增量荷載作用下深部煤巷沖擊破壞規律模擬試驗研究

孔 令 海

(1.煤炭科學技術研究院有限公司 安全分院，北京 100013; 2.煤炭科學研究總院 煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點實驗室，北京 100013)

深部巷道圍巖所處應力狀態與變形破壞的復雜特性，近年來一直是巖石力學領域研究的熱點。在高地應力作用下，深部巷道受開采空間引起的強烈支承壓力作用，巷道圍巖集中應力達數倍于原巖應力，造成深部巖體不同于淺部的變形破壞特征，如高地壓、大變形、難支護、塑性大范圍破壞、蠕變破壞等，在圍巖破壞規律、變形破壞機制、圍巖加固機制、弱結構災變、頂幫錨固控制、圍巖結構等理論技術方面取得了豐富成果[1]。

在深部巷道圍巖沖擊破壞方面，文獻[2]研究了深部巷道圍巖沖擊機制，文獻[3]研究了深部巷道防沖支護機理，文獻[4-5]從工程范疇研究了深部巷道沖擊機理，文獻[6]研究了深部巷道圍巖蝶型破壞沖擊失穩機制，文獻[7]研究了深部煤巷頂幫圍巖結構沖擊破壞發生機制，文獻[8-12]對深部巖體工程響應特征和深部巷道圍巖分區破裂化機理進行了研究。

相似模擬試驗因其材料成本低、載荷施加簡單、模擬工程活動方便、可重復、可重現巖體破壞過程等優點，是深部巷道圍巖穩定性研究的一種重要物理模擬實驗方法。文獻[13-15]研究了霍普金森桿試動靜載下巖石和煤的沖擊破壞特征；文獻[16]研究了帶孔石膏模型動靜載作用下的沖擊地壓過程和圓形巷道孔口圍巖應力;文獻[17]通過相似材料模擬試驗研究了水平構造應力對巷道圍巖穩定性的影響規律;文獻[18]通過爆炸模擬動荷載研究了動靜荷載聯合作用下的響應規律及拋擲型沖擊地壓破壞現象;文獻[19]研究了高速沖擊載荷作用下巷道圍巖動態破壞過程;文獻[20]對巖爆相似材料進行了模擬試驗研究;文獻[21]采用相似材料和煤質材料模擬研究了巷道煤壁層裂板結構局部突然失穩形成片幫型沖擊地壓的機制。這些成果在試驗材料、沖擊破壞現象及特征等方面得到新的認識。

由于我國煤礦深部巷道工程地質條件多樣性的特點，不同條件下沖擊地壓的主要影響因素及機制不同，巷道圍巖結構發生沖擊破壞的相似模擬試驗方法仍有待深入研究，如在試驗材料與加載方式、沖擊破壞現象及規律等方面。相比已有研究，筆者以深部沖擊地壓巷道為背景，采用相似模擬試驗方法，通過二維恒定荷載和增量荷載加載方式，研究了靜載和增量荷載持續作用下深部煤巷圍巖的連續破壞過程，探討了基于相似模擬試驗的深部煤巷圍巖沖擊破壞與圍巖應力間的關系及演化規律。

1 試驗平臺設計與模型構建

1.1 工程背景

滕東煤礦為千米埋深礦井，主采3下煤層，平均厚度4.5 m，煤體單軸抗壓強度28 MPa。直接頂為厚度14.76 m的細砂巖，細粒砂狀結構;基本頂為厚度17.48 m的中砂巖，深灰色、巨厚層狀、砂泥質結構、參差狀斷口，上部含植物根部化石及黃鐵礦，下部砂質含量增加。直接底為砂質泥巖，厚度0～7.50 m，平均3.75 m;底板為粉砂巖、細砂巖，厚度平均15.16 m，粉砂巖為灰色，薄層狀，細-粗粉砂狀結構，參差狀斷口，下部緩波狀水平層理發育。

3下113工作面平均埋深998 m，評價結果為強沖擊危險等級。軌道巷鄰近多個工作面采空區(最小間距60 m)，寬×高為4 400 mm×3 200 mm，錨桿φ20 mm×2 400 mm，頂錨桿間排距950 mm×900 mm，幫錨桿間排距900 mm×900 mm，錨桿錨固力40 kN;頂板錨索三花布置，間排距950 mm×1 800 mm，每排2～3根，錨索錨固力80 kN。

1.2 試驗方案

1.2.1試驗系統及相似比

試驗平臺尺寸為1 800 mm(寬)×2 000 mm(高)×900 mm(深)，由伺服控制系統、主體剛架、傳感系統、采集系統等組成。為減小邊界效應，基于相似定律，結合巷道與模型尺寸，確定幾何比例為1∶40，如圖1所示，滿足深部巷道破壞范圍大的特點。

圖1 巷道測點布置斷面示意Fig.1 Layout of measuring points of roadway

1.2.2試驗材料及配比

選用石膏做膠結劑，選擇粒徑小于1 mm的河砂和碳酸鈣為骨料。設計5種配比進行測試，從中選出最佳配比，在相似理論的基礎上，相似材料配比為:細粒砂巖7∶8∶2，3下煤8∶6∶4，砂質泥巖9∶7∶3，細砂巖8∶6∶4，相似模擬材料平均密度為1 600 kg/m3，密度相似常數為1.56，應力與強度相似比62.5。

1.2.3開挖方案

相似模型建成后，在模型中部位置，從模型的一側開門在另一側貫通，巷道沿煤層底板開挖，矩形巷道尺寸為1 100 mm×800 mm，開挖步距30 mm。

1.2.4巷道支護方案

試驗錨桿選用長60 m、直徑2.5 mm的細鐵釘，錨索選用長170 mm、直徑2 mm鋼絲，錨索托盤選用直徑10 mm、厚1 mm的標準墊片，錨固劑選用AB型高強力粘結劑，金屬網選用塑料紗網，單體支護選用細鐵絲。頂板錨桿與錨索間隔支護，每排錨桿5根、錨索5根，錨桿(索)共16排、各40根，頂錨桿間距為23.75 mm、排距為22.5 mm。幫錨桿間排距22.5 mm，每排8根，共128根。

1.2.5加載方案

試驗系統可水平和垂直雙向加載，可施加恒定荷載和增量荷載，電液伺服控制加載系統，如圖1(a)所示。按千米埋深相似條件，試驗模型鋪設完畢后，開始施加荷載并晾曬模型。加載條件為豎向荷載170 kN、左右側向荷載50 kN。

1.2.6監測方案

分別在模型巷道頂板和兩幫設計應力測點和位移測點，試驗共埋設了39個應力傳感器，如圖1(b)所示。其中，巷道底板布設3個應力測點，煤層布設3排9個應力測點，在煤層上方5.0 cm和12.5 cm層位頂板各布設3排9個應力測點。

2 巷道靜載破壞與應力演化特征

2.1 巷道圍巖宏觀變形破壞特征

巷道圍巖應力變形破壞特征如圖2所示。

圖2 掘進工作面不同位置時的圍巖變形破壞特征Fig.2 Deformation and failure characteristics of surrounding rock in different positions of heading

巷道掘進期間的圍巖宏觀變形破壞特征如下:

(1)開始掘進30 mm時，巷道圍巖完整，無變形，當開挖到60 mm和90 mm時，巷幫左腳煤層、右肩局部分別有輕微破壞，巷道圍巖基本完整。

(2)累計掘進120 mm時，巷幫右腳局部有片幫，當開挖到150 mm時，巷道底板發生較明顯底臌，頂底移近量達到2 mm，巷幫無明顯變化，開挖到到180 mm時，掘進工作面后5 mm處局部有片幫，片幫深度1.5 mm。

(3)累計掘進210 mm時，巷道圍巖較穩定，當開挖到240 mm時，工作面后140 mm處有1根頂錨桿出現松動現象，巷道局部有頂板掉落，底板有輕微底臌，兩幫無較大變形，當開挖到270 mm時，工作面頂板垮落面積200 mm2、底臌2.5 mm、兩幫移近2 mm，巷道開口左幫有微裂隙和錨桿松動現象。

(4)累計掘進300 mm時，工作面頂板局部有掉頂現象，到330 mm和360 mm時，巷道開口處左幫圍巖掉落、裂隙寬度增大、巷幫變形增大等現象。

(5)累計掘進390 mm時，開口處左幫片幫加劇、走向片幫長度達50 mm，頂煤和底板的明顯破壞變形向新掘巷道的工作面方向發展;當開挖到420 mm時，巷道掘進工作面后方18 mm處左側出現片幫，幫錨網鼓起明顯，頂板有掉落現象，上肩角破壞裂隙增多，開口處片幫范圍進一步加劇，向新掘巷道的工作面方向又延伸10 mm，巷道變形明顯;再次開挖到450 mm時，巷道開口處左幫裂隙再次增大、右幫開始出現片幫、頂底板移近量進一步增大。

(6)累計掘進480 mm時，剩余20 mm未開挖，掘進工作面出現片幫，局部頂煤掉落高度達到8 mm，兩幫破壞深度5 mm，巷道上肩角出現裂隙，巷道斷面面積減少約10%;當開挖500 mm貫通完成開挖時，巷道變形明顯，頂底板移近量增大，巷幫片幫嚴重，巷道斷面面積減少約20%。

2.2 巷道圍巖位移與應力變化規律

圖3 靜載時巷道圍巖應力特征Fig.3 Characteristics of strata pressure under static load

巷道開挖破壞了圍巖平衡狀態，一定范圍的巷道圍巖應力減小，如圖3所示。

(1)掘進卸荷后，圍巖應力處于緩增波動狀態，無突變。頂板應力降幅大于同位置的巷幫，變化幅度約0.05 MPa;底板應力降幅大于同位置的巷幫，變化幅度約0.1 MPa。兩幫超前影響30～40 mm，頂板超前影響40～60 mm，底板超前影響40～50 mm。

(2)掘進成巷后，圍巖繼續破壞，應力進入“快增—緩增”波動階段，無突變，距巷道圍巖自由面較近的煤巖體應力變化明顯，即淺部圍巖應力變化幅度較大。一段時間后，圍巖應力逐漸趨于穩定。

綜上分析可知，深部煤巷掘進期間，靜載下圍巖應力經歷了“突變、波動、相對穩定”3～4個主要時期，并伴隨淺部圍巖的變形破壞。

3 增量荷載時圍巖破壞與應力演化

3.1 增量荷載作用下巷道圍巖破壞特征

在巷道開挖、支護工作完成一定時間后，開啟雙軸加載系統，以1 kN/s的加載速率對模型分別進行軸向、側向加載，當軸向壓力和側向壓力加載至185 kN時，巷道端口左幫煤層潰垮，深度30 mm;頂部出現較多微裂隙，幫部錨桿散落，錨網脫落，錨固能力基本喪失，如圖4所示。荷載再增加7 kN，加載至208 kN，巷道整體突然垮塌，表現為瞬時、突然的沖擊性破壞，試驗照片如圖4(d)所示。在該階段增量荷載作用下，頂底板及兩幫變形量劇烈，巷道由矩形變為橢圓形，部分錨網破斷，頂板下沉近40 mm，由開口一側無法看到巷道另一側。

圖4 增量荷載作用下巷道破壞試驗照片Fig.4 Photos of roadway strata failure under incremental load

3.2 增量荷載作用下巷道圍巖應力變化

側向增量荷載作用下，圍巖破壞更加明顯，應力變化表現為“先快增、后突變”特征，如圖5～7所示。

圖5 增量荷載作用下巷道頂板5 cm層位巖體應力變化特征Fig.5 Characteristics of strata pressure in 5 cm layer of roof under incremental load

圖6 增量荷載作用下距開口12.5 cm處巷幫應力變化特征Fig.6 Characteristics of strata pressure of roadway sides at 12.5 cm away from the opening

圖7 增量荷載作用下巷道底板巖體應力變化特征Fig.7 Change trend diagram of the stress of the floor under incremental load

由圖5～7可知，巷道頂板、巷幫、底板煤巖體變形破壞過程可分為7個應力變化時期:Ⅰ—圍巖正常破壞階段，應力穩定;Ⅱ—圍巖破壞發展階段，應力波動變化;Ⅲ—圍巖破壞調整階段，應力較穩定;Ⅳ—圍巖破壞微裂隙擴展貫通階段，應力降低并進入穩定階段;Ⅴ—圍巖沖擊破壞階段，應力突變增大;Ⅵ—圍巖破壞失穩階段，應力突變減小;Ⅶ—圍巖沖擊失穩后階段，應力較穩定。

由圖5距開口12.5 cm和27.5 cm的巷道頂板5 cm層位巖體應力變化趨勢可看出，1-4和3-1位于距自由面較近的巷道中線上方頂板測點，其他測點為實體煤幫上方頂板測點，增量荷載作用下實體煤幫上方測點應力增量較大，反映了其更易于形成應力集中和彈性能積聚。實體煤幫上方各測點應力變化為0.37 MPa(4-15)，0.45 MPa(1-5)，0.22 MPa(3-14)，0.30 MPa(3-2);隨著荷載增大，在21:56:10時各測點的應力隨之快速增加，當加壓至時刻21:57:36時，各測點應力突然減小，圍巖發生沖擊破壞，各測點應力變化趨勢相同，應力變化為靜載時的4～9倍。

由圖6距開口12.5 cm處巷幫煤體應力變化趨勢可知，距巷幫自由面越遠，增量荷載作用下實體煤幫的應力增量越大，反映了深部煤體更易于形成應力集中和彈性能積聚。載荷增大前期，巷幫應力變化為-0.10～0.10 MPa，約為恒定荷載時的2倍;加載至21:56:10時，巷幫應力急劇增大，變化為0.53 MPa(4-7)，0.5 MPa(1-10)，0.22 MPa(4-10)，0.53 MPa(1-1)，0.5 MPa(1-8)，0.76 MPa(3-13)，為靜載時的4～8倍;加載至21:57:36時，巷道圍巖發生沖擊破壞，兩幫測點垂直應力急劇減小，變化為0.46 MPa(4-7)，0.2 MPa(1-10)，0.34 MPa(4-10)，0.33 MPa(1-1)，0.4 MPa(1-8)，0.4 MPa(3-3)，應力變化為靜載時的3～5倍。

由圖7煤層下方50 mm層位(即工程實際中的2 m)底板巖體應力變化趨勢可看出，底板應力增量與成巷時間長短無關，在加載初期，應力增量出現波動現象。隨加載的繼續，圍巖應力增量先處于平穩狀態、后進入穩增狀態，如圖7所示，結合實驗過程中的錄像可看出，當應力增量突變(21:57:36)發生時，4-4測點應力增量由+0.05 MPa突減為-0.05 MPa，4-11測點應力增量由-0.15 MPa突減到-0.27 MPa，4-12測點應力增量由-0.20 MPa突減到-0.25 MPa，巷道圍巖發生沖擊破壞。最后，圍巖應力增量保持在穩定值(4-4為-0.05 MPa，4-11為-0.25 MPa，4-12為-0.25 MPa)，應力變化為靜載荷時的1～2倍。

3.3 增量荷載作用下煤巷圍巖沖擊破壞規律

進一步分析圖5～7可知，增量荷載作用下，巷道圍巖應力經歷了從初始增加到波動增加、再到突變及平衡等共7個階段，階段Ⅵ則直觀反映了圍巖瞬時失穩破壞的應力突變規律。

進一步分析加載持續時間與應力突變時間的關系，由圖5～7可看出，階段Ⅵ應力突變點的時間間隔約為86 s，占增量荷載作用時間的1/3，即從增量荷載作用開始到圍巖破壞，揭示了圍巖破壞從孕育到發生的過程，本次試驗得到的破壞時間發生在階段Ⅵ，據應力突變點的時間間隔，沖擊破壞時間約4.3 s。應力波動變化為圍巖的瞬時破壞積累了條件。

在靜載和增量荷載作用下，深部煤巷的圍巖破壞規律為:① 巷道沖擊破壞前，受恒定荷載作用，巖體應力變化較小，巖體主破裂面尚未形成。② 沖擊破壞發生期間，受增量荷載作用，短時間內巖體主破裂面形成，巖體應力超過支護阻力，造成巷道圍巖突然破壞。③ 沖擊破壞發生后，巖體應力恢復至靜載狀態。

3.4 探 討

分析我國近年來的沖擊地壓事故，圍巖處于多種荷載疊加的高應力條件下，多種沖擊致災因素并存。根據本文研究，不考慮相似材料屬性與模型養護等差異性影響，增量荷載作用下，圍巖應力突變存在一個孕育過程，最終導致巷道大位移沖擊破壞。基于此，可從兩個方面開展沖擊地壓防沖對策的研究與應用，分別為:

(1)煤巖體應力優化技術對策。基于應力優化的減沖卸壓原理，通過對圍巖的卸壓，相當于降低了圍巖應力和增量荷載發生突變的條件，實現“高彈性能分次釋放、高應力深部轉移”，在一定情況下降低了圍巖沖擊危險性。

(2)煤巖體變形防控技術對策。基于變形增量和變形速度控制的防沖原理，通過對圍巖的加強支護，提高圍巖完整性，相當于增大了圍巖應力突變條件，一定情況下減緩了沖擊危險的發生。

4 工程實踐

軌道巷掘進期間錨桿(索)受力如圖8所示，由圖8可知，該煤巷幫錨索受力先減小再增大，說明巷幫煤體變形破壞持續向深部發展，對應試驗結果的第Ⅰ和第Ⅱ階段，表現為“快增—緩增”波動，但突變不明顯。隨著掘進的推進，監測區的巷道頂板錨索受力與巷幫錨索受力增大到一定數值后趨于相對穩定狀態，這種相對穩定狀態時的錨索受力大小并非保持不變，而是波動狀態，且2者受力波動規律幾乎一致。對應試驗結果的第Ⅲ和第Ⅳ階段，即巷道圍巖應力波動穩定階段。實際巷道兩幫實施卸壓措施后，兩幫支護受力基本穩定。

圖8 不同位置掘進巷道錨索受力實測結果Fig.8 Field measured results of support pressure of tunneling roadway in different locations in deep mine

圖9 軌道巷圍巖破壞能量釋放特征Fig.9 Energy character of strata fracture of track roadway

3下113工作面推進至距最窄煤柱區(煤柱寬度60 m)40 m水平距時，圍巖能量釋放微震監測結果如圖9所示。由圖9可推斷，3下113工作面推進至距最窄煤柱區時，煤柱寬度變窄，對應試驗結果的第Ⅳ裂隙擴展貫通、第Ⅴ沖擊破壞階段，巷道圍巖應力進入“快增—突變”階段，說明采動覆巖能量釋放明顯，受煤柱集中應力和采動覆巖增量荷載作用的影響，圍巖應力波動增加，致使圍巖結構破壞明顯。回采期間采取兩幫預卸壓、增打幫錨索(長4.0 m、直徑同頂板錨索)和縮小工作面推采速度(1.6～2.4 m/d)等防沖策略，確保了巷道防沖安全。需要說明的是，為分析巷道沖擊破壞的應力動態變化規律，相似試驗中巷道圍巖未實施人工卸壓。

5 結 論

(1)深部巷道形成過程中，靜載作用下圍巖由連續破壞漸變為相對穩定狀態，圍巖應力先快增、后緩增，局部圍巖為有限變形;由靜載變為增量荷載作用的過程中，深部巷道圍巖應力經歷了“突變、快增、緩增、波動、平衡、快增、突變”7個主要階段。

(2)深部巷道圍巖變形破壞過程中，增量荷載作用下圍巖應力先快增、后突變，揭示了深部煤巷發生沖擊破壞的應力機制。現場實測表明，試驗結果基本符合現場實際，說明相似材料模擬試驗方法用于沖擊地壓防治研究的可靠性。

(3)對增量荷載作用下深部煤巷沖擊破壞規律進行了初步探討，沖擊地壓影響因素及發生機理復雜，后續還需開展卸壓條件下深部煤巷沖擊破壞機制的相似模擬試驗研究。