增量荷载作用下深部煤巷冲击破坏规律模拟试验研究

孔 令 海

(1.煤炭科学技术研究院有限公司 安全分院，北京 100013; 2.煤炭科学研究总院 煤炭资源高效开采与洁净利用国家重点实验室，北京 100013)

深部巷道围岩所处应力状态与变形破坏的复杂特性，近年来一直是岩石力学领域研究的热点。在高地应力作用下，深部巷道受开采空间引起的强烈支承压力作用，巷道围岩集中应力达数倍于原岩应力，造成深部岩体不同于浅部的变形破坏特征，如高地压、大变形、难支护、塑性大范围破坏、蠕变破坏等，在围岩破坏规律、变形破坏机制、围岩加固机制、弱结构灾变、顶帮锚固控制、围岩结构等理论技术方面取得了丰富成果[1]。

在深部巷道围岩冲击破坏方面，文献[2]研究了深部巷道围岩冲击机制，文献[3]研究了深部巷道防冲支护机理，文献[4-5]从工程范畴研究了深部巷道冲击机理，文献[6]研究了深部巷道围岩蝶型破坏冲击失稳机制，文献[7]研究了深部煤巷顶帮围岩结构冲击破坏发生机制，文献[8-12]对深部岩体工程响应特征和深部巷道围岩分区破裂化机理进行了研究。

相似模拟试验因其材料成本低、载荷施加简单、模拟工程活动方便、可重复、可重现岩体破坏过程等优点，是深部巷道围岩稳定性研究的一种重要物理模拟实验方法。文献[13-15]研究了霍普金森杆试动静载下岩石和煤的冲击破坏特征；文献[16]研究了带孔石膏模型动静载作用下的冲击地压过程和圆形巷道孔口围岩应力;文献[17]通过相似材料模拟试验研究了水平构造应力对巷道围岩稳定性的影响规律;文献[18]通过爆炸模拟动荷载研究了动静荷载联合作用下的响应规律及抛掷型冲击地压破坏现象;文献[19]研究了高速冲击载荷作用下巷道围岩动态破坏过程;文献[20]对岩爆相似材料进行了模拟试验研究;文献[21]采用相似材料和煤质材料模拟研究了巷道煤壁层裂板结构局部突然失稳形成片帮型冲击地压的机制。这些成果在试验材料、冲击破坏现象及特征等方面得到新的认识。

由于我国煤矿深部巷道工程地质条件多样性的特点，不同条件下冲击地压的主要影响因素及机制不同，巷道围岩结构发生冲击破坏的相似模拟试验方法仍有待深入研究，如在试验材料与加载方式、冲击破坏现象及规律等方面。相比已有研究，笔者以深部冲击地压巷道为背景，采用相似模拟试验方法，通过二维恒定荷载和增量荷载加载方式，研究了静载和增量荷载持续作用下深部煤巷围岩的连续破坏过程，探讨了基于相似模拟试验的深部煤巷围岩冲击破坏与围岩应力间的关系及演化规律。

1 试验平台设计与模型构建

1.1 工程背景

滕东煤矿为千米埋深矿井，主采3下煤层，平均厚度4.5 m，煤体单轴抗压强度28 MPa。直接顶为厚度14.76 m的细砂岩，细粒砂状结构;基本顶为厚度17.48 m的中砂岩，深灰色、巨厚层状、砂泥质结构、参差状断口，上部含植物根部化石及黄铁矿，下部砂质含量增加。直接底为砂质泥岩，厚度0～7.50 m，平均3.75 m;底板为粉砂岩、细砂岩，厚度平均15.16 m，粉砂岩为灰色，薄层状，细-粗粉砂状结构，参差状断口，下部缓波状水平层理发育。

3下113工作面平均埋深998 m，评价结果为强冲击危险等级。轨道巷邻近多个工作面采空区(最小间距60 m)，宽×高为4 400 mm×3 200 mm，锚杆φ20 mm×2 400 mm，顶锚杆间排距950 mm×900 mm，帮锚杆间排距900 mm×900 mm，锚杆锚固力40 kN;顶板锚索三花布置，间排距950 mm×1 800 mm，每排2～3根，锚索锚固力80 kN。

1.2 试验方案

1.2.1试验系统及相似比

试验平台尺寸为1 800 mm(宽)×2 000 mm(高)×900 mm(深)，由伺服控制系统、主体刚架、传感系统、采集系统等组成。为减小边界效应，基于相似定律，结合巷道与模型尺寸，确定几何比例为1∶40，如图1所示，满足深部巷道破坏范围大的特点。

图1 巷道测点布置断面示意Fig.1 Layout of measuring points of roadway

1.2.2试验材料及配比

选用石膏做胶结剂，选择粒径小于1 mm的河砂和碳酸钙为骨料。设计5种配比进行测试，从中选出最佳配比，在相似理论的基础上，相似材料配比为:细粒砂岩7∶8∶2，3下煤8∶6∶4，砂质泥岩9∶7∶3，细砂岩8∶6∶4，相似模拟材料平均密度为1 600 kg/m3，密度相似常数为1.56，应力与强度相似比62.5。

1.2.3开挖方案

相似模型建成后，在模型中部位置，从模型的一侧开门在另一侧贯通，巷道沿煤层底板开挖，矩形巷道尺寸为1 100 mm×800 mm，开挖步距30 mm。

1.2.4巷道支护方案

试验锚杆选用长60 m、直径2.5 mm的细铁钉，锚索选用长170 mm、直径2 mm钢丝，锚索托盘选用直径10 mm、厚1 mm的标准垫片，锚固剂选用AB型高强力粘结剂，金属网选用塑料纱网，单体支护选用细铁丝。顶板锚杆与锚索间隔支护，每排锚杆5根、锚索5根，锚杆(索)共16排、各40根，顶锚杆间距为23.75 mm、排距为22.5 mm。帮锚杆间排距22.5 mm，每排8根，共128根。

1.2.5加载方案

试验系统可水平和垂直双向加载，可施加恒定荷载和增量荷载，电液伺服控制加载系统，如图1(a)所示。按千米埋深相似条件，试验模型铺设完毕后，开始施加荷载并晾晒模型。加载条件为竖向荷载170 kN、左右侧向荷载50 kN。

1.2.6监测方案

分别在模型巷道顶板和两帮设计应力测点和位移测点，试验共埋设了39个应力传感器，如图1(b)所示。其中，巷道底板布设3个应力测点，煤层布设3排9个应力测点，在煤层上方5.0 cm和12.5 cm层位顶板各布设3排9个应力测点。

2 巷道静载破坏与应力演化特征

2.1 巷道围岩宏观变形破坏特征

巷道围岩应力变形破坏特征如图2所示。

图2 掘进工作面不同位置时的围岩变形破坏特征Fig.2 Deformation and failure characteristics of surrounding rock in different positions of heading

巷道掘进期间的围岩宏观变形破坏特征如下:

(1)开始掘进30 mm时，巷道围岩完整，无变形，当开挖到60 mm和90 mm时，巷帮左脚煤层、右肩局部分别有轻微破坏，巷道围岩基本完整。

(2)累计掘进120 mm时，巷帮右脚局部有片帮，当开挖到150 mm时，巷道底板发生较明显底臌，顶底移近量达到2 mm，巷帮无明显变化，开挖到到180 mm时，掘进工作面后5 mm处局部有片帮，片帮深度1.5 mm。

(3)累计掘进210 mm时，巷道围岩较稳定，当开挖到240 mm时，工作面后140 mm处有1根顶锚杆出现松动现象，巷道局部有顶板掉落，底板有轻微底臌，两帮无较大变形，当开挖到270 mm时，工作面顶板垮落面积200 mm2、底臌2.5 mm、两帮移近2 mm，巷道开口左帮有微裂隙和锚杆松动现象。

(4)累计掘进300 mm时，工作面顶板局部有掉顶现象，到330 mm和360 mm时，巷道开口处左帮围岩掉落、裂隙宽度增大、巷帮变形增大等现象。

(5)累计掘进390 mm时，开口处左帮片帮加剧、走向片帮长度达50 mm，顶煤和底板的明显破坏变形向新掘巷道的工作面方向发展;当开挖到420 mm时，巷道掘进工作面后方18 mm处左侧出现片帮，帮锚网鼓起明显，顶板有掉落现象，上肩角破坏裂隙增多，开口处片帮范围进一步加剧，向新掘巷道的工作面方向又延伸10 mm，巷道变形明显;再次开挖到450 mm时，巷道开口处左帮裂隙再次增大、右帮开始出现片帮、顶底板移近量进一步增大。

(6)累计掘进480 mm时，剩余20 mm未开挖，掘进工作面出现片帮，局部顶煤掉落高度达到8 mm，两帮破坏深度5 mm，巷道上肩角出现裂隙，巷道断面面积减少约10%;当开挖500 mm贯通完成开挖时，巷道变形明显，顶底板移近量增大，巷帮片帮严重，巷道断面面积减少约20%。

2.2 巷道围岩位移与应力变化规律

图3 静载时巷道围岩应力特征Fig.3 Characteristics of strata pressure under static load

巷道开挖破坏了围岩平衡状态，一定范围的巷道围岩应力减小，如图3所示。

(1)掘进卸荷后，围岩应力处于缓增波动状态，无突变。顶板应力降幅大于同位置的巷帮，变化幅度约0.05 MPa;底板应力降幅大于同位置的巷帮，变化幅度约0.1 MPa。两帮超前影响30～40 mm，顶板超前影响40～60 mm，底板超前影响40～50 mm。

(2)掘进成巷后，围岩继续破坏，应力进入“快增—缓增”波动阶段，无突变，距巷道围岩自由面较近的煤岩体应力变化明显，即浅部围岩应力变化幅度较大。一段时间后，围岩应力逐渐趋于稳定。

综上分析可知，深部煤巷掘进期间，静载下围岩应力经历了“突变、波动、相对稳定”3～4个主要时期，并伴随浅部围岩的变形破坏。

3 增量荷载时围岩破坏与应力演化

3.1 增量荷载作用下巷道围岩破坏特征

在巷道开挖、支护工作完成一定时间后，开启双轴加载系统，以1 kN/s的加载速率对模型分别进行轴向、侧向加载，当轴向压力和侧向压力加载至185 kN时，巷道端口左帮煤层溃垮，深度30 mm;顶部出现较多微裂隙，帮部锚杆散落，锚网脱落，锚固能力基本丧失，如图4所示。荷载再增加7 kN，加载至208 kN，巷道整体突然垮塌，表现为瞬时、突然的冲击性破坏，试验照片如图4(d)所示。在该阶段增量荷载作用下，顶底板及两帮变形量剧烈，巷道由矩形变为椭圆形，部分锚网破断，顶板下沉近40 mm，由开口一侧无法看到巷道另一侧。

图4 增量荷载作用下巷道破坏试验照片Fig.4 Photos of roadway strata failure under incremental load

3.2 增量荷载作用下巷道围岩应力变化

侧向增量荷载作用下，围岩破坏更加明显，应力变化表现为“先快增、后突变”特征，如图5～7所示。

图5 增量荷载作用下巷道顶板5 cm层位岩体应力变化特征Fig.5 Characteristics of strata pressure in 5 cm layer of roof under incremental load

图6 增量荷载作用下距开口12.5 cm处巷帮应力变化特征Fig.6 Characteristics of strata pressure of roadway sides at 12.5 cm away from the opening

图7 增量荷载作用下巷道底板岩体应力变化特征Fig.7 Change trend diagram of the stress of the floor under incremental load

由图5～7可知，巷道顶板、巷帮、底板煤岩体变形破坏过程可分为7个应力变化时期:Ⅰ—围岩正常破坏阶段，应力稳定;Ⅱ—围岩破坏发展阶段，应力波动变化;Ⅲ—围岩破坏调整阶段，应力较稳定;Ⅳ—围岩破坏微裂隙扩展贯通阶段，应力降低并进入稳定阶段;Ⅴ—围岩冲击破坏阶段，应力突变增大;Ⅵ—围岩破坏失稳阶段，应力突变减小;Ⅶ—围岩冲击失稳后阶段，应力较稳定。

由图5距开口12.5 cm和27.5 cm的巷道顶板5 cm层位岩体应力变化趋势可看出，1-4和3-1位于距自由面较近的巷道中线上方顶板测点，其他测点为实体煤帮上方顶板测点，增量荷载作用下实体煤帮上方测点应力增量较大，反映了其更易于形成应力集中和弹性能积聚。实体煤帮上方各测点应力变化为0.37 MPa(4-15)，0.45 MPa(1-5)，0.22 MPa(3-14)，0.30 MPa(3-2);随着荷载增大，在21:56:10时各测点的应力随之快速增加，当加压至时刻21:57:36时，各测点应力突然减小，围岩发生冲击破坏，各测点应力变化趋势相同，应力变化为静载时的4～9倍。

由图6距开口12.5 cm处巷帮煤体应力变化趋势可知，距巷帮自由面越远，增量荷载作用下实体煤帮的应力增量越大，反映了深部煤体更易于形成应力集中和弹性能积聚。载荷增大前期，巷帮应力变化为-0.10～0.10 MPa，约为恒定荷载时的2倍;加载至21:56:10时，巷帮应力急剧增大，变化为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)，为静载时的4～8倍;加载至21:57:36时，巷道围岩发生冲击破坏，两帮测点垂直应力急剧减小，变化为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)，应力变化为静载时的3～5倍。

由图7煤层下方50 mm层位(即工程实际中的2 m)底板岩体应力变化趋势可看出，底板应力增量与成巷时间长短无关，在加载初期，应力增量出现波动现象。随加载的继续，围岩应力增量先处于平稳状态、后进入稳增状态，如图7所示，结合实验过程中的录像可看出，当应力增量突变(21:57:36)发生时，4-4测点应力增量由+0.05 MPa突减为-0.05 MPa，4-11测点应力增量由-0.15 MPa突减到-0.27 MPa，4-12测点应力增量由-0.20 MPa突减到-0.25 MPa，巷道围岩发生冲击破坏。最后，围岩应力增量保持在稳定值(4-4为-0.05 MPa，4-11为-0.25 MPa，4-12为-0.25 MPa)，应力变化为静载荷时的1～2倍。

3.3 增量荷载作用下煤巷围岩冲击破坏规律

进一步分析图5～7可知，增量荷载作用下，巷道围岩应力经历了从初始增加到波动增加、再到突变及平衡等共7个阶段，阶段Ⅵ则直观反映了围岩瞬时失稳破坏的应力突变规律。

进一步分析加载持续时间与应力突变时间的关系，由图5～7可看出，阶段Ⅵ应力突变点的时间间隔约为86 s，占增量荷载作用时间的1/3，即从增量荷载作用开始到围岩破坏，揭示了围岩破坏从孕育到发生的过程，本次试验得到的破坏时间发生在阶段Ⅵ，据应力突变点的时间间隔，冲击破坏时间约4.3 s。应力波动变化为围岩的瞬时破坏积累了条件。

在静载和增量荷载作用下，深部煤巷的围岩破坏规律为:① 巷道冲击破坏前，受恒定荷载作用，岩体应力变化较小，岩体主破裂面尚未形成。② 冲击破坏发生期间，受增量荷载作用，短时间内岩体主破裂面形成，岩体应力超过支护阻力，造成巷道围岩突然破坏。③ 冲击破坏发生后，岩体应力恢复至静载状态。

3.4 探 讨

分析我国近年来的冲击地压事故，围岩处于多种荷载叠加的高应力条件下，多种冲击致灾因素并存。根据本文研究，不考虑相似材料属性与模型养护等差异性影响，增量荷载作用下，围岩应力突变存在一个孕育过程，最终导致巷道大位移冲击破坏。基于此，可从两个方面开展冲击地压防冲对策的研究与应用，分别为:

(1)煤岩体应力优化技术对策。基于应力优化的减冲卸压原理，通过对围岩的卸压，相当于降低了围岩应力和增量荷载发生突变的条件，实现“高弹性能分次释放、高应力深部转移”，在一定情况下降低了围岩冲击危险性。

(2)煤岩体变形防控技术对策。基于变形增量和变形速度控制的防冲原理，通过对围岩的加强支护，提高围岩完整性，相当于增大了围岩应力突变条件，一定情况下减缓了冲击危险的发生。

4 工程实践

轨道巷掘进期间锚杆(索)受力如图8所示，由图8可知，该煤巷帮锚索受力先减小再增大，说明巷帮煤体变形破坏持续向深部发展，对应试验结果的第Ⅰ和第Ⅱ阶段，表现为“快增—缓增”波动，但突变不明显。随着掘进的推进，监测区的巷道顶板锚索受力与巷帮锚索受力增大到一定数值后趋于相对稳定状态，这种相对稳定状态时的锚索受力大小并非保持不变，而是波动状态，且2者受力波动规律几乎一致。对应试验结果的第Ⅲ和第Ⅳ阶段，即巷道围岩应力波动稳定阶段。实际巷道两帮实施卸压措施后，两帮支护受力基本稳定。

图8 不同位置掘进巷道锚索受力实测结果Fig.8 Field measured results of support pressure of tunneling roadway in different locations in deep mine

图9 轨道巷围岩破坏能量释放特征Fig.9 Energy character of strata fracture of track roadway

3下113工作面推进至距最窄煤柱区(煤柱宽度60 m)40 m水平距时，围岩能量释放微震监测结果如图9所示。由图9可推断，3下113工作面推进至距最窄煤柱区时，煤柱宽度变窄，对应试验结果的第Ⅳ裂隙扩展贯通、第Ⅴ冲击破坏阶段，巷道围岩应力进入“快增—突变”阶段，说明采动覆岩能量释放明显，受煤柱集中应力和采动覆岩增量荷载作用的影响，围岩应力波动增加，致使围岩结构破坏明显。回采期间采取两帮预卸压、增打帮锚索(长4.0 m、直径同顶板锚索)和缩小工作面推采速度(1.6～2.4 m/d)等防冲策略，确保了巷道防冲安全。需要说明的是，为分析巷道冲击破坏的应力动态变化规律，相似试验中巷道围岩未实施人工卸压。

5 结 论

(1)深部巷道形成过程中，静载作用下围岩由连续破坏渐变为相对稳定状态，围岩应力先快增、后缓增，局部围岩为有限变形;由静载变为增量荷载作用的过程中，深部巷道围岩应力经历了“突变、快增、缓增、波动、平衡、快增、突变”7个主要阶段。

(2)深部巷道围岩变形破坏过程中，增量荷载作用下围岩应力先快增、后突变，揭示了深部煤巷发生冲击破坏的应力机制。现场实测表明，试验结果基本符合现场实际，说明相似材料模拟试验方法用于冲击地压防治研究的可靠性。

(3)对增量荷载作用下深部煤巷冲击破坏规律进行了初步探讨，冲击地压影响因素及发生机理复杂，后续还需开展卸压条件下深部煤巷冲击破坏机制的相似模拟试验研究。