Experimental study on progressive collapse of tied-back retaining system of excavations induced by partial over-excavation or surcharge loading
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摘要: 超挖或超载导致的基坑垮塌事故时有发生，然而局部超挖超载情况下基坑连续垮塌的全过程演化机理仍缺乏深入研究，限制了对此类基坑事故的针对性预防和控制。依托两起基坑垮塌案例，设计了桩锚支护基坑连续破坏模型试验，研究了局部超挖或超载对单道锚杆支护结构变形、土压力、锚杆轴力、支护桩及冠梁内力等的影响。结果表明，基坑局部超挖后，基坑外产生的土拱效应和冠梁荷载传递效应将导致邻近区域支护桩和锚杆内力大幅上升，此情况下超挖区内锚杆局部失效将进一步加剧这两个效应，引发邻近未失效锚杆连续破坏。支护桩嵌固深度较小时，锚杆失效后桩身弯矩始终减小，最终由于桩顶缺少约束而发生倾覆破坏；相反，当嵌固深度较大时，被动区土体对支护桩约束作用较强，最终支护桩的弯矩绝对值将显著提高，更可能发生弯曲破坏导致基坑垮塌。基坑正常开挖深度越大，超挖及锚杆失效产生的土拱效应越强，触发锚杆连续破坏所需的初始破坏锚杆越少，抗连续破坏能力越弱，应考虑局部加强锚杆，将局部破坏限制在一定范围。基坑顶部超载量过大将导致锚杆自超载范围中心向远端依次失效，进而引发基坑垮塌。锚杆设置高度不同，触发锚杆连续破坏的超载量不同，连续破坏路径和为应对潜在的超载风险需重点验算的构件也可能不同。锚杆设置在腰梁上时，超载情况下，锚杆的荷载传递系数大于支护桩，需优先考虑对锚杆进行局部加强设计；锚杆设置冠梁上时，触发锚杆连续破坏所需的超载量较腰梁工况更大，超载情况下，支护桩的荷载传递系数大于锚杆，应优先对支护桩考虑附加荷载作用进行设计。Abstract: Collapse accidents of tied-back excavations caused by over-excavation or overloading occasionally occur. However, the studies on the mechanism of progressive collapse under these conditions are still lacking, which limits the targeted prevention and control of such accidents. Based on two cases of excavation collapse, the model tests on the progressive failure of tied-back excavations are designed to investigate the influences of partial over-excavation or overloading on the deformation, earth pressure and internal forces of the anchors, piles and capping beam. The results show that after partial over-excavation, the soil arching effects generated outside the excavation and the load transfer effects of the capping beam cause a significant increase in the internal forces of the adjacent piles and anchors. Under this condition, the two effects are exacerbated by partial failure of anchors in the over-excavation area, leading to the progressive failure of the adjacent anchors. If their embedment depth is small, the bending moment of the piles decreases after the failure of the anchors, and finally the overturning failure occur due to the lack of constraint on the pile top. On the contrary, the maximum bending moments will increase and eventually leads to bending failure and collapse. The deeper the normal excavation depth, the stronger the soil arching effects caused by over-excavation and anchor failure, and the worse the capability to resist progressive failure of excavations. Therefore, the reinforcement of the anchors should be given priority to prevent progressive failure in the partial component strengthening method. The excessive surcharge load will cause progressive failure of the anchors from the center of the overloading area. Different anchor placement heights lead to different surcharge loads required to trigger the progressive failure of the anchors, the progressive failure path and the components that need to be specially checked against potential surcharge loading risks may also be different. When the anchors are set on the waler beam, the load transfer coefficient of the anchors is greater than that of the piles under surcharge loading, and the priority needs to be given to the design of local reinforcement of the anchors. When the anchors are set on the capping beam, a greater surcharge load is needed to trigger the progressive failure, and the load transfer coefficient of the piles is greater than that of the anchors, and the priority should be given to the design of the piles.
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0. 引言
中国华东、东北、华北大部分煤矿已进入600 m以下深度开采，强矿震事件屡有发生，严重威胁着井下矿工和地面居民的安全，以及深部矿井的安全、绿色、高效生产[1]。2019年6月9日，龙家堡煤矿开采时发生2.3级矿震（开采深度近900 m），造成9人遇难，10人受伤。东滩煤矿六采区4个工作面已累计发生1.5级以上矿震逾240次。为了防止或减少矿震等其他动力灾害，已有水力压裂[2]、采空区充填[3]、深孔爆破等防治技术[4-5]。此外，优化采煤布置和无煤柱开采技术也被用于防止矿震的发生。与其他方法相比，深孔爆破成本低，可控性好，在许多深部煤矿取得了良好效果[6]。
与浅部煤层不同，深部地应力大，地质条件恶劣，煤岩体的动力响应变化明显[7]。通过深孔爆破过程中爆炸产生的高温高压气体，可使覆岩损伤及岩石的承载能力下降，从而降低煤层开采时煤层上方出现大规模顶板悬空的可能性[4-5, 8]。李杨杨等[9]发现，深孔爆破后，采煤过程中应力集中区的电磁辐射明显减少。刘金海等[10]开展了现场原位钻孔力学试验，研究了深孔爆破对煤岩动力灾害的控制机理。贾传洋等[11]采用了PFC和FRACOD等不同的数值模拟方法，研究了不同钻孔布置和爆破参数下爆炸裂纹的分布和形态。深孔爆破的理想结果是在爆炸波的作用下，使钻孔附近的上覆岩层充分破碎，孔间的裂缝相互连通，使应力得到充分释放，但其控制矿震的效果也受多种因素的影响，包括地质构造[12]、地应力、地层力学特性[13]、钻孔参数（直径、深度、角度）[14]以及装药等爆破参数[6]。
为了评价煤岩体的应力释放及弱化效果，学者们提出了一些评价标准。朱斯陶等[15]提出了能量耗散指数法来评价上覆岩层的应力释放程度，根据能量耗散理论，能量耗散指数越高，煤岩体中的应变能量积累就越低。Zhang等[5]提出了岩石强度降低指数法，用岩体应力释放前后的强度峰值差来反映应力释的效果。不同爆破孔之间的裂纹萌生、扩展和穿透程度也被用来解释应力释放效应[5, 14]。Konicek等[16]从地震效应的角度评估了应力爆破在不同开采阶段控制冲击地压的效率。
本文通过现场监测、理论研究、数值模拟等手段，以东滩煤矿深部煤层开采矿震事件频发为背景，研究了深部采煤过程中深孔爆破前后矿震的空间分布特征及支架阻力的变化情况，利用数值模拟分析了深孔爆破过程中上覆岩层应力及位移演化规律，评价了深孔爆破的防治强矿震灾害效果，揭示了深孔爆破顶板预裂卸压及其对覆岩活动的影响机制。
1. 工程背景和钻孔爆破方案
1.1 工程背景
东滩煤矿位于山东省邹城市，其周围有4个矿区，包括鲍店煤矿（西南）、兴隆庄煤矿（西北）、南屯煤矿（东南）和星村煤矿（东）。从地质结构上看，东滩煤矿位于兖州向斜的核心位置，矿区为石炭二叠系山西组煤田，划分为7个采区。6采区位于南翼，目前主要开采煤层为3上煤层，埋深约670 m。3上煤层的厚度为4.12~6.70 m，平均为5.41 m。
6采区长约3.4 km，宽1.8~2.8 km，面积约6.9 km2。63上06工作面位于六采区中部，南翼辅助运输巷西侧，与已开采的63上05工作面相邻。63上06工作面长1500 m，宽260 m，标高−604.5~−670.3 m，平均标高为−637.4 m（图 1）。工作面的开采顺序：63上04工作面⇒63上05工作面⇒63上03工作面⇒63上06工作面，如图 1所示。相邻工作面之间设置了3.5 m小煤柱。其中63上03工作面、63上04工作面和63上05工作面已被开采，截至2023年3月，63上06工作面已推进到1050 m。
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图 1 东滩煤矿位置及六采区工作面划分Figure 1. Location of Dongtan coal mine and division of panels in No.6 mining area3上煤层的直接顶板为深灰色粉砂岩，平均厚度为5.73 m，其抗压强度、抗拉强度和弹性模量分别为107.14，7.57，50.89 GPa。基本顶为灰白色中砂岩，层厚为30.87 m，抗拉强度为8.61 MPa，抗压强度为90.25 MPa，弹性模量为36.63 GPa。在基本顶以上94.88~314.1 m处发育有厚硬砂岩层。表 1列出了3上煤以上岩层的主要物理力学参数。
表 1 东滩煤矿6采区上覆岩层的主要物理力学参数(#170钻孔)Table 1. Main physical and mechanical parameters of overlying strata in No. 6 mining area of Dongtan coal mine (drilling #170)序号 岩性 厚度/m 抗压强度/MPa 抗拉强度/MPa 弹性模量/GPa 泊松比 序号 岩性 厚度/m 抗压强度/MPa 抗拉强度/MPa 弹性模量/GPa 泊松比 1 表土层 123.08 — — — — 10 细砂岩 13.38 46.76 3.17 9.85 0.30 2 粉砂岩 115.66 85.60 8.17 21.01 0.29 11 中砂岩 5.50 103.01 6.65 30.13 0.27 3 细砂岩 21.06 68.35 5.14 20.66 0.26 12 砂质泥岩 3.08 54.87 2.47 13.80 0.26 4 中砂岩 24.66 50.97 7.06 12.45 0.22 13 中砂岩 30.87 90.25 8.61 36.63 0.23 5 细砂岩 54.17 68.35 5.14 20.66 0.26 14 黏土岩 1.10 28.44 2.74 15.00 0.33 6 细砂岩 219.22 72.35 6.92 19.29 0.21 15 粉砂岩 1.69 74.88 6.46 24.23 0.25 7 细砂岩 51.29 78.87 7.82 15.52 0.16 16 中砂岩 0.72 106.58 6.23 43.35 0.24 8 细砂岩 12.98 33.34 5.29 19.34 0.25 17 粉砂岩 5.73 107.14 7.57 50.89 0.26 9 泥岩 8.65 — — — — 18 3上煤 5.39 — — — — 矿井安装了由波兰开发的16通道微震监测系统，系统中包括低频井下地震仪，微震信号通过电力传输线传输到地面。7个传感器安装在6采区地下巷道的不同位置（图 1）。传感器记录频率范围为0~150 Hz，采样频率为500 Hz。东滩煤矿6采区以往的煤层开采过程中发生了大量的强矿震（E > 105J），引起了极大的社会恐慌，也引起了政府的高度重视。63上03工作面发生了强矿震事件19次，63上04和63上05工作面分别为39，55次。与其他已采工作面相比，自2020年2月开采以来，63上06工作面已经发生了27次以上强矿震事件（表 2）。
表 2 6采区63上03-06工作面微震事件监测统计Table 2. Microseismic events on 63upper 03-06 panels in No. 6 mining area工作面 起止时间 微震事件总数 强矿震事件总数 强矿震事件占比/% 最大矿震事件 63上03 2018.12—2020.02 727 19 2.61 2.42×106 J 63上04 2015.12—2016.12 2187 39 1.78 8.82×106 J 63上05 2017.08—2018.08 7857 55 0.70 1.45×107 J 63上06 2020.02—2021.03 5867 27 4.60 6.81×106 J 1.2 钻孔爆破方案
为了减少或消除大能量的矿震，在工作面附近共计实施了4次深孔爆破。如图 2（a）所示，在工作面相邻的两个液压支架之间的空隙中以80°的向上角度向目标岩层钻孔。钻孔深度为90 m，装药段为46 m，每个爆破孔装药90 kg。其中第4次深孔爆破中的爆破孔装药120 kg。
由于受到多岩层、相邻采空区、地质构造等因素的影响，很难得到合理的爆破理论设计。本文中的4种爆破方案主要是根据现场经验、反复尝试确定的，即在煤矿开采过程中，根据矿井矿震情况，逐步优化爆破方案（图 2（b），（c））。
为了对比分析爆破效果，4种设计的钻孔排布并不一样。第1次爆破时，不考虑相邻采空区的影响，采用对称的顶板弱化方案。事实上，相邻采空区顶板对矿震的发生有很大的控制作用。因此，后3种方案的深钻孔均向邻近工作面（63上05工作面）采空区方向倾斜。
2. 深孔爆破顶板卸压防控矿震效果评价
2.1 深孔爆破前后矿震空间分布特征
通过在采区地面及井下布置微震监测传感器实时监测采煤引起的矿震事件，分析63上06工作面顶板深孔爆破卸压防控矿震的效果。
图 3为4次深孔爆破前后的矿震事件空间分布统计。63上06工作面采取深孔爆破前，矿震活动集中分布在工作面后方采空区附近，分布范围小且大能量矿震较为频发。前3次爆破后，大部分矿震发生在工作面前方及相邻采空区上方，第4次深孔爆破加大装药量后，矿震事件主要集中于工作面前方，说明工作面前方顶板岩层得到了提前破断。
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图 3 63上06工作面深孔爆破前后矿震空间分布特征Figure 3. Spatial distribution characteristics of mine earthquakes before and after deep-hole blasting in 63upper 06 panel同时，结合矿震剖面分布特征，受顶板深孔爆破作用，矿震平均深度由爆破前的-553 m下降到-630 m，距3上煤层约40 m（图 4）。引起矿震空间分布特征变化的主要原因是利用了深孔爆破技术对上覆厚硬顶板进行了预裂卸压，目标高位岩层被弱化或强制冒落导致大量应变能转移至工作面前方和相邻采空区上覆岩层。在煤层采动应力影响下，上覆厚硬岩层逐渐发生破坏和断裂。
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图 4 爆破前后矿震平均发生高度Figure 4. Average depth of mine earthquakes before and after deep-hole blasting深孔爆破前，微震事件的能量基本维持在103 J，且强矿震（E > 5×105 J）的数量相对较多（即2020年2月—2021年2月共发生强矿震13起）。爆破后，微震事件的能量增加了一个数量级（104 J），但强矿震灾害明显减少或基本被消除，超过5×105 J能量的矿震事件仅3起（即2021年4月22日，E=9.5×105 J；2021年5月12日，E=7.68×105 J；2021年7月15日，E=7.73×105 J）。目标岩层在深孔爆破后，炮孔周围形成了一定范围的爆破松动圈及裂隙区[17]，在松动圈周围岩体会产生局部应力集中，坚硬顶板被有效弱化而失去或部分失去承载能力。
结果显示，深孔爆破技术可有效预裂、弱化煤层上覆厚硬顶板，切断覆岩应力的传递路径，主动释放上覆岩层积聚的弹性能，从而达到顶板卸压的目的。虽然不能完全消除矿震灾害，但可以显著降低大能量矿震诱发的风险，保障深部矿井安全、高效生产。
2.2 深孔爆破引起井下支架阻力变化
为研究深孔爆破前后顶板来压情况，对63上06工作面安装的147个液压支架的支架阻力情况进行了监测。图 5为第二次深孔爆破过程中63上06工作面支架阻力的演化特征。第二次爆破沿工作面依次布置6组钻孔，每组3个，爆破顺序为第六组→第二、四组→第一、三、五组，分3 d完成。
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图 5 深孔爆破下支架阻力演化特征Figure 5. Evolutionary characteristics of support resistance under deep-hole blasting从图 5中看出，2022年4月7日第六组钻孔爆破后支架阻力无明显变化，说明顶板岩石产生的裂缝未形成贯通，岩石整体未发生显著破裂；4月8日第二组、第四组钻孔爆破后，支架阻力发生了不同程度的变化，顶板岩石发生初步破断；4月9日，剩余的第一、三、五组钻孔进行爆破，爆破后井下支架阻力产生了较显著的增加，说明顶板岩石在爆破作用下产生了较明显破裂。
在第二、四组爆破后，目标岩层已发生一定程度的破裂、下沉，但裂隙未完全贯通未使岩层发生断裂、垮落；在第一、三、五组爆破后，爆破引起的岩石裂隙区范围扩大，在上覆荷载及爆破动载作用下，顶板岩石裂隙贯通而发生破断，切断了荷载传递路径，上覆荷载传递至工作面前方导致支架阻力发生上升。
3. 深孔爆破覆岩损伤演化规律
3.1 爆破覆岩破坏分区理论计算
岩石爆破损伤断裂过程包括爆炸应力波动作用过程和爆生气体准静态作用过程[18]两个阶段。在应力波引起的切向拉应力作用下，岩体中将产生拉裂破坏区，即岩体在爆破应力波作用下发生拉伸破裂的条件符合纯脆性断裂准则。而应力波在爆破中区形成拉裂破坏后，在爆生气体膨胀压力和原岩应力作用下，爆破中心区域的裂纹将产生进一步的扩展，从而使裂隙区范围进一步扩大，即在爆生气体压力场作用下的裂纹的扩展断裂的条件符合准脆性断裂准则。由此可知，受岩石物理力学特征和装药条件因素影响，岩体对两种效应的响应（即断裂准则）存在差异且岩石损伤形式（即断裂机理）均有所不同。
基于圆柱形空腔膨胀理论，爆破诱发的岩石破坏区可划分为3部分[19]，即Ⅰ-破碎区（爆炸冲击波作用），Ⅱ-裂隙区（爆炸应力波和爆生气体作用）和Ⅲ-弹性震动区（爆炸应力波），如图 6所示。爆炸应力波使岩石微裂纹发生了稳态扩展而止裂，爆生气体的二次扩展是在已经发生了扩展的微裂纹尖端损伤局部化的结果。
炸药爆炸产生的部分能量消耗于岩石的压缩、破碎，在炮孔附近形成破碎区。基于爆炸荷载作用下岩石破坏区划分，通过经验公式计算深孔爆破不耦合装药条件下岩石破碎区（Rc）、裂隙区（Rp）和弹性震动区半径（Rs）[19]：
Rc=(√2ρ0D2nK−2γleB16σcd)1αrb, (1) B=√(1+b)2+(1+b2)−2μd(1−μd)(1−b)2, b=μd1−μd, α=2−μd1−μd, } (2) Rp=(√2σRB2σtd)1β(√2ρ0D2nK−2γleB16σcd)1αrb, (3) Rs=(1.5∼2.0)3√qe。 (4) 式中：ρ0为炸药的密度（kg/m3）；D为爆炸速度（m/s）；σcd为岩石单轴动态抗压强度（MPa），σcd=ε1/3σc；ε为应变率（10 s-1）；μd为岩石动态泊松比，μd=0.8μ；K为装药径向不耦合系数，即炮孔半径和装药半径之比；le为装药轴向不耦合系数，即装药长度和炮孔长度之比；n为炸药爆炸产物膨胀碰撞炮孔壁时的压力增大系数，一般取n=10；γ为爆轰产物的膨胀绝热系数，一般取γ=3；σtd为岩石单轴动态抗拉强度（MPa）；σR为破碎区与裂隙区之间界面的径向应力（MPa），σR=1.414σcd/B；β为应力波衰减指数，β=2-μd/(1-μd)；qe为单个炮孔的炸药量（kg）；rb为炮孔半径（mm）。
根据深孔爆破现场条件及室内试验结果，获得了上述计算所需参数：ρ0=1640 kg/m3，D=3600 m/s，μ=0.27，σc=55 MPa，σtd=3.1 MPa，K=1.4，le=0.5，rb=44.5 mm，qe=90 kg。将上述参数带入到式（1），（3）中，可以计算出深孔爆破岩石破碎区（Rc）和裂隙区的半径（Rp）分别为123.5，1021.4 mm。单个炮孔的岩石有效破坏半径是破碎区与裂隙区范围的叠加，即单孔爆破的有效破坏半径为1144.9 mm。在应力波和爆生气体作用下，弹性震动区的岩石不足以发生破坏，仅产生区域内质点的弹性震动，且本文不考虑深孔爆破引起的弹性震动区影响范围。
根据深孔爆破岩石有效破坏范围计算，爆破产生的裂隙未能完全贯通顶板。然而，深孔爆破措施虽不能直接强制顶板冒落，但起到了对坚硬顶板的超前预裂弱化效果，切断了上覆荷载传递路径，在采动应力及上覆荷载共同作用下，目标岩层因叠加荷载超过其承载阈值而发生断裂、冒落。
3.2 爆轰作用过程及应力波传播规律
爆轰本质上来说是强冲击波在炸药中传播，并伴随有强烈的化学反应。与普通冲击波的区别在于爆轰波所产生的强冲击波与其紧随其后的强烈化学反应是一个不可分割的整体，并且在炸药中具有相同的速度。
此外，爆轰中的化学反应区会产生能量，使得能量在传播过程中得到补充从而在实际中衰减的更慢。而强冲击波只是一个强间断面，不存在能量补充，因而会在波阵面的传播过程中快速衰减为以声波速度传播。
如图 7所示，爆炸应力波在距爆源不同距离尺度上主要表现为冲击波、压缩波和地震波3种形式。其中R0为装药半径；tr为应力增至峰值的上升时间；ts为应力下降至零时的下降时间。
在爆炸点附近产生的冲击波能量大、衰减快，岩石的各项状态参数都会发生突跃变化，波形上具有陡峭的波头。衰减为弹塑性压缩波后以声波速度传播，能量损伤和衰减速度都比冲击波慢。随着距离的增大，继续衰减为周期性的地震波，波以声速传播，衰减速度很慢。在爆炸应力波的作用中，纵波得能量大于横波，传播速度也更快。岩石首先形成压缩或者拉伸破坏，再出现剪切破坏。
实际工程中，炮孔起爆可以采用同时起爆或微差毫秒爆破技术。微差爆破也称为延时爆破，一般是按照一定顺序延迟几毫秒至几十毫秒起爆。利用该技术起爆后，由于前后药包爆炸间隔极短，应力场不会消弭而是叠加。应力场的叠加会使损伤演化情况更为复杂，应力波在自由面之间反射并拉伸岩石，从而产生更多的爆破裂隙。延时爆破能够降低爆破地震波的影响、减少大块率、增加爆破药量，从而减少爆破次数、提高大型设备利用率等。
为了探明延时爆破下应力与损伤演化的规律，建立了三角布孔的平面应变模型Ⅰ和模型Ⅱ，其中模型Ⅱ中的1号和5号两个孔延迟1 ms爆破。如图 8（a）所示，起爆500 μs后，粉碎区和裂隙区迅速扩展。此时应力波已扩散至边界，在岩石内部形成了损伤，气体还未扩散，气楔作用不明显，各孔的裂隙发展不具有明显的差异性。延时爆破孔的应力波还未扩散，不影响其他已爆炮孔。起爆700 μs后延迟爆孔的应力波与已爆孔残余的应力波相遇并叠加，炮孔的裂隙区发展已经初步具有定向的趋势，朝着距离较近的孔有导向性的延伸。而延迟爆破孔的应力对已爆孔的裂隙区发展也有破坏作用，应力波的叠加与反复拉伸使两孔间的裂隙更早“牵手”，裂隙区范围扩大，裂隙延展更长。
如图 8（b）所示，起爆1200 μs后，同时起爆的5孔的损伤已基本演化完毕，延迟起爆方式的损伤依然在演化，孔间裂隙继续发展贯通。起爆1500 μs后，第一批次起爆的#2孔和#3孔之间裂隙虽然没有贯通，但在#5孔应力波的叠加扰动下，出现如图中红圈所示的纯应力波拉伸破坏。同时起爆时，拉应力损伤出现在三角形形心位置，两个形心都有显现。延时起爆时，左边三角形延时爆孔与两个炮孔距离不同，形心处并未有明显的拉应力损伤裂纹，而右边延时爆孔与两个炮孔距离相等，拉应力损伤纹出现在#2孔和#3孔之间，并且比同时起爆时更加明显。
这进一步说明了此处的损伤裂纹是应力波叠加造成的，同时要3个不同的方向在具有相当能量时叠加。左边的能量在炮孔贯通后迅速用来扩展与较远的炮孔之间的贯通裂隙。直到裂纹几乎不再扩展同时起爆孔的最终作用时间约为1800 μs，延时起爆孔的最终作用时间是3200 μs，延时爆破作用时间更长，从最终损伤云图 9来看，裂隙扩展和贯通程度也大大加强。
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图 9 同时起爆与延时爆破应力与最终损伤云图Figure 9. Clouds of simultaneous and delayed blasting stress and final damage4. 深孔爆破覆岩数值模拟研究
4.1 模型构建
利用UDEC离散元软件建立了63上06工作面开采全过程数值模型。模型尺寸长度为1200 m，高度为735 m，模型左右两侧以及底部各节点设置位移约束，如图 10所示。
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图 10 开采全过程离散元数值模型Figure 10. Discrete element numerical model for whole entire mining process岩层和煤层的块体单元采用Mohr-Coulomb本构模型，岩层物理力学参数见表 3。节理采用具有库伦滑移破坏的弹塑性节理区接触本构模型。用水平和交叉的裂隙近似模拟炮孔爆破后的爆生裂纹，长度为1145 mm（依据3.1节理论计算结果）。通过在数值模型中设置的4次爆破计算，分析了爆破后覆岩破断运移的规律。
表 3 岩层物理力学参数Table 3. Physical and mechanical parameters of overlying strata岩性 E /GPa Fc /MPa Ft /MPa Ρ /(g·cm-3) γ /(kN·cm-3) v c /MPa φ /(°) 表层土 1.00 20.00 2.100 2.41 23.58 0.30 13.21 24 砂岩 21.01 85.60 8.170 2.49 24.44 0.29 17.99 31 泥岩 11.55 43.99 3.730 2.44 23.92 0.41 15.46 20 砂岩 18.70 63.22 6.290 2.33 22.88 0.22 5.29 28 泥岩 35.51 72.24 7.170 2.63 25.80 0.27 12.68 20 砂岩 36.63 90.25 8.610 2.59 25.57 0.23 13.84 27 粉砂岩 50.89 107.00 7.570 2.61 25.57 0.26 16.21 11 煤 1.00 8.00 0.032 1.54 23.00 0.36 1.30 30 砂岩 50.89 105.06 5.900 2.56 25.10 0.33 14.32 18 4.2 覆岩破断与应力变化规律
图 11分别为开挖500 m未深孔爆破、开挖597 m并进行第1次深孔爆破、开挖651 m并进行第2次深孔爆破、开挖712 m并进行第3次深孔爆破、开挖753 m并进行第4次深孔爆破、开挖803 m后计算得出的应力与位移云图。
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图 11 深孔爆破顶板应力与位移云图Figure 11. Clouds overburden stress and displacement after deep-hole blasting结果显示，第一次爆破后，上方悬顶发生断裂、垮落，在煤层上方56 m、工作面后方80 m范围内，低位关键层发生断裂、回转、离层、失稳破坏（图 12（a）），出现明显的矿压显现，炮孔周边破坏情况如图 12（b）中所示。爆破后拉应力区范围扩大，在炮孔端部、工作面上方73~86 m内形成应力集中区，主要原因为深孔爆破释放了积聚的弹性能，扩大了拉应力区范围，拉应力区与压应力区不平滑交界造成应力集中现象。
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图 12 爆破后离层和炮孔破坏形式Figure 12. Separation fissures and hole failure patterns after blasting第2次爆破后，进一步弱化了坚硬顶板引起长悬臂结构。坚硬顶板中的泥岩充分垮落，并充填了第一次深孔爆破产生的离层空间。上覆岩层破裂高度迅速上升，岩层运移活动剧烈，应力急剧变化，积聚的能量从爆破孔处释放，工作面上方高位关键层中的巨厚砂岩在上覆荷载作用下发生压缩-剪切破坏（图 13（a））。推测应力集中的原因和第1次爆破后相同，因为第2次爆破后应力变化更为剧烈，故剪切滑移幅度大，又因为高位关键层中积聚的能量远大于低位关键层中积聚的能量，故发生大能量矿震事件的可能性大大增加。结合现场监测结果，第2次爆破后工作面上方高位关键层中发生3次能量为105J的大矿震，侧面说明该模拟结果符合实际。由于两次深孔爆破后岩层的充分垮落及下方采空区被充分填充，第3，4次爆破后应力峰值均明显降低（图 13（b）），且低于未爆破时的工作面应力峰值。
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图 13 顶板和炮孔顶端竖向应力Figure 13. Vertical stresses in roof slab and at top of hole after blasting综上分析可知，经过4次爆破后，顶板应力峰值距工作面的距离较远，这有利于工作面的安全生产。说明4次爆破后，基本达到了改变煤层上覆岩层应力传递路径的目的，即随着工作面的继续推进，新发生的矿震活动将会主要分布在低位关键层和泥岩层中（即矿震发生的深度降低、频次变高且能量小），这与现场实施了4次爆破后的矿震监测情况基本吻合（2.1节）。
5. 结论
（1）深孔爆破前，矿震集中分布在工作面后方采空区上方，分布范围小且大能量矿震较为频发。爆破后，大部分矿震发生在工作面前方及相邻采空区上方，强矿震灾害明显减少或基本被消除。
（2）基于圆柱形空腔膨胀理论，计算出东滩煤矿深孔爆破岩石破碎区和裂隙区的半径分别为123.5，1021.4 mm，单孔爆破的有效破坏半径为1144.9 mm。
（3）结合工作面支架阻力监测，利用深孔爆破技术人为的弱化或断裂目标岩层后，上覆荷载传递至工作面前方导致支架阻力上升，实现了主动调控矿山压力的目的。
（4）延时爆破应力波互相叠加、反射拉伸，对岩体的破坏作用时间更长，裂隙更发育，且已爆孔对延时爆孔具有一定的导向作用。
（5）深孔爆破开采模型分析结果表明，深孔爆破会造成上覆岩层部分损伤或形成离层空间，爆破后上覆岩层形成台阶型垮落，采空区充填更为充分。深孔爆破能有效弱化煤层顶板厚硬岩层，切断应力传递路径，降低发生大能量矿震的风险。
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图 1 基坑底部局部超挖引起变形
Figure 1. Deflections of excavation induced by partial over-.excavation
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图 8 超挖后主动区土压力增量（工况2）
Figure 8. Increments of active earth pressures after over-excavation (Test 2)
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图 11 第5根锚杆失效瞬间主动区土压力增量（工况2）
Figure 11. Increments of earth pressures under failure of 5th anchor
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图 12 局部锚杆失效过程P19桩后土压力变化
Figure 12. Earth pressures at P19 under partial failure of anchors
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图 13 剩余锚杆连续破坏瞬间轴力变化图（工况2）
Figure 13. Axial forces of intact anchors at moment of progressive collapse(Test 2)
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图 14 局部失效过程中剩余锚杆轴力增量及荷载传递系数变化
Figure 14. Increments of axial forces and load transfer coefficients of intact anchors under partial failure of anchors
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图 15 局部锚杆失效过程冠梁剪力及变形图
Figure 15. Shear forces and deflections of capping beams under partial failure of anchors
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图 16 局部锚杆失效过程桩身弯矩变化图
Figure 16. Bending moments of piles under partial failure of anchors
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图 17 基坑垮塌瞬间桩身最大弯矩变化图
Figure 17. Maximum bending moments of piles at moment of progressive collapse
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图 20 加载100 kg瞬间主动区土压力增量（工况4）
Figure 20. Increments of earth pressures with loading of 100 kg (Test 4)
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图 21 加载各阶段埋深40 cm处主动区土压力增量
Figure 21. Increments of earth pressures at depth of 40 cm under surcharge loading
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图 22 加载过程及连续破坏瞬间锚杆轴力时程变化
Figure 22. Axial forces of anchors during surcharge loading and progressive collapse
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图 23 加载过程锚杆轴力增量及荷载传递系数变化
Figure 23. Increments of axial forces and load transfer coefficients of intact anchors under surcharge loading
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图 24 加载各阶段冠（腰）梁弯矩变化
Figure 24. Bending moments of capping (waler) beam under surcharge loading
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图 25 加载各阶段P19桩身位移弯矩变化图
Figure 25. Bending moments and deflections of P19 under surcharge loading
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图 26 基坑垮塌前最后一级加载支护结构荷载传递系数对比
Figure 26. Load transfer coefficients at final stage of loading before excavation collapse
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