我国西北部矿区弱胶结地层成岩时间短，层状特性显著，具有强度低，胶结性能差，遇水易崩解、泥化的特点[1-2]，在该地层条件下掘进巷道，围岩具有发生大变形的倾向。此外，工作面回采巷道还受到采动应力场的强烈影响，巷道两侧围岩应力呈非对称分布[3]，且层状底板强度低，承载能力弱，极易诱发强烈的非对称性底臌[4-5]，影响巷道的正常使用。因此，获得采动影响下层状底板准确的应力状态及变形破坏特征，并寻求科学有效的围岩控制对策，对保障工作面生产系统的畅通和实现矿井高产高效具有重要意义。
针对底板应力分布状态、变形破坏机理和稳定性控制对策，近年来诸多学者进行了大量的研究工作，形成了许多具有代表性的研究成果。康红普等[6-7]对巷道底臌的全过程进行了分析，认为岩层挠曲、扩容和膨胀是引发底臌的重要因素，提出卸压和底板加固相结合的底臌治理对策。何满潮等[8-9]分析了深部软岩煤巷的非线性大变形破坏现象，提出锚网索耦合支护技术以控制巷道底臌。侯朝炯等[10-12]依据深部巷道底臌“两点三区”变形特征，提出以控顶控帮为基础的底臌控制策略。罗生虎等[13]基于理论分析、数值计算和现场监测，系统研究了采动应力对底板岩体力学性能的影响，揭示了底板非对称破坏和滑移特性。华心祝等[14]在分析沿空巷道受力环境的基础上，运用关键层理论，计算获得煤帮和巷旁支护体作用于底板的等效载荷，推导出底臌的解析表达式。鲁海峰等[15]推导得到采动影响下层状底板任一点应力的解析表达式，基于Mohr-Coulomb屈服准则，对底板的最大破坏深度做出预测。黄琪嵩等[16]采用传递矩阵法建立层状底板的应力计算模型，求解得到了采场底板应力解答，得到了岩层组合结构对底板破坏深度的影响。刘伟韬等[17-18]采用弹性力学理论建立力学分析模型，计算获得了采动影响下底板的最大破坏深度，运用矩阵分析法模拟得到了底板的最优控制方案。以上研究成果为强采动弱胶结层状底板稳定性控制研究奠定了良好的基础，但研究成果多将底板岩体视为各向同性体，而层状底板具有典型的各向异性，特别是受采动影响后，在非对称应力环境下，层状底板应力分布和破坏的扩展较均质岩体呈现出一定的差异。因此，在特定的工程背景下，上述研究成果的应用存在其局限性。
笔者以梅花井矿工作面辅助运输巷为工程背景，现场调研得到巷道非对称变形破坏特征，将层状底板视为横观各向同性体，采用理论计算和数值模拟分析非对称应力环境下层状底板破坏失稳机制，针对围岩变形破坏的非对称性，提出分区差异化支护技术，并进行现场工业性试验，有效解决了巷道围岩非对称大变形问题。
1 工程背景
1.1 工程概况
梅花井矿232202工作面煤层平均埋深630 m，平均煤厚5.6 m，煤层倾角5.4°～8.5°，为近水平煤层，煤层沉积稳定，结构简单，局部区域含一层夹矸。直接顶为粉砂岩，平均厚度4.1 m，含泥岩夹层，水平层理发育。基本顶为粗砂岩，平均厚度7.7 m，砂质结构，底部含细砾。直接底为粉砂岩，平均厚度5.4 m，粉砂质结构，水平层理发育，层状特性显著。煤层顶底板柱状图如图1(a)所示。
图1 工作面概况
Fig.1 Overview of working face
图1(b)为工作面巷道布置图，为隔绝采空区水害、瓦斯，防止矿井动力灾害的发生，区段煤柱留设尺寸为35 m。工作面采用3巷布置，考虑到接续问题，工作面辅助运输巷在本工作面回采结束后，作为下工作面的回风巷继续使用。辅助运输巷断面为直墙半圆拱，巷道尺寸为5 400 mm×4 000 mm(宽×高)，采用锚网索联合支护。拱内每排对称布置11根锚杆，3根锚索，巷帮直墙每排布置2根锚杆。拱内锚杆采用φ20 mm×2 500 mm高强螺纹钢锚杆，间排距800 mm×800 mm，锚索采用φ21.6 mm×7 300 mm高强低松弛钢绞线，间排距1 400 mm×1 600 mm。巷帮锚杆型号与拱内相同，间排距为600 mm×800 mm，底板不采取支护措施。
1.2 围岩变形破坏特征
井田内含煤岩系成岩程度低，胶结程度差，顶板淋水对围岩的水理弱化效应显著，顶底板岩层层理发育，降低了围岩的整体性，围岩具有产生大变形的倾向。辅助运输巷在服务期间受到强烈的采动影响，构成促进围岩变形的外在因素。巷道围岩在超前支承压力和侧向支承压力的影响下，出现剧烈的矿山压力显现，经现场观测，围岩变形破坏具有以下特征:
(1)巷道围岩变形量大，变形破坏呈现显著的区域性差异。现场观测结果表明，巷道典型收敛形态如图2(a)所示，两帮最大移近量达1.5 m，顶底板最大移近量接近2.0 m。巷道呈显著的非对称性变形破坏，实体煤侧肩角、煤柱侧底角和底板是大变形频发区域，围岩变形量通常在0.5 m以上。巷道变形以底臌为主，如图2(b)所示，以巷道中线为界，两侧底臌量呈现出显著的差异性，最大底臌量主要出现于近煤柱侧，靠实体煤侧则相对稳定。
图2 巷道变形破坏特征
Fig.2 Deformation and failure characteristics of roadway
(2)顶帮多处部位出现混凝土喷层开裂、外臌和脱落现象，局部区域形成“网兜”;巷道底板隆起开裂现象显著，破坏部位多位于煤柱侧。围岩大变形区域支护构件失效严重，出现托盘扭转、杆索破断，甚至锚空失效。
(3)巷道底臌具有典型的时空特性，工作面前方30～50 m处开始受到超前支承压力的影响，通常工作面推过80～120 m后，会呈现强烈的底臌显现;由于弱胶结软岩的蠕变特性，底臌具有显著的长时性。
在工作面不断推进的过程中，上覆岩层结构发生变化，工作面辅助运输巷围岩应力也随之发生动态迁移，巷道两侧围岩应力环境的差异性，导致围岩变形破坏呈现非对称性，不可控的区域性有害变形表现为支护结构的局部性失效。因此，准确掌握采动影响巷道两侧围岩应力的差异化分布特性，是巷道围岩稳定性控制与支护设计的关键。
2 底板应力分布
2.1 计算原理
天然岩体在沉积过程中形成层状结构，底板岩层的力学行为受结构面的影响，呈现显著的各向异性，通常以横观各向同性体表征岩体这种力学特性[19-20]。如图3所示，xy面为横观各向同性面，在平行于该平面方向上岩体具有相同的力学属性，垂直于该平面方向上，岩体力学性质则呈现一定差异。根据弹性理论，平面应变问题中横观各向同性介质的弹性本构关系[21]为
图3 横观各向同性体
Fig.3 Transversely isotropic body
(1)
式中，
其中，EH,EV为水平和垂直弹性模量;μH为水平方向应变引起垂直方向应变的泊松比;μV为垂直方向应变引起水平方向应变的泊松比;GV为垂直于xy平面方向的剪切模量。
不计体积力的条件下，半无限横观各向同性体在集中力作用下的应力求解为平面应变问题，其相容方程[22]为
(2)
对式(2)求解可得半平面横观各向同性体受垂直于各向同性面的集中力作用后任一点的应力分量，即
(3)
式中，KⅠ=f/(c-f)，KⅡ=c/(c-f)，其中c,f的表达式为
(4)
根据式(3)通过叠加原理即可求得半平面横观各向同性体在线性载荷作用下任一点的应力分量。
2.2 力学计算模型
在工作面推进过程中，采动应力场与原岩应力场相互叠加，作用于辅助运输巷底板岩层的载荷如图4(a)所示分布，设原岩应力为γH，巷道下方底板卸荷，实体煤下方底板应力集中区峰值应力为K1γH，煤柱下方底板载荷呈双峰值分布，峰值应力分别为K2γH,K3γH，随着与煤柱边缘距离的增加，采空区下方底板应力逐渐恢复。将底板载荷曲线简化为线性分布，底板载荷可分解为原岩应力和应力增量(图4(b))，则底板任一点的应力状态可表征为原岩应力与应力增量所引起的附加应力之和[23]。原岩应力可由巷道埋深计算获得，因此，层状底板应力的求解归结为附加应力的求解。
以巷道底板与实体煤帮交点为坐标原点，以平行于底板向右为x轴，以垂直于底板向下为z轴，建立如图5所示底板应力增量力学模型。实体煤下方底板载荷峰值点至原岩应力区边界的距离为L1，至巷道边界的距离为L2，巷道跨度为B，煤柱下方底板两载荷峰值点至两侧边界距离分别为L3,L5(左侧边界为巷道煤柱帮，右侧边界为煤柱与采空区交界面)，两峰值点间距为L4，采空区应力恢复的距离为L6。巷道底板卸荷区载荷q3=-γH，线性部分载荷表达式为
qi=Aix+Bi，(i=1～2,4～7)
(5)
式中，A1=(K1-1)γH/L1，B1=A1(L1+L2)，A2=-K1γH/L2，B2=-γH，A4=K2γH/L3，B4=-(K2B+L3)/L3γH，A5=(K3-K2)γH/L4，B5=-A4(B+L3)+(K2-1)γH，A6=-K3γH/L5，B6=-A5(B+L3+L4+L5)-γH，A7=γH/L6，B7=-A6(B+L3+L4+L5+L6)。
线性载荷部分底板应力的推导除积分区间不同外具有相同的求解过程，现以[-L1-L2,-L2]区间为例进行说明。在距原点为ξ处取微小长度dξ，将该微段上受力dF=qdξ看作一个微小集中力，该微小集中力在M(x,z)点所引起的应力，可应用式(3)求解。M点与dF的作用点的垂直与水平距离分别为z和x-ξ，则微小集中力dF在M点引起的应力为
(6)
图4 采动影响下巷道底板应力分布
Fig.4 Floor stress distribution under the mining influence
图5 底板应力增量力学模型
Fig.5 Mechanical model of floor stress increment
为求得区间内全部载荷在M点所引起的应力，需将所有微小集中力引起的应力叠加，即将式(6)在区间[-L1-L2,-L2]进行积分，计算可得
(7)
区间[0,B]内为均布载荷，该部分应力增量在M点所引起的附加应力为
(8)
将各区间积分结果叠加即可获得应力增量作用下底板附加应力值，附加应力与原岩应力之和为底板实际应力状态，即
(9)
2.3 底板应力分布规律
根据辅助运输巷地质资料，取巷道跨度B=5.4 m，线性载荷的作用宽度L1=10 m，L2=5 m，L3=6 m，L4=13 m，L5=6 m，L6=60 m，岩层平均容重γ=25 kN/m3，巷道埋深H=630 m，应力集中系数K1=2.5，K2=3.0，K3=3.5，侧压系数λ=1.2。根据式(9)，通过Matlab计算获得采动影响下底板应力分布情况。
底板应力分布云图如图6所示，实体煤和煤柱下方底板产生垂直与水平应力集中，但垂直应力的集中程度及作用范围要大于水平应力。垂直应力在巷道下方底板形成大范围的卸荷区，水平应力在巷道下方底板局部区域卸荷。采空区下方底板形成较大范围的垂直和水平应力卸荷区，但垂直应力的卸荷程度要大于水平应力。实体煤和煤柱下方底板均形成剪应力集中区，但煤柱下方底板应力集中程度和作用范围相对更大。
在应力云图中提取与巷道底板不同垂距处应力沿水平方向的分布曲线，如图7所示。垂直应力在巷道下方底板卸荷，在实体煤与煤柱下方底板产生应力集中。定义底板卸荷系数K′=(原岩应力-实际应力)/原岩应力，巷道底板下方1 m处垂直应力卸荷系数为0.98，说明巷道表层底板基本丧失承载能力。随着深度由1 m增加至3 m，巷道下方底板卸荷系数由0.98降低至0.42，应力逐渐恢复，底板承载能力逐渐增强。实体煤与煤柱下方底板最大垂直应力集中系数分别由2.29,3.43降低至1.75,3.16，应力集中程度降低。
图6 底板应力云图
Fig.6 Floor stress nephogram
图7 不同垂距处应力沿水平方向分布曲线
Fig.7 Distribution curves of stress along the horizontal direction at different vertical distances
水平应力在巷道底板下方1 m处卸荷系数为0.38，随深度的增加，卸荷现象消失;实体煤下方底板1 m处最大应力集中系数为1.79，随深度增加应力峰值消失，应力集中程度大幅降低;煤柱下方底板应力集中更为显著，但随深度由1 m增加至3 m，最大应力集中系数由3.10迅速降低至1.86。
剪应力呈双峰值双谷值分布，受采动应力的影响，煤柱下方底板剪应力集中程度远大于实体煤下方底板。巷道下方底板两侧形成一定范围的剪应力集中带，这很好的解释了巷道底板两侧较大范围剪切破坏区形成的原因[24-25]。随着深度的增加，底板剪应力呈现先增大后减小的变化趋势，表征了剪应力随深度增加逐步均匀化的变化过程。
综合以上分析，底板应力的非对称分布是采动应力场偏载作用的力学响应，围岩应力的非对称性引发变形破坏的非对称性，变形破坏的非对称性则要求支护结构呈非对称布置。以上研究结果形成底板稳定性分析和支护参数设计的理论基础。
3 底板稳定性分析
3.1 底板破坏形态理论解
受工程扰动前天然岩体处于应力平衡状态，巷道掘进打破了其平衡态，工作面采动影响进一步劣化了巷道的应力环境，底板岩层在偏载作用下产生剪切变形，底板破坏程度取决于其抗剪强度。根据摩尔-库伦准则，当底板岩体最大剪应力大于其极限抗剪强度时，岩体发生损伤破坏[26]。底板最大剪应力为
(10)
底板发生剪切破坏的条件为
(11)
式中，φ和c分别为底板岩体内摩擦角及其黏聚力。
由式(10),(11)可得底板破坏判据：
(12)
采用2.3节相关参数，取φ=32°，c=2.5 MPa，通过Matlab计算绘制底板破坏形态，如图8所示，其中平行于底板向右为x方向，垂直于底板向下为以z方向，F(x,z)≤0的部分表示底板已发生破坏。由于应力环境的非对称性，底板破坏形态呈非对称马鞍形分布，巷道底板最大破坏深度为4.4 m，以巷道中线为界，近煤柱侧巷道底板破坏深度大于实体煤侧，巷道底板呈非对称破坏。
图8 底板破坏形态
Fig.8 Floor failure pattern
由式(12)可知，底板的稳定性除与应力环境(σx,σz,τxz)有关外，主要取决于底板岩体的性质(黏聚力c、内摩擦角φ)，取φ=32°，c=1～4 MPa;c=2.5 MPa，φ=24°～40°，计算获得底板破坏深度随岩体力学性质的变化关系，如图9所示。随着c和φ的增加，底板的破坏深度呈线性减小，因此，对底板采取有效的支护和加固措施，主动改善底板岩体物理力学性质，可有效提高层状底板的稳定性。
图9 底板破坏深度的影响因素
Fig.9 Influencing factors of floor failure depth
3.2 底板破坏特性的数值分析
受工作面采动影响，回采巷道不同区域围岩变形呈现出显著的差异性，根据砌体梁理论[27]，如图10所示，B岩块的回转变形所产生的偏心载荷作用于煤柱，使巷道围岩主应力方向发生一定偏转，改变了围岩应力分布状态，从而诱发巷道非对称变形和破坏的出现。为揭示回采巷道非对称变形机理，采用FLAC3D5.0数值软件构建模型，研究不同应力环境下围岩塑性区扩展与应力动态迁移特性。
图10 底板非对称底臌力学分析模型
Fig.10 Mechanical analysis model of asymmetrical floor heave
以工作面辅助运输巷为工程背景，构建不同主应力偏角(θ)条件下的数值模型，模型的尺寸为x×y×z=40 m×0.2 m×40 m，网格宽度为0.2 m。在模型顶部施加15.75 MPa的应力模拟上覆岩层载荷，侧压系数取1.2，固定模型垂直面和底面的法向位移，采用摩尔-库仑本构模型。根据围岩物理力学参数测试结果，考虑一定的折减系数[28]，弹性模量E、黏聚力c、抗拉强度T取实验值的0.2倍，泊松比μ取实验值的1.2倍，体积模量K=E/3(1-2 μ)，剪切模量G=E/2(1+μ)，数值计算围岩参数选取见表1。
表1 围岩力学参数
Table 1 Mechanical parameters of surrounding rock
岩层岩性厚度/m密度/(kg·m-3)体积模量/GPa剪切模量/GPa黏聚力/MPa内摩擦角/(°)抗拉强度/MPa顶板粗砂岩7.82 66210.007.506.5323.4粉砂岩4.02 6004.302.603.0281.6煤层2煤5.61 3701.270.431.7220.5粉砂岩5.42 6004.302.603.0281.6底板3煤3.21 3701.270.431.7220.5粉砂岩5.02 6004.302.603.0281.6
图11为不同应力环境下巷道围岩塑性区与垂直应力分布情况，当θ=0°时，围岩塑性区呈对称式扩展，肩角和底角处破坏深度基本相当，底板最大破坏深度为4.9 m，出现于巷道中线处底板。应力亦呈对称式分布，表层底板卸荷系数达0.99，基本丧失承载能力，巷道底板下方10 m处围岩卸荷系数仅为0.11，基本恢复至原岩应力状态，数值计算结果较好的契合了前述理论计算结果。两帮围岩最大应力集中系数K1=K2=1.28，两峰值点连线即为σ1作用方向。
随着主应力偏角θ的增大，巷道两侧围岩应力分布呈现显著的差异性，其力学响应表现为塑性区的非对称性扩展，θ角越大，差异性越显著。以θ=45°情况为例，底板卸荷区向煤柱侧发生偏转，巷道底板卸荷程度得到缓和。巷道两侧最大应力集中系数分别为K1=1.19,K2=1.42，两峰值点连线与水平方向的夹角等于主应力偏转角度。以巷道中线为界，煤柱侧底板破坏范围及破坏深度显著大于实体煤侧，底板最大破坏深度为4.3 m，最大破坏深度发生位置向煤柱侧底板发生偏移。煤柱侧和实体煤侧肩角处最大破坏深度分别为3.6,4.6 m，底角处分别为5.2,3.2 m。随主应力方向的偏转，围岩破坏具有显著的方向性，即沿σ3作用方向围岩破坏程度更大。
综上，采动影响巷道层状底板失稳过程为:巷道开挖，底板卸荷→表层底板失去轴向约束，围岩物理力学性质劣化→底板产生初始卸荷变形→工作面回采→B岩块断裂回转→巷道应力环境劣化→煤柱侧表层底板率先破坏，底板产生非均匀变形→底板逐层向下发生破环，底板出现整体性失稳。在偏载作用下，近煤柱侧表层底板为围岩承载系统中的薄弱环节，该部分岩体首先发生破坏，并逐层向下、逐步向实体煤侧扩展，底板最终呈现出非对称变形破坏。因此，为了适应围岩的非对称变形，巷道不同区域的支护设计应存在一定差异性。
图11 不同应力环境下围岩破坏与受力特性
Fig.11 Failure and stress characteristics of surrounding rocks under different stress environments
4 支护对策与技术
4.1 底板变形破坏机制
根据现场调研，综合理论分析和数值计算结果，工作面辅助运输巷底板变形失稳机制为:① 巷道开挖后，裸露底板失去轴向约束，产生卸荷回弹，在卸荷拉应力的作用下，底板原生裂隙扩展，次生裂隙萌生，底板岩体内部裂隙网络相互贯通，微观尺度的累计损伤劣化了围岩的力学性质，宏观表现为底板膨胀变形的产生;② 底板胶结程度低，在水理弱化效应下，底板岩体力学性能进一步降低，并伴随一定程度的遇水膨胀变形;③ 底板层状特性显著，表层裸露底板为应力和变形的释放提供了自由面，底板形成逐层渐进式破坏;④ 工作面采动影响使底板岩体裂隙网络活化，底板破坏范围增大;B岩块回转产生的偏载效应劣化了巷道底板的应力环境，诱发底板非对称变形的出现。
4.2 控制对策
基于强采动弱胶结层状底板非对称破坏特征，针对底板薄弱区域应采取加强耦合支护，以提高底板对非对称应力环境的适应性，提出基于破碎区修复、塑性区加固、弹性区承载的底板分区差异化支护技术:① 通过底板表层硬化，浅孔注浆防止水对弱胶结软岩底板的侵蚀，提高层状底板层间抗滑移性能，恢复底板破碎区围岩的承载能力。② 采用底板锚索对围岩施加轴向约束力，增加破碎岩块之间的摩擦力，使破碎区岩体恢复并保持三向应力状态。锚索通过其对围岩的握裹力，在塑性区内形成连续的承载拱，既能使本身强度提高具有自支承能力，又能承受外部岩体地压，阻止其变形。深部弹性区稳定岩层通过锚索与不稳定岩层锚固为统一整体，形成协同承载结构。③ 通过锚网索喷联合支护系统，增强顶帮的承载能力，构建顶-帮-底协同一体化承载体系，提高承载系统的整体性。
4.3 支护参数
基于以上围岩控制对策，根据矿井实际工程条件，通过工程类比、理论分析、数值计算对辅助运输巷支护参数进行设计，具体支护方案如图12所示。
图12 支护方案
Fig.12 Support scheme
(1)顶帮控制技术。层状底板的治理必须考虑到顶-帮-底承载系统的整体稳定性，顶板覆岩压力通过两帮向底板传递，构成底板附加应力的力源，提高顶帮承载性能可以从源头上削弱底板载荷的强度。选用高性能的杆索构件、施加足够的预紧力、及时支护是实现顶帮稳定的关键。
顶板及两帮采用φ20 mm×2 500 mm螺纹钢锚杆，锚杆锚固长度为1 207 mm，预紧力不小于150 kN。拱内锚杆间排距800 mm×800 mm，直墙部分锚杆间排距600 mm×800 mm，锚杆采用钢筋梯梁相互连接，底角锚杆外偏15°。顶板拱内锚索非对称布置，锚索采用φ21.6 mm×7 500 mm钢绞线，间排距1 500 mm×1 600 mm，锚索锚固长度为1 970 mm，预紧力不小于250 kN。煤柱侧巷帮距底板1 200 mm处加设长度为5.0 m的帮锚索。锚索采用钢筋梯梁连接。非对称布置的锚索构成横向差异化支护系统，以适应覆岩运移过程中应力环境的畸变。
(2)层状底板控制技术。表层底板的刚度对层状底板的变形有着重要影响，通过浇筑混凝土地坪，对底板进行硬化处理，提高底板抗变形能力。层状底板受结构面和原生、次生裂隙切割，围岩整体性差，承载及抗变形能力低。通过注浆加固底板，改善围岩力学性质，提高弱面的抗剪切能力，增强底板自稳能力。底板锚索则将浅部软弱岩层与深部稳定岩层锚固为统一承载体，增强层状底板的整体性，从而大幅降低底板变形量。底板混凝土地坪铺设厚度为200 mm。底板锚索采用φ21.6 mm×8 000 mm低松弛钢绞线，间排距为1 600 mm×1 600 mm。底板注浆通过φ42 mm×L1 500 mm的注浆孔实现，注浆压力为2 MPa，间排距为1 500 mm×1 600 mm。由破碎区至弹性区，支护强度逐层递减，构成纵向差异化支护系统，形成多层次支护结构。
(3)全断面喷浆封闭围岩。井下巷道赋存于湿热的工程环境，围岩易于风化破碎，通过喷浆可以封闭围岩，充填巷道表面裂隙，保持其完整性。初喷厚度为50 mm，初喷7 d后进行复喷，复喷后喷层厚度为100 mm。初喷要求能封闭围岩，复喷要求能封闭裂隙。
4.4 工程应用效果
为检验支护设计的合理性，在巷道掘进和工作面回采期间对巷道表面位移进行监测，测点布置如图13(a)所示，测点A1,B1和A2,B2分别对实体煤侧和煤柱侧巷帮、底板变形进行监测，以反映巷道两侧变形的差异性，测点C和B0则对巷道中线处顶底板变形进行监测。
图13 巷道表面位移监测结果
Fig.13 Monitoring results of roadway surface displacement
如图13(b)所示，巷道掘进完成的前18 d，围岩处于剧烈变形期，形成初期大变形，18 d后支护结构体与围岩逐渐达到耦合状态，围岩进入稳定变形期，围岩变形速率趋于缓和，38 d后围岩基本恢复稳定。实体煤侧和煤柱侧巷帮最大变形量分别为28 mm和46 mm，底板两侧最大变形量分别为25 mm和45 mm，中线处顶底板最大变形量分别为34 mm和33 mm，不同区域围岩变形存在一定差异，但变形的差异性控制在20 mm以内。
如图13(c)所示，工作面回采期间，随测点与工作面距离的不同巷道变形呈动态变化，工作面推进至距测点35 m左右处，超前支承压力开始对测点产生影响，围岩变形速率加快。工作面推进至测点前方120 m左右处，围岩再次发生剧烈变形，在160 m左右处巷道基本恢复稳定。煤柱侧和实体煤侧底板累积变形量分别为113 mm和155 mm，两侧巷帮累积变形量分别为100 mm和178 mm，中线处顶底板累积变形量分别为124 mm和142 mm，巷道不同区域呈现显著的非对称变形，但变形量均控制在允许范围内，巷道未出现失稳现象，可保证巷道的正常使用。采用差异化支护技术后，围岩变形得到有效控制，支护构件不存在大量破坏失效现象，说明支护系统能够很好的适应围岩非对称应力环境，支护效果良好。
5 结 论
(1)天然岩体在沉积过程中形成层状结构，具有显著的各向异性，将层状底板视为横观各向同性体，基于弹性理论，建立采动影响下层状底板力学分析模型，根据叠加原理推导出层状底板任一点的真实应力状态，准确反映了层状底板的非对称应力分布特征。
(2)基于摩尔-库伦准则得到了层状底板破坏判据，获得层状底板非对称马鞍形破坏形态，由于应力的非对称分布，近煤柱侧底板破坏深度大于近实体煤侧。随着围岩黏聚力和内摩擦角的增加，底板的破坏深度呈线性减小。
(3)上覆岩层关键岩块回转变形所产生的偏载效应使巷道围岩主应力方向发生偏转，主应力偏角越大，塑性区非对称性扩展越显著，围岩破坏具有显著的方向性，垂直与最大主应力方向围岩破坏程度更大。
(4)基于强采动弱胶结层状底板非对称破坏特征，针对底板薄弱区域采取加强耦合支护，提高底板对非对称应力环境的适应性，提出基于破碎区修复、塑性区加固、弹性区承载的底板分区差异化支护技术。工程实践表明，支护系统很好的适应了围岩非对称应力环境，围岩变形得到有效控制。
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