賀艷軍 張金山 陳凱 王帥 石占山 李建偉

摘要：為得到末期期間回撤通道圍巖破壞控制方法，通過數(shù)值模擬對回撤通道周圍集中應(yīng)力與工作面采動支承壓力疊加效應(yīng)及圍巖破壞規(guī)律進行分析，并開展了現(xiàn)場驗證。研究結(jié)果表明：隨著工作面與回撤通道距離減小，疊加應(yīng)力值逐漸增加且向回撤通道正幫轉(zhuǎn)移，導(dǎo)致回撤通道破壞由正幫側(cè)向工作面方向移動。由于應(yīng)力疊加效應(yīng)增強，工作面在距離回撤通道20 m時，隨著工作面推進，頂板塑性破壞由原先稀疏破壞變?yōu)槊芗茐?。工作面與回撤通道間的煤柱破壞前，工作面靠近回撤通道過程中回撤通道正副幫均發(fā)生破壞，且在煤柱小于5 m時正幫破壞較副幫嚴(yán)重，煤柱全部破壞后，頂板失去支撐，導(dǎo)致回撤通道頂板回轉(zhuǎn)，頂?shù)装迤茐姆秶鄳?yīng)增加?？刂苹爻吠ǖ勒龓偷姆€(wěn)定性是控制回撤通道大變形的關(guān)鍵。

關(guān)鍵詞：預(yù)掘回撤通道;末采期間;疊加效應(yīng);破壞規(guī)律;數(shù)值模擬

中圖分類號：TD353

文獻標(biāo)志碼：A文章編號：1000-582X（2022）02-058-10

Abstract： ? In order to obtain the control method of the pre-excavation return channel surrounding rock failure in the last mining， the superposition effect of the concentrated stress around the return channel and the mining supporting pressure， and the law of surrounding rock failure were analyzed through numerical simulation， and the field verification was carried out. The results show that with the decrease of the distance between the working face and the return channel， the superimposed stress increases gradually and is transferred to the positive side of the return channel， and the failure of the return channel moves from the front side to the working face. Because of the stress superposition effect， when the working face is 20 m away from the return channel， the plastic failure of roof changes from sparse failure to dense failure. Before the failure of coal pillar between the working face and the return channel， the deformation and failure of the back channel mainly occurr at the front side of the return channel. The damage of the front side is more serious than that of the auxiliary side when the coal pillar is less than 5 m. When the coal pillars are completely destroyed， the roof lost support， resulting in roof rotation， and the scope of the roof and floor damage increases correspondingly. It is suggested that the key to control the large deformation of the return channel is to control the stability of the front side of the return channel.

Keywords： ?pre-excavation return channel; last mining period; superposition effect; failure law; numerical simulation

近年來回撤通道在高產(chǎn)高效礦井中使用取得了顯著的經(jīng)濟效益[1-4]，但由于生產(chǎn)條件及地質(zhì)條件不同，回撤通道使用中仍然存在失敗案例，回撤通道圍巖的變形及破壞規(guī)律仍需要研究?；爻吠ǖ榔茐闹饕艿讲蓜討?yīng)力的影響，當(dāng)前國內(nèi)外學(xué)者針對回撤通道及采動巷道穩(wěn)定性分析開展了大量研究?；爻吠ǖ婪€(wěn)定性研究方面，王曉振等[5]通過控制推進速度、停采讓壓控制周期來壓步距，實現(xiàn)貫通時頂板無來壓，避免壓架事故，提出了等壓讓壓的概念。郭浩森等[6]采用理論分析和工程類比的方法，建立了支架合理工作阻力及貫通時的采高條件和支護方法計算模型。吳志剛等[7]通過對回撤通道礦壓規(guī)律的實測研究，首次提出巖層響應(yīng)和超前壓力傳遞大體經(jīng)歷4個階段，即穩(wěn)定階段、加速階段、顯著階段和突變階段。呂華文[8]建立了工作面剩余煤柱力學(xué)分析模型，揭示了工作面剩余煤柱動態(tài)力學(xué)變化特征。張金虎[2]對末采及回撤期間頂板來壓特征進行了研究，提出在工作面逐漸靠近回撤通道的過程中，頂板運動分為相對穩(wěn)定、突變運動及顯著運動3個階段。谷拴成等[9]提出了末采階段工作面煤柱和通道間保護煤柱荷載轉(zhuǎn)移的力學(xué)機理，建立了2種煤柱的荷載計算公式及保護煤柱合理寬度的確定方法。采動巷道穩(wěn)定性研究方面，Litwiniszyn[10]提出回采過程中巷道上方的巖層在重力作用下產(chǎn)生斷裂，這種巖層斷裂將產(chǎn)生沖擊波，并對巷道造成影響。Gao等[11]采用數(shù)值模擬方法再現(xiàn)了長壁工作面在高采動應(yīng)力作用下回采巷道圍巖擠壓破壞的過程。Wang等[12]針對巷道的開挖損傷區(qū)，對比研究了受長臂開采動壓影響的巷道和僅受靜壓作用的巷道，發(fā)現(xiàn)動壓影響下的圍巖損傷區(qū)寬度更大。Wang等[13]在對長時間數(shù)據(jù)分析的基礎(chǔ)上，總結(jié)了軟巖巷道受動載影響變形具有的6種特點，介紹了維持巷道穩(wěn)定性的一些基本原則。此外許多學(xué)者對采動應(yīng)力影響下巷道破壞規(guī)律進行了分析[14-16]。

前人對回撤通道的施工工藝、礦壓規(guī)律以及煤柱受力特征進行了深入分析，但未對回采末期應(yīng)力演化及破壞的動態(tài)演化過程進行研究，掌握這一規(guī)律對分析回撤通道圍巖大變形的主控因素并提出控制方法具有重要意義。因此筆者重點討論了末采期間工作面回采支承壓力與巷道圍巖集中應(yīng)力疊加的動態(tài)演化特征，進一步結(jié)合數(shù)值模擬得到的巷道圍巖破壞動態(tài)演化規(guī)律，揭示了巷道變形破壞發(fā)生的機制及過程。

1 工程概況

李家壕煤礦31113綜采工作面位于二水平，是3-1煤層一盤區(qū)第3個綜采工作面，31113工作面順槽沿煤層傾斜方向布置，主運順槽長2 576 m，回風(fēng)順槽長2 600 m。工作面平面布置圖如圖1所示。工作面長度為300 m，推進長度2 406 m，主回撤通道斷面規(guī)格為5.6 m×4.3 m，輔回撤通道斷面規(guī)格為5.4 m×3.6 m，主回撤通道采用“錨網(wǎng)+錨索+W型鋼帶聯(lián)合支護”?；爻吠ǖ榔叫杏诠ぷ髅?，臨近31112工作面自掘出到貫通，受采動影響尤為強烈，圍巖出現(xiàn)明顯變形，頂板冒頂，回撤過程發(fā)生壓架。因此以31113工作面為背景對該工作面預(yù)掘回撤通道圍巖應(yīng)力疊加效應(yīng)及破壞規(guī)律進行了研究。

2 超前支承壓力與回撤通道集中應(yīng)力疊加效應(yīng)

2.1 末采期間工作面前方煤柱應(yīng)力演化規(guī)律

2.1.1 末采期間圍巖結(jié)構(gòu)特征

當(dāng)工作面距離回撤通道較遠時，工作面前方支承壓力與巷道周圍集中應(yīng)力未產(chǎn)生相互影響，將巷道視為圓形孔，由于工作面附近頂板巖層發(fā)生垮落，可以將工作面附近采場垮落圍巖空間視為半圓形，半徑可由冒落帶高度確定，如圖2所示。進一步將上述結(jié)構(gòu)簡化為不等徑相鄰兩孔在不同孔間距條件下的應(yīng)力分布進行研究，如圖3所示。

圖中σt為圓孔周圍切向應(yīng)力，σr為圓孔周圍徑向應(yīng)力，γH為圓孔上方垂直載荷，r1為巷道半徑，r2為垮落帶高度，R為剩余煤柱寬度。

2.1.2 工作面推進過程中疊加應(yīng)力演化規(guī)律

當(dāng)前對雙孔洞應(yīng)力分析的解析求解研究較少，且計算較為困難，因此采用數(shù)值計算方法對上述雙孔在不同間距條件下的圍巖應(yīng)力重分布特征進行分析，進而反演工作面靠近主回撤通道時工作面回采與主回撤通道圍巖集中應(yīng)力疊加的演化規(guī)律?；爻吠ǖ乐睆?.6 m，圖3中小圓半徑r1為2.8 m。工作面采高H為6 m，依據(jù)冒落帶計算公式，當(dāng)頂板為砂質(zhì)泥巖時，冒落帶高度為H的3～4倍，取3倍，因此取r2為18 m。分別建立間距為30，20，15，10，5，2 m的兩孔間煤柱應(yīng)力分布的計算模型，給出不同間距時疊加應(yīng)力的重分布特征。為研究應(yīng)力分布規(guī)律，分析時數(shù)值計算本構(gòu)模型采用彈性模型使孔周圍處于彈性變形階段，體積模量剪切模量為6×107 Pa。圖4給出了間距5，10，30 m對應(yīng)的兩孔垂直應(yīng)力分布，其他云圖由于篇幅不單獨列出。由圖4所示的應(yīng)力云圖可知，疊加應(yīng)力主要作用于兩孔的兩幫側(cè)，對小孔的頂和底，疊加應(yīng)力影響較小。間距30 m時，小孔左右兩壁應(yīng)力分別為12.8 MPa和13.4 MPa;間距10 m時，小孔左右兩壁應(yīng)力均增加，分別為19.4 MPa和22.7 MPa;間距5 m時，小孔左右兩壁應(yīng)力分別為21.9 MPa及26.5 MPa。隨著間距減小，小孔左右兩壁應(yīng)力增加，且左右兩壁應(yīng)力差值逐漸增加，右側(cè)應(yīng)力值大于左側(cè)。

圖5給出了不同孔間距對應(yīng)的孔間煤柱垂直應(yīng)力疊加分布及水平應(yīng)力疊加分布規(guī)律。由圖5（a）中垂直應(yīng)力疊加分布曲線可知，當(dāng)大孔推進距小孔30 m時，小孔周圍應(yīng)力分布受到影響，孔壁應(yīng)力最大值不變，兩孔間應(yīng)力監(jiān)測段應(yīng)力值增加。隨著大孔進一步靠近小孔，間距為20 m時，小孔右壁應(yīng)力最大值由13.6 MPa上升至15.7 MPa，對應(yīng)的孔間監(jiān)測段應(yīng)力也相應(yīng)增加，之后隨著孔間距進一步減小，小孔右壁受到的疊加應(yīng)力逐步加強，左右兩壁應(yīng)力非對稱分布。后續(xù)變化規(guī)律類似，在大孔距離小孔5 m及2 m時，最大應(yīng)力值轉(zhuǎn)移至小孔右壁，小孔右壁的應(yīng)力值大于大孔左壁。上述規(guī)律表明，兩孔靠近過程中，大孔小孔最大應(yīng)力值及孔間應(yīng)力均增加，且增加過程中最大應(yīng)力仍然在兩孔邊緣，同時隨著孔間距減小，小孔右壁的應(yīng)力值逐漸大于大孔左壁。應(yīng)力疊加重分布的最大值及最小值演化規(guī)律如圖5（b）所示，隨著孔間距減小垂直應(yīng)力疊加最大值及最小值均增加，且逐漸趨于穩(wěn)定。

由圖6中水平疊加應(yīng)力分布曲線可知，隨著孔間距減小水平應(yīng)力疊加最大值和最小值均減小，且最大值位于兩孔間的中心處。

2.2 應(yīng)力疊加效應(yīng)下主回撤通道圍巖破壞機理

2.2.1 疊加應(yīng)力對回撤通道圍巖的破壞作用

由孔間應(yīng)力分布演化規(guī)律可知，對于回撤通道，由于自身圍巖周邊存在應(yīng)力集中，最大應(yīng)力集中在回撤通道正幫側(cè)（靠近工作面?zhèn)葞停?，隨著工作面靠近回撤通道，疊加作用更加明顯，因此對于回撤通道與工作面間的煤柱，破壞總是由回撤通道正幫向工作面?zhèn)戎鸩桨l(fā)展的，且發(fā)生破壞主要原因為巷道圍巖集中應(yīng)力與工作面前方支承壓力疊加。而對于回撤通道頂板，由于疊加應(yīng)力對頂板擾動較小，在工作面接近時頂板破壞不嚴(yán)重。

2.2.2 回撤通道正幫側(cè)圍巖控制方法圖7 圍巖內(nèi)附加應(yīng)力計算

疊加應(yīng)力作用下回撤通道正幫側(cè)發(fā)生破壞是回撤通道失穩(wěn)的主要因素，因此控制回撤通道圍巖可以通過提高正幫側(cè)煤壁強度及調(diào)整疊加應(yīng)力在回撤通道正幫側(cè)的分布實現(xiàn)。加強巷道錨桿及錨索的支護密度能夠提高圍巖強度，正幫側(cè)回采時需要采煤機截割貫通，采用玻璃鋼錨桿支護，錨固深度為2 m，對正幫圍巖強度提高能力有限。垛架支撐能夠改變圍巖應(yīng)力疊加效應(yīng)，是改善正幫側(cè)圍巖破壞狀況的主要手段。巷道支撐對圍巖應(yīng)力分布的影響如圖7所示。

巷道在內(nèi)壓作用下產(chǎn)生的附加應(yīng)力如圖7所示，內(nèi)壓引起的巷道圍巖附加切向應(yīng)力可由式（1）表示[17]：

σ=-r12r2pi。（1）

式中：σ為切向附加應(yīng)力，r為巷道中心距離，pi為巷道內(nèi)壓。

依據(jù)計算公式可知，當(dāng)巷道內(nèi)提供的支撐力為pi時，其周邊產(chǎn)生的切向應(yīng)力反力與巷道中心距離r成反比，將垛架產(chǎn)生支撐力近似為巷道內(nèi)壓，因此垛架支撐能夠減小煤柱側(cè)的切向應(yīng)力，即減小垂直應(yīng)力疊加對正幫的作用。

3 末采期間回撤通道破壞規(guī)律

3.1 模型的建立

以李家壕煤礦31113綜采工作面地質(zhì)條件為基礎(chǔ)，建立數(shù)值計算模型，對末采期間回撤通道的破壞規(guī)律進行了分析。建立的計算模型如圖8所示，模型長400 m，寬600 m，總高度150 m。模型邊界條件如下：左右2個截面（x=0，x=400）上x方向的位移限制為0;前后2個截面（y=0，y=600）上y方向的位移限制為0;最下面水平面上3個方向的自由度都為0;最上面水平面上的原巖應(yīng)力σz=γH。塑性條件采用Mohr-Coulomb強度準(zhǔn)則，巖層的巖石力學(xué)參數(shù)如表1所示。

模擬方案：在回撤通道開挖完成后，計算至平衡，然后開始進行工作面的回采，從距主回撤通道100 m開始回采，末采期間取7種情況，即距離主回撤通道依次為100，50，20，15，10，5，0 m進行分析。在計算過程中，分析回撤通道頂板及兩幫煤巖體內(nèi)塑性破壞。

3.2 末采期間回撤通道圍巖塑性破壞特征

當(dāng)回撤通道開挖后，巷道圍巖內(nèi)部的應(yīng)力重新分布，巷道周邊圍巖產(chǎn)生塑性區(qū)，一定時間后，會逐漸趨于穩(wěn)定。當(dāng)受到工作面采動影響時，回撤通道圍巖應(yīng)力又重新分布，圍巖塑性區(qū)惡性發(fā)展，部分塑性分布如圖9所示。圖中：None表示未發(fā)生塑性破壞;shear-n表示當(dāng)前處于剪切破壞狀態(tài);shear-p表示過去曾發(fā)生剪切破壞;tension-n表示當(dāng)前處于拉張破壞狀態(tài);tension-p表示過去曾發(fā)生拉張破壞。

距貫通50 m時回撤通道不受采動影響，巷道頂板塑性區(qū)為1.5 m，底板塑性區(qū)為1 m，兩幫塑性區(qū)為1 m，隨著工作面靠近回撤通道，回撤通道圍巖塑性區(qū)變化如表2所示。

當(dāng)工作面推進距離回撤通道5～20 m時，回撤通道頂?shù)装迤茐姆秶３植蛔儯瑑H正、副幫范圍在持續(xù)增加，正幫為工作面?zhèn)葞筒?，反之為副幫。?dāng)距離小于5 m時正幫破壞范圍連通至工作面，回撤通道頂?shù)装迤茐姆秶黾?。表明煤柱未完全破壞時疊加應(yīng)力對回撤通道頂?shù)装迤茐牡挠绊戄^小，且工作面距離回撤通道大于5 m時，疊加應(yīng)力對回撤通道正、副幫破壞均產(chǎn)生了影響，隨著工作面距離回撤通道小于5 m，回撤通道正幫受力開始明顯大于副幫，導(dǎo)致正幫側(cè)破壞較副幫側(cè)明顯增加，回撤通道破壞主要發(fā)生在工作面與回撤通道間的煤柱，這一結(jié)論與前述2.1.2節(jié)中得到的孔間距減小過程中小孔兩壁應(yīng)力演化規(guī)律一致。煤柱破壞后頂板一側(cè)支撐能力減弱，頂板僅副幫一側(cè)支撐，導(dǎo)致頂板破壞范圍增加。由圖9（d）可知，工作面由距離20 m到接近貫通時，疊加應(yīng)力迅速增強，導(dǎo)致頂板破壞加密。

4 現(xiàn)場監(jiān)測

4.1 ?頂板圍巖結(jié)構(gòu)及裂隙觀測

根據(jù)現(xiàn)場生產(chǎn)條件，在31113工作面主回撤通道里每隔40 m布置一個測點，共計6個測點，對測點進行編號：窺視點1、窺視點2、窺視點3、窺視點4、窺視點5、窺視點6（如圖1所示）。通過對觀測后的窺視結(jié)果分析得到：在觀測孔深范圍內(nèi)，初始巷道頂板完整性較好，距貫通10 m時窺視點3、4裂隙破壞如圖10所示，距鉆孔5 m時窺視點3、4鉆孔裂隙破壞如圖11所示，頂板破壞主要發(fā)生在距離巷道貫通5 m時。

4.2 巷道表面位移監(jiān)測

在31113工作面回采至距離回撤通道300 m左右時，在主回撤通道里每隔20 m布置一個測站，共計14個測站，測站編號為1～14號，如圖1所示。

如圖12～13所示，在工作面距離主回撤大于40 m時，位移量均在10 mm左右;當(dāng)工作面距離主回撤剩余30～40 m時，主回撤兩幫及頂?shù)装寰l(fā)生較大位移變化，位移量在20～30 mm;當(dāng)工作面距離主回撤剩余5～10 m時，主回撤兩幫及頂?shù)装逡七M量突然普遍增大，其中兩幫80～120 m范圍內(nèi)移進量在10～90 mm，兩幫其他范圍內(nèi)移進量均在100～640 mm，頂?shù)装逶?～60 m范圍內(nèi)縮進量在90～250 mm，頂?shù)装迤渌秶鷥?nèi)，縮進量在30～110 mm。兩幫位移明顯大于頂?shù)装逦灰?，且位移主要發(fā)生在工作面距離主回撤通道5～10 m范圍。

5 結(jié) 論

1）工作面末采期間，工作面與回撤通道應(yīng)力疊加效應(yīng)逐漸增強，煤柱承載的垂直應(yīng)力值增加，且最大應(yīng)力值由工作面?zhèn)认蚧爻吠ǖ勒龓蛡?cè)轉(zhuǎn)移。煤柱受到水平應(yīng)力值減弱，最大應(yīng)力值下降，最大應(yīng)力值位于煤柱中心處。

2）應(yīng)力疊加效應(yīng)增強導(dǎo)致回撤通道破壞由正幫向煤柱深部轉(zhuǎn)移，工作面在距離回撤通道20 m時，頂板破壞由間隔破壞轉(zhuǎn)為密集破壞。煤柱破壞范圍未導(dǎo)通至工作面前，回撤通道正副幫均發(fā)生破壞，在煤柱小于5 m時正幫側(cè)破壞大于副幫側(cè)。煤柱破壞范圍導(dǎo)通至工作面后，頂板失去正幫側(cè)支撐發(fā)生回轉(zhuǎn)是導(dǎo)致回撤通道頂板破壞的主因。

3）控制回撤通道正幫及煤柱破壞后頂板回轉(zhuǎn)是避免回撤通道發(fā)生大變形的關(guān)鍵。現(xiàn)階段正幫支護較弱，垛架支承能夠改善圍巖應(yīng)力疊加效應(yīng)同時控制頂板回轉(zhuǎn)。通過現(xiàn)場觀測，回撤通道圍巖破壞特征與理論分析及數(shù)值模擬結(jié)果基本吻合。

參考文獻：

[1] 張鑫. 特厚頂煤預(yù)掘回撤通道動壓擾動支護技術(shù)研究[J]. 山西焦煤科技， 2019， 43（9）： 37-40.

Zhang X. Research on support technology for pre-excavation and retreating roadway of dynamic pressure disturbance in extra-thick roof coal[J]. Shanxi Coking Coal Science & Technology， 2019， 43（9）： 37-40. （in Chinese）

[2] 張金虎. 破碎頂板回撤通道圍巖運動規(guī)律和支護適應(yīng)性研究[J]. 煤炭科學(xué)技術(shù)， 2015， 43（12）： 28-31.

Zhang J H. Study on movement law of surrounding rock and support adaptability of the broken roof in return channel[J]. Coal Science and Technology， 2015， 43（12）： 28-31. （in Chinese）

[3] 楊寶貴， 馬念杰， 楊勝利， 等. 煤礦井下采煤工作面回撤通道充填回撤方法： CN106968671B[P]. 2019-10-01.

Yang B G， Ma N J， Yang S L， et al. The method of back filling and back withdrawing in the back channel of coal mining face： CN106968671B[P]. 2019-10-01. （in Chinese）

[4] 呂坤， 趙志超， 趙志強. 特厚煤層綜放工作面回撤通道支護技術(shù)研究[J]. 煤炭科學(xué)技術(shù)， 2018， 46（3）： 39-43.

Lyu K， Zhao Z C， Zhao Z Q. Study on support technology of equipment removal channel in fully-mechanized top coal caving face in ultra-thick seam[J]. Coal Science and Technology， 2018， 46（3）： 39-43. （in Chinese）

[5] 王曉振， 鞠金峰， 許家林. 神東淺埋綜采面末采段讓壓開采原理及應(yīng)用[J]. 采礦與安全工程學(xué)報， 2012， 29（2）： 151-156.

Wang X Z， Ju J F， Xu J L. Theory and applicable of yield mining at ending stage of fully-mechanized face in shallow seam at Shendong mine area [J]. Journal of Mining & Safety Engineering， 2012， 29（2）： 151-156. （in Chinese）

[6] 郭浩森， 李化敏， 李東印， 等. 重型綜放工作面快速回撤與末采期頂板控制技術(shù)[J]. 煤炭科學(xué)技術(shù)， 2012， 40（10）： 34-36， 40.

Guo H S， Li H M， Li D Y， et al. Rapid equipment withdrawing from heavy fully mechanized top coal caving mining face and roof control technology during mining terminal period[J]. Coal Science and Technology， 2012， 40（10）： 34-36， 40. （in Chinese）

[7] 吳志剛， 田西勇. 大采高工作面回撤通道礦壓規(guī)律實測[J]. 煤礦開采， 2013， 18（6）： 78-80.

Wu Z G， Tian X Y. Underground pressure rule observation in dismantle roadway of large-mining-height mining face[J]. Coal Mining Technology， 2013， 18（6）： 78-80. （in Chinese）

[8] 呂華文. 預(yù)掘回撤通道穩(wěn)定性機理分析及應(yīng)用[J]. 煤炭學(xué)報， 2014， 39（S1）： 50-56.

Lü H W. The mechanism of stability of pre-driven rooms and the practical techniques[J]. Journal of China Coal Society， 2014， 39（S1）： 50-56. （in Chinese）

[9] 谷拴成， 王博楠， 黃榮賓， 等. 綜采面末采段回撤通道煤柱荷載與寬度確定方法[J]. 中國礦業(yè)大學(xué)學(xué)報， 2015， 44（6）： 990-995.

Gu S C， Wang B N， Huang R B， et al. Method for determining the load on and width of coal pillar at the recovery room end of fully-mechanized longwall mining[J]. Journal of China University of Mining and Technology， 2015， 44（6）： 990-995. （in Chinese）

[10] Litwiniszyn J. Rarefaction shock waves， outbursts and consequential coal damage[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences & Geomechanics Abstracts， 1990， 27（6）： 535-540.

[11] Gao F Q， Stead D， Kang H P. Numerical simulation of squeezing failure in a coal mine roadway due to mining-induced stresses[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering， 2015， 48（4）： 1635-1645.

[12] Wang H W， Jiang Y D， Xue S， et al. Assessment of excavation damaged zone around roadways under dynamic pressure induced by an active mining process[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences， 2015， 77： 265-277.

[13] Wang C， Wang Y， Lu S. Deformational behaviour of roadways in soft rocks in underground coal mines and principles for stability control[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences， 2000， 37（6）： 937-946.

[14] Yang X J， Hu C W， Liang J H， et al. A case study on the control of large deformations in a roadway located in the Du’erping coal mine in China[J]. Advances in Materials Science and Engineering， 2019， 2019： 1-13.

[15] Shen B T. Coal mine roadway stability in soft rock： a case study[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering， 2014， 47（6）： 2225-2238.

[16] Jiang L S， Kong P， Shu J M， et al. Numerical analysis of support designs based on a case study of a longwall entry[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering， 2019， 52（9）： 3373-3384.

[17] 李俊平， 連民杰. 礦山巖石力學(xué)[M]. 北京： 冶金工業(yè)出版社， 2011.

Li J P， Lian M J. Mine rock mechanics[M]. Beijing： Metallurgical Industry Press， 2011. （in Chinese）

（編輯 羅 敏）