煤礦深部超大斷面硐室群圍巖連鎖失穩控制研究進展

譚云亮，范德源，劉學生，張俊文，寧建國，姚強嶺，付小敏

(1. 山東科技大學 能源與礦業工程學院，山東 青島 266590；2. 中國礦業大學(北京) 能源與礦業學院，北京 100083；3.中國礦業大學 礦業工程學院，江蘇 徐州 221116；4. 通用技術集團工程設計有限公司，山東 濟南 250031)

我國中東部地區的淺部煤炭資源已近枯竭，深部煤炭資源必將成為我國未來經濟增長和發展的重要能源動力。進入深部開采后，巖石強流變特性凸顯且應力環境更為復雜。另一方面，為適應煤礦智能化、集約化等方面的要求，越來越多的大及超大斷面硐室群需要在井下布置。這類硐室群多為密集分布，在深部復雜環境影響下，維護難度大，圍巖變形嚴重，極易誘發圍巖失穩，特別是硐室群中某一個硐室一旦失穩，將有可能誘發周圍硐室的聯動失穩，從而嚴重影響深部大斷面硐室的安全利用。

對于深部超大斷面硐室及硐室群穩定性研究方面，國內外學者主要在分類方法、圍巖失穩機制及加固控制技術方面進行了研究。分類方法方面，國際隧道協會以凈斷面面積為依據，將隧道斷面劃分為5類，即超小斷面(<3 m)、小斷面(3～10 m)、中等斷面(10～50 m)、大斷面(50～100 m)和超大斷面(>100 m)；日本隧道協會以開挖面積為依據，將隧道斷面劃分為3類，即標準斷面(70～80 m)、大斷面(100～120 m)和超大斷面(>140 m)。而在煤礦開采領域，多以斷面面積和跨度為依據對硐室進行劃分，根據斷面面積劃分為小斷面(<8 m)、中等斷面(8～12 m)、大斷面(12～20 m)和特大斷面(≥20 m)，根據跨度劃分為小斷面(≤3 m)、中斷面(3.1～4.0 m)、大斷面(4.1～5.0 m)和超大斷面(≥5.1 m)。事實上，影響大斷面硐室穩定性的因素除了斷面尺寸以外，還與其埋深(或地應力高低)、圍巖力學性質等密切相關。

在硐室破壞非線性失穩機理方面，深部圍巖呈現流變失穩與動力失穩2種形態。深部高應力下巖石非線性流變行為更加復雜，對于巖石流變行為的認知，陳宗基提出流變的概念，孫鈞綜合考慮黏滯系數、加載應力水平及作用時間，構建了巖石非線性黏塑性流變模型。康紅普等從時間和空間尺度出發分析了巖石流變力學特性，同時，深部圍巖動力失穩也更加頻繁。為了探討深部巖石動力學破壞行為，何滿潮等采用自主研發的沖擊巖爆試驗系統，獲得了不同動載幅值和靜載水平下的煤巖沖擊巖爆分型特征。李夕兵等利用改進的SHPB試驗系統，揭示了巖石在不同動靜組合加載下的強度特性、破碎規律及吸能效率。對于深部超大斷面硐室，支護圍巖結構的抗動載特性尤為重要。

深部硐室圍巖加固控制技術是保障大斷面硐室得以安全利用的關鍵，成為工程界研究的熱點。康紅普等針對軟巖條件下硐室群圍巖應力分布特征，獲得了提高硐室群圍巖穩定性的對策。江權等提出了高應力硬巖條件下大型硐室群穩定性優化的裂化-抑制新理念；李術才等通過現場監測的方法，發現圍巖分區破裂化現象及破裂分布特征，為其加固支護提供了依據；楊仁樹等通過現場測試和數值模擬方法，獲得了復雜巖層硐室群圍巖破壞特征及控制對策；柏建彪等針對軟巖硐室非對稱變形問題，提出了“薄弱結構”非對稱控制技術，對探究煤礦深部超大斷面硐室群控制理論與技術奠定了基礎。

為此，筆者基于深部礦井大斷面硐室及硐室群建設的需求，在借鑒現有研究基礎上，以新巨龍煤礦-800 m水平煤矸分選硐室群為背景，對煤礦深部硐室地質力學等效分類方法進行研究，對超大斷面硐室群圍巖非線性流變演化規律及其連鎖失穩機理進行揭示，并構建以圍巖長期變形控制為目標研究超大斷面硐室群圍巖支護設計方法及失穩監測預警技術。

1 煤礦硐室地質力學等效分類方法

煤礦的巖層主要為沉積巖，與金屬礦山變質巖相比，強度低、延性破壞嚴重。因此，僅以斷面尺寸為指標進行分類不符合煤礦巖層物理力學特點。為了提高硐室判識方法的全面性，從地質力學等效的角度構建分類方法非常必要。

根據現場調研結果發現，斷面面積是影響硐室穩定性的直接因素，即硐室斷面尺寸越大，圍巖越易發生破壞失穩。同時，只有達到一定埋深時硐室失穩現象才會發生。因此，可將圍巖綜合抗壓強度(MPa)與覆巖平均密度(kg/m)及應力集中系數(一般為2.0～2.5)的比值，定義為失穩臨界埋深(m)，作為煤礦硐室失穩的重要評價指標。

≥()

(1)

其中，能較好地反映硐室圍巖性質。

圍巖內部裂隙的發育程度對圍巖穩定性也有重要影響，裂隙越發育，圍巖承載能力越差。通過引入圍巖綜合完整性系數，反映圍巖裂隙對圍巖整體性質的影響程度。

(2)

式中，cr為硐室頂板巖層抗壓強度，MPa；cf為硐室底板巖層抗壓強度，MPa；cs為硐室兩幫巖層抗壓強度，MPa；cr為硐室頂板巖層完整性系數；cf為硐室底板巖層完整性系數；cs為硐室兩幫巖層完整性系數；r為頂板各巖層厚度，m；f為底板各巖層厚度，m；s為硐室兩幫各巖層厚度，m。

為此，將硐室斷面面積、失穩臨界埋深、圍巖綜合抗壓強度以及綜合完整性系數作為評價指標，提出了一種煤礦硐室地質力學等效分類方法(表1)。

表1 硐室斷面各指標分級判別[32]

對選定的評價指標進行分級具體化后，選取相應的隸屬度函數()對不同指標區間進行分段處理，由此可獲得硐室斷面模糊關系矩陣。

(3)

(4)

式中，為實際值；，為相鄰2類指標等級的臨界值；為第項指標實際值對類的隸屬度。

根據超標加權法確定權重系數并進行歸一化處理，獲得權重矩陣為

(5)

由此獲得模糊聚類矩陣為

=·=(,,…,)=
(,,,,)

(6)

按照最大隸屬原則，若模糊綜合聚類矩陣的結果矢量為，則判別該對象隸屬于類。利用上述煤礦硐室地質力學等效分類方法對示范工程新巨龍煤矸分選硐室群(主要包括篩分破碎硐室、產品轉運硐室、排矸硐室和煤泥水處理硐室)進行判識分析。以硐室群中排矸硐室為例，圍巖穩定性評價指標見表2。可知，排矸硐室屬于Ⅴ類，即超大斷面硐室。同理根據上述方法對新巨龍煤矸分選硐室群中剩余硐室，即篩分破碎硐室、產品轉運硐室和煤泥水處理硐室依次進行判識，具體見表3。

表2 圍巖穩定性評價指標權重

表3 硐室分類判識結果

2 深部超大斷面硐室群圍巖連鎖失穩機理

對深部超大斷面硐室群的穩定性分析，既需要對硐室群圍巖的物理力學性質包括蠕變性和動載作用下的力學相響應進行研究，還要考慮硐室間的相互影響，這是揭示硐室群連鎖失穩機制的重要內容。

2.1 深部巖石蠕變力學特性

..蠕變力學試驗

深部巖石力學特性及工程響應與淺部不同，探究深部巖體非線性流變破裂演化規律，是揭示深部復雜應力下超大斷面密集硐室群圍巖破裂失穩機理的基礎。采用TOP三軸流變儀開展深部巖石蠕變試驗，保持8.0 MPa圍壓不變，以0.05 MPa/s加載速率分5級(50%TCS，60%TCS，70%TCS，80%TCS，90%TCS)進行軸向加載，且每級加載均維持12 h，待其蠕變變形穩定后開始下一級應力水平施加，直至巖石發生破壞，深部巖石蠕變變形曲線如圖1所示。

圖1 深部巖石蠕變變形曲線[33]Fig.1 Creep deformation curves for deep rock[33]

(1)變形特征。深部砂巖變形大致分為2部分，即應力初期加載的瞬時變形和應力持續加載階段的蠕變變形，且瞬時變形較大，蠕變變形較小。在應力水平和加載時間的持續作用下，深部巖石在經歷減速蠕變和等速蠕變后，在第5級應力水平下進入加速蠕變狀態，并在1.4 h發生破壞。另外，深部巖石軸向和徑向蠕變應變隨著加載應力水平的增加而增加，且隨著應力水平的增大，其增加速率也相應加大。

(2)破壞形態特征。通過微米級CT試驗機表征巖石微觀、細觀結構在高應力下組織與結構變異性(圖2)，發現隨埋深增大，在軸壓效應下深部巖石破裂線夾角由陡變緩，破壞形式由“Y”型破壞向主干型破壞轉變，呈脆-延轉化特征。同時，圍壓效應對深部巖石脆-延轉化有較大影響。圍壓減小時，巖石脆性破壞增強；圍壓增大時，巖石延性破壞凸顯。

圖2 深部巖石破壞特征掃描[34]Fig.2 Scanning diagram of deep rock failure characteristics[34]

(3)強度特征。基于對深部巖石蠕變應力-應變曲線特征(圖3中，為殘余強度，MPa；為峰值強度，MPa；為埋深，m；為預卸載圍壓，MPa)，圍巖的殘余強度約為峰值強度的65%。事實上，流變試驗中的殘余強度對應工程中的長期強度。為了保障超大斷面硐室群的長期穩定性，以圍巖長期強度作為基礎進行安全性支護設計是必要的。

..動載力學試驗

(1)沖擊動載。采用改進的SHPB試驗裝置對深部巖石進行試驗，通過數字散斑動態測量系統揭示其主應變場演化規律，如圖4所示。靜載軸壓設置為4.5 MPa，沖擊載荷應變率依次設為37.5，55.8，65.6，

圖3 深部巖體強度演化特征[34]Fig.3 Strength characteristics of deep rock mass[34]

75.0，88.4 s，獲得了巖石應力應變曲線及裂隙演化過程。據此將沖擊動載下巖石分為4個階段：① 階段Ⅰ。彈性狀態，表面無裂紋產生；② 階段Ⅱ。應力隨應變的增長速率減慢，裂紋從兩端開始萌生；③ 階段Ⅲ。宏觀裂紋加速向中心延伸發育，達到點(峰值強度)時表面出現明顯的貫穿裂紋；④ 階段Ⅳ。應力-應變曲線表現出2種模式：一是沖擊動載強度較低時，在點發生明顯回彈現象，表現出“閉口”特征；二是在臨界沖擊載荷下，宏觀裂紋迅速擴展并最終導致試件破壞失效，表現出“開口”特征。由此可知，巖石動態破壞形態以拉裂紋為主，并隨著動載強度的增大，破碎程度愈加嚴重。

(2)循環動載。采用改進的動靜態試驗系統，分別設置4個靜載水平(20%UCS，40%UCS，60%UCS，80%UCS)和4個循環載荷頻率(20，40，60，80 Hz)進行循環動載試驗，揭示不同靜載水平和動載頻率下圍巖循環動載縱波波速變化規律，如圖5所示。結果表明，施加循環動載后巖石縱波波速明顯小于完整試件的波速值，并隨著初始靜載水平和循環動載頻率的增加而逐漸減小，且最大降低率為11.4%。另外，循環動載使得巖石內部微小裂紋逐漸沿軸向發育擴展，隨著初始靜載強度和循環次數的增加，巖石內部逐漸劣化并最終發生橫向變形破壞。

..基于試驗的損傷本構關系

通過室內巖石力學試驗獲得的深部巖石蠕變力學響應機制及沖擊和循環動載下圍巖破壞力學行為特征，考慮巖石受力變形過程中裂隙的密實性，可構建本構關系。對于密實性的影響，如圖6所示，隨應變增大，應力應變曲線的斜率總體呈對數增大趨勢。為定量描述巖石在受載時的密實程度，將應力-應變曲線斜率與彈性模量的比值定義為密實性系數，表示為

圖4 沖擊動載下巖石動態特征[35]Fig.4 Dynamic characteristics of rock under impact load[35]

圖5 不同載荷條件下縱波波速變化特征Fig.5 Variation characteristics of longitudinal wave velocity under different loading conditions

(7)

式中，為無量綱待定常數，可通過試驗獲得；為巖石屈服極限所對應的應變。

圖6 巖石應力應變曲線及其斜率變化規律[36]Fig.6 Stress-stain curves of rock and variation of its slope[36]

根據試驗結果建立-曲線，利用線性回歸分析方法獲得考慮密實性系數損傷演化方程()的解析表達式，并在此基礎上修正了Kelvin模型。適于動靜組合加載條件的巖石蠕變損傷本構關系為

(8)

式中，為巖石彈性模量，GPa；為黏滯性系數，MPa·s。

修正后蠕變損傷本構模型改進了傳統的損傷本構關系。=1時，標志圍巖由蠕變轉為速變狀態，即呈現動力特征，同時體現巖石在深部高應力下的密實特性。采用有限差分法將式(8)嵌入Flac3D數值模擬軟件中(圖7)，發現自定義本構模型的應變-時間曲線與試驗數據吻合度較高，Pearson相關系數為0.978 9～0.981 9，相關性較強,說明建立的損傷本構方程能較好的描述深部動靜組合加載下巖石蠕變特性，驗證了自定義本構模型的正確性。由于數據量較多，為突出重點，避免贅述，受篇幅限制，故筆者選取了其中1組試驗與模擬結果進行展示。

圖7 部分試驗與模擬結果對比曲線Fig.7 Comparison curves of some test and simulation results

2.2 硐室群圍巖破壞失穩力學分析

..深部硐室圍巖典型載荷特征

深部大斷面硐室不僅在高地應力下展現出非線性流變特性，還將受爆破、礦震等動載影響。對于動載作用方式，根據彈性波理論均可通過傅里葉變換簡化為若干正弦波，即

=sin(2π)

(9)

式中，為動載源強度，MPa；為強度幅值，MPa；為頻率，Hz；為動載作用時間，s。

式(9)中，對于震動引起的動載，持續時間短、瞬時能量大、破壞性強；而循環動載則長時、反復的以低強度載荷持續作用于硐室群圍巖，最終導致圍巖及其支護結構發生疲勞劣化直至破斷。因此，某種意義上，動載作用時間決定了動載形式。沖擊動載主要來源于硐室群周圍的斷層滑移、天然地震等活動，沖擊載荷以動載源為中心以縱波(P波)形式呈球面向整個地層中擴展，并逐漸傳播至硐室群圍巖附近。硐室群中篩分破碎硐室煤矸分選采用自主研發的JYT-G12井下排矸跳汰機，其振動篩分過程是循環振動載荷的主要來源。對于采動擾動影響，考慮硐室穩定性，選址應避開采動應力的影響，可不予以考慮。

..硐室群連鎖失穩機理

對于單個硐室，其穩定性力學分析已有成熟的結論。對于雙硐室，在靜力條件下也有相應的解答。但在動、靜載荷相互疊加作用下，原本處于彈性狀態的巖體超過其強度而發生新的損傷和破壞，使得塑性區范圍不變擴大。超大斷面硐室圍巖變形破壞受尺寸效應影響顯著，圍巖真實工程強度明顯低于室內試驗強度，塑性區發育范圍較普通硐室大。因此，引入圍巖強度弱化系數，對超大斷面硐室圍巖塑性區半徑進行修正，由此獲得動載作用下超大斷面硐室圍巖塑性區半徑。

(10)

式中，為硐徑，m；為修正后的塑性區半徑，m；為原巖應力，MPa；為莫爾庫侖強度線斜率；為圍巖強度弱化系數，一般取0～1；為巖石動態抗壓強度，MPa；Δ為作用于硐室群圍巖處的動載荷增量，可由Δ=e-獲得，其中為應力衰減系數，為動載源距離，m；為塑性區邊界內壓，MPa。

硐室塑性區半徑與硐徑、動載源強度、原巖應力呈正相關，即塑性區范圍隨著開挖硐室面積、動載源強度和硐室埋深的增大而增大；與動載源距離呈負相關，即動載源距離硐室越近，圍巖塑性區發育范圍越大。選取2個相互平行的硐室1，2作為研究對象，建立平行硐室圍巖結構力學模型(圖8，為硐室1，2在彈性區的疊加應力，MPa)，獲得2個硐室圍巖發生破壞失穩的。發現臨界間距與硐室塑性區半徑、動載源強度呈正相關，即塑性區范圍和動載幅值越大，臨界間距越大，硐室布置時需間隔一定距離以避免產生相互影響；與動載源距離呈負相關，即動載源距離硐室越遠，平行硐室臨界間距越小，圍巖越穩定，越不容易發生破壞。

(11)

圖8 平行雙硐圍巖破壞力學模型[38]Fig.8 Failure mechanical model of parallel chambers[38]

(12)

(13)

圖9 硐室群圍巖連鎖失穩結構力學模型[45]Fig.9 Mechanical model of chain instability for chamber group[45]

基于上述理論分析方法，對新巨龍煤礦煤矸分選硐室群進行失穩判定。根據現場實際情況可知，新巨龍煤礦煤矸分選系統內部硐室相互交岔呈“井”字型布置，硐室群中最大斷面尺寸可達104.3 m，且硐室間距范圍15.0～41.0 m。研究表明，硐室群銳角交岔區域圍巖受疊加應力影響最為明顯，變形破壞程度最為劇烈。因此，選取篩分破碎硐室與煤泥水處理硐室組成的銳角交岔區域(區域C)為研究對象，對硐室群圍巖穩定性進行判定。產品轉運硐室和排矸硐室作用在交岔區域疊加應力為

(14)

其中，，分別為產品轉運硐室、排矸硐室塑性區半徑，m；1，2分別為產品轉運硐室、排矸硐室與區域C的最小距離，m；，分別為產品轉運硐室、排矸硐室塑性區作用于彈性區的徑向應力，MPa。根據室內巖石力學試驗、地應力測量及微震數據篩結果，對各參數進行取值(表4)。

表4 現場參數選取[45]

實例計算結果如圖10所示，發現當外界動載為0～2.0 MPa時，區域C整體保持穩定。隨著外界動載強度增加，圍巖開始發生連鎖破壞失穩。當動載強度為2.0～4.4 MPa時，圍巖處于緩變失穩狀態；當動載強度增至4.4～5.0 MPa時，圍巖處于加速失穩狀態。因此，需要通過施加合理的支護手段，提高圍巖的抗震吸能特性，以保證硐室群整體長期穩定。

圖10 區域C應力及能量擬合曲線[45]Fig.10 Fitting curves of stress and energy at C-intersection[45]

2.3 硐室群圍巖變形破壞數值模擬分析

..工程條件

選取新巨龍煤矸分選硐室群位于井下-800 m水平北區運輸大巷、一采回風上山與1301采區所圍成的三角區域。硐室群位于煤層上方，圍巖以粉砂巖和細砂巖為主，穩定性較好。為了更好地對巖體的力學特性進行可靠評估，利用RLJW-2000微機控制巖石伺服試驗機進行常規力學試驗，獲得了各巖層力學參數，見表5。采用自主研發的RBHST-50型水壓致裂原位測試系統開展地應力測試，發現圍巖所受垂直應力為16.17 MPa，最大水平主應力為10.09 MPa。

表5 煤巖力學參數[49]

利用KJ551微震監測系統對-800 m水平的23063工作面微震事件進行監測。發現煤層上方0～100 m內的微震事件發生頻繁，沖擊動載幅值范圍2.0～5.0 MPa，頻率范圍10～160 Hz。通過對JYT-G12井下排矸跳汰機空載和滿載狀態下的載荷計算，發現循環動載強度范圍為1.30～3.38 MPa。

..硐室群圍巖變形破壞規律

“深部”+“超大斷面”+“密集硐室群”復雜條件下圍巖變形破壞尤為嚴重，控制難度極大，如圖11，12所示。靜載條件下，隨著硐室間距減小，平行硐室圍巖變形破壞程度逐漸增大并最終整體破壞失穩，臨界硐室間距為2倍硐室寬度。在強度2.0 MPa、頻率20 Hz的動載下，平行硐室受到疊加應力和動載擾動的雙重影響，圍巖變形破壞程度進一步加劇。硐室間錨固圍巖應力大幅上升，疊加應力由弱變強，塑性破壞程度加劇，導致塑性破壞區開始在幫部和頂板位置相互連通，直至最后全部貫通，臨界間距增至2.5倍硐室寬度。隨著動載幅值增大，硐室圍巖響應增強。動載幅值為2.5～4.4 MPa時，硐室應力及變形破壞程度緩慢增加；幅值為4.5～5.0 MPa時，硐室間圍巖應力劇烈增大，圍巖破壞程度加劇并在幫部和頂板處逐漸貫通，平行硐室在動載擾動作用下發生破壞失穩。

圖11 不同間距下雙硐圍巖應力分布[49]Fig.11 Stress distribution of double chambers under different spacing[49]

圖12 雙硐圍巖變形特征Fig.12 Deformation characteristics of double chambers

對新巨龍煤礦煤矸分選硐室進行數值模擬獲得了圍巖變形、應力及破裂演化規律，如圖13所示。硐室群密集布置使得疊加應力程度顯著增大，且越靠近交岔中心應力疊加作用越顯著，破壞越劇烈。分析模擬結果發現，硐室交岔角度與應力集中程度和圍巖破壞深度呈負相關，即交岔角度越小，圍巖相互作用越明顯，應力疊加程度越高，圍巖變形破壞程度越劇烈。對比可知，銳角交岔處峰值應力分別比直角和鈍角交岔處高11.3%，20.3%，破壞深度比直角和鈍角分別深23.8%和78.0%。由于高應力集中區對外界擾動敏感度更高，更易引發圍巖破壞甚至失穩。因此，對于硐室群最危險狀況進行穩定性判識，即以銳角交岔區域的應力及破壞失穩狀態判識，便可滿足硐室群連鎖失穩判識要求。

圖13 動靜組合下深部超大斷面硐室群數值模擬Fig.13 Numerical simulation of deep super-large section chamber group under dynamic and static combined loading condition

3 深部超大斷面硐室群圍巖控制方法

3.1 錨固承載結構協同支護機理

錨桿作為一種常用的支護手段被廣泛應用于隧道、采場等地下巷道及硐室穩定性控制中。研究表明，動靜載組合條件下錨固圍巖損傷破壞在深部硐室圍巖失穩中占比很大。探究加錨巖石的錨固效能，分析受動載對錨固結構影響，具有現實意義。實驗室試驗表明，將錨固巖石抵抗動載過程分為3個階段(圖14)：協同變形階段、不協同變形階段和失效階段。

在協同變形階段，加錨巖石保持相對完整，錨桿與巖體側向應變增長。隨著應力波持續加載，錨固巖體進入不協同變形階段，錨桿/錨固劑和錨固劑/巖石界面開始滑移，并在加載過程中2者的不同步愈發明顯，錨固巖石的完整性降低但仍能發揮其錨固作用。進入失效階段后，裂隙迅速發育擴展，錨桿在“斷崖式”應變降低后完全喪失作用。為了定量描述錨固巖體在動載下的支護效能，將錨固巖石中錨桿失效前發揮的效用稱為抗沖時效。抗沖時效越大，錨固巖體抵抗動載能力越強，越不易發生破壞失穩。

3.2 硐室群圍巖長期穩定性遞進式加固技術

..新型支護材料及裝備研發

(1)新型高強超塑吸能材料。對TWIP鋼進行擴散焊工藝和熱軋-溫軋法處理，制備了新型高強超塑吸能材料。利用金相顯微鏡、電子探針、顯微硬度計、拉伸試驗機等對該材料進行組織、成分與力學性能分析(圖15)。發現加工后的TWIP鋼側存在大量的機械孿晶，軋制變形帶明顯，LC鋼側晶粒沿軋制方向發生變形，形成形變織構。顯微硬度對比發現，軋制后復合材料內部位錯增殖，密度增加，位錯纏結到一起導致拉伸時形成位錯交割，產生割階阻礙位錯運動，使材料強度增加。根據室溫下應力-應變曲線可知，TWIP鋼和復合材料板材在整個拉伸過程中彈性變形階段明顯，沒有明顯的屈服現象。經山東省冶金產品質量監督檢驗站測試，TWIP鋼的抗拉強度為1 052 MPa，延伸率達70%，表現出明顯的應變硬化特性。

圖14 錨桿與巖石徑向應變特征[50]Fig.14 Radial strain characteristics of bolt and rock mass[50]

圖15 新型高強超塑吸能支護材料研發[51-52]Fig.15 Invention high-strength super-plastic energy-absorbing support materials[51-52]

(2)新型高強拉壓耦合錨索。為了有效控制深部超大斷面硐室圍巖變形和破壞，采用新型高強超塑吸能材料研制了一種用于圍巖長期穩定的高強拉壓耦合錨索，如圖16所示，該錨索由中空注漿錨索索體、多個注漿裝置和吸能錨頭等結構組成。利用注漿裝置將錨索分成若干拉力段和壓力段，有效消除了應力集中現象，極大地提高了錨索的錨固效力，同時還可實現圍巖變形能向注漿漿液壓力能的轉化，起到了逐級自動“讓壓”的作用。利用表面螺紋吸能錨頭，在提供較大的支護阻力的同時，通過錨頭內部高強彈簧的壓縮，可將圍巖的變形能轉化為彈簧的彈性勢能，從而起到“吸能”的作用。該錨索各部件固定緊密可靠，極大提高了注漿錨索的錨固效力，有效改善了被錨固體的穩定性。經過泰安市華新工程質量檢測中心對新型錨索的抗拉強度、最大阻力等指標參數測試，發現新型錨索的強度大于1 500 MPa，最大阻力為749～753 kN。

圖16 高強拉壓耦合錨索示意[53]Fig.16 Structure of high strength tension-compression coupling cable[53]

..硐室群遞進式支護設計

煤礦深部超大斷面硐室圍巖的流變效應是影響其長期穩定性的重要因素，尤其是在外界動載擾動下，將引發圍巖加速蠕變最終導致硐室發生破壞失穩。為實現深部硐室圍巖長期穩定性控制，需從圍巖蠕變特性及其控制角度出發，降低峰后圍巖應力松弛率，限制其強度弱化影響，實現硐室群圍巖低速穩定蠕變。定義深部硐室群支護安全系數為

=

(15)

其中，為圍巖蠕變峰值強度，MPa；為圍巖蠕變長期強度，MPa。對于支護安全系數可通過蠕變試驗獲得。如對于新巨龍煤礦硐室，根據如前所述的蠕變試驗，支護安全系數可取1.5。

科學的支護設計是保障深部超大斷面硐室群穩定性的關鍵。為此，提出了一種硐室群圍巖遞進式支護設計方法(圖17)，即：在分析圍巖應力及能量動態演化特征的基礎上，基于錨固承載結構協同支護機理，考慮抗沖時效，對不同載荷特征下硐室群圍巖錨固承載結構穩定性進行判別(表6)，并據此選擇與之相適應的支護等級，包括常規支護、抗震支護和超高強協同支護。根據硐室圍巖變形對深部超大斷面硐室群錨固結構遞進式支護方式進行調節，主要通過硐室圍巖收縮率對當前支護等級進行評判，當硐室圍巖收縮率超過當前遞進式支護方式所限定的范圍時，將及時提高遞進式支護等級。最后，考慮支護安全系數確定深部錨固圍巖支護參數。不同支護等級所允許的圍巖收縮率范圍為：常規支護<5.5%，抗震支護5.5%～7.0%，超高強協同支護>7.0%。

圖17 硐室群遞進式支護設計方法Fig.17 Design method of progressive reinforcement technology for chamber group

表6 判別指標

選用抗震支護等級對新巨龍煤礦煤矸分選硐室群4個主要硐室圍巖進行參數設計。各硐室均采用22 mm×2 500 mm高強吸能錨桿，托盤選用200 mm×200 mm×10 mm的碟形高凸調角托盤。錨桿間排距1 000 mm×1 000 mm，圍巖破碎時可調整為800 mm×800 mm。頂板錨桿采用快速安裝工藝，每根錨桿分別配備1支MSCK2835型錨固劑與1支MSM2350型樹脂錨固劑，兩幫每根錨桿配備2支MSZ2850型樹脂錨固劑進行錨固。錨索選用22 mm×6 300 mm高強拉壓耦合錨索，各硐室頂板均布置5根錨索，且中間錨索均位于頂板中心，兩側錨索距中間錨索1 800～1 850 mm。兩幫錨索支護從頂板向下1 080～1 300 mm施工第1根，間隔2 000～3 000 mm施工第2根，單面立幫布置2排且排距均為3 000 mm。部分主要硐室支護斷面如圖18所示，支護參數見表7。

圖18 新巨龍煤礦煤矸分選硐室群部分硐室支護斷面Fig.18 Support sections of partial chambers in coal gangue separation chamber group in Xinjulong Coal Mine

表7 支護參數確定

續表

4 超大斷面硐室群圍巖穩定性監測預警方法

4.1 圍巖監測指標與預警閾值

采用多參量權重分析法(圖19)，綜合考慮錨桿/索受力監測、圍巖深部位移及表面位移指標。

圖19 多參量權重分析法Fig.19 Multi-parameter weight analysis

利用權重分析法獲得了硐室圍巖動態演化綜合預警閾值為

=++

(16)

其中，為錨桿/錨索受力危險指數(表8)；為深部位移危險指數(表9)；為硐室表面位移危險指數(表10)；為錨桿/錨索受力指標權重系數；為深部位移指標權重系數；為硐室表面位移指標權重系數。各危險性指數的權重系數按照圍巖變形失穩的先后順序遞減取值，且存在++=1(表11)。

表8 錨桿/索受力危險性指數

表9 圍巖深部位移危險性指數

表10 圍巖表面位移危險性指數

表11 指標權重

4.2 圍巖失穩智能化預警平臺

深部煤礦井下高溫高濕環境對監測儀器提出了新的更高要求，研發了耐銹蝕、抗干擾、長時穩定性高的傳感器及光纖傳輸技術。在此基礎上，搭建了超大斷面硐室群圍巖長時變形失穩監測預警平臺(圖20)。該平臺由錨桿/錨索受力監測、圍巖深部位移監測及表面位移監測3個子系統組成，功能模塊主要包括：傳感器驅動模塊、信號放大模塊、A/D轉換模塊、無線收發模塊等。

井上計算機實時動態顯示硐室監測參數、云圖和直方圖，出現異常可實時報警。井下傳感器均采用無線傳輸方式，可實現傳感器之間及傳感器與分站之間的無線自組網通信。圍巖失穩智能化預警平臺可實現硐室群圍巖的長時、有效監測，同時具有歷史數據、報警記錄等分類查詢功能，可自動生成在線監測日報表，并將數據庫內現場監測數據進行實時共享。

4.3 新巨龍煤礦硐室群穩定性監測分析

..監測方案

對煤矸分選硐室群進行長期跟蹤調查。依據現場具體工況，在硐室群中布置3個測站(1,2,3)，分別位于產品轉運硐室、排矸硐室和篩分破碎硐室，且均距交岔點5.0 m處，用于對硐室圍巖變形及破壞情況實時動態監測，測站位置如圖21所示。

..圍巖變形情況

(1)表面變形。通過跟蹤監測煤矸分選硐室群3個測站，獲得硐室圍巖表面位移變化曲線，如圖22所示。發現隨著時間的延長，硐室圍巖表面整體緩慢增長并最終趨于穩定，且頂底板收斂幅度明顯大于兩幫。

相較于3號測站，1號測站處頂底板移近量增加22.6%，兩幫移近量增加29.4%；2號測站處頂底板移近量增加42.5%，兩幫移近量增加100%。可以看出，2號測站處圍巖表面變形量明顯大于1號測站和3號測站，1號測站處圍巖表面變形大于3號測站。

圖20 超大斷面硐室群圍巖失穩智能化預警平臺組成[54]Fig.20 Composition of intelligent early warning platform for long-term deformation and instability of super-large section chamber group[54]

圖21 硐室群測站布置Fig.21 Layout of measuring stations in the chamber group

硐室群斷面收縮率為

(16)

其中，為原硐室斷面面積，m；為硐室變形后斷面面積，m。將硐室圍巖表面位移監測結果代入式(16)，可得各硐室斷面收縮率，見表12。現場監測數據表明硐室圍巖整體保持穩定，現場應用效果良好，硐室群圍巖最大收縮率在篩分破碎轉運硐室，為6.2%。

圖22 硐室表面位移監測結果[45]Fig.22 Monitoring results of surface displacement[45]

表12 各硐室斷面收縮率

(2)深部位移。3組測點中，2號測點變形最大，故筆者選取2號測站進行分析，結果如圖23所示，表明圍巖深部位移在緩慢增長后逐漸趨于穩定。2號測站處頂板、左幫及右幫的深部相對位移分別為18，10，7 mm。由于巖層深部位移是導致離層的直接因素，因此排矸硐室發生頂板離層的危險性較高。但通過長期監測發現，硐室群圍巖深部相對位移量較小，圍巖整體處于長時穩定狀態。

圖23 圍巖深部位移監測結果(以2號測站為例)Fig.23 Monitoring results of deep displacement (No.2 station)

..圍巖破壞發育情況

根據鉆孔成像軌跡檢測裝置探測的圍巖裂隙特征，基于YOLO v4圖像識別算法，提出了一種鉆孔裂隙自動識別方法，實現了圍巖裂隙、離層等的在線監測與實時提取。

如圖24所示，YOLO v4算法采用CNN網絡實現end-to-end目標檢測。首先將現場監測信息以圖片的形式傳送至CNN網絡，之后通過IOU(交并比)的方法實現邊界框的確定和置信度計算，提取卷積神經網絡特征，最后處理預測結果得到檢測目標。該方法能實現裂隙坐標位置與裂隙率自動生成，并計算裂隙數量和裂隙分布面積，可用于反演硐室圍巖松動圈發育特征及范圍。

圖24 YOLO v4檢測過程Fig.24 YOLO v4 detection process

采用上述方法對現場鉆孔窺視結果進行整理(圖25)，發現煤矸分選系統硐室群圍巖松動圈范圍在1.0～1.5 m，其中1號測站處圍巖松動圈范圍0.8～1.5 m，幫部松動區域范圍明顯大于頂板；2號測站處圍巖松動圈范圍1.2～1.5 m，左幫松動區域范圍相對較大；3號測站處圍巖松動圈約為1.0 m，整體較穩定。因此可確定，在硐室群中篩分破碎硐室圍巖較完整，而排矸硐室圍巖完整性較差，圍巖裂隙較多。

..錨桿/錨索受力狀況

錨桿/錨索測力計部分監測結果如圖26所示。硐室群頂板及幫部的錨桿/錨索受力均隨著時間的增加緩慢增長，并最終保持不變。通過對比可知，2號測站錨桿/錨索受力增量整體較大。說明相對于排矸硐室，篩分破碎硐室和產品轉運硐室整體變形量更小，圍巖更加完整穩定。另外，硐室群圍巖錨桿/錨索受力增量整體較小，反映出圍巖變形破壞得到了有效控制，取得了較好的支護效果。

圖25 部分鉆孔探測結果Fig.25 Partial borehole detection results

圖26 硐室頂板錨桿/錨索監測結果Fig.26 Monitoring results of roof bolt/cable

..控制效果

通過對圍巖變形破壞和錨桿/錨索受力情況的監測實踐，發現新巨龍煤礦煤矸分選硐室群在使用期間整體保持完整穩定，如圖27所示，預警平臺各項監測指標顯示安全，無異常情況發生。綜上，現有支護措施在現場取得了成功應用且圍巖控制效果良好，有效保證了硐室群的長期安全穩定運行。

圖27 現場硐室宏觀效果[49]Fig.27 Field application of chambers[49]

5 結 論

(1)綜合硐室失穩臨界埋深、斷面面積、圍巖綜合抗壓強度和圍巖綜合完整性系數等主要影響因素，建立了基于模糊綜合聚類分析的煤礦硐室地質力學等效分類方法，將煤礦硐室分為超小、小、中等、大和超大共5類，通過判識發現新巨龍煤矸分選硐室群屬于超大斷面硐室群。

(2)揭示了深部巖石蠕變變形特征、脆-延轉化破裂機制及其強度演化規律，獲得了深部巖石在沖擊和循環動載下的動態破壞力學行為特征，構建了考慮密實系數的深部巖石損傷本構關系，較好地表征了深部動靜組合加載下巖石蠕變損傷力學行為。

(3)基于深部硐室圍巖典型載荷特征，構建了深部超大斷面硐室群失穩力學模型，獲得了硐室群圍巖連鎖失穩力學及能量判據，揭示了復雜應力環境下雙硐及硐室群圍巖變形破壞演化規律。對硐室群中最易發生失穩的區域進行判識，發現當外界動載超過2.0 MPa時，硐室群存在連鎖破壞失穩風險，需通過合理支護手段，提高圍巖的抗震吸能特性。

(4)獲得了錨固承載結構協同支護機理，并提出錨固巖石抗沖時效概念。研發了具有超塑性能特性的新型高強支護材料以及高強拉壓耦合錨索。基于長期安全穩定性，構建了深部硐室群圍巖長期穩定性遞進式加固技術體系及分步設計方法，確定了新巨龍煤礦煤矸分選硐室群錨固圍巖支護參數。

(5)采用多參量權重分析法，綜合考慮錨桿/錨索受力、圍巖深部位移及表面位移，提出了圍巖綜合監測方法及預警閾值，搭建了超大斷面硐室群圍巖長時變形失穩監測預警平臺。通過對新巨龍煤礦煤矸分選硐室群圍巖的長期跟蹤監測，發現硐室斷面最大收縮率約6.2%，松動圈發育范圍1.0～1.5 m，硐室群在使用期間保持整體穩定。

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