煤炭长期以来是我国主要能源，随着浅部资源的日益枯竭，深部开采将成为煤炭资源开发的常态[1]。我国埋深超过1 000 m的煤炭资源占比在50%以上，主要分布在中东部地区，目前该地区的煤矿大部分已进入深部开采阶段[2]。深部煤岩体所处的“三高一扰动”复杂力学环境导致深部开采面临诸多难题和挑战，其中巷道围岩劣化、大变形和破坏机理一直是困扰深部煤炭安全高效开采的难题。发展建立深部开采巷道围岩大变形破坏的新理论和新方法是深部地下工程围岩控制的理论基础，对指导千米深井巷道围岩控制技术及工程实践具有重要意义。
在煤岩层中掘进巷道，必然会引起巷道围岩应力重新分布和应力集中，进而使围岩产生变形破坏。弹塑性理论是研究巷道围岩变形破坏最早和最经典的方法之一。早在20世纪50年代以前，FENNER和KASTNER基于莫尔库仑破坏准则，以理想的弹塑性模型和岩石破坏后体积不变假说为基础，研究得到了描述圆形巷道围岩弹塑性区应力和半径的Kastner公式;此后国内外学者以弹塑性理论为基础，开展了大量的研究和改进工作[3-10]。深部巷道围岩分区破裂化现象于20世纪70年代在南非首次发现以来就备受关注;特别是随着深部岩体工程的逐渐增多，国内外学者在深部巷道围岩分区破裂化现象、破坏过程及其形成机理等方面开展了大量的研究，取得了一系列研究成果[11-19]。20世纪90年代中期，人们认识到在原岩应力和采动应力的综合作用下，巷道围岩会产生松动破坏，这些松动破坏以及破坏过程中的岩石碎胀力就是巷道围岩控制的重点和对象，并在此基础上提出了巷道围岩松动圈支护理论[20-21]。深部开采巷道围岩变形由脆性转变为塑性，围岩流变性、扩容性不断增加。一些学者采用流变理论研究深部巷道围岩大变形破坏特征及机理，并取得了一些成果[22-27]。此外一些学者还尝试从能量的角度出发，研究巷道围岩失稳破坏机理[28-30]。
进入深部开采以后，巷道围岩不仅承受高地应力，回采巷道还要经受巷道掘进和回采引起的强烈采动应力作用。深部受采动影响的巷道围岩应力能达到数倍、甚至近十倍于原岩应力[31]。在高地应力和强烈采动应力共同作用下，巷道围岩表现出强烈的扩容性、持续变形、变形量大、破坏严重等复杂的非稳定和非线性特征，还可能引发重特大灾害[32]。深部开采条件下的巷道围岩大变形破坏理论已经成为煤炭深部开采面临的重大课题之一。深部巷道围岩是由于高地应力和复杂采动应力共同作用下产生的大变形破坏，传统理论主要考虑采动影响引起的应力加载效应，而采掘扰动对围岩应力路径和围岩稳定性的影响是一个复杂的力学问题。笔者综合考虑深部采动巷道围岩的真实应力路径与加卸载复合效应，同时考虑巷道围岩结构失稳大变形，在此基础上，初步提出了深井采动巷道围岩流变和结构失稳大变形理论。
1 煤矿千米深井采动巷道变形特征
1.1 我国煤矿千米深井数量及分布
随着浅部煤炭资源的枯竭以及开采强度的增大，我国煤矿开采深度不断增加，且正以8～12 m/a的平均速度向深部延伸，中东部地区的延伸速度达到了10～25 m/a[27]。据不完全统计资料显示，目前我国煤矿开采深度超过1 000 m的煤矿已达到50余座。图1给出了我国埋深超过千米煤矿的地理分布，图中数字代表各省份千米深井的数量。从图1可知，我国煤矿千米深井主要分布在东部和东北地区的山东、河南、安徽、河北、黑龙江、吉林和辽宁等地。其中山东有27座千米深井，占比最大，达到了49.09%;此外，我国开采深度最大的新汶集团孙村煤矿也位于山东，其最大开采深度达到1 501 m。
图1 我国煤矿千米深井地理分布
Fig.1 Geographical distribution of deep wells in coal mines in China
我国东部矿区具有新生界覆盖层厚、煤层埋藏深、基底为奥陶系承压含水层的特点，属华北石炭—二叠系含煤区。该时期煤层受印支运动、燕山运动、喜马拉雅运动及新构造运动的影响，造成煤层赋存的地质条件较为复杂，受到断层、瓦斯和水的影响也较为严重[31];然而不同区域深部矿井面临的主要灾害也各不相同，例如:山东地区深部矿井主要受冲击地压灾害;河南平顶山矿区则主要面临煤与瓦斯突出灾害，进入深部后越来越多表现为瓦斯-冲击复合灾害;安徽淮南矿区进入深部后面临瓦斯动力灾害，此外巷道围岩长时间流变大变形也是制约煤矿高效安全生产的难题之一。
中煤新集能源股份有限公司口孜东矿是我国东部典型的千米深井，目前最大开采深度达到了1 023 m。高地应力和强采动影响所带来的工程灾害也相继增多，尤其是巷道围岩长时间流变和大变形破坏造成的支护难题，这对于煤矿安全、高效开采带来了巨大挑战，本文结合口孜东矿工程地质条件开展研究。
1.2 口孜东矿采动巷道条件
1.2.1 口孜东矿概况
中煤新集口孜东矿位于淮南煤田，矿井设计生产能力为5.0 Mt/a以上。121304采煤工作面位于矿井-967 m水平西翼采区，是西翼采区13-1煤层第3个综采工作面，该工作面南邻西翼回风大巷、西翼主运胶带机大巷和西翼轨道大巷，北邻13-1煤防砂煤柱线，东北邻111304工作面采空区，东邻121303工作面采空区，西邻F5断层;上距第四系松散层底界面66.7～345.8 m，下距11-2煤层56.7～84.6 m(平均距离约70.7 m)。
1.2.2 工作面地质特征
121304工作面煤层埋深1 000 m，煤层内生裂隙发育。煤层普氏硬度系数约为1.6，密度为1.4 t/m3，平均煤层厚度(含夹矸)5.18 m;煤层含一层夹矸，主要为泥岩或炭质泥岩，平均厚度0.44 m。煤层平均倾角约为6°。基本顶为细砂岩，普氏硬度系数5.8～11.7。直接顶为泥岩、砂质泥岩及细砂岩组成的复合岩层，以泥岩为主，为泥岩，泥岩普氏硬度系数3.0～3.9。直接底为泥岩，普氏硬度系数3.1～4.1。基本底为砂质泥岩，普氏硬度系数4.7～7.3。直接底为泥岩，厚度为5.5 m，其中含0.4 m煤线。121304工作面煤层顶底板岩性组成如图2 所示，由煤层综合柱状图可知，煤层顶底板主要为泥岩和砂质泥岩。根据121304工作面附近地应力实测结果(图3)，受高地应力以及采动影响，工作面回采期间巷道围岩压力大。
图2 工作面煤层综合柱状
Fig.2 Composite columnar diagram of coal seam on working surface
图3 121304工作面巷道布置及支护示意
Fig.3 121304 Layout and support diagram of roadway in working face
1.2.3 采动巷道技术条件
工作面采用倾斜长壁三巷布置方式，即布置运输巷、回风巷和高位瓦斯抽排巷，三巷方位相互平行(图3)。采用后退式单一倾斜长壁采煤方法开采，沿煤层顶底板采用综合机械化设备，一次采全高，全部垮落法管理顶板。由于受地质构造影响，工作面开切眼分为内、外两段，外工作面长度350 m。矩形断面，锚梁网索支护，净宽×净高=9 500×4 800 mm2。
121304工作面运输巷长度1 116 m，沿13-1煤顶板施工。运输巷采用直墙半圆拱形断面，净宽×净高=6 200 mm×4 500 mm，采用锚梁网索支护:锚杆采用φ22 mm×2 500 mm左旋无纵筋螺纹钢锚杆，间排距700 mm×700 mm，每排17根;锚索采用φ21.8 mm钢绞线，在巷道顶部锚索间排距1 200 mm×1 400 mm，长度为9 200 mm，每排7根，在巷道帮部锚索间排距1 200 mm×1 400 mm，煤巷帮锚索长度6 200 mm，每排4根。
1.3 采动巷道变形特征
当矿井进入深部后，与浅部岩石力学行为相比，其本质差别在于其特殊的物化环境和复杂的应力场，外在则表现为采场和巷道围岩特别的变形破坏形式。通常深部地下工程开挖引起的应力集中水平远大于工程岩体的强度，从而导致巷道出现流变和大变形等现象。口孜东矿121304工作面运输巷采动应力测试结果表明煤壁破裂区宽度在10 m左右;工作面采动影响范围为110～200 m，23 m内为超前支承压力影响区;最大应力监测值约为20.7 MPa，应力集中系数约为1.6。
深部巷道在经受高地应力和动压影响后岩体呈松散破碎状态，大大降低了巷道围岩的整体性。采用单孔超声波测试方法，对口孜东矿121304工作面回风巷超前煤壁180,230，280 m三个测站进行围岩松动圈测试，结果如图4 所示。在超前工作面煤壁180 m之后，巷道工作面帮围岩松动圈高达3.5 m。随超前工作面距离的增加，工作面超前支承压力的影响逐渐减弱，巷道围岩松动破坏范围呈减小趋势。由此可知，在受采动影响更为严重的部位，巷道围岩松动圈发育厚度将更大。
图5为现场部分钻孔窥视仪孔壁成像结果，从图中可知巷道顶板泥岩中存在着各种层理与环向裂隙，斜交裂隙，多种裂隙，离层和破碎。将每个钻孔内围岩破裂沿钻孔由孔口到孔底依次绘制在图上，将不同孔内破碎带用样条曲线连接起来，并采用碎石纹理填充，形成测站围岩不同深度的破裂区，各破裂区之间岩体较完整。根据钻孔窥视观测结果可知，巷道顶板围岩内部存在各种状态的裂隙，这些结构对巷道顶板的完整性产生显著影响。在锚杆支护范围内，巷道围岩存在拱部裂隙带和一条破碎带，在锚杆锚固范围外至锚索锚固范围内之间，存在一条破碎带。受采动影响后，锚杆锚固范围外至锚索锚固范围内之间，存在两条破碎带，这与监测到的巷道围岩内部4.0～9.0 m范围内的位移都以剪胀变形为主的情况相符。回采侧破碎带深度达到4～5 m，实体煤侧仅3 m左右，顶板最大裂隙深度达8 m。采动对巷道围岩裂隙带的产生和扩展具有重要影响，采动影响后，锚杆与锚索锚固范围间裂隙发育。
口孜东矿121304运输巷顶板和两帮变形量和变形速度实测结果表明:顶底板及两帮在距离工作面100 m处，变形开始增加;当距离工作面在67 m时，顶底板和两帮变形速度开始明显增加，变形量达到了250 mm;在23～67 m的采动影响区域，巷道围岩变形开始急剧增加，顶底板变形量达到1.4 m，两帮移近量达到0.8 m;在23 m的超前压力段后，变形速度开始降低，但变形量一直增加，最终顶底板变形达到1.8 m，两帮移近1.1 m。图6是口孜东矿巷道变形破坏现场照片。图6(a)表明巷道掘进后部分顶板发生整体下沉，2～3个月后下沉量达到600 mm。图6(b)是巷道底板0.5 m处台阶式帮鼓，变形量1 200 mm。现场实测的底板最大变形量为1 500 mm(图6(c));而且持续变形，累计底臌量达到5 m，相当于整个巷道净高。巷道围岩的大变形造成了巷道支护体的失效，锚杆脱落、锚索脱落、锚网断裂以及混凝土喷浆离层脱落等问题(图6(d))，巷道围岩持续大变形和支护体严重破坏已经成为影响口孜东矿安全高效生产的主要难题。
图4 巷道围岩松动圈测试
Fig.4 Test of loose ring of roadway surrounding rock
图5 基于钻孔窥视图像的巷道围岩裂隙分布
Fig.5 Fracture distribution of roadway surrounding rock based on borehole peeping image
图6 巷道变形破坏照片
Fig.6 Roadway deformation and destruction
1.4 与现有巷道变形理论的差异
基于均质、连续与各向同性、小变形等前提假设的弹塑性理论模型Fenner和Kastner公式可以理想的获得围岩弹塑性变形破坏特征，但由于其塑性区体积不变的假设，这导致其在解释深部高应力巷道破裂围岩峰后大变形方面的效果并不理想。现场研究表明，高应力巷道围岩从完整到破碎再到最终碎胀大变形的过程受围岩破裂结构影响，不同围岩结构形式变形破坏特征不同，本质上均是围岩在高应力作用下的结构演化过程。
经典的巷道围岩破坏理论与千米深井采动巷道围岩变形特征的对比:
(1)软岩流变理论:该理论从围岩强度的时间效应角度解释了软岩大变形的来源，指出巷道围岩塑性区应力分布具有明显的时变特性，围压压力的来源主要由围岩塑性变形产生。而结构性流变围岩可以是碎块状、层状或板状的坚硬岩体。
(2)松动圈理论:该理论认为围岩变形主要来源于围岩变形破裂碎胀，支护结构主要承受围岩碎胀压力和破裂区自重力。在高应力作用下，峰后破裂岩体沿破裂面滑移，伴随着旋转、滑动等运动形式，使内部产生了大量的空隙，表现出宏观上的碎胀扩容，同时也存在内部空隙的重新挤密与压实。围岩变形是应力水平、岩块强度、岩体结构形式以及时间的函数，这与软岩流变机理不同。
(3)分区破裂理论:高应力作用下，岩体表现出了与软岩相似的力学时间相关性，在特殊力学条件下还会出现其他结构形式，如分区破裂化。分区破裂理论认为深部高应力环境中满足一定条件的巷道会发生分区破裂化现象，相应的支护应该遵循分区破裂的时空发育特征。深部高应力巷道围岩在强卸荷作用以及强扰动环境中，其变形破坏不再是简单的沿原有的裂隙面的滑移，而是由完整到高压之下的破裂和再破裂的过程。
目前岩石力学领域围绕深部高应力条件下围岩变形破裂问题已经有了很多探索，但多数理论分析均重点研究围岩变形破坏发生的判据及合理的支护阻力的确定方法[33]，但对后续的结构旋转、滑移、碎胀等峰后段的结构演化机制研究相对较少。基于弹塑性力学、连续介质等的巷道围岩破坏理论不能科学解释深井强采动巷道的围岩劣化、大变形与破坏机理。
2 强采动巷道流变和结构失稳大变形理论框架
2.1 强采动与大变形的概念及内涵
深部巷道不仅承受高地应力，回采巷道还要经受巷道掘进和回采引起的强烈采动应力作用。在巷道掘进和工作面回采过程中，受采掘活动影响，巷道围岩内的应力场将重新分布，出现应力降低和应力集中，且采动应力场处于不断的变化调整状态。通常，千米深井采动巷道会受到更加强烈的采动影响。从现场工程实践的角度，巷道受掘进回采多次影响、工作面采高大、工作面长度大、回采速度快、重复多次采动等都可以称之为强采动。从力学的角度讲，强采动的本质是受多次采动、大范围开采等影响而导致的巷道围岩应力路径发生急剧改变，偏应力和应力梯度增大，且导致围岩损伤破裂，出现围岩大变形。基于此，提出采动系数的概念，并定义采动系数为
(1)
式中，m为采动系数;k为峰值系数;
为原岩应力;
为围岩等效屈服应力，且
为围岩劣化系数;Rc为围岩单轴抗压强度。
当m<0时，围岩处于弹性阶段;0≤m<1时，围岩局部破坏;m≥1时，围岩进入强采动状态。根据口孜东矿现场和实验室实测数据，口孜东矿121304工作面运输巷围岩的采动系数达到1.288，已经处于强采动状态。
在“小变形”基础上发展的力学理论都假定位移和形变是微小的，即假定物体受力后，所有各点的位移都远小于物体原来的尺寸，在建立物体变形后的平衡方程时可以用变形前的尺寸代替变形后的尺寸而不引起显著的误差[34]。“小变形”力学理论要求巷道围岩的变形量相对巷道尺寸为无限小，然而这与实际工程相差甚远。特别是千米深井巷道在高地应力和强采动影响叠加作用下，巷道围岩常常表现出长时间的大变形破坏形式。目前巷道围岩大变形没有明确统一的定义。工程中通常认为巷道围岩产生影响使用的变形即称为大变形。例如，在隧道方面，从预留变形量出发，认为围岩变形超出初期支护的预留变形量，即单线隧道初期支护发生超过25 cm的位移，双线隧道发生大于50 cm的位移时认为发生了大变形[35]。此外也有学者从支护的角度出发，将地下工程中的常规支护变形不能得到有效抑制，且该变形具有累进性扩展和时间效应两大特征，给施工处理带来较大困难的变形现象称之为大变形[36]。
研究表明，当应力和围岩强度比>2.3时，即能产生比正常施工情况下大1倍的变形[36]。大变形不仅与围岩性质有关，还与其所处原岩应力、采动应力、采动强度、时间效应等密切相关。巷道围岩大变形破坏实质上是围岩应力超过其强度，且与偏应力共同作用下，导致巷道围岩出现峰后变形破坏，产生严重影响巷道使用的形变称为采动巷道大变形。采动巷道围岩大变形具有显著的长时流变性和围岩结构整体滑移特征。例如，口孜东矿采动巷道在高强度锚固支护作用下，围岩锚固结构范围外的关键承载区域发生了滑移变形，导致巷道围岩锚固结构体整体向外滑移，产生持续的大变形，巷道两帮变形量可达1 m以上。
2.2 强采动巷道围岩流变和结构失稳大变形理论框架
煤矿千米深井巷道开挖后，围岩行为迅速表现为复杂的非稳态、非线性特征，千米深井巷道围岩由浅部的稳态小变形转变为深部的强动压、长时强流变。其核心科学问题是“高地应力与采动应力叠加作用下围岩应力场、裂隙场时空演化规律及大变形机理”。基于现场千米深井强采动巷道围岩变形现象，聚焦深部高应力强采动与松软煤岩体的相互作用过程及矿压显现特征，初步提出了深部强采动巷道围岩流变和结构失稳大变形理论框架如图7所示。其核心思想为:
(1)大结构运动。采动巷道高位坚硬顶板断裂造成大结构运动，释放大量能量，并引发更加强烈的动载荷。大结构的运动通过中间岩层向巷道近表围岩传递力的作用。
(2)围岩劣化。高地应力与强采动导致巷道围岩物性劣化，强度衰减，巷道围岩进入塑性或峰后破坏状态。其中围岩泥化水化是诱导千米深井围岩失稳的主要因素。
(3)应力梯度与偏应力诱导裂隙扩展。巷道开挖与强采动形成不同方向的加卸荷效应，造成巷道围岩偏应力和应力梯度增高。侧向卸荷竖向加载等应力路径影响高应力岩石的应力应变规律与破坏特征，工程中表现为高地应力与深井强采动巷道围岩裂隙场演化及其与应力场的关系。
(4)软岩流变与结构性流变大变形。巷道塑性区劣化后的围岩发生显著的流变。现场观测表明巷道围岩破坏深度已经超出了锚固系统的支护范围，巷道帮出现锚固体(支护系统)整体挤出流变，即锚固体的结构性流变。由传统的软岩流变上升至软岩流变与锚固体结构性流变大变形。
(5)破裂岩体扩容。松动圈内破裂岩体的碎胀扩容，峰后块裂岩体沿破裂面滑移，伴随着旋转、滑动等运动形式变形，此为小结构运动。巷道近表围岩表现出强烈的扩容性、持续变形、变形量大、破坏严重等特征。
图7 强采动巷道围岩流变和结构失稳破坏大变形示意
Fig.7 Large deformation of rock flow and structural instability and destruction in strong mining roadway
以上5个方面存在内在的逻辑递进关系，也反映了煤矿千米深井强采动围岩应力场、裂隙场演化及大变形渐进破坏失稳过程。该理论抓住千米深井巷道围岩物性及状态转化关键性矛盾，从深部环境、深部岩体及强烈施工扰动相互作用出发，揭示深部巷道围岩应力场时空演变规律和大变形与破坏机理。
3 强采动巷道围岩流变和结构失稳大变形理论的基本问题
3.1 深井采动巷道围岩应力环境
随着采深的增加，原岩地应力逐渐增加。大量研究表明垂直应力随采深呈现线性增长关系。千米深井巷道开挖前围岩处于高地应力状态，根据口孜东矿121304工作面运输巷周边地应力现场实测结果，其垂直原岩地应力高达25.12 MPa;而根据实验室测试结果可知，运输巷所处的13-1煤的单轴抗压强度平均值仅为10.08 MPa。由此可知，仅自重引起的垂直原岩地应力就已经远远超过了巷道围岩的抗压强度。
深部巷道开挖打破了原岩应力场的平衡，巷道围岩由三向应力平衡状态转化为双向非等压应力状态;此外，巷道还会受多次强烈的采动影响，围岩应力场将发生明显改变，产生很高的集中应力和偏应力。根据口孜东矿现场实测，采动应力集中系数可达1.6，最大的采动应力高达40 MPa。高原岩应力和高采动应力叠加影响，使沿巷道径向的浅部围岩处于峰后阶段，造成围岩长时间的塑性流变破坏。
通常回采巷道围岩要经历巷道掘进、回采、二次回采(沿空留巷)等多次采动影响。上述采动影响的本质就是对围岩的反复加卸载过程，而且不同方向的应力加卸载路径也各不相同。千米深井巷道开挖过程会导致围岩的侧向卸荷、竖向应力集中，而在工作面回采过程中，受强采动影响还会导致巷道围岩竖向进一步加载;而在沿空巷道阶段，又会发生竖向载荷卸载。图8给出了回采巷道围岩侧向卸荷竖向加载的应力路径示意，从而为开展深入的实验和理论研究奠定了基础，其中，σ1，σ2，σ3分别为最大主应力，中间主应力和最小主应力。
3.2 偏应力和梯度应力对巷道围岩的作用
深井巷道开挖与强采动影响，巷道围岩受到垂直方向加载水平方向卸载的加卸载效应，偏应力和应力梯度增大，导致围岩损伤破裂，出现巷道围岩大变形。为此，自主研制了梯度应力真三轴加载实验系统(图9)，主要由真三轴加载系统、梯度应力加载系统、声发射实时监测装置等组成。
巷道开挖与高强度回采对围岩形成不同方向的加卸荷效应，主要表现为侧向卸荷竖向加载。根据巷道围岩侧向卸荷竖向加载应力路径概念模型，采用梯度应力真三轴加载实验系统，设计开展了泥岩双轴加载、真三轴加载和真三轴加卸载下偏应力试验(图10)。
试验研究结果表明:泥岩强度随偏应力的减小呈增大趋势;三轴加卸载条件下，泥岩动态破坏时间变短。图11给出了3种不同偏应力路径试验下的泥岩破坏形态结果，从图11可以看出双轴加载时，泥岩破坏形态呈现为层状破裂，主要破坏方式为拉破坏和剪切破坏。真三轴加载时，破坏形态为“V”形，主要破坏方式为剪切破坏。真三轴加卸载时，破坏形态呈现为层状破裂，破坏方式为拉破坏和剪切破坏共存，且随着中间主应力增大，层裂破坏现象越来越明显，且裂隙密度增大。
图12为梯度应力作用下应力场动态演变过程。从图12可以看出，随着加载的进行，煤样发生损伤微裂纹，从而导致初始的梯度应力发生变化，梯度应力并没有完全按照设计的路径进行加载，试样局部应力发生跃升—下降—迁移—再跃升等系列的动态演变过程。
图8 采动巷道围岩应力路径示意
Fig.8 Stress path of mining roadway surrounding rock
图9 偏应力与梯度应力真三轴加载实验系统
Fig.9 Experimental system for triaxial loading of partial stress and gradient stress
图10 双轴、真三轴加载、真三轴加卸载偏应力试验结果
Fig.10 Test results of biaxial,true triaxial loading,true triaxial loading and unloading partial stress
图11 双轴、真三轴加载、真三轴加卸载偏应力试验结果
Fig.11 Test results of biaxial,true triaxial loading,true triaxial loading and unloading partial stress
图12 梯度应力作用下应力场的动态演变过程
Fig.12 Dynamic evolution of stress field under gradient stress
图13 煤样梯度应力加载破坏形态
Fig.13 Coal-like gradient stress loading failure pattern
煤样在梯度应力加载下，先在试样左侧高应力区域内部发生损伤;接着，试样右侧高应力区也发生微损伤;之后，损伤逐渐向试样中间地应力区域延伸。如图13所示，梯度应力作用下，煤样局部高应力发生层状劈裂破坏，之后应力向地应力区转移，最终导致整体非均匀层裂失稳破坏;应力梯度使试样破碎程度更加剧烈，碎胀现象更加明显。试样完全破坏时，声发射定位结果较好的反映了梯度应力加载试样内部损伤—微裂纹—裂纹扩展贯通破坏的演化过程。
3.3 巷道围岩锚固承载结构流变大变形
煤巷帮因开挖形成自由面，导致帮部围岩的水平方向卸荷，竖直方向加载;且帮部围岩由浅至深的水平应力逐步增大，并恢复至原岩状态。而巷道顶底板的刚度一般相对较大，导致巷道帮浅部围岩易形成竖直方向(平行于帮)的层裂。主承载区域围岩处于浅部围岩与深部围岩之间，其在峰值切向应力作用下发生高应力的剪切滑移破坏。受破裂面的起伏的影响，破裂面发生滑移碎胀，但受到周边围岩的约束其破裂面法向上发生压缩变形，这与传统的实验室等法向力直剪试验的边界条件不同。承载区剪切滑移破坏的围岩在破裂面法向上受到周边围岩的约束，其剪胀变形受到约束，沿节理面凸起爬升效应，沿法向上的碎胀。其法向上为恒刚度约束，而非恒法向力约束。因此，随着剪切的进行，法向力水平会越来越高，节理面凸起被剪切及摩擦消耗，节理面粗糙度趋于稳定，相应的，节理面滑动摩擦系数也趋于稳定。此时，在浅部围岩承载结构能够提供恒定支护阻力的前提下，围岩若没有受到采动压力的影响，则处于稳定滑移，表现出稳态流变的特征;反之，若围岩受到采动压力的影响，则变形速度相对急剧，整体表现为加速流变的特征。
如果浅部围岩与锚杆、锚索或钢棚等支护构件组成的复合承载结构提供的支护阻力足够大，承载区围岩在这个支护阻力条件下所拥有的抗剪/抗滑强度大于承载区围岩滑动的驱动力，那么围岩停止滑动，巷道则处于稳定状态。相反，若浅部围岩承载结构发生变形卸荷，约束围压水平降低，巷道围岩切向应力峰值向围岩深部迁移寻求新的承载区域。
在深部高应力条件下，巷道围岩大范围破坏，松动圈发育厚度达2～4 m，有的甚至达到5～7 m，而锚杆支护结构的控制范围一般为2～3 m，虽然杆体强度很高，浅部围岩中的锚固体因锚固作用层裂不明显，锚固体以里的煤岩体产生竖向层裂扩容，且承载区围岩剪切滑动对浅部层裂围岩产生向巷道内的驱动力。随着时间的延长，扩容与驱动力导致浅部锚固体出现结构体滑移，其组成的承载结构发生了整体性的挤入，无法有效控制深部围岩结构性流变。深部高应力结构性流变大变形巷道围岩具有破碎程度高、松动圈发育范围大的显著特征。与低应力巷道相比，支护环境特征有了明显不同。一方面，围岩破碎整体承载能力差，普通锚杆长度处于结构性流变范围内，锚固范围内岩体与锚杆一起被推入到巷道内，无法起到相应的锚固效果。另外，若没有强护表结构，很多锚杆被拉断或者嵌入围岩内部，锚杆间的活石则向巷道内部挤入，形成网兜或直接冒落。口孜东矿121302运输巷全断面采用杆屈服体强度为700 MPa，直径为22 mm的高强锚杆配合21.8 mm直径锚索支护，巷道仍存在整体变形现象(图14)。数值模拟结果(图15)表明，巷道围岩破坏深度已经超出了锚固系统支护范围，巷帮出现锚固体(支护系统)整体挤出流变，即锚固体结构性流变特征。因此，对于深部高应力结构性流变大变形巷道，应该使用强护表构件，增加锚杆长度，减小间排距，充分发挥锚杆支护性能，形成有效的组合控制结构，防止大范围扰动推动浅部承载结构整体挤入，或偏压导致的肩角等局部位置大变形导致的巷道功能失效。
图14 口孜东矿121304工作面运输巷道煤帮发生 流变大变形破坏
Fig.14 Flow change and large deformation of coal gang in tran- sport roadway of 121304 working face of Kouzidong Coal Mine
3.4 巷道围岩结构失稳大变形
大结构失稳变形:采场上覆岩层的活动、特别是基本顶岩层的破断是引发巷道压力强烈和变形剧烈的主要原因。工作面回采后，上覆岩层发生破断、回转、下沉。基本顶岩层破断后，将在回转力矩的作用下向本工作面回转下沉，进而破坏了工作面前方顶板结构原有的平衡状态，引发顶板下沉，并在工作面附近形成较高的支承压力。巷道围岩稳定性与采场侧向顶板结构的位态有很大关系，采场侧向顶板结构稳定时，传递到巷道支护结构的应力是一定的，巷道结构容易保持稳定;采场侧向顶板回转或下沉时，将造成巷道支护结构的强烈动压影响和大变形，巷道支护结构不易稳定，巷道围岩支护结构在强烈的采动影响下，常发生整体移动大变形。
松动圈内破裂岩体运动失稳大变形:巷道围岩在采动应力作用下发生劣化、破裂等现象，进而造成巷道持续大变形。采场侧向结构造成的强烈支承压力集中现象，进一步加剧了围岩的变形和破坏。在巷道支护结构的破坏过程中，相对薄弱的部分将对巷道支护结构的稳定起到关键作用。当巷道底板较软弱时，底臌严重，进而会造成巷道两帮的大变形;当煤体较软弱时，帮部的大变形将导致巷道空间不足、顶板严重下沉，同时由于底板集中应力分布的不均衡性，软弱底板的鼓起也是不对称的。
图16分别给出了不同支护强度下的巷道围岩结构失稳及破坏模式数值模拟和物理实验结果，由图16可知，巷道无支护或弱支护条件下，巷道围岩主要表现为劈裂张拉型结构大变形破坏模式;巷道强支护时，巷道围岩主要表现为剪切滑移型结构大变形破坏模式;随着支护强度的增加，锚固结构破坏特征由张拉裂纹为主的脆性破坏向剪切滑移为主的塑性破坏转化。
结构效应导致巷道围岩出现破裂后反复破裂的现象，图17给出了巷道碎裂围岩锚固结构失稳演化过程。由于护表阻力小，锚杆间的煤体变形得不到有效控制，进而引起巷道围岩应力向围岩深部转移，导致锚杆的握裹力不断下降，从而引起锚杆锚固力降低并造成锚固系统整体渐进失效，进而演化成冒顶和片帮等非连续大变形破坏。因此应在保证直接作用区锚固效果的同时，更注重护表构件与松散围岩的作用及护表构件与锚杆之间的耦合作用。
图15 巷道围岩锚固体整体挤出示意
Fig.15 Overall extrusion of rock anchor solid in roadway
图16 不同支护条件下巷道围岩结构失稳及破坏模式
Fig.16 Instability and failure patterns of roadway surrounding rock structure under different support conditions
图17 碎裂围岩锚固结构失稳示意
Fig.17 Loading diagram of anchor structure instability of fractured surrounding rock
4 结 论
(1)与浅部相比，煤矿深井巷道开挖后，在高地应力和强烈采动应力共同作用下，围岩行为迅速表现为复杂的非稳态、非线性特征，深井巷道围岩由浅部的稳态小变形转变为深部的强动压、长时强流变。
(2)探讨了煤矿巷道强采动和大变形的概念与内涵。提出了采动系数的概念，考虑偏应力和梯度应力，给出了强采动的定义;采动巷道围岩大变形破坏实质上是围岩应力超过其强度，导致围岩出现峰后变形破坏，采动巷道围岩大变形具有显著的长时流变性和围岩结构整体滑移特征。
(3)基于现场千米深井强采动巷道围岩变形现象，聚焦深部高应力强采动与松软煤岩体的相互作用过程及矿压显现特征，提出了深部强采动巷道围岩流变和结构失稳大变形理论框架。
(4)深井采动巷道围岩流变和结构失稳大变形理论的核心思想是巷道围岩结构运动、围岩劣化、梯度应力和偏应力诱导围岩裂隙扩展、软岩流变与结构性流变大变形、破裂岩体长时扩容;基本问题包括深井采动巷道围岩应力路径、基于应力路径的偏应力和梯度应力对巷道围岩的作用机理、巷道围岩锚固承载结构流变大变形、巷道围岩结构失稳大变形。
(5)偏应力和梯度应力导致巷道浅部围岩张拉劈裂扩容和承载区围岩剪切滑动，且承载区围岩剪切滑动对浅部张拉劈裂围岩产生向巷道内的推力，扩容与推力导致浅部锚固体出现结构体滑移流变和整体性的挤入。由传统的软岩流变上升至软岩流变与锚固体结构性流变大变形。
(6)巷道围岩结构失稳大变形包括上覆岩层大结构失稳导致的整体移动大变形和松动圈内破裂岩体运动失稳大变形。
致谢 国家重点研发计划项目“煤矿千米深井围岩控制及智能开采技术”及课题一“千米深井强采动巷道围岩大变形与破坏机理”所有参加人员都对本论文的形成作出了不同程度的贡献，在此一并表示感谢。
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