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随着煤炭开采进入深部阶段，巷道处于温度场、湿度场以及应力场相耦合的多场作用环境。基于此，本文首先建立多场耦合作用下巷道围岩应力场的计算模型，探讨高温高湿应力对围岩稳定性的影响并提出解决措施;其次，结合主动隔热的降温思路和绿色矿山的理念，设计正交试验，开发出一种可以降低高温高湿应力对围岩稳定性影响的新型隔热喷射混凝土;随后，结合工程环境，对该隔热喷射混凝土展开温湿循环处理，分别研究其在温湿循环作用后的蠕变试验特性以及冲击力学特性;最后，依托淮南矿业集团丁集矿西三集中皮带机大巷为工程背景，对该新型隔热喷射混凝土进行现场应用与效果评价。主要研究结论如下:
(1)多场耦合作用下，温度场和湿度场发生变化时会产生温度应力和湿度应力，而温度应力和湿度应力的作用将在巷道内产生附加应力;当巷道底板不支护或欠缺支护时，温度应力和湿度应力导致的附加应力将显著改变巷道周边围岩内的应力场和位移场，影响巷道围岩的稳定性;因此，可通过建立底板支护机制或者进行巷道隔热处理来降低其影响。
(2)设计正交试验，将陶粒、陶砂、玄武岩纤维和植物纤维掺入普通喷射混凝土中，构成一种新型隔热喷射混凝土，结果表明，陶粒替代7％质量的石子，陶砂替代8％质量的砂子，玄武岩纤维和植物纤维的掺量各为0.2％体积的混凝土时，隔热喷射混凝土的力学性能和隔热性能最佳;同时，微观试验结果表明，上述材料掺入到喷射混凝土中，水泥浆液的水化反应不受上述掺和料的影响且强度发育良好，无有害物质和不良反应出现。
(3)隔热喷射混凝土的蠕变试验结果表明:4组水浴温度下(24℃、40℃、60℃和80℃)，随着干湿循环作用次数的增加，隔热喷射混凝土的轴向蠕变应变均是在3次干湿循环作用时达到最大;而同样是经历过3次干湿循环作用后，60aC的水浴温度下试件的轴向蠕变应变最大，80℃的水浴温度下试件的轴向蠕变应变最小;此外，水浴温度在24～40℃时，其平均瞬时变形模量在干湿循环作用14次时最大，此时其劣化程度最低;水浴温度在60～80℃时，其平均瞬时变形模量在干湿循环作用7次时最大，此时其劣化程度最低;故低水浴温度时，隔热喷射混凝土被侵蚀的速度较慢，而在高水浴温度时，隔热喷射混凝土被侵蚀的速度较快;最后，隔热喷射混凝土的蠕变试验结果符合Burgers模型，且四个计算参数E1、E2、η1和η2与温度T和干湿循环次数n之间存在公式(4-5)-(4-8)的关系式，将其代入公式(4-3)即为隔热喷射混凝土在温度T和干湿循环次数n作用下的Burgers本构关系模型。
(4)隔热喷射混凝土的冲击试验结果表明:在冲击荷载下，隔热喷射混凝土的动态压缩应力-应变曲线可划分为三段:弹性阶段、屈服阶段以及破坏阶段，该结果表明隔热喷射混凝土具有较好的冲击吸能特性;低水浴温度(24℃～40℃)时，随着干湿循环次数的增加，隔热喷射混凝土的动态抗压强度先降低后升高，在14次干湿循环作用下达到最低;高水浴温度(60℃～80℃)时，随着干湿循环次数的增加，隔热喷射混凝土的动态抗压强度先降低后增大再降低，拐点是在14次干湿循环作用时;当干湿循环作用次数恒定时，随着水温增加，其动态抗压强度符合如下规律:干湿循环在3～7次时，隔热喷射混凝土的动态抗压强度持续降低;干湿循环在14～28次时，隔热喷射混凝土的动态抗压强度先降低后增大再降低，60℃的水温是其拐点;此外，隔热喷射混凝土的动态抗压强度与干湿循环次数n以及温度T之间均存在公式(5-5)-(5-9)所示的关系式。
(5)隔热喷射混凝土在淮南矿业集团丁集矿西三集中皮带机大巷的工程应用结果表明:三种支护形式（全断面隔热支护、复合支护以及全断面不隔热支护）下，全断面隔热支护时，混凝土的壁面温度有效降低，仅有27.1℃，低于巷道内整体的平均空气温度28.7℃且与围岩内0.5m处的温度相差约7℃;与全断面不隔热支护相比，全断面隔热支护段的围岩调热圈半径仅有4.44m，明显小于不隔热段的7.0m;此外，围岩收敛和混凝土喷层压力监测结果表明，隔热支护段的围岩收敛量和喷层压力较小;考虑到经济性的问题，建议采用复合支护形式。
(1)多场耦合作用下，温度场和湿度场发生变化时会产生温度应力和湿度应力，而温度应力和湿度应力的作用将在巷道内产生附加应力;当巷道底板不支护或欠缺支护时，温度应力和湿度应力导致的附加应力将显著改变巷道周边围岩内的应力场和位移场，影响巷道围岩的稳定性;因此，可通过建立底板支护机制或者进行巷道隔热处理来降低其影响。
(2)设计正交试验，将陶粒、陶砂、玄武岩纤维和植物纤维掺入普通喷射混凝土中，构成一种新型隔热喷射混凝土，结果表明，陶粒替代7％质量的石子，陶砂替代8％质量的砂子，玄武岩纤维和植物纤维的掺量各为0.2％体积的混凝土时，隔热喷射混凝土的力学性能和隔热性能最佳;同时，微观试验结果表明，上述材料掺入到喷射混凝土中，水泥浆液的水化反应不受上述掺和料的影响且强度发育良好，无有害物质和不良反应出现。
(3)隔热喷射混凝土的蠕变试验结果表明:4组水浴温度下(24℃、40℃、60℃和80℃)，随着干湿循环作用次数的增加，隔热喷射混凝土的轴向蠕变应变均是在3次干湿循环作用时达到最大;而同样是经历过3次干湿循环作用后，60aC的水浴温度下试件的轴向蠕变应变最大，80℃的水浴温度下试件的轴向蠕变应变最小;此外，水浴温度在24～40℃时，其平均瞬时变形模量在干湿循环作用14次时最大，此时其劣化程度最低;水浴温度在60～80℃时，其平均瞬时变形模量在干湿循环作用7次时最大，此时其劣化程度最低;故低水浴温度时，隔热喷射混凝土被侵蚀的速度较慢，而在高水浴温度时，隔热喷射混凝土被侵蚀的速度较快;最后，隔热喷射混凝土的蠕变试验结果符合Burgers模型，且四个计算参数E1、E2、η1和η2与温度T和干湿循环次数n之间存在公式(4-5)-(4-8)的关系式，将其代入公式(4-3)即为隔热喷射混凝土在温度T和干湿循环次数n作用下的Burgers本构关系模型。
(4)隔热喷射混凝土的冲击试验结果表明:在冲击荷载下，隔热喷射混凝土的动态压缩应力-应变曲线可划分为三段:弹性阶段、屈服阶段以及破坏阶段，该结果表明隔热喷射混凝土具有较好的冲击吸能特性;低水浴温度(24℃～40℃)时，随着干湿循环次数的增加，隔热喷射混凝土的动态抗压强度先降低后升高，在14次干湿循环作用下达到最低;高水浴温度(60℃～80℃)时，随着干湿循环次数的增加，隔热喷射混凝土的动态抗压强度先降低后增大再降低，拐点是在14次干湿循环作用时;当干湿循环作用次数恒定时，随着水温增加，其动态抗压强度符合如下规律:干湿循环在3～7次时，隔热喷射混凝土的动态抗压强度持续降低;干湿循环在14～28次时，隔热喷射混凝土的动态抗压强度先降低后增大再降低，60℃的水温是其拐点;此外，隔热喷射混凝土的动态抗压强度与干湿循环次数n以及温度T之间均存在公式(5-5)-(5-9)所示的关系式。
(5)隔热喷射混凝土在淮南矿业集团丁集矿西三集中皮带机大巷的工程应用结果表明:三种支护形式（全断面隔热支护、复合支护以及全断面不隔热支护）下，全断面隔热支护时，混凝土的壁面温度有效降低，仅有27.1℃，低于巷道内整体的平均空气温度28.7℃且与围岩内0.5m处的温度相差约7℃;与全断面不隔热支护相比，全断面隔热支护段的围岩调热圈半径仅有4.44m，明显小于不隔热段的7.0m;此外，围岩收敛和混凝土喷层压力监测结果表明，隔热支护段的围岩收敛量和喷层压力较小;考虑到经济性的问题，建议采用复合支护形式。