李永亮，王宇軒，林海，朱曄，李煒煜，王梓旭

1.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京)能源與礦業(yè)學(xué)院，北京 100083；2.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京)力學(xué)與建筑工程學(xué)院，北京 100083

采動(dòng)巷道圍巖穩(wěn)定性控制是目前采礦科技工作者研究的重點(diǎn)和難點(diǎn)。針對(duì)這一問(wèn)題，我國(guó)學(xué)者進(jìn)行了大量的研究工作。侯朝炯等[1]分析了綜放沿空掘巷大、小結(jié)構(gòu)穩(wěn)定原理，并提出要保證沿空巷道的穩(wěn)定不僅要適應(yīng)上覆巖層的回轉(zhuǎn)，還應(yīng)保證小結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定。康紅普等[2]針對(duì)高應(yīng)力、強(qiáng)采動(dòng)影響巷道，具有強(qiáng)流變與結(jié)構(gòu)大變形特點(diǎn)，提出了錨桿支護(hù)、注漿改性與卸壓技術(shù)相結(jié)合“三位一體”的圍巖控制技術(shù)。馬念杰等[3-5]根據(jù)深部采動(dòng)影響巷道變形破壞特征，提出了蝶形塑性區(qū)理論，并建議采用接長(zhǎng)錨桿控制巷道蝶葉型冒頂。何富連等[6]針對(duì)綜放工作面采動(dòng)巷道在掘進(jìn)與回采期間圍巖變形的差異性，提出桁架錨索控制掘進(jìn)變形，注漿加固控制回采變形的階段性控制對(duì)策。張農(nóng)、闞甲廣等[7-8]在分析沿空巷道覆巖運(yùn)動(dòng)特征的基礎(chǔ)上，提出了采動(dòng)應(yīng)力調(diào)整過(guò)程動(dòng)態(tài)讓壓、整體強(qiáng)化圍巖的控制思路。柏建彪等[9]研究了采動(dòng)巷道底鼓機(jī)理，發(fā)現(xiàn)巷道底板存在“兩點(diǎn)三區(qū)”，并指出加固破碎底板、減小自由面積、控制水平應(yīng)力是防止底鼓的關(guān)鍵。郭金剛等[10]在分析特厚煤層沿空掘巷維護(hù)特點(diǎn)的基礎(chǔ)上，提出了頂板強(qiáng)力錨桿、錨索束和煤幫剛?cè)釁f(xié)同支護(hù)的聯(lián)合控制方法。張?jiān)吹萚11]研究了不穩(wěn)定覆巖結(jié)構(gòu)沿空掘巷大變形機(jī)理，指出基本頂關(guān)鍵塊的斷裂、回轉(zhuǎn)和滑移是圍巖變形的根本原因。謝福星等[12]研究了綜放工作面窄煤柱巷道非對(duì)稱礦壓顯現(xiàn)規(guī)律，提出了基于高預(yù)應(yīng)力桁架錨索的非對(duì)稱支護(hù)方案，實(shí)現(xiàn)了沿空煤巷圍巖的穩(wěn)定。王紅勝等[13]研究了窄煤柱巷道覆巖基本頂不同斷裂位置時(shí)圍巖應(yīng)力環(huán)境與變形特點(diǎn)，并基于此提出了確定合理煤柱寬度的方法。楊軍等[14]研究了動(dòng)壓巷道圍巖應(yīng)力演化規(guī)律，揭示了圍巖非對(duì)稱破壞機(jī)理，并提出相應(yīng)的控制對(duì)策。以上研究成果為單側(cè)采空條件下巷道圍巖穩(wěn)定性控制提供了借鑒和參考，但對(duì)于兩側(cè)采空條件下巷道擠壓大變形控制難題研究稍有不足。

豐匯煤礦為資源整合礦井，前期的不規(guī)范開采，遺留很多大小不等的采空區(qū)，對(duì)新工作面回采巷道布置產(chǎn)生較大影響，一些回采巷道不得不布置在兩側(cè)采空區(qū)之間的煤柱內(nèi)，由于受到兩側(cè)覆巖結(jié)構(gòu)的影響以及采動(dòng)應(yīng)力場(chǎng)疊加，巷道圍巖擠壓大變形問(wèn)題較為突出。本文以此為背景，在前人研究成果的基礎(chǔ)上，研究?jī)蓚?cè)采空巷道擠壓變形機(jī)理，提出有效的圍巖控制對(duì)策，從而實(shí)現(xiàn)巷道在服務(wù)期間的穩(wěn)定與暢通。

1 工程背景

1.1 工程概況

山西豐匯煤礦15103工作面主要開采15號(hào)煤，為15101工作面的接續(xù)工作面，設(shè)計(jì)長(zhǎng)度180 m，埋深約350 m。煤層平均厚度4.5 m，結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，節(jié)理、裂隙發(fā)育，為近水平煤層，采用綜合機(jī)械化放頂煤開采。直接頂為厚度8.0 m的泥巖和14號(hào)煤，其中14號(hào)煤較薄，不可采。基本頂為厚度6.0 m的砂質(zhì)泥巖，底板為厚度6.7 m的灰黑色砂質(zhì)泥巖。由于煤層松軟破碎、裂隙發(fā)育，15103工作面軌道巷沿煤層頂板留底煤掘進(jìn)，掘進(jìn)高度為3.5 m，掘進(jìn)寬度為5.0 m，軌道巷開口段200 m范圍布置在兩采空區(qū)之間35 m的煤柱內(nèi)，巷道一側(cè)煤幫距2008年的老采空區(qū)10 m，另一側(cè)煤幫距15101工作面采空區(qū)20 m，為典型的兩側(cè)采空巷道。圖1為15103工作面巷道布置示意圖。

圖1 巷道布置示意圖Fig.1 Schematic diagram of roadway layout

15103工作面軌道巷原支護(hù)方案采用錨網(wǎng)索支護(hù)。頂板錨桿直徑20 mm，長(zhǎng)2 300 mm，間排距850 mm×800 mm；頂板錨索直徑15.24 mm，長(zhǎng)度7 000 mm，間排距1 700 mm×1 600 mm。巷幫錨桿直徑20 mm，長(zhǎng)度2 300 mm，間排距800 mm×800 mm。原支護(hù)方案如圖2所示。

1.2 巷道變形破壞特征

巷道采用原支護(hù)方案掘出后不久，圍巖整體以擠壓變形為主，具有明顯的流變特性，前掘后修現(xiàn)象較為普遍。其典型變形破壞特征主要有以下幾點(diǎn)：① 巷道圍巖在兩側(cè)覆巖結(jié)構(gòu)影響下，肩角處頂板擠壓變形量大，最大下沉量可達(dá)650 mm，網(wǎng)兜現(xiàn)象較多，具有較大的冒頂隱患；底板鼓起最大位移為582 mm，影響工作面材料運(yùn)輸。② 巷道兩幫在采動(dòng)應(yīng)力作用下，強(qiáng)烈擠壓巷道空間，煤幫單側(cè)最大位移量可達(dá)1 m以上。③ 支護(hù)結(jié)構(gòu)難以與圍巖變形相協(xié)調(diào)，大量金屬網(wǎng)撕裂，破裂圍巖漏冒造成錨桿托板錨空失效，局部可見(jiàn)破斷的錨桿和錨索；巷道整體返修率高，支護(hù)成本大幅增加。圖3為現(xiàn)場(chǎng)巷道變形破壞實(shí)照。

圖2 原支護(hù)方案Fig.2 Schematic diagram of original support design

為了掌握巷道圍巖內(nèi)部離層與裂隙發(fā)育情況，采用鉆孔窺視法對(duì)巷道頂板和煤幫內(nèi)部結(jié)構(gòu)進(jìn)行探測(cè)，其中煤幫由于松軟、裂隙發(fā)育，窺視鉆孔塌孔嚴(yán)重，不能進(jìn)行探測(cè)。巷道頂板內(nèi)部結(jié)構(gòu)窺視結(jié)果如圖4所示。由圖4可知：頂板0～2.5 m范圍內(nèi)破壞較為嚴(yán)重，存在大量縱向裂隙和顯著離層；頂板2.5～5.0 m范圍內(nèi)為非連續(xù)破壞，橫縱裂隙發(fā)育，存在局部離層；頂板深度大于5.0 m后，圍巖逐漸變得完整。綜上分析，巷道圍巖內(nèi)部變形破壞較為顯著，難以為錨桿提供有效的著力基礎(chǔ)，對(duì)淺部圍巖的錨固效果差；低強(qiáng)度的錨索難以施加較高的預(yù)緊力，對(duì)圍巖的非連續(xù)大變形控制效果差，且不能充分調(diào)動(dòng)深部穩(wěn)定圍巖承載。

圖3 現(xiàn)場(chǎng)巷道變形破壞實(shí)照Fig.3 Roadway deformation and failure in the field

圖4 巷道頂板內(nèi)部結(jié)構(gòu)Fig.4 Internal structure of roadway roof

1.3 巖石力學(xué)試驗(yàn)

巷道圍巖力學(xué)參數(shù)是進(jìn)行數(shù)值模擬分析和支護(hù)設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)。在巷道內(nèi)進(jìn)行鉆孔取芯，加工成標(biāo)準(zhǔn)試件，在實(shí)驗(yàn)室內(nèi)測(cè)得圍巖的物理力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1。由表1可知：煤樣強(qiáng)度相對(duì)較低，加之煤體裂隙發(fā)育，煤幫的整體穩(wěn)定性差，難以為頂板提供持續(xù)有效的支撐；再者巷道底板為松軟煤體，巷道圍巖穩(wěn)定性控制難度大。

表1 巖石力學(xué)參數(shù)試驗(yàn)結(jié)果

2 兩側(cè)采空巷道變形破壞分析

2.1 覆巖結(jié)構(gòu)特征

覆巖結(jié)構(gòu)位態(tài)決定了巷道圍巖賦存應(yīng)力環(huán)境，也是巷道圍巖產(chǎn)生變形破壞的根源。15101工作面回采結(jié)束后不久便開始掘進(jìn)15103工作面軌道巷，對(duì)于兩側(cè)采空巷道而言，左側(cè)為穩(wěn)定覆巖結(jié)構(gòu)，右側(cè)為非穩(wěn)定覆巖結(jié)構(gòu)。巷道覆巖結(jié)構(gòu)特征如圖5所示。

圖5 巷道覆巖結(jié)構(gòu)Fig.5 Overlying strata structure above roadway

覆巖結(jié)構(gòu)中基本頂巖塊B的斷裂長(zhǎng)度L和位置x0的計(jì)算公式[15]如下：。

(1)

式中，L為巖塊B的側(cè)向斷裂長(zhǎng)度，m；L0為相鄰工作面周期來(lái)壓步距，m；s為相鄰工作面長(zhǎng)度，m；x0為巖塊B的斷裂位置距離采空側(cè)煤壁的距離，m；M為工作面采高，m；A為側(cè)壓系數(shù)；φ0為煤體內(nèi)摩擦角，(°)；C0為煤體黏聚力，MPa；k為應(yīng)力集中系數(shù)；γ為上覆巖層平均容重，kN/m3；H為工作面埋深，m；Px為上區(qū)段工作面巷道煤幫支護(hù)強(qiáng)度，MPa。

由現(xiàn)場(chǎng)統(tǒng)計(jì)資料和試驗(yàn)結(jié)果可知，L0=18 m，s=150 m，M=4.5 m，A=0.8，φ0=25°，C0=2.43 MPa，k=2.8～3.2，γ=25 kN/m3，H=350 m，Px=0.25 MPa，將相關(guān)參數(shù)代入式(1)可得L= 19 m，x0=6.5～6.9 m。同理，可得基本頂巖塊D的斷裂長(zhǎng)度L1=17.4 m，x1=6.7～7.2 m。綜上分析可知，巷道左幫距基本頂斷裂位置3.1～3.5 m，巷道右?guī)途嗷卷敂嗔盐恢?2.8～13.3 m。

15103工作面軌道巷在掘進(jìn)過(guò)程中，由于老采空區(qū)側(cè)基本頂斷裂位置距巷道較近，在掘進(jìn)擾動(dòng)應(yīng)力場(chǎng)作用下原本穩(wěn)定的覆巖結(jié)構(gòu)被激活，基本頂巖塊B繼續(xù)緩慢回轉(zhuǎn)變形對(duì)巷道左側(cè)頂板和煤幫產(chǎn)生擠壓作用；而新采空區(qū)側(cè)基本頂巖塊D正處于回轉(zhuǎn)變形相對(duì)劇烈階段，產(chǎn)生較大的集中應(yīng)力，對(duì)于巷道右側(cè)頂板和煤幫的擠壓作用也較為顯著。兩側(cè)采空巷道在自身掘進(jìn)應(yīng)力場(chǎng)與兩側(cè)采動(dòng)應(yīng)力場(chǎng)疊加作用影響下，礦壓顯現(xiàn)較為劇烈，擠壓變形量大。

2.2 圍巖塑性破壞特征與應(yīng)力環(huán)境

以15103工作面軌道巷為工程背景，采用FLAC3D軟件建立數(shù)值模型。煤柱尺寸為35 m，巷道左側(cè)采空區(qū)長(zhǎng)度為150 m，右側(cè)采空區(qū)長(zhǎng)度為180 m。為了簡(jiǎn)化模型運(yùn)算時(shí)間，根據(jù)對(duì)稱性，取采空區(qū)尺寸的一半進(jìn)行建模。模型的長(zhǎng)×寬×高為200 m×1 m×75.5 m。根據(jù)巖石力學(xué)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)巖體參數(shù)進(jìn)行一定折減，采用摩爾-庫(kù)倫本構(gòu)關(guān)系，初始化模型邊界應(yīng)力。以此數(shù)值模型為基礎(chǔ)對(duì)巷道圍巖塑性破壞特征與應(yīng)力環(huán)境進(jìn)行分析。

2.2.1 圍巖塑性破壞特征

不同采動(dòng)條件下巷道圍巖塑性區(qū)形態(tài)如圖6所示。當(dāng)巷道未受采動(dòng)影響時(shí)，塑性區(qū)形態(tài)左右呈對(duì)稱分布[圖6(a)]，最大塑性破壞范圍為2.0 m。當(dāng)巷道左側(cè)為采空區(qū)，煤柱尺寸為10 m時(shí)，巷道圍巖塑性區(qū)與采空區(qū)周圍巖體塑性區(qū)相互連通，圍巖塑性破壞范圍顯著增大，煤柱已整體發(fā)生屈服破壞，巷道遠(yuǎn)離采空側(cè)頂板破壞范圍大于近采空側(cè)，巷道圍巖塑性區(qū)形態(tài)已不再呈對(duì)稱分布[圖6(b)]；當(dāng)巷道右側(cè)為采空區(qū)，煤柱尺寸為20 m時(shí)，巷道圍巖塑性區(qū)與采空區(qū)周圍巖體塑性區(qū)相互獨(dú)立，圍巖塑性破壞范圍相比左側(cè)采空狀態(tài)有所降低，但圍巖塑性區(qū)形態(tài)仍呈非對(duì)稱分布[圖6(c)]；當(dāng)兩側(cè)采空時(shí)，巷道兩側(cè)煤幫與肩角區(qū)域頂板塑性破壞較為顯著，圍巖塑性區(qū)分布形態(tài)與左側(cè)采空時(shí)類似[圖6(d)]。

圖6 不同采動(dòng)條件下巷道圍巖塑性區(qū)分布Fig.6 Plastic zone distribution of roadway surrounding rock under different mining conditions

2.2.2 圍巖應(yīng)力環(huán)境

未開挖巷道時(shí)，不同采動(dòng)條件下煤柱內(nèi)垂直應(yīng)力分布規(guī)律如圖7所示。左側(cè)采空時(shí)，垂直應(yīng)力峰值為27.74 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為3.15，距采空側(cè)煤壁5 m左右。右側(cè)采空時(shí)，垂直應(yīng)力峰值為26.34 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為2.99，距采空側(cè)煤壁5.5 m左右。當(dāng)兩側(cè)采空時(shí)，采動(dòng)應(yīng)力場(chǎng)相互疊加，煤柱內(nèi)垂直應(yīng)力呈馬鞍形分布，左右兩側(cè)應(yīng)力峰值分別為30.58 MPa和29.67 MPa，應(yīng)力峰值位置與單側(cè)采空時(shí)相比基本不變。

圖7 不同采動(dòng)條件下煤柱內(nèi)垂直應(yīng)力分布Fig.7 Vertical stress distribution of coal pillar under different mining conditions

不同采動(dòng)條件下巷道圍巖垂直應(yīng)力分布規(guī)律如圖8所示。左側(cè)采空時(shí)，巷道兩幫垂直應(yīng)力皆呈單峰值分布，左幫應(yīng)力峰值為41.44 MPa，位于巷幫4.5 m處；右?guī)蛻?yīng)力峰值為27.80 MPa，位于巷幫5.5 m處。右側(cè)采空時(shí)，巷道左幫垂直應(yīng)力呈單峰值分布，應(yīng)力峰值為17.79 MPa，位于巷幫4.0 m處；巷道右?guī)痛怪睉?yīng)力呈馬鞍形分布，具有26.92 MPa和29.44 MPa兩個(gè)應(yīng)力峰值點(diǎn)，分別位于巷幫7.0 m和13.5 m處。兩側(cè)采空時(shí)，巷道左幫垂直應(yīng)力呈單峰值分布，與左側(cè)采空時(shí)應(yīng)力分布曲線類似，應(yīng)力峰值為34.66 MPa，位于巷幫5 m處，應(yīng)力集中系數(shù)為3.94；巷道右?guī)痛怪睉?yīng)力呈馬鞍形分布，與右側(cè)采空時(shí)應(yīng)力分布曲線類似，具有40.28 MPa和35.57 MPa兩個(gè)應(yīng)力峰值點(diǎn)，分別位于巷幫5.0 m和14.5 m處，最大應(yīng)力集中系數(shù)為4.58，巷道圍巖在兩側(cè)采動(dòng)應(yīng)力疊加作用影響下將處于更高的應(yīng)力狀態(tài)。

圖8 不同采動(dòng)條件下巷道圍巖垂直應(yīng)力分布Fig.8 Vertical stress distribution of roadway surrrounding rock under different mining conditions

綜合以上對(duì)巷道圍巖塑性破壞特征與應(yīng)力環(huán)境的分析可知：采動(dòng)巷道圍巖塑性區(qū)形態(tài)受采空側(cè)覆巖結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng)影響顯著。巷道圍巖單側(cè)采空時(shí)，采空區(qū)頂板的斷裂回轉(zhuǎn)會(huì)對(duì)圍巖產(chǎn)生偏載作用，由于主應(yīng)力方向改變，使圍巖塑性區(qū)呈非對(duì)稱分布；煤柱尺寸越小，巷道圍巖受到覆巖結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的偏向荷載越強(qiáng)烈，圍巖塑性破壞范圍越大。巷道兩側(cè)采空時(shí)，在兩側(cè)覆巖結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的疊加應(yīng)力作用下，巷道圍巖產(chǎn)生顯著的塑性破壞，其中較小煤柱側(cè)覆巖結(jié)構(gòu)對(duì)圍巖的最終塑性破壞特征起主導(dǎo)作用。

2.3 圍巖擠壓變形機(jī)理

兩側(cè)覆巖結(jié)構(gòu)中關(guān)鍵塊破斷后，將產(chǎn)生回轉(zhuǎn)變形直至達(dá)到新的平衡狀態(tài)，在其回轉(zhuǎn)變形過(guò)程中將對(duì)直接頂和煤體產(chǎn)生較為顯著的偏載作用力，進(jìn)而使巷道肩角區(qū)域頂板產(chǎn)生較為強(qiáng)烈的擠壓變形。同時(shí)采動(dòng)應(yīng)力場(chǎng)相互疊加，在煤柱上支承壓力增大，巷道煤幫為側(cè)向卸荷、垂直應(yīng)力集中狀態(tài)，主應(yīng)力差增大，由于圍巖自身強(qiáng)度低，節(jié)理、裂隙發(fā)育，必然導(dǎo)致裂隙擴(kuò)展、演化和貫通，力學(xué)性質(zhì)進(jìn)一步劣化衰減，形成大小不等的碎裂塊體，造成圍巖的剪脹擴(kuò)容變形，煤幫向巷道空間產(chǎn)生顯著擠壓位移。破碎的圍巖結(jié)構(gòu)本身對(duì)應(yīng)力擾動(dòng)的敏感性強(qiáng)，巷道開挖過(guò)程中，應(yīng)力重新分布調(diào)整，造成局部應(yīng)力集中，加劇圍巖的擠壓變形。

根據(jù)巷道圍巖應(yīng)力演化規(guī)律，對(duì)于其擠壓變形過(guò)程可概括為：采動(dòng)損傷→裂隙擴(kuò)展→碎脹擴(kuò)容→擠壓變形→應(yīng)力擾動(dòng)→變形加劇。同時(shí)巷道支護(hù)方案針對(duì)性差，錨桿錨索設(shè)計(jì)預(yù)緊力小，主動(dòng)支護(hù)強(qiáng)度低，不能為圍巖提供有效約束，更容易發(fā)生壓剪屈服破壞；加之圍巖損傷破壞范圍大，錨桿錨索的錨固效果將會(huì)降低，圍巖大變形將會(huì)導(dǎo)致錨桿錨索有害受力增加，造成局部支護(hù)失效，進(jìn)而誘發(fā)頂板失穩(wěn)與片幫。

3 圍巖控制對(duì)策與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)

3.1 控制對(duì)策

兩側(cè)采空區(qū)之間的煤柱將經(jīng)歷三次應(yīng)力擾動(dòng)，分別是左側(cè)老采空區(qū)形成的采動(dòng)應(yīng)力場(chǎng)，右側(cè)新采空區(qū)形成的采動(dòng)應(yīng)力場(chǎng)，以及巷道自身掘進(jìn)形成的擾動(dòng)應(yīng)力場(chǎng)。巷道開挖時(shí)間不同將導(dǎo)致圍巖處于不同的應(yīng)力環(huán)境，即對(duì)圍巖的應(yīng)力加載路徑有所差別，為了最大程度地減少巷道圍巖處于不利的應(yīng)力狀態(tài)，應(yīng)在兩側(cè)采動(dòng)應(yīng)力場(chǎng)穩(wěn)定后再進(jìn)行巷道的掘進(jìn)，從而更加有利于巷道維護(hù)。為了保證兩側(cè)采空巷道在服務(wù)期間的穩(wěn)定與暢通，重點(diǎn)從以下幾個(gè)方面進(jìn)行考慮：① 采用橫縱結(jié)合的桁架錨索結(jié)構(gòu)，強(qiáng)化巷道肩角區(qū)域頂板，提高錨桿錨索的預(yù)緊力，形成可靠的預(yù)應(yīng)力承載結(jié)構(gòu)，使巷道頂板與上部弧形三角塊的回轉(zhuǎn)變形相適應(yīng)。② 煤幫在錨桿支護(hù)的基礎(chǔ)上增設(shè)錨索，加強(qiáng)對(duì)煤幫的控制，改善圍巖應(yīng)力狀態(tài)，抑制煤體內(nèi)裂隙的擴(kuò)展與貫通，減小其強(qiáng)度的降低，提高煤幫的承載能力，保證煤幫為頂板提供有效的支撐，抑制巷道底板松軟煤體向巷道空間擠壓流動(dòng)，進(jìn)而達(dá)到控制底鼓的目的。③ 注漿改性圍巖，淺部漿液固結(jié)破碎巖塊，提高松動(dòng)圍巖的殘余強(qiáng)度，深部修復(fù)裂隙損傷巖體，改善錨桿與錨索的錨固效果，增強(qiáng)其對(duì)圍巖非連續(xù)變形控制的敏感程度，使圍巖預(yù)應(yīng)力承載結(jié)構(gòu)得到進(jìn)一步強(qiáng)化，從而最大限度地發(fā)揮圍巖自身的承載能力，保證其穩(wěn)定。

3.2 支護(hù)方案

基于以上對(duì)巷道圍巖變形機(jī)理與控制對(duì)策的分析，提出以“強(qiáng)化關(guān)鍵部位、注漿改性圍巖”為核心的錨固加壁后注漿聯(lián)合支護(hù)方案。

3.2.1 頂板支護(hù)

錨桿直徑20 mm，長(zhǎng)度2 300 mm，間排距850 mm× 800 mm，錨固長(zhǎng)度不低于1 000 mm，施加扭矩不低于300 N·m，靠近巷道頂角的錨桿傾斜布置。沿巷道頂板中心對(duì)稱布置兩根錨索，錨索直徑17.8 mm，長(zhǎng)度7 000 mm，采用槽鋼連接，形成橫向桁架錨索結(jié)構(gòu)，間排距為1 700 mm× 1 600 mm；在此基礎(chǔ)上，分別在靠近煤幫側(cè)頂板布置一根錨索，強(qiáng)化肩角區(qū)域頂板，該錨索與頂板中心兩錨索不在同一排，錨索排距1 600 mm，在巷道軸向每2根錨索采用槽鋼連接，形成縱向桁架錨索結(jié)構(gòu)。頂板錨索錨固長(zhǎng)度不低于1 500 mm，施加預(yù)緊力不低于150 kN。

3.2.2 煤幫支護(hù)

錨桿直徑20 mm，長(zhǎng)度2 300 mm，間排距800 mm ×800 mm，錨固長(zhǎng)度不低于1 000 mm，施加扭矩不低于300 N·m，靠近巷道頂角和底角的錨桿傾斜布置。為了強(qiáng)化對(duì)煤幫的主動(dòng)控制，沿巷道煤幫中心對(duì)稱布置兩根錨索，采用槽鋼連接，錨索直徑17.8 mm，長(zhǎng)度4 500 mm，錨固長(zhǎng)度不低于1 500 mm，間排距1 600 mm×1 600 mm，錨索施加預(yù)緊力不低于120 kN。

3.2.3 壁后注漿

為了改善破碎的圍巖結(jié)構(gòu)，增強(qiáng)錨固體的整體穩(wěn)定性，通過(guò)壁后注漿對(duì)圍巖進(jìn)行改性強(qiáng)化。錨桿錨索布設(shè)完成后，在巷道頂板和兩幫表面噴射厚度100 mm的C20混凝土層；在頂板中部和兩側(cè)分別布置注漿孔，其中頂板中部?jī)勺{孔的間排距1 200 mm×1 600 mm；頂板兩側(cè)注漿孔距煤幫 700 mm，間距1 600 mm。煤幫每排布置3個(gè)注漿孔，注漿孔的間排距1 200 mm×1 600 mm。頂幫注漿孔直徑45 mm，深度3 000 mm，漿液為水泥-水玻璃，注漿壓力2～3 MPa。

新支護(hù)方案具體支護(hù)參數(shù)如圖9所示。

圖9 新支護(hù)方案示意圖Fig.9 Schematic diagram of new support design

3.3 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)

為了驗(yàn)證新支護(hù)方案對(duì)兩側(cè)采空巷道圍巖的控制效果，在15103工作面軌道巷進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)。試驗(yàn)段巷道在15101工作面回采結(jié)束6個(gè)月后進(jìn)行掘進(jìn)，使巷道在相對(duì)穩(wěn)定的兩側(cè)覆巖結(jié)構(gòu)下施工。掘進(jìn)完成后，進(jìn)行為期90 d的圍巖變形監(jiān)測(cè)，得到巷道圍巖表面位移曲線如圖10所示。從位移監(jiān)測(cè)結(jié)果可知：巷道掘進(jìn)完成40 d后，圍巖變形趨于穩(wěn)定；90 d后巷道兩幫最大移近量為154 mm，頂板最大下沉量為58 mm，底板最大底鼓量為 75 mm?？傮w來(lái)說(shuō)巷道表面位移量不大，沒(méi)有出現(xiàn)顯著擠壓大變形，巷道圍巖整體穩(wěn)定性較好，可保障15103工作面順利安全回采。

圖10 巷道圍巖表面位移曲線Fig.10 Deformation curve of roadway surrounding rock

4 結(jié) 論

(1) 兩側(cè)采空巷道典型破壞特征為：肩角區(qū)域頂板擠壓變形量大，底板擠壓流動(dòng)鼓起顯著，煤幫向巷道空間具有強(qiáng)烈擠壓位移，支護(hù)結(jié)構(gòu)損壞嚴(yán)重，巷道整體返修率高。

(2) 采動(dòng)應(yīng)力疊加，圍巖節(jié)理裂隙發(fā)育、自身強(qiáng)度低，支護(hù)方案針對(duì)性差是造成兩側(cè)采空巷道產(chǎn)生擠壓大變形的關(guān)鍵因素，其變形過(guò)程為：采動(dòng)損傷→裂隙擴(kuò)展→碎脹擴(kuò)容→擠壓變形→應(yīng)力擾動(dòng)→變形加劇。

(3) 提出了以“強(qiáng)化關(guān)鍵部位、注漿改性圍巖”為核心的錨固加注漿聯(lián)合支護(hù)方案?，F(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果表明，新支護(hù)方案對(duì)兩側(cè)采空巷道擠壓變形控制效果好，有效保證了巷道的使用安全。