深部動壓巷道非對稱變形力學機制及控制對策

陳上元，宋常勝，郭志飚，王　炯,王　煬

(1.中國礦業大學(北京) 力學與建筑工程學院，北京　100083；2.深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室，北京　100083；3.河南理工大學 能源科學與工程學院，河南 焦作　454000)

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深部動壓巷道非對稱變形力學機制及控制對策

陳上元1,2，宋常勝3，郭志飚1,2，王炯1,2,王煬1,2

(1.中國礦業大學(北京) 力學與建筑工程學院，北京100083；2.深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室，北京100083；3.河南理工大學 能源科學與工程學院，河南 焦作454000)

摘要:為解決深部動壓巷道支護的技術難題，以鶴煤九礦東總回風巷為研究背景，針對東總回風巷非對稱變形量大且難支護的問題，采用現場調研、工程地質分析、物理相似模擬和現場試驗相結合的方法，對巷道變形破壞機理和控制對策進行了研究。研究結果表明：巷道變形破壞受圍巖巖性、構造應力、采動應力、重力、地質構造等多種因素影響，其變形力學機制確定為IABIIABDIIIABC型；采動應力造成巷道圍巖應力場的大小和方向發生了改變，是巷道產生非對稱變形的主要因素。通過選取針對性的控制對策將復合型變形力學機制轉化為單一型，提出了“錨網索噴+底角錨桿+全斷面注漿+反底拱”非對稱耦合控制對策，并在現場進行了應用。相似模擬和現場監測結果顯示：該控制對策有效控制了圍巖非對稱變形，現場應用效果良好。

關鍵詞:深部動壓巷道；非對稱變形；物理相似模擬；變形力學機制；控制對策

隨著大規模的煤炭開采，淺部資源日益減少和枯竭，礦井相繼進入深部開采狀態[1]。隨著礦井開采深度的不斷增加，地應力、構造應力和采動應力顯著增加，各種非線性大變形力學現象愈加突出[2]，巷道圍巖大變形、流變現象層出不窮，巷道往往變形嚴重，需多次維護和返修，大大制約了礦井的安全生產和經濟效益。在礦山開采活動中，由于開采的影響往往會對附近巷道形成應力集中現象，采動壓力破壞了原有的應力平衡狀態，使巷道圍巖壓力增大并發生劇烈變形，最終可導致巷道的失穩。

國內外專家學者已在動壓巷道的應力狀態、變形機理和控制對策方面進行了一些研究。張華磊[3]基于彈性力學理論，建立了采動支承壓力傳播的力學模型，分析了采動應力在底板中的傳播規律，并通過數值模擬和相似模擬方法模擬了煤層群采動應力對底板巷道的影響。陸士良等[4]通過大量的現場實測資料，研究了巷道與上部煤柱邊緣間的水平距離、巷道與上部煤層間的垂直距離、圍巖巖性以及上部煤層開采狀況之間的關系，為巷道與上部回采空間相對位置關系的確定提供了主要依據。王其洲等[5]應用數值模擬和現場實測的方法，研究了動壓影響下U型鋼架-錨索協同支護作用機理，研究結果顯示：巷道通過U型鋼架和結構補償錨索協同作用而形成了一個穩定的支護結構，達到了動壓影響下巷道穩定的目的。王衛軍等[6]應用理論分析、數值計算和現場試驗的方法，系統研究了采動條件下底板應力的分布和傳播規律、底板巷道的動態變形破壞特征、失穩機理及其控制技術，認為超前支承壓力在底板中的傳遞對圍巖應力分布的顯著影響是底板巷道破壞的根本原因，并提出了錨網索+注漿+底板錨索的控制技術。康紅普等[7]研究了高預應力錨索在動壓巷道中的應用，并取得了良好的現場效果。然而，目前對深部動壓巷道破壞機理和控制對策的研究仍然不夠充分，且動壓巷道所處的地質條件也不盡相同，缺乏系統的控制理論和技術。

鶴壁煤業集團九礦新風井東總回風巷受地質構造和采動壓力影響，巷道開掘后處于流變狀態、變形量大且表現為非對稱性，返修加固后仍變形嚴重，嚴重影響了礦井通風安全，成為制約礦井安全生產的主要瓶頸問題。東總回風巷屬高應力、強流變深部動壓巷道的支護問題，傳統的砌碹、架棚、錨注、錨網噴、錨網索噴等支護技術已無法滿足支護要求，新的控制對策探索迫在眉睫。本文以鶴煤九礦新風井東總回風巷為研究背景，深入分析了巷道變形力學機制，有針對性地提出了新的耦合控制對策，取得了良好的現場效果。

1工程概況

鶴壁煤業集團九礦新風井東總回風巷位于二1煤層下部約20 m，上端與新風井相連，下端與-420回風暗斜井相連，巷道全長674 m，距地面垂深為607～707 m。

該區地層西部為單斜構造，巖層傾角較大，為20°～33°，中部及東部為龍宮向斜及龍宮背斜，巖層產狀變化較大，傾角變緩，為4°～6°。巷道在石炭系太原群上部及二疊系下部山西組巖層中掘進，巖性以灰黑色砂質泥巖、黑色泥巖及薄煤層為主。東總回風巷周圍地質構造和采礦條件復雜，掘進區段揭露DF2(傾角70°，落差15 m)和DF3(傾角75°，落差28 m)斷層，對掘進和巷道穩定有很大影響；上部工作面正進行回采，采動壓力對巷道穩定具有一定的影響。

2變形力學機制分析

2.1變形破壞特征

東總回風巷開掘后采用錨網噴支護，后采用U29型鋼進行修復加固，巷道礦壓仍顯現強烈，通過現場觀測調研，發現巷道表現出以下幾個變形破壞特征：

(1)巷道圍巖變形量大，且表現為非對稱性。巷道初期采用錨網噴支護，開掘后一直處于流變狀態。在80 d的觀測期內，兩幫相對移近量最大為580 mm，頂底板相對移近量最大處達1 500 mm，變形明顯部位占巷道總量的1/2以上；變形具有非對稱性(圖1)，主要表現形式為：左側底板臌出變形，右肩頂板開裂、幫部臌出。

圖1　巷道非對稱變形Fig.1　Asymmetric deformation of roadway

(2)巷道拱肩及直墻混凝土噴層部分出現開裂、鼓出和脫落現象，裂縫角度呈現不規則形態；多處出現“網兜”現象，嚴重處錨網扭曲、裂開，有碎石滾出。

(3)支護體破壞嚴重，多處錨桿斷裂失效，托盤懸空或掉落，鋼筋梯子梁也多處發生剪斷，失去支護作用。

(4)巷道底板破壞嚴重，多處底臌，底板臌出量最大達1 200 mm，局部底板中部出現縱向的張拉裂縫，寬處達200 mm，底板新鋪設軌道翹起，無法使用，影響了煤礦的正常運轉。

2.2變形破壞影響因素分析

通過現場工程地質調查、實驗室巖石力學試驗和理論分析，可總結出巷道變形破壞的影響因素有：

(1)圍巖巖性。

東總回風巷所揭露的巖層巖性以灰黑色砂質泥巖、黑色泥巖、及薄煤層為主，巖石強度低，巖性較差，且圍巖含有蒙脫石﹑伊-蒙混合物等礦物成分，圍巖遇水膨脹，容易發生崩解、泥化，從而導致圍巖松散破碎。

(2)地應力和應力環境。

東總回風巷最大埋深達707 m，地應力較高。另外，巷道附近空間內有一些輔助巷道，例如：-420回風暗斜井、-420軌道暗斜井及-420膠帶巷等，上述巷道與東總回風巷共同形成了復雜的結構體系，造成東總回風巷周邊多重應力疊加，使巷道處于復雜的應力環境中。

(3)地質構造和構造應力。

該巷道穿越巖層的地質結構復雜，周圍存在落差在10～40 m不等的斷層，且節理裂隙發育，大大破壞了圍巖的完整性，這些地質構造弱面改變了圍巖的物理力學參數，使巷道抵御破壞的能力大大地降低。地質構造在影響圍巖力學參數的同時，也改變了巷道的受力環境。隨著開采深度的增加，構造應力顯著增加。構造應力具有明顯的方向性，主要體現在水平應力方面，而國內外的研究表明：水平應力是巷道頂底板變形破壞的主要因素。因此，構造應力為巷道底臌變形提供了較大的力源。

(4)支護形式。

由于巷道底角和底板沒有采取支護措施，導致支護體與圍巖不耦合，使巷道底板成為釋放能量的通道，造成巷道底板圍巖應力集中，產生剪切滑移破壞而底臌，進而影響整個巷道的穩定。

(5)采動壓力。

煤層工作面回采以后，原有的應力平衡被打破，上覆巖層的重量將向采空區周圍的煤巖體上轉移，從而形成了支承壓力區，分別為超前支承壓力、側向支承壓力和采空區支承壓力。支承壓力不僅會在煤體和頂板內產生應力集中，而且還會向工作面底板深部傳遞，在底板巖層一定深度內產生應力集中，從而影響了工作面底板巷道的穩定性。

東總回風巷道上部16～32 m為二1煤層底板，其上方工作面正進行回采，斜上方為工作面之間的區段煤柱，相對位置如圖2所示。

圖2　巷道相對位置Fig.2　Relative position of roadway

在深部高應力環境下，由于采動壓力和煤柱集中壓力的影響，使東總回風巷應力水平升高，且產生的形變和應力分布具有不對稱性。如圖3所示，煤柱在下方巖體產生了應力集中，位移矢量場沿一定角度向斜下方擴散，當擴散到在東總回風巷時，使巷道承受了非對稱的附加應力(圖4)，從而導致了東總回風巷的非對稱變形。

圖3　煤柱下方位移矢量場Fig.3　Displacement vector field under coal pillar

圖4　巷道所受附加應力示意Fig.4　Schematic diagram of additional stress on roadway

經分析整個變形破壞過程如下：在深部高應力環境下，由于采動壓力的影響，較高的圍巖應力通過頂板和兩幫傳遞到底板上，開放無支護的底板首先成為能量釋放的通道，左側底板在高應力和非對稱附加應力作用下發生變形，隨著底板的變形，右肩在煤柱集中應力的作用下向臨空區運動，繼而引發了右肩的變形破壞，致使巷道表現出“左側底臌，右肩突出”的非對稱變形。

3巷道變形破壞相似模擬

試驗采用YDM-C型物理模型試驗系統，該系統由主機、液壓控制系統和數據采集系統等組成(圖5)，系統模型尺寸為160 cm×160 cm×40 cm，可實現兩向三面主動加載。

圖5　YDM-C型物理模型試驗裝置Fig.5　YDM-C type physical model test devices

圖6　巷道模型Fig.6　Model of roadway

試驗時按最大埋深707 m計算，鉛垂應力σv=19.1 MPa，考慮到構造應力影響，取側壓系數λ=1.2。但由于受采動壓力和煤柱集中壓力的影響，其圍巖應力并不等于原巖應力，本試驗通過增加壓力的方式來模擬采動壓力和煤柱集中壓力。本次試驗支承壓力應力集中系數取2；為了模擬煤柱集中壓力，在模型上部右側1/3總長度上施加5倍的原巖應力，加載方式如圖7所示。因此，鉛垂方向左側2/3L上最大加載壓力σv1max=2γH=38.2 MPa，右側1/3L上最大加載壓力σv2max=5γH=95.5 MPa，水平方向最大加載壓力σhmax=2.4γH=45.8 MPa。試驗過程中每次加載3 MPa，穩壓2 h，觀察記錄巷道表面及圍巖變形破壞情況，圖8為不同壓力下巷道的變形破壞情況。

圖7　加載方式Fig.7　Loading way

圖8　不同加載壓力下巷道裂隙素描圖及巷道破壞情況Fig.8　Crack sketch map and damage condition of roadway under different load pressures

從圖8可以看出，在原支護方式下，當鉛垂壓力σv1加載到24 MPa時，底板和巷道右幫開始出現裂隙。鉛垂壓力σv1=27 MPa時，巷道底板裂隙增多，部分裂隙延伸、貫通，巷道左底角輕度臌起，右肩漿皮出現脫落。當鉛垂壓力σv1加載到30 MPa時，巷道底板裂隙持續發育并向深部擴展，底板斷裂，右底角鼓起。巷道右肩形成多處疊加的破斷拱形裂隙，右肩部分冒落，右幫巖體向巷道內小幅移進，錨桿未出現破壞情況。當加載壓力σv1為33 MPa時，底板裂隙進一步增多、延伸，底板沿裂縫大塊斷裂、鼓起，底臌非常嚴重，巷道右肩進一步破壞，右幫錨桿部分失效。當鉛垂壓力σv1達到36 MPa時，巷道表面漿皮大量破斷、脫落，底板裂隙持續擴展，底鼓也愈加強烈，右幫巖體大幅向巷道內移進，巷道基本處于失穩狀態。當鉛垂壓力σv1加載到38.2 MPa時，漿皮呈破碎狀，底臌嚴重，最大底臌量達1 800 mm，底板基本完全破壞，破壞的外輪廓線呈反拱形；頂板形成多處破斷拱、大裂隙和離層現象，局部呈楔形冒落；兩肩層疊弧狀裂隙擴展、貫通，右幫最大變形量達600 mm，右幫錨固體嚴重破壞，錨桿作用失效，巷道完全失穩。

從試驗過程可以看出：由于采動壓力和煤柱集中壓力影響下，巷道首先從左側底板和右肩(關鍵部位)發生變形、損傷，隨著壓力的增大，巷道頂板破斷、離層，局部楔形冒落；兩肩裂隙發育，右肩破壞嚴重，錨桿失效；底板基本完全破壞，底板裂隙范圍很大，最大底臌量達1 800 mm。因此，右肩和底板是巷道變形破壞的關鍵部位，需進行關鍵部位耦合支護，使巷道圍巖受力均勻，消除巷道非對稱變形。

物理相似模擬試驗真實客觀地反映了原支護下東總回風巷變形破壞的整個過程及其非對稱變形破壞特征，為新支護方式的探索奠定了一定的基礎。

4控制對策及支護參數設計

4.1控制對策分析

通過對東總回風巷工程地質條件和巷道變形力學機制的綜合分析，并結合何滿潮院士的軟巖工程力學理論[9]，可確定巷道工程巖體為HJS(高應力-節理化-膨脹性)復合型軟巖，變形力學機制為IABIIABDIIIABC復合型變形力學機制。

確定了巷道變形力學機制后，就要有針對性地選取相應的控制對策將復合型變形力學機制轉化為單一型變形力學機制[10]。針對東總回風巷所具有的每一類型變形力學機制，選取以下相應的控制對策[11-14]：

(1)預留變形空間和柔性噴層技術，允許圍巖有適當的變形，在保證巷道穩定的同時，使巷道圍巖變形能分層次釋放。

(2)通過關鍵部位耦合支護技術使圍巖受力均勻，消除巷道圍巖的非對稱變形。底角錨桿改善巷道底角應力集中，切斷底板塑性滑移線，有效控制了巷道底臌；右肩錨索增強支護，抵抗右肩圍巖采動附加應力，控制巷道右肩大變形。

(3)通過錨網索耦合支護技術提高支護體整體強度，充分發揮圍巖的自承能力，大大提高了支護結構的承載力和適應性。

(4)采用全斷面注漿固結強化圍巖，改善了錨桿的著力基礎，有效控制水對圍巖的侵蝕作用。

(5)采用反底拱技術阻礙底板塑性區發展，與圍巖支護體形成封閉式結構，提高了支護效果。

根據以上分析，確定鶴煤九礦新風井東總回風巷復合型變形力學機制的轉化過程(即控制對策)如圖9所示。

圖9　復合型變形力學機制轉化過程Fig.9　Mechanism transformation process

因此，通過對東總回風巷變形力學機制及控制對策的分析，確定東總回風巷控制對策為“錨網索噴+底角錨桿+全斷面注漿+反底拱”耦合支護形式。

4.2支護參數設計

(1)錨桿。

采用φ22 mm×2 500 mm左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，間排距設計為700 mm×700 mm，平行布置；采用端頭錨固，每孔使用1根K2345(里)和1根Z2345(外)樹脂錨固劑進行錨固；底角處錨桿下扎45°，為控制非對稱底臌，左側底角增加一排錨桿[15]；托盤采用木托盤和碟形鐵托盤組成的復合托盤。

(2)錨索。

錨索采用φ18.9 mm×8 000 mm低松弛應力鋼絞線，間排距確定為1 400(2 100) mm×2 100 mm，與錨桿間隔布置；每孔采用一根K2850和2根中速Z2850錨固劑進行錨固；為控制右肩變形[16]，左側頂板布置一排錨索，右側頂板布置兩排錨索。

(3)注漿。

注漿錨桿選用外徑φ=22 mm，壁厚φ=3.0 mm冷拔無縫鋼管，長度2 500 mm，桿體上鉆有交叉布置的φ=6 mm出漿孔，間排距1 400 mm×2 100 mm，與錨桿錨索間隔布置；注漿材料采用525礦渣硅酸鹽水泥，水灰比0.75∶1，45Be水玻璃作為速凝劑，用量為漿液質量的3%～5%，采用單液注漿，橡膠或軟木止漿塞封孔，注漿壓力控制在1.5～2 MPa。

(4)反底拱。

反底拱設計為圓弧形，圓弧半徑7 630 mm，拱高500 mm，混凝土強度等級C20，水泥、砂子、石子質量比為1∶2.15∶4，水灰比為0.62∶1。

具體支護參數如圖10所示。

圖10　支護參數Fig.10　Parameters of support

巷道的支護效果與施工過程密切相關，通過分析，確定東總回風行的具體施工工序為：刷大斷面至掘進斷面→安裝頂錨桿→安裝幫、角錨桿→安裝錨索→安裝注漿錨桿→噴漿→注漿→打反底拱。

4.3反底拱力學分析

底板的穩定對整條巷道的穩定來說至關重要，巷道往往首先從底板開始變形、損傷，進而引起巷道破壞。反底拱是一種底板支護的實用技術，其支護作用主要體現在以下2點[17]：① 能對底板破壞區發展起到阻礙作用，抑制底臌；② 能形成圍巖支護體的封閉式結構，提高支護效果。

根據反底拱所處力學環境，取反底拱單位寬度建立力學模型(圖11)，反底拱受力狀態如下：底板巖層對反底拱垂直向上的作用力Py；兩幫圍巖對反底拱的作用力Q；底板錨桿和底板注漿錨桿對反底拱的垂向拉力S。根據豎直方向的力學平衡，可得如下關系式：

(1)

式中,Qy為圍巖對反底拱的作用力Q在豎直方向上的分量；Lx為巷道的寬度，取5.1 m；Lz為力學模型在巷道長軸方向選取的寬度，取2.1 m。

圖11　反底拱力學模型Fig.11　Mechanics model of inverted arch

反底拱所受作用力當中，底板巖層對反底拱垂直向上的作用力Py是造成巷道底臌的動力，對底板的穩定性起到破壞作用；底板錨桿和底板注漿錨桿對反底拱垂直向下的拉力S抑制了巷道底臌，對反底拱的穩定性起到積極作用；巷道兩幫圍巖對反底拱垂直向下的壓力Qy亦對底板的穩定與平衡也起到積極作用。從上述可以看出，反底拱支護技術的優越之處就在于：兩幫圍巖對反底拱的擠壓力可以對底板的穩定與平衡起到積極作用。

底板設計每排3根錨桿(排距700 mm)和5根注漿錨桿(排距2 100 mm)，錨桿極限拉力為263 kN，注漿錨桿的極限拉力為182 kN，因此，在每2.1 m厚度巷道內錨桿和注漿錨桿對反底拱的垂向拉力S計算得：

S=263×9×cos45°+182(2cos60°+

2cos30°+1)=2 353kN

即錨桿和注漿錨桿為巷道底板提供的支護反力P=S/LxLz=0.22 MPa。

根據芬納(Fenner)公式[18]，計算出此支護反力下的塑性區范圍為

(2)

式中，RP為塑性區半徑，m；R0為開挖圓半徑，m；P0為原巖應力，MPa；φ為圍巖黏摩擦角，(°)；c為圍巖內聚力，MPa；P為支護反力，MPa。

由理論計算和實驗室實驗可知P0=17.5 MPa，R0=2.55 m，φ=32°，c=4.1 MPa，P=0.22 MPa，代入式(2)計算得RP=3.2 m，即巷道塑性區深度L=RP-R0=0.65 m，可見巷道塑性區均在錨桿錨固范圍內。

巷道周邊的位移公式如下：

(3)

式中，u為巷道表面位移，m；G為圍巖剪切模量，MPa。

代入數據解得u=0.026 m，即巷道表面位移為26 mm，滿足巷道的現場生產需要。

從上述可知，反底拱結構保證了鶴煤九礦東總回風巷底板巖層的穩定，反底拱結構是一種可行的設計。

5圍巖穩定性評價

5.1模擬效果分析

以鶴煤公司九礦東總回風巷為背景，應用YDM-C型物理模型試驗系統，對“錨網索噴+底角錨桿+全斷面注漿+反底拱”耦合控制對策的支護效果進行了分析，其工程地質模型、模型參數和加載方式同前，相似模擬結果如圖12所示。

圖12　新控制對策下相似模擬結果Fig.12　Results of similar simulation under the new control countermeasure

由相似模擬監測結果可知：當加載壓力達到σv1=38.2 MPa，σv2=95.5 MPa，σh=45.8 MPa時，兩幫移近量為45 mm，頂底板移近量為52 mm，巷道圍巖僅出現微小裂隙，局部漿皮脫落，巷道穩定性顯著提高，巷道圍巖與支護體達到了耦合，有效控制了圍巖變形，達到了巷道穩定的目的。

5.2現場應用效果分析

采用十字布點法監測巷道表面位移，此次監測布置4個監測點，監測期為100 d。

圍巖位移-時間監測曲線(圖13)顯示：支護后20 d內，巷道圍巖處于劇烈變形階段，支護后20～58 d內，隨著支護體與巷道圍巖逐漸達到耦合狀態，巷道變形逐漸趨于平緩，支護58 d以后巷道圍巖進入變形穩定期。最終，鶴煤九礦東總回風巷兩幫收縮量為30.7 mm，底臌量為35 mm，頂板下沉量為22 mm。可見新的控制對策有效控制了巷道圍巖非對稱變形，取得了良好的支護效果。

圖13　新控制對策下巷道圍巖位移-時間變化曲線Fig.13　Displacement-time curves of roadway surrounding rock under the new control countermeasure

6結論

(1)圍巖巖性、地應力、構造應力、采動壓力和支護形式等是巷道變形破壞的主要因素，其變形力學機制確定為IABIIABDIIIABC復合型變形力學機制；采動應力造成巷道圍巖應力場的大小和方向發生改變，從而導致了巷道的非對稱變形。

(2)原支護物理相似模擬顯示：在采動壓力和煤柱集中壓力影響下，巷道首先從左側底板和右肩發生變形、損傷。巷道左側底板和右肩為巷道變形破壞的關鍵部位，必須進行關鍵部位耦合支護，使巷道圍巖受力均勻，消除巷道非對稱變形。

(3)針對IABIIABDIIIABC復合型變形力學機制，選取相應的支護對策將其轉化為單一型變形力學機制，提出了“錨網索噴+底角錨桿+全斷面注漿+反底拱”非對稱耦合控制對策。

(4)相似模擬和現場監測結果顯示：“錨網索噴+底角錨桿+全斷面注漿+反底拱”耦合控制對策有效控制了深部動壓軟巖巷道的非對稱變形，使巷道穩定性顯著提高，取得了良好的支護效果。

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Asymmetric deformation mechanical mechanism and control countermeasure for deep roadway affected by mining

CHEN Shang-yuan1,2，SONG Chang-sheng3，GUO Zhi-biao1,2，WANG Jiong1,2，WANG Yang1,2

(1.SchoolofMechanics&CivilEngineering，ChinaUniversityofMining&Technology(Beijing)，Beijing100083，China；2.StateKeyLaboratoryforGeomechanicsandDeepUndergroundEngineering，Beijing100083，China；3.SchoolofEnergyScienceandEngineering，HenanPolytechnicUniversity，Jiaozuo454000，China)

Abstract:In order to solve the technical problem of roadway support under deep dynamic stress,using the background of the east main ventilation roadway in Hebi No.9 Coal Mine and its problems of large asymmetric deformation and hard supporting,the deformation failure mechanism of roadway and its control countermeasure are investigated by combining the research methods of field investigation, engineering geological analysis and physical analog simulation as well as field tests.The obtained results indicate that the deformation failure of roadway is influenced by the surrounding rock lithology,tectonic stress,mining stress,gravity,geological structure and other factors.Its deformation mechanism is determined as type of IABIIABDIIIABC.The mining-induced stress is the main factor for roadway asymmetric deformation because it can change the value and direction of surrounding rock stress field.Choosing the specific control countermeasure to transform the compound deformation mechanism into a single type,the asymmetric coupling control countermeasure of “bolt-mesh-cable-shotcrete+floor-bolt+whole-setion-grouting+inverted-arch” is proposed and then applied at Hebi No.9 Coal Mine.The results of analog simulation and field monitoring show that the control strategy is effective in controlling the asymmetric deformation of surrounding rock and a good effect of field application is achieved.

Key words:deep roadway affected by mining；asymmetric deformation；physical similar simulation；deformation mechanical mechanism；control countermeasure

中圖分類號:TD353

文獻標志碼:A

文章編號:0253-9993(2016)01-0246-09

作者簡介:陳上元(1986—)，男，河南范縣人，博士研究生。E-mail：CSYmining@163.com

基金項目:國家自然科學基金面上基金資助項目(51479195)；國家自然科學基金青年科學基金項目(51404278)

收稿日期:2015-03-18修回日期:2015-06-15責任編輯:常琛

陳上元，宋常勝，郭志飚，等.深部動壓巷道非對稱變形力學機制及控制對策[J].煤炭學報,2016,41(1):246-254.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2015.0350

Chen Shangyuan，Song Changsheng，Guo Zhibiao,et al.Asymmetric deformation mechanical mechanism and control countermeasure for deep roadway affected by mining[J].Journal of China Coal Society,2016,41(1):246-254.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2015.0350