黃 興，劉泉聲,，喬 正

（1. 中國(guó)科學(xué)院武漢巖土力學(xué)研究所 巖土力學(xué)與工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430071；2. 山東科技大學(xué) 土木建筑學(xué)院，山東 青島 266510）

1 引 言

隨著對(duì)能源需求的增加和開采強(qiáng)度的不斷增大，淺部資源日益減少，國(guó)內(nèi)外許多礦山都相繼進(jìn)入深部資源開采狀態(tài)[1]。與淺部開采相比，深部采區(qū)的地質(zhì)構(gòu)造、應(yīng)力場(chǎng)特征、煤巖體的破碎性質(zhì)與動(dòng)力響應(yīng)特征、巖層移動(dòng)以及能量的積聚釋放規(guī)律均發(fā)生了顯著變化，深部礦井動(dòng)力災(zāi)害的致災(zāi)機(jī)制、觸發(fā)條件、演化規(guī)律以及顯現(xiàn)特征均不同于淺部煤礦工程。進(jìn)入深部開拓階段后，深部巖體處于“三高一擾動(dòng)”（高地應(yīng)力、高滲透壓力、高地溫梯度和強(qiáng)烈采掘擾動(dòng)）相互耦合的復(fù)雜環(huán)境，隨之發(fā)生的非線性大變形動(dòng)力現(xiàn)象尤為突出[2－3]。主要表現(xiàn)為巷道變形量大（頂沉、底膨和側(cè)脹等）、變形時(shí)間長(zhǎng)、圍巖破碎嚴(yán)重，支護(hù)體（錨桿、錨索等）失效增多，巷道維護(hù)十分困難，尤其以底臌問題最為突出。

朱集煤礦-885 m東翼軌道大巷埋深為950 m，巷道開挖后圍巖發(fā)生了大變形，底臌嚴(yán)重，嚴(yán)重制約礦井安全生產(chǎn)和經(jīng)濟(jì)效益。因此，本文將針對(duì)該巷道揭示其大變形機(jī)制，并提出相應(yīng)的控制措施。

2 工程概況

淮南礦業(yè)集團(tuán)朱集煤礦-885 m東翼軌道大巷埋深為 950 m，斷面形狀為直墻半圓拱形，凈寬×凈高=5.4 m×4.7 m，是連接井底車場(chǎng)與首采區(qū)的軌道運(yùn)輸大巷，要求服務(wù)年限長(zhǎng)，對(duì)巷道變形控制嚴(yán)格，關(guān)系到該礦的正常生產(chǎn)和運(yùn)營(yíng)。圍巖主要為花斑泥巖，巖層大致為水平向。

-885 m東翼軌道大巷處于東翼巷道群，該巷道群巷道斷面大，布置密集，屬于高應(yīng)力軟弱圍巖大斷面巷道群。由于密集布置的大斷面巷道分布于大規(guī)模松軟圍巖中，東翼軌道巷受相鄰巷道——回風(fēng)巷（南）及膠帶機(jī)巷開挖擾動(dòng)和二次應(yīng)力場(chǎng)相互疊加影響，使巷道不斷產(chǎn)生較大變形，底臌、頂沉嚴(yán)重，多數(shù)U型棚歪斜，軌道偏斜及底板出現(xiàn)多處裂縫等，導(dǎo)致巷道整體失穩(wěn)破壞。

2.1 原支護(hù)形式

-885 m東翼軌道大巷綜掘后采用29U型鋼支架一次支護(hù)＋預(yù)應(yīng)力錨索二次支護(hù)及滯后噴注漿作為開挖后的圍巖損傷修復(fù)與補(bǔ)強(qiáng)加固。支護(hù)參數(shù)如表1所示。

表1 原支護(hù)材料及規(guī)格參數(shù)Table 1 Former supporting materials and specifications

2.2 -885 m東翼軌道大巷礦壓監(jiān)測(cè)

在-885 m東翼軌道大巷設(shè)置了3個(gè)表面位移測(cè)站進(jìn)行礦壓觀測(cè)，監(jiān)測(cè)巷道表面位移，監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖1、2所示。

從上述礦壓觀測(cè)結(jié)果可以看出，巷道開挖后，巷道變形劇烈，兩幫收斂、底臌均較大，變形速率大。

圖1 幫部收斂量圖Fig.1 Convergence magnitude of walls

圖2 底臌量趨勢(shì)圖Fig.2 Displacement curves of roadway floor

2.3 圍巖大變形特征

朱集煤礦-885 m東翼軌道大巷開挖后，裂隙萌生和擴(kuò)展的速度很快，兩幫收斂量大，拱頂下沉量大，部分 U型鋼支架頂部呈壓扭狀，底臌量達(dá)300～500 mm，底臌速率大，軌道傾斜，部分區(qū)段的巷道底板出現(xiàn)較密集的張性裂縫（見圖3），掘進(jìn)時(shí)需要頻繁翻修（如臥底等）。具體表現(xiàn)為：

（1）巷道來壓迅速，開挖后由于原始地應(yīng)力重新分布，圍巖變形迅速，礦壓顯現(xiàn)劇烈，巷道掘進(jìn)時(shí)的頂、底板移近速率高達(dá)30 mm/d；

（2）流變性顯著，巷道掘進(jìn)和返修后較長(zhǎng)時(shí)間仍不能穩(wěn)定，變形速率仍較高；

（3）對(duì)應(yīng)力擾動(dòng)極為敏感，相對(duì)穩(wěn)定的巷道一旦受到相鄰巷道掘進(jìn)擾動(dòng)影響，則圍巖變形再次急劇增大；

（4）頂?shù)装逑鄬?duì)移近量大于兩幫移近量，且底臌非常嚴(yán)重。

圖3 巷道變形破壞實(shí)照Fig.3 Photos of deformation and failure of roadway

3 －885 m東翼軌道大巷變形破壞機(jī)制

-885 m東翼軌道大巷從開挖到采取原支護(hù)產(chǎn)生的變形量大，變形速率大，破壞嚴(yán)重，底板多處出現(xiàn)沿走向發(fā)展的張性裂縫。

3.1 深部軟巖巷道大變形等級(jí)

1946年，Terzaghi首次提出了擠出性巖石和膨脹性巖石的概念[4－5]。受到 Terzaghi思想的影響，人們一般把大變形機(jī)制分為以下兩類：一是擠壓性變形；二是膨脹變形。

Hoek等[6]針對(duì)軟巖大變形問題，給出了洞壁位移與巷道半徑的百分比——巖體強(qiáng)度與地應(yīng)力之比關(guān)系圖，在圖中劃分了擠壓變形程度等級(jí)，可以有效地判斷擠壓性變形等級(jí)如圖4所示。

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)，885 m軌道大巷的表面位移平均達(dá)300～450 mm，巷道跨度為5400 mm，因此，其收斂應(yīng)變?yōu)?%～10%。圍巖強(qiáng)度與最大初始地應(yīng)力比值也在0.2范圍內(nèi)，表示巖體軟弱，圍巖初始地力水平相對(duì)較高，對(duì)應(yīng)圖4中D區(qū)，由此可知，該巷道圍巖處于非常嚴(yán)重的擠壓性大變形狀態(tài)中。應(yīng)加強(qiáng)圍巖支護(hù)控制圍巖擠壓性變形。

圖4 圍巖變形等級(jí)判斷示圖[6]Fig.4 Classification of surrounding rock deformation[6]

3.2 巷道應(yīng)力場(chǎng)、位移場(chǎng)力學(xué)分析

地應(yīng)力是影響巷道圍巖變形的重要因素之一[7]。朱集礦-885 m東翼軌道大巷埋深950 m，埋深大，地應(yīng)力的最大主應(yīng)力高達(dá)31.2 MPa。

開挖前后巖體水平應(yīng)力的分布狀況如圖 5所示。開挖前，巷道圍巖處于原巖應(yīng)力場(chǎng)中，巖體處于三向應(yīng)力平衡狀態(tài)。開挖后，圍巖內(nèi)部應(yīng)力重新分布，巷道表面徑向應(yīng)力降為 0，環(huán)向應(yīng)力增加。施加支護(hù)后將支護(hù)反力簡(jiǎn)化為均布荷載pi。

關(guān)于軸對(duì)稱圓形巷道開挖問題已經(jīng)有很多種解析方法了，如彈塑性、彈脆性和彈性應(yīng)變軟化模型[8－10]，但大都使用的是線性摩爾-庫(kù)侖彈塑性屈服準(zhǔn)則，然而深部巖體變形往往表現(xiàn)出明顯的非線性變形特征，因此，在這里采用非線性的Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則[10]。

設(shè)圖5的巷道斷面為圓形，巷道無限長(zhǎng)，圍巖為連續(xù)、均質(zhì)、各向同性、初始線彈性，原巖應(yīng)力為靜水壓力狀態(tài)（p0），將支護(hù)體視為獨(dú)立于圍巖的結(jié)構(gòu)體等效徑向支護(hù)反力為。當(dāng)巷道開挖后，圍巖將產(chǎn)生徑向位移，形成塑性區(qū)，當(dāng)圍巖應(yīng)力達(dá)到初始屈服應(yīng)力后，圍巖強(qiáng)度急劇降低，表現(xiàn)出峰后應(yīng)變軟化特性，在此采用彈脆性模型計(jì)算，如圖6所示。

（1）應(yīng)力分析

圍巖體采用非線性的Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則，

式中：σ1、σ3為破壞時(shí)的最大、最小主應(yīng)力；σc為單軸抗壓強(qiáng)度；m、s是Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則中的常數(shù)。

圖5 無限體中的軸對(duì)稱圓形巷道Fig.5 A circular roadway in an infinite medium

圖6 圍巖力學(xué)模型Fig.6 Mechanical model of surrounding rock

對(duì)于圓形巷道，σ1=σθ，σ3=σr，式（1）可以寫成為

對(duì)于塑性區(qū)a≤r≤R（見圖5）處，上式可寫成為

平衡微分方程為

應(yīng)力邊界條件為

將式（3）代入式（4）得

（2）塑性區(qū)半徑

在彈、塑性交界面上（r=R），σcr=σc，可得出塑性區(qū)半徑數(shù)值解，

（3）彈性區(qū)位移

將 r=R代入式（6）中，得彈性區(qū)、塑性區(qū)交界面上應(yīng)力Rσ，

彈性區(qū)的徑向、周向應(yīng)力和徑向位移為

表面位移u的負(fù)號(hào)表示位移指向巷道中心。

（4）塑性區(qū)位移

塑性區(qū)中的徑向應(yīng)變?chǔ)舝、周向應(yīng)變?chǔ)纽瓤梢詫懗?/p>

式中：e表示彈性部分；p表示塑性部分。有

假設(shè)彈性變形相對(duì)塑性變形較小，并遵循非關(guān)聯(lián)流動(dòng)法則，則徑向應(yīng)變和周向應(yīng)變的塑性部分有以下關(guān)系：

式中：β為剪脹角ψ的函數(shù)，β=（1+sinψ)/(1-sinψ)，

據(jù)式（11）～（14）有以下微分方程：

式（15）可以通過邊界條件求解出彈性區(qū)和塑性區(qū)邊界處的徑向位移uR：

塑性區(qū)的徑向位移表達(dá)式為

開挖輪廓表面位移u0(r=a)為

其中，

（5）朱集東翼軌道大巷表面位移彈塑性解對(duì)于巷道表面r=a處，有 σR=pi，且

而彈性區(qū)與塑性區(qū)交界處位移相對(duì)巷道表面位移較小，可將式（18）中最后一項(xiàng)刪去，簡(jiǎn)化得

將東翼軌道大巷圍巖力學(xué)參數(shù)（見3.7節(jié)）代入式（22），可以粗略計(jì)算巷道圍巖表面位移，u0約為150 mm?？紤]圍巖蠕變，位移將更大。

3.3 圍巖強(qiáng)度特性

圍巖的物理力學(xué)性質(zhì)也是影響深井巖巷支護(hù)的重要因素。-885 m東翼軌道大巷圍巖主要為花斑泥巖，巖層軟弱、強(qiáng)度低，在巷道開挖前就已發(fā)生部分塑化，巖體自身強(qiáng)度直接影響自身承載能力的大小。

花斑泥巖具有遇水膨脹的特性。巷道采用綜掘開挖，開挖粉塵量大，掌子面和已掘巷道需要頻繁地噴霧降塵，而該巷道并未及時(shí)修筑水溝排水，掘進(jìn)后未及時(shí)采取噴漿等配套措施，巷道圍巖未及時(shí)封閉。對(duì)于膨脹性極強(qiáng)的巖石，巷道開挖后因錨桿錨索施工用水、巖石吸收空氣中的水分或因水溝滲水等原因?qū)е聡鷰r中水分含量增加時(shí)，圍巖即發(fā)生膨脹；當(dāng)季節(jié)性通風(fēng)濕度變化導(dǎo)致圍巖失水時(shí)，圍巖會(huì)發(fā)生收縮開裂疏松，導(dǎo)致其完整性和整體強(qiáng)度降低甚至喪失。因此，巷道開挖后必須首先封閉圍巖，避免圍巖中的水分增加或流失，導(dǎo)致圍巖膨脹大變形失穩(wěn)或干裂疏松破壞失穩(wěn)。

3.4 巷道斷面形狀

目前煤礦巷道通常采用梯形或直墻拱形等形狀，由于底板不能形成穩(wěn)定的拱形結(jié)構(gòu)使得底臌量增大。數(shù)值計(jì)算表明，在所有條件都相同的情況下，直墻半圓拱的底臌量比圓形巷道底臌量大 1/3以上。現(xiàn)有研究表明，巷道的頂?shù)装鍘r層性質(zhì)和支護(hù)狀況基本相同的條件下，只是巷道頂?shù)仔螤钌系牟町悾涂墒沟纂勘鹊装逑鲁亮吭龃?/3左右[12]。

-885 m東翼軌道大巷斷面大，直墻拱形斷面與圓形斷面相比較，前者應(yīng)力集中大，破壞嚴(yán)重。從圖7可以看出，深部巷道變形后，自動(dòng)趨向于圓形斷面發(fā)展。從數(shù)值模擬中也可以看出，當(dāng)采用直墻拱形巷道斷面時(shí)，在肩窩和底角處將出現(xiàn)剪應(yīng)力集中區(qū)。

圖7 直墻拱形巷道斷面向圓形斷面收縮Fig.7 Shape of the roadway contracts to circle

3.5 相鄰巷道開挖擾動(dòng)影響

朱集礦井開拓過程中，-885 m東翼軌道大巷處于密集布置的大斷面大規(guī)模松軟圍巖巷道群中，受相鄰平行掘進(jìn)的回風(fēng)巷（南）和膠帶機(jī)大巷開挖擾動(dòng)影響。巷道開挖擾動(dòng)區(qū)和二次應(yīng)力場(chǎng)相互疊加，又受高地應(yīng)力影響，從開始建設(shè)時(shí)起，巷道不斷產(chǎn)生變形（底臌變形超過 450 mm）而破裂失穩(wěn)，巷道破壞嚴(yán)重，因而不得不多次重復(fù)返修，給礦井生產(chǎn)帶來重大損失。

圖8顯示了相鄰巷道對(duì)軌道大巷的擾動(dòng)影響關(guān)系。其中u1為t1時(shí)間段內(nèi)軌道大巷開挖自身變形，u2為軌道大巷t2時(shí)間段內(nèi)受相鄰的回風(fēng)巷南開挖擾動(dòng)影響后的變形，u3為為軌道大巷t3時(shí)間段內(nèi)受相鄰的膠帶機(jī)巷再次開挖擾動(dòng)影響后的變形。

圖8 -885 m東翼軌道大巷受相鄰巷道開挖擾動(dòng)影響示意圖Fig.8 Deformation of -885 m east wing rail roadway disturbed by adjacent excavation

3.6 底板未支護(hù)

-885 m軌道巷開挖后，頂部肩窩及底部墻角處應(yīng)力集中，處于剪應(yīng)力集中區(qū)。原支護(hù)結(jié)構(gòu)不合理，原支護(hù)中的U型鋼架及肩頂錨索這兩種支護(hù)形式雖能提供較大的支撐力阻止幫頂變形，但由于未進(jìn)行底板支護(hù)，而不能阻止底鼓發(fā)生，因此，該巷道底膨嚴(yán)重，進(jìn)而使幫墻失穩(wěn)，支護(hù)結(jié)構(gòu)支撐力逐漸降低，使得底膨、幫墻凸出現(xiàn)象日趨嚴(yán)重。

此外，該軌道巷U型鋼架壁后采用碎石充填，長(zhǎng)時(shí)間未進(jìn)行噴漿和注漿補(bǔ)強(qiáng)，壁后所充填的碎矸石沒有膠結(jié)成一整體，造成U型鋼支撐體系與圍巖之間接觸不均勻，從而降低了U型鋼支撐體系承載能力。

3.7 數(shù)值計(jì)算研究

數(shù)值計(jì)算采用Flac3D程序，該程序能夠模擬圍巖大變形。圍巖材料力學(xué)參數(shù)：重度γ=25 k N/m3，彈性模量E=3 GPa，泊松比ν=0.30，抗拉強(qiáng)度σt=1 MPa，凝聚力c=0.9 MPa，內(nèi)摩擦角φ=30°。巷道凈斷面尺寸為：5400 mm×4700 mm。地應(yīng)力：豎直應(yīng)力為22 MPa，水平應(yīng)力為26.5 MPa。

朱集煤礦東翼巷道群數(shù)值模型如圖9所示。

圖9 朱集礦東翼巷道群布置圖Fig.9 Layout of the east wing roadway group

（1）原支護(hù)模型

巷道在原支護(hù)方案下的數(shù)值計(jì)算模型見圖10。

圖10 巷道原支護(hù)模型圖Fig.10 Original supporting model of roadway

（2）計(jì)算結(jié)果

圖11為數(shù)值計(jì)算結(jié)果，圖中顯示，巷道開挖后在原支護(hù)方案下，圍巖變形量大，塑性破壞區(qū)范圍大，支護(hù)不合理。

圖11 原支護(hù)方案計(jì)算結(jié)果Fig.11 Computational results of the original support

4 新支護(hù)技術(shù)措施

巷道開挖后肩窩和幫角處處于剪應(yīng)力集中區(qū)，大斷面軟巖巷道支護(hù)必須進(jìn)行底板支護(hù)，抗隆起和抗剪切滑移，而且必須要具備足夠的支護(hù)強(qiáng)度，形成封閉支護(hù)。

數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)松動(dòng)圈實(shí)測(cè)結(jié)果表明，對(duì)于這種直墻拱形巷道，邊墻下部直到底板標(biāo)高以下 2～3 m甚至更大范圍內(nèi)的圍巖進(jìn)入破裂滑移狀態(tài)，底板破損區(qū)范圍一般大于兩幫和拱頂，這主要是巷道底板與邊墻相交的兩角處應(yīng)力高度集中及底板中間部位拉應(yīng)力的作用造成的。因此，必須對(duì)深部巖巷的底角部位采取有效的抗剪切滑移的支護(hù)措施，在底板中間部位采取抗隆起支護(hù)措施，以增強(qiáng)幫腳和底角周圍應(yīng)力集中區(qū)巖體的抗剪強(qiáng)度及抗滑移變形的能力和底板中部圍巖的抗拉強(qiáng)度及抗隆起變形的能力。

針對(duì)-885 m東翼軌道大巷開挖后在原有支護(hù)基礎(chǔ)上出現(xiàn)大變形，采取新支護(hù)措施的主導(dǎo)思想是增強(qiáng)圍巖自身抗壓強(qiáng)度和支護(hù)結(jié)構(gòu)的抗變形能力，尤其重視底板支護(hù)。

針對(duì)目前-885 m東翼軌道巷兩幫收斂量大，底臌量大，在原支護(hù)的基礎(chǔ)上提出以下支護(hù)加固方案：

（1）因?yàn)閹筒繑D出量較大，因此，在兩幫距底板1.7 m處各施作一根φ22 mm，L=6.3 m錨索，在兩幫距底板1.2 m處各施作一根φ22 mm，L=2.5 m錨桿。

（2）在兩幫距底板0.3 m處按俯角為30°各施作一根φ22 mm，L=2.5 m的幫腳錨桿，起應(yīng)力集中區(qū)抗剪加固的作用。

（3）進(jìn)行底板注漿。距邊墻為1.2～1.5 m，挖槽深為0.7 m，注漿孔深為2.0 m，排距為2.1 m，6分注漿管長(zhǎng)為1.5 m。

（4）為有效地進(jìn)行底臌治理，在底板注漿后，盡快施工底板注漿錨管。

在底板兩端距邊墻0.2 m的位置按外傾15°各施作一根長(zhǎng)度L=3.5～5 m的底角注漿錨管，注 漿錨管為φ48 mm×3.5 mm的花管，即作注漿花管。

注漿管為腳手架花管，φ=48 mm，壁厚為3.5 mm，長(zhǎng)為3.5～5 m，排距為2 m。注漿壓力為4 MPa。

底板注漿和注漿錨管施工時(shí)，為了防止底板跑漿，先在底板上施作一層厚 50 mm、強(qiáng)度等級(jí)為C20的水泥砂漿止?jié){層，24 h后方可注漿。

（5）在底板中線兩側(cè)向外1.4 m對(duì)稱施作兩根φ22 mm，L=6.3 m錨索，起抗隆起作用。

新支護(hù)方案的數(shù)值計(jì)算模型如圖12所示。新支護(hù)方案的支護(hù)形式及規(guī)格參數(shù)見表2。

圖12 新支護(hù)方案模型圖Fig.12 New supporting model

表2 新支護(hù)形式及規(guī)格參數(shù)Table 2 New supporting materials and specifications

計(jì)算結(jié)果如圖13所示。

圖13 新支護(hù)方案計(jì)算結(jié)果Fig.13 Computational results of the new support

圖11與圖13比較表明，采取新支護(hù)方案后圍巖變形量和塑性區(qū)范圍明顯較小，圍巖變形得到了有效的控制。

5 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)

軌道大巷新開挖段采用新支護(hù)方案后重新設(shè)置了3個(gè)測(cè)站，監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)如圖14、15所示。

圖14 軌道大巷幫部收斂趨勢(shì)圖Fig.14 Convergence magnitude of walls

圖15 軌道大巷底臌量趨勢(shì)圖Fig.15 Displacement curves of roadway floor

圖14、15監(jiān)測(cè)趨勢(shì)圖表明，在采取新支護(hù)方案后變形速率明顯降低，并在較短時(shí)間內(nèi)圍巖變形趨于收斂，表明所提出的新支護(hù)方案取得了良好的效果。

6 結(jié) 論

（1）-885 m東翼軌道大巷圍巖變形等級(jí)為非常嚴(yán)重?cái)D壓性大變形，且具有一定的流變特性，在Hoek-Brown彈塑性模型結(jié)果上得出了圍巖位移解析解?；ò吣鄮r具有遇水膨脹特性，導(dǎo)致圍巖膨脹大變形失穩(wěn)或干裂疏松破壞失穩(wěn)。

（2）直墻半圓拱形巷道其肩窩和底角處剪應(yīng)力集中，高應(yīng)力與低強(qiáng)度的矛盾更加突出。

（3）圍巖經(jīng)受巷道群二次開挖擾動(dòng)區(qū)和二次應(yīng)力場(chǎng)疊加影響嚴(yán)重，極其不穩(wěn)定。

巷道開挖后肩窩和幫角處為剪應(yīng)力集中區(qū)，原支護(hù)方案在幫腳和底角部分未進(jìn)行抗剪支護(hù)，且未進(jìn)行底板支護(hù)。因此，針對(duì)-885 m軌道大巷提出了新支護(hù)方案，特別重視底板支護(hù)和底角抗剪支護(hù)，數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)表明，該支護(hù)方案取得了良好效果，是一種有效控制深井軟巖巷道大變形的支護(hù)方法，為該礦及其他礦井類似巷道支護(hù)提供了借鑒經(jīng)驗(yàn)。

[1] 何滿潮. 深部的概念體系及工程評(píng)價(jià)指標(biāo)[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2005, 24(16): 2853－2858.HE Man-chao. Conception system and evaluation indexes for deep engineering[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005, 24(16): 2853－2858.

[2] 錢七虎. 深部地下工空間開發(fā)中的關(guān)鍵科學(xué)問題[C]//第 230次香山科學(xué)會(huì)議——深部地下空間開發(fā)中的基礎(chǔ)研究關(guān)鍵技術(shù)問題. [S.l.]: [s.n], 2004: 6－28.

[3] 何滿潮, 謝和平, 彭蘇萍, 等. 深部開采巖體力學(xué)研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2005, 24(16): 2803－2813.HE Man-chao, XIE He-ping, PENG Su-ping, et al. Study of rock mechanics in deep mining engineering[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2005, 24(16): 2803－2813.

[4] AYDAN O, AKAGI T, KAWAMOTO T. The squeezing potential of rocks around tunnels: Theory and prediction[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering,1993, 26(2): 137－163.

[5] ANAGNOSTOU G. A model for swelling rock in tunneling[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering,1993, 26(4): 307－331.

[6] HOEK E. Big tunnels in bad rock[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering,2001, 127(9): 726–740.

[7] 劉泉聲, 張華, 林濤. 煤礦深部巖巷圍巖穩(wěn)定與支護(hù)對(duì)策[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2004, 23(21): 3732－3737.LIU Quan-sheng, ZHANG Hua, LIN Tao. Study of stability of deep rock roadways in coal mines and their support measures[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2004, 23(21): 3732－3737.

[8] SHARAN S K. Elastic-brittle-plastic analysis of circular openings in Hoek-Brown media[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, 2003,40(6): 817－824.

[9] PARKA Kyung-ho, KIM Yong-jin. Analytical solution for a circular opening in an elastic-brittle-plastic rock[J].International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, 2006, 43(4): 616－622.

[10] SHARAN S K. Exact and approximate solutions for displacements around circular openings in elasticbrittle-plastic Hoek-Brown rock[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, 2005,42(4): 542－549.

[11] 陳子蔭. 圍巖力學(xué)分析中的解析方法[M]. 北京: 煤炭工業(yè)出版社, 1994.

[12] 姜耀東,陸士良. 巷道底臌機(jī)理的研究[J]. 煤炭學(xué)報(bào),1994, 19(4): 343－351.JIANG Yao-dong, LU Shi-liang. Investigation of mechanism of floor heave of roadway[J]. Journal of China Coal Society, 1994, 19(4): 343－351.