頂板楊氏模量E單調(diào)遞減，但變化率與E呈負相關(guān)。當(dāng)E由1 GPa增至6 GPa時，頂板撓度由96.4 mm降低為92.5 mm，而當(dāng)E由6 GPa增加到15 GPa時，撓度僅由92.5 mm降至90.4 mm?？梢?，當(dāng)頂板巖層E不大時對頂板變形有明顯的影響，而當(dāng)E高于一定值后對頂板變形影響較小。由圖7(b)可知，可以看出頂板撓度隨基礎(chǔ)(兩幫煤巖體)楊氏模量Ec單調(diào)遞減且變化率與Ec呈負相關(guān)。頂板撓度隨著Ec的升高而顯著降低，當(dāng)Ec從0.5 GPa升高到1.5 GPa時，撓度由154.9 mm銳減至58.1 mm。

圖7 頂板彎曲變形與頂板剛度和基礎(chǔ)剛度的關(guān)系Fig.7 Relationship between roof bending and roof flexural, foundation rigidity

通過對比頂板和基礎(chǔ)的剛度對頂板彎曲變形的影響可知，當(dāng)巷道兩幫為較軟弱的煤(巖)體時，頂板處于可變形基礎(chǔ)支承狀態(tài)，頂板梁結(jié)構(gòu)隨基礎(chǔ)的變形呈現(xiàn)整體彎曲變形，頂板剛度對頂板變形的影響相對較低，而兩幫可變形基礎(chǔ)的剛度是頂板變形的關(guān)鍵影響因素，具有顯著的基礎(chǔ)剛度效應(yīng)。

3 基于基礎(chǔ)剛度效應(yīng)的控幫護巷支護原理

3.1 煤層巷道控幫護巷支護原理

國內(nèi)外學(xué)者研究了煤巷錨桿支護機理及錨固體的力學(xué)性質(zhì)改善，形成了較成熟的煤巷錨桿支護理論或?qū)W說。侯朝炯等[2,11]研究揭示了錨桿支護的作用原理和圍巖加固實質(zhì)，認為錨桿支護的實質(zhì)是錨桿和受錨巖體通過相互作用形成統(tǒng)一承載結(jié)構(gòu)，錨桿支護可以提高錨固巖體破壞前后的力學(xué)參數(shù)(楊氏模量、黏聚力和內(nèi)摩擦角)，有效改變圍巖的應(yīng)力狀態(tài)，從而提高圍巖承載能力，并通過相似材料模擬試驗得到錨固巖體的力學(xué)性質(zhì)和錨固效應(yīng)與錨桿支護強度及密度呈正比。BOBET[14-15]研究提出了圓形巷道圍巖經(jīng)錨桿支護后的巖體等效楊氏模量解析解:

(5)

其中，Er，E，Eb分別為錨固巖體、原始巖體和錨桿的楊氏模量;db為錨桿直徑；Sθ和Sz分別為錨桿之間的切向和軸向間距。從式(5)可知，提高錨桿支護的強度(Eb，db)和密度(Sθ，Sz)，可以有效提高錨固巖體的楊氏模量。

通過巷道兩幫基礎(chǔ)剛度效應(yīng)研究可知，當(dāng)巷道兩幫為煤體等較軟弱的煤(巖)體時，巷道兩幫表現(xiàn)為可變形性而非完全剛性，兩幫基礎(chǔ)剛度及變形對頂板變形量影響顯著，是頂板變形的關(guān)鍵影響因素。11030運輸巷掘進前圍巖受上區(qū)段工作面回采影響已發(fā)生松動破裂和巖體力學(xué)性質(zhì)劣化，兩幫軟弱煤體應(yīng)視為可變形基礎(chǔ)的模型力學(xué)假設(shè)，因此，大采高煤巷圍巖穩(wěn)定性的基礎(chǔ)剛度效應(yīng)必然非常顯著。

根據(jù)上述綜合分析研究，提出基于基礎(chǔ)剛度效應(yīng)的“控幫護巷”支護原理:通過加強巷幫錨固支護深度、強度及密度，提高幫部錨固煤體的等效力學(xué)性質(zhì)(楊氏模量、黏聚力和內(nèi)摩擦角)，從而增強兩幫煤體的基礎(chǔ)剛度，通過幫部高強錨固支護直接作用控制兩幫煤體的變形和破壞，并進一步通過基礎(chǔ)剛度效應(yīng)改善整個巷道圍巖的應(yīng)力狀態(tài)，提高圍巖承載能力和穩(wěn)定性。

3.2 數(shù)值模型與支護設(shè)計模擬

由11030工作面運輸巷掘進期間的圍巖變形破壞特征可知，圍巖在未受采動影響下已發(fā)生了顯著大變形，其中兩幫和底板變形劇烈，嚴重影響了巷道正常使用。為保證回采巷道的圍巖穩(wěn)定性，需開展巷道支護設(shè)計優(yōu)化研究，降低圍巖變形破壞程度，提高圍巖穩(wěn)定性與支護效果。

以11030工作面為工程背景建立模型算例，根據(jù)對稱性原則，以11030工作面中線為對稱軸，建立FLAC3D三維數(shù)值模型如圖8所示。模型長度350 m，其中工作面推進長度250 m，前后各留50 m邊界;模型寬度180 m，工作面1/2的長度90 m，側(cè)向邊界煤柱寬度90 m;模型高120 m。模型頂部施加15 MPa的垂直應(yīng)力，X，Y方向施加的水平應(yīng)力分別為垂直應(yīng)

力的0.8和1.2倍，模型四周和底部采用位移限定邊界。隨著工作面推進，垮落帶冒落巖體采用雙屈服本構(gòu)模型填充[17]，各巖層采用基于Mohr-Coulomb準(zhǔn)則的應(yīng)變軟化本構(gòu)模型，力學(xué)參數(shù)見表1，其中K為體積模量，G為剪切模量，c為黏聚力，φ為內(nèi)摩擦角，cr為峰后殘余黏聚力，εp為巖體強度變?yōu)闅堄嘀禃r的塑性應(yīng)變。工作面回采引起的垮落帶壓實過程通過編寫FISH命令實現(xiàn):采用分步回采，工作面推進后，其后方垮落帶范圍的本構(gòu)模型由應(yīng)變軟化模型重定義為雙屈服模型并賦予相應(yīng)力學(xué)參數(shù)，計算至模型達到平衡狀態(tài)后，工作面繼續(xù)向前推進并重復(fù)上述步驟，直至回采結(jié)束。本文中雙屈服模型力學(xué)參數(shù)見表2，其中ρ為密度，σt為抗拉強度，該參數(shù)針對11030工作面工程地質(zhì)條件經(jīng)理論計算和試錯反演得到[17]。選取與掘進期間同一監(jiān)測斷面及測點記錄巷道采動影響期間(回采距離150 m)圍巖變形，研究幫部高強錨固支護對掘進和采動影響期間巷道圍巖變形演化特征的影響規(guī)律，揭示控幫護巷支護效果。

圖8 三維數(shù)值模型Fig.8 Layout of the numerical 3D model

表1 模型巖體力學(xué)參數(shù)Table 1 Rock mass mechanical properties

表2 垮落帶雙屈服模型力學(xué)參數(shù)Table 2 Properties of double-yield model for caved rock

11030運輸巷原支護方案中，頂板支護采用6根2.4 m長高強螺紋鋼錨桿及鋼筋梯、4根8.25 m長錨索及16號槽鋼梁支護，在類似巷道條件下[18-23]，頂板支護屬于較高強度和密度的支護方式。而兩幫支護僅由4根2.4m長高強螺紋鋼錨桿組成，這種點錨桿支護方式對大采高煤巷支護強度不足，難以形成完整有效的支護承載體，控幫效果較差，通過現(xiàn)場圍巖變形監(jiān)測發(fā)現(xiàn)難以有效限制兩幫變形。

為了深入研究基礎(chǔ)剛度效應(yīng)在巷道支護中的作用及控幫護巷技術(shù)，在現(xiàn)場原支護設(shè)計基礎(chǔ)上，改變兩幫支護方式，設(shè)計控幫護巷支護技術(shù)方案并進行數(shù)值模擬分析。

現(xiàn)場原方案中支護設(shè)計方案的數(shù)值模擬如圖9所示?？貛妥o巷支護設(shè)計方案如圖10(a)，(b)所示，頂板支護與原支護方案一致，在巷道兩幫各增設(shè)兩排錨索配合長度2 100 mm的號16槽鋼梁支護，錨索規(guī)格直徑×長度為φ17.8 mm×5 000 mm，上排距頂板850 mm，下排距底板950 mm，間排距為1 500 mm×1 800 mm，錨固長度為2 400 mm，錨索預(yù)緊力均不低于100 kN，錨固力均不小于200 kN?？貛妥o巷支護方案模擬如圖10(c)所示。

圖9 現(xiàn)場原支護設(shè)計模擬Fig.9 Simulation of the original field support design

圖10 控幫護巷支護方案Fig.10 Support design of rib-control design

3.3 煤層巷道控幫護巷支護數(shù)值模擬分析

由于11030運輸巷在上區(qū)段采動影響范圍內(nèi)掘進，掘進前部分煤巖體已進入塑性狀態(tài)，因此巷道開挖后的圍巖塑性區(qū)分布難以分辨出是由上區(qū)段采動影響造成的還是由巷道開挖引起的。文獻[17,24]指出上區(qū)段采動影響產(chǎn)生的外圍塑性區(qū)主要為剪切破壞區(qū)，而巷道開挖后圍巖淺部的拉伸破壞區(qū)分布可以作為衡量巷道圍巖穩(wěn)定性、分析圍巖破壞機理的有效指標(biāo)。因此，通過FISH語言編寫程序，將巷道淺部圍巖(距離圍巖表面不超過2 m)中的拉伸破壞單元進行標(biāo)記并統(tǒng)計，得到采用不同支護方案下巷道某一段沿軸向和豎直截面上掘進影響期間的拉伸破壞區(qū)分布如圖11所示，統(tǒng)計得到的淺部圍巖拉伸破壞分布見表3。

由圖11和表3可知，通過加強巷道兩幫支護，幫部圍巖破壞程度顯著降低，淺部圍巖中拉伸破壞范圍比原支護方案降低了31.9%，兩幫穩(wěn)定性顯著改善。在僅加強兩幫支護的情況下，巷道頂板和底板的拉伸破壞范圍均有不同程度的減小，頂板拉伸破壞范圍縮小了19.8%，底板拉伸破區(qū)縮小了9.2%，頂?shù)装鍑鷰r穩(wěn)定性和完整性在控幫作用下得到改善。不同支護方案作用下，巷道監(jiān)測段在掘進與回采期間圍巖變形演化特征如圖12所示，監(jiān)測段巷道掘出后開始監(jiān)測，巷道掘進完畢后結(jié)束監(jiān)測，變形量采用絕對值表示。

表3 控幫護巷支護掘進期間圍巖拉伸破壞單元Table 3 Zones of tensile failure after roadway excavation with respect to different support design

圖11 控幫護巷支護掘進期間圍巖拉伸破壞區(qū)分布Fig.11 Distribution of tensile failure zones after roadway excavation with different support design

圖12 煤巷掘進與采動影響期間圍巖變形演化規(guī)律Fig.12 Ground deformation evolution during entry development and retreat mining with respect to different support

通過對比圖12(a)和(b)中巷道掘進與采動影響期間的圍巖變形可知，采用控幫支護技術(shù)后，不僅兩幫煤體水平位移量顯著減小，而且頂板下沉和底臌變形也得到了有效控制。

巷道掘進影響期間，作為控幫支護的直接作用對象，巷道兩幫的收斂變形在控幫支護下顯著降低，兩幫移近量由原方案的503.6 mm減小為349.5 mm，比原方案降低了30.6%。同時，控幫護巷支護對頂板下沉和底臌變形控制也有較好效果，頂板跨中下沉量由原方案的119.4 mm減小為101.1 mm，底板中部底臌變形量由原方案的313.9 mm減小為273.2 mm。

上述控幫護巷支護作用在巷道采動影響期間表現(xiàn)更為明顯，當(dāng)工作面回采至監(jiān)測斷面時，兩幫移近量由原方案的1 986.2 mm減小為1 427.3 mm，頂板下沉量由原方案的619.5 mm減小為537.3 mm，底板中部變形量由原方案的948.5 mm減小為858.1 mm。

可以看出，在不改變巷道頂板支護的條件下，通過加強煤巷兩幫支護，提高了巷幫的等效基礎(chǔ)剛度和力學(xué)性能，改善了巷幫應(yīng)力狀態(tài)，增強了巷幫承載能力，從而通過巷道基礎(chǔ)剛度效應(yīng)有效降低了頂板下沉量，改善了頂板穩(wěn)定性。加固巷幫對底臌控制的作用機理已有學(xué)者論證并研究[25-26]，王衛(wèi)軍、侯朝炯[27]指出沿空巷道因靠近采空區(qū)，底板巖層應(yīng)力在上區(qū)段工作面回采時已被釋放，基本不受水平應(yīng)力的影響，加強窄煤柱的支護是底臌控制的關(guān)鍵。

通過上述煤巷控幫護巷支護的圍巖變形控制效果分析可知，控幫護巷技術(shù)不僅直接使兩幫煤體變形大幅度減小，顯著控制了巷幫大變形，同時由基礎(chǔ)剛度效應(yīng)作用于頂、底板巖層，較好地降低了頂板下沉量，并有效地控制了底臌變形。研究表明，控幫護巷支護技術(shù)對掘進及采動影響期間的圍巖穩(wěn)定性控制都取得了顯著效果。

4 控幫護巷支護設(shè)計現(xiàn)場試驗

為驗證巷道基礎(chǔ)剛度效應(yīng)和“控幫護巷”支護原理，在11030運輸巷中設(shè)置長度為60 m的試驗巷道，進行“控幫護巷”的現(xiàn)場支護試驗研究，支護方案如圖10所示。為確保監(jiān)測數(shù)據(jù)對比的有效性，采用與原支護段相同的表面位移監(jiān)測方法進行多測點圍巖變形監(jiān)測，其中典型監(jiān)測曲線與現(xiàn)場支護效果如圖13和表4所示。可見，試驗巷道通過兩幫各增設(shè)兩排槽鋼梁錨索，加強了巷幫支護深度及強度，顯著降低了兩幫煤體的變形量和變形速率，顯著提高了巷幫穩(wěn)定性，同時頂?shù)装遄冃蜗啾仍ёo段也有明顯的改善，從而驗證了基于巷道基礎(chǔ)剛度效應(yīng)的控幫護巷支護原理及其數(shù)值模擬研究，檢驗了該支護原理的科學(xué)性、有效性和可行性。

圖13 試驗巷道圍巖位移監(jiān)測與支護效果Fig.13 Ground deformation monitoring and support effect of the trial roadway

表4 試驗巷道與原支護段圍巖變形對比Table 4 Comparison of ground deformation between original and trial roadway

5 結(jié) 論

(1)基于煤巷兩幫的非剛性或可變形性，建立了巷道頂板Winkler基礎(chǔ)懸梁模型，研究了巷幫變形基礎(chǔ)支承下的頂板彎曲變形特征。在兩幫垂直集中應(yīng)力作用下，巷幫軟弱煤巖體發(fā)生明顯的壓縮變形，頂板巖層隨基礎(chǔ)的變形而彎曲下沉。研究揭示了頂板跨中彎曲變形與直接頂抗彎剛度和基礎(chǔ)剛度的變化規(guī)律，即煤巷頂板的基礎(chǔ)剛度效應(yīng)。兩幫基礎(chǔ)剛度對頂板變形量影響顯著，是頂板變形的關(guān)鍵影響因素。

(2)提出了基于基礎(chǔ)剛度效應(yīng)的“控幫護巷”支護原理:通過加強巷幫錨固支護，提高幫部錨固煤巖體的基礎(chǔ)剛度，通過支護直接作用控制兩幫煤體的變形和破壞，并進一步通過基礎(chǔ)剛度效應(yīng)改善整個巷道圍巖的應(yīng)力狀態(tài)，提高圍巖承載能力和穩(wěn)定性。

(3)通過數(shù)值模擬分析和現(xiàn)場試驗研究，“控幫護巷”支護設(shè)計能夠有效控制巷幫變形破壞，并通過基礎(chǔ)剛度效應(yīng)抑制頂、底板變形破壞，是煤巷圍巖整體穩(wěn)定性控制的有效途徑。研究結(jié)果深化了煤巷圍巖控制中對巷幫支護的重要性認識。