深部建井力學研究進展

何 滿 潮

(中國礦業大學(北京) 深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室，北京 100083)

煤炭是我國的主體能源，埋深1 000 m 以下的煤炭資源約占已探明儲量5.57萬億t的53%[1-2]。隨著開采范圍及強度的增加，淺部資源的日益枯竭，煤炭開采朝著深部化和大型化方向發展。據統計，我國已建成開采深度達到或超過1 000 m 的深井共有45處(含11處歷史最大采深曾達到千米的礦井)，主要分布在華東和華北等9個省區，其中:山東21處，遼寧6處，河北、吉林各4處，安徽3處，江蘇3處，河南2處，陜西、江西各1處。國家規劃建設的14個大型煤炭基地中一些新建和改擴建的大型立井年生產能力已達1 000 萬t，開采深度已達1 000 m。未來5～10 a，煤炭礦山還將興建30余座千米深井。

目前，國外在建的超千米深井大多為金屬礦山。其中，南非蘭德金礦區是世界最大的金礦區，開采深度已經達到3 600 m;英美集團于南非西北部建成的姆波尼格金礦開采深度達到4 350 m以上，是目前世界上最深的礦井；印度錢皮里恩夫金礦采深已達到3 260 m。以俄羅斯為代表的東歐地區也蘊含豐富的金屬礦產，其中，克里沃羅格鐵礦區的開拓深度已到達1 570 m以上，不久將要達到2 000～2 500 m。另外，北美和澳洲部分的金屬礦山采深也已到達千米以上的水平。

針對深部礦山建井過程中出現的巖石力學與災害控制問題，早在1983年，原蘇聯、西德的學者就對超過1 600 m的深(煤)礦井進行專題研究;1998年7月，南非政府啟動“Deep Mine”的研究計劃，旨在解決深部的礦山安全建設、經濟開采的一些關鍵問題;同期，加拿大也開展了為期10 a的2個深井研究計劃;美國于2000年左右開始籌建深部科學與工程實驗室(Deep Underground Science and Engineering Laboratory，DUSEL)，就深部巖體力學響應特征進行研究[3]。

2004年，我國立項啟動了第1項系統研究深部建井與開采巖石力學問題的國家自然基金重大項目“深部巖體力學基礎研究與應用”，后續又設立了包括“深部煤炭資源賦存規律、開采地質條件與精細探測基礎研究”(2006年)、“煤礦突水機理與防治基礎理論研究”(2007年)、“煤炭深部開采中的動力災害機理與防治基礎研究”(2010年)等一系列國家重點研發計劃項目(973計劃)，相關項目研究成果為我國1 000～1 500 m 深部資源安全高效開采提供了重要的理論與技術支撐。

然而，由于深部巖體所處地球物理環境的特殊性和應力場的復雜性，使得深部建井工程中的大變形災害成災機理十分復雜，現有的監測、防控技術難以滿足未來1 500～2 000 m深部建井安全高效施工及運營的要求。

2016 年，啟動了國家重點研發計劃項目“煤礦深井建設與提升基礎理論及關鍵技術”的研究。本項目針對煤礦深部建井存在高應力、高水壓、復雜多變地層等難題，以及深井提升面臨長距離、高速度、重載荷等挑戰，以建立1 500～2 000 m深部建井與提升基礎理論體系，突破煤礦深井高效掘進支護和大噸位提升關鍵技術為目標，研發深井高效快速掘進支護、高速重載提升與控制成套裝備，建設煤礦深部建井和提升示范工程。

筆者將圍繞國家重點研發計劃項目“煤礦深井建設與提升基礎理論及關鍵技術”研究團隊的最新研究動態，詳述有關深部建井研究方向的最新創新性成果。

1 深部建井力學基礎理論

對于煤礦1 500～2 000 m深部建井工程，其自重應力為30～40 MPa，開挖后的應力集中可達1.5～2.0 倍的原巖應力水平。由于煤礦建井巖體多為沉積巖，強度相對較低，在高應力作用下容易產生上百毫米乃至米級以上的變形。為此，從深部“大變形、大地壓”現象入手[3]，以深部建井3個各向異性(物質、結構、應力)為突破點，提出了深部“非均壓建井”新模式，建立了不同巖層結構以及應力條件下立井井筒力學模型，推導了相應的解析解，并從微觀、細觀、宏觀層面揭示了深部建井巖體的各向異性及其與深部環境相互作用過程中的大變形力學特性及其災變機理。

1.1 深部“非均壓建井”新模式

深部多場耦合(包括應力場、滲流場、溫度場等)復雜地質力學環境下，由于地應力場的非均勻性(三向應力大小不同且最大主應力為水平應力)，使得各向異性(包括地層巖性、巖體結構等)的建井圍巖開挖后，作用在均勻的井壁支護結構上，將會產生一個非均勻的壓力場。而現場實測結果也充分驗證了這一現象(圖1)。

研究表明，非均勻壓力場是造成井巷支護結構破壞的根本原因(圖2)。為此，提出了深部“非均壓建井”新模式[4](圖3中，σ1為最大主應力;σ3為最小主應力)，通過不同工程斷面配合非均勻或準均勻高預應力恒阻耦合支護，實現應力場的均勻化，從而保證深部及井巷工程建設的安全性及其長期穩定性。

1.2 深部井筒三維理論模型

深部立井井筒特點是井筒軸向方向的應力邊界條件為非對稱、非均勻、非線性分布[4-6];不滿足平面問題的求解條件，因此，在力學建模中必須采用三維力學模型;沿井筒徑向方向應力邊界條件為非對稱分布，應當在掌握地應力方向和大小的前提下，采用橢圓形斷面來對抗井筒徑向方向的非均勻應力場，其中，長軸對應最大主應力方向;1 500～2 000 m深部井筒所處地層的巖性變化大，必須考慮地層構造運動與斷層運動以及在高滲透壓力(15～20 MPa)下的影響[7]。

圖1 龍固煤礦井壁壓力實測結果Fig.1 Test results of well wall pressure of Longgu Coal Mine

圖2 非均勻應力場導致井巷支護結構破壞Fig.2 Non-uniform stress field causes damage to the well or roadway support structure

圖3 深部“非均壓建井”新模式Fig.3 “Non-uniform stress field construction” model for deep shaft

綜合分析各種因素后，提出了如圖4所示的2 000 m橢圓斷面深部井筒結構效應力學模型。在建模過程中對斷層、土-巖界面等邊界條件進行了如下概化:

圖4 深部井筒力學結構模型Fig.4 Geological model for a vertical shaft for coal mines built at great depth

(1)斷層等地質構造的殘余構造應力使得區域應力場的非均勻性更為明顯，為此，重點研究了斷層的影響，根據我國煤田斷層間距分布，模型的平面尺寸應當在3 km;同時考慮了巖層間的塑性滑移[8-9]。

(2)采用橢圓形斷面來弱化井筒徑向方向的非均勻應力場，采用三維力學模型，重點反映沿井筒軸向方向的應力分布非均勻與非對稱性。

(3)第四系表土層土-巖界面是井筒巖層結構的薄弱部位，重點考慮高垂直壓力形成的塑性大變形、高水平壓力以及斷層運動形成的巖層間界面塑性滑移。

據此，提出了復雜地質結構深部井筒模型分類(圖5):I型:均質巖體模型，包括IA型(圓斷面井筒)和IB型(橢圓斷面井筒);II型:層狀巖體模型，包括IIA型(巖石一元結構)和IIB型(土-巖二元結構);III型:含斷裂帶模型，包括IIIA型(含逆斷層模型)、IIIB型(含正斷層模型)和IIIC型(含走滑斷層模型)。不同的地質結構模型具有不同的邊界條件與力學行為。通過上述分類，建立了煤系地層深部建井中的典型地層結構物理模型，為應用彈塑性力學、巖石力學等有關礦山巖體力學理論，進行深部建井中的理論與實驗研究提供了解決問題的思路與框架。

圖5 不同巖體結構井筒理論模型分類Fig.5 Classification of theoretical models of shafts in different rock structures

對于IA型(均質巖體)圓斷面井筒，其在對稱邊界條件下的彈性解為經典彈性力學解;對于IB型(均質巖體)橢圓斷面立井井筒，目前僅有在橢圓-雙曲坐標系下的平面彈性解，其力/位移勢函數為二維Goutsat位移勢函數[10-11]。

為了建立橢圓斷面深部井筒的三維彈性解，提出了改進的Goutsat位移勢函數(即三維Goutsat位移勢函數)，用于建立各向同性均質巖體(IB型)橢圓斷面立井井筒的三維彈性模型。同時也嘗試采用求解圓柱體三維模型的廣義平面法來研究IB型模型的三維建模問題。對于無法直接建立理論解的II型與III型模型，提出了圖6所示的“界面耦合多層地質結構模型”，用于解決復雜地質條件下(IIA與IIB型)的橢圓斷面立井井筒三維彈性近似解的建模問題，圖6中，a為長軸長度;b為短軸長度;p為井筒內部支護力；δ為井筒厚度;σxi，σyi，σzi為第i個地層邊界上的正應力;τxyi，τxzi，τyxi,τzxi,τzyi為第i個地層邊界上的剪應力。對于含有斷層的III型地質模型，則需要采用數值方法來建模與分析。

圖6 深部井筒大變形“界面耦合多層結構地質模型”Fig.6 Multilayer geological model with each stratum interfaces coupled one another

圖6所示模型將深部井筒所處某一地層的變形和運動，看作由一種或幾種外部載荷引起，其相對于其他地層的關系，由層間邊界條件決定;同時，將地層本身的穩定性問題，看作是均勻各向同性介質的力學行為。“界面耦合多層地質結構模型”突出了問題的主要結構與力學特征，使得均勻各向同性巖體井筒的三維彈塑性理論解，可以直接應用到層狀巖體三維建模問題中，簡化了理論分析與數學推導的難度，為沉積巖2 000 m深部圓/橢圓斷面井筒三維彈塑性理論建模，以及提出合理的深部建井設計理論提供了可行思路。

針對圖6模型中的某一地層(即IB模型)，建立其基于彈性力學的基本方程與理論解;以其為基礎根據層間界面的應力、變形耦合條件，可以建立其彈性近似解。

在橢圓雙曲柱坐標系下，建立了各向同性線彈性本構方程

(1)

式中，εα，εβ，εz分別為橢圓環向正應變，徑向正應變，高度方向正應變；α為橢圓坐標；β為雙曲線坐標;E為彈性模量；σα，σβ，σz分別為橢圓環向正應力，徑向正應力，高度方向的正應力;μ為泊松比;γαβ，γβz，γzα為對應方向上的切應變;ταβ，τβz，τzα為橢圓雙曲坐標系中的切應力。

建立了橢圓雙曲柱面坐標系下的平衡微分方程(式(2))與幾何方程(式(3)):

(2)

(3)

式中，c為橢圓井筒的半焦距;fα，fβ，fz分別為彈性體所受的α，β，z方向的容重;ε11，ε22，ε33為應變張量;Γ121，Γ212為張量形式的求導符號;u1，u2，u3為位移張量;uα，uβ，uz為α，β，z三個方向上的位移;γ12，γ21，γ13，γ31，γ23，γ32為切應變的張量;γαβ，γβα，γαz，γzα，γβz，γzβ分別為橢圓雙曲坐標系上對應方向的切應變。

圖7給出了IB型地質模型的邊界條件，其中，σz0為上部巖層壓力;σz1為下部巖層反力。根據彈性力學的疊加原理，其邊界條件可以分解為在水平面兩個方向上的模型與垂直方向模型上邊界條件的疊加。

在圖7所示模型的基礎上，根據提出的改進Goutsat位移勢函數(即三維Goutsat位移勢函數)，建立了基于改進的古薩位移勢函數的橢圓斷面立井井筒邊界的三維彈性應力與應變[12]。

橢圓斷面立井井筒邊界上環向和垂向的應力分布為

(4)

橢圓斷面立井井筒邊界上環向和垂向的應變分布:

(5)

式中，qx(z),qy(z)為隨深度線性增大的側向壓力，其表達式為

(6)

(7)

其中，λ1為x方向的側壓系數;λ2為y方向的側壓系數;γ為當前巖層的容重;z為當前巖層的高度;γi為上部第i層巖層容重;Hi為上部第i層巖層高度;n為上部巖層層數;式(4)，(5)中的參數A1，A2與A3具體為

A1=(1+2m)sin2β-m2cos2β

(8)

A2=m(m+2)cos2β-sin2β

(9)

A3=sin2β+m2cos2β

(10)

式中，m為短長軸比。

由式(4)與(5)可以得到下述典型深度的應力分布與應變分布，如圖8，9所示。

1.3 深部建井巖體力學特性

1.3.1深部建井巖體微觀大變形力學特性

利用第一性原理計算方法，建立了深部軟巖黏土礦物主要組分高嶺石和蒙脫石的微觀晶體結構[13-15](圖10)，獲得了微觀晶體結構彈性常數關系及力學參數[16-17]，從微觀角度揭示了軟巖各向異性力學行為特性;得出了垂直晶面方向的彈性常數明顯小于平行于晶面方向的重要結論，掌握了軟巖微觀力學特性對其宏觀變形特征影響的內在本質;分析了高嶺石與水分子吸附[18-22]、擴散、滲透[23]相互作用方式(圖11中，H1～H6為水分子穩定吸附在高嶺石(001)表面的6個空穴位)，以及雜質摻雜對水分子在高嶺石結構內部吸附的影響[24-25](圖12)，揭示了深部軟巖吸水后電荷密度和態密度變化導致層間距膨脹是引起軟巖宏觀大變形的內因。

圖7 單一地層橢圓斷面立井井筒(地質模型IA與IB)建模的邊界條件Fig.7 Boundary conditions for a single-layer vertical shaft with an elliptical section (geological models IA and IB)

圖8 橢圓形井筒內邊界4個典型深度下的第1主應力 σβ分布Fig.8 Distribution of the first principal stress σβ on the inner boundary of the shaft at four typical depths

圖9 橢圓形井筒內邊界在4個典型深度下的第1主應 變εβ分布Fig.9 Distribution of the first principal strain εβ on the inner boundary of the shaft at four typical depths

圖10 深部軟巖黏土礦物微觀晶體結構Fig.10 Atomic structures of kaolinite and montmorillonite

圖11 高嶺石與水分子吸附、擴散、滲透作用Fig.11 Adsorption,diffusion and penetration behaviors of the water molecules with kaolinite

圖12 雜質摻雜對水分子在高嶺石結構內部吸附影響Fig.12 Influence of the doping on the penetration of water molecule with kaolinite

圖14 高嶺石在單軸壓縮狀態下的微觀變形和破壞過程Fig.14 Deformation and failure processes of kaolinite under uniaxial compression states

圖15 高嶺石在剪切狀態下的微觀變形和破壞過程Fig.15 Deformation and failure processes of kaolinite under shear states

圖16 深部建井巖體與水相互作用軟化效應典型實驗Fig.16 Typical experiment on softening effect of interaction between rock mass and water in deep well construction

圖17 假三軸條件下深部砂巖應力-應變曲線Fig.17 Stress-strain curves of deep sandstone under triaxial condition

圖18 真三軸條件下深部砂巖應力-應變曲線Fig.18 Stress-strain curves of deep sandstone under true triaxial condition

圖19 深部砂巖變形全過程能量演化曲線(σ3unload=13 MPa)Fig.19 Energy evolution curves of deep sandstone during the whole deformation process (σ3unload=13 MPa)

圖20 不同模擬深度、相同應力路徑下深部砂巖強度準則擬合曲線Fig.20 Fitting curves of strength criterion of deep sandstone under different simulated depth and the same stress path

利用分子動力學方法，對高嶺石在單軸拉伸、單軸壓縮和剪切3種受力狀態下的變形過程進行模擬(圖13～15)，得到了不同方向的應力應變曲線，分析了高嶺石各向異性的力學行為，計算出相關力學參數，并與理論值進行了比較;提取了不同應變時刻高嶺石結構的微觀構型，并計算斷裂化學鍵的數目及類型，分析了高嶺石在彈塑性轉變時的微觀構型變化過程，發現了不同類型化學鍵的斷裂是黏土礦物發生破壞的主要原因[26-28]。

1.3.2深部建井巖體吸水軟化特性

采用深部軟巖與水相互作用智能測試系統(圖16(a))，對深部建井巖體吸水軟化效應進行了試驗研究，獲得了不同軟巖的動態吸水規律(圖16(d),(e))，確定了軟巖黏土礦物和孔隙結構(孔隙率)等是影響軟巖水吸附的重要因素，揭示了吸水導致軟巖泥質化和微觀結構(圖16(b),(c))的變化是軟巖強度軟化的內在原因[29-32]。

1.3.3深部建井巖體多場耦合力學特性

采用多功能三軸流固耦合試樣系統開展了深部建井巖體大變形力學特性試驗研究。三軸試驗對應的空間應力路徑為:路徑1:σx單面卸載;路徑2:σx雙面卸載;路徑3:σy，σx同時單面卸載[33]。通過對模擬深度為1 000，1 500，2 000 m的實驗結果分析，發現深部砂巖應力-應變曲線中具有長短不一的“平臺”特征，且模擬深度越小，“平臺”長度越短，甚至趨近于消失[34](圖17)，圖17中，ε1為軸向應變;σcf為峰值強度;σcr為殘余強度;σ3unload為圍壓卸載后的最終圍壓值。在同一模擬深度、不同應力路徑下，真三軸條件下的砂巖峰值強度演化特征[33]為:σcf1>σcf2>σcf3(圖18)，σcf1，σcf1，σcf1分別為應力路徑1，2，3下砂巖峰值強度值。同一應力路徑、不同模擬深度下，真三軸條件下的砂巖峰值強度隨模擬深度的增加而不斷增大。研究獲得了砂巖變形全過程能量演化規律[35](圖19中，Uz為總輸入能密度;Ue為彈性能密度;Ud為耗散能密度;Uecf為彈性能密度峰值)，平臺處能量發生突變;真三軸不同應力路徑條件下，Mogi-Coulomb強度準則更適合描述深部巖石的破壞強度特性[36](圖20中，τoct為八面體剪應力；σm,2為有效中間主應力；σ1，σ2，σ3分別為最大主應力、中間主應力、最小主應力；I1，J2分別為應力第一不變量，應力偏量第二不變量)。

1.4 深部建井大變形災害機理

1.4.1深部井巷非對稱大變形破壞機理

針對深部建井巖體結構各向異性引起的大變形破壞結構效應，通過物理模型實驗，得到了不同傾斜巖層、不同斷面形狀深井巷道大變形破壞過程中的能量變化紅外特征[37](圖21)，從宏觀層面揭示了由紅外圖像表征的巖體結構效應變形破壞特征及其機理。針對深埋巷道開挖卸荷過程中，由于圍巖結構各向異性引起的圍巖應力場、位移場不均勻演化問題，進一步通過數值試驗，得到不同巖層傾角、不同斷面形狀的巷道圍巖應力演化規律[38](圖22)，通過圍巖結構不同狀態下的應力應變集中程度，判斷其發生破壞的潛在部位，揭示巷道關鍵部位的產生機理。

圖21 矩形巷道開挖破壞及其紅外能量演化特征Fig.21 Excavation failure of rectangular roadway and its energy evolution characteristics

圖22 馬蹄形巷道開挖卸荷后變形特征Fig.22 Deformation characteristics of horseshoe-shaped roadway after excavation

圖23 深部巖體巖爆實驗系統Fig.23 Rock burst experimental system for deep rock

1.4.2深部高應力巖爆災害機理

針對深部建井巖體與高應力場相互作用的大變形力學特性，利用自主研發的深部建井巖體巖爆力學實驗系統(圖23)，成功模擬再現了多面卸載巖爆的過程(圖24)[39-40]。在此基礎上，開展了不同長短軸比的橢圓形井筒(巷道)沖擊巖爆實驗研究(圖25，26)，圖26中，σH為水平左右方向應力;σV為垂直方向應力;σh為水平前后方向應力。根據實驗結果分析，可將沖擊巖爆過程分為3個階段:Ⅰ為三向靜應力加載達到初始地應力水平階段;Ⅱ為應力保持階段;Ⅲ為施加動力擾動階段。其中階段Ⅰ又可以細分為3個小階段，I1為三向同時加載階段，I2為一向保載、兩向加載階段，I3為兩向保載、一向加載階段。由圖19可知在巖爆發生時刻，聲發射參數發生了明顯變化，計數達到最大值。總的來說，橢圓形斷面相較于圓形斷面更不易發生巖爆災害，且橢圓長短軸比越大，越難發生沖擊巖爆，但若發生沖擊巖爆，劇烈程度則更高[41]。

1.4.3深部建井突出型大變形復合災害機理

利用自主研發的深部礦建井復合災害試驗系統(圖27)，室內再現了突出型復合災害孕育、潛伏、發生、發展全過程[42]。發現突出型復合災害發生過程可分為孕育前期、孕育后期、激發-發展和終止4個階段，復合災害過程中聲發射能量信號經歷了“平穩—升高—峰值”的演化過程(圖28)。復合災害孕育前期AE能量處于較低水平，累計AE能量上升平穩，低能級頻次占主導地位，災害危險性較弱;孕育后期AE能量大幅度增加，累計AE能量上升加快，高能級頻次占主導地位，災害危險性增加(圖29)。

2 深部井巷大變形控制材料及技術

理論和模擬試驗結果表明，在深部非均勻應力場的作用下，使得井巷圍巖產生大變形破壞。現場實際工程支護破壞情況表明，傳統PR(Poisson’s Ratio)錨桿錨索支護材料由于延伸率低，無法適應深部建井巖體的大變形，從而造成破斷、失效，導致圍巖垮塌以及人員傷害。為此，發明了具有高恒阻、大延伸率的NPR(Negative Poisson’s Ratio)錨桿錨索新型支護材料，并形成了配套深部井巷圍巖大變形控制技術。

圖24 多面卸載應變巖爆實驗Fig.24 Strain rock burst under multi-sided unloading

圖26 不同斷面形狀井筒/巷道沖擊巖爆實驗聲發射特征Fig.26 AE characteristics of Impact rock burst in different cross-section of well or roadway

圖27 深部礦建井復合災害試驗系統Fig.27 Compound disaster test system for deep mine construction

圖28 復合災害孕育過程聲發射能量演化特征Fig.28 Characteristics of AE energy evolution in the process of compound disasters

圖29 復合災害孕育階段瓦斯壓力與能級頻次間關系Fig.29 Relationship between gas pressure and energy level frequency during the incubation stage of compound disasters

圖30 宏觀結構NPR桿/索新材料Fig.30 New bolt & anchor with NPR structure

圖31 NPR錨桿錨索拉伸特性曲線Fig.31 Tensile characteristic curve of NPR bolt & Anchor

2.1 NPR錨桿錨索支護新材料

2.1.1宏觀結構NPR錨桿錨索

宏觀結構NPR錨桿錨索材料如圖30所示。該種材料將傳統錨桿錨索材料屈服強度的90%確定為恒阻值，通過設置在傳統PR錨桿錨索材料尾端的恒阻裝置在拉伸過程中產生的NPR結構效應(受拉時發生恒阻大變形頸脹現象)，實現恒定阻力下拉而不斷的材料變形目標[43]。

大量室內測試結果表明[44-46]，宏觀結構NPR錨桿錨索具有高恒阻、大行程的力學特性和能量吸收特性，其恒阻值分別為350，500 kN，運行長度1 000 mm，且能夠承受多次沖擊而不斷。

2.1.2微觀NPR錨桿錨索

通過創新冶煉添加劑配方及加工工藝[47-50]，發明了微觀NPR錨桿鋼，并實現了微觀NPR錨桿錨索鋼新材料的工業化生產。

室內實驗結果表明，NPR鋼具有高強、均勻拉伸、無頸縮特性(圖31)，抗拉強度1 000～1 110 MPa，屈服強度900～950 MPa，延伸率達到25%～30%，且反復彎曲以及180°彎曲無裂紋;其滯回耗能是PR鋼(Q235)的7～8倍(圖32)，且在高速沖擊下表現為恒阻大變形及無頸縮特性(圖33)。

NPR錨桿錨索新材料已被列入加拿大巖爆支護手冊，著名的國際巖爆力學專家Peter K.Kaiser 教授評價[51]，NPR錨桿、索具有高恒阻、大行程拉伸特性，較國際上其他產品具有超常的能量吸收能力。NPR錨桿錨索為深部非均壓建井模式初次支護圍巖大變形控制提供了有效的新材料。

2.2 深部井巷圍巖應力補償NPR支護技術

基于深部“非均壓建井”模式，提出了以高預應力NPR錨網索為主體的深部井巷圍巖應力補償支護技術。實踐表明，要想成功實現深部井巷圍巖的穩定性控制，必須對開挖后的圍巖施加盡可能高的預應力，從而最大限度恢復圍巖強度，實現支護-圍巖共同作用。然而，受制于延伸率的限制，高預應力的施加勢必帶來傳統支護材料適應圍巖變形能力的極大減小，因此，傳統錨桿錨索材料難以控制深部井巷圍巖的大變形破壞。NPR錨桿錨索支護新材料，其高恒阻、大延伸率獨特力學特性，使得井巷工程圍巖開挖后，可以施加高預應力，從而將自由面巖體由于開挖而卸載的應力得到補償，使充分利用圍巖強度成為可能。

據此，提出了井筒馬頭門NPR錨網索+立體桁架支護技術，以及深井泵房吸水井集約化+NPR錨網索支護技術，并成功應用于鐵法大強煤礦、兗州萬福煤礦等千米深井井巷支護工程[52-56]。

2.3 深厚富水軟弱巖層外壁設計與支護技術

以往國內外基巖段外壁設計主要采用類比法，根據巖體分類估算外壁的厚度與強度，設計憑經驗、無理論指導。含水圍巖中，外壁的外荷載由孔隙水壓和巖石壓力構成，目前對于2者的取值方法還沒有統一的認識;而延用表土凍結法鑿井理論設計凍結基巖段外壁時，由于未考慮巖層的自承載力以及初始地應力場不均勻性，外壁結構隨凍結深度增大越來越不合理。為此，基于徑向開挖卸載工況，首次建立初始不均勻地應力場中外壁-基巖凍結壁-含水圍巖相互作用力學模型并求得了解析解;探明了外壁的外荷載隨各影響因素(初始地應力、井壁參數、凍結壁和含水圍巖參數、掘砌半徑比等)的變化規律，研究了不同施工階段、不同參數取值對外壁受力的影響，提出了不均勻巖層地應力場條件下考慮了巖層自承載能力的外壁設計方法[57-60]，實際工程應用表明，可使外壁厚度減薄近30%。

針對千米深井無符合自動化、智能化趨勢的井壁高效支護工藝裝備的問題，成功研制了適用于井壁3D打印的混凝土支護材料，以及笛卡爾坐標系、柱坐標系下的井壁模型3D打印系統。在室內成功打印外直徑360 mm、高1 000 mm的C60混凝土模型井壁，井壁承載能力與抗滲性能優異，11.4 MPa(超過預定目標10 MPa)外水壓下不滲漏[61-63]。

3 無煤柱自成巷N00建井

深部復雜的地質力學環境，使得傳統建井模式出現留設煤柱資源浪費、井巷掘進量大、生產成本高、高應力環境大變形災害多發等重大工程問題，嚴重制約我國深部煤炭資源安全高效開采。為此，基于無煤柱自成巷“切頂短臂梁”理論[64]，構建了采礦損傷不變量的采礦工程模型(圖35)，建立了切頂短臂梁頂板結構力學模型以及垮落巖體碎脹函數和碎脹控制方程:

(11)

式中，K1為沉降損傷系數;K2為裂隙損傷系數;K3為頂板垮落巖體碎脹系數;ΔVS為地表沉降體積;ΔVC為垮落引起的頂板巖層裂隙體積;ΔVB為頂板垮落巖體的碎脹體積;ΔVm為采礦體積。

圖35 采礦損傷不變量的采礦工程模型Fig.35 Mining engineering model based on mining damage invariant

切頂卸壓以后，得到

(12)

(13)

式中，K為頂板垮落巖體碎脹系數;K0為頂板垮落巖體初始碎脹系數;HC為頂板切縫高度;S為開采面積;k為擬合系數;t為時間。

即方程由式(11)的無解狀態變為式(12)和式(13)的有解狀態，區別于傳統長壁開采121工法的無解狀態，N00工法使人們在理論上有了更清晰和深刻的認識。

在此基礎上，提出了深部無煤柱自成巷N00礦井建設新模式[65-66]，從根本上改變長壁開采技術工藝體系和裝備系統，通過采留一體化，實現工作面開采無需掘進巷道、無煤柱留設的新型礦井建設布局(圖36)，N00礦井建井利用工作面采煤留出運輸系統、通風系統，取消了開拓大巷、準備巷道、回采巷道掘進。同時，取消了井底水倉和變電所，實現了井底水倉和變電所地面設計，大幅簡化了礦井地下工程建設，縮短了建井時間和投資。

4 結 語

隨著經濟的發展，淺部資源的日益枯竭，全球資源的開采范圍逐漸向深部轉移，我國“十四五”規劃明確將深地資源開采列為具有前瞻性、戰略性的重大科技項目，它是強化國家戰略科技力量的重要組成部分。近年來，全球開采深度超千米的深井數量不斷增加，未來幾年內，將有大批礦井進入1 500～2 000 m的開采深度。然而，深地環境中的“三高一復雜”(高地應力、高地溫、高滲透壓以及復雜的地質力學環境)引發的巖石力學問題依然是深井建設過程中面臨的嚴峻挑戰。因此，針對這一問題，本項目基于深部“非均壓建井”新模式，建立了深部不同巖層結構下的井筒力學模型，從微觀、細觀、宏觀層面分析了深部建井巖體的大變形力學特性及其致災機理，研發了具有高恒阻、大延伸率的NPR錨桿錨索及其配套支護技術，提出了無煤柱自成巷N00建井新模式，并在千米深井進行了工程示范，為深部資源開發提供了理論與技術儲備。

致謝感謝“煤礦深井建設與提升基礎理論及關鍵技術”項目深部建井方向課題負責人孫曉明教授、楊維好教授，課題骨干宮偉力教授、張俊文教授、李桂臣教授、唐巨鵬教授、楊軍教授、劉冬橋副教授、張娜副研究員、趙健副教授、楊華博士、張弛博士以及項目所有參研人員的參與和支持。