段昌瑞，鄭 群，薛俊華，余國鋒，羅 勇

( 1. 淮南礦業(yè)( 集團 )有限責(zé)任公司，安徽 淮南 232001；2. 煤炭開采國家工程技術(shù)研究院，安徽 淮南 232001；3. 深部煤炭開采與環(huán)境保護國家重點實驗室，安徽 淮南 232001 )

淮南礦區(qū)是我國華東地區(qū)最大的礦區(qū)之一，目前礦井已開拓延伸至地下-900 m左右的深度，主力礦井開采深度均已超過1 000 m，礦區(qū)地質(zhì)條件復(fù)雜，斷層構(gòu)造多，水平方向地應(yīng)力大，軟巖遇水會膨脹，深部巖層裂隙發(fā)育。在高地應(yīng)力、高溫、高水壓力及較長的時間效應(yīng)作用下，深部巖體的組織結(jié)構(gòu)、基本行為特征和工程響應(yīng)均發(fā)生根本性變 化[1-2]，引發(fā)諸多與淺部完全不同的亟需解決的深部工程技術(shù)問題。伴隨著深部巖體工程的響應(yīng)發(fā)生了一系列新的特征科學(xué)現(xiàn)象，如分區(qū)破裂化現(xiàn)象、巖餅、巖爆、頂板冒落、片幫剝落、底板隆起、突水、軟弱圍巖大變形和流變現(xiàn)象等[3-6]。深部巖體的力學(xué)屬性與淺部巖體相比具有強約束、寬時域、大變形和時間效應(yīng)等特點，呈現(xiàn)復(fù)雜的非線性轉(zhuǎn)化特 征[7]。如深部巖石可能從淺部的彈脆性屬性轉(zhuǎn)變成黏塑性屬性，也可能由于高孔隙水壓力的作用使得原本延性的巖石呈現(xiàn)脆性破壞或分區(qū)破裂化現(xiàn)象。深井巷道圍巖應(yīng)力作用極其復(fù)雜，通常為自重應(yīng)力、構(gòu)造應(yīng)力和采動應(yīng)力等多種應(yīng)力因素的綜合作用，而且水平方向應(yīng)力高[8-11]；此外，高地壓圍巖承受的應(yīng)力水平高，不僅在工程施工過程中應(yīng)力集中階段圍巖變形破壞十分突出，而且在應(yīng)力基本恒定階段圍巖變形破壞仍然比較劇烈，常表現(xiàn)為分區(qū)破碎、松散、臌脹、大變形、大流變等特征[12-13]。李英杰和潘一山[14]等指出分區(qū)破裂化的發(fā)生與大采深有關(guān)，認為支撐壓力區(qū)的劈裂破壞是巖石分區(qū)碎裂化現(xiàn)象產(chǎn)生的必要條件；錢七虎[15]等研究了深部巖體工程響應(yīng)的特征，界定了“深部”巖體的范圍，對深地下工程建設(shè)過程中圍巖出現(xiàn)的交替破裂區(qū)和非破裂區(qū)的新破壞形態(tài)，將其稱之為分區(qū)破裂化現(xiàn)象；李術(shù)才[16-19]等在淮南礦區(qū)通過鉆孔電視直觀觀測了圍巖內(nèi)部分區(qū)破壞的形態(tài)和巖層分布，監(jiān)測發(fā)現(xiàn)了分區(qū)破裂化現(xiàn)象，并得出了圍巖分區(qū)破裂的半徑與巷道半徑的基本關(guān)系。

淮南礦區(qū)丁集煤礦二水平( -910 m )西二11-2采區(qū)南軌道大巷實測發(fā)現(xiàn)圍巖內(nèi)部形成破裂區(qū)和完整區(qū)間隔交替的分區(qū)破裂現(xiàn)象，如圖1所示。深井巷道中的大變形和圍巖穩(wěn)定性等難題均與深地下工程所處的高地應(yīng)力環(huán)境有關(guān)，巷道的開拓布局及開挖等直接影響著巷道圍巖的受力變形，亟需展開高地應(yīng)力作用下硐室圍巖變形及支護對策的相關(guān)研究。

圖1 丁集煤礦圍巖分區(qū)破裂實測現(xiàn)象 Fig. 1 Zonal rupture of surrounding rock in Dingji Coal Mine

分區(qū)破裂化的理論研究和發(fā)生機理目前仍存在分歧，但可以肯定的是深部巖體變形破壞機理是決定其支護穩(wěn)定性的前提。單純依賴大量的現(xiàn)場實測尋求規(guī)律是不現(xiàn)實的，本文主要通過物理手段開展了4種不同工況下硐室的模型試驗，詳細模擬研究了淮南礦區(qū)丁集煤礦西二南軌道大巷工程的整體受力特性、變形趨勢及穩(wěn)定性特點，從而為巷道圍巖穩(wěn)定控制和支護對策提供理論指導(dǎo)。

1 模型試驗

1.1 試驗條件

試驗原型為淮南礦區(qū)丁集煤礦-910 m西二11-2采區(qū)南軌道大巷，采用深部巷道工程圍巖破裂機模擬試驗裝置進行模擬研究。試驗條件：巷道開挖深度為1 005 m，巖體密度為2.4×103kg/m3，巖體垂直荷載Pv0為24.0 MPa，側(cè)壓系數(shù)為0.33，水平荷載Ph0為8.0 MPa。通過室內(nèi)試驗測得飽和單軸抗壓強度Rc為40 MPa。地下工程常用的直墻拱頂形巷道寬度G為3 000 mm。直墻拱頂高度為1.5 m。圖2為本次試驗所采用的模擬試驗系統(tǒng)。

圖2 深部巷道圍巖破壞機理模擬試驗系統(tǒng) Fig. 2 Model test system on the zonal disintegration in deep rock

試驗對深部巷道在不同應(yīng)力、不同加-卸載條件下圍巖的受力特點和破壞機理進行了模擬研究，主要有以下4種工況，具體試驗內(nèi)容見表1，模型試驗的不同加載和受力工況設(shè)計詳述如下。

( 1 ) 不同開挖應(yīng)力對比試驗

M1模型體的開挖應(yīng)力( 即開挖巷道時，模型體中心部位所受到的垂直荷載 )為Pv0＝1.44 MPa＝0.63Rc，側(cè)壓系數(shù)為N＝1/3，巷道軸向保持平面應(yīng)變條件；M2模型體的開挖應(yīng)力為Pv0＝4.94 MPa＝2.17Rc，側(cè)壓系數(shù)為N＝1/3，巷道軸向保持平面應(yīng)變條件。試驗簡圖如圖3所示。

圖3 M1，M2試驗工況加載條件 Fig. 3 Load condition of difficult working

( 2 ) 最大荷載方向與巷道軸線成60°試驗

M3試驗條件：最大荷載方向與洞軸線成60°，根據(jù)淮南礦區(qū)巖石測壓系數(shù)統(tǒng)計回歸分析結(jié)果，側(cè)壓系數(shù)為N＝1/3，巷道軸向保持平面應(yīng)變條件，試驗簡圖如圖4所示。

圖4 M3加載工況 Fig. 4 M3 working condition

( 3 ) 最大荷載方向與巷道軸線平行

M4為最大載荷作用方向平行于巷道軸向方向時的試驗條件，加載工況如圖5所示。

圖5 M4試驗條件 Fig. 5 M4 test condition

1.2 模型制作及測點布置

( 1 ) 模型制作

模型由上下分層拼接而成，每塊尺寸100 cm×100 cm×20 cm( 長×寬×厚 )。在其中一塊模型層表面貼好測試元件，將2塊模型黏合為一個整體。整體模型吊裝入裝置內(nèi)后，在模型表面設(shè)置四氟乙烯減摩措施。

( 2 ) 測點布置

為獲得模型巷道周圍介質(zhì)在試驗過程中的應(yīng)變場，在中間層面( 下半部模型體上表面 )上布置3條應(yīng)變測量線：第1條位于拱頂正上方，第2條位于底板正下方，第3條位于左側(cè)墻中部水平正左方，在每一條測量線上布置11個測點，每一個測點上布置2個應(yīng)變片，應(yīng)變片規(guī)格為2 mm×5 mm的膠基應(yīng)變片，其中一個測點測量巷道徑向方向的應(yīng)變，另一個測量巷道環(huán)向方向的應(yīng)變。因此，在一個模型體內(nèi)分別布置33個環(huán)向應(yīng)變測點和33個徑向應(yīng)變測點。由于在拱頂正上方和底板正下方還布置有斷裂絲測量線，因此，這兩個部位的應(yīng)變測量線布置在距模型體中線20 mm的地方，具體布置如圖6所示。

圖6 應(yīng)變測點布置 Fig. 6 Arrangement of measuring points

( 3 ) 斷裂絲顯示技術(shù)

采用斷裂絲圍巖裂隙跟蹤技術(shù)，可直觀獲取模型體內(nèi)是否有裂縫及其分布位置。在模型正拱頂上方、右側(cè)墻中部水平正右方、底板正下方各布置1條斷裂絲，每條斷裂絲長度為100 mm，在每條斷裂絲上設(shè)置21個觸點，每2個觸點之間的間距為5 mm， 每個觸點通過2 mm×3 mm接線端子與引出線相連，每相鄰2根引出線與LED指示燈相連。由于斷裂 絲電阻要小于LED燈的電阻，當(dāng)該段斷裂絲沒有斷裂時，電流從該段斷裂絲通過，LED燈不亮；當(dāng)兩 個觸點之間的斷裂絲斷裂時，電流從對應(yīng)的LED燈電路通過，LED燈亮，表明該段斷裂絲斷裂，即該處產(chǎn)生裂紋。斷裂絲技術(shù)原理及布置方案如圖7所示。

圖7 斷裂絲技術(shù)原理 Fig. 7 Technology schematic of broken wire

1.3 開挖與加載

荷載分步施加，每級荷載增量0.4 MPa，逐級加到開挖荷載，并保持其穩(wěn)定進行巷道開挖。開挖時，先從中心位置向下鉆出1個25 mm左右的圓形漏渣孔，然后用自制小型掘進工具先從輪廓線之內(nèi)向下挖掘，使之與設(shè)計的形狀尺寸基本一致。開挖過程中要始終保持壓力荷載穩(wěn)定。開挖過程中，要進行測量，開挖進尺為5 cm，每個開挖進尺均進行測量讀數(shù)。

2 結(jié)果分析

模型試驗完成后，沿垂直于硐室軸線的方向?qū)δＰ腕w進行解剖，解剖面距模型體頂面的距離為15 cm，圖8為硐室周邊破裂剖面，圖8( a )～( d )分別對應(yīng)M1，M2，M3，M4模型體，其中M1，M2，M3為平面應(yīng)變模型，M4為軸向力最大的三向加載模型。

圖8 硐室周邊破斷剖面 Fig. 8 Displacement of surrounding rock

從裂紋演化分布情況看，4種工況下巷道兩幫均發(fā)生破壞，值得注意的是M4模型的拱部和底部也出現(xiàn)了環(huán)狀破壞。從斷裂過程來看，M1，M2，M3，M4斷裂順序均為自鄰近硐壁附近點開始向深部發(fā)展，說明巷道圍巖的破壞是自硐壁向內(nèi)部發(fā)展的。

試驗對模型體的變形和裂縫進行了測量，從測量數(shù)據(jù)來看，M1模型左側(cè)墻裂縫最寬處位于與拱腳平齊部位，分布寬度為自拱腳至向外90 mm，裂縫高度140 mm，裂隙體寬度3～20 mm。右側(cè)墻裂縫最寬處位于與拱腳平齊部位，分布寬度為自拱腳向外90 mm，裂縫高度150 mm，裂隙體寬度3～20 mm。

M2模型巷道高度由200 mm減小至195 mm，高度減小了5 mm；巷道底板跨度由200 mm減小至150 mm，減小了50 mm；墻中部跨度由200 mm減小至170 mm，減小了30 mm；M2裂縫自墻腳產(chǎn)生后，隨著距底板距離的增大，裂縫也一直向上發(fā)展，但當(dāng)遇到自拱腳斜向上的裂縫時，停止發(fā)展。整體上，盡管M1和M2開挖應(yīng)力和最大荷載不同，但其宏觀破壞現(xiàn)象基本相同。

M3模型巷道高度由200 mm減小至193 mm，高度減小了7 mm；巷道底板跨度由200 mm減小至150 mm，減小了50 mm；墻中跨度由200 mm減小至180 mm，減小了20 mm，左、右側(cè)墻裂縫分布寬度為70 mm。

M4模型體巷道高度由200 mm減小至190 mm，高度減小了10 mm；巷道外形沒有產(chǎn)生變形，側(cè)墻仍垂直于底板，墻中跨度由200 mm減少至185 mm，減少了15 mm，值得注意的是在圍巖體內(nèi)產(chǎn)生了圍繞硐壁環(huán)狀分區(qū)破裂。最先斷裂破壞是底板，斷裂深度最大，然后是側(cè)墻部位，拱頂以上圍巖最晚破壞，斷裂深度最小，該結(jié)果與實測觀察巷道破壞過程是一致的。

對上述4種工況下的直墻圓拱形巷道周邊介質(zhì)的應(yīng)變測試結(jié)果進行整理后如圖9～11所示。綜合對比分析可知，由于M1，M2模型工況相似，僅作用力的大小不同，2者巷道變形特征類似，具體為拱頂環(huán)向應(yīng)變均處于受壓狀態(tài)，側(cè)墻徑向應(yīng)變均處于受拉狀態(tài)；底板徑向應(yīng)變由受壓狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)，距底板最遠處測點徑向壓應(yīng)變值是距底板最近處測點徑向壓應(yīng)變值的12.2～15倍。

圖9 M1，M2，M3，M4模型頂板徑向應(yīng)變和環(huán)向應(yīng)變 Fig. 9 Radial strain and annular strain of difficult condition roof

圖10 M1，M2，M3，M4模型側(cè)墻徑向應(yīng)變和環(huán)向應(yīng)變曲線 Fig. 10 Radial strain and annular strain of roadway's sides on difficult condition

圖11 M1，M2，M3，M4模型底板徑向和環(huán)向應(yīng)變曲線 Fig. 11 Radial strain and annular strain of difficult condition floor

M3拱頂上方模型體內(nèi)的徑向應(yīng)變和環(huán)向應(yīng)變處于受壓狀態(tài)，中部模型體徑向應(yīng)變在( 硐壁距離/巷道跨度比值 )r/D＝1.0范圍內(nèi)為拉應(yīng)變，墻中部位模型體環(huán)向應(yīng)變在r/D＝0.2范圍內(nèi)為壓應(yīng)變。底板下部模型體內(nèi)徑向應(yīng)變在r/D＝0.4范圍內(nèi)為拉應(yīng)變，且在r/D＝0.9時，徑向應(yīng)變值開始進行塑性調(diào)整，環(huán)向應(yīng)變均處于受壓狀態(tài)，在r/D＝0.6時，應(yīng)變值開始進行塑性調(diào)整。

M4拱頂上方模型體內(nèi)徑向應(yīng)變基本上均處于受拉狀態(tài)，在硐壁附近拉應(yīng)變值最大。拱頂上方環(huán)向應(yīng)變均處于受壓狀態(tài)，在硐壁附近應(yīng)變值最大。墻中部位徑向應(yīng)變受拉，在硐壁附近拉應(yīng)變值最大。在自硐壁至距硐壁95 mm內(nèi)環(huán)向應(yīng)變處于受壓狀態(tài)，壓應(yīng)變值隨距硐壁距離的增大而逐漸減??；較遠處環(huán)向應(yīng)變處于受拉狀態(tài)，拉應(yīng)變值隨著距硐壁距離的增大而逐漸增大，巷道開挖完畢后，底板下部模型體內(nèi)徑向應(yīng)變也處于受拉狀態(tài)?？梢奙4條件下，模型體周邊的徑向應(yīng)變均為拉應(yīng)變，這便是形成分區(qū)破裂的主要原因。

3 討論分析

如前所述，對于分區(qū)破裂化的發(fā)生機理尚有爭議，通過現(xiàn)場實測，室內(nèi)模型試驗得到當(dāng)最大載荷作用方向與巷道軸向方向平行時，巷道周邊會產(chǎn)生環(huán)形、分區(qū)破裂化形態(tài)。對本試驗分區(qū)破裂現(xiàn)象產(chǎn)生的條件作如下分析總結(jié)：模型硐室( 巷道 )開挖后，周邊應(yīng)力重新調(diào)整，產(chǎn)生應(yīng)力集中，隨之發(fā)生剪切破壞，形成剪切破壞區(qū)，峰值逐漸向圍巖深部轉(zhuǎn)移，期間產(chǎn)生“剪切破裂波”的傳播。當(dāng)有較大軸壓和開挖應(yīng)力時，圍巖逐漸發(fā)生拉伸破壞，但拉伸破壞速度遠大于剪切破壞速度，并在剪切破裂波之前完成；破壞后的圍巖得以卸壓，剪切隨之停止，即為未破壞區(qū)( 完整區(qū) )。已發(fā)生拉伸破壞的區(qū)域類似于新的更大的開挖面，載荷重復(fù)作用下，破壞逐漸向內(nèi)部發(fā)展，直至某一時刻開挖面的徑向拉應(yīng)變不再超過圍巖的極限抗拉應(yīng)變時即停止。巖體的這種不連續(xù)且交替出現(xiàn)的環(huán)狀裂隙區(qū)便形成了分區(qū)破裂化現(xiàn)象。

4 結(jié) 論

( 1 ) 模型拱頂、側(cè)墻和底板周邊徑向應(yīng)變均呈現(xiàn)拉應(yīng)變，形成環(huán)狀裂縫；在較大軸壓作用下，巷道周邊產(chǎn)生剪切破壞和拉伸破壞，但拉伸、剪切破壞區(qū)形成速度不一致，拉伸破壞的速度遠大于剪切破裂的速度，使周邊產(chǎn)生分區(qū)破壞。

( 2 ) 直墻圓拱巷道發(fā)生分區(qū)破裂的特點：在幫部呈現(xiàn)分層斷裂，在拱頂和底部呈現(xiàn)滑移型斷裂。當(dāng)最大荷載垂直于巷道軸線，在側(cè)壓系數(shù)為1/3條件下，直墻拱頂巷道破壞由墻腳和拱腳開始，向邊墻部位發(fā)展，最后在邊墻部位發(fā)生破壞。

( 3 ) 深部開采時，采深大且地應(yīng)力場復(fù)雜，最大地應(yīng)力方向往往又沿水平方向發(fā)展，硐室圍巖有可能在較大的軸向壓應(yīng)力作用下發(fā)生分層斷裂現(xiàn)象，為避免破壞向硐壁深部轉(zhuǎn)移，需對圍巖進行及時加固，支護長度及支護密度需根據(jù)監(jiān)測結(jié)果和不同受力工況進行判識和調(diào)整。