0.   引言

随着煤矿开采设备大型化的发展趋势^[1-3]，煤矿井下大断面硐室（开挖断面面积＞50 m²）逐渐增多^[4]。由于硐室断面尺寸大、围岩条件复杂、硐室密集及采动应力场复杂等因素影响^[5-6]，大断面硐室与传统的中小断面硐室相比，围岩变形破坏规律更为特殊复杂。在大断面硐室掘进过程中，经常出现严重的围岩变形破坏问题，因此有必要深入研究采动影响下大断面硐室围岩变形破坏规律。

杨书浩等^[7]基于FLAC3D模拟软件研究了动载扰动与高静载应力叠加下典型大断面硐室围岩变形破坏演化过程，揭示了深部大断面硐室“帮−顶”联动失稳机理，提出了多层次控制技术。宋楷晨^[8]基于现场实测、室内实验及数值模拟等方法，对硐室的围岩稳定性及支护问题进行了研究。刘力源等^[9]针对深部地下硐室与地应力场之间的轴变关系及其对硐室围岩损伤破裂的影响，建立了非均质围岩统计损伤力学模型，分析了不同断面形状、地层侧压系数、构造应力场对硐室围岩损伤破裂的作用机制和影响规律。杨计先^[10]通过地质素描和现场测试揭示了巷道硐室群变形破坏原因，采用数值模拟的方法研究了巷道硐室群大范围连锁破坏机理，并基于围岩强力支护与加固控制理论，开发了深浅孔双液注浆配合全长锚固强力锚索的综合加固技术。王琦等^[11]通过现场监测、钻孔探测对破碎围岩进行分区，分析了原支护方案下围岩的变形破坏机制，系统研究了硐室相对位置和开挖次序、锚注支护和关键部位补强支护等不同因素对围岩变形控制效果的影响机制，提出了深部大断面硐室优化设计方法。柴敬等^[12]以某煤矿主平硐为工程背景，采用数值模拟研究了平硐上方填土前后的围岩稳定性。在上述研究的基础上，本文以国家能源集团神东煤炭乌兰木伦煤矿井下分选及充填大断面硐室为研究对象，通过相似模拟实验，揭示大断面硐室围岩变形破坏规律，从而对关键破坏位置加强支护，为围岩稳定控制提供依据。

1.   工程概况

乌兰木伦煤矿主采3−1煤层，煤层厚度为3.60～4.55 m，平均厚度为4.05 m，埋深为135.9～239.8 m，无夹矸。直接顶岩性主要为砂质泥岩，局部夹杂炭质泥岩，厚度为27.88 m；基本顶为细粒砂岩，厚度为5.16 m；直接底主要为砂质泥岩，厚度为5.16 m。岩层柱状图如图1所示。

图  1  岩层柱状图

Figure  1.  Rock column histogram

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乌兰木伦煤矿井下分选及充填大断面硐室施工地点位于31409辅回撤通道南侧，周围无采掘活动。巷道硐室均沿3−1煤层底板掘进，硐室埋深约为160 m，其中最大的硐室宽6.9 m、高11.85 m，为直墙圆拱形巷道，如图2所示。

图  2  巷道硐室断面

Figure  2.  Section of roadway chamber

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由于乌兰木伦煤矿硐室断面尺寸较大，且硐室沿3−1煤层底板掘进（3−1煤层强度小于顶板砂质泥岩强度），硐室3−1煤层处容易发生偏帮现象，总体围岩较难控制。

2.   相似模拟实验方案

2.1   相似材料

为保障实验结果的精确性和可靠性，减少试样自身的离散性对实验结果产生的潜在影响，需要使相似材料的物理力学参数与真实的大断面硐室围岩相似，从而准确模拟现场工况下的力学响应^[13-14]。

对多种配比的相似材料进行大量单轴压缩实验。试样为直径50 mm、高度100 mm的圆柱标准件，以0.5 MPa/s的速度对试样逐步加载直至破坏。经过与乌兰木伦煤矿现场煤岩样本单轴抗压强度和应力−应变曲线对比，最终得出模拟顶板砂质泥岩相似材料的水泥∶砂子∶水质量配比为3∶1∶1.5，模拟3−1煤层相似材料的水泥∶砂子∶水质量配比为2∶1.2∶1，模拟底板砂质泥岩相似材料的水泥∶砂子∶水质量配比为3∶1∶1，见表1。相似材料的单轴抗压强度与现场煤岩目标单轴抗压强度基本相似。

表  1  相似材料配比

Table  1.  Similar material ratio

岩性	厚度/m	相似材料质量配比 （水泥∶砂子∶水）	目标单轴抗 压强度/MPa	实际单轴抗压 强度/MPa
顶板砂质泥岩	16.00	3∶1∶1.5	18	17.42
3−1煤层	4.00	2∶1.2∶1	14	14.49
底板砂质泥岩	5.00	3∶1∶1	25	25.25

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2.2   实验方案

为便于控制实验变量，将大断面硐室围岩简化为250 mm×250 mm×250 mm的相似材料，硐室实际断面与模拟断面相似比为100∶1。

大断面硐室相似模拟模型共有3层，如图3所示。试样分层浇筑，底板浇筑完成至初凝（约24 h）后依次浇筑煤层，直至顶板浇筑完成，拆模后干燥14 d。

图  3  大断面硐室相似模拟模型

Figure  3.  Similar simulation model of large section chamber

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为研究硐室开挖后的围岩应变和位移变化规律，在试样表面喷涂散斑，采用XTDIC动态应变采集系统捕捉散斑。XTDIC动态应变采集系统的支撑三脚架距离试样表面直线约1 m位置摆放，单轴压缩实验开始前建立工程文件并进行相机标定，实验开始后采集记录试样表面散斑的位置变化，直至试样完全破坏，停止加载系统，关闭XTDIC动态应变采集系统。

为监测硐室开挖后煤岩体的破裂和裂纹发展情况，通过SAEU3H声发射系统对试样单轴压缩破坏过程进行实时监测。实验前，将波速设置为3.25 km/s，在传感器与试样之间涂抹凡士林进行耦合，并检测耦合效果，进行断铅实验。对声发射放大器进行校准，设置阈值为30 dB，采样频率为2.5 MHz。单轴压缩实验过程中记录试样的声发射数据，直至试样完全破坏，停止加载系统，关闭SAEU3H声发射系统。

加载系统采用稳定性好、精度高的电动机伺服万能实验机。加载方式有2种：① 为测试大断面硐室发生破坏时的极限抗压强度，采用单调递增加载方式，加载速率为0.5 kN/s，直至试样发生破坏。② 为测试大断面硐室围岩能否长期保持稳定，采用恒定荷载加载方式。现场硐室所处埋深约为160 m，计算得到垂直应力约为4 MPa，因此加载到4 MPa后以恒定荷载加载。

进行单轴压缩实验时，加载系统、XTDIC动态应变采集系统、SAEU3H声发射系统应同步进行，确保三者具有相同的时间参数，以便后续数据处理和实验分析。

3.   相似模拟实验分析

3.1   破坏演化过程

煤岩在加载条件下的失稳破坏，是裂纹起裂、扩展直至突然贯通的动力学过程，也是从渐变向突变转换的过程^[15-16]，煤岩破坏特征蕴含煤岩变形和裂纹扩展结果等信息。为便于观察分析煤岩试样的破坏动态演化过程，使用红色圈画出试样上出现的裂纹。不同加载方式试样破坏演化过程如图4所示。

图  4  不同加载方式下试样破坏演化过程

Figure  4.  Failure evolution process of samples under different loading modes

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从图4可看出：① 单调递增加载方式和恒定荷载加载方式下，在压密阶段（OA段）、弹性变形阶段（AB段）及微破裂稳定发展阶段（BC段）的试样破坏演化趋势相似。前期无明显变化，当加载到3.50 MPa左右时，试样的顶部先产生微小裂纹，紧接着底部及两帮产生微小裂纹；应力到达峰值后，试样裂纹扩展产生新的微小裂纹。② 2种加载方式下破裂阶段（CD段）破坏演化有所不同。采用单调递增加载方式的试样应力到达峰值后逐渐下降，期间微小裂纹不断发育扩展为大裂纹，直至裂纹瞬间贯穿整个试样，试样沿着主裂纹突然发生破断，试样产生滑移，期间有大量碎屑飞出；采用恒定荷载加载方式的试样应力到达4 MPa，应力保持不变，应变缓慢增加，随后应力逐渐下降，试样开始发生不均匀塑性变形，期间产生大量微小裂纹，随着微小裂纹慢慢连通，试样发生断裂，沿断裂处逐渐垮落，最终产生滑移。

3.2   变形位移

为了解试样在受压过程中的变形情况，确定其强度和变形性质，衡量试样在压缩过程中的变形程度，将散斑结果数据导入Surfer软件，绘制不同加载方式下试样变形位移云图。

单调递增加载方式和恒定荷载加载方式下破裂前阶段（OC段）试样变形位移趋势相似，因此以单调递增加载方式OC段试样变形位移云图为例。当加载到0.05 MPa时，试样底部最大应变为0.08%，试样底部和顶部的右侧变形位移比左侧大，试样中间左右两侧变形位移相差不大，如图5（a）所示；当加载到3.50 MPa时，试样顶部最大应变为2.6%，试样顶部和底部出现受压区，试样底部右侧变形位移比左侧大，试样其余位置左右两侧变形位移相差不大，如图5（b）所示。

图  5  破裂前阶段试样变形位移云图

Figure  5.  Deformation and displacement nephogram of sample before crack stage

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2种加载方式下破裂阶段（CD段）试样变形位移有差异。单调递增加载方式下，当加载到4.05 MPa时，随着应力增大，试样变形位置主要集中在试样边界，试样煤岩交界处应变最大，为7%，如图6（a）所示；恒定荷载加载方式下，当应力降低到3.95 MPa时，试样顶部和底部受压区进一步扩大，试样变形位置主要分布在硐室周围，硐室顶部应变最大，为142%，如图6（b）所示。

图  6  不同加载方式下破裂阶段试样变形位移云图

Figure  6.  Deformation and displacement nephogram of sample at crack stage under different loading modes

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3.3   声发射特性

微裂纹的形成伴随着声发射事件的产生，声发射参数与荷载和试样破裂之间有着对应关系^[17-18]。声发射能量可反映煤岩破裂释放的弹性能，因此，利用声发射能量来分析试样受载破坏过程中的演化特征^[19]。单调递增加载和恒定荷载加载过程中试样声发射能量特征如图7所示。

图  7  不同加载过程中试样声发射能量特征

Figure  7.  Acoustic emission energy features of samples under different loading processes

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从图7（a）可看出，单调递增加载压密阶段（OA段）由于试样内部原生孔隙和接触面间隙等受压闭合，原生裂隙周围颗粒发生错动，加上试样早期变形积累的应变能释放，加载初期有低能量事件产生。随着荷载增大，压实后的试样逐渐进入弹性变形阶段（AB段），该阶段声发射能量维持在加载全过程较低水平。试样声发射能量增长主要集中在应力峰值、应力峰前和应力峰后阶段：峰前突然产生裂隙，能量突然释放，声发射能量骤然升高；峰值能量释放迅猛，声发射能量陡然升高；峰后能量处于持续释放状态，声发射能量逐渐降低。试样声发射能量的骤增与试样顶底板和煤层处的破裂有着明显的对应关系：试样破坏前声发射能量相对较低；破坏时释放能量较多；峰后释放能量持续时间较短。

从图7（b）可看出，恒定荷载加载初期基本没有能量事件产生，声发射能量总体平静。随着荷载增大，压实后的试样逐渐进入弹性变形阶段（AB段），弹性变形初期试样产生裂隙，声发射能量陡然上升，但随后声发射能量维持在加载全过程较低水平。试样声发射能量增长主要集中在应力峰值和应力峰后阶段，应力峰前裂隙进一步扩展，能量缓慢释放，声发射能量缓慢升高；峰值能量释放迅猛，声发射能量陡然升高；峰后能量处于持续释放状态，能量间断升高，声发射能量总体呈下降趋势。试样声发射能量的激增与试样顶底板和煤层处的破裂有着明显的对应关系：试样破坏前声发射信号基本没有；破坏时释放能量较少；但峰后释放能量持续时间较长。

声发射测定结果表明：加载全程中试样的声发射能量具有明显的“平静—激增—衰减”阶段性变化，与应力−应变曲线阶段划分对应良好。单调递增加载方式的试样突然发生破坏，相较于恒定荷载加载方式的试样声发射能量和声发射累计能量较多，试样破坏程度较大，试样产生的裂缝大且少。恒定荷载加载方式的试样逐渐发生破坏，相较于单调递增加载方式的试样声发射能量和声发射累计能量较少，试样产生的裂缝小而多。

4.   支护方案

通过研究大断面硐室围岩变形破坏规律，可以对关键破坏位置加强控制，为后续支护提供依据^[20-21]。在单轴压缩条件下硐室拱顶会先产生破坏，因此，在后续硐室围岩控制时建议硐室顶部打长锚索，将锚索打到上方坚硬岩石层位，利用悬吊理论将顶板和上方坚硬岩石连成一个整体，提高硐室围岩整体的稳定性；硐室沿煤层底板掘进，由于煤和岩石的物理力学性质差异较大，煤岩交界处存在应力集中和破坏的问题，硐室开挖后煤层很可能偏帮严重，因此在硐室煤岩交界处打15～30°的倾斜锚杆，通过锚杆的拉力和摩擦力将煤岩交界面与周围岩体紧密地连接在一起，形成一个整体结构体，提高煤岩交界面的稳定性。大断面硐室支护方案如图8所示，锚杆间排距为1 000 mm×1 000 mm，锚索间排距为2 000 mm×2 000 mm。

图  8  大断面硐室锚杆索支护方案

Figure  8.  Anchor bolt and anchor cable support scheme for large section chamber

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4.1   数值模型建立

根据31409辅回撤通道岩层柱状图，使用FLAC3D6.0软件建立数值模型，对大断面硐室支护方案进行模拟验证。以周围巷道25 m范围划定模型水平边界，按照柱状图取3−1煤层、顶底板共3个岩层划定竖向边界，模型尺寸为25 m$ \times $25 m$ \times $25 m（长$ \times $宽$ \times $高），巷道硐室按照实际设计和布置，大断面硐室数值模型如图9所示。

图  9  大断面硐室数值模型

Figure  9.  Numerical model of large section chamber

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模型采用四边形网格划分，在煤层处进行加密。模型侧面和底面共计5个方向固定法向位移，顶面施加上覆岩层压力4 MPa。煤岩体参数通过Mohr−Coulomb本构模型模拟，煤岩体物理力学参数见表2。

表  2  煤岩体物理力学参数

Table  2.  Physical and mechanical parameters of coal and rock mass

岩性	密度/ （kg·m−3）	弹性模 量/GPa	体积模 量/GPa	剪切模 量/GPa	泊松比	黏聚力 /MPa	内摩擦 角/（°）	抗拉强 度/MPa
顶板砂 质泥岩	2 282	7.97	3.41	3.27	0.11	3.58	32.66	0.71
3−1煤	1 268	4.67	5.99	1.34	0.37	1.98	44.31	0.41
底板砂 质泥岩	2 363	8.35	3.66	3.37	0.12	3.63	41.02	0.84

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使用Rhino7软件绘制锚杆索（参数见表3），并按照支护方案布置锚杆索，再将其导入FLAC3D6.0软件中进行计算。本模拟作一定简化，不考虑分次开挖因素，认为锚杆索全断面支护一次完成。分别设置未支护、锚杆索支护2种模拟方案，对支护方案的效果进行验证。

表  3  锚杆索参数

Table  3.  Parameters of anchor bolt and anchor cable

结构单元	弹性模 量/GPa	直径/ mm	抗拉强 度/MPa	水泥浆刚 度/（N·m−1）	水泥浆粘 结力/N	密度/ （kg·m−3）
锚杆	200	22.0	455	0.9×1010	1.0×105	7 800
锚索	300	21.4	490	0.9×1010	1.0×105	7 850

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4.2   模拟结果分析

4.2.1   支护前后围岩应力场分布规律

支护前后围岩应力场分布规律如图10所示。从图10（a）、图10（b）可看出，未支护时，围岩两帮垂直应力集中，垂直应力峰值达10.30 MPa，围岩顶板水平应力集中，水平应力峰值达16.64 MPa。从图10（c）、图10（d）可看出，相较于未支护，支护后围岩两帮垂直应力降低到6.12 MPa，降幅40.58%，围岩顶板水平应力降低到14.14 MPa，降幅15.02%。

图  10  支护前后围岩应力场分布规律

Figure  10.  Distribution law of stress field of surrounding rock before and after support

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4.2.2   支护前后围岩位移场分布规律

支护前后围岩位移场分布规律如图11所示。从图11（a）、图11（b）可看出，由于是半煤岩巷道，位移较大的区域集中在煤层，当未支护时，围岩顶板浅部变形达168.29 mm，底板浅部变形为66.46 mm，围岩左帮浅部变形达257.97 mm，围岩右帮浅部变形达258.01 mm。从图11（c）、图11（d）可看出，当支护后，围岩顶板浅部变形达22.66 mm，底板浅部变形为47.24 mm，围岩左帮浅部变形达151.70 mm，围岩右帮浅部变形达153.16 mm。与未支护时相比，顶板浅部变形大幅降低，降幅为86.54%，左帮变形降低了106.27 mm，降幅为41.19%，右帮变形降低了104.85 mm，降幅为40.64%。

图  11  支护前后围岩位移场分布规律

Figure  11.  Distribution law of displacement field of surrounding rock before and after support

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4.2.3   支护前后围岩塑性区分布规律

支护前后围岩塑性区分布规律如图12所示。可看出未支护时围岩顶部和两帮塑性区面积较大；支护后围岩顶部和两帮塑性区面积明显减少，围岩稳定性显著提高。

图  12  支护前后围岩塑性区分布规律

Figure  12.  Distribution law of plastic zone of surrounding rock before and after support

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5.   结论

1） 不同加载方式在各阶段破坏演化和变形位移趋势相似。单调递增加载方式下试样破坏迅速，裂纹少但缝隙较大，破坏具有突然性；恒定荷载加载方式下试样破坏缓慢，微小裂纹数量较多，裂纹具有延展性。

2） 单调递增加载方式下试样位移变形位置主要集中在围岩边界，试样沿主裂纹发生破断；恒定荷载加载方式下试样顶部和底部受压区进一步扩大，位移变形位置主要分布在硐室周围，试样沿断裂处逐渐垮落。

3） 试样声发射能量的骤增与试样顶底板和煤层处的破裂有着明显的对应关系，试样破坏前声发射信号相对较低，有明显的裂隙发育过程。单调递增加载破坏时释放能量较多，但峰后释放能量持续时间较短；恒定荷载加载破坏时释放能量较少，但峰后释放能量持续时间较长。

4） 依据大断面硐室围岩变形破坏规律，提出了锚杆索支护方案。数值模拟结果表明，支护后围岩应力、位移、塑性区均明显减小，围岩稳定性大幅提高，支护效果良好。