田建設(shè) 宋岳 朱浩宇 廉開(kāi)元

摘 要：為解決雙巷布置工作面沿空留巷圍巖穩(wěn)定性控制技術(shù)難題，以園子溝煤礦1012001工作面輔助運(yùn)輸巷為研究對(duì)象，基于彈塑性力學(xué)理論公式求解確定圍巖應(yīng)力分布狀態(tài)，進(jìn)而采用FLAC3D數(shù)值解算與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)綜合研究手段，通過(guò)“一掘二采”三次擾動(dòng)影響圍巖變形破壞規(guī)律分析，結(jié)合一次、二次采動(dòng)圍巖最大、最小主應(yīng)力及主應(yīng)力差分布特征研究，揭示留巷圍巖主應(yīng)力演化規(guī)律，為留巷圍巖穩(wěn)定性控制提供理論支撐。研究結(jié)果表明：基于留巷圍巖彈塑性變形狀態(tài)解析，確定煤體破裂區(qū)、塑性區(qū)、彈性區(qū)和原巖應(yīng)力區(qū)分布范圍，即相對(duì)一次采動(dòng)，二次采動(dòng)煤柱煤體應(yīng)力集中系數(shù)增加1.08，煤壁應(yīng)力集中系數(shù)峰值增加1.47，塑性區(qū)范圍增加2 m，揭示了多重采動(dòng)影響下留巷圍巖非對(duì)稱破壞特征，基于此針對(duì)性提出錨網(wǎng)索噴補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)對(duì)策，應(yīng)用控制效果良好。研究成果可為類似條件下雙巷布置工作面圍巖穩(wěn)定性控制提供參考。關(guān)鍵詞：雙巷布置;主應(yīng)力;數(shù)值模擬;控制技術(shù)中圖分類號(hào)：TD 322

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1672-9315（2021）02-0282-08

DOI：10.13800/j.cnki.xakjdxxb.2021.0212開(kāi)放科學(xué)（資源服務(wù)）標(biāo)識(shí)碼（OSID）：

Principal stress evolution law and control technology of

surrounding rock in retaining roadway of doublelane face

TIAN Jianshe1，SONG Yue2，ZHU Haoyu3，LIAN Kaiyuan3

（1.Shaanxi Energy Xiaohaotu Coal Power Co.，Ltd.，Yulin 719000，China;

2.Shaanxi Yanchang Petroleum Xihongdun Coal Industry Co.，Ltd.，Yulin 719000，China;

3.College of Energy Science and Engineering，Xian University of Science and Technology，Xian 710054，China）

Abstract：In order to study the evolution law of the principal stress of the surrounding rock of the retained roadway in the doublelaneworking face，and solve the problem of deformation and failure of the surrounding rock of the retained roadway under the influence of the three disturbances of “one excavation and two mining”，the auxiliary transportation lane of the 1012001 working face of Yuanzigou Coal Mine was taken as the background.The method of combining theoretical analysis，numerical simulation and field measurement is used to analyze the distribution characteristics of the maximum principal stress，minimum principal stress and principal stress difference of the surrounding rock during the primary mining and secondary mining.The results indicate：from the edge of the coal body to the deep part，the surrounding rock can be divided into fracture zone，plastic zone，elastic zone and original rock stress zone.The coal pillar bank and the coal wall bank surrounding rock are deformed asymmetrically，and

the secondary mining facies compared with the onetime mining stage，the stress concentration coefficient of coal pillar sills is increased by 1.08，the peak stress concentration coefficient of coal wall sills

by 1.47，and the plastic zone range by 2 m.A plan for retaining the surrounding rock of the roadway with boltnetcable shotcrete reinforcement is proposed，with desirable results achieved in the field application，which provides a reference for the surrounding rock control of the same type of roadway.Key words：doublelane layout;principal stress;numerical simulation;control technology

0 引 言

雙巷工作面能有效解決運(yùn)輸、通風(fēng)及瓦斯等問(wèn)題，在國(guó)內(nèi)煤礦廣泛應(yīng)用[1-2]。然而雙巷工作面留巷圍巖受推進(jìn)距離、維護(hù)周期和反復(fù)擾動(dòng)等多種因素影響，圍巖變形速率大，巷道支護(hù)困難，因此亟需分析雙巷布置工作面留巷圍巖應(yīng)力分布規(guī)律和變形破壞特征[3-5]。在雙巷工作面留巷圍巖應(yīng)力場(chǎng)、位移場(chǎng)和塑性區(qū)演化規(guī)律方面國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量研究?？导t普等以晉城礦區(qū)回采工作面多巷布置留巷圍巖為工程背景，基于大量實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，分析了留巷圍巖變形與受力分布特征，提出留巷圍巖變形主要發(fā)生在本工作面后方，且采動(dòng)影響范圍較大[6];王書文等基于雙巷布置工作面留巷對(duì)采空區(qū)側(cè)向采動(dòng)應(yīng)力場(chǎng)研究，掌握了雙巷布置工作面留巷期間圍巖變形規(guī)律[7];劉洪濤等從留巷圍巖主應(yīng)力大小、角度和塑性區(qū)分布特征方面展開(kāi)研究，獲取了留巷圍巖主應(yīng)力變化規(guī)律、塑性區(qū)擴(kuò)展特征，闡明了留巷圍巖發(fā)生非對(duì)稱變形的原因[8];謝生榮等以主應(yīng)力差為衡量指標(biāo)，對(duì)巷道圍巖主應(yīng)力差與塑性區(qū)響應(yīng)特征以及兩幫主應(yīng)力差演化規(guī)律進(jìn)行了研究[9];李季等研究了采空區(qū)側(cè)方圍巖主應(yīng)力場(chǎng)方向的變化規(guī)律及其沿空巷道圍巖塑性區(qū)分布形態(tài)影響機(jī)制，揭示了深部沿空巷道非均勻大變形機(jī)理[10];王猛等對(duì)主應(yīng)力大小和方向演化影響下的有支護(hù)巷道圍巖變形破壞特征進(jìn)行了研究[11]?？傮w來(lái)說(shuō)，上述研究對(duì)留巷圍巖變形破壞特征和應(yīng)力場(chǎng)演化規(guī)律進(jìn)行了比較深入的分析，但是對(duì)不同采動(dòng)影響階段留巷圍巖兩幫主應(yīng)力演化規(guī)律研究較少。以園子溝煤礦1012001工作面輔助運(yùn)輸巷為研究對(duì)象，采用理論分析和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法分析了一次采動(dòng)和二次采動(dòng)階段留巷圍巖煤柱幫和煤壁幫最大主應(yīng)力、最小主應(yīng)力和主應(yīng)力差分布特征，并根據(jù)研究結(jié)果提出了可行性控制方案，為分析同類雙巷布置工作面留巷圍巖控制及

類似巷道圍巖破壞支護(hù)方案設(shè)計(jì)提供了借鑒經(jīng)驗(yàn)。

1 工程背景園子溝煤礦位于寶雞市麟游縣，1012001工作面主采煤層為2#煤，煤層賦存穩(wěn)定，結(jié)構(gòu)較為簡(jiǎn)單，傾角1°～10°，埋深800 m。工作面傾向長(zhǎng)度200 m，可采長(zhǎng)度1 470 m，采高3.5 m，放頂煤高度6.67 m，采放比1∶2。帶式輸送機(jī)巷和輔助運(yùn)輸巷采用雙巷布置方式。輔助運(yùn)輸巷沿煤層底板掘進(jìn)，斷面為5 200 mm×4 300 mm（寬×高），斷面形狀為矩形。帶式輸送機(jī)巷和輔助運(yùn)輸巷之間煤柱寬度為25 m，兩巷道間垂直布置聯(lián)巷。工作面巷道布置關(guān)系如圖1所示，煤層頂?shù)装迩闆r見(jiàn)表1。

2 留巷圍巖應(yīng)力分布規(guī)律分析

2.1 一次采動(dòng)階段留巷圍巖應(yīng)力分布規(guī)律隨著1012001工作面的回采，采空區(qū)上覆巖層發(fā)生垮落、裂隙、彎曲變形，上覆巖層應(yīng)力載荷逐漸轉(zhuǎn)移至工作面周圍煤巖體，在高應(yīng)力作用下，從煤體邊緣（1012001帶式輸送機(jī)巷煤壁幫）到深部，都會(huì)出現(xiàn)破裂區(qū)、塑性區(qū)、彈性區(qū)及原巖應(yīng)力區(qū)[9-10]。在彈塑性變形狀態(tài)下，煤體內(nèi)的應(yīng)力分布如圖2所示。

煤體的承載能力隨著遠(yuǎn)離煤體邊緣而明顯增長(zhǎng)。在距煤體邊緣一定寬度內(nèi)，存在著煤柱的承載能力與支承壓力處于極限平衡狀態(tài)，根據(jù)極限平衡區(qū)理論，工作面煤壁最大塑性區(qū)范圍為[11-12]

x0=M2ξfln

KrH+Ccotφξ（p1+Ccotφ）

（1）

式中 C為內(nèi)聚力，MPa;f為層間摩擦系數(shù)，取tanφ/4;φ為煤體內(nèi)摩擦角，（°）;H為煤層埋深，m;P1為支架對(duì)煤幫的阻力，MPa;K為最大應(yīng)力集中系數(shù);M為采高，m;ξ為三軸應(yīng)力系數(shù)，ξ=（1+sinφ）/（1-sinφ）。

根據(jù)園子溝煤礦1012001工作面生產(chǎn)地質(zhì)資料，采高10 m，埋深800 m，內(nèi)聚力為3.20 MPa，內(nèi)摩擦角為38°，P1為0.2 MPa，K取3～5。將上述參數(shù)帶入式（1），得煤體邊緣塑性區(qū)寬度x0=9.06 m，即支承應(yīng)力峰值位置距工作面距離為9.06 m。

2.2 二次采動(dòng)階段留巷圍巖應(yīng)力分布規(guī)律兩側(cè)均已采空的煤柱，其應(yīng)力分布狀態(tài)主要取決于工作面回采引起的支承壓力影響距離x0及煤柱寬度B。從2.1節(jié)可知，煤柱寬度25 m大于2x0，此時(shí)煤柱內(nèi)應(yīng)力分布如圖3所示。

從圖3可知，煤柱中央的載荷均勻分布，且為原巖應(yīng)力γH。由于煤柱邊緣應(yīng)力集中，煤柱從邊緣到中央，依次分為破裂區(qū)、塑性區(qū)、彈性區(qū)以及原巖應(yīng)力區(qū)。

3 留巷圍巖主應(yīng)力分布數(shù)值模擬巷道圍巖穩(wěn)定分析主要從圍巖強(qiáng)度和圍巖應(yīng)力出發(fā)，同一條巷道的圍巖強(qiáng)度主要受煤層強(qiáng)度的影響，而同一煤層圍巖強(qiáng)度可以看作是一定的，因此本次研究主要分析圍巖應(yīng)力影響。1012001帶式輸送機(jī)巷與輔助運(yùn)輸巷之間留設(shè)25 m煤柱，1012001工作面回采引起煤柱內(nèi)圍巖應(yīng)力重新分布。從摩爾庫(kù)倫強(qiáng)度準(zhǔn)則可知，當(dāng)巖性一定時(shí)，巖石破壞程度主要取決于主應(yīng)力σ1、σ3和主應(yīng)力差（

Δσ=σ1-σ3）大小[5]。隨著工作面的回采，采場(chǎng)周圍垂向主應(yīng)力增大明顯，水平主應(yīng)力增加較少，導(dǎo)致最大主應(yīng)力與最小主應(yīng)力差值變大，巖石發(fā)生變形破壞。本次研究主要分析留巷圍巖在一次采動(dòng)和二次采動(dòng)階段主應(yīng)力分布特征。

3.1 模型建立為了準(zhǔn)確掌握1012001工作面主應(yīng)力分布規(guī)律，采用FLAC3D模擬輔助運(yùn)輸巷圍巖在一次采動(dòng)和二次采動(dòng)階段主應(yīng)力演化規(guī)律。根據(jù)1012001工作面開(kāi)采條件和綜合柱狀圖建立數(shù)值分析模型，模型尺寸為550 m×500 m×131 m，網(wǎng)格劃分采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，對(duì)重點(diǎn)研究區(qū)域進(jìn)行加密，建立數(shù)值計(jì)算模型，如圖4所示。

計(jì)算模型左、右邊界x方向位移固定，前、后邊界y方向位移固定，上、下邊界z方向位移固定，上部采用應(yīng)力邊界，施加應(yīng)力與上覆巖層容重相對(duì)應(yīng)，為17.50 MPa，重力加速度為9.81 m/s2，側(cè)壓系數(shù)根據(jù)地應(yīng)力測(cè)量結(jié)果取1.30;本構(gòu)關(guān)系采用MohrCoulomb準(zhǔn)則，巖層力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表2。

3.2 留巷圍巖主應(yīng)力分布規(guī)律雙巷布置工作面留巷圍巖變形破壞是圍巖應(yīng)力作用的結(jié)果，對(duì)于深部留巷圍巖所處應(yīng)力場(chǎng)環(huán)境而言，圍巖主應(yīng)力可以綜合反映垂直應(yīng)力、水平應(yīng)力和剪切應(yīng)力分布狀態(tài)，能夠更好地揭示深部巖體變形破壞的力學(xué)本質(zhì)[13-14]。

3.2.1 留巷圍巖最大主應(yīng)力分析1012001工作面輔助運(yùn)輸巷掘進(jìn)完成后，巷道圍巖發(fā)生變形破壞，圍巖應(yīng)力趨于平衡。當(dāng)1012001工作面回采時(shí)，在超前移動(dòng)支承壓力的作用下，巷道圍巖應(yīng)力再次重新分布，塑性區(qū)范圍增加，圍巖變形急劇增長(zhǎng)。1012001工作面采動(dòng)應(yīng)力會(huì)對(duì)留巷圍巖的變形破壞產(chǎn)生重要影響。

圖5為1012001輔助運(yùn)輸巷兩次采動(dòng)影響下圍巖最大主應(yīng)力分布曲線，從圖5可知：

1）兩次采動(dòng)影響下輔助運(yùn)輸巷煤柱幫圍巖最大主應(yīng)力整體呈“馬鞍”狀變化，且隨著距工作面距離的增加應(yīng)力值逐漸減小。

2）一次采動(dòng)階段，距煤柱幫0～1.5 m為破裂區(qū)，1.5～3 m為塑性區(qū)，3.0～10.0 m為彈性區(qū)應(yīng)力增高部分;二次采動(dòng)階段距煤柱幫0～1.5 m為破裂區(qū)，1.5～3.5 m為塑性區(qū)，3.5～10.5 m為彈性區(qū)應(yīng)力升高部分。

3）一次采動(dòng)階段，距煤柱幫2.5 m，工作面前10 m處最大主應(yīng)力出現(xiàn)峰值，應(yīng)力為33.19 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為1.89;二次采動(dòng)階段，距煤柱幫35 m，工作面前方5 m時(shí)最大主應(yīng)力出現(xiàn)峰值應(yīng)力為52.05 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為2.97，相比一次采動(dòng)期間應(yīng)力增加18.86 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)增加1.08。

4）兩次采動(dòng)影響下輔助運(yùn)輸巷煤壁幫圍巖最大主應(yīng)力整體呈“單峰”狀變化，整體應(yīng)力呈現(xiàn)出“先增后減”的變化趨勢(shì)，且隨著距工作面距離的增加應(yīng)力值逐漸減小。

5）一次采動(dòng)階段距煤壁幫0～1.0 m為破裂區(qū)，1.0～2.5 m為塑性區(qū)，2.5～10.0 m為彈性區(qū)應(yīng)力升高部分，10.0 m以外為原巖應(yīng)力區(qū);二次采動(dòng)階段距煤壁幫0～1.5 m為破裂區(qū)，1.5～3.5 m為塑性區(qū)，3.5～10.5 m為彈性區(qū)應(yīng)力增高部分，10.5 m外為原巖應(yīng)力區(qū)。一次采動(dòng)階段工作面前方不同位置處煤壁幫應(yīng)力和變化趨勢(shì)基本相同，二次采動(dòng)階段工作面前方5 m和10 m處應(yīng)力明顯高于其它位置。

6）一次采動(dòng)階段，距煤壁幫2.5 m，工作面前方5 m時(shí)最大主應(yīng)力出現(xiàn)峰值，應(yīng)力為31.27 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為1.78;二次采動(dòng)階段，距煤壁幫3.5 m，工作面前方5 m時(shí)最大主應(yīng)力出現(xiàn)峰值，應(yīng)力為56.98 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為3.25，比一次采動(dòng)期間應(yīng)力增加25.71 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)增加1.47。

3.2.2 留巷圍巖最小主應(yīng)力分析圖6為1012001輔助運(yùn)輸巷兩次采動(dòng)影響下圍巖最小主應(yīng)力分布曲線，從圖6可知：

1）兩次采動(dòng)影響下輔助運(yùn)輸巷煤柱幫圍巖最小主應(yīng)力呈“拱橋”狀變化，且隨著距離工作面距離的增加應(yīng)力值逐漸減小。

2）一次采動(dòng)階段，距煤柱幫16 m，工作面前方5 m時(shí)最小主應(yīng)力出現(xiàn)峰值，應(yīng)力為2336 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為1.33;二次采動(dòng)階段，距煤柱幫13 m，工作面前方5 m時(shí)最小主應(yīng)力出現(xiàn)峰值，應(yīng)力為30.08 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為1.72，相比一次采動(dòng)期間應(yīng)力增加6.72 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)增加039。

3）兩次采動(dòng)影響下輔助運(yùn)輸巷煤壁幫圍巖最小主應(yīng)力整體呈“單峰”狀變化，整體應(yīng)力呈現(xiàn)出“先增后減”的變化趨勢(shì)，且隨著距離工作面距離的增加應(yīng)力值逐漸減小。

4）一次采動(dòng)階段距煤壁幫0～2.0 m為破裂區(qū)，2.0～8.0 m為塑性區(qū)，8.0～20.0 m為彈性區(qū)應(yīng)力升高部分，20.0 m外為原巖應(yīng)力區(qū);二次采動(dòng)階段距煤壁幫0～2.0 m為破裂區(qū)，2.0～3.5 m為塑性區(qū)，3.5～20 m為彈性區(qū)應(yīng)力升高部分，20 m以外為原巖應(yīng)力區(qū)。一次采動(dòng)階段工作面前方不同位置處煤壁幫應(yīng)力和變化趨勢(shì)基本相同，二次采動(dòng)階段工作面前方5 m處應(yīng)力明顯低于其它位置，5～30 m應(yīng)力變化曲線高于其它，由此可知，二次采動(dòng)期間工作面前方5 m圍巖在疊加支承應(yīng)力的影響下出現(xiàn)一定程度變形破壞，超前支承壓力向前方移動(dòng)，工作面前方10 m處達(dá)到最大值。

5）一次采動(dòng)階段，距煤壁幫8.0 m，工作面前方10 m時(shí)最小主應(yīng)力出現(xiàn)峰值，應(yīng)力為21.10 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為1.20;二次采動(dòng)階段，距煤壁幫6.0 m，工作面前方10 m時(shí)最小主應(yīng)力出現(xiàn)峰值，應(yīng)力為26.17 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)為1.49，相比一次采動(dòng)階段應(yīng)力增加461 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)增加0.29。

3.3 留巷圍巖主應(yīng)力差分布規(guī)律留巷圍巖在塑性應(yīng)變狀態(tài)下的應(yīng)變?cè)隽渴且粋€(gè)純剪切變形，其主應(yīng)力差能反映剪應(yīng)力的分布狀態(tài)，表征圍巖的破壞程度[15-17]。

圖7為1012001輔助運(yùn)輸巷兩次采動(dòng)影響下圍巖主應(yīng)力差分布曲線，從圖7可知：

1）兩次采動(dòng)影響下輔助運(yùn)輸巷煤柱幫圍巖主應(yīng)力差整體呈“雙拋物線”狀變化，且隨著距離工作面距離的增加應(yīng)力值逐漸減小。

2）一次采動(dòng)階段距煤柱幫0～7.0 m范圍剪應(yīng)力相對(duì)較高，圍巖易發(fā)生變形破壞，在工作面前方10 m，距煤柱幫2.5 m時(shí)出現(xiàn)主應(yīng)力差峰值，應(yīng)力為21.04 MPa。7～17.0 m剪應(yīng)力相對(duì)較小，此區(qū)域煤柱完整性相對(duì)較好，此區(qū)域平均剪應(yīng)力為5.76 MPa;二次采動(dòng)階段距煤柱幫0～9.0 m范圍剪應(yīng)力相對(duì)較高，圍巖易發(fā)生變形破壞，在工作面前方10 m，距煤柱幫2.5 m時(shí)出現(xiàn)主應(yīng)力差峰值，應(yīng)力為38.30 MPa，相比一次采動(dòng)期間增加了1726 MPa;9.0～12.0 m剪應(yīng)力相對(duì)較小，此區(qū)域煤柱完整性相對(duì)較好，此區(qū)域平均剪應(yīng)力為13.10 MPa，相比一次采動(dòng)期間剪應(yīng)力增加了734 MPa，范圍減小了7 m。

3）兩次采動(dòng)影響下輔助運(yùn)輸巷煤壁幫圍巖主應(yīng)力差整體呈“單峰”狀變化，且隨著距離工作面距離的增加應(yīng)力值逐漸減小。

4）一次采動(dòng)階段距煤壁幫0～6.0 m范圍剪應(yīng)力相對(duì)較高，圍巖易發(fā)生變形破壞，在工作面前方10 m，距煤柱幫1.5 m時(shí)出現(xiàn)主應(yīng)力差峰值，應(yīng)力為18.73 MPa。6.0 m以外剪應(yīng)力相對(duì)較小，此區(qū)域煤體完整性相對(duì)較好，平均剪應(yīng)力為4.39 MPa;二次采動(dòng)階段距煤柱幫0～8.0 m范圍剪應(yīng)力相對(duì)較高，圍巖易發(fā)生變形破壞，在工作面前方10 m，距煤柱幫2.5 m時(shí)出現(xiàn)主應(yīng)力差峰值，應(yīng)力為38.13 MPa，相比一次采動(dòng)期間增加了19.4 MPa;8.0 m以外剪應(yīng)力相對(duì)較小，此區(qū)域煤體完整性相對(duì)較好，平均剪應(yīng)力為9.38 MPa，相比一次采動(dòng)期間剪應(yīng)力增加了4.99 MPa。且工作面前方5 m和10 m處的剪應(yīng)力明顯高于其它曲線，因此工作面超前支承壓力主要對(duì)超前10 m范圍內(nèi)留巷圍巖影響較大，應(yīng)加強(qiáng)此區(qū)域圍巖的監(jiān)測(cè)和支護(hù)。綜合以上分析可知，在采動(dòng)應(yīng)力影響下留巷圍巖煤柱幫圍巖主應(yīng)力、破裂區(qū)、塑性區(qū)范圍和應(yīng)力集中系數(shù)遠(yuǎn)大與煤壁幫，煤柱幫和煤壁幫圍巖呈非對(duì)稱變形，且二次采動(dòng)階段留巷圍巖煤柱幫最大主應(yīng)力相比一次采動(dòng)期間增加18.86 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)增加1.08。煤壁幫相比一次采動(dòng)期間增加25.71 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)增加1.47。煤柱幫主應(yīng)力差呈“雙拋物線”狀變化，煤壁幫主應(yīng)力差呈“單峰”狀變化。一次采動(dòng)階段距煤柱幫0～7.0 m范圍、距煤壁幫0～6.0 m范圍主應(yīng)力差相對(duì)較高，圍巖易發(fā)生變形破壞;二次采動(dòng)階段距煤柱幫0～9.0 m范圍、距煤壁幫0～8.0 m范圍剪應(yīng)力相對(duì)較高，圍巖易發(fā)生變形破壞。因此在巷道支護(hù)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)加強(qiáng)煤柱幫5 m范圍和工作面前方15 m范圍內(nèi)圍巖的監(jiān)測(cè)和支護(hù)。

4 園子溝留巷圍巖控制技術(shù)針對(duì)1012001輔助運(yùn)輸巷生產(chǎn)地質(zhì)條件，對(duì)留巷圍巖原有支護(hù)設(shè)計(jì)進(jìn)行優(yōu)化，設(shè)計(jì)采用錨網(wǎng)索噴支護(hù)。巷道靠近工作面一側(cè)采用玻璃鋼錨桿，背離工作面一側(cè)及巷道頂部采用左旋無(wú)縱筋井下專用錨桿，錨桿規(guī)格20 mm×2 200 mm，外露50 mm，錨桿間排距700 mm，具體布置如圖8所示，每根錨桿采用2個(gè)Z2360型樹(shù)脂藥卷端頭錨固，錨桿錨固力不低于105 kN;錨網(wǎng)采用塑鋼網(wǎng)，網(wǎng)孔規(guī)格100 mm×100 mm;錨索采用17.8 mm×7 300 mm鋼絞線，錨索布置形式3-3-3，排距為1 400 mm，每根錨索采用3個(gè)Z2360型樹(shù)脂藥卷，錨索錨固力不小于250 kN;錨桿、錨索托板均采用Q235鋼，錨桿托板規(guī)格為120 mm×120 mm×10 mm，配合鋼筋梯子梁使用;錨索托板規(guī)格為300 mm×300 mm×18 mm，配合錨索梁使用;巷道底板加設(shè)焊接圓鋼網(wǎng)，圓鋼直徑6.5 mm，孔距100 mm。在施工過(guò)程中，遇到斷層或圍巖破碎等不利地質(zhì)條件時(shí)，應(yīng)根據(jù)實(shí)際情況對(duì)支護(hù)參數(shù)和支護(hù)方法進(jìn)行適當(dāng)?shù)恼{(diào)整。

以上述支護(hù)參數(shù)為基礎(chǔ)，在1012001輔助運(yùn)輸巷布置多點(diǎn)位移計(jì)測(cè)站，對(duì)留巷圍巖表面與深部位移變化進(jìn)行監(jiān)測(cè)統(tǒng)計(jì)，監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖9所示。

在1012001工作面回采期間，巷道兩幫變形量最大值為15 mm，巷道圍巖變形量和變形速率明顯減小，圍巖控制效果良好。

5 結(jié) 論

1）彈塑性理論公式求解確定留巷圍巖煤體塑性區(qū)范圍x0=9.06 m，進(jìn)一步將圍巖分布狀態(tài)分為破裂區(qū)、塑性區(qū)彈性區(qū)和原巖應(yīng)力區(qū)。

2）圍繞雙巷布置工作面留巷圍巖主應(yīng)力演化規(guī)律展開(kāi)分析，確定“一掘二采”多次擾動(dòng)影響下，一次采動(dòng)煤柱側(cè)煤體峰值應(yīng)力較煤壁增加2.31 MPa，二次采動(dòng)煤柱側(cè)煤體峰值應(yīng)力較煤壁增加493 MPa，兩側(cè)煤體主應(yīng)力呈不均勻分布狀態(tài)，進(jìn)而引起留巷圍巖非對(duì)稱變形破壞。

3）基于留巷圍巖非對(duì)稱變形破壞特征，針對(duì)性提出留巷圍巖錨網(wǎng)索噴補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)措施，綜合現(xiàn)場(chǎng)礦壓觀測(cè)結(jié)果，巷道兩幫非對(duì)稱變形得到有效遏制，保障了工作面的安全生產(chǎn)。

參考文獻(xiàn)（References）：

[1] 王澤陽(yáng)，來(lái)興平，劉小明，等.綜采面區(qū)段煤柱寬度預(yù)測(cè)GRNN模型構(gòu)建與應(yīng)用[J].西安科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2019，39（2）：209-216.

WANG Zeyang，LAI Xingping，LIU Xiaoming，et al.Construction and application of the GRNN model of coal section pillar width prediction in fully mechanized face[J].Journal of Xian University of Science and Technology，2019，39（2）：209-216.

[2]吳旋，來(lái)興平，郭俊兵，等.綜采面區(qū)段煤柱寬度的PSO-SVM預(yù)測(cè)模型[J].西安科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2020，40（1）：64-70.

WU Xuan，LAI Xingping，GUO Junbing，et al.PSO-SVM prediction model of coal pillar width in fully mechanized mining face[J].Journal of Xian University of Science and Technology，2020，40（1）：64-70.

[3]錢鳴高，石平五.礦山壓力與巖層控制[M].徐州：中國(guó)礦業(yè)大學(xué)出版社，2003：58.

[4]侯圣權(quán)，靖洪文，楊大林.動(dòng)壓沿空雙巷圍巖破壞演化規(guī)律的試驗(yàn)研究[J].巖土工程學(xué)報(bào)，2011，33（2）：265-268.

HOU Shengquan，JING Hongwen，YANG Dalin.Physical model for deformationfailure evolution of double gobside entry[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2011，33（2）：265-268.

[5]趙萌燁，黃慶享，黃克軍，等.無(wú)煤柱切頂沿空留巷礦壓顯現(xiàn)規(guī)律[J].西安科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2019，39（4）：597-602.

ZHAO Mengye，HUANG Qingxiang，HUANG Kejun，et al.

Pressure behavior of gobside entry retaining with roof cutting and nonpillar mining[J].Journal of Xian University of Science and Technology，2019，39（4）：597-602.

[6]康紅普，顏立新，郭相平，等.回采工作面多巷布置留巷圍巖變形特征與支護(hù)技術(shù)[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2012，31（10）：2022-2036.

KANG Hongpu，YAN Lixin，GUO Xiangping，et al.Characteristics of surrounding rock deformation and reinforcement technology of retained entry in working face with multientry layout[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2012，31（10）：2022-2036.

[7]王書文，毛德兵，潘俊鋒，等.采空區(qū)側(cè)向支承壓力演化及微震活動(dòng)全過(guò)程實(shí)測(cè)研究[J].煤炭學(xué)報(bào)，2015，40（12）：2772-2779.

WANG Shuwen，MAO Debing，PAN Junfeng，et al.Measurement on the whole process of abutment pressure evolution and microseismic activities at the lateral strata of goaf[J].Journal of China Coal Society，2015，40（12）：2772-2779.

[8]劉洪濤，吳祥業(yè)，鎬振，等.雙巷布置工作面留巷塑性區(qū)演化規(guī)律及穩(wěn)定控制[J].采礦與安全工程學(xué)報(bào)，2017，34（4）：689-697.

LIU Hongtao，WU Xiangye，HAO Zhen，et al.Evolution law and stability control of plastic zones of retained entry

of working face with double roadways layout[J].Journal of Mining & Safety Engineering，2017，34（4）：689-697.

[9]謝生榮，李世俊，黃肖，等.深部沿空巷道圍巖主應(yīng)力差演化規(guī)律與控制[J].煤炭學(xué)報(bào)，2015，40（10）：2355-2360.

XIE Shengrong，LI Shijun，Huang Xiao，et al.Surrounding rock principal stress difference evolution law and control of gobside entry driving in deep mine[J].Journal of China Coal Society，2015，40（10）：2355-2360.

[10]李季，馬念杰，丁自偉.基于主應(yīng)力方向改變的深部沿空巷道非均勻大變形機(jī)理及穩(wěn)定性控制[J].采礦與安全工程學(xué)報(bào)，2018，35（4）：670-676.

LI Ji，MA Nianjie，DING Ziwei.Heterogeneous large deformation mechanism based on change of principal stress

direction in deep gob side entry and control[J].Journal of Mining & Safety Engineering，2018，35（4）：670-676.

[11]王猛，牛譽(yù)賀，于永江，等.主應(yīng)力演化影響下的深部巷道圍巖變形破壞特征試驗(yàn)研究[J].巖土工程學(xué)報(bào)，2016，38（2）：237-244.

WANG Meng，NIU Yuhe，YU Yongjiang，et al.Experimental research on characteristics of deformation and failure of surrounding rock of roadway in deep mine under influence of principal stress evolution[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2016，38（2）：237-244.

[12]王青旦，王紅勝，李磊，等.拱形沿空巷道破壞特征與控制技術(shù)[J].西安科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2019，39（1）：43-49.

WANG Qingdan，WANG Hongsheng，LI Lei，et al.Failure characteristics of roadway driving along goaf with crowned section and its control technology[J].Journal of Xian University of Science and Technology，2019，39（1）：43-49.

[13]孔德中，王兆會(huì)，李小萌，等.大采高綜放面區(qū)段煤柱

合理留設(shè)研究[J].巖土力學(xué)，2014，35（S2）：460-466.

KONG Dezhong，WANG Zhaohui，LI Xiaomeng，et al.Study of reasonable width of fullmechanized topcoal caving with large mining height[J].Rock and Soil Mechanics，2014，35（S2）：460-466.

[14]丁自偉，錢坤.“鎖砂”條件下礦柱尺寸留設(shè)研究[J].煤炭工程，2015，47（10）：80-82，86.

DING Ziwei，QIAN Kun.Analysis of pillar size design in locked sand condition[J].Coal Engineering，2015，47（10）：80-82，86.

[15]

王琦，樊運(yùn)平，李剛，等.厚煤層綜放雙巷工作面巷間煤柱尺寸研究[J].巖土力學(xué)，2017，38（10）：3009-3016.

WANG Qi，F(xiàn)AN Yunping，LI Gang，et al.Determination of coal pillar width between roadways of fully mechanised caving face with double roadways layout in a thick coal seam[J].Rock and Soil Mechanics，2017，38（10）：3009-3016.

[16]許磊，張海亮，耿東坤，等.煤柱底板主應(yīng)力差演化特征及巷道布置[J].采礦與安全工程學(xué)報(bào)，2015，32（3）：478-484.XU Lei，ZHANG Hailiang，GENG Dongkun，et al.Principal stress difference evolution in floor under pillar and roadway layout[J].Journal of Mining & Safety Engineering，2015，32（3）：478-484.

[17]牛雙建，靖洪文，楊大方.深井巷道圍巖主應(yīng)力差演化規(guī)律物理模擬研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2012，31（S2）：3811-3820.

NIU Shuangjian，JING Hongwen，YANG Dafang.Physical simulation study of principal stress difference evolution law of surrounding rock of deep mine roadways[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2012，31（S2）：3811-3820.

[18]趙維生，韓立軍，張益東，等.主應(yīng)力對(duì)深部軟巖巷道圍巖穩(wěn)定性影響規(guī)律研究[J].采礦與安全工程學(xué)報(bào)，2015，32（3）：504-510.

ZHAO Weisheng，HAN Lijun，ZHANG Yidong，et al.Study on the influence of principal

stress on the stability of surrounding rock in deep soft rock roadway[J].Journal of Mining & Safety Engineering，2015，32（3）：504-510.[19]GUY R，KENT M，RUSSELL F.An assessment of coal pillar system stability criteria based on a mechanistic

evaluation of the interaction between coal pillars and the overburden[J].International Journal of Mining Science and Technology，2017，27（1）：9-15.[20]ZHANG J F，JIANG F X，ZHU S T，et al.Width design for gobs and isolated coal pillars based on overall burstinstability prevention in coal mines[J].Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering，2016，8（4）：551-558.