动压巷道顶板非均匀剧烈变形机理及其稳定性控制(1).pdf

第 51卷第 5 期 2020 年 5 月 中南大学学报自然科学版 Journal of Central South University Science and Technology Vol.51No.5 May 2020 动压巷道顶板非均匀剧烈变形机理及其稳定性控制 李臣 1，霍天宏1，吴峥1，吕坤2，张兵3 1. 中国矿业大学北京 能源与矿业学院，北京，100083； 2. 煤炭科学技术研究院有限公司 安全分院，北京，100013； 3. 神华神东煤炭集团有限责任公司 布尔台煤矿，内蒙古 鄂尔多斯，017209 摘要针对布尔台矿保留巷道受一次采动影响后出现的顶板非均匀剧烈下沉且补强微效的情况，综合现场 监测、理论分析、数值计算等方法，分析采空区侧方应力分布规律及其影响下的巷道塑性区发育特征，并 对支护阻力对采掘应力场和采动塑性区的控制作用进行系统研究。研究结果表明1 巷道围岩围压比控制 围岩塑性区的发育形态，不同强度的围岩对蝶形塑性区的成蝶敏感性不同，且蝶形塑性区具有方向性； 2 受采动影响，采空区侧方最大最小主应力的变化引起主应力方向与围压比处于动态变化中；3 受应力变 化的影响，侧方不同位置塑性区也是变化的，且不同围岩成蝶敏感性的不同导致顶板出现隔层塑性破坏， 非均匀塑性区内岩石破坏对应的膨胀压力及碎涨变形导致巷道非均匀剧烈下沉及锚索破断；4 巷道工程现 有支护水平对采动塑性区的控制作用有限，解释了给定条件下大密度补强的作用有限性。 关键词顶板下沉；蝶形塑性区；应力分布；支护阻力；稳定性控制 中图分类号TD353文献标志码A开放科学资源服务标识码OSID 文章编号1672-7207 （2020） 05-1317-11 Mechanism and stability control of nonuni and violent deation of dynamic pressure roadway roof LI Chen1, HUO Tianhong1, WU Zheng1, L Kun2, ZHANG Bing3 1. School of Energy and Mining Engineering, China University of Mining and Technology Beijing, Beijing 100083, China; 2. Mine Safety Technology Branch, China Coal Research Institute, Beijing 100013, China; 3. Buertai Coal Mine, Shenhua Shendong Coal Group Corporation Limited, Ordos 017209, China Abstract Aiming at the situation that the roof of the reserved roadway in Buertai mine was not unily and violently subsiding and the reinforcing effect was small after mining in the adjacent working face, field investigation, theoretical analysis and numerical calculation were used to analyze the distribution law of lateral stress in goaf and the development characteristics of roadway plastic zone, and the control effect of support resistance on mining stress field and mining plastic zone was studied systematically. The results show as follows. 1 The shape of the plastic zone of roadway surrounding rock is controlled by the confining pressure ratio. The DOI 10.11817/j.issn.1672-7207.2020.05.016 收稿日期2019−07−29；修回日期2019−09−21 基金项目Foundation item国家重点研发计划项目2016YFC0600708 Project2016YFC0600708 supported by the National Key Research and Development Program of China 通信作者李臣，博士研究生，从事矿山压力与围岩控制研究；E-mail 13120008810 第 51 卷中南大学学报自然科学版 surrounding rock with different strengths has different butterfly sensitivity to the plastic zone, and the butterfly plastic zone is directional. 2 Under the influence of mining, the variation trend of the maximum and minimum principal stress on the side of goaf leads to the dynamic change of the principal stress direction and confining pressure ratio. 3 Plastic zones at different locations on the side is varyied, and different rocks have different butterfly sensitivity, which results in plastic failure of the top layer. The rock failure in the non-uni plastic zone causes the roof of the roadway to sink violently and the anchor cable to break. 4 The existing support level has limited control on the mining plastic zone, which explains the small effect of large density reinforcement. Key words roof sag; butterfly plastic zone; stress distribution; support resistance; stability control 双巷布置方式能够缓解运输、通风、工作面 的接替紧张等问题，但保留巷道下称留巷易受到 相邻采空区侧向支承压力的影响，维护期长[1−3]， 尤其是顶板的剧烈变形破坏严重制约着巷道正常 使用，威胁人身安全。针对双巷布置下巷道稳定 性问题，众多学者进行了大量研究。在留巷应力 环境方面，王书文等[2]基于实测得出采空区侧向 53 m范围内煤层垂直应力出现不同程度变化；马 念杰等[4−7]提出采动应力再分布导致围岩主应力在 数值和方向方面均发生较大变化，并主导了塑性 区的演化。在留巷变形破坏机理方面，马念杰 等[4−6,8−9]提出了巷道非均匀应力场条件下蝶形塑性 区理论，并解释了巷道非均匀变形机理；刘洪涛 等[10]结合工程现场，通过对主应力、角度和塑性区 分布特征的研究，阐明了留巷发生非对称变形的 原因；袁越等[11]通过建立并分析深部动压圆形巷道 力学模型得出了深部动压回采巷道的变形破坏机 理；JIANG等[12−13]通过研究岩体裂隙与刚度的关系 得到裂隙破坏对巷道稳定性的影响，并通过数值 模拟再现了采动后围岩失稳过程。在巷道围岩控 制方面，杨超等[14−15]通过理论分析并结合实验室实 验得出低围压状态时围岩的残余强度对支护的依 赖性；王卫军等[16−18]通过理论计算、数值模拟等手 段研究了锚杆支护阻力对深部采掘巷道围岩塑性 区尺寸的控制作用；贾后省等[9,19−20]通过工程实践 和理论分析得出现有支护技术条件下无法通过高 强锚杆索支护来限制软岩巷道顶板下沉量，必须 采用高伸长支护材料预防冒顶；姚强岭等[21−22]通过 分析巷道含水顶板的失稳机理提出了针对性的控 制方案。此外，许多学者通过数值模拟分析进行 了巷道工程的设计优化，效果显著，数值模拟分 析对巷道工程发挥的愈加明显[23−25]。本文作者针对 布尔台煤矿22205辅运巷道顶板剧烈不均匀下沉且 多次补强后控制效果依旧不佳的实际情况，从采 动应力演化规律及塑型区分布的角度研究采动巷 道非对称变形的致灾机理，并分析支护阻力对塑 型区的控制作用，最后以矿方现有技术条件为基 础，提出针对性的围岩稳定性控制措施，确保本 巷道的正常使用。 1工程概况及动压巷道破坏特征 1.1工程概况 布尔台矿现主采的2−2煤层回采巷道采用双巷 布置，区间煤柱20 m，埋深298383 m，平均煤厚 3.2 m；22205辅运巷设计长度为5 604 m，掘宽为 5.4 m，掘高为3.4 m；顶板局部淋水，直接顶为砂 质泥岩、粉砂岩，含夹煤层及夹矸，927 m处有三 维物探断层BF123，巷道采掘平面关系及钻孔柱状 如图1所示。自22204工作面采过后，22205辅运 巷6001 600 m范围内顶板普遍下沉，局部底鼓， 系统锚索补强过4次，局部零星补强，后期补强锚 索直径由Φ22型改为Φ28.6型，效果依旧不佳，其 中850 m处顶板补强支护平面图与现场照片如图2 所示。原顶板支护参数如下锚杆直径长度为 22 mm2 300 mm，间排距1 000 mm1 000 mm， 6根/排；锚索直径长度为22 mm8 000 mm配合五 孔 Ω 型钢带，间排距 2 100 mm2 000 mm，3 根/排。 1.2动压回采巷道破坏特征 22205辅运巷在受到22204工作面采动影响后， 巷道顶板变形严重，主要集中于 6001 600 m 之 间，其破坏特征如下。 1 顶板破碎且下沉量大。巷道受采动影响后 1318 第 5 期李臣，等动压巷道顶板非均匀剧烈变形机理及其稳定性控制 顶板下沉量可达 4001 100 mm图 2b和图 3a c；顶板岩石破碎图3bc造成巷道顶板剧烈 下沉甚至支护体破坏、断裂图3d。 2 巷道呈非均匀性变形。在采动偏应力场影 响下，巷道变形呈现整体非对称性图2b和图3 a，局部台阶下沉图3bc，其破坏属于复合 型、 “并发症”[11]。 3 围岩破坏范围大。钻孔窥视下沉量50 cm 图12-2煤采掘平面图及地勘钻孔柱E77和E61状图 Fig. 12-2 coal seam mining plan and geological exploration borehole E77 and E61 histogram a 4次系统锚索补强平面图数据单位mm；b 对应现场支护照片 图2850 m处顶板补强支护平面图与现场照片 Fig. 2Roof reinforcement support plan and field photos at 850 m 1319 第 51 卷中南大学学报自然科学版 显示最大破坏深度达到56 m，顶板4.86.0 m 范围内1 m左右的夹煤孔壁粗糙、褶皱并伴有大于 10 cm的离层区，破坏明显。孔壁5 m以下离层、 破碎量占1/3左右图3f，采动围岩破坏范围大。 4 帮鼓及底鼓量大。采动过后在高偏应力作 用下，底板会产生非对称底鼓图3e，底鼓严重 地段铺设的混凝土开裂损毁，被迫起底返修。 2蝶形塑性区的力学基础及发育 特征 2.1非等压圆形巷道蝶形塑性区解析式 采空区的应力解除导致其周围一定范围内出 现不同程度的应力调整[1]，采动应力分布如图4所 示，近采空区附近围岩处于高偏应力状态[4−8]。文 献[8]采用圆形孔洞平面应变力学模型获得了非等 压均质围岩中圆形巷道围岩塑性区边界方程 91 - P1 P3 2 a0 R0 8 - 12 1 - P1 P3 2 6 1 - P1 P3 2 cos2θ a0 R0 6 2 1 - P1 P3 2 []cos22θ5 - 2sin22θ - sin22θ 1 P1 P3 2 4 1 - P1 P3 2 cos2θ a0 R0 4 - 4 1 - P1 P3 2 cos4θ 2 1 - P1 P3 2 cos2θ1 - sin2φ- 4 γH 1 - P1 P3 Ccos2θsin2φ a0 R0 2 1 - λ 2 - sin2φ 1 P1 P3 2C γH cosφ sinφ 2 01 式中P1和P3分别为最大主应力和最小主应力；a0 为巷道半径；R0为径向塑性区边界；θ为任一点极 坐标角度；φ为内摩擦角；C为内聚力；γH为巷道 竖向载荷。 对于非均质层状岩体巷道塑性区边界不考虑 塑性区膨胀变形引起的围岩应力再分布时可将各 岩层的参数赋予式1计算并叠加，可得到巷道围 岩塑性区的等效计算结果[9]。 2.2蝶形塑性区的发育特征 以布尔台2-2煤巷道围岩力学参数为基础，利 用MATLAB编制程序计算埋深300 m时双向非等 a 严重下沉顶板破碎；b 非均匀下沉；c 台阶下沉；d 支护体失效；e 底鼓；f 窥视截图下沉量50 cm 图3现场实际破坏照片 Fig. 3Photos of actual damage at scene 图4采动应力分布 Fig. 4Stress distribution under mining 1320 第 5 期李臣，等动压巷道顶板非均匀剧烈变形机理及其稳定性控制 压环境下巷道塑性区边界，塑性区边界与围压比 ηP1/P3布尔台实测侧压系数λ1.2，即未受采动影 响时巷道围压比η1.2关系如图5和图6所示。 巷道塑性区在η1时为圆形，随着η增大，塑 性区扩展成椭圆形并最终演化为蝶形[6]，蝶叶最大 长度Rmax在P1与P3角平分线附近，成蝶后的巷道塑 性区范围骤增，将导致巷道失稳，如图5所示。不 同强度岩石对η的敏感程度不一致，但成蝶后蝶叶 对η的敏感性都急剧增加，表现为Rmax呈指数型增 长，曲线突然增大，最终趋于无穷大，如图 6 所示。 随距采空区距离的不同，主应力方向及大小 进行不同程度调整图4，从而使主应力不再是垂 直、水平方向，因此，P1与竖直方向的夹角α也对 应地呈动态变化，但蝶叶始终位于P1和P3角平分 线附近，引起巷道蝶形塑性区出现偏转，导致塑 性区显现为非对称性[11]。对塑性区公式进行VB可 视化编程所获得的蝶形塑性区形态与主应力方向 夹角为045时的对应图如图7所示。 3采动围岩主应力演化规律及留巷 塑性破坏特征分析 FLAC是以拉格朗日差分法为基础的数值模拟 应用软件，主要应用于岩土工程[25]。结合地勘钻孔 E77 柱状图及岩石力学参数表 1对 2-2 煤进行 FLAC3D数值模拟计算，模型长宽高为 500 m 600 m200 m图8，模型侧面及底面为固定约束， 上边界施加5 MPa垂直应力，采用Mohr−Coulomb 准则，测压系数λ取1.2。 3.1采动围岩主应力演化规律 在开挖 22204 工作面 450 m 处，获得其侧方 22205辅运巷一次采动影响时的应力分布如图911 图5围压比与巷道塑性区对应关系 Fig. 5Relationship between confining pressure ratio and plastic zone of roadway a α0，VB计算；b α30，VB计算； c α45，VB计算；d α45，FLAC模拟 图7巷道围岩蝶形塑性区形态与主应力方向的关系 Fig. 7Relationship between shape of butterfly plastic zone and principal stress direction 1C1.5，φ20；2C2.6，φ29； 3C4.0，φ32。 图6不同岩性围压比敏感性关系 Fig. 6Sensitivity of confining pressure ratio of different surrounding rocks 1321 第 51 卷中南大学学报自然科学版 所示。 由图9可知采空区侧方315 m范围内，主 应力均出现应力集中现象，P1在采空区侧方 1020 m呈明显的减小趋势，P3减小趋势则不明 显。由图10可知侧方03 m主应力急剧增加， 36 m应力降低，69 m再次增加，这是顶板含水 软化后强度小于煤体强度导致应力深部转移量不 一致所致；P1在69 m顶板深部支承压力的影响下 煤层再次出现应力峰值，在980 m范围内，随着 距采空区边缘距离增加，应力下降最终趋于稳定， P3在20 m后的变化量较小，逐渐趋于稳定。 由图11可知由于采空区2 m内水平泄压和 垂直增压导致η极大，侧方1 m甚至可达10以上， 侧方5 m内逐步减小，59 m时增加，9 m时η为 3.73，25 m时η为2.26，随后，η下降幅度越来越 小，并趋于侧压系数λ。与应力分布规律相对应， P1方向与竖直方向的夹角α距采空区4 m时为2， 应力偏转88，此后逐渐减小，距离采空区20 m时 为60，应力偏转30，距离采空区80 m时为85， 应力偏转5，α逐渐接近于原岩应力状态。 3.2采动围岩塑性区形态特征规律 为明确采动应力分布对巷道塑性区的影响， 建立长宽高为50 m1 m50 m的巷道模型，岩 图8数值模拟模型简图 Fig. 8Model diagram of numerical simulation a 最小主应力P3；b 最大主应力P1 图9采动侧方主应力分布云图 Fig. 9Distribution of principal stress on side of goaf 表1岩石力学参数表 Table 1Rock mechanics parameters 岩性 覆岩 砂质泥岩5 细粒砂岩2 砂质泥岩4 粉砂岩2 砂质泥岩3 顶板夹煤 粉砂岩1 2-2煤 砂质泥岩2 底板夹煤 砂质泥岩1 细粒砂岩1 厚度/m 65 35 15 10 8 6 1 5 3 4 1 9 40 抗拉强度/MPa 1.60 1.04 1.37 2.07 2.07 0.62 0.52 1.66 0.51 0.62 1.04 1.04 1.32 弹性模量/GPa 7.6 8.2 8.4 9.2 9.5 7.7 4.9 9.7 6.1 7.6 5.2 5.4 8.6 内摩擦角/ 35 32 29 35 34 29 21 29 31 29 25 33 32 凝聚力/MPa 8.1 5.9 4.6 7.8 6.6 3.5 1.2 2.6 2.9 2.8 1.4 5.2 6.3 泊松比 0.21 0.19 0.22 0.14 0.19 0.22 0.21 0.19 0.23 0.25 0.14 0.27 0.22 软化系数 0.39 0.46 0.33 0.35 0.27 0.23 0.27 0.26 0.49 0.48 1322 第 5 期李臣，等动压巷道顶板非均匀剧烈变形机理及其稳定性控制 石力学参数见表1。提取侧方不同位置处图10和 图11中的AH的应力进行数值模拟计算，结果如 图12所示。 由图12可知随着距采空区边缘距离的增加， 塑性区的形态具有一定规律性；距采空区5 m时P1 接近垂直应力，α接近90，塑性区基本为对称状， 如图12a所示，η3.73时围压大于围岩的极限围 压，导致蝶叶无限扩展，巷道处于蝶形破坏状态。 此后，随围岩 P132.2 MPa→19.0 MPa及 η3.73→ 1.79减小，巷道塑性区逐渐减小，依旧呈蝶形分 布，但在α的影响下蝶形塑性区非对称分布，如图 12bh所示。此外，不同强度围岩对成蝶条件的 敏感性不同导致巷道顶底板软弱夹煤出现隔层塑 性区，采场开挖后侧方20 m煤柱外的巷道塑性区 见图13。 1最大主应力；2最小主应力；3主应力差。 图10采空区侧方主应力曲线 Fig. 10Principal stress curve on side of goaf 1夹角；2围压比。 图11采空区侧方围压比与应力夹角 Fig. 11Confining pressure ratio and stress angle on side of goaf a P132.2 MPa，P38.6 MPa，α2，η3.73；b P132.1 MPa，P310.8 MPa，α18，η2.96； c P129.5 MPa，P311.6 MPa，α25，η2.54；d P127.2 MPa，P311.8 MPa，α30，η2.31； e P122.7 MPa，P311.3 MPa，α39，η2.01；f P119 MPa，P310.6 MPa，α45，η1.79 图12采空区侧方不同距离处巷道塑性区发育形态， Fig. 12Plastic zone of roadway at different distances from side of goaf 1323 第 51 卷中南大学学报自然科学版 按照文献[9]所述计算方法，20 m煤柱时巷道 所处应力环境主要参数为P127.2 MPa，P3 11.8 MPa，α30，η2.31。计算可得本矿巷道塑 型区在均质粉砂岩1中R0为4.62 m，在均质顶板夹 煤中R0为17.24 m，由于夹煤在顶板56 m范围之 内，因此，理论计算所得塑型区深度小于粉砂岩1 厚度导致隔层在夹煤层中扩展，理论计算结果与 数值分析结果图13一致。 4支护阻力对塑性区的控制作用 分析 4.1锚杆 （索） 支护阻力的塑性控制计算 岩体力学已给出圆形巷道塑性区半径公式[26]为 R r P0 Ccotφ Pi Ccotφ 1 - sinφ 1 - sinφ 2sinφ 2 式中R为巷道塑性区半径；r为巷道半径；P0为 原岩应力；Pi为支护阻力；C为内聚力；φ为内摩 擦角。 取Pi01.0 MPa分析Pi对围岩塑性区的影响。 原岩应力P0取7.5，12.5和17.5 MPa对应埋深分别 为 300， 500 和 700 m， r2.7 m， C3 MPa， φ27，得出塑性区半径减少值ΔR随支护阻力增 大而增大，但每增加0.1 MPa支护阻力对应塑性区 半径减少值ΔR的差ΔΔR减小，即敏感性减弱，如 图14所示。1 MPa支护阻力在r2.7 m的巷道相当 于顶板每米至少30根Φ22锚杆或10根Φ22锚索， 因此，现场实际的加强支护对控制塑性区作用 有限。 4.2锚杆 （索） 支护阻力对塑性区控制作用的数值 模拟 FLAC3D数值软件将锚杆锚索采用Cable单元进 行模拟，其中锚杆/锚索规格按现场实际赋值，锚 杆锚索锚固长度为 1 m2 m，预应力为 120 kN 350kN的设计锚固力，垂直于顶板布置。将巷道 位置处见图11中D点的应力赋予模型中，以作用 力更强的锚索为变量，支护方案如表2所示，研究 不同支护强度对顶板塑性区的作用，结果如图15 所示。 由图15可知无支护状态时的巷道围岩塑性 区为蝶形且非对称，顶板最大破坏深度为4.6 m， 面积为16 m2。当顶板支护锚索密度由3根/m增加 到 12 根/m， 即 支 护 阻 力 由 0.33 MPa 增 加 到 0.91 MPa时，塑性区最大深度由4.6 m减为4.4 m， 仅减少 0.2 m，塑性区面积由 14.92 m2减小到 13.28 m2，4种支护密度对顶板塑性区面积的控制 率分别为6.75，9.00，12.25和17.00，塑性 图13巷道塑性区 Fig. 13Plastic zone of roadway ΔR17.5 MPa；212.5 MPa；317.5 MPa； ΔΔR47.5 MPa；512.5 MPa；617.5 MPa。 图14塑性区的支护阻力敏感性曲线图 Fig. 14Sensitivity curve of plastic zone to support resistance 表2支护方案表 Table 2 of support scheme 支护方案 序号 1 2 3 4 锚杆数量/根 6 6 6 6 锚索密度/根∙m−1 3 6 9 12 支护阻力/ MPa 0.33 0.52 0.72 0.91 1324 第 5 期李臣，等动压巷道顶板非均匀剧烈变形机理及其稳定性控制 区依然呈现非对称性。 可见，在现有支护水平下，提高支护阻力对 减小巷道围岩破坏范围的作用有限[16]，支护作用的 实质是将蝶形塑性区内的破坏岩石锚固到塑性区 外围稳定岩层，防止围岩失稳冒落，控制非连续 性变形[16−18]。 5非均匀剧烈变形致灾机理及其 控制 5.1顶板非均匀剧烈变形致灾机理 1 围岩强度软化。下沉段地质条件复杂，局 部断层发育，顶板邻水普遍，岩石内聚能减小， 强度软化[20−21]，导致围岩扩容效应强，承载力下 降，稳定性和整体性降低，支护体的可锚性弱化。 2 力学环境的影响。留巷所处应力场为原岩 应力、支承压力、开采动载以及塑性区内膨胀压 力等组成的极其复杂的叠加应力场[11]；采空区周边 应力调整使围岩主应力方向产生不同程度偏转， 巷道处于非均匀偏应力场。 3 塑性区蝶形扩张效应。蝶形塑性区由巷道 围压比η、应力及围岩岩性决定，属于给定量；不 同强度围岩对η的敏感性不同，导致塑性区在巷道 顶板隔层扩展，形成潜在冒顶区并释放强烈的变 形压力[16]。 4 支护不合理。顶板浅部岩石会产生碎涨现 象，并伴随由强大的膨胀压力[9]，锚索延伸量将无 法匹配巷道变形而破断，现场后期实际补强的大 直径锚索三径不匹配，锚固力远小于破断力，锚 索延伸能力未显现就已发生拉脱，作用效果有限。 5.2顶板剧烈变形段的稳定性控制 考虑到顶板多次补强后的持续下沉及日后 22205工作面开采后超前支承压力叠加可能造成的 巷道失稳等问题，对该区间进行高分子注浆，在 巷道中间施工240个注浆孔，间距为5 m，孔深为 5 m，注浆0.5 t/孔，共注浆120 t。二次采动期间， 在巷道超前工作面40 m处布置5台ZQL222500/ 22/40D型超前液压支架，预防巷道冒顶。采取措 施后取得了一定效果，超前段受二次采动影响虽 偶有锚索破断崩出，但整体上保证工作面安全推 过本下沉段。 5.3顶板剧烈变形的稳定性控制建议 在巷道工程现场，很多巷道及时补强后仍然 不能有效控制围岩大变形[15]，基于数值分析锚杆索 支护对塑性区的控制作用，针对布尔台矿巷道顶 板大变形的实际情况，提出以下巷道锚杆锚索支 护建议。 对于大变形巷道的“给定变形” ，其稳定性控 制思路应由变形控制转为防冒灾害控制，具体为 1 允许一定泄压变形但要杜绝冒顶；2 支护体延 伸量大于围岩变形量，柔性支护；3 锚索自由段 长度大于塑性区最大深度；4 锚索承载力大于塑 性区体积质量；5 浅部有一定密度防漏顶；6 下 沉量大于锚索可延伸量的70时及时补强支护， 持续提供支护阻力。 6结论 1 理论分析双向非均匀应力场巷道围岩塑性 区形态的演化规律，即随着围压比η的增大，塑性 区演化为蝶形；蝶形塑性区对η和围岩强度具有高 度敏感性，非对称性分布形态受最大主应力与竖 a 无支护；b 3根锚索；c 6根锚索；d 9根锚索；e 12根锚索 图15不同支护密度下塑性区分布 Fig. 15Plastic zone at different supports 1325 第 51 卷中南大学学报自然科学版 直方向夹角α影响。 2 留巷顶板含水软化，采动后出现η2.3的高 围压比成蝶环境，夹角α30造成塑性区偏转导致 呈非均匀分布状态，且不同围岩对成蝶敏感性不 同导致顶板隔层破坏。 3 理论计算和数值分析显示塑性区对支护阻 力的敏感性逐渐弱化，在一定范围内提高支护阻 力对减小巷道围岩破坏范围的作用有限，支护对 防止围岩失稳冒落、控制非连续性变形意义重大。 4 针对顶板大变形采取高分子注浆技术并在 二次采动超前40 m布置超前液压支架，确保工作 面安全推过剧烈下沉段，并提出了针对顶板剧烈 下沉的锚杆锚索支护建议。 参考文献 [1]钱鸣高, 石平五. 矿山压力与岩层控制[M]. 徐州 中国矿业 大学出版社, 2004 32−79. 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