近年来，窄煤柱巷道在我国取得了较大的发展。窄煤柱巷道作为一类受采动影响比较剧烈的巷道，围岩非均匀大变形问题比较突出。我国学者针对采动巷道围岩控制问题，进行了大量的相关研究工作。马念杰等[1-3]针对深部受采动影响巷道，提出了蝶形塑性区理论，该理论认为在非均匀应力场中巷道围岩塑性区不再是圆形和椭圆形而是呈蝶形，蝶叶扩张和旋转，容易诱发巷道冒顶。康红普等[4]针对多巷布置工作面中受采动影响的留巷变形与破坏规律进行了研究，指出高预应力强力锚杆和锚索支护、全锚索支护能够显著降低留巷变形。王卫军[5]针对受采动影响巷道，对比分析了塑性区均匀扩展和恶性扩展对巷道变形影响，指出保证巷道稳定的关键是控制塑性区的恶性扩展。侯朝炯[6]提出了综放沿空掘巷大、小结构稳定原理，指出小结构的稳定不仅受大结构的影响，还与煤柱的稳定和支护强度有关。柏建彪等[7]通过建立沿空巷道结构力学模型，推导出“内应力场”计算公式，在确定沿空掘巷位置的基础上，提出了相应的控制对策。李学华[8]通过对窄煤柱巷道典型案例分析，总结了影响煤柱变形破坏的主要因素，并提出了不同因素影响下窄煤柱巷道稳定性控制对策。何富连等[9-11]针对窄煤柱巷道顶板非对称变形，提出采用不对称锚梁桁架控制顶板变形，防止冒顶。杨科[12]分析了综放窄煤柱巷道在二次采动影响下围岩应力演化特征，为综放开采煤柱宽度确定和支护方式选取提供理论依据。张炜[13]构建了孤岛工作面窄煤柱巷道围岩结构力学模型，揭示了其围岩控制机理，并提出了相应的支护技术。王红胜[14]研究了基本顶不同断裂结构条件下窄煤柱巷道受力及变形特点，提出了根据基本顶破断位置确定合理窄煤柱宽度的方法。以上研究成果丰富了采动巷道围岩控制理论，解决了大量的窄煤柱巷道围岩控制问题，但对于煤柱尺寸对采动巷道的影响程度、以及窄煤柱巷道产生非均匀大变形的力学本质仍不清晰，需进一步研究，从而为窄煤柱巷道提出更加合理的支护方案。
本文针对丰汇煤矿窄煤柱巷道非均匀大变形控制难题，研究不同尺寸煤柱时巷道围岩塑性区分布形态与应力分布规律，以及采场覆岩结构运动特征，揭示窄煤柱巷道非均匀变形机理，提出具有针对性的控制对策，进行井下试验，并对支护效果进行评价，以期对同类型巷道围岩控制提供借鉴。
1 工程背景
1.1 工程概况
山西昔阳丰汇煤矿15104工作面主要开采15号煤，设计长度为180 m，埋深约为345 m，煤层厚度为4.2～4.9 m，平均4.5 m，煤层结构简单，含泥岩夹矸，裂隙发育，为近水平煤层。直接顶为深灰色泥岩和14号煤，其中泥岩含丰富植物化石，平均厚度为8.0 m;14号煤层不可采，结构复杂，平均厚度为0.45 m。基本顶为灰色砂质泥岩，具水平层理，平均厚度为6.0 m;底板为灰黑色砂质泥岩，厚度为6.7 m。工作面采用综放开采，割煤高度为2.6 m，放煤高度为1.9 m。丰汇煤矿早期主要采用60 m左右的煤柱进行护巷，煤柱损失大，采出率低;优化为20～30 m的煤柱后，巷道底臌严重，非均匀变形显著。近年来开始试验3～5 m的小煤柱，由于煤柱变形破坏严重，采空区瓦斯等有害气体大量溢出，影响生产安全，目前主要采用8 m的窄煤柱巷道。15104工作面一侧为15102采空区，另一侧为未开采的15106工作面，15104工作面轨道巷为窄煤柱巷道，距15102采空区为8 m，工作面巷道布置如图1(a)所示。由于采掘接续紧张，15102工作面采出后不久就开始掘进15104工作面窄煤柱巷道，受相邻工作面覆岩结构运动影响剧烈。
15104工作面轨道巷掘进宽度为4 700 mm，掘进高度为3 500 mm，由于煤层裂隙发育、松软破碎，沿煤层顶板留底煤掘进。采用对称性支护方案，顶板采用锚杆和锚索支护，其中锚杆直径为20 mm，长为2 300 mm，间排距为800 mm×800 mm，顶角锚杆倾斜布置;锚索直径为15.24 mm，长度为7 000 mm，间排距为1 600 mm×1 600 mm。巷道两帮采用锚杆支护，锚杆直径为20 mm，长度为2 300 mm，间排距为800 mm×800 mm，顶角和底角的锚杆倾斜布置，距顶板和底板的距离均为150 mm，与水平方向夹角为15°。具体原支护方案示意图，如图1(b)所示。
图1 工作面巷道布置和原支护方案示意
Fig.1 Schematic diagram of working face roadways layout and original support design
1.2 窄煤柱巷道变形破坏特征
巷道掘进完成后不久，顶板出现局部漏冒、窄煤柱帮大变形和底臌等问题，通过现场调研和位移监测得出其典型破坏特征为:
(1)围岩变形量大，非均匀变形突出。巷道掘进期间，在相邻工作面非稳定的覆岩结构影响下，巷道整体变形量大，且窄煤柱侧顶板和煤帮的变形皆显著大于实体煤侧，非均匀变形问题较为突出。
(2)顶板挤压变形剧烈，巷道底臌量大。顶板水平错动挤压时有发生，造成顶板不协调的下沉变形，窄煤柱侧顶板易出现局部漏冒和台阶下沉(图2(a),(b))。靠近窄煤柱侧底臌较明显，最大底臌量可达700 mm(图2(d))，影响工作面材料运输。
(3)窄煤柱帮内挤显著。在顶板载荷作用下，窄煤柱帮局部最大位移量可达1 200 mm(图2(c))，侧向碎胀变形严重，造成煤帮锚杆托板锚空，预紧力损失，加之煤帮破坏损伤范围大，使其自身锚固性能降低。
图2 窄煤柱巷道变形破坏特征
Fig.2 Deformation and failure characteristics of narrow coal pillar roadway
(4)支护结构损坏严重、返修率高。围岩大变形使支护结构性能不能与其相适应，出现大量的锚杆和锚索破断现象。巷道整体返修量大，需消耗大量的人力和支护材料，使巷道维护成本大幅增加。
2 窄煤柱巷道非均匀变形机理
2.1 煤柱尺寸效应
以15104工作面为工程背景，采用FLAC3D软件建立数值模型，根据地应力测试结果，初始化模型边界应力，以岩石力学实验结果为基础对岩体强度进行一定折减[15]。对16种不同煤柱尺寸影响下巷道围岩塑性区分布形态、垂直应力分布特征，以及窄煤柱巷道表面位移分布特征进行分析。
2.1.1 塑性区分布形态
围岩塑性区是评价巷道围岩稳定性的重要指标，塑性区的形态和大小制约着巷道支护参数的设计，亦是影响煤柱留设尺寸的重要指标。不同尺寸煤柱时巷道围岩塑性区分布形态，如图3所示。
煤柱宽度在5～10 m时，煤柱整体发生塑性破坏，巷道围岩塑性区和采空区侧向岩体塑性破坏区相互贯通，巷道围岩塑性破坏范围大。当煤柱宽度为15 m时，巷道顶板塑性区不再与采空区周围岩体塑性区相连，顶板破坏高度为3.5 m，实体煤帮破坏深度为5.0 m，煤柱中心位置呈共轭剪切破坏。煤柱宽度为20 m时，巷道围岩塑性破坏区域与采空区周围岩体塑性区完全分开，顶板破坏高度为3.0 m，且在实体煤帮侧顶板破坏范围大于煤柱侧;实体煤帮破坏深度为4.0 m，最大破坏区域位于煤帮的上部;煤柱帮破坏深度为5.0 m，而最大破坏区域位于煤帮的下部，巷道围岩塑性区整体呈非对称分布。煤柱宽度在25～30 m时，巷道围岩塑性区分布形态与煤柱宽度20 m时类似，但其破坏范围有所减小。煤柱宽度在35～45 m时，巷道顶板塑性区呈对称分布，而巷道两侧煤帮塑性区分布仍具有非对称性，煤柱帮破坏范围大于实体煤帮。煤柱宽度在50～60 m时，巷道围岩塑性区呈对称分布。
图3 不同尺寸煤柱时巷道围岩塑性区分布
Fig.3 Plastic zone distribution of roadway different width pillar
2.1.2 垂直应力分布特征
采空区和巷道周围岩体应力重新分布，最终达到新的应力平衡状态，图4为不同尺寸煤柱内垂直应力分布曲线。
煤柱宽度在5～15 m范围内，煤柱内垂直应力呈单峰值分布，应力峰值基本位于煤柱中心位置，随着煤柱尺寸增加，应力峰值逐渐增大;煤柱宽度为8 m时，垂直应力峰值为27.8 MPa，应力集中系数为3.0;煤柱宽度为15 m时，垂直应力峰值最大为33.7 MPa，应力集中系数为3.6。煤柱宽度在20～60 m时，煤柱内垂直应力靠近巷道侧低，在采空区侧高;煤柱宽度在20～45 m时随着煤柱尺寸增加，垂直应力峰值逐渐降低，增加到35 m后，降幅逐渐减小;煤柱宽度由50 m继续增加，应力峰值保持不变为25.2 MPa，应力集中系数为2.7，距采空侧煤壁的距离不变为6 m。煤柱宽度在20～60 m，随着煤柱尺寸增加，巷道侧煤柱内垂直应力逐渐降低，随着煤柱尺寸增加，巷道受到采动影响程度逐渐降低。
图5为不同尺寸煤柱时采空区和巷道开挖后，在巷道两侧围岩内形成的垂直应力分布规律。
煤柱宽度在5～8 m，巷道实体煤帮垂直应力峰值为28 MPa左右，且大于煤柱侧;当煤柱宽度是8 m时，巷道两侧煤帮垂直应力峰值差别不大。煤柱尺寸在9～60 m，巷道实体煤帮侧垂直应力峰值逐渐降低，且全部小于煤柱侧。当巷道煤柱宽度在5～30 m时，巷道实体煤帮垂直应力峰值区域并不是位于巷帮中心位置，而是靠近巷道实体煤帮肩角位置，煤柱侧应力峰值区域中心与实体煤帮应力峰值区域中心的连线与水平方向呈一定夹角，结合巷道围岩非对称塑性区，说明围岩主应力方向发生了改变[2]。煤柱尺寸在35～45 m时，实体煤帮应力峰值区域逐渐向巷帮中心位置偏转;煤柱尺寸为50～60 m时，实体煤帮应力峰值区域位于巷帮中心，几乎不受采动影响。
图4 不同尺寸煤柱内垂直应力分布曲线
Fig.4 Vertical stress curves in different width of coal pillar
图5 不同尺寸煤柱时围岩垂直应力分布(单位:MPa)
Fig.5 Vertical stress distribution in different width of coal pillar(unit:MPa)
综合以上说明,煤柱尺寸是影响巷道围岩塑性区分布形态和应力分布特征的关键因素。根据不同煤柱尺寸，结合巷道围岩塑性区分布形态和应力分布特征，可将巷道受采动影响程度分为四区:5～15 m为剧烈影响区，20～30 m为中等影响区，35～45 m为一般影响区，50 m以上为非影响区。当煤柱尺寸大于30 m之后，巷道受到采动影响程度逐渐降低，围岩塑性区趋于均匀分布，传统的对称支护方案即可满足对围岩的稳定性控制。而当煤柱尺寸小于30 m时，巷道受采动影响较为显著，工作面开采后，采空区侧向岩体垂直应力为原岩应力的3倍左右，使主应力差(σ1-σ3)显著增大，煤帮极易产生剪切碎胀扩容变形;采空侧顶板下沉变形过程中将产生较为强烈的偏载作用，导致围岩主应力方向发生了一定改变;正是由于主应力差增大和方向的改变造成巷道围岩塑性区呈非对称分布，这是采动巷道产生非均匀变形破坏的力学本质，对于此类巷道，采用传统的对称支护方案则会对围岩的局部大变形控制不足，容易诱发围岩的整体失稳。因此，采动巷道需根据不同的影响程度分区选择相应的支护方案。
2.1.3 窄煤柱巷道表面位移分布特征。
对于5～10 m的窄煤柱巷道而言，由于距离采空区较近，覆岩结构位态是巷道围岩受力的主要来源，基本顶破断回转将产生较大的挤压变形力直接作用于窄煤柱侧围岩，使其产生显著变形，对于不同尺寸煤柱时巷道表面位移分布特征，如图6，7所示。
图6 不同尺寸煤柱时巷道顶板表面位移分布
Fig.6 Roadway roof displacement distribution in different width of coal pillar
图7 不同尺寸煤柱时巷道帮部表面位移分布
Fig.7 Roadway rib displacement distribution in different width of coal pillar
由图6可知，巷道窄煤柱侧顶板垂直位移和水平位移皆显著大于实体煤侧顶板，且随着煤柱尺寸的增大，两侧位移的差值逐渐减小，其中煤柱尺寸为5 m时，垂直位移相差447 mm，水平位移相差279 mm，窄煤柱侧顶板垂直位移是实体煤侧的2.8倍左右，水平位移是实体煤侧的8.7倍左右;煤柱尺寸为10 m时，垂直位移相差180 mm，水平位移相差151 mm，窄煤柱侧顶板垂直位移是实体煤侧的2.1倍左右，水平位移是实体煤侧的4.4倍左右。由图7可知，窄煤柱帮最大水平位移出现在靠近底板侧，为700～920 mm;实体煤帮最大水平位移出现在靠近顶板侧，为160～238 mm;窄煤柱帮最大水平位移是实体煤帮的4倍左右。综合以上结果可知，窄煤柱巷道整体变形非均匀性较为突出，窄煤柱侧煤帮和顶板变形更为显著，亦是围岩稳定性控制的重点。
2.2 采场覆岩结构运动相似模拟实验
以15104工作面为工程背景，建立尺寸为8 m的窄煤柱巷道相似模型，模型的几何相似比为1∶100，容重相似比为1∶1.6，同时满足运动相似、应力相似和外力相似等，相似材料为细砂、石膏、石灰和水。窄煤柱巷道布置与工作面开挖，如图8所示。
图8 窄煤柱巷道布置与工作面开挖
Fig.8 Roadway layout of narrow coal pillar and excavation of working face
工作面煤层开挖过程中，直接顶首先发生离层和垮落，随着工作面继续推进，基本顶达到极限跨距后发生断裂、回转和触矸。基本顶作为下位岩层的“关键层”，其破断后将导致上覆软弱岩层的渐次垮落，采空区边界侧向残留岩体载荷由巷道煤柱和实体煤帮承担，在巷道上方形成楔形承载区。采场空间增大，导致顶板垮落层位升高，楔形承载区不断向上方和侧向扩展，直至覆岩达到稳定状态。楔形承载区顶板既承担覆岩载荷，又向下位基本顶传递压力，从而对窄煤柱巷道围岩受力环境产生显著影响。在采场覆岩中由于多层关键层的存在，覆岩顶板活动过程中，楔形承载区对下位基本顶将产生变化荷载，且随着顶板垮落范围增高，覆岩结构对基本顶回转变形的影响程度降低，基本顶载荷趋于稳定[16]。因此，窄煤柱巷道在楔形承载区稳定后掘进，将有利于降低支护难度。采用数字图像相关方法(DIC)对工作面开采过程中覆岩位移演化进行监测，从结果中提取工作面推进过程中窄煤柱巷道两帮的垂直应变，如图9所示，其中负值为压应变。由监测结果可知，巷道窄煤柱帮受到的压缩应变显著大于实体煤帮，楔形承载区对下位岩体产生偏载作用力。
图9 窄煤柱巷道两帮垂直应变
Fig.9 Vertical strains in ribs of narrow coal pillar roadway
2.3 窄煤柱巷道非均匀变形主要影响因素
(1)采动应力场叠加，支承压力大。工作面采用综合机械化放顶煤一次采全高开采，工作面推进速度快、覆岩活动空间大，矿压显现相对剧烈，形成的侧向支承压力峰值高。巷道掘出后周围产生应力集中，工作面回采和巷道掘进引起的采动应力场叠加，煤体在反复支承压力作用下破坏损伤严重，塑性区范围大。
(2)覆岩结构非对称，偏载作用显著。窄煤柱巷道受到相邻工作面回采的影响，覆岩结构非对称，楔形承载区顶板回转变形加剧，偏载作用较为显著，导致围岩的主应力方向发生改变，围岩塑性破坏范围为非对称分布;基本顶关键块破断回转产生较大的挤压变形力作用于窄煤柱侧顶板，易在层间结构面产生剪切滑移，不协调的变形导致顶板挠曲离层;窄煤柱侧顶板下沉较实体煤侧严重，引发顶板台阶变形破坏，甚至是局部漏冒。
(3)煤柱尺寸小、强度低，难以为顶板提供有效支撑。窄煤柱巷道一侧煤柱宽度为8 m，处于侧向支承压力剧烈活动区，煤柱垂直载荷增加，煤体松软、裂隙发育，强度劣化严重，锚杆锚固效能差，难以在煤帮自由面提供有效的径向约束，导致煤柱主应力差增大，容易引起压剪屈服破坏(图10)，产生较为显著的碎胀扩容变形，煤柱向巷道空间方向具有强烈位移;窄煤柱作为楔形承载区悬梁的支撑点，由于破坏损伤严重，难以对顶板提供有效支撑，顶板悬梁回转角增加,底板为松软煤层，在垂直载荷作用下向巷道内挤压流动，造成窄煤柱侧巷道显著底臌。
图10 摩尔-库伦破坏准则
Fig.10 Mohr-Coulomb failure criterion
(4)支护方案对称布置，针对性差。窄煤柱巷道顶板和煤帮赋存应力环境具有显著差异，原支护方案中锚杆和锚索采用对称布置，对于煤柱侧围岩的局部非均匀大变形控制不足，不能“对症下药”，支护系统的针对性差，区域围岩应力环境恶化，围岩自身承载能力难以发挥，加剧围岩的非均匀变形，极易引发巷道围岩变形失稳。
3 窄煤柱巷道支护技术
3.1 围岩控制思路
根据窄煤柱巷道围岩受力环境，对巷道围岩薄弱部位进行重点控制，优化区域应力，增强窄煤柱帮的支护强度，保证顶板岩梁的连续性，提高巷道围岩支护系统的整体稳定性。主要体现在以下几个方面:
(1)楔形承载区围岩应力优化，降低采动应力梯度。楔形承载区基本顶结构位态是围岩产生偏载的根源，对楔形承载区煤柱侧顶板采用横纵结合的桁架锚索结构进行区域应力优化，防止破断弧形三角块剧烈活动，抑制其矿压显现程度，降低采动应力梯度。
(2)加强窄煤柱帮控制，均衡顶板载荷。在锚杆支护基础上增设锚索，加强窄煤柱帮控制，减小主应力差，控制煤体的剪切碎胀扩容变形，并对其进行注浆改性，固结浅部破碎岩块、修复深部裂隙损伤岩体，增加锚杆锚索在破碎围岩中的锚固效果，最大限度地减少窄煤柱帮强度的降低，保证煤帮的整体性，为顶板提供有效的支撑，降低基本顶的回转变形程度，向实体煤帮均衡顶板载荷，抑制底板松软煤体向巷道内挤压流动。因此，控制窄煤柱帮的强烈位移是控制窄煤柱巷道非均匀大变形的关键。
(3)保证顶板岩梁连续性、降低层间剪切错动。提高顶板锚杆和锚索的预紧力，形成连续的预应力承载结构，发挥锚杆锚索对围岩的主动控制作用，增加层间剪切阻抗，避免层间剪切滑移和离层扩展，保持顶板岩梁的连续性，避免顶板台阶下沉。
3.2 差异化支护技术
基于以上分析，为了保证窄煤柱巷道围岩的稳定，提出采用非均匀支护应力场协调围岩的非均匀变形，即对窄煤柱巷道实施差异化支护技术，通过改变巷道区域支护方式、增加支护密度、以及对破碎围岩进行注浆改性等，加强对围岩局部大变形的控制，使该区域的支护应力场增强，降低采动应力梯度，使围岩在原岩应力场、采动应力场、支护应力场作用下应力趋于均匀，提高巷道围岩的整体强度，充分发挥围岩的自身承载能力，从而实现巷道围岩在服务期间的稳定与畅通。具体的差异化支护方案如下。
(1)顶板支护。锚杆直径为20 mm，长度为2 300 mm，间排距为800 mm×800 mm，采用快慢结合锚固剂，锚固长度不低于1 000 mm，施加扭矩不低于300 N·m，靠近巷道顶角的锚杆倾斜布置，距煤帮的距离为350 mm，与竖直方向的夹角为20°。锚索直径为17.8 mm，长度为7 000 mm，锚固长度为1 500 mm。锚索差异化布置，沿巷道顶板中心对称布置两根锚索，采用槽钢相互连接，形成横向的桁架式锚索结构，间距为1 600 mm，排距为1 600 mm;在此基础上，距窄煤柱侧750 mm处布置一根锚索，该锚索与上述对称两根锚索不在同一排，然后每隔1 600 mm，布置一根同类型的锚索，在巷道轴向上，每两根锚索采用槽钢连接，形成纵向的桁架式锚索结构。锚索施加预紧力不低于120 kN。
(2)窄煤柱帮支护。锚杆直径为20 mm，长度为2 300 mm，间排距为800 mm×800 mm，采用快慢结合锚固剂，锚固长度不低于1 000 mm，施加扭矩不低于300 N·m，靠近巷道顶角和底角的锚杆倾斜布置，距顶板和底板的距离均为150 mm，与水平方向夹角为15°。锚索直径为17.8 mm，长度为4 500 mm，采用快慢结合锚固剂，锚固长度不低于1 500 mm，间排距为1 600 mm×1 600 mm，每排2根，沿煤帮中心对称布置，采用槽钢连接，锚索施加预紧力不低于120 kN。锚杆锚索布设完成后，在其表面喷射厚度为100 mm的C20混凝土层;然后进行壁后注浆，注浆孔垂直煤帮布设，直径为45 mm，深度为3 000 mm，间排距为1 200 mm×1 600 mm，浆液主要为水泥-水玻璃，注浆压力为2～3 MPa。
(3)实体煤帮支护。实体煤帮不布置锚索且不进行注浆，其余支护参数与窄煤柱帮相同。具体支护参数，如图11所示。
4 现场监测
4.1 窄煤柱巷道掘进期间
15106轨道巷为试验巷道，距离15104工作面采空区的煤柱宽度为8 m，15104工作面开采完毕7个月后开始巷道掘进。巷道掘进期间，严格按照设计差异化支护方案进行施工，在施工过程中布设矿压测站，监测周期为90 d，得出巷道围岩表面位移曲线如图12(a)所示;巷道锚杆受力曲线如图12(b)所示，其中编号为1,2锚杆为窄煤柱帮锚杆，编号为3,4锚杆为顶板锚杆，编号为5,6锚杆为实体煤帮锚杆;巷道锚索受力曲线如图12(c)所示，其中编号为1,2,3的锚索为顶板锚索，编号为4,5的锚索为窄煤柱帮锚索。
从巷道表面位移监测结果可知:巷道负帮的最大位移量为163 mm，正帮的最大位移量为85 mm，顶板最大下沉量为113 mm，底板的最大底臌量为34 mm，总体来说巷道表面位移量不大，没有出现显著局部大变形，巷道围岩整体稳定性较好。从锚杆锚索受力变化趋势来看，随着时间的增加锚杆锚索受力逐渐增加，增加趋势与围岩变形趋势一致;锚杆锚索受力同步上升，说明锚杆和锚索可协同承载共同保证围岩的稳定;锚杆锚索受力最终趋于稳定，说明锚杆锚索对于锚固范围内围岩的离层、剪切滑动以及内部裂隙的张开等非连续变形控制效果好，可充分发挥围岩的自身承载能力保证巷道围岩的稳定。
图11 窄煤柱巷道支护方案示意
Fig.11 Schematic diagram of support scheme for narrow pillar roadway
图12 巷道掘进期间矿压监测
Fig.12 Mine pressure monitoring of surrounding rock during roadway excavation
4.2 工作面回采期间
为了进一步说明差异化支护方案对窄煤柱巷道支护效果，进一步对本工作面回采期间超前支承压力作用下，窄煤柱巷道围岩变形情况进行了监测，结果如图13所示。
图13 回采期间巷道围岩变形曲线
Fig.13 Deformation curve of surrounding rock in roadway during mining
由巷道位移监测结果可知,窄煤柱巷道受本工作面回采期间超前支承压力影响显著，随着距工作面距离的减少，围岩变形加剧。正帮最大移近量为379 mm，负帮最大移近量为524 mm，顶板最大下沉量为419 mm，最大底臌量为230 mm。工作面回采期间，窄煤柱巷道采用单体支柱配合π型梁超前支护，巷道围岩变形可控，实现了工作面顺利安全回采。
综合窄煤柱巷道在服务期间矿压监测结果表明:采用差异化支护方案后，窄煤柱帮内挤大变形得到有效控制，没有出现顶板挤压错动和台阶下沉现象，围岩整体变形量在可控范围内，围岩稳定性好，窄煤柱巷道差异化支护技术取得了良好的支护效果，对于同类型巷道围岩的控制具有较高借鉴价值。
5 结 论
(1)煤柱尺寸是影响采动巷道围岩塑性区分布形态和应力分布特征的关键因素，由于主应力差增大和方向的改变造成采动巷道围岩塑性区呈非对称分布;窄煤柱巷道整体变形非均匀性突出，窄煤柱侧煤帮和顶板变形更为显著，是巷道围岩稳定性控制的重点。
(2)采动应力场叠加、支承压力大，覆岩结构非对称、偏载作用显著，煤柱尺寸小、强度低，难以为顶板提供有效支撑，支护方案对称布置、针对性差，是窄煤柱巷道产生非均匀变形的主要原因。
(3)提出以“改变巷道区域支护方式、增加支护密度、破碎围岩注浆改性”为核心的窄煤柱巷道差异化支护技术，即采用非均匀支护应力场协调围岩的非均匀变形，并对窄煤柱帮进行注浆改性，提高锚杆锚索锚固效果，保证其对顶板提供有效支撑，充分发挥围岩的自身承载能力。
(4)窄煤柱巷道全服务周期现场监测表明，窄煤柱巷道采用差异化支护技术后，围岩非均匀大变形得到有效控制，稳定性好。
参考文献(References):
[1] 马念杰,李季,赵志强.圆形巷道围岩偏应力场及塑性区分布规律研究[J].中国矿业大学学报,2015,44(2):206-213.
MA Nianjie,LI Ji,ZHAO Zhiqiang.Distribution of the deviatoric stress field and plastic zone in circular roadway surrounding rock[J].Journal of China University of Mining and Technology,2015,44(2):206-213.
[2] 马念杰,冯吉成,吕坤,等.煤巷冒顶成因分类方法及其支护对策研究[J].煤炭科学技术,2015,43(6):34-40.
MA Nianjie,FENG Jicheng,LÜ Kun,et al.Study on cause classification method and support countermeasures of roof falling in coal drift[J].Coal Science and Technology,2015,43(6):34-40.
[3] 贾后省.蝶叶塑性区穿透特性与层状顶板巷道冒顶机理研究[D].北京:中国矿业大学(北京),2015:71-76.
[4] 康红普,颜立新,郭相平,等.回采工作面多巷布置留巷围岩变形特征与支护技术[J].岩石力学与工程学报,2012,31(10):2022-2036.
KANG Hongpu,YAN Lixin,GUO Xiangping,et al.Characteristics of surrounding rock deformation and reinforcement technology of retained entry working face with multi-entry layout[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2012,31(10):2022-2036.
[5] 王卫军,袁超,郭罡业,等.强烈采动作用下岩巷围岩塑性区恶性扩展的控制研究[J].采矿与安全工程学报,2016,33(6):957-964.
WANG Weijun,YUAN Chao,GUO Gangye,et al.Control of malignant expansion of plastic zone in surrounding rock of rock roadway under the conditions of violent mining[J].Journal of Mining &Safety Engineering,2016,33(6):957-964.
[6] 侯朝炯,李学华.综放沿空掘巷围岩大、小结构的稳定性原理[J].煤炭学报,2001,26(1):1-7.
HOU Chaojiong,LI Xuehua.Stability principle of big and small structures of rock surrounding roadway driven along goaf in fully mechanized top coal caving face[J].Journal of China Coal Society,2001,26(1):1-7.
[7] 李 磊，柏建彪，王襄禹．综放沿空掘巷合理位置及控制技术[J].煤炭学报,2012,37(9):1564-1569．
LI Lei,BAI Jianbiao,WANG Xiangyu.Rational position and control technique of roadway driving along next goaf in fully mechanized top coal caving face[J].Journal of China Coal Society,2012,37(9):1564-1569.
[8] 李学华,鞠明和,贾尚昆,等.沿空掘巷窄煤柱稳定性影响因素及工程应用研究[J].采矿与安全工程学报,2016,33(5):761-769.
LI Xuehua,JU Minghe,JIA Shangkun,et al.Study of influential factors on the stability of narrow coal pillar in gob-side entry driving and its engineering application[J].Journal of Mining &Safety Engineering,2016,33(5):761-769.
[9] 何富连,张广超.大断面采动剧烈影响煤巷变形破坏机制与控制技术[J].采矿与安全工程学报,2016,33(3):423-430.
HE Fulian,ZHANG Guangchao.Deformation and failure mechanism and control technology of large section coal roadway subjected to severe mining dynamic load[J].Journal of Mining &Safety Engineering,2016,33(3):423-430.
[10] 魏臻,何富连,张广超,等.大断面综放沿空煤巷顶板破坏机制与锚索桁架控制[J].采矿与安全工程学报,2017,34(1):1-8.
WEI Zhen,HE Fulian,ZHANG Guangchao,et al.Failure mechanism and cable truss control of large-scale section gob-side entry roof with fully-mechanized caving[J].Journal of Mining &Safety Engineering,2017,34(1):1-8.
[11] 张广超,何富连.大断面综放沿空巷道煤柱合理宽度与围岩控制[J].岩土力学,2016,37(6):1721-1728,1736.
ZHANG Guangchao,HE Fulian.Pillar width determination and surrounding rocks control of gob-side entry with large cross-section and fully-mechanized mining[J].Rock and Soil Mechanics,2016,37(6):1721-1728,1736.
[12] 杨科,谢广祥.窄煤柱综放巷道围岩应力场特征[J].采矿与安全工程学报,2007,24(3):311-315.
YANG Ke,XIE Guangxiang.Stress field of surrounding rocks of fully mechanized top-coal caving gateway with small pillars[J].Journal of Mining &Safety Engineering,2007,24(3):311-315.
[13] 张炜,张东升,陈建本,等.孤岛工作面窄煤柱沿空掘巷围岩变形控制[J].中国矿业大学学报,2014,43(1):36-42,55.
ZHANG Wei,ZHANG Dongsheng,CHEN Jianben,et al.Control of surrounding rock deformation for gob-side entry driving in narrow coal pillar of island coalface[J].Journal of China University of Mining &Technology,2014,43(1):36-42,55.
[14] 王红胜,张东升,李树刚,等.基于基本顶关键岩块B断裂线位置的窄煤柱合理宽度的确定[J].采矿与安全工程学报,2014,31(1):10-16.
WANG Hongsheng,ZHANG Dongsheng,LI Shugang,et al.Rational width of narrow coal pillar based on the fracture line location of key rock B in main roof[J].Journal of Mining &Safety Engineering,2014,31(1):10-16.
[15] ZHANG L，EINSTEIN H H.Using RQD to estimate the deformation modulus of rock masses[J].International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences,2004,41(2):337-341.
[16] 张农,韩昌良,阚甲广,等.沿空留巷围岩控制理论与实践[J].煤炭学报,2014,39(8):1635-1641.
ZHANG Nong,HAN Changliang,KAN Jiaguang,et al.Theory and practice of surrounding rock control for pillarless god-side entry retaining[J].Journal of China Coal Society,2014,39(8):1635-1641.