0.   引言

人类社会进入21世纪以来,随着科学技术水平的不断提高以及持续战略发展的需求,人们开始逐步对深地空间进行科学研究与工程探索。而大部分观点认为,当前的深部岩体工程实践活动是超前于基础理论研究的,深部资源开发等大型深地岩体工程活动普遍面临较多的安全隐患,其中动力灾害预防及其工程围岩的长期稳定性控制是首当其冲所要解决的关键科学问题^[1-4]。

以深部煤矿开采为例,在千米深度以下的工程地质环境中,由于岩体工程开挖所造成的应力集中将高达50～70 MPa以上,在该应力场中,即使是中等强度的围岩体也将表现出持续的强蠕变性,稳定性变得很差,很容易因外部冲击扰动的影响而打破围岩的短期平衡状态,使巷道产生动力灾害现象^[5]。对巷道围岩产生扰动影响的外部冲击载荷来自煤矿生产过程中的各个环节,包括高能量级的地震冲击、冲击地压冲击等（冲击能量一般>10⁵ J）；中等能量级的顶板岩层断裂冲击、临近巷道掘进放炮震动冲击等（冲击能量介于10³～10⁵ J）；以及较弱等级的矿车运行震动冲击等等（冲击能量<10² J）。部分冲击载荷（如掘进爆破、顶板周期断裂等）甚至可能会对巷道围岩产生循环冲击影响^[6-7]。

不同类型的冲击载荷蕴含不同等级的冲击能量,会使巷道围岩产生不同的变形失稳模式。其中由顶板断裂等造成的中量级循环冲击载荷,由于其广泛存在性和扰动的持久性,成为深地岩体工程中最常见的一种动力灾害来源。该类型冲击载荷虽然不会使巷道围岩产生瞬发性破坏,但由于其长期存在,会使蠕变状态下的深部煤岩体变形速率增大,累积扰动变形与长期蠕变变形叠加,从而增加巷道的维修工作量及维护成本。目前,国内外对高能量级的冲击地压灾害的防控已经取得了重要的研究进展^[8-10],然而对中量级循环冲击载荷扰动下的深部工程岩体的变形机制与长期稳定性控制尚缺乏相关研究。

根据上述分析,本文基于近年来对岩石蠕变扰动效应理论的研究进展,提出一种中量级循环冲击载荷作用下深部围岩变形机制的新认识,建立了深地动压工程围岩抗冲击支护控制原理与支护技术体系；并结合具体工程应用实例,为深部动压巷道的长期稳定性控制提供指导。

1.   岩石蠕变扰动效应理论

1.1   岩石蠕变扰动效应理论研究概述

“岩石蠕变扰动效应”亦称“岩石流变扰动效应”,最早由中国矿业大学（北京）高延法教授所提出的力学新概念。所谓岩石蠕变扰动效应是指岩石在一定的应力状态下,受到外部冲击扰动载荷作用后会产生对应的蠕变扰动变形增量这一力学现象。该种变形增量是原本处于静平衡状态下的岩石单纯由冲击扰动引发的一种不可恢复的永久变形^[5,11]。研究岩石蠕变扰动效应对于深部高应力动压岩体工程的围岩长期稳定性控制具有关键的指导作用。自该理念提出以来,作者所在科研团队通过自主研发的“岩石流变扰动效应试验系统”,对岩石蠕变扰动效应理论展开了深入研究探索,取得了一定的研究进展。如高延法、崔希海等针对典型的红砂岩和泥岩试件试验研究了其流变扰动变形规律,得到岩石在不同的蠕变阶段具有不同的扰动效应；同时建立了岩石在不同流变阶段的流变扰动效应的本构方程^[12-13]；范庆忠研究了岩石的非线性蠕变特征、对扰动荷载敏感的邻域范围、强度极限邻域内的蠕变扰动效应等,提出岩石蠕变扰动效应存在一个明显的应变阈值^[14]；付志亮研究了岩石的循环冲击扰动损伤与冲击扰动次数和扰动荷载冲量的相关性,并推导了岩石材料的蠕变损伤本构关系^[15]。近年来,随着该课题的进一步研究,黄万朋研究发现中硬岩石在蠕变过程中受外部冲击荷载影响时,同样会发生扰动变形增加的现象,实测粉砂岩试件的“强度极限邻域”左边界阈值与其长期强度相当,其应变阈值为极限应变的79%～85%^[16]；王波研发了RRTS-IV型岩石流变扰动效应试验系统,重点研究了不同围压状态下红砂岩试件的流变扰动变形规律^[17-18]。

上述研究对于深地动压岩体工程的围岩稳定性控制具有重要指导作用。

1.2   岩石蠕变扰动变形规律分析

深部岩体工程围岩进入蠕变状态后,受中量级冲击载荷循环扰动影响下是如何从变形到破坏逐渐发展的,对深部工程岩体开挖后的支护设计具有重要的指导意义。通过对软弱和中硬的岩石试件的试验研究结果显示,不同岩性岩石试件的扰动变形增量曲线表现出相同的规律性,其蠕变扰动变形过程大体经历两个阶段,分别为冲击硬化阶段和损伤发展阶段^[16],如图1所示。图中,静载应力水平以岩石试件的极限强度为极值分为若干等级,自第1级往后逐渐增加；在每一级静载应力水平下,施加扰动载荷进行冲击,进而测试其扰动变形发展规律。在动载荷施加过程中,取3 kg的冲击砝码,以11 cm的落体高度进行冲击扰动,拟合得到的冲击载荷量级约为10³ J左右,属中等偏小量级的冲击扰动载荷。

图  1  典型岩石蠕变冲击作用下的累计扰动变形曲线

Figure  1.  Curves of cumulative disturbance deformation of typical rock under creep

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（1）阶段Ⅰ——冲击硬化阶段

在较低等级静载应力水平下,处于蠕变初级阶段的岩石试件扰动变形增量在前几次冲击时一般呈线性方式增长；但是随着冲击次数的增加,扰动变形增量开始逐渐衰减而趋于零,增量曲线呈水平状态发展。这说明岩石试件在蠕变初期,内部原生微裂隙在冲击作用下闭合后,会产生冲击硬化现象,冲击载荷无法使岩石内部产生新的冲击裂隙和损伤,因此在该阶段岩石对外部扰动的反应是不敏感的。

（2）阶段Ⅱ——损伤发展阶段

将静载应力加至较高水平后,随冲击次数逐渐增加,扰动变形增量不再有明显的衰减迹象,曲线后半段明显出现上翘现象,扰动变形增量呈现先减小后增大的阶梯状发展趋势。说明在该阶段内,外部冲击扰动载荷使岩石内部损伤出现并逐渐加剧,岩石开始由冲击硬化阶段向损伤破坏发展阶段转变,此阶段内岩石开始对外部冲击扰动载荷变得敏感。

在试验最后,较软弱岩石的扰动变形增量几乎呈线性阶段发展,破坏过程较为缓和；而中硬以上岩石试件在继续施加冲击后,往往出现突然的崩裂破坏,如图1（b）所示。

1.3   岩石蠕变扰动敏感区与非敏感区划分

在前述试验研究过程中发现,蠕变岩石存在明显的扰动敏感区和非敏感区,在不同状态下的扰动变形增量具有较大的差异,因此获得敏感区和非敏感区过渡点处的应力或应变判别指标,对于深地工程的支护具有重要的指导作用。

（1）应变阈值指标

鉴于试验过程控制,直接利用试验手段精确获得敏感区阈值的应力指标存在较大难度。在前期研究过程中发现,岩石蠕变扰动变形增量由冲击硬化阶段向损伤发展阶段演化过程中,应变指标具有良好的标志性和可获取性；即,岩石蠕变只有发育至某一程度后,才会对外部冲击载荷变得敏感^[12-16]。其中典型岩石应变指标阈值见表1。

表  1  典型岩石试件扰动敏感区应变阈值指标

Table  1.  Strain threshold indexes of sensitive zone of disturbance of typical rock samples

岩性	极限应变(${\epsilon }_0$)	应变阈值(${\epsilon }_r$)	比值(${\epsilon }_r/{\epsilon }_0$)
砂质泥岩（软岩）	8.34×103	7.42×103	89%
红砂岩（软—中硬岩）	6.27×103	5.64×103	90%
细砂岩（中硬）	5.63×103	4.89×103	87%
粉砂岩（中硬）	6.95×103	5.86×103	84%

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（2）应力阈值指标

岩石蠕变扰动效应试验过程中,为了获得较为准确的扰动敏感区应力阈值指标,需要对静载应力水平进行多级细分,而在同级静载应力水平下,蠕变岩石处于不同变形阶段时,对外界扰动的敏感程度亦不同,如图2所示。

图  2  红砂岩试件同级静载应力水平下的扰动增量曲线

Figure  2.  Curves of cumulative disturbance deformation of red sandstone under same static stress level

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该图显示红砂岩试件在较高静载应力水平作用下进入稳定蠕变阶段后,在不同应变变形阶段对外部冲击扰动的响应。施加静载应力确保岩石试件进入稳定蠕变后,在试件应变约为极限应变的65%时施加第一次扰动,该次扰动共冲击12次,岩石试件表现出明显的冲击硬化特征；随后在第2次到第4次扰动,冲击时的初始应变分别为极限应变的70%,75%和80%,与第一次冲击规律相同。然而当岩石试件继续变形至极限应变的92%左右施加冲击扰动后,扰动变形增量曲线呈现损伤发展阶段曲线特征,试件在此时开始对外部冲击敏感。根据曲线显示,从第一次冲击到第五次冲击,扰动变形增量呈先减小（曲线1-2-3）后增大（曲线3-4-5）的典型性趋势。

根据上述研究结论分析,确定岩石蠕变扰动敏感区的应力阈值指标与应变特征密切相关。如图3所示,在岩石蠕变第一阶段即减速蠕变阶段,其最终应变${\epsilon }_1$尚无法达到对冲击敏感的应变阈值指标；而在进入蠕变第二阶段即等速蠕变阶段后,岩石应变开始呈线性增长,最终其应变将达到对冲击敏感的应变阈值指标（该过程可能为一个较为长期的过程）。因此基于安全考虑,将岩石进入稳定蠕变阶段门槛处（B点处）所对应的静载应力水平作为岩石对外部冲击敏感的应力阈值指标是较为合理的。根据前人研究,B点处对应的静载应力水平为岩石蠕变速度为零时的最大荷载,即岩石的长期强度,因此可将该强度作为岩石对外部扰动敏感的阈值指标,笔者将其定义为岩石的“抗扰动强度”。通过在实验室内对不同岩性岩石进行的大量蠕变扰动效应试验,结果也倾向于这一结论。这揭示了一个很重要的认识,即岩石当进入稳定蠕变阶段后,即开始对外部一定量级的冲击扰动变得敏感。

图  3  岩石蠕变–时间曲线

Figure  3.  Creep-time curve of typical rock

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2.   中量级循环冲击载荷作用下深部围岩长期变形机制新认识

深部工程岩体的蠕变扰动变形破坏机制,与深部高静载应力水平、围岩体的动力学参数以及冲击载荷量级、冲击次数等具有密切相关性,其变形特征是长期的和动态渐变的,相比于浅部巷道围岩变形要复杂很多。因此,已经不适合再用浅部围岩变形理论去分析其长期大变形机理。在此,利用岩石蠕变扰动效应基础理论,通过对深部巷道围岩状态区域重新划分和动态应力场的演变规律分析,去阐明其大变形机理。

2.1   基于地应力梯度与强度梯度关系的围岩状态分区

为了便于理论分析,对围岩分区模型作如下简化假设：①巷道开挖在单一均质岩层中,不受围岩结构差异性影响；②巷道断面为圆形断面；③巷道开挖后的各状态区域短时形成过程中不考虑冲击扰动影响。基于岩石蠕变扰动效应理论,建立巷道开挖后工程围岩状态分区模型及应力分布如图4所示。

图  4  深部工程开挖瞬间围岩状态分区模型

Figure  4.  Model for state zoning of surrounding rock after excavation of deep engineering

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深部岩体工程开挖后,会产生较大应力集中,自巷道壁向围岩内部的地应力分布曲线如图4中${\sigma }_{\text{θ}}$（围岩集中切向应力）所示,其中p为原岩应力；在巷道开挖瞬间,其巷道壁处的切向集中应力最大可达2倍原岩应力,然后向围岩内部逐渐呈降低趋势。同时,巷道开挖后,巷道壁处的工程岩体由原三向应力状态向单向应力状态转化,围岩抗压强度等各项强度指标均降低；自巷道壁向围岩内部,由于外部围岩的侧向约束力越来越大,围岩又逐渐向三向受力状态转化,各项强度逐渐提高,图4中分别列出了工程岩体极限强度（${\sigma }_{\text{c}}$）、抗扰动强度（${\sigma }_{\text{l}}$）和蠕变阀值强度（${\sigma }_{\text{t}}$）的发展曲线。根据以上地应力集中应力水平与工程岩体上述3个强度参数的关系,可将其划分为3个梯度,并依此将围岩状态划分为4个区域。

（1）Ⅰ——破裂区（AB区域）：该区域内静载集中应力第一梯度高于岩体的极限强度梯度,即其应力状态为${\sigma }_{\text{θ}}$≥${\sigma }_{\text{c}}$,使得围岩在巷道开挖后短时间内即发生了破坏,内部裂隙大量发育,岩体强度降低至其残余强度,导致围岩失去原有的承载能力。

（2）Ⅱ——蠕变扰动敏感区（BC区域）。在本区域内,降低后的静载集中应力第二梯度高于岩体抗扰动强度但是低于其极限强度,其应力状态关系为${\sigma }_{\text{l}}$≤${\sigma }_{\text{θ}}$≤${\sigma }_{\text{c}}$,因此该区域不会发生瞬时破裂,但是仍处于不稳定状态；根据岩石蠕变扰动效应理论,蠕变围岩体对外部冲击敏感,受扰动后易发生不可逆转的累计扰动变形,当变形持续增加至围岩极限变形后,该区域会转化为破裂区,。

（3）Ⅲ——蠕变扰动非敏感区（CD区域）：该区域内的应力状态关系为${\sigma }_{\text{t}}$≤${\sigma }_{\text{θ}}$≤${\sigma }_{\text{l}}$,进一步降低后的静载集中应力梯度高于围岩蠕变阀值强度,但低于了围岩的抗扰动强度。因此该区域内围岩处于衰减蠕变阶段,对外部冲击扰动不敏感,呈现冲击硬化特性。围岩变形以逐渐衰减的蠕变变形为主,但不会给巷道造成长期危害。

（4）Ⅳ——非蠕变区（D点以后区域）。该区域内静载集中应力逐渐趋于原岩应力水平,其应力梯度低于围岩蠕变阀值强度,围岩基本处于弹性变形状态,对巷道变形影响不大。

2.2   循环冲击下巷道围岩变形机制分析

根据上述围岩状态区域划分,破裂区于巷道开挖后短时形成,该区域围岩的碎胀变形是造成巷道早期大变形的主要原因；而蠕变扰动敏感区的存在是深部动压巷道长期变形失稳的关键因素。其动态发展演变过程如图5所示。

图  5  蠕变扰动敏感区动态演化发展示意图

Figure  5.  Dynamic developing rules of sensitive zone of creep disturbance of surrounding rock

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蠕变扰动敏感区形成后,该区域围岩本身处于稳定蠕变阶段,蠕变变形呈线性发展；同时当有中量级循环冲击载荷影响时,其累积扰动变形增量亦会持续发展。蠕变变形与扰动变形二者的叠加会造成该区域围岩变形速率增大,加速巷道失稳。当围岩自身变形量超过其所能承受的极限变形时,该区域围岩会自外向内（由B点到C点方向）破坏失稳,从而演变为破裂区。如图5所示,在循环冲击载荷持续作用下,蠕变扰动敏感区内$B{B}^{\prime }$部分首先发生失稳破坏,演变为破裂区,使得原破裂区范围增大,支护难度增加；而扰动影响区会继续向围岩内部转移,原属于蠕变扰动非敏感区的围岩$C{C}^{\prime }$演化为蠕变扰动敏感区。在该过程中,新形成的蠕变扰动敏感区尺寸较原区域尺寸小,即BC>$B^{\prime }{C}^{\prime }$。

在扰动敏感区向围岩内部动态演变的过程中,静载集中应力会进一步降低,而内部围岩的极限强度及抗扰动强度均相应增大,当减小的围岩应力峰值${{\sigma }^{\prime }}_{\text{θ}}$与增大的围岩抗扰动强度${{\sigma }^{\prime }}_{\text{l}}$相同时,即${{\sigma }^{\prime }}_{\text{θ}}\le {{\sigma }^{\prime }}_{\text{l}}$,围岩蠕变扰动敏感区最终消失,破裂区发展至最大范围,巷道达到一个长期平衡状态。

综上,在中量级的循环冲击扰动载荷作用下深部巷道的长期大变形失稳,本质上是由于在深部高静载应力及外部扰动荷载作用下,围岩的蠕变扰动敏感区不断向内部发育发展的结果。如果该过程得不到有效控制,则最终围岩会形成较大范围的破裂区,导致巷道发生长期的大变形失稳。

3.   深地动压岩体工程抗冲击控制原理与支护设计方法

3.1   循环冲击下蠕变围岩支护控制原理

根据对中量级循环冲击载荷作用下深部围岩状态分区及其长期大变形机制分析,抑制深部围岩蠕变扰动敏感区不断向内部的动态发育才能保证深部动压岩体工程长期稳定性。而围岩蠕变扰动敏感区在冲击扰动作用下的动态演化发育又是由于较高的静载集中应力超过了围岩自身的抗扰动强度,导致其对外部冲击敏感所致。因此,如何有效提高该区域围岩的整体强度水平（包括极限强度、抗扰动强度等关键参数）、增强其抗冲击能力是人工支护结构所要解决的关键核心问题。

根据岩石强度准则,岩石在一定应力状态下,侧向围压的增大能够有效提高其自身强度；基于该认识,为了提高围岩蠕变扰动敏感区的抗扰动强度,可以在巷道内构建二级复合支护结构体,如图6所示。首先初级支护为锚杆索+混凝土喷层+围岩注浆强化等技术手段组成,其作用之一为将破裂区转变为锚固区,阻止裂隙围岩的碎胀大变形,使围岩形成一个整体,并强化其承载能力；其作用之二为该区域围岩能够给外部蠕变扰动敏感区提供一定的侧向围压,使扰动敏感区围岩由低围压下的受力状态向高围压下的受力状态转化；其次,在巷道内构筑高强二次支护结构体,该结构属于被动支护范畴,可以采用高强U型钢支架、钢管混凝土支架等支护产品。该结构体与巷道壁之间预留一定的让压空间,待该空间闭合后,给围岩提供高强支护阻力。

图  6  深部动压巷道二级复合支护结构体

Figure  6.  Two-level composite supporting structures for deep dynamic roadway

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在上述复合支护体系中,锚固体与巷道内的高强支护体共同作用,为内部蠕变扰动敏感区提供一个足够的侧向围压F,如图7所示。蠕变扰动敏感区围岩由低围压下的受力状态转变为高围压下的受力状态后,其强度梯度得到有效提高,抗扰动强度曲线与极限强度曲线均得到有效上移。待B点处的围岩抗扰动强度与静载集中应力水平相同时,围岩扰动敏感区最终消失,从而提高了巷道周边围岩的抗冲击特性,深部动压巷道达到长期稳定的平衡状态。根据上述分析,支护体提供的支护反力F越大,扰动敏感区越早消失,支护效果越佳。

图  7  支护后巷道围岩应力分布状态

Figure  7.  Distribution of stress of surrounding rock after support

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假设深部巷道开挖后,锚固区与扰动敏感区围岩仍然符合莫尔–库仑强度准则,按最危险力学条件分析,根据力学理论计算,得到该最小支护反力的计算公式为

式中 P为深地岩体工程所处的原岩应力；C为原始状态下的工程围岩黏聚力；$\phi$为原岩状态下的围岩内摩擦角；${\sigma }_{\text{l}B}$为B点处围岩在一定量级冲击载荷循环扰动作用下的抗扰动强度。

3.2   深地动压岩体工程围岩支护设计方法

深地动压岩体工程的支护设计相较于浅部岩体工程支护具有较大复杂性。基于岩石蠕变效应理论与深部动压岩体工程围岩支护控制原理,在深地岩体工程开挖前后,其具体的支护设计流程如图8所示。

图  8  中量级循环冲击载荷作用下深地工程围岩支护设计流程

Figure  8.  Design process of support for deep dynamic rock engineering

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第一,工程开挖前,对其原岩地应力水平、工程围岩结构、面临的外部冲击载荷量级及冲击频率等参数进行测定。

第二,对工程围岩体进行取样并进行实验室力学性能测试分析,采用常规岩石静力学试验对围岩的静力学参数如极限抗压强度、弹性模量、内聚力及内摩擦角等进行测定；采用岩石蠕变扰动效应试验对其动力学参数如抗扰动强度、冲击敏感应变阈值、累计扰动变形增量等进行测定。

第三,在深部复杂地质环境下,工程岩体的整体性、节理裂隙发育程度以及高温高水压等的影响会使室内岩石力学试验所得到的岩石试样强度与实际工程岩体强度存在较大差别。因此,需要对深部工程围岩质量和稳定性进行合理评价（如RMR分类评价法、RQD指标分类法等）,确定深部工程岩体的力学强度弱化指标,从而为现场工程支护设计提供可靠的参数^[19-20]。

第四,根据工程岩体开挖尺寸,基于围岩强度梯度与地应力梯度关系,对工程围岩的状态分区进行有效划分,确定破裂区、扰动敏感区区域范围；尤其确定破裂区与扰动敏感区交界处的静载应力水平与围岩抗扰动强度的对应关系,根据理论计算式确定人工支护体所需提供的最小支护反力F。

第五,以上述支护反力为基础,进行工程岩体初级支护与二级支护参数设计；计算锚固区所能给内部围岩提供的支护反力F₁、计算二次加强支护支架所能提供的支护反力F₂,其总支护反力F’= F₁+ F₂。只要保证F’>kF（其中k为支护安全系数）即可满足支护要求。

4.   工程实例应用

4.1   工程案例1

济矿集团阳城煤矿北三采区深部皮带下山位于-980 m水平,平均埋深-1100 m左右,属于千米深井范畴。巷道设计断面为浅底拱圆形,净宽4000 mm,地坪宽2600 mm,净高3500 mm。巷道围岩以软弱—中硬的砂岩为主。根据对北三采区地应力实测结果,原岩地应力以垂向应力为主,26.56 MPa。北三采区深部皮带下山的主要动载荷来源为临近工作面开采后的顶板断裂,根据对相邻采区同标高工作面开采过程中的微震监测分析,得到工作面正常推采过程中顶板断裂时的震源能量平均约为2.15×10⁵ J,冲击能量传播至巷道位置处时的残余值约为2.98×10³ J。

根据北三采区深部皮带下山巷道所处地质力学环境分析,取其典型围岩试样制作岩石力学试件进行实验室力学测试分析。该试验为特定冲击载荷下的蠕变扰动试验,根据现场冲击载荷监测结果,取实验室动载冲击强度为3.0×10³ J。试验得到了相应的室内岩石试样力学参数。同时在对围岩节理、地下水等综合因素分析基础上,利用RMR系统分类指标及评分方法,得到围岩力学强度指标弱化参数为0.63,最终得到的围岩力学参数结果见表2。

表  2  巷道围岩力学参数

Table  2.  Mechanical parameters of surrounding rock of roadway

围岩岩性	单轴抗压强度/MPa	残余强度/MPa	内聚力c/MPa	残余内聚力/MPa	内摩擦角/(°)	抗扰动强度/MPa
中砂岩	49.6	0.7	12.2	0.06	30	45.4

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将得到的上述参数代入式（1）,得到人工支护体所要提供的最小支护强度约为1.67 MPa。基于此,针对阳城煤矿北三采区深部皮带下山具体条件,设计了以钢管混凝土支架为主体的二级复合支护结构体系^[21-22],具体见表3。

表  3  支护技术体系及参数表

Table  3.  System of supporting technologies and parameters

支护结构		型号规格	参数	支护强度/MPa
初级支护	锚杆	φ22 mm×2400 mm高强预应力左旋无纵筋锚杆	间排距0.8 m×0.8 m	0.32
	锚索	Φ21.6 mm×8000 mm预应力钢绞线锚索	间排距1.2 m×1.6 m	0.18
	金属网	2000 mm×1000 mm铁丝方格网	—	—
	混凝土喷层	C20等级混凝土	厚度80 mm	—
二次加强支护	钢混支架	Φ194 mm×10 mm钢管配C40等级的混凝土	排距0.8 m	1.46
辅助支护	围岩注浆	普通单液水泥浆	—	—
合计				1.96

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阳城煤矿北三采区深部皮带下山采用以钢管混凝土支架为主体的支护技术后,取得了较为良好的支护效果,如图9所示。

图  9  北三采区深部皮带下山工程应用效果

Figure  9.  Effect of engineering application

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巷道经过初期的碎胀变形后,后期的冲击扰动变形以及长期蠕变变形均得到了很好的控制,一年后巷道的整体收敛变形量仅为65 mm左右,说明构建的支护体系及设计的支护强度对内部围岩起到了较好的承载效果,能够有效抵抗蠕变冲击影响,保证巷道的长期稳定性。

4.2   其他工程案例

岩石蠕变扰动效应理论对于深地动压巷道工程的支护设计具有重要的指导作用,本文提出的岩体工程抗冲击控制原理与支护设计方法近年来较好地解决了多个深部煤矿动压巷道的长期稳定性控制难题,并取得了较大的经济效益和社会效益。部分应用矿井现场如图10所示。该理论及其支护技术体系不仅在深部资源开采领域,在其他深地动压岩体工程（千米深度以下）中,也具有相同的适用性和广阔的推广应用前景。

图  10  部分工程应用实例

Figure  10.  Partial examples of engineering application

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5.   结论

（1）岩石蠕变扰动效应理论重点研究煤岩体在进入蠕变状态后对外部冲击扰动载荷的力学响应特征,岩石当进入稳定蠕变阶段后,开始对外部一定量级的冲击扰动变得敏感,其敏感区间的应力阈值指标——抗扰动强度与其长期强度相当,对于指导深地岩体工程的长期稳定性控制具有重要作用。

（2）基于地应力梯度与围岩强度梯度关系对深地工程开挖后的围岩状态进行了重新分区,提出了中量级循环冲击载荷作用下深部蠕变围岩长期变形机制新认识,认为围岩蠕变扰动敏感区的存在及其不断向围岩内部的动态转移是深地工程长期大变形的本质。

（3）深地动压工程围岩的长期稳定性控制,关键是要有效抑制破裂区围岩的短时碎胀大变形以及蠕变扰动敏感区向围岩内部的长期动态演化。支护结构要能给扰动敏感区边界处提供足够的侧向围压,使该区域抗扰动强度梯度提高至静载集中应力水平,使围岩内部的扰动敏感区消失。

（4）建立了深地动压岩体工程围岩支护设计方法,优化了支护参数设计流程,并在阳城煤矿北三采区深部皮带下山等多个深地动压岩体工程中取得了良好的应用效果。