于春生，韋四江，張省，王猛，神文龍

(1.河南焦煤能源有限公司 古漢山礦，河南 焦作 454000；2.河南理工大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，河南 焦作 454000；3.煤炭安全生產(chǎn)河南省協(xié)同創(chuàng)新中心，河南 焦作 454000)

0 引 言

深部煤層大巷裂隙發(fā)育、變形量大，在采動應(yīng)力作用下，單一支護結(jié)構(gòu)難以控制其變形，巷道返修工程量大。針對深部松軟圍巖巷道，眾多專家提出了控制機理和技術(shù)，如康紅普等[1-2]提出煤巷錨桿支護的強力支護理論，認為“三高一低”即高強度、高剛度、高預(yù)緊力和低支護密度，是控制巷道圍巖變形的有效手段；付玉凱等[3]開發(fā)了高韌性吸能錨桿；吳擁政等[4-5]提出了“強支強卸”和“多層控制”的沖擊地壓巷道圍巖控制方法；趙志強等[6]、王衛(wèi)軍等[7-8]提出了蝶形理論，認為隨著應(yīng)力環(huán)境改變，巷道圍巖塑性區(qū)存在圓形、橢圓形和蝶形3種形狀，蝶形塑性區(qū)具有方向性、突變性、缺失和躍透以及支護微效性等，并解釋了大變形回采巷道的蝶葉型冒頂機理；何滿潮等[9-12]、高玉兵等[13]提出了巷道圍巖控制的關(guān)鍵部位和耦合支護機理，將圍巖首先破壞的部位作為關(guān)鍵部位，引起破壞的原因是強度、正向剛度、負向剛度和結(jié)構(gòu)變形不耦合，高應(yīng)力腐蝕可作為關(guān)鍵部位的判斷標志，開發(fā)了恒阻大變形錨索(桿)，在復(fù)合型軟巖大變形巷道[10]、沖擊地壓巷道[14]、切頂自動成巷巷道[15]等復(fù)雜條件下獲得了成功應(yīng)用；康繼春[16]提出了巷道圍巖控制的再造承載層理論，認為承載層厚度、內(nèi)聚力和長度對巷道位移影響最大；張農(nóng)等[17]根據(jù)煤巷頂板變形失穩(wěn)和支護時效特征，揭示了應(yīng)力雙向連續(xù)傳遞的穩(wěn)定機理，建立了低損傷連續(xù)梁控頂理論，開發(fā)了柔性錨桿支護技術(shù)。針對大斷面硐室，韋四江等[18-19]提出了錨網(wǎng)索+噴混凝土+U型鋼封閉支架多次支護技術(shù)，在避難硐室、大斷面泵房硐室等軟弱圍巖條件下獲得了成功應(yīng)用。

上述研究成果為復(fù)雜困難條件下的巷道圍巖控制提供了重要參考依據(jù)。河南焦煤能源有限公司趙固一礦北翼深部煤層回風大巷初始采用普通的錨網(wǎng)索+噴混凝土支護，變形嚴重，巷道多次返修?；诒币砩畈棵簩踊仫L大巷變形破壞特征和強力支護原理，提出該巷道的加固方法和技術(shù)，以期取得好的支護效果。

1 圍巖破壞特征和破壞機理

趙固一礦北翼深部煤層回風大巷主要為后期整個北翼采區(qū)回采服務(wù)，擔負北翼盤區(qū)通風及人員通行。北翼回風大巷采掘形勢圖見圖1，該巷道布置于煤層中，埋深626.8 m，煤層平均厚度5.8 m，堅固性系數(shù)f為1～2。巷道頂?shù)装鍘r層層位及物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。北翼回風大巷西段距16011停采線約190 m，距北翼軌道運輸巷、北翼膠帶運輸巷分別為50，100 m，受采掘影響較為明顯。

圖1 北翼回風大巷采掘形勢圖

表1 巷道頂?shù)装鍘r層層位及物理力學(xué)參數(shù)

1.1 巷道圍巖破壞特征

2015年北翼回風大巷掘出后，僅服務(wù)8個月就發(fā)生了嚴重變形，正對16011工作面的巷道頂?shù)装寤鹃]合，兩幫變形量達2 m以上。根據(jù)北翼回風大巷掘進期間揭露的巖性特征，大巷頂板破碎，圍巖節(jié)理發(fā)育，整體性較差。成巷后短時間內(nèi)頂板大面積離層下沉，離層速度快、下沉量大。兩幫收縮變形嚴重，整體外移，出現(xiàn)大面積鋼網(wǎng)破壞和錨桿失效。大巷底板為厚2～3 m的煤體，且處于無支護狀態(tài)，巷道底鼓劇烈，掘進工作面后方30 m以外底鼓頻繁且速度快，施工中需頻繁掘底。受臨近16011工作面采動影響，工作面臨近后，巷道變形破壞進一步加劇。兩幫持續(xù)移近，頂板下沉量和底鼓量繼續(xù)增加，最終頂板和底板連接在一起。

開挖過程和前期巷道變形最快，變形劇烈段為掘進工作面后方30～50 m。后期受構(gòu)造應(yīng)力和采動應(yīng)力等影響，出現(xiàn)持續(xù)的蠕變變形，表現(xiàn)為整體位移持續(xù)增大、頂板離層繼續(xù)增加、表面碎脹逐漸發(fā)展等。

1.2 巷道圍巖破壞原因分析

北翼回風大巷所處位置屬于構(gòu)造應(yīng)力和采動應(yīng)力交叉影響區(qū)域，煤巖軟弱破碎，節(jié)理化嚴重，開挖擾動下極易發(fā)生煤巖體內(nèi)部的破壞。

造成巷道變形破壞的原因：(1)地質(zhì)構(gòu)造影響。破壞嚴重段距F16斷層尾部較近，伴生眾多小斷層組，圍巖破碎，構(gòu)造應(yīng)力較大。(2)采掘影響。16011工作面停采線距離北翼回風大巷約200 m，與臨近的北翼軌道運輸大巷和北翼膠帶運輸大巷距離較近，回采超前支承壓力和鄰近巷道的固定支承壓力疊加在一起，對該巷道的影響較大。(3)圍巖巖性軟弱。巷道沿煤層頂板掘進，受斷層影響，圍巖整體性差，松軟破碎。(4)支護強度不足。巷道錨網(wǎng)支護設(shè)計強度不足，支護參數(shù)不合理，另外針對破碎易風化圍巖沒有及時封閉和補強，造成圍巖風化泥化，加劇了巷道變形破壞。(5)底板未加固。開拓掘進大巷時底板未采取支護措施，煤巖復(fù)合底板在水壓和高應(yīng)力共同作用下，失去了承載能力。

2 “三場”相互作用機制及圍巖控制機理

巷道圍巖穩(wěn)定性受到“三場”即原巖應(yīng)力場、采動應(yīng)力場(次生應(yīng)力場或綜合應(yīng)力場)和支護應(yīng)力場的共同作用，在工程地質(zhì)條件一定時，支護應(yīng)力場雖然與前兩者差別較大，但是對巷道圍巖穩(wěn)定性影響卻很明顯，會對巷道圍巖中的次生應(yīng)力產(chǎn)生正作用，對巷道圍巖穩(wěn)定性產(chǎn)生積極作用。

基于上述分析，根據(jù)趙固一礦北翼回風大巷的工程地質(zhì)條件和功能，擬采用強力錨固控制技術(shù)，以“一次支護”、“高預(yù)應(yīng)力和預(yù)應(yīng)力擴散”、“三高一低”、“臨界支護強度與剛度”、“相互匹配”、“可操作性”、“經(jīng)濟合理性”等為支護原則。

2.1 三場相互作用機制數(shù)值模擬分析

2.1.1 數(shù)值模擬

結(jié)合北翼回風大巷所處的采掘工程條件，建立數(shù)值模型，研究支護應(yīng)力場、原巖應(yīng)力場和次生應(yīng)力場之間的相互作用機制。模型尺寸：水平方向60 m，豎直方向40 m，軸向方向0.5 m；巷道寬5 m，高4 m，共劃分為14 080個單元，21 339個節(jié)點。巖體物理力學(xué)參數(shù)采用表1中的參數(shù)，模型為平面應(yīng)變模型，3個模擬方案具體如下。

原巖應(yīng)力場模型：原巖應(yīng)力條件下，豎直應(yīng)力15 MPa，水平應(yīng)力18 MPa，彈塑性模型，CM強度準則。

支護應(yīng)力場模型：模型周邊和巷道軸向完全約束條件下，研究預(yù)應(yīng)力錨桿作用下(錨桿預(yù)緊力40，65，95，150 kN)巷道圍巖支護應(yīng)力場分布，彈性模型[20]。

綜合應(yīng)力場模型：綜合前兩者方案，研究原巖應(yīng)力場和強力錨桿共同作用下巷道圍巖應(yīng)力場分布，彈塑性模型，CM強度準則。

2.1.2 結(jié)果分析

由圖2～3可以看出，錨桿在壓預(yù)緊力作用下，錨桿托盤下方形成壓應(yīng)力錐形，預(yù)緊力越大，壓應(yīng)力錐體積也就越大，增加錨桿預(yù)緊力，能夠增加錨桿的間排距，減小錨桿的使用量。相同間距錨桿作用下，隨著錨桿預(yù)緊力的增大，錨桿作用范圍內(nèi)的最大主應(yīng)力(壓為負)數(shù)值依次增大，即-0.159 MPa(40 kN)→-0.243 MPa(65 kN)→-0.341 MPa(95 kN)→-0.577 MPa(150 kN)；壓應(yīng)力呈波浪形分布，相鄰錨桿之間出現(xiàn)了拉伸應(yīng)力，拉伸應(yīng)力亦隨著錨桿預(yù)緊力的增大而增大，其中最大拉伸應(yīng)力為0.177 MPa(150 kN)。因此，增大預(yù)緊力可以增加錨固巖體的圍壓，提高其強度。金屬網(wǎng)、鋼帶梁等護表構(gòu)件能將錨桿預(yù)緊力分散到非錨固范圍內(nèi)，從而減小這些區(qū)域的拉伸應(yīng)力，提高其強度。

圖2 預(yù)緊力錨桿作用下巷道圍巖支護應(yīng)力場

圖3 巷道頂板水平方向最大主應(yīng)力分布曲線

在原巖應(yīng)力作用下，無支護巷道和不同預(yù)緊力錨桿作用下的巷道圍巖綜合應(yīng)力場如圖4～5所示。由圖4～5可以看出，隨著預(yù)緊力增加，巷道周邊最大主應(yīng)力逐漸增加，最小主應(yīng)力(拉伸應(yīng)力)逐漸減小，應(yīng)力差亦逐漸減小，具體結(jié)果為：-28.1 MPa[最大主應(yīng)力]，3.14×10-2MPa[最小主應(yīng)力](無支護巷道)→31.36 MPa，3.97×10-3MPa(40 kN)→-33.59 MPa，8.4×10-4MPa(65 kN)→-35.85 MPa，2.17×10-4MPa(95 kN)→-37.81 MPa，-4.97×10-5MPa(150 kN)；無支護時，頂板最大位移為287 mm，巷道圍巖塑性區(qū)體積為1 259 m3，隨著錨桿預(yù)緊力增加，塑性區(qū)體積和巷道最大位移都逐漸減小，如圖4所示。

圖4 原巖應(yīng)力作用下不同預(yù)緊力錨桿作用的巷道圍巖綜合應(yīng)力場

圖5 原巖應(yīng)力作用下錨桿支護巷道圍巖響應(yīng)曲線

綜上，錨桿支護改善了圍巖自身的承載能力，圍巖傳遞應(yīng)力的能力增大，起到了減小圍巖位移的效果；同時增加錨桿預(yù)緊力，能夠減小巷道圍巖塑性區(qū)體積和巷道表面位移，為后續(xù)的北翼回風大巷支護設(shè)計提供了理論依據(jù)。

2.2 北翼回風大巷圍巖控制機理

趙固一礦北翼回風大巷圍巖軟弱，尤其是煤層裂隙發(fā)育，頂?shù)装鍨橛鏊嗷能浫鯉r層，造成巷道圍巖變形量大，松動破壞范圍深。巷道頂幫底的自承載能力較低，因此，必須對圍巖進行注漿改性，形成再造承載層，提高圍巖的自承載能力。再造承載層具有以下特點。

幾何特征：再造承載層在錨桿-錨索及注漿控制的范圍內(nèi)，具有一定厚度，錨索壓應(yīng)力作用范圍為6 m，即再造承載層的厚度。

強度特征：再造承載層中如果出現(xiàn)拉伸應(yīng)力，即意味著其變形過大，圍巖將會發(fā)生失穩(wěn)。

承載特征：再造承載層形成后，承載層成為巷道圍巖承載的主體。

可改造特征：采用不同預(yù)緊力的錨固技術(shù)、圍巖注漿加固和被動支架可以對再造承載層進行改造，以滿足不同功能巷道的需求。

因此，根據(jù)再造承載層原理，提出巷道圍巖控制原理：

(1)“三場”應(yīng)力分布特征。基于新奧法，巷道掘出后，首先用基本錨網(wǎng)索支護，釋放圍巖能量，降低圍巖應(yīng)力；其次運用圍巖注漿改性和強力錨索補強支護，提高圍巖強度和其自承載能力。

(2)再造承載層機理。運用圍巖注漿改性和強力錨索支護，在巷道頂?shù)装搴拖飵鸵欢ǚ秶鷥?nèi)形成承載主體。

3 巷道圍巖強力錨固控制技術(shù)

北翼回風大巷東煤層新掘段采用錨網(wǎng)索+噴漿+注漿+底板鳥籠錨索+補強錨索支護方式永久支護，工藝流程為：綜掘機割煤→錨網(wǎng)索支護→底板以上全斷面噴漿→兩幫及頂板注漿→頂幫打補強錨索→底板預(yù)埋鳥籠錨索→鳥籠錨索注漿→上梁并預(yù)緊鳥籠錨索→回填成巷。

3.1 錨網(wǎng)索支護參數(shù)

巷道支護斷面如圖6所示，支護參數(shù)如下。

頂板錨桿為φ20 mm×2 400 mm，間排距為800 mm×900 mm，錨固長度≥1 000 mm(2350型錨固劑2卷)；高強度拱形托板尺寸為150 mm×150 mm×10 mm，拱高36 mm。W鋼帶寬280 mm，長4 500 mm。鋼筋網(wǎng)片采用φ6.0 mm冷拔絲焊接，網(wǎng)孔大小為70 mm×70 mm，規(guī)格為2 100 mm×1 190 mm。

頂板錨索為φ21.6 mm×8 300 mm，采用4支Z2350錨固劑，錨固長度2 000 mm，每間隔一排錨桿打一排錨索，點錨索與槽鋼梁錨索交叉布置，槽鋼梁錨索每排4根，點錨索每排3根，呈“4-3”布置方式，間排距均為1 500 mm×1 600 mm。錨索托板采用300 mm×300 mm×16 mm高強度可調(diào)心托板及配套鎖具，拱高60 mm，間排距與錨桿設(shè)計間排距相同。幫錨索為φ17.8 mm×4 200 mm，用3支Z2350型樹脂錨固劑錨固，錨固長度為1 500 mm。

3.2 底板錨注支護

底板采用φ21.6 mm×6 300 mm鳥籠錨索加固，并用4 900 mm槽鋼梁(14號槽鋼)連接，如圖6(b)所示。施工工藝：用ZQS-60/2.0S氣動手持式幫錨桿鉆機配合麻花鉆桿及φ74 mm鉆頭鉆孔，打至巖層2.5～3 m，用相應(yīng)長度φ70 mm PVC套管，再用ZLJ250地質(zhì)鉆機配φ42 mm鉆桿和φ56 mm鉆頭鉆孔，孔深6 500 mm；成孔后進行預(yù)埋鳥籠錨索，制作有一定流動性的混凝土漿，灌入錨索底端，用塑料管搗實；埋孔口注漿管，孔內(nèi)放入射漿管，射漿管長2.5 m；混凝土錨固7 d后，孔內(nèi)注漿，注漿完成1 d后開始張拉。

圖6 巷道支護斷面圖

錨網(wǎng)施工后即對巷道頂幫進行噴漿，厚度100 mm，強度C25。材料為325號普通硅酸鹽水泥，配比為：水泥∶ 砂子∶ 石子=1∶ 2∶ 2，用粒徑為0.35～0.5 mm的中粗沙，及粒徑為5～15 mm的石子，速凝劑添加量為水泥用量的3%～5%。

頂板注漿孔深8 000 mm，兩幫注漿孔深6 000 mm，間排距1 600 mm，隔排打孔注漿，先奇數(shù)排或偶數(shù)排注漿；埋注漿管，孔內(nèi)安裝射漿管(φ20 mm塑料管，頂板內(nèi)長7 500 mm，兩幫內(nèi)長5 500 mm)，全長一次注漿，水泥水玻璃雙液漿。注漿壓力2～2.5 MPa，先下后上注漿，圍巖破碎條件下，可根據(jù)現(xiàn)場條件對注漿順序調(diào)整。注漿孔布置如圖6(b)所示。

頂幫補強錨索參數(shù)。注漿完成后打設(shè)補強錨索，規(guī)格為φ21.6 mm×8 300 mm，錨固長度為2 000 mm；幫錨索規(guī)格為φ21.6×6 300 mm，錨固長度1 500 mm，矩形布置，錨索間排距1 600 mm；錨索初始張拉力不低于300 kN，預(yù)緊力損失后不低于250 kN。

3.3 數(shù)值模擬分析

結(jié)合北翼回風大巷的工程地質(zhì)條件和上述支護參數(shù)，建立數(shù)值模型，以驗證設(shè)計結(jié)果。模型尺寸為長80 m×寬0.5 m×高60 m，共劃分80 631個單元，22 475個節(jié)點。邊界條件：根據(jù)原巖應(yīng)力測試結(jié)果，施加載荷為13.97 MPa，構(gòu)造應(yīng)力系數(shù)為1.2，故左右邊界施加水平應(yīng)力16.75 MPa，底面為固定約束，如圖7所示。巖體參數(shù)及強度準則見2.1節(jié)。錨桿、錨索和注漿錨桿采用cable單元，注漿參數(shù)和錨固參數(shù)可參考文獻[16,18]。隨著工作面的回采，大巷兩側(cè)的保護煤柱寬度逐漸減小，作用在巷道圍巖中的支承壓力逐漸增大。為模擬上述支護參數(shù)作用下不同煤柱寬度(L)的巷道圍巖變形，支承壓力集中系數(shù)K取1.0(L>100 m)，1.5(L≈70 m)，2.0(L≈40 m)，2.5(L≈20 m)，3.0(L≈15 m)，3.5(L≈4～8 m，巷道跨采時)。

圖7 煤巖巷道數(shù)值模型

3.3.1 巷道圍巖變形

圖8為不同支承壓力下巷道變形量和塑性區(qū)體積。由圖8可知，隨著支承壓力集中系數(shù)K增大，巷道表面位移和斷面收縮率逐漸增加，尤其是K>1.5時，呈現(xiàn)非線性增加趨勢；巷道圍巖塑性區(qū)總體積和剪應(yīng)力體積隨著支承壓力集中系數(shù)的增加而逐漸增大，K>2.0時，呈現(xiàn)非線性增長趨勢，尤其是K>3.0時，增長率更為明顯，而拉伸破壞塑性區(qū)體積略微降低，但拉伸破壞體積占比很高。具體為：K=1.0時，頂板下沉39 mm，底鼓50 mm，單幫移近46 mm，斷面收縮率1.4%，拉伸破壞體積2 400 m3，剪切破壞體積42 m3；K=1.5時，頂板下沉59 mm，底鼓63 mm，單幫移近81 mm，斷面收縮率4.9%，剪切破壞體積49 m3；K=2.0時，頂板下沉94 mm，底鼓101 mm，單幫移近155 mm，斷面收縮率9.6%，剪切破壞體積59 m3；K=2.5時，頂板下沉147 mm，底鼓192 mm，單幫移近271 mm，斷面收縮率15.9%，剪切破壞體積328 m3；K=3.0時，頂板下沉226 mm，底鼓292 mm，單幫移近418 mm，斷面收縮率24.2%，剪切破壞體積601 m3；K=3.5時，頂板下沉320 mm，底鼓426 mm，單幫移近585 mm，斷面收縮率33.5%，剪切破壞體積1 607 m3。

圖8 不同支承壓力下巷道變形量和塑性區(qū)體積

巷道圍巖塑性區(qū)如圖9所示。由圖9可以看出，隨著支承壓力增加，巷道圍巖塑性區(qū)逐漸增加。當K=1.0，巷道頂幫底部塑性區(qū)呈現(xiàn)“拱形”，

圖9 巷道圍巖塑性區(qū)

巷道直角部位塑性范圍較小；當K=1.5時，底腳處的塑性區(qū)已經(jīng)交匯貫通；當K=2.0時，巷道兩幫塑性區(qū)超過幫錨索長度，頂角塑性區(qū)開始交匯貫通；當K=2.5時，巷道兩幫煤層已經(jīng)全部進入塑性破壞，塑性區(qū)呈現(xiàn)蝶形[21]，承載能力進一步降低；當K=3.0時，頂板錨索全部位于塑性區(qū)，塑性范圍進一步擴展，塑性區(qū)呈現(xiàn)蟹形；當K=3.0時，塑性區(qū)向深部軟弱巖層進一步擴展，呈現(xiàn)龜形。

從上述礦壓顯現(xiàn)結(jié)果可以看出，當K>2.0時(巷道一側(cè)煤柱寬度約40 m)，巷道的變形量即開始進入快速變形階段。

3.3.2 支護受力

與前述巷道變形對應(yīng)，隨著支承壓力集中系數(shù)增大，錨索錨固段受力逐漸增大，直至達到所施加的預(yù)緊力200 kN。當K=2.0時，幫錨索軸力降低到195 kN左右；當K>2.5時，幫錨索軸力降低到180 kN左右；幫錨索發(fā)生脫黏破壞，錨索作用效果劣化。由于頂板巖層強度較高，變形量小，雖然錨固段軸力逐漸增加，但是非錨固段軸力沒有降低；底板錨索與頂板錨索受力情況類似，但K>1.0時，錨索就迅速發(fā)生脫黏，非錨固段軸力沒有下降，如圖10所示。φ21.6 mm低松弛錨索的延伸率為7%，施加的預(yù)緊力為200 kN，破斷力約607 kN，錨固長度2 m，頂板和底板錨索非錨固段長度6.0 m，有效延伸量281 mm；幫錨索非錨固段長度4.0 m，有效延伸量187 mm。超過上述變形量，錨索斷裂。因此，從錨索延伸量方面考慮，頂板錨索不會發(fā)生超過延伸量斷裂的情形，底板錨索將在K=3.0時發(fā)生斷裂，幫錨索在K=2.5時發(fā)生斷裂。

圖10 錨索受力及非錨固段位移

3.3.3 圍巖應(yīng)力分布

隨著支承壓力集中系數(shù)增加，巷道圍巖中的主應(yīng)力差(σ1-σ3)逐漸增大，與圍巖中的剪切塑性區(qū)逐漸增加一致；注漿范圍內(nèi)出現(xiàn)應(yīng)力峰值，頂?shù)装鍍?nèi)應(yīng)力峰值距巷道表面的距離沒有明顯改變；注漿范圍外，隨著巖層強度改變，出現(xiàn)多個峰值，但從整體看，應(yīng)力差值呈現(xiàn)增加趨勢。巷道兩幫煤體內(nèi)，K>1.5時，出現(xiàn)兩個應(yīng)力峰值；注漿范圍內(nèi)的應(yīng)力峰值差在K=1.0時較?。籏>1.0時，由于注漿煤層已發(fā)生破壞，因此，峰值應(yīng)力差相差不大；注漿區(qū)域外，隨著支承壓力集中系數(shù)提高，主應(yīng)力差峰值距巷道表面的距離逐漸增大，說明巷幫破壞深度加大，承載能力減弱，如圖11所示。因此，當支承壓力增加時，應(yīng)提高巷幫破壞煤體的承載能力，形成承載層。

圖11 巷道圍巖主應(yīng)力差分布

4 工程實踐

現(xiàn)場工業(yè)實踐表明，經(jīng)過260 d觀測，北翼深部煤層回風大巷兩幫最大變形量129 mm，頂板最大下沉值57 mm，底鼓量較大，達到182 mm；變形速率開始時較大，底鼓速率最大達到17 mm/d，頂幫較?。幌锏谰虺?5 d后，變形速率逐漸減小至0.5 mm/d左右，3個月后，位移速率接近0，如圖12(a)所示。錨索工作載荷由初始的200 kN左右，降低到160 kN左右，錨桿載荷穩(wěn)定在100 kN左右，在正常范圍之內(nèi)，支護效果如圖12(b)所示。其他測站觀測結(jié)果與此類似，不再贅述。

圖12 礦壓觀測及支護效果

強力支護一次成巷與架棚支護相比，經(jīng)濟效益明顯，材料和人工綜合成本每米節(jié)約6 891元，按比例為51%，共施工巷道408 m，直接降低成本共281.4萬元。

5 結(jié) 論

(1)趙固一礦北翼深部煤層回風大巷處于構(gòu)造應(yīng)力和采動應(yīng)力交叉影響區(qū)域，圍巖軟弱破碎，節(jié)理化嚴重，采掘應(yīng)力擾動下圍巖極易發(fā)生破壞。

(2)采用數(shù)值模擬方法研究了原巖應(yīng)力場、采動應(yīng)力場和支護應(yīng)力場的“三場”應(yīng)力分布特征，為強力錨固支護提供理論依據(jù)。

(3)應(yīng)用再造承載層巷道圍巖控制原理，提出北翼回風大巷采用“錨網(wǎng)索+噴漿+注漿+底板鳥籠錨索+補強錨索”圍巖控制方案，并用數(shù)值模擬方法對不同工況下的巷道圍巖變形、支護受力等進行模擬?，F(xiàn)場實踐表明，新的支護方案有效控制了圍巖變形，取得了顯著的技術(shù)經(jīng)濟效益。