0 引 言
由于煤层厚度变化、煤层含夹矸和开采布局要求（沿走向工作面保持等长）等因素，采煤工作面准备过程中出现了具有特殊围岩结构的半煤岩巷道，其围岩结构的非连续性、强度的差异性、变形的非协调性对巷道支护技术提出了更高的要求[1]。近年来，国内外学者和专家对半煤岩巷道失稳机理及支护技术研究已经取得了显著进展[2-3]，王猛等[4]总结了半煤岩巷道变形特征，指出煤帮为巷道变形破坏的薄弱环节，煤岩层间剪切变形随结构面参数的增加呈负指数关系减小，巷道维护的关键在于控制煤岩结构面的层间剪切滑移变形。罗生虎等[5]通过研究底板非对称破坏，发现采动应力和支架载荷作用下底板的力学性状发生改变，底板沿工作面倾向的破坏形态呈现为下大上小的非对称反拱，其最大破坏深度位于工作面倾向下部区域，且其破坏深度和范围随着煤层倾角的增大而减小。金淦等[6]采用ABAQUS建立了半煤岩巷道数值计算模型，研究了不同煤岩界面位置、不同煤岩界面倾角等主控因素下巷道的围岩应力与变形破坏规律，提出了关键部位非对称耦合支护对策。但由于半煤岩巷道煤岩体性质及煤岩体内应力分布的复杂性，目前，半煤岩巷道围岩失稳及控制问题尚未得到有效解决，对大倾角煤层，尤其是大倾角特厚煤层分层开采条件下巷道稳定控制存在较多问题，且在巷道围岩应力环境分析中，已有的研究主要基于巷道近场地质构造条件，较少从地质动力区划角度将采场与矿区大尺度断裂等构造联系起来。
研究基于地质动力区划方法，从矿区大尺度断裂入手，建立其与大倾角特厚煤层采场间相对时空关系，以乌东煤矿大倾角特厚煤层半煤岩巷道为例，通过地质动力区划、统计分析和数值模拟等方法，对乌东煤矿特厚煤层半煤岩巷道地质动力环境及其对巷道稳定性的影响进行了研究，并针对巷道当前支护现状和不足，在大量统计调研的基础上，提出了行之有效的改进优化措施，对于特殊开采条件下采场应力环境及其对巷道稳定性、采掘活动的影响具有重要意义，以期为类似条件巷道的稳定性控制提供有益借鉴。
1 工程背景
1.1 地质条件
乌东煤矿北采区主采43号和45号煤层，煤厚分别为32、25 m，两煤层倾角平均为45°，属大倾角特厚煤层，两煤层间为坚硬厚层砂岩，平均为100 m。两煤层采用水平分段综放开采方法，分段高度25 m，采煤高度3 m，放煤高度22 m。井田地面标高平均为+800 m，目前北采区开采至+575 m水平，其中45号煤层正回采，43号煤层掘进回采巷道，43号煤层回采巷道掘进时揭露厚度不等的夹矸（泥岩），利用钻孔观测巷道两帮煤岩成分，确定巷道与煤岩相对位置，其中43号煤层北巷800 m处（巷道垮冒）巷道断面3/4为岩，属半煤岩巷道，乌东煤矿北采区采掘关系如图1所示。
图1 乌东煤矿北采区采掘关系
Fig.1 Mining and development relationship of north mining area in Wudong Coal Mine
1.2 巷道支护现状
乌东煤矿+575 m水平43号煤北巷掘进巷道断面为直墙拱形，宽4 800 mm，高3 600 mm，支护方式为锚网索联合支护，使用右旋锚杆ø20 mm×2 500 mm，间排距800 mm×800 mm，端部锚固长度600 mm，锚杆托盘120 mm×120 mm×8 mm；锚索ø18.9 mm×10 000 mm，间排距2 000 mm×3 000 mm；钢筋托梁配合冷拔丝经纬网进行护表。+575 m水平43号煤北巷断面及现支护方案如图2所示。
图2 43号煤北巷现有支护方案
Fig.2 Existing supporting scheme of north roadway
+575 m水平43号煤北巷掘进过程中，巷道围岩出现不同程度的变形，其中在770～850 m段更为显著，顶板较为破碎，北帮侧鼓帮，在冷拔丝经纬网作用下形成大“坠包”，底板北帮侧底鼓较为严重，底鼓量达到250 mm，巷道有效断面大幅减小；2017年4月17日5点30分左右，在该巷距切眼801～807 m处巷道顶部及南帮侧发生冒顶，其垮冒形态如图3所示，垮冒煤岩渣将巷道填充，垮冒高度约3 m，宽度约为5 m，长度为6 m，垮冒区域大部分锚杆整体拔出，锚杆、锚索有拉断现象，锚杆拉断位置为1.8 m左右，锚索拉断长度为3 m左右，严重影响了矿井安全生产，亟需明确该巷失稳地质力学机制并提出行之有效的围岩控制优化方案。
图3 巷道垮冒区域形态
Fig.3 Shape of roadway collapse area
2 乌东井田地质动力条件分析
2.1 活动断裂分布
1）地质动力区划原理，地质动力区划是根据地质构造形式决定地形地貌的基本形态和主要特征的原理，通过对地形地貌的分析，查明断裂的形成与发展，确定断裂构造及断块间的相互作用方式，以此可以进一步确定活动断裂对井田内地应力环境的影响[7-9]，地质动力区划不同级别断裂尺度范围见表1。
表1 不同级别断裂尺度范围
Table 1 Scale range of different faults
断裂级别比例尺作用Ⅰ级1∶250万Ⅱ级1∶100万建立板块构造与地质动力区划的联系Ⅲ级1∶20万Ⅳ级1∶5万建立断块构造与矿区/井田尺度的联系Ⅴ级1∶1万建立断块构造与工程应用的联系
2）乌东井田主要活动断裂及其影响，对乌东矿区进行了地质动力区划，划分了Ⅰ～Ⅴ级活动断裂，其中乌东井田内Ⅳ级断裂区划如图4所示。
图4 乌东煤矿Ⅳ级断裂分布
Fig.4 Distribution of fault Ⅳ in Wudong Coal Mine
经现场考察，确定了地面上的断裂与图4中预测的活动断裂关系相对密切，其中Ⅰ-1断裂与地质界已查明的清水河子断裂密切相关，断裂横穿乌东井田中部，由于其规模大，影响范围广，对乌东井田地质动力条件具有重要影响；Ⅳ-1断裂、Ⅳ-3断裂与地质界已查明的碗窑沟断裂密切相关，对乌东井田影响很大；Ⅳ-2断裂、Ⅳ-4断裂与地质界已查明的白杨南沟断裂密切相关。张宏伟等[8]研究了清水河子断裂、碗窑沟断裂、白杨南沟断裂的影响宽度及其活动性见表2。乌东井田走向长度10 km，倾向长度3 km，对比分析井田走向和各主要活动断裂走向可知，两者走向近似平行，因此整个乌东井田处于上述活动断裂影响范围内。由此判断，上述断裂构造特别是区划断裂中的Ⅰ-1断裂、Ⅳ-1断裂和Ⅳ-3断裂活动性较强，对乌东井田地应力环境影响很大，在其影响范围内能够形成高应力和高弹性能聚集区域，在开采工程扰动下，易引发冲击地压等强动力灾害，这是乌东煤矿动压事故的动力和能量来源。
表2 乌东煤矿内主要活动断裂特征
Table 2 Main active faults characteristics in Wudong Coal Mine
断裂编号走向/（°）关系密切断裂影响宽度/km活动性Ⅰ-181～86清水河子断裂3.4强Ⅳ-149～57碗窑沟断裂2.4中等Ⅳ-233～54白杨南沟断裂0.5弱Ⅳ-337～47碗窑沟断裂2.4中等Ⅳ-447～52白杨南沟断裂0.5弱
2.2 地震活动分析
通过对乌东矿区有历史记录的地震活动进行统计分析，得出乌东矿区地震活动时序特征如图5所示。可以看出矿区内地震活动频率呈逐年上升趋势，特别是2005年至今，乌东井田天然地震共发生277次，占历史总次数90.2%，说明乌东矿区地壳运动更加强烈，地质动力条件活跃度逐年增强，矿区煤岩体能量逐步增加。
图5 乌东煤矿地震时序特征
Fig.5 Sequential characteristics of seismic activity in Wudong Coal Mine
乌东矿区地震震源深度分布如图6所示，由图6可知，2009年之前，矿区地震震源深度一直处于较高水平，2010年至今，乌东井田范围所发生的226次地震中，有204次属于浅源地震，浅源地震比例高达90.20%。矿区内地震震源深度呈现逐渐减小的趋势，特别是2009年以后，矿区范围内地震的震源深度分布在距地表10 km范围内的比值占到了90.77%。随着矿井开采活动的持续，人为扰动因素逐渐积累，乌东井田浅部动力条件逐步增强，对采掘工程的影响也将更为强烈。
图6 震源深度变化
Fig.6 Distribution of focal depth
2.3 地应力特征分析
为进一步明确乌东井田地应力环境，乌东煤矿和中国矿业大学等[10]利用空心包体应力解除法对乌东井田地应力进行了原位测定。得到乌东北采区以水平压应力为主，最大主应力为7.0 MPa，方向N27.8°W，与煤层（回采巷道）走向夹角为3°，最小主应力近水平，为3.5 MPa，垂直主应力为4.7 MPa；南采区最大主应力为15 MPa，方位N158.6°E，与煤层（回采巷道）走向夹角为9°，最小主应力近水平，为10.4 MPa，垂直主应力为8.2 MPa。南北采区地应力特征如图7所示，可知，受Ⅰ-1断裂、Ⅳ-1断裂、Ⅳ-2断裂、Ⅳ-3断裂、Ⅳ-4断裂的相互作用，乌东井田最大主应力基本沿井田倾向分布，与煤层（回采巷道）走向近似垂直，在该地应力环境作用下，回采巷道极易出现底鼓、冒顶等形式的变形失稳。
图7 乌东井田地应力特征
Fig.7 Stress characteristics in Wudong Coal Mine
3 巷道围岩失稳数值模拟
3.1 模拟条件
为明确受周围小尺度范围内采掘工程影响巷道围岩应力演化规律及其对围岩稳定性的影响，根据乌东煤矿北采区实际采掘顺序确定数值模拟步骤：模型初次平衡→同煤层上水平开采→计算平衡→同水平45号煤层开采→计算平衡→回采巷道开挖→计算平衡。
为减小模型网格尺寸变化对模拟效果的影响，采用MIDAS建模并导入FLAC3D中计算，利用interface单元模拟煤岩接触面并进行强度弱化。模型尺寸300 m×200 m×130 m（长×宽×高），根据实验室煤岩物理力学测试结果（表3）和2.3节中地应力实测结果对模型赋值。
表3 乌东煤矿北采区煤岩物理力学性质
Table 3 Physical and mechanical properties of coal and rock in Wudong Coal Mine
煤岩层密度/（kg·m-3）抗拉强度/MPa弹性模量/GPa泊松比黏聚力/MPa内摩擦角/（°）43煤1 2951.342.600.201.782445煤1 2720.391.840.311.6522泥岩2 3861.538.010.293.3926粉砂岩2 6922.2516.740.235.4029
3.2 巷道围岩应力演化
1）巷道开挖前围岩应力演化，43号煤层上水平和45号煤层同水平工作面开采前后43号煤北巷围岩应力演化如图8所示。从云图可以明显看出，附近采掘活动使围岩应力重新分布，且应力演化呈现明显的煤岩交界突变特征，致使43号煤北巷在同煤层上水平和邻近同水平煤层开采时处于较为复杂的区域应力环境中。
图8a—图8c表示巷道围岩水平应力演化特征，初始平均为7.0 MPa，43号煤北巷属半煤岩巷道，在同煤层上分层采后，水平应力出现明显的区域分布特征，在煤岩交界处发生突变。从煤层底板—顶板方向上巷道断面岩性依次为煤—岩（泥岩）—煤，其对应水平应力分布特征为高—低—高，最大为8.5 MPa，最小为6.8 MPa，则同煤层上水平开采使巷道顶底板煤体水平应力显著增大，使巷道断面泥岩（夹矸）水平应力小幅度降低，如图8b所示；同水平45号煤层开采后，巷道围岩水平应力分布特征与45号煤层未开采前类似，但应力值均有所降低，最大为7.5 MPa，最小为5.5 MPa，如图8c所示。可以看出同煤层上分层开采使43号煤北巷顶底板煤体中水平应力升高，巷道断面泥岩部分水平应力基本保持不变，而随后同水平邻近45号煤层的开采使巷道围岩水平应力在之前基础上均降低，起到卸压作用。
图8d—图8f表示巷道围岩垂直应力演化特征，与水平应力类似，43号煤层上分层和邻近45号煤层同水平工作面开采后，巷道围岩垂直应力呈现明显的“高—低—高”区域分布特征，相对于初始垂直应力4.7 MPa，43号煤层上分层和邻近45号煤层同水平工作面开采均使巷道围岩垂直应力降低，最大分别为3.5 MPa和3.0 MPa，均位于巷道北帮和底板煤体中，最小为1.5 MPa和1.5 MPa，位于巷道顶板泥岩中。
图8g—图8i表示巷道围岩剪应力演化特征，与水平应力和垂直应力相反，43号煤层上分层和邻近45号煤层同水平工作面开采后，巷道围岩剪应力呈现明显的“低—高—低”区域分布特征，最大值位于泥岩中，分别为3.2 MPa和2.8 MPa，最小值位于顶底煤体中，分别为2.6 MPa和2.2 MPa，相对于初始垂直应力1.7 MPa，同煤层上分层和同水平邻近煤层开采均使巷道围岩剪应力升高。
对比图8c、图8f和图8i可知，巷道未开挖前，巷道北帮水平应力和垂直应力均大于南帮，巷道底板煤岩交界面两侧出现了明显的应力分区，北侧底板应力明显大于南侧，由于煤体强度低于岩体，在高应力作用下，巷道北帮和北侧底板将会产生更大的变形。
综合以上对43号煤层上分层和邻近45号煤层同水平工作面开采后巷道围岩应力演化分析，可以得出巷道附近开采活动使巷道围岩水平应力、垂直应力和剪应力具有不同的分布特征，43号煤层上分层开采使北巷围岩水平应力和剪应力升高，使垂直应力降低，而同水平邻近45号煤层的开采使三者均降低（图9），说明同水平邻近煤层开采具有卸压作用。由图9可知，巷道围岩应力中水平应力值较大，说明巷道主要受水平应力作用，由文献[11]可知，当水平应力大于垂直应力时，巷道的破坏主要发生在顶底板方向，应加强巷道顶板和底板的支护措施。
图8 巷道围岩采动应力演化
Fig.8 Mining-induced stress evolution of roadway surrounding rock
图9 巷道围岩应力时序变化特征
Fig.9 Variation of surrounding rock stress by stage
2）巷道开挖后围岩应力分布特征，巷道开挖后，巷道表面煤岩体由3向受力转向两向受力，在不平衡力的作用下，使表面煤岩体受拉产生破坏并逐渐向围岩深部转移直至再次平衡。43号煤北巷开挖后，其围岩应力分布如图10所示。巷道开挖后，在巷道两帮、顶板和底板处产生不同深度的应力降低区甚至拉应力区，使其中积聚的弹性能得到有效释放，其中北帮应力降低区范围大于南帮，底板应力降低区偏北帮侧，顶板应力降低区偏南帮侧；在巷道顶板和南侧底角处出现了明显的应力集中现象，使得巷道顶板和南帮底角积聚大量弹性能，这为巷道动力显现提供了应力条件。
3.3 巷道围岩能量特征
巷道开挖后，其围岩能量分布如图11所示。可以看出，巷道断面中泥岩的存在使能量分布呈现区域特征，由于煤体强度弱于泥岩，巷道开挖后，北帮和北侧底板产生较大的变形破坏，使其中积聚的大量弹性能得到有效释放，从而使得巷道北帮和北侧底板处能量处于较低水平，为2×104 J；而巷道顶板、南帮和南侧底板为岩体，强度相对较高，其变形破坏程度较低，弹性能不易释放，使得巷道顶板、南帮和南侧底板能量处于较高水平，南帮为1×105 J，由于巷道顶板侧有高应力集中，使得其能量积聚程度更大，达到2.2×105 J，在附近采掘工程诱导下，高能量聚集区域易发生动力显现，这为巷道动力显现提供了能量条件。
3.4 巷道围岩破坏特征
图12表示巷道开挖后围岩塑性区分布情况，由于上分层开采和巷道断面内煤岩交界软弱层的存在，其塑性区分布明显异于常规巷道，在巷道顶底板方向塑性区均不同程度沿煤岩交界弱层倾向发育，致使巷道两肩角和两底角处塑性区范围较大，这也验证了弱层对巷道稳定性的弱化作用。
图10 巷道开挖后围岩应力分布特征
Fig.10 Surrounding rock stress distribution after excavation of roadway
图11 巷道开挖后围岩能量分布特征
Fig.11 Energy distribution after excavation of roadway
图12 巷道围岩塑性区分布特征
Fig.12 Plastic zone distribution of surrounding rock
由图12可知，巷道围岩破坏主要发生在顶底板位置，这与文献[11]研究结果一致。巷道北帮塑性区发育深度为1.5～2.2 m，南帮为0.5～1.8 m，顶板大于2.4 m，乌东煤矿北采区回采巷道现使用φ20 mm×2 500 mm右旋螺纹钢锚杆，锚固长度600 mm，对比图3巷道现有支护方案可知，巷道顶板锚杆全部位于塑性区内，北帮底部部分锚杆位于塑性区内，顶板南侧锚索处于塑性区内，处于塑性区内的锚杆（索）对巷道浅部破坏煤岩不能起到有效支撑，为保证支护效果，巷道锚杆（索）支护方案亟需优化。分析底板塑性区可知，其破坏深度达到4.5 m，其中巷道底板北侧底鼓严重，需采取行之有效的底鼓防治措施。
4 巷道支护技术优化
4.1 现有支护方案优化
1）增加锚杆长度[12]，采用端锚时，锚杆长度L为
L=L1+Lp+L2
（1）
式中：L1为锚杆锚固长度，m；Lp为塑性区宽度，m；L2为锚杆外露长度，m。
现场采用2根CK23 35锚固剂进行端锚，锚固长度实测为0.6 m，锚杆外露长度取0.15 m，结合3.4节中不同位置塑性区宽度，由式（1）可计算得北帮锚杆长度应为2.95 m，取3.0 m，南帮应为2.55 m，取2.6 m，顶板应为3.15 m，取3.2 m。可知，在端锚时，现有锚杆长度不能充分发挥锚杆支护作用，应按以上计算结果增加锚杆长度。
2）提高预应力，采用端锚时，仅简单增加锚杆长度是不合理的，锚杆长，预应力低，不能形成有效预应力结构，不能充分发挥锚杆的支护作用。锚杆越长，预应力应越大，足够的预应力可以及时均匀地提供表面支护抗力，有效限制围岩有害变形的发展，维护围岩的整体稳定。
我国多数矿区试验数据表明，锚杆预应力一般以锚杆杆体屈服强度的30%～50%为宜[13-14]。实验室对乌东矿螺纹钢锚杆进行了拉拔试验（典型曲线如图13所示），知其杆体屈服强度平均为135 kN，则锚杆预应力应为40.5～67.5 kN。现场实测锚杆安装时预紧力矩为150～200 N·m，预紧力仅为20～25 kN，预应力严重不足，为充分发挥预应力锚杆支护效果，应更新锚杆施工机具，提高锚杆预应力。
图13 螺纹钢锚杆杆体拉拔力曲线
Fig.13 Drawing force curve of threaded steel bolt rod
3）采用全长锚固，文献[15]针对端部锚固和全长锚固2种不同的锚杆锚固形式，利用莫尔圆和抗剪强度包络线从岩体的剪切参数及岩体所受支护反力方面对锚固的挤压加固效果进行了比较分析。结果表明，相对于端部锚固，全长锚固不仅对围岩提供了支护反力，还提高了锚固岩体的关键力学参数（黏结强度、内摩擦角），使其整体性加强，提高锚杆支护系统的刚度，能有效地约束巷道围岩的变形和位移，现场应用表明全长锚固锚杆对软岩和破碎巷道支护效果良好。文献[16]研究了预应力全长锚固锚杆的抗剪作用，指出全长锚固和预应力的施加提高了锚杆支护系统的刚度，使得煤岩体中节理的抗剪刚度增加，从而使节理的抗剪强度提高。
根据图11可知，巷道开挖后，顶板剪应力集中，且现场顶板较为破碎，因此，顶板可使用预应力全长锚固锚杆，以此提高顶板锚杆支护系统的整体强度和刚度。
4）调整锚索角度，巷道锚索主要作用是将巷道浅部破碎煤岩和锚杆组成的支护结构固定于深部稳定煤岩体，其锚固段应位于深部稳定岩体中。对比图2和图12可知，当前顶板两根锚索中南侧锚索全长包括锚固段全部位于塑性区中，北侧锚索锚固段部分位于塑性区中，锚索支护作用未得到充分发挥。结合图12中巷道围岩塑性区分布特征，对顶板锚索角度进行调整，使锚索锚固段处于塑性区以外的稳定煤岩体中，如图14所示。锚索安装后，应施加足够的预紧力，使锚索和锚杆形成的锚固结构相互连接，形成相互叠加的压应力区，实践表明，锚索预紧力以120～150 kN为宜[17]。
图14 锚索角度调整
Fig.14 Adjustment of anchor angle
4.2 改进巷道护表材料
1）托板。托板是锚杆支护系统中的重要构件，其在预应力的施加和扩散、载荷的传递等方面起到举足轻重的作用，托板的变形失效往往是造成锚杆支护失效的主要因素。文献[17]对托板与煤壁不同接触状态下托盘受力进行了分析，得到托板在面接触状态下受力状态最好，承载能力最大，四点支撑次之，其屈服载荷可达到面接触的85%，三点支撑受力状态最差，其屈服载荷仅达到面接触的23%。
井下考察发现，由于巷道表面平整度较差，大量托板处于四点支撑甚至三点支撑状态，局部严重变形失效，导致整根锚杆锚固失效。为改善托板受力条件，可在托板与煤壁中间安装木质垫片，使托板处于面接触后状态，增大托板与煤壁的接触面积，有利锚杆预应力的扩散，改善围岩应力状态。
2）钢带。文献[18]对锚杆支护构件中钢带、钢筋托梁的力学性能和支护效果进行了研究，认为W钢带护表面积大，有利于锚杆支护力的扩散；抗拉强度较高，组合作用强；抗弯刚度大，控制锚杆间围岩变形能力强，在千米深井巷道、松软破碎围岩巷道及大断面巷道等复杂难支护巷道表现良好。而钢筋托梁力学性能差，焊接处易开裂；钢筋与围岩表面为线接触，护表面积小，可施加的预紧力小（一般不超过300 N·m），对锚杆支护力和预应力扩散效果差；强度低、刚度小，控制围岩变形能力有限，尤其在松软破碎围岩巷道。因此，在条件允许的情况下，可用W钢带代替钢筋托梁。
3）金属网。金属网的主要作用是维护锚杆之间的煤岩体，防止巷道表面破碎煤岩块垮落，将锚杆间的岩层载荷传递给锚杆，使单根锚杆的点支护转变为锚杆支护系统的面支护，其中金属网的联网强度是决定其护表能力的重要因素。文献[19]对我国目前常用的菱形金属网、经纬网和焊接钢筋网的力学性能和支护效果进行了研究，试验表明煤矿巷道支护常用的钢筋网护表能力分别为菱形网、经纬网的4.2倍和5倍，但造价相对高，在条件允许时可选用。另外在铺网过程中，对金属网及时施加一定的张拉力，可使金属网及时支护围岩，减小围岩变形。
4.3 巷道底鼓防治
巷道底鼓防治的重点是加固底板破碎煤岩，提高其峰后强度和残余强度，限制底板破碎煤岩的水平位移，从而控制水平应力对底鼓的影响，尤其是像乌东煤矿回采巷道这样典型水平应力作用为主的巷道。文献[20]对全长锚固锚杆的横向作用进行了研究，通过理论和现场实践证实了全场锚固锚杆横向阻抗作用防治底鼓的切实可行性。文献[11]对巷道底鼓机理及其控制技术进行了研究，指出高水平应力作用是巷道底鼓的主要因素；分析了全长锚固锚杆受力特点，指出全长锚固锚杆轴向力中部大、两端小，且全长锚固提高了锚杆支护系统的整体刚度，能够有效限制底板破碎煤岩的水平位移，并以水力膨胀锚杆为例在井下进行现场试验，证实其对巷道破碎底板有较好的控制效果。因此，可在43号煤层北巷严重底鼓段采用全长锚固锚杆对巷道底板和底角进行加固，其具体底鼓控制方案有待进一步研究。
5 结 论
1）通过地质动力区划方法并结合地面考察，确定了乌东井田内主要活动断裂及其对乌东井田地应力环境的影响；对乌东井田内地震活动时序特征和震源深度的统计分析表明，乌东井田尤其是其浅部地质动力活跃度逐年增强，使浅部煤岩体能量不断积聚；井下地应力实测表明，巷道走向与最大主应力方向垂直，不利于巷道的稳定。
2）数值分析表明，同煤层上分层开采使巷道围岩应力升高，同水平邻近煤层开采使巷道围岩应力降低；受高水平应力和煤岩交界弱面的影响，巷道顶底板破坏范围较大，且顶板锚杆和部分锚索处于塑性区内，其锚固作用不能充分发挥，巷道顶板积聚大量弹性能，易引发顶板动力灾害。
3）针对巷道当前支护现状和不足，提出了增加锚杆长度、提高锚杆预应力、采用全长锚固、调整锚索角度、改进护表材料以及采用全长锚固锚杆对巷道底板和底角进行加固等优化措施，以期巷道围岩控制达到更好的效果。
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