井工煤矿巷道布置受限于矿井设计布置、巷道使用要求、围岩稳定等条件影响，在井下车场、工作面终采线附近等转运位置不可避免的存在多巷道空间交错布置情况，位于巷道交错位置的围岩相对单一巷道围岩的承载结构及应力分布特征更为复杂;由于巷道间围岩应力叠加干扰，易诱发交错巷道巷间围岩破坏裂隙贯通并产生巷道失稳。
多巷道布置情况普遍存在，其复杂空间围岩稳定控制问题持续得到很多学者密切关注，相关研究学者[1-11]通过数值模拟、拟合公式等方法针对多巷道围岩扰动影响特征进行分析，并揭示多巷道围岩破坏失稳特征，但对于多巷道的巷道间围岩破坏贯通临界尺寸和围岩应力叠加分布特征的力学解析研究相对匮乏;聂军委[10]，马百龙[11]，尧军[12]，程志超[13]就巷道群的掘进扰动效应对巷道围岩稳定性影响及多巷道间的围岩支护技术措施展开研究，为类似近距离多巷道的支护工程设计与施工提供参考借鉴，但对于支护载荷的稳定判别以及支护参数的优化设计分析仍需进一步研究;于远祥等[14]通过巷帮围岩介质应力荷载传递双曲线力学模型深入讨论了煤帮的极限平衡区宽度，金启云[15]，施有志[16]，张路青等[17]，邢亮等[18]利用复变函数中的解析延拓法与Schwarz交替法对半无限和无限弹性平面内双孔平行隧道和煤矿巷道的围岩稳定性进行力学解析，但没有考虑方位夹角等空间一般因素影响而仅适用于平行双巷问题研究需要;当前对复杂空间多巷道研究，如交岔巷道围岩控制问题研究及理论分析取得了很好成果[19-22]，然而对煤矿空间交错巷道围岩体稳定性问题研究及理论分析尚且较少，交错巷道间围岩破坏裂隙诱发贯通失稳机理及其影响因素规律迫切需要进一步研究。
因此，本文运用弹塑性力学理论和极限平衡法建立交错巷道巷间围岩体稳定性分析判别模型，并对交错巷道间围岩破坏裂隙贯通失稳机理及影响因素进行分析，通过数值模拟进一步说明交错巷道巷间围岩承载受力破坏特征，结合工程实例提出交错巷道联合支护技术方案并分析支护效果。
1 交错巷道工程概况
1.1 交错巷道围岩条件
神华柳塔矿盘区综采22煤层，埋深170 m左右，煤厚3.09～3.70 m，暗淡光泽，含0.2～0.8 m砂质泥岩夹矸，内生裂隙不发育;先前沿22煤层底板掘进22煤辅运措施巷，掘进断面5 200 mm×3 200 mm，后掘进22102集中回风巷且位于22煤煤辅措施巷上方，掘进断面同样为5 200 mm×3 200 mm;22煤集中回风巷与22煤辅运措施巷存在上下空间交错布置且巷间距离2.4 m左右，如图1所示，两巷道空间交错位置岩层主要为粉砂岩，见表1。
图1 巷道交错布置平面示意
Fig.1 Plane sketch map of the stagger roadways arrangement
表1 煤层及其顶底板条件
Table 1 Conditions of coal seam and its roof and floor
1.2 交错巷道围岩受力破坏特征
从工程概况并结合以往巷道围岩稳定性分析认识来看，初步分析交错巷道围岩受力破坏特征:
(1)在交错巷道位置，当二者巷间距足够远时，上巷道底板破坏是由底板断面侧向水平应力集中所致，下巷道顶板破坏是由顶板断面侧向水平应力集中所致，而二者巷间距离逐渐拉近时，在交错位置的巷间围岩体上，开始逐渐显现围岩应力叠加影响，同时诱发更为严重的围岩破坏;
(2)交错位置的上下巷道底顶板之间围岩体(后面简称为巷间围岩体)破坏自上下围岩表面向内部延伸，延伸呈现“相对趋近”，且巷间距离越近则交错巷道巷间围岩破坏“相对趋近”越明显，当巷间距离近到一定程度，易诱发巷间围岩破坏裂隙于巷间内部发生贯通，并造成巷间围岩承载结构不稳定;
(3)在交错巷道周围一定范围内围岩应力互扰影响，下巷道的顶板及其两帮围岩体内存在来自上巷道的底板、两帮围岩应力集中影响，上巷道的底板及其两帮围岩体内存在来自下巷道的顶板、两帮围岩应力集中影响，此时交错巷道围岩应力互扰影响范围大致判断为两巷道彼此的围岩破坏范围;
(4)巷间围岩体及其下巷道的两帮围岩体是交错巷道的重要承载结构，交错巷道破坏更为显著，其承载结构更为复杂。
2 交错巷道围岩承载稳定性分析
2.1 交错巷道巷间围岩承载力学模型
结合以上分析，交错巷道巷间围岩体水平应力产生叠加影响，且巷间围岩破坏自巷间围岩体上下表面向其中部延伸，据此笔者提出交错巷道巷间围岩体受力承载等效假设:上下交错布置巷道的巷间围岩体作为承载支承结构，在巷间围岩破坏不贯通的前提下，视巷间围岩体承受两巷道各自开挖部分邻近一侧的1/2原岩侧向水平载荷，另1/2原岩载荷则分别由上巷道顶板、下巷道底板各自承担。由该假设条件，本文以交错巷道位置巷间围岩体为研究对象，运用弹塑性力学理论[23]和极限平衡法[24-25]对巷间围岩体受力破坏进行力学解析，建立交错巷道巷间围岩承载结构稳定性分析模型，即巷间围岩破坏贯通判别的极限平衡分析模型。
为便于模型力学解析计算且考虑其工程实用性，对该力学分析模型进行简化，并根据弹塑性力学理论对模型做出如下基本假设:
(1)视巷道围岩为理想弹塑性介质，且围岩破坏满足莫尔-库仑强度准则;
(2)巷道处于原岩应力环境，且原岩侧向压力系数取1.0;
(3)视未破坏围岩体处于弹性受力状态，围岩应力分布遵循圆形巷道弹性力学收敛规律;
(4)巷道围岩应力重分布作用下，在弹性区和塑性破坏区之间存在应力集中峰值;
(5)两巷道断面尺寸相同，所处围岩条件相同，视破坏始于表面且贯通位于巷间围岩中部;
(6)在1.2节中(1)，(2)对交错巷道围岩受力破坏特征分析，并在不影响交错巷道受力破坏特征规律情况下，将三向受力问题简化为平面受力问题，提高理论推导成果的实用性，所以取各自交错位置的上下巷道底顶板围岩体内高度为dz，长度为巷道跨度L，厚度单位为1的单元体为研究对象，视巷间围岩单元体内仅受其内部的垂直均布载荷σz(z)，以及来自自身巷道断面底顶板的侧向水平载荷σx(z)。
由假设条件(2)，(5)提出如下巷间围岩体受力状态及其所致破坏均呈对称特征假设:在巷道围岩环境、围岩条件以及巷道尺寸均相同的情况下，在巷道交错位置上的巷间围岩体受力状态相同，则交错的两巷道围岩破坏扩展及其深度同样相同，即自上下表面开始且在中部延伸贯通，交错巷道巷间围岩体受力状态及其所致破坏分布呈对称特征。
由该假设进一步简化分析模型，取巷间围岩体的下方巷道顶板为研究对象，建立巷间围岩体承载稳定性分析模型，此时直角坐标系位于下方巷道空间中心建立的力学模型，如图2，3所示。
图2 交错巷道巷间围岩体三维示意
Fig.2 3D schematic diagram of the surrounding rock between staggered roadways
2.2 交错巷道巷间围岩破坏贯通力学解析
根据假设条件(6)取交错巷道巷间围岩体下侧(即下方巷道顶板)的单元体为研究对象，如图3(b)，(c)所示，视该单元体内分布垂直载荷σaz，且下巷道断面侧向边界分布有来自顶板的侧向水平载荷σax，单元体向巷道空间方向受力变形，同时受到单元体侧向边界位置的摩擦力作用，且侧向边界摩擦力τ=(C+fσax)，建立单元体平衡微分方程:
(1)
图3 交错巷道巷间围岩体力学分析模型示意
Fig.3 Mechanical analysis model diagram of the surrounding rock between staggered roadways
整理可得:
(2)
式中，La为下方巷道跨度;f为破碎围岩侧向接触面摩擦系数;φ为内摩擦角;C为黏聚力。
围岩破坏极限平衡条件:
(3)
式中，
分别为围岩体破坏区域内的水平应力分布和垂直应力分布。
两式联立，得:
(4)
为便于理论推导，此处以该巷道外接圆形巷道断面进行受力破坏分析，并将下方巷道宽度La取为外接圆形巷道断面最大宽度(即La=2a，其中a为下方巷道外接圆尺寸半径)，并考虑到下方巷道顶板布置支护Pai，以及巷间围岩体承受来自上方巷道设备使用的重力载荷Pz，因此，在下巷道顶板位置垂直载荷为:
进而解上式微分方程(4)，得破坏区应力分布为
(5)
同时，有
(6)
根据假设条件(3)，结合弹性力学对圆形巷道的力学求解，设在下方巷道顶板中线位置的弹性区垂直应力和水平应力分布方程分别为
(7)
(8)
式中，
分别为围岩体弹性区域内的水平应力分布和垂直应力分布;P为巷道所处原岩应力;Q1，Q2为待定系数。
设巷间围岩体下边界破坏深度za，即在力学坐标系xoz中，破坏边界位置a2=a+za，并且满足极限平衡条件:
(9)
同时，在破坏边界位置上
整理以上方程得:
(10)
解得:
(11)
式(7)～(9)整理:
Q1=(a+za)2[P(Kp-1)+σc]-KpQ2
(12)
解得:
Q1=(a+za)2{[Kp(Pai-Pz)+σc+
(13)
由上文交错巷道巷间围岩体受力承载等效假设，得下方巷道一侧巷间围岩侧向载荷平衡方程:
(14)
式中，a1=a;a2=a+za;a3=a+H/2;H为交错巷道巷间距离。
令A=[Kp(Pai-Pz)+σc+C/f]，B=C/f;整理式(14)得:
(15)
该方程可以通过Excel或MATLAB软件，并借助牛顿插值法较为方便地求得巷间围岩破坏边界深度za，将其代入式(5)～(8)可解出下方巷道一侧巷间围岩应力分布方程。
巷间围岩破坏区:
(16)
巷间围岩弹性区:
(a+za≤z≤a+H/2)
(17)
工程现场中，两巷道成一定方位夹角交错布置，上方巷道底板围岩应力侧向载荷需通过应力分量坐标转换(本文仅考虑正应力，不考虑切应力影响)，即:
Pbα=(Pb3cos2α+Pb3sin2α)
(18)
在交错巷道位置，考虑到巷道轴向空间无应力作用，则侧向载荷修正为
Pbα=[Pb3cos2α+P(b3-b)sin2α]
(19)
式中,Pbα为考虑存在方位夹角交错布置时上方巷道底板围岩应力侧向载荷对下方巷道顶板的载荷影响;b为上方巷道外接圆尺寸半径;zb为巷间围岩体上边界破坏深度;b2=b+zb;b3=b+H/2。
因此，考虑交错两巷道成一定夹角交错布置时，以巷间围岩体下巷道一侧顶板围岩为研究对象，建立承载侧向围岩应力载荷平衡方程为
Pa3+[Pb3cos2α+P(b3-b)sin2α]
(20)
根据假设条件(2)，(5)提出如下巷间围岩体受力状态及其所致破坏均呈对称特征假设可知，上下巷道尺寸相同，即ai=bi且i=1,2,3;将式(20)整理得:
(21)
交错巷道巷间围岩破坏贯通力学判别方程为
2P(a+H/2)-Pasin2α
(22)
式中，A=[Kp(Pai-Pz)+σc+C/f];B=C/f。
同理，以上方巷道底板一侧巷间围岩体为研究对象，得出zb，进而交错巷道避免巷间围岩体破坏贯通而导致承载结构失稳的力学判据，即巷间距离H满足:H>2za或H>(za+zb)。
2.3 交错巷道巷间围岩体稳定影响因素分析
结合交错巷道巷间围岩体所处位置现场围岩条件，设初始假设条件:所处原岩应力P=4.5 MPa;上、下巷道尺寸相同(5 200 mm×3 200 mm)，巷道跨度La(处于安全考虑，巷道跨度取巷道外接圆直径，即La=2a=6.1 m);视巷间围岩体粉砂岩黏聚力C=1.6 MPa，内摩擦角φ=38°，两巷道水平面夹角α=90°，支护强度Pi=0，巷间围岩破碎区两侧接触面摩擦系数f=0.1，巷间距离初设H=5 m，考虑巷间围岩体承受来自上方巷道设备自重载荷Pz=0，代入2.2节判别方程中计算，以下巷道一侧巷间围岩体为研究对象，分析影响巷间围岩稳定性的主要因素。
如图4所示，当交错巷道巷间距离足够远时，则巷间围岩破坏不发生贯通，巷间围岩体内的侧向水平应力集中峰值将位于围岩破坏边界位置，此时在围岩破坏范围内的侧向水平围岩应力呈现增高趋势，而自围岩破坏边界处至深部则呈现侧向水平围岩应力降低趋势;当交错巷道巷间距足够近时，巷间围岩破坏进而发生破坏裂隙贯通，如图4(a)所示，巷间距3.06 m的近似斜直线恰好没有应力降低曲线，则说明巷间距3.06 m时，在该曲线顶点处发生交错巷道巷间围岩破坏临界贯通的情况，由于巷间围岩破坏范围覆盖了整个巷间围岩，因此侧向水平围岩应力仅呈现出增高趋势;巷间围岩垂直应力载荷随着交错巷道巷间距离越大而逐渐增加，并且逐渐收敛于原岩应力载荷，如图4(b)所示。
图4 巷间距离对交错巷道巷间围岩应力分布影响
Fig.4 Influence of the staggered roadways spacing on the stress distribution of the surrounding rock between staggered roadways
交错巷道巷间围岩体作为巷间水平应力集中载荷的承载结构，交错巷道巷间距越小，相应的巷间围岩体垂直厚度尺寸减小，巷间围岩体的断面侧向水平应力集中由于围岩应力叠加互扰影响显著增加，巷间围岩体破坏程度逐渐扩大，致使其能够有效发挥稳定承载作用的结构尺寸就越小，进而有利于诱发巷间围岩破坏裂隙于巷间内部发生贯通，不利于交错巷道围岩承载的长期稳定和安全使用。
图5 水平方位夹角对交错巷道巷间围岩应力分布影响
Fig.5 Influence of the plane included angle on the stress distribution of the surrounding rock between staggered roadways
考虑到交错布置呈一定的方位夹角，其空间位置变化造成了巷间围岩体所负担载荷发生改变，如图5所示，当交错布置的两巷道所呈方位夹角越小，其彼此巷道断面上的侧向水平应力载荷“更为较好”的叠加互扰，导致巷间围岩体的断面侧向水平应力集中增加显著，而巷间围岩体内的垂直应力略有降低，巷间围岩体破坏程度变化由图5(a)的断面侧向水平应力集中的峰值点位变化直观发现，其呈现显著越大趋势。这就说明:交错巷道方位夹角越小，致使其未破坏且稳定的巷间围岩承载结构尺寸减小，加之巷间围岩应力环境的剧烈变化，使得交错巷道围岩承载结构稳定性相对越差，此时就越需要重视对下巷道的巷间围岩体顶板及其下巷道的两帮围岩体提高支护强度和重点支护范围。
图6 支护阻力对交错巷道巷间围岩应力分布影响
Fig.6 Influence of the support resistance on the stress distribution of the surrounding rock between staggered roadways
从支护阻力作用角度分析，如图6所示，巷间围岩体表面支护阻力越大，越可以提高巷间围岩体介质承载巷道断面侧向水平应力的能力，进而使“巷间围岩-支护”共同承载体的破坏程度明显降低，提高支护阻力可以有效增加巷间围岩体深部未破坏且能够稳定发挥承载作用的的结构尺寸，特别是预应力锚杆锚固较好的初撑力可以降低锚固围岩体的破坏扩展速率;由于巷间围岩体的尺寸限制使得应用锚索支护无法充分发挥作用，但可以通过被动支护的较好抗压能力来实现协同联合承载交错巷道巷间围岩体矿压载荷和交错巷道使用载荷作用。
考虑到上方巷道底板存在设备运输和使用所带来的垂直载荷，该载荷对巷间围岩体稳定性影响有限，如图7所示，尽管其载荷相对围岩应力较小，却可能造成近距离巷间围岩体侧向边界发生剪切破坏，不利于交错巷道围岩承载结构的长期稳定和安全使用。因此，通过对交错巷道围岩稳定性力学分析认为:交错位置下边界支护阻力应满足大于上方巷道底板存在设备运输和使用所带来的垂直载荷，进而将上边界的垂直载荷同下边界支护阻力转变为相互作用载荷，从而对交错巷道围岩体稳定起到增益作用。
图7 上方巷道底板所承受载荷对交错巷道巷间围岩应力分布影响
Fig.7 Influence of the upper-roadway bottom load on the stress distribution of the surrounding rock between staggered roadways
如图8所示，巷道宽度越大，巷间围岩体的跨度就越大，此时巷间围岩内断面侧向水平应力集中有所增加，其垂直应力载荷有所降低，导致巷间围岩体的破坏范围显著增加，这就削弱巷间围岩体的承载稳定性。因此，如何合理设计巷道断面尺寸也是实现交错巷道巷间围岩控制难易程度的关键因素之一。
图8 巷道宽度对交错巷道巷间围岩应力分布影响
Fig.8 Influence of the roadway width on the stress distributionof the surrounding rock between staggered roadways
如图9，10所示，在交错巷道围岩所处原岩应力环境不变的情况下，围岩条件越好(即围岩黏聚力、内摩擦角越大)，交错巷道巷间围岩体的承载能力就越大，尽管巷间围岩侧向水平应力集中有增加趋势，但其破坏边界垂直应力载荷有所增加，巷间围岩体的破坏深度明显减小;所以选择巷间围岩体介质条件相对较好的位置，或者采取技术措施改善巷间围岩体介质力学性质，从而更有益于交错巷道围岩的承载稳定。通过理论分析和多次模拟发现深部岩体或者软岩介质均不宜近距离布置交错巷道围岩控制，如果不可避免则建议削离不利的巷间围岩介质并采取人工修筑。
图9 黏聚力对交错巷道巷间围岩应力分布影响
Fig.9 Influence of the cohesion on the stress distribution of the surrounding rock between staggered roadways
图10 内摩擦角对交错巷道巷间围岩应力分布影响
Fig.10 Influence of the internal friction angle on the stress distribution of the surrounding rock between staggered roadways
3 交错巷道受力破坏数值模拟分析
3.1 交错巷道建模与模拟过程
在对交错巷道围岩稳定性力学分析基础上，通过数值模拟对22煤集中回风巷与22煤辅运措施巷所形成的上下空间交错布置巷道进行模拟，揭示巷间围岩应力破坏特征及其围岩体结构失稳问题，进一步辅助说明交错巷道巷间围岩体受力破坏特征。FLAC3D数值计算模型尺寸:长(X)30 m，宽(Y)30 m，高(Z)30 m，421 875个单元格，顶边界则设为垂直应力边界，侧向四面采用水平位移边界，底部采取垂直位移边界，原岩应力载荷取4.1 MPa(埋深近170 m)且侧向水平应力系数取1.0，如图11所示，模拟现场上下两巷道在水平面上的方位夹角为90°，为模拟交错巷道围岩的破坏贯通影响，结合上文理论计算，本次模拟设定巷间距离为3.2 m以模拟交错巷道恰好贯通情景(现场交错巷道巷间距离为2.4 m，无有效支护则存在贯通失稳隐患)，巷道断面尺寸5 200 mm×3 200 mm。为精细模拟更接近工程实际情况，模拟按照如下过程:
(1)依据模拟目的，结合当前交错巷道工程概况进行建模，模拟赋参见表2。
(2)设定边界应力条件和位移条件，完成初始应力场(未开挖扰动)平衡。
(3)按照工程实际巷道开挖顺序，首先开挖下方22煤辅运措施巷，完成应力重分布计算。
图11 数值计算模型
Fig.11 Model of numerical calculation
表2 煤与岩石的力学参数
Table 2 Mechanical parameters of coal and rock
(4)下方巷道计算平衡后，开挖上方22煤集中回风巷，完成交错巷道应力重分布计算。
(5)在交错巷道围岩附近布置监测点，监测巷间围岩体受力情况，以便数据获取与分析。
3.2 交错巷道巷间围岩受力破坏模拟分析
在垂直应力分布特征方面，如图12所示，两巷道空间交错布置，导致上方巷道两帮围岩的垂直应力分布通过巷道底板最终传递至下方巷道帮部围岩体内，增加下方巷道帮部局部的围岩垂直应力集中载荷，并导致围岩破坏进一步加剧，而且交错位置的下方巷道帮部围岩体是交错巷道围岩体重要的支承结构，下方巷道帮部围岩破坏加剧将造成交错位置巷道空间规模扩大，引发更剧烈的矿压显现，不利于交错巷道整体围岩稳定和安全使用。
图12 交错巷道围岩垂直应力分布特征
Fig.12 Vertical stress distribution characteristics of the surrounding rocks in staggered roadways
在水平应力分布特征方面，如图13所示，因为巷道交错水平方位夹角近乎正交，所以上方巷道底板断面侧向水平应力集中与下方巷道轴向水平应力集中叠加，其围岩轴向水平应力集中与下方巷道顶板断面侧向水平应力集中叠加，进而造成了交错位置巷间围岩水平应力集中增加显著，相对于单一巷道，交错巷道条件下的巷间围岩体水平应力集中增加，尚若平行布置则该围岩应力集中更为剧烈，交错位置巷间围岩体好似上下交错的两巷道“水平支承结构”，是交错巷道叠加围岩水平应力的重要承载结构，交错巷道条件下其结构尺寸、原岩应力环境、围岩自身强度及其支护阻力都是交错位置巷间围岩体稳定承载的关键影响因素和判别参数。
图13 交错巷道围岩水平应力分布特征
Fig.13 Horizontal stress distribution characteristics of the surrounding rocks in staggered roadways
从巷间围岩体塑性破坏分布特征来看，如图14所示，交错位置的巷间围岩体受到来自上下两巷道围岩水平应力集中的叠加影响，巷间围岩破坏演化自巷间围岩体上下表面向其中部延伸，加之巷间围岩体尺寸有限，一旦巷间围岩破坏贯通将致使巷间围岩承载结构失稳;当巷间距离较近时，最先诱发交错巷道巷间围岩体破坏贯通的位置位于巷间围岩体中部，因巷间围岩承载结构内水平应力集中叠加影响最为显著，而垂直应力载荷又小，这为诱发巷间围岩体破坏贯通诱发提供“有利”条件。因此，实现对交错巷道的围岩稳定控制的关键是尽可能避免巷间围岩破坏贯通，这就需要采取有效围岩控制技术对策来实现。
图14 交错巷道围岩塑性破坏分布特征
Fig.14 Plastic failure distribution characteristics of the surrounding rock in staggered roadway
4 交错巷道支护技术分析
4.1 交错巷道联合支护技术方案设计
根据以上分析，结合神华柳塔矿交错巷道条件，提出巷间围岩体联合支护技术方案(锚网主动支护，配合交错位置下巷道附近顶板锚索+钢带补强支护及交错点附近范围内工字钢棚架支护)，方案设计思路及具体技术参数如下:
(1)预应力锚杆锚固巷间围岩体的主动支护措施，考虑巷间围岩体的空间受力特征，采取预应力锚杆锚固技术可以改善开挖后的交错巷道巷间围岩体上下两侧边界都处于二向受力状态，进而改善交错巷道巷间围岩体整体的承载能力。结合现场现有支护材料，交错巷道围岩预应力锚杆支护:采用规格φ16 mm×2 100 mm螺纹钢锚杆，扭矩不小于100 N·m，初步设计拟定锚杆间排距900 mm×900 mm，配合φ6.5 mm×150 mm×150 mm钢筋网，网片长宽5.6 m×1.1 m，网片搭接100 mm。
(2)考虑到上方巷道两帮围岩的垂直集中作用于巷间围岩体，并最终传递至下方巷道帮部围岩体内，加剧交错位置附近的下方巷道前后顶板围岩垂直应力集中载荷。因此对交错位置附近的下方巷道前后(3 m范围)对顶板围岩采取三根锚索+钢带锁口，φ17.8 mm×6 500 mm钢绞线锚索，锚固段长度1.5 m，外露长度不大于200 mm，并配合W型钢带支护，拟定锚索间排距为1 400 mm×900 mm，锚索预紧力不得小于160 kN，抗拔力不小于224 kN。
(3)巷间围岩体下边界工字钢梁棚架支承的被动支护，巷间围岩体上边界必然受到来自设备自重的载荷(如掘进机过巷掘进等)，加之顶板巷间围岩体受侧向水平应力作用下沉弯曲，这都需要足够的抗压支护阻力作用，因此现场交错位置巷道间围岩体下边界设计采取金属棚架加强支护，采用矿用11号工字钢加工棚梁和棚腿，初步设计棚间距n=0.9 m，在钢梁棚两端的挡头边各架一根棚腿，棚梁两端焊接有100 mm长度挡头，每棚间用道木刹顶且道木规格140 mm×160 mm×1 200 mm，架棚时棚梁长度按实际巷宽作适当调整。
4.2 交错巷道巷间围岩支护稳定性判别计算
巷道所处埋深170 m地下岩层当中，保守考虑原岩应力环境P=4.5 MPa;上、下巷道掘进尺寸相同5 200 mm×3 200 mm，巷道断面外接圆半径a=3.05 m，巷道跨度La=2a=6.1 m;视巷间围岩体粉砂岩黏聚力C=1.6 MPa，内摩擦角φ=38°，两巷道水平面夹角α=90°，巷间围岩两侧接触面摩擦系数f=0.1，巷间距离H=2.4 m，考虑巷间围岩体承受来自上方巷道设备使用的重力载荷Pz=0.05 MPa，锚杆主动支护间排距900 mm×900 mm，锚固力不小于80 kN;被动支护采取矿用11号工字钢(工字钢参数:D=0.09 m，d=0.009 m，h1=0.11m，s=33.2×10-4 m4，Ix=623.7×10-8 m4，Wx=113.4×10-6 m3，牌号20 MnK，屈服强度σsmax≥355 MPa，抗拉强度σtmax≥510 MPa)加工棚架，代入巷间围岩体稳定性判别计算，如下:
(1)交错巷道巷间围岩支护稳定性判别计算
A=4.204Pai+6.561+1.6/0.1=4.204Pai+22.561;
B=1.6/0.1=16;
Za=H/2=1.2 m条件下，当支护强度Pi<0.368 6 MPa时，上式判别方程小于零，说明巷间距离H=2.4 m时且巷间围岩体支护强度Pi<0.368 6 MPa，则上下围岩破坏发生贯通，此时承载结构破坏且存在失稳隐患;同样巷道工程条件下且无支护无使用载荷，要求巷间距离必须大于3.2 m时，上式判别方程大于零，巷间围岩体上下围岩破坏不贯通(由上文第3节数值模拟即可验证);但受现场条件约束无法变更巷道设计，因此合理提高支护强度来维护巷间围岩承载稳定才是交错巷道围岩控制的关键;当巷间距离H=2.4 m且支护强度Pi=0.42 MPa时，解得:Za=0.982 4<H/2，当前交错巷道工程条件下，考虑设备使用载荷Pz=0.05 MPa，理想支护强度大于0.42 MPa方可满足巷间围岩承载稳定要求。
(2)联合支护方案载荷计算
① 锚杆主动支护所能提供支护载荷:
② 分析金属棚架承载能力计算:棚间距n=0.9 m，棚梁承载能力(由简支梁受力分析):
取实际巷道宽度5.2 m，计算，得:
棚腿承载能力(由压杆受力分析，不计帮部围岩作用载荷):
计算，得:
金属棚架承载能力0.19 MPa，综合支护强度不足0.42 MPa。
考虑到下巷道顶板锚杆已完成支护，因此调整棚间距离为0.5 m，金属棚架承载能力达0.342 MPa，联合已有锚杆支护的综合支护强度0.442 MPa，计算边界破坏深度1.013 m，未贯通距离0.37 m，满足当前支护强度要求，确定下巷道顶板11号工字钢金属棚架棚间距离0.5 m以上;若采用12号工字钢金属棚架，棚间距离同样取0.5 m，计算可知支护强度0.536 MPa，计算边界破坏深度近0.774 m，未贯通距离0.852 m，巷间围岩承载稳定相对较好。
4.3 现场支护效果评价
现场实施所提出的交错巷道联合支护方案，由支护反馈效果显示:交错位置上巷道断面完整无较明显变形，且下巷道围岩最大变形量小于100 mm，说明该联合支护方案稳定有效，所建立交错巷道巷间围岩稳定性分析判别方程对于类似交错巷道工程分析具有一定工程适用性。
5 结 论
(1)交错巷道巷间围岩体受围岩水平应力集中叠加影响，巷间围岩破坏自上下表面向其中部延伸，巷间围岩破坏发生贯通将导致其承载能力近乎丧失，造成交错巷道围岩承载结构失稳。
(2)交错巷道巷间围岩破坏贯通判别方程为
2P(a+H/2)-Pasin2α
交错巷道避免巷间围岩体破坏贯通而导致承载结构失稳的力学判据，即巷间距离H满足:H>2za或H>(za+zb)。
(3)交错巷道巷间距越小，越近乎平行布置对加剧巷间围岩破坏且诱发巷间围岩破坏贯通最为明显;合理设计断面尺寸及下方巷道合理支护强度可以有效控制并维持巷间围岩稳定。
(4)对于埋深较浅且硬岩介质的近距离交错巷道可以控制破坏贯通，如果交错巷道位于深部岩体或者是软岩介质条件，近距离交错巷道布置的巷间围岩极易诱发破坏贯通，不利于巷道围岩稳定。
(5)提出交错巷道锚网主动支护配合交错位置下巷道附近顶板锚索+钢带补强支护及交错点附近工字钢棚架支护的围岩控制方案，采用设计方案后，交错位置上巷道断面完整无明显变形，下巷道围岩变形量小于100 mm，现场支护效果显著。
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