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我国日益增长的能源、资源和交通刚性需求必将促使矿山开采、水电开发、隧道建设等进一步向地下深部发展[1]，例如未来10～15 a，铁矿资源的50%、有色金属矿资源的33%、煤炭资源的53%将进入1 000 m以下开采[2-3]，我国煤矿现有采深超千米的矿井共计47 座，平均采深1 086 m，如山东孙村煤矿开采深度已达到1 501 m、开滦赵各庄煤矿开采深度超过1 159 m;金属矿也超过10座开采深度大于1 000 m，如辽宁红透山铜矿的开采深度达到1 197 m、吉林夹皮沟金矿的二段盲竖井已延深至1 320 m[4-5]。此外，多个交通、水电、物理行业的地下工程也存在多个埋深超过1 000 m、地应力超过30 MPa的大型地下工程，如中国锦屏深部地下实验室埋深达到2 400 m、金沙江白鹤滩水电站右岸地下厂房区实测地应力达到30 MPa[6-8]。可见，深部高应力下资源开采与地下工程建设必将趋于常态化。
相对常规浅部地下工程而言，深部岩体在“三高一扰动(高地应力、高地温、高水压、开采/开挖强扰动)”环境下[2,4-5]，围岩所处的地应力赋存环境发生了明显改变:① 岩体的初始强度/原岩应力的比值较小;② 强采掘扰动进一步恶化了围岩应力状态从而导致围岩力学性能的损伤劣化。因此，深部工程围岩常表现出脆性、脆塑性、延脆塑性等复杂行为，其非线性大变形表现得更为显著[9-13]，从而导致围岩内部碎裂、巷道断面时效收缩、支护结构破坏与多次返修等突出问题，即围岩变形与破坏行为在深部/高应力环境下将更为凸显。
在深部高初始地应力和采掘扰动应力耦合作用下，深部岩体大变形行为及其内在机制较浅部工程可能存在较大差别。在深部岩体变形规律方面，蔡美峰等[14]针对玲珑金矿主运输巷大变形问题，采用多点位移计、收敛测线、水准测量、应力监测等耦合监测方法揭示了其变形动态规律;潘一山等[15]揭示了高应力下岩体变形破坏过程出现的变形局部化现象;陈子全等[16]对93座典型高地应力层状软岩隧道变形数据分析后认为大变形是高地应力、软弱围岩、层理弱面耦合作用的结果;王家臣和杨胜利[17]认为深部开采的直接顶随着工作面推进逐渐变形并冒落，垮落步距相比于普通综采工作面显著增大。在深部岩体变形机理方面:何满潮[18]从深部软岩的吸水软化机理、结构面诱发非对称大变形机理、高温高湿环境因素等方面论述了深部软岩工程变形破坏机理;于斌等[19]对大同厚层煤矿分析认为高位结构破断回转、应力集中是导致煤岩发生变形与破坏的根本因素;黄万朋等[20]等认为深部岩巷长期大变形失稳的本质是深部较高的集中应力超过其抗扰动强度时会在围岩内会形成扰动影响区并不断向内部发展;王卫军等[21]等结合河南赵固二矿区研究认为深部巷道大变形主要来源于表层破碎围岩的扩容/剪胀非连续性变形和内部的塑性连续性变形;陈上元等[22]认为巷道变形破坏受岩性、构造应力、采动应力、重力、地质构造等多种因素影响。在深部岩体支护控制方面:翁磊等[23]针对玲珑金矿松散围岩大变形问题，提出U 型可缩性钢拱架配合两帮外八字形钢管的整体支护结构用于控制两帮变形;康红普等[24]提出巷道“支护―改性―卸压”的三位一体协同控制技术用于千米深井围岩大变形控制。这些研究都表明深部岩体大变形不仅具有与岩性相关的个性特点，还具有明显的时效渐进共性特点。显然，深部工程围岩大变形是一个典型的“空间+时间”四维过程，其外部变形与内部形状演变存在必然的关联性。
为此，针对开采/开挖作用下围岩大变形与破坏的本质问题，笔者依托我国典型的金川二矿深部巷道，在总结其大变形诱发的多种破坏模式基础上，从巷道表面三维变形的激光扫描观测、岩体内部变形的位移计自动采集、岩体细观破裂演化的钻孔摄像可视化观测三方面阐述了深部巷道宏观大变形的发展趋势、内部细观开裂的演化特征，并提出深部巷道大变形的安全管理标准，最后在金川二矿多个大变形巷道支护实践基础上总结了大变形支护控制技术及其支护理念。
金川硫化铜镍矿位于甘肃河西走廊中部的金昌市，矿区东西长6.5 km、宽不足1 km，矿体倾向南西，倾角50°～80°，4个镍矿矿区共探明矿山储量约51 911万t，含镍约549.5万t、铜约434万t，是我国目前最大的镍矿矿床，也是世界第三大硫化铜镍矿床。该矿区形成于大地构造单元的结合部，经历了多次高温、高压的地质构造运动以及地质演化和岩浆侵入过程。历史上的强烈构造运动使得金川矿岩地质条件复杂、水平构造应力较高、岩体裂隙极为发育。
金川矿床共分4个矿区，从东向西分别为Ⅳ，Ⅱ，Ⅰ，Ⅲ矿区，其中Ⅱ矿区最大，已探明镍金属储量占整个矿床的74.3%(图1(a))。金川二矿矿体长3 km，两端窄、中间宽，N50°W走向，倾角50°～80°，由于受F17断层切割，最大宽度达到527 m。目前，二矿采用竖井-斜坡道联合开拓系统和机械化下向分层水平进路胶结充填采矿法，开采深度已超过1 000 m。矿体上盘大理岩(Ⅲ3)岩组为中薄层—薄层大理岩，为多种岩浆岩频繁侵入穿插的破碎岩组，大理岩组具变晶质块状结构，与大理岩接触处局部有超基性岩脉并穿越进入硫化铜镍贫矿体;下盘主要为大理岩和片麻岩，岩体结构破碎。现场地质钻孔取芯表明，其岩体破损显著，其岩芯RQD值接近0(图1(b))。
根据金川矿区构造形迹分析，矿区构造应力或构造残余应力主方位为N38°E左右，近水平应力。现场实测地应力表明，在地层深度超过400～500 m后，水平应力可达到自重应力的1.69～2.27倍，最大值可达到30～50 MPa[9,25]，为典型的深部高应力环境。
图1 金川矿体形态及深部巷道围岩现场钻孔岩芯
Fig.1 Morphology of Jinchuan ore body and the typical rock core gained at the deep tunnel
受矿区近水平构造应力挤压作用，深部碎裂围岩发生不同程度的时效变形并向巷道临空面收缩，必然导致不同支护类型(锚喷网支护、锚喷网+钢拱架、锚喷网+衬砌支护)的巷道出现不同程度和多种形式的功能失效和结构破坏。
为全面了解二矿区深部巷道的破坏特征，我们对典型巷道的变形破坏现象进行系统的调查。从现场调查的结果来看，除了无支护条件下易发生重力型塌方/滑塌外，支护条件下巷道大变形诱发的破坏模式包括:喷层外鼓开裂、喷层剪切错动、锚杆拉断/垫板失效、巷道压顶破坏、巷道尖顶破坏、底臌开裂、衬砌内鼓破坏、衬砌V型压裂、钢拱架错动扭曲等(表1)。
现场调查揭示，导致金川深部巷道不同破坏模式根本原因在于:① 碎裂围岩自身结构稳定性差，围岩无法有效形成自身承载圈来抵抗地压作用;② 高地应力驱动作用下，围岩不断地向临空面发生渐进式的时效变形，并且在围岩时效变形过程中围岩碎裂区深度和程度也在不断加剧。
表1 金川二矿深部巷道典型变形破坏模式及特点
Table 1 Typical deformation and failure modes and characteristics
支护类型破坏模式与表现典型破坏照片破坏机制无支护塌方或滑塌:巷道掘进工作面推进过程中,顶拱碎裂围岩在重力作用下垮塌,或边墙围岩向临空面解体崩落应力释放后碎裂岩体在重力驱动作用下垮塌底臌开裂:巷道底板向上隆起,出现纵向裂缝,有时还带动底角破坏强烈水平挤压导致底板区域围岩应力集中,发生向上临空面变形,造成的底板上台拉裂喷锚网支护喷层外鼓开裂:侧墙出现水平或竖直裂缝,混凝土喷层向外鼓出高应力下两帮围岩向临空面变形,导致表层喷层外鼓拉裂破坏、钢筋外鼓拉伸喷锚网支护喷层错动:一般发生在巷道侧拱部位,表现为喷层剪切错动、钢筋网弯折两帮向水平临空面且顶拱下沉压顶的变形过程中,侧拱围岩剪切变形带动喷层剪切错动喷锚网支护锚杆失效/垫板弯曲:锚杆因超出其极限强度而拉伸破坏,或锚杆垫板弯曲变形浅层围岩向临空面变形带动锚杆被动拉伸破坏或锚杆垫板受荷变形弯曲喷锚网支护压顶破坏:巷道拱底下沉,被压成扁平状,喷层开裂、冒落,引起拱顶的弯折破坏高地应力挤压作用下顶拱围岩整体向下临空面变形,顶拱喷锚支护结构张拉破坏喷锚网支护尖顶破坏:巷道拱肩严重变形,而拱顶基本无下沉,甚至往上升,巷道起拱线以上部分呈三角形在水平应力强烈挤压作用下,拱顶围岩被动挤压抬升,表层喷锚支护结构压剪破坏
续 表
支护类型破坏模式与表现典型破坏照片破坏机制衬砌支护V型压裂:混凝土表层剥落并侵切成浅V形坑,钢筋弯曲,剥落区延展呈长条形两帮水平挤压变形过程中,顶拱混凝土应力集中发生剪切破坏钢拱架+喷锚网支护钢拱架扭曲:工字钢拱架发生向临空面的外鼓、沿洞轴线向的侧向扭曲两帮围岩向临空面变形导致拱形钢架向临空面扭曲,压顶变形导致拱形钢架向侧向扭曲复合支护(喷锚网+钢拱架+现浇钢筋混凝土支护)边墙开裂:表层混凝土开裂,钢筋外鼓弯曲,开裂形状呈长条形或不规则形状高水平应力作用下导致两帮围岩临空面发生强烈变形,边墙外鼓张拉开裂
在这一不利水平大主应力和碎裂岩性条件下，巷道开挖后必然引起巷道顶拱和底板围岩的应力集中、两帮围岩应力强卸荷(图2(a))，并使得两帮和底板向临空面释放明显的大变形(图2(b))，从而导致顶拱围岩进一步挤压碎裂、边墙围岩松弛开裂，最终导致不同支护条件下围岩和支护结构表现出不同的张拉、剪切、张拉-剪切混合等破坏模式。
图2 水平大主应力下巷道开挖后围岩重分布应力矢量和位移矢量场
Fig.2 Redistributing the stress vector and displacement vector of tunnel induced by the excavation under horizontal principal stress s direction condition
为了多角度深入认识金川二矿深部巷道围岩大变形的时空演化规律，在二矿1 150 m水平选取了一试验段开展巷道大变形时效发展过程的现场监测。
深部巷道大变形过程中，围岩表面和内部必然都会表现出不同的力学行为，为此采用巷道表面的三维激光扫描测量、岩体内部开裂的钻孔摄像观测、围岩不同深度变形的位移计测量相结合的方式(图3)，实现巷道变形与破坏的表-里结合、一维-二维-三维结合的综合观测，其中多点位移计测孔(编号‘DSP’)最大深度为25 m，钻孔摄像测试孔(编号‘ZK’)最大深度为23 m。
图3 二矿1 150 m运输大巷大变形观测试验布置方案
Fig.3 Layout of the monitoring boreholes at the 1 150 m tunnel of Jinchuan No.2 Mine
为获得开挖后巷道表面不同时期变形特点，采用了Leica P30三维激光扫描仪连续测量巷道3D表面形态，通过巷道表面形态扫描数据的多次差值计算可获得不同时期巷道表面毫米级精度的三维空间变形特征(图4)。
为分析巷道开挖过程中的围岩空间变形发展过程，提取了远离衬砌硐段的3个典型截面进行重点观测(K0+105 m，K0+120 m，K0+135 m)，提取巷道表面的三维扫描数据从而获得了2017-03-17到2017-08-08这一段时间内3个典型截面轮廓线的收敛变形(图5)。
图4 采用激光扫描测量获得的巷道三维表面变形点云
Fig.4 3D surface deformation point cloud measured by the 3D laser scanning
图5 巷道开挖过程典型断面围岩收敛变形特征
Fig.5 Convergent deformation characteristic at the typical sections of tunnel during excavation
测量结果表明3个典型截面的位移矢量都指向临空面，表现为全断面向临空面收敛的变形模式。从洞壁表面环向轮廓线位移量来看，不同部位(边墙、拱肩、拱顶)收敛位移值具有一定的随机性，断面收敛位移最大值达到0.38 m;从位移值的统计分布图看，位移量分布大致为中间大两边小，但没有明显的统计规律，即各部位点变形具有一定的非均匀性。
在3个截面上，以边墙中间部位水平连线以及两侧拱肩水平连线长度为测量值，获得巷道围岩收敛变形随时间变化的规律(图6)。桩号K0+105 m，K0+120 m，K0+135 m三个断面的收敛变形趋势基本一致:边墙收敛值大于拱肩收敛值;爆破开挖过程中，收敛变形发展迅速，最大达到0.38 m。
图6 巷道典型断面收敛变形随时间发展过程
Fig.6 Development curves of convergent deformation with time at typical section of tunnel
综合分析上述K0+105，K0+120，K0+135 三个截面在未衬砌阶段拱肩与拱顶的变形以及断面收敛面积，表明总体收敛趋势符合线型为S型的逻辑斯蒂曲线(Logistic Curve)，即增长速率先增加后减小(式(1))，对应于收敛变形的开始、快速发展与趋于逐步稳定增长3个阶段，这与开挖卸荷后围岩内部能量的快速积聚、突然释放和缓慢调整3个阶段有关，跟踪观测表明后期阶段围岩变形速率虽然相对于初期变形速率减小，但其时效变形仍未完全停止。
(1)
式中，L为曲线的最大值;k为增长速率;x0为曲线中点处的x值。
为获取试验巷道衬砌后围岩内部的变形特征，试验观测段采用带自动采集系统的多点位移计长期监测围岩不同深度的变形特点，其监测布置如图3所示。
3.3.1 支护围岩时效变形历程特征
巷道衬砌完成后，围岩的变形不再迅速增长，通过对试验段内6个多月的多点位移计数据分析发现，其变形具有明显的时效特征，具体表现为:围岩浅层测点变形较大，其变形基本为线性增长，部分浅层测点的变形以波动起伏的方式增长，而围岩深层测点的变形随时间呈现较稳定的线性增加(图7)。
图7 多点位移计获得的围岩位移随时间的变化曲线
Fig.7 Monitored displacement-time curves by multi-point extensometer
3.3.2 典型断面收敛变形速率
以多点位移计最深点(假定不动点)至巷道表面的位移作为围岩的收敛变形量，可获得围岩累计变形量的时间发展规律。统计分析巷道典型断面围岩的变形速率，结果表明不同洞段围岩的变形速率具有非均匀性特点，平均位移速率范围为0.008～0.080 mm/d(图8)。
图8 巷道典型断面位移速率
Fig.8 Displacement ratio at different sections in experimental tunnel
3.3.3 不同深度围岩线应变特征
为认识裂隙较发育围岩内部变形随时间的变化特征，可通过埋设于围岩不同深度处的测点变形分析巷道围岩内部不同位置的变形相对关系，为此定义多点位移计相邻测点间的线应变为同一时间相邻测点在钻孔轴线方向的变形差除以相邻测点间的距离，即
εi=Δui/Li
(2)
式中，εi为同一时间相邻测点在钻孔轴线方向的线应变;Δui为同一时间相邻测点在钻孔轴线方向的变形差;Li为相邻测点间的距离。
图9 多点位移计DSP 2-1的线应变时序曲线
Fig.9 Time-sequence curve of linear strain of multi-point extensometer DSP 2-1
如分析多点位移计DSP 2-1各测点变形获得的线应变时序曲线如图9所示，分析可发现，距边墙3.0～6.0 m段的线应变最大，基本表现为线性增长，在6月，9月，12月短暂出现线应变减小，时间间隔约3个月;距边墙10.0～15.0 m段的线应变基本以线性增长为主，其线应变增长速率小于3.0～6.0 m段;距边墙10.0～15.0，20.0～25.0 m段线应变速率随时间无明显增长，而是以波动变化模式为主。
因此，从线应变时序曲线分析可知，变形监测数据揭示围岩表层6 m左右内变形最大，而围岩深度10～15 m深度内围岩线应变增长也相对较大，而6～10 m深度内围岩线应变速率相对较小，甚至表现为波动压缩变形模式，这表明了深部巷道围岩应变速率在不同深部具有不一样的特点，即非一致性特点。
3.3.4 高频采集下围岩变形震荡增长模式
利用带自动采集系统的多点位移计对试验巷道围岩内部位移进行高频测量，获得围岩的原始时序曲线如图10所示，可知围岩时效位移并不是平稳缓慢递增的，而是随时间呈明显的振荡增长特点;而位移无明显变化时其量值一般在小范围内振荡变化，即表现为时效变形的非平稳跳跃递进模式。
图10 高频采集下位移计DSP 2-1的20 m深度测点不同时间段位移变化曲线
Fig.10 Typical displacement-time curves at the monitored point with 20 m depth under high frequency recording condition
为观测巷道大变形过程中围岩内部破裂发展过程，在1号和2号试验段都设置了多个观测钻孔(图3)，通过钻孔摄像观测岩体内部的开裂演化。试验巷道两侧水平孔的钻孔摄像观测结果表明，巷道围岩总体上裂隙发育、为碎裂结构。通过对试验段多个测试孔半年多时间的连续观测结果发现，巷道周边碎裂围岩还具有时效破裂发展的趋势，具体表现为:
(1)深部巷道大变形过程中，围岩内部开裂在空间上具有非均匀、间隔性的特点;在时间上具有非连续发展的特点，不同开裂部位的时效发展过程无统一规律(图11)。
(2)随着时间的推移，碎裂围岩的开裂裂纹宽度不断增加，且宏观裂纹的附近还不断有新的裂纹微观裂纹产生，其与宏观裂纹出现交汇，进一步加剧了破裂发展(图12)。
(3)随着时间的不断增长，浅层裂缝缝宽初期呈现随时间波动变化，后期出现裂缝随时间不断增加与随时间线性增长特征;而深层裂缝缝宽表现为初期变化不大，监测后期随时间出现增长趋势，由此巷道围岩的开裂深度具有向内部发展的趋势，且浅层围岩完整性逐渐变差劣化(图13)。
图11 试验巷道不同桩号的围岩内部时效开裂分布的钻孔摄像观察结果
Fig.11 Digital borehole camera observation results of time-dependent cracking distribution in surrounding rock
图12 钻孔摄像观测的ZK203钻孔围岩内部时效开裂
Fig.12 Inner cracking evolution in borehole ZK203 observed by the borehole camera
图13 巷道围岩内部裂缝宽度随时间发展过程
Fig.13 Time-dependent evolution of rock crack’s width
可见，金川二矿碎裂围岩时效大变形本质上与高应力下巷道开挖诱发表层围岩开裂，并在重分布应力驱动下围岩开裂深度逐步向深部转移密切相关，而这一巷道围岩渐进破裂过程中其自身承载性能也逐步劣化，从而表现出持续的大变形发展。
深部岩体大变形不像岩爆那样具有灾变的突发性，但因其长时效变形的特点，其灾变过程长且变形量大，地层压力效应长期作用，导致其防治的难度却比岩爆更大，支护成本更高。
为此，合理确定深部岩体大变形的支护时机和支护参数，根据深部岩体的时效变形发展特点，建立深部巷道大变形的安全管理标准就变得十分重要。
深部井巷、采场等围岩的时效大变形过程中，围岩位移矢量都指向临空面并侵入净断面，从而导致相应巷道的安全使用功能退化，如运输通行能力不足或丧失、支护结构变形严重、喷层/衬砌开裂等功能失效问题;而当岩体过度大变形后则发生塌方、冒顶等结构破坏和围岩失稳行为，诱发安全风险。因此，可以认为深部巷道大变形灾害预警可分为2个阶段。
(1)功能失效阶段预警。由于硐室断面净空不能满足其设计和安全使用功能需求时，则表明断面功能失效，因此其判据是依据围岩收敛变形(Uf)与硐室使用的极限断面尺寸(L0)及其开挖后初始净空断面尺寸(Li)之间的关系(式(3))。当硐室现场位移变形监测数据达到这一条件，即表明围岩变形过大，现有支护不能有效控制围岩而不能满足其使用功能，需对其进行工程加固与处理。
Uf≤Li-L0
(3)
(2)结构失稳阶段预警。深部硐室围岩大变形发生条件与岩体自身性质有关，也与围岩外部应力环境有关，即可以认为岩体大变形主要取决于3个基本控制因素:岩体自身强度、岩体所处地应力条件和地下硐室尺寸，即如式(4)所示。因此，如果能从经验统计角度获得不同岩体性质、地应力条件和硐室尺寸条件下的围岩变形值，就可以获得岩体稳定变形的经验门槛值(失稳临界变形)。为此，对国外多个同类工程的围岩变形数据进行统计分析，可获得无量纲化的“岩体变形/工程尺寸”与“地应力/岩体强度”的一般性对应关系，或根据同一工程(如金川深部巷道)大量巷道变形与破坏实例的统计分析，建立当地化的经验统计模型，从而可建立硐室围岩结构不稳定的临近变形值(式(5))。针对金川二矿深部巷道变形问题，我们基于上述统计方法，通过二矿巷道变形破坏统计分析建立适用当地化的预警模型，从而可获得金川二矿深部巷道发生结构失稳的临界变形估计值(Ub)，和基于巷道围岩内部破裂时效渐进发展趋势，基于围岩松动圈/显著破裂区深度(Db)不大于锚杆支护加固深度的原则，我们可建立基于变形增量和破裂深度的围岩稳定性判据。
(4)
Ub=aL(σ0/UCS)
(5)
其中，a 为拟合系数;L 为工程巷道/硐室等效尺寸;σ0 为岩体初始地应力;UCS为岩石单轴抗压强度。但需主要指出的是，该线性拟合公式显然具有“当地化”适用条件，式中系数a未能充分考虑工程围岩的节理发育特征。
针对金川二矿深部巷道大变形问题，在现场反馈分析和应用实践基础上，采用上述原理进而建立了相应的围岩安全管理标准，即由“变形量”和“破裂深度”2个指标、“安全”、“预警”和“危险”3级、“功能失效”、“结构失稳”两阶段共同构成的大变形安全管理标准，见表2。
表2 深部巷道围岩大变形安全管理标准
Table 2 Safety management standard of large deformation for deep tunnel
指标安全预警危险变形量0.8UfUfUb破裂深度0.8Db1.0Db1.2Db判据功能失效结构失稳
在金川二矿深部巷道1 150 m水平某运输大巷掘进过程中，现场观测表明巷道围岩变形随时间渐进增加。因此，依据前述的巷道围岩大变形的逻辑斯蒂曲线(式(1))，当监测变形值发展趋势超出这一变形模型，表明岩体发生了超出经验变形发展模式，具有非稳定风险，相应的控制措施就变得十分必要了。因此，依据前述经验统计(式(5))，取参数a=52.4(依据金川二矿深部巷道变形破坏实例拟合的当地化经验参数)，依据表2确定的安全管理标准，我们合理地预警了该部位存在结构失稳风险(图14)，而后续因无法及时加强支护该部位发生的冒顶实例(图15)，也验证了这一围岩安全管理标准可以有效地预警岩体大变形失稳灾害。
图14 岩体非稳定变形发展模式的预警示意
Fig.14 Instability warning of surrounding rock based on its deformation development models
图15 金川二矿1 150 m运输大巷开挖过程中冒顶
Fig.15 Roof fall during the excavation at the 1 150 m tunnel of Jinchuan No.2 Mine
针对金川二矿深部巷道大变形问题，在吸取传统“先柔后刚、刚柔并济”的工程软岩大变形让压支护理念基础上，结合金川二矿深部巷道大变形的本质是碎裂硬岩内部破裂的渐进发展和裂隙时效张开和滑移的认识，并在大量现场支护实践后提出了巷道一般性大变形的“双层喷锚网+锚注”和强烈大变形的“喷锚网注+单筋砼”支护控制方案。
(1)“双层喷锚网+锚注”支护，即在一次喷锚网支护结束后，通过安设空心锚杆将中高压浆液注入巷道围岩裂隙内，提高支护体强度和围岩的自承能力;再进行二次锚喷网支护，进一步补强支护体，从而达到永久支护目的，其基本支护参数包括:① 锚杆为φ18 mm螺纹钢、长2.25 m、呈梅花形布置、间距1 m;② 金属网为φ6.5 mm圆钢点焊而成、网度150 mm×150 mm;③ 垫片为200 mm×200 mm×10 mm;④ 喷射混凝土厚度100 mm、强度C20;⑤ 注浆锚杆为φ32 mm×6 mm×3.0 m的无缝钢管、排间距2.0 m;浆液为单水泥，水灰比0.65～0.80∶1。
(2)“喷锚网注+单筋砼”支护，即在巷道完成双层喷锚网支护后再增加锚注支护，其单筋砼的参数包括:① 主筋为φ18螺纹钢，间距250 mm;副筋为φ12螺纹钢，间距300 mm;② 浇注混凝土厚度300 mm，强度不小于C30。
上述2种最为典型的围岩大变形支护控制措施都充分考虑了利用喷网混凝土的表面柔性支撑与围压效应、锚杆对围岩内部的抑制开裂效应、水泥浆充填并黏合开裂缝效应、钢筋混凝土的强刚性抗压和高围压效应，从而形成一种“由表及里、表里结合”的支护方案，改善围岩受力状态，部分实现重构围岩承载圈的作用。在金川二矿深部巷道支护实践中，根据现场监测变形的反馈分析和围岩安全管理标准，结合支护成本合理与施工高效、围岩稳定性安全可靠原则，又衍生出了多种不同支护强度的支护形式，如“单层喷锚网+锚注”、“喷锚网+素砼”、“喷锚网+双筋砼”等支护形式，较好地保证了金川二矿深部开采的正常进行。
(1)通过金川二矿深部巷道大变形诱发的围岩与支护结构破坏现场详细调查，总结提出了金川二矿大变形巷道不同支护类型产生重力型塌方/滑塌、喷层外鼓开裂、喷层剪切错动、锚杆拉断/垫板失效、巷道压顶破坏、巷道尖顶破坏、底鼓开裂、衬砌内鼓破坏、衬砌V型压裂、钢拱架错动扭曲等典型变形破坏模式及其形成机制，并分析了围岩自身低强度岩性因素和外在高地应力驱动作用。
(2)依托金川二矿1 150 m水平大巷试验研究段，采用巷道表面的三维激光扫描测量、岩体内部开裂的钻孔摄像观测、围岩不同深度变形的位移计量测相结合的方式，实现巷道变形与破坏的表-里结合、一维-二维-三维结合的综合观测。
(3)通过金川二矿深部典型巷道的现场综合观察，揭示了深部巷道围岩表面变形的空间非对称性、内部浅层和深层变形的非均匀性、时效变形增长的跳跃递进性等特征，表明了金川二矿碎裂围岩时效大变形本质上是高应力下巷道开挖诱发浅层围岩开裂，并在重分布应力驱动下使得围岩开裂深度逐步向深部转移，而这一围岩渐进破裂过程中其自身承载性能也逐步劣化，从而表现出持续的时效变形。
(4)针对金川二矿深部巷道大变形问题，提出基于功能失效和结构失稳原则的深部巷道大变形的安全管理标准，并在现场反馈分析和应用实践基础上总结了控制金川二矿深部巷道大变形灾害的“双层喷锚网+锚注”、“喷锚网注+单筋砼”等复合支护技术，充分利用喷网混凝土的表面柔性支撑与围压效应、锚杆对围岩内部的抑制开裂效应、水泥浆的充填并粘合开裂缝效应、钢筋混凝土的强刚性抗压和高围压效应等组合功能，从而形成一种“由表及里、表里结合”改善围岩受力状态、重构围岩承载圈的支护理念。
致谢 感谢金川集团股份有限公司陈得信总经理、王玉山教高和二矿李奇、韩冰、马苏龙、文皓亮、赵金田、党金鹏等高级工程师为本研究现场试验提供的帮助和测试钻孔支持。
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