煤礦動(dòng)壓巷道圍巖穩(wěn)定性協(xié)同卸壓控制技術(shù)研究

王炯，劉鵬，劉帥，馬磊，劉義鵬，陳旭

深部巖土力學(xué)與地下工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083；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

動(dòng)壓巷道圍巖的穩(wěn)定性對(duì)礦井安全生產(chǎn)至關(guān)重要。工作面未開采之前，巷道開挖引起周圍應(yīng)力場(chǎng)重新分布，且隨工作面的不斷開采巷道受到持續(xù)的動(dòng)壓影響，嚴(yán)重時(shí)可能引發(fā)巷道失穩(wěn)破壞[1]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)此類問題的發(fā)生機(jī)理、控制對(duì)策開展了大量的研究[2-6]。王衛(wèi)軍等[7]通過研究工作面回采過程中圍巖應(yīng)力場(chǎng)分布規(guī)律，提出巷道頂?shù)装灏l(fā)生變形破壞是由于巷道圍巖水平增量與豎直增量的不同步，造成圍巖兩幫環(huán)向應(yīng)力的陡增所引起的?？导t普等[8]認(rèn)為動(dòng)壓高應(yīng)力巷道要重視高預(yù)應(yīng)力錨索支護(hù)對(duì)策的運(yùn)用，并對(duì)漳村煤礦動(dòng)壓巷道進(jìn)行全斷面高預(yù)應(yīng)力強(qiáng)力錨索支護(hù)，圍巖變形得到有效的控制。陳上元等[9]認(rèn)為巷道產(chǎn)生非對(duì)稱變形的主要原因在于圍巖應(yīng)力場(chǎng)的大小和方向發(fā)生改變，通過將復(fù)合型變形力學(xué)機(jī)制轉(zhuǎn)化為單一型，提出“錨網(wǎng)索噴+底角錨桿+全斷面注漿+反底拱”非對(duì)稱耦合控制對(duì)策。李家卓等[10]提出煤層回采順序顯著影響巷道穩(wěn)定性，采用下行開采有助于減小巷道變形。張志康等[11]針對(duì)深部動(dòng)壓巷道支護(hù)問題，提出高強(qiáng)讓壓錨桿和帶肋錨索聯(lián)合支護(hù)體系，較好地控制圍巖變形。馬振乾等[12]通過理論分析明確了動(dòng)壓巷道圍巖穩(wěn)定性的影響因素，并采用錨注聯(lián)合加固法配合U型鋼棚加固對(duì)軟巖巷道的變形進(jìn)行控制。神文龍等[13]針對(duì)動(dòng)壓巷道底鼓，綜合借助數(shù)值模擬、理論研究以及工程實(shí)踐等，通過加固動(dòng)壓巷道底板，改善了動(dòng)壓巷道底鼓現(xiàn)象。郭建平[14]深入分析堅(jiān)硬頂板下強(qiáng)動(dòng)壓巷道在巷道掘進(jìn)和工作面回采期間的變形破壞特征，提出頂板卸壓+加強(qiáng)深部支護(hù)的方法，有效控制了巷道圍巖的穩(wěn)定。秦天太[15]通過改善支護(hù)剛度和強(qiáng)度較好地控制了寺河礦強(qiáng)烈開采動(dòng)壓對(duì)巷道的影響。李永亮等[16]針對(duì)兩側(cè)采空巷道擠壓大變形控制難題，采用強(qiáng)化關(guān)鍵部位、注漿改性圍巖的方法，有效控制了采動(dòng)壓力影響下的巷道變形。何滿潮等基于切斷煤層上覆頂板壓力傳遞的思想，提出切頂卸壓無(wú)煤柱自成巷技術(shù)，可有效阻斷留巷頂板與采空區(qū)之間的壓力傳遞，得到廣泛應(yīng)用[17-20]。

眾多學(xué)者對(duì)動(dòng)壓巷道穩(wěn)定性控制做了大量的工作，但仍存在以下問題：

(1) 動(dòng)壓巷道失穩(wěn)機(jī)理的研究有較清楚的認(rèn)識(shí)，但采取的主要控制方式為支護(hù)，雖然有一定的控制效果，但周期性開采引起的動(dòng)壓并未有效切斷。

(2) 傳統(tǒng)支護(hù)材料容易破斷失效，且其與圍巖存在剛度和強(qiáng)度的不耦合，即支護(hù)材料沒有充分的柔度適應(yīng)圍巖的變形，沒有足夠的剛度防止圍巖發(fā)生較大變形[21-22]。

基于此，本文以德通煤礦2201工作面動(dòng)壓巷道為工程背景，通過數(shù)值模擬分析動(dòng)壓巷道圍巖應(yīng)力演化規(guī)律，并據(jù)此提出協(xié)同卸壓控制技術(shù)(雙向聚能預(yù)裂爆破切頂卸壓與恒阻讓壓支護(hù))維護(hù)巷道圍巖的穩(wěn)定性，為礦山安全生產(chǎn)提供保障。

1 工程背景

德通煤礦2201工作面埋深約460.5 m，切眼長(zhǎng)195 m，煤層平均厚度6.8 m，采煤機(jī)割煤高度2.8 m，放頂煤高度4 m，采放比1∶1.45。煤層頂板以泥巖、粉砂巖為主，局部為砂質(zhì)泥巖，底板以泥巖或砂巖為主，硬度系數(shù)f為2～4，穩(wěn)定性較好。其2201工作面帶式運(yùn)輸巷與軌道、膠帶大巷平行布置，帶式運(yùn)輸巷和軌道大巷之間的煤柱寬度為35 m，軌道大巷和膠帶大巷之間的煤柱寬度為35 m，2201工作面布置及切眼、帶式運(yùn)輸巷位置如圖1所示。

受2201工作面回采動(dòng)壓影響，在既有巷道布局以及支護(hù)模式下，2201工作面臨近巷道(軌道大巷)有較明顯的變形，整體變形以兩幫為主，水平變形較頂部變形嚴(yán)重，幫部的鼓出量400～ 1 000 mm，壓力大的區(qū)域出現(xiàn)片幫、潰幫現(xiàn)象，斷面的收縮率達(dá)到60%，嚴(yán)重影響設(shè)備運(yùn)輸和人員通行。巷道原支護(hù)方式采用錨桿/錨索支護(hù)，頂部錨桿間排距900 mm×1 000 mm，直徑22 mm，長(zhǎng)度2 500 mm，頂部錨索間排距1 600 mm×3 000 mm，直徑17.8 mm，長(zhǎng)度8 200 mm。左右?guī)湾^桿間排距1 000 mm×1 000 mm，長(zhǎng)度8 200 mm。在對(duì)現(xiàn)場(chǎng)支護(hù)參數(shù)加密后(巷道頂部、左右?guī)湾^桿間距800 mm×800 mm，頂部錨索間排距1 200 mm× 1 500 mm，其他參數(shù)不變)，仍無(wú)法控制圍巖變形。

2 巷道圍巖采動(dòng)應(yīng)力演化規(guī)律

2.1 計(jì)算模型建立

根據(jù)德通煤礦2201工作面開采情況，建立三維數(shù)值計(jì)算模型(圖2)，使用FLAC3D軟件計(jì)算，模型尺寸長(zhǎng)×寬×高為384 m×90 m×80 m，模擬巷道開挖尺寸為4.5 m×30 m×2.8 m，工作面開挖尺寸為 195 m×30 m×2.8 m，巷道埋深為460 m。模型包括14個(gè)分組，共5種巖性。根據(jù)表1對(duì)不同組賦予不同的材料參數(shù)，本構(gòu)模型選用Mohr-Coulomb模型，計(jì)算模型施加以下邊界條件：①左、右邊界約束X方向位移；②前后邊界約束Y方向的位移；③底部約束X、Y、Z三個(gè)方向的位移；④上部施加Z方向8.24 MPa的均布荷載。本次模擬共對(duì)2201工作面開挖10次，開采進(jìn)尺按照礦山實(shí)際生產(chǎn)速率確定，每次開挖3 m。巷道開挖順序：軌道大巷、膠帶大巷、軌道運(yùn)輸巷、帶式運(yùn)輸巷，工作面開挖順序1、2、3…10，如圖3所示。

表1 巖體物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 The physical and mechanical parameters of rock mass

圖3 垂直應(yīng)力監(jiān)測(cè)線示意圖Fig.3 Schematic diagram of vertical stress monitoring line

2.2 圍巖應(yīng)力場(chǎng)演化規(guī)律

煤層未開采時(shí)，軌道大巷等開挖后巷道圍巖處于穩(wěn)定狀態(tài)，垂直應(yīng)力9.7 MPa，因此，其變形失穩(wěn)的主要原因在于鄰近開采工作面帶來(lái)的周期擾動(dòng)壓力的影響。為詳細(xì)分析煤層開采對(duì)巷道失穩(wěn)變形的影響，在帶式運(yùn)輸巷與軌道大巷中間布置監(jiān)測(cè)線AB、CD，如圖3所示。分析圖4、圖5可知：

圖4 動(dòng)壓擾動(dòng)下巷道周邊應(yīng)力變化規(guī)律Fig.4 The law of stress variation around roadway under dynamic pressure disturbance

(1) 帶式運(yùn)輸巷與軌道大巷之間煤柱的垂直應(yīng)力隨著開采動(dòng)壓的疊加呈逐步增長(zhǎng)趨勢(shì)，帶式運(yùn)輸巷右側(cè)應(yīng)力集中系數(shù)隨開挖次數(shù)的增加由1.16增至1.43，煤柱中的擾動(dòng)應(yīng)力沿著煤柱寬度方向呈雙峰拱形非對(duì)稱分布，即煤柱中存在2個(gè)應(yīng)力集中點(diǎn)，應(yīng)力峰值分別為13.8 MPa和12.3 MPa。持續(xù)的開采動(dòng)壓對(duì)軌道大巷的應(yīng)力擾動(dòng)影響顯著。

(2) 周期開采動(dòng)壓的擾動(dòng)并未終止于軌道大巷，而是繼續(xù)向膠帶大巷傳遞，兩者之間的煤柱中應(yīng)力仍呈雙峰拱形非對(duì)稱分布，應(yīng)力峰值與變化幅度均減小，膠帶大巷左側(cè)應(yīng)力集中系數(shù)隨著開挖次數(shù)的增加基本保持在1.18左右，可見膠帶大巷左幫位置處基本不受周期采動(dòng)壓力影響。

(3) 軌道大巷兩側(cè)在開采中持續(xù)受到動(dòng)壓較強(qiáng)擾動(dòng)。隨著開挖次數(shù)的增加，軌道大巷左、右兩側(cè)應(yīng)力集中系數(shù)分別由1.18增至1.26和1.17增至1.23。動(dòng)壓來(lái)自左側(cè)煤層開采引起的擾動(dòng)應(yīng)力傳遞，主要受采動(dòng)超前壓力和采空區(qū)頂板回轉(zhuǎn)變形等的影響，且軌道大巷兩側(cè)受動(dòng)壓擾動(dòng)幅值大小不同(軌道大巷左側(cè)應(yīng)力峰值12.3 MPa，右側(cè)應(yīng)力峰值11.98 MPa)，應(yīng)力峰值均較高且集中在軌道大巷左右兩幫3 m處，嚴(yán)重影響軌道大巷的穩(wěn)定性。

圖5 應(yīng)力集中系數(shù)Fig.5 Stress concentration factor

綜上分析，軌道大巷受動(dòng)壓擾動(dòng)影響最為顯著，膠帶大巷基本不受影響。因此，為了解軌道大巷受動(dòng)壓擾動(dòng)影響下峰值應(yīng)力演化規(guī)律，在軌道大巷左幫側(cè)3 m處，沿大巷長(zhǎng)度方向布置監(jiān)測(cè)線，監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖6所示。結(jié)果表明：①軌道大巷開挖后，左幫側(cè)3 m范圍內(nèi)的應(yīng)力分布呈拋物線形，左幫側(cè)中間位置處于應(yīng)力集中區(qū)，左幫的穩(wěn)定性存在隱患。②左幫側(cè)應(yīng)力集中峰值及變化幅度均隨開采動(dòng)壓的影響而增大，若長(zhǎng)期受到開采擾動(dòng)的影響，左幫側(cè)巖體將受到不斷疊加的動(dòng)荷載，巖體產(chǎn)生疲勞損傷失穩(wěn)，嚴(yán)重影響巷道穩(wěn)定性。

圖6 軌道大巷左幫峰值應(yīng)力演化規(guī)律Fig.6 Evolution law of peak stress on left side of roadway

左幫及頂板受動(dòng)壓擾動(dòng)的位移變化規(guī)律如圖7所示(位移與坐標(biāo)軸正方向相同為正、反之為負(fù))。分析可知：①軌道大巷左幫變形對(duì)動(dòng)壓擾動(dòng)的敏感性比頂板顯著，其增幅隨開采動(dòng)壓擾動(dòng)影響呈正比關(guān)系，主要原因是軌道大巷左幫3 m位置處于峰值應(yīng)力區(qū)。②軌道大巷左幫位移與頂板位移均呈拋物線形變化，動(dòng)壓的周期擾動(dòng)主要集中在巷道左幫及頂板中間部位。

圖7 動(dòng)壓影響下軌道大巷位移變化規(guī)律Fig.7 The displacement variation rule of roadway under the influence of dynamic pressure

3 動(dòng)壓巷道圍巖協(xié)同卸壓控制技術(shù)

3.1 控制思路

根據(jù)前述分析，巷道圍巖失穩(wěn)變形的根本原因是開采動(dòng)壓不斷地向開采工作面兩側(cè)巷道傳遞。因此，若能有效切斷動(dòng)壓的傳遞路徑或使動(dòng)壓傳遞終止于某一區(qū)域附近，并對(duì)巷道進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)，提高圍巖自承力以及抗動(dòng)壓能力，則動(dòng)壓影響下巷道圍巖的失穩(wěn)變形將得到控制。基于此，本文提出以雙向聚能預(yù)裂爆破切頂卸壓與恒阻讓壓支護(hù)為基礎(chǔ)的協(xié)同卸壓控制技術(shù)。技術(shù)流程如圖8所示。

(1) 雙向聚能預(yù)裂爆破。在帶式運(yùn)輸巷右?guī)臀恢茫肮ぷ髅嬉欢ň嚯x進(jìn)行雙向聚能拉伸爆破，使帶式運(yùn)輸巷巷道右側(cè)頂板內(nèi)形成一定深度的預(yù)裂切縫面。

(2) 恒阻錨索讓壓支護(hù)。在軌道大巷內(nèi)采用恒阻大變形錨索進(jìn)行支護(hù)，提高圍巖抗變形能力。

(3) 對(duì)回采過程中礦壓進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)分析，及時(shí)調(diào)整該技術(shù)相關(guān)參數(shù)。

圖8 動(dòng)壓巷道協(xié)同卸壓控制技術(shù)流程Fig.8 Collaborative pressure relief control technology process of dynamic pressure roadway

3.2 控制技術(shù)

3.2.1 雙向聚能預(yù)裂爆破

雙向聚能預(yù)裂爆破主要通過聚能管和二級(jí)煤礦許用乳化炸藥來(lái)實(shí)現(xiàn)。該裝置兩側(cè)設(shè)計(jì)有兩排聚能孔，兩端有連接卡槽，聚能管之間通過連接套串聯(lián)固定(圖9)，單根聚能管長(zhǎng)1.5 m、外徑42 mm、內(nèi)徑36.5 mm?，F(xiàn)場(chǎng)安裝時(shí)，聚能孔方向與切頂方向保持一致。爆破時(shí)，爆炸沖擊波率先從聚能孔釋放出，沿孔壁形成初始裂隙，在張拉沖擊作用下裂隙進(jìn)一步發(fā)育，達(dá)到頂板定向預(yù)裂的效果。

圖9 雙向聚能預(yù)裂爆破裝置簡(jiǎn)圖Fig.9 Two-way cumulative presplitting blasting device diagram

雙向聚能預(yù)裂爆破的主要技術(shù)參數(shù)包括切縫深度、切縫角度、雙向聚能拉伸爆破孔間距等。常規(guī)地質(zhì)條件下切縫高度理論[23]計(jì)算如下：

(1)

式中，HF為切縫高度，m；H為采高，m；ΔH1為頂板移近量，m；ΔH2為底鼓量，m；K為碎脹系數(shù)。

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)，德通煤礦2201工作面頂板碎漲系數(shù)K為1.46，頂?shù)装逡平?.8 m，H取6.8 m，計(jì)算得切縫高度HF為13.04 m，取13 m，垂直切縫，切縫處為帶式運(yùn)輸巷實(shí)體煤幫側(cè)。為進(jìn)一步了解切縫后的應(yīng)力降低程度，在2.1節(jié)所示的數(shù)值模型中建立寬0.05 m、長(zhǎng)13 m的切縫并進(jìn)行相關(guān)計(jì)算。切頂前后垂直應(yīng)力對(duì)比如圖10所示。分析圖10可知：①未切縫之前，軌道大巷和膠帶大巷均不等程度地受到工作面回采動(dòng)壓的影響，隨著工作面的推進(jìn)，回采動(dòng)壓先增大后不變。②切縫之后，軌道大巷和膠帶大巷受開采動(dòng)壓影響下降明顯，二者垂直應(yīng)力峰值差降低約19.6%。

圖10 切頂前后垂直應(yīng)力對(duì)比Fig.10 Contrast of vertical stress before and after cutting roof

切頂前后應(yīng)力變化如圖11所示。分析圖11可知，切縫后，軌道大巷與帶式運(yùn)輸巷之間煤柱中應(yīng)力集中降低，且應(yīng)力峰值范圍減小，動(dòng)壓的疊加擾動(dòng)對(duì)其影響亦降低，軌道大巷的穩(wěn)定性提高。

圖11 切頂前后應(yīng)力變化情況(第十次開挖)Fig.11 Stress Variation before and after cutting roof (tenth excavation)

對(duì)現(xiàn)場(chǎng)頂板實(shí)施爆破切縫，炮孔間距500 mm，每個(gè)炮孔裝7節(jié)聚能管，正向裝藥，第1節(jié)聚能管內(nèi)裝5卷藥(1 kg/節(jié))；第2～4節(jié)聚能管內(nèi)裝4卷藥(0.8 kg/節(jié))；第5～7節(jié)聚能管內(nèi)不裝藥，封泥長(zhǎng)度2.5 m。預(yù)裂爆破切縫后，使用CXK6礦用本安型鉆孔成像儀對(duì)中間孔進(jìn)行窺視，縫隙率超過75%，切縫效果良好，窺視結(jié)果如圖12所示。

圖12 切縫窺視結(jié)果(單位：m)Fig.12 Borehole imaging of the roof cutting(unit：m)

3.2.2 恒阻錨索讓壓支護(hù)

雖然雙向聚能預(yù)裂爆破切頂卸壓能有效地切斷動(dòng)壓來(lái)源，但并不能完全阻止開采動(dòng)壓對(duì)軌道大巷的擾動(dòng)影響，因此，仍需將剩余動(dòng)壓通過恒阻錨索讓壓支護(hù)來(lái)卸壓，以提高其整體強(qiáng)度和抵抗動(dòng)壓擾動(dòng)的能力。恒阻大變形錨索可與圍巖形成耦合支護(hù)，且有充分的柔度適應(yīng)圍巖的變形和有足夠的剛度防止圍巖發(fā)生大變形。恒阻大變形錨索支護(hù)圍巖時(shí)，其錨固端通過樹脂或水泥砂漿固定在原巖穩(wěn)定區(qū)內(nèi)部，初始階段，恒阻大變形錨索桿柄和套管相對(duì)靜止，只發(fā)生彈性變形[圖13(a)]；經(jīng)過雙向聚能預(yù)裂爆破切頂卸壓后，剩余外部荷載超過恒阻錨索最大恒阻力后，錐頭和套管內(nèi)壁則產(chǎn)生相對(duì)滑動(dòng)，輸出結(jié)構(gòu)變形[圖13(b)]，隨著外荷載的持續(xù)作用，錨桿周期性重復(fù)滑動(dòng)-黏合過程。由于滑動(dòng)階段的存在，恒阻錨索產(chǎn)生讓壓行為，削弱外荷載作用，當(dāng)外荷載下降到一定程度后，恒阻錨索不再滑移，保持穩(wěn)定，恒阻錨索支護(hù)減緩了支護(hù)巖體變形量的增長(zhǎng)速率，吸收了圍巖體釋放的能量，進(jìn)一步減弱了動(dòng)壓影響。

圖13 恒阻大變形錨索(NPR)支護(hù)巖體工作示意圖Fig.13 The NPR cable working as a rock support

4 現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用效果

根據(jù)前述研究，對(duì)德通煤礦2201綜放開采工作面帶式運(yùn)輸巷實(shí)施雙向聚能預(yù)裂爆破和恒阻大變形錨索協(xié)同卸壓圍巖穩(wěn)定性控制技術(shù)。恒阻錨索支護(hù)布置如下：頂板恒阻大變形錨索間排距為1 200 mm× 1 600 mm，直徑21.8 mm，長(zhǎng)度9 200 mm，每排5根，其中，頂板左右兩側(cè)處的1根恒阻大變形錨索按15°夾角、距幫部300 mm施工；兩幫分別布置2根恒阻大變形錨索，直徑21.8 mm，長(zhǎng)度6 200 mm，如圖14所示。軌道大巷恒阻錨索應(yīng)力值、巷道表面位移監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖15、圖16所示。

圖14 軌道大巷恒阻錨索補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)示意圖Fig.14 Schematic diagram of NPR cable reinforcement support in roadway

(1) 軌道大巷頂板錨索受力。軌道大巷頂板錨索受力如圖15所示(工作面位置處為0 m，滯后工作面距離小于0 m，即表示超前工作面)，超前工作面70～100 m范圍，頂板錨索受力基本不變，此階段錨索還未受到工作面回采動(dòng)壓影響；超前工作面20～70 m范圍錨索受力開始變化，并迅速增加，該階段錨索發(fā)生線性彈性變形，頂板巖層在動(dòng)壓作用下開始出現(xiàn)裂紋；在超前工作面0～20 m、滯后工作面0～30 m范圍，錨索發(fā)生非線性彈性變形，頂板巖層裂紋進(jìn)一步擴(kuò)展，該階段錨索受力繼續(xù)增加，但增速降低，判斷此階段基本頂破斷，壓力瞬間釋放，導(dǎo)致煤柱應(yīng)力下降，錨索受力增速降低；在滯后工作面30～70 m范圍，恒阻錨索受外荷載作用力逐漸增大，在滯后工作面70 m時(shí)錨索受力達(dá)到恒阻值，此后恒阻體在恒阻器中發(fā)生滑移，在滑移過程中逐步消耗外荷載作用力，阻止巖體變形，并重新達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)；滯后工作面70 m，軌道大巷變形不再增加。

圖15 軌道大巷頂板錨索應(yīng)力監(jiān)測(cè)Fig.15 Monitoring curve of anchor cable stress on roof

(2) 軌道大巷變形。為分析切頂卸壓后軌道大巷變形情況，在巷道中布置十字監(jiān)測(cè)點(diǎn)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)測(cè)量結(jié)果如圖16所示。軌道大巷受回采動(dòng)壓影響，頂?shù)装寮皫筒孔冃嗡俣瘸霈F(xiàn)明顯差異：超前工作面50～100 m范圍內(nèi)，頂?shù)装寮皫筒孔冃问軇?dòng)壓擾動(dòng)影響很小；超前工作面0 ～50 m、滯后工作面0～70 m范圍內(nèi)，頂?shù)装寮皫筒渴艿綇?qiáng)烈的動(dòng)壓擾動(dòng)變形加速，但變形量較小，巷道整體穩(wěn)定性良好；滯后工作面70 m后，頂?shù)装寮皫筒孔冃乌呌诜€(wěn)定，基本不受動(dòng)壓擾動(dòng)影響。協(xié)同卸壓圍巖穩(wěn)定性控制技術(shù)實(shí)施后，軌道大巷頂板下沉量峰值為138 mm，底鼓量峰值142 mm；巷道左幫移進(jìn)量峰值為101 mm，右?guī)鸵七M(jìn)量峰值為55 mm，巷道斷面收縮率減小至13%，巷道穩(wěn)定性良好。

圖16 軌道大巷變形監(jiān)測(cè)Fig.16 Monitoring curve of roadway deformation

綜上所述，雙向聚能預(yù)裂爆破切頂對(duì)切斷動(dòng)壓傳遞路徑是有良好效果的，切頂前后巷道峰值應(yīng)力差降低19.6%，巷道周邊應(yīng)力集中程度和范圍均較大幅度地減小。為進(jìn)一步消除動(dòng)壓影響，對(duì)動(dòng)壓巷道實(shí)施具有恒阻讓壓、大變形特性的恒阻大變形錨索讓壓支護(hù)，通過輸出結(jié)構(gòu)變形，吸收剩余動(dòng)壓源產(chǎn)生的能量，繼續(xù)卸壓。前者是后者卸壓的基礎(chǔ)，兩種方式相輔相成，協(xié)同卸壓?，F(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果表明，巷道斷面收縮率由60%降低至13%，該技術(shù)應(yīng)用效果良好。

5 結(jié) 論

本文通過分析煤礦動(dòng)壓巷道圍巖失穩(wěn)現(xiàn)象及應(yīng)力場(chǎng)演化規(guī)律，提出協(xié)同卸壓巷道圍巖穩(wěn)定性控制技術(shù)，并進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，得出以下結(jié)論：

(1) 相比膠帶大巷，軌道大巷受回采動(dòng)壓的影響更高，其與周圍煤柱之間的垂直應(yīng)力呈雙峰拱形非對(duì)稱分布。隨著工作面持續(xù)回采，軌道大巷受到的垂直應(yīng)力峰值逐漸增加，軌道變形嚴(yán)重，穩(wěn)定性降低。

(2) 對(duì)軌道大巷通過雙向聚能預(yù)裂爆破切斷動(dòng)壓傳播路徑，有效地減小左幫峰值應(yīng)力增幅，降低動(dòng)壓擾動(dòng)疊加效應(yīng)，同時(shí)進(jìn)行恒阻錨索讓壓支護(hù)，二者協(xié)同卸壓，有效控制了軌道大巷周圍巖體的變形。

(3) 隨著工作面回采動(dòng)壓的影響，軌道大巷頂板錨索變形經(jīng)歷緩慢增長(zhǎng)→加速增長(zhǎng)→穩(wěn)定變形3個(gè)階段，與頂?shù)装?、左右?guī)妥冃蔚?個(gè)區(qū)(緩慢變形區(qū)、加速變形區(qū)、穩(wěn)定變形區(qū))一一對(duì)應(yīng)。實(shí)施雙向聚能預(yù)裂爆破和恒阻大變形錨索讓壓支護(hù)技術(shù)后，軌道大巷只在一定范圍內(nèi)受到輕微的擾動(dòng)，恒阻錨索可提供有效的變形控制，動(dòng)壓巷道穩(wěn)定性得到顯著提高。