煤礦深井馬頭門施工擾動(dòng)效應(yīng)及其控制對(duì)策

姚直書(shū)，王曉健，程　樺，薛維培

(安徽理工大學(xué)土木建筑學(xué)院， 安徽淮南232001)

?

煤礦深井馬頭門施工擾動(dòng)效應(yīng)及其控制對(duì)策

姚直書(shū)，王曉健，程樺，薛維培

(安徽理工大學(xué)土木建筑學(xué)院， 安徽淮南232001)

針對(duì)煤礦深井馬頭門圍巖穩(wěn)定性控制的技術(shù)難題，進(jìn)行了施工擾動(dòng)效應(yīng)和控制對(duì)策研究。建立了深井馬頭門施工過(guò)程的三維計(jì)算模型，通過(guò)分5個(gè)階段的開(kāi)挖和支護(hù)全過(guò)程模擬，得到了馬頭門施工過(guò)程的圍巖應(yīng)力和變形特性，揭示了馬頭門施工過(guò)程的擾動(dòng)效應(yīng)。通過(guò)對(duì)馬頭門施工優(yōu)化方案模擬分析，結(jié)果表明與常規(guī)施工工藝相比圍巖中第一主應(yīng)力降低了26.3%左右，顯著減小了后續(xù)施工對(duì)第一澆筑段與相連井壁處的擾動(dòng)影響。并提出在前、后二次施工的關(guān)鍵部位鉆一排密集深鉆孔，使后續(xù)施工的擾動(dòng)影響通過(guò)密集深鉆孔而隔離和衰減，減小對(duì)已支護(hù)馬頭門和鄰近井壁的擾動(dòng)影響。

深井；馬頭門施工；擾動(dòng)效應(yīng)；數(shù)值模擬；控制對(duì)策

煤礦副井馬頭門是副井井筒與井底車場(chǎng)的連接處，地處礦井的咽喉部位，布置有多種功能的連接硐室和巷道，如等候室、信號(hào)硐室、液壓泵站、管子道、聯(lián)絡(luò)通道、中央變電所和水泵房等。由于馬頭門具有斷面尺寸大、結(jié)構(gòu)復(fù)雜和連接硐室多等特點(diǎn)，使得施工擾動(dòng)明顯，圍巖應(yīng)力集中嚴(yán)重。特別是隨著煤礦開(kāi)采深度增加，地應(yīng)力加大，工程地質(zhì)條件變得復(fù)雜。由于對(duì)深井馬頭門及其連接井筒擾動(dòng)效應(yīng)缺乏深入研究，仍然采用淺埋礦井的設(shè)計(jì)方法和施工經(jīng)驗(yàn)[1]，從而使得擾動(dòng)效應(yīng)突呈。在深井高地應(yīng)力共同作用下，煤礦深井馬頭門及相連井壁破壞時(shí)有發(fā)生，已成為煤礦深井建設(shè)一大技術(shù)瓶頸。如山東唐口煤礦副井[2]、江西曲江煤礦副井[3]、山東趙樓煤礦副井和河南趙固二礦副井等[4-7]，在施工過(guò)程中不但馬頭門遭到破壞，甚至其鄰近井壁也出現(xiàn)了一定范圍的破損，嚴(yán)重威脅著礦井的安全生產(chǎn)，延長(zhǎng)了建井工期。為此，本文對(duì)煤礦深井馬頭門施工擾動(dòng)效應(yīng)與控制對(duì)策進(jìn)行了探討。

1　工程背景

淮南礦業(yè)集團(tuán)張集煤礦安全改擴(kuò)建及二水平延深工程需在中央?yún)^(qū)工廣內(nèi)增設(shè)深部副立井，井筒設(shè)計(jì)凈直徑8.8 m，馬頭門水平深846.5 m，位于4-2煤底板。由井筒檢查孔地質(zhì)資料分析可知，馬頭門頂、底板巖性主要有鋁質(zhì)花斑泥巖、砂質(zhì)泥巖、砂質(zhì)泥巖與細(xì)砂巖互層和細(xì)砂巖等，它們整體強(qiáng)度低、遇水膨脹崩解，自身穩(wěn)定性差。由于馬頭門設(shè)計(jì)斷面大、鄰近硐室多，特別是與管子道相距太近，施工擾動(dòng)嚴(yán)重，為防止馬頭門及相連井壁在施工和使用過(guò)程中發(fā)生破壞，首先采用數(shù)值模擬方法對(duì)馬頭門施工過(guò)程中的擾動(dòng)效應(yīng)進(jìn)行分析，然后提出控制對(duì)策。

經(jīng)設(shè)計(jì)優(yōu)化后，該硐室群主要由立井、管子道、東馬頭門、西馬頭門、信號(hào)和液壓站綜合室、東、西等候室通道所組成，如圖1所示。馬頭門及其硐室初期支護(hù)采用錨噴網(wǎng)索形式，其中錨桿規(guī)格為Φ22 mm×2 500 mm、間排距為800 mm×800 mm；錨索規(guī)格為Φ17.8 mm×6 300 mm、間排距為1 600 mm×2 400 mm；噴射混凝土強(qiáng)度為C20、厚度為100 mm；二次支護(hù)為800 mm厚現(xiàn)澆鋼筋混凝土襯砌，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50。其中立井井筒斷面形狀為圓形，開(kāi)挖荒徑為10.4 m,其他組成部分施工尺寸如表1所示。

圖1　馬頭門及連接硐室剖面圖

2　擾動(dòng)效應(yīng)數(shù)值模擬

2.1計(jì)算模型建立

計(jì)算軟件選用FLAC3D，它屬于三維快速拉格朗日分析程序，在彈塑性分析、大變形分析以及模擬施工過(guò)程等方面具有其獨(dú)特的優(yōu)點(diǎn)，適合于深井硐室群模擬[8-12]。在數(shù)值模擬過(guò)程中，實(shí)現(xiàn)分步開(kāi)挖、一次錨網(wǎng)噴索支護(hù)和二次現(xiàn)澆鋼筋混凝土襯砌的施工全過(guò)程模擬。采用襯砌單元來(lái)模擬噴射混凝土或現(xiàn)澆混凝土結(jié)構(gòu)的力學(xué)行為，采用cable單元模擬錨桿和錨索，模擬馬頭門主要揭露地層巖性選為泥巖、砂質(zhì)泥巖、細(xì)砂巖和泥質(zhì)粉砂巖4種典型巖層，其中底板巖性為泥質(zhì)粉砂巖。材料彈塑性本構(gòu)模型選用Mohr-Coulomb準(zhǔn)則。

圖2　計(jì)算模型網(wǎng)格劃分示意圖Fig.2　Schematic diagram of calculation model meshing

根據(jù)馬頭門初步設(shè)計(jì)方案，考慮硐室開(kāi)挖影響范圍，建立三維數(shù)值計(jì)算模型。模型寬度(垂直馬頭門軸線的水平方向)取100 m，長(zhǎng)度(沿馬頭門軸線方向)取120 m，高度(沿井筒方向)取100 m。計(jì)算模型采用四面體單元進(jìn)行劃分，先在有限元軟件ABAQUS內(nèi)建立幾何模型共劃分為535 284個(gè)單元，然后將網(wǎng)格導(dǎo)入FLAC3D進(jìn)行計(jì)算，模型網(wǎng)格劃分如圖2所示。

模型底面設(shè)置為固定邊界，限制其水平和豎向位移，4個(gè)側(cè)面設(shè)置為滾軸邊界，只限制其水平方向位移。在模型頂面施加豎向荷載以代替上覆巖層自重，根據(jù)礦井地應(yīng)力測(cè)試結(jié)果[13]，自重應(yīng)力取為20.16 MPa。根據(jù)井檢孔取芯進(jìn)行的巖樣物理力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)，并結(jié)合取芯的RQD值，得到施工開(kāi)挖巖層主要特性參數(shù)如表2所示。

表2　圍巖主要力學(xué)參數(shù)Tab.2　Main mechanical parameters of surrounding rock

深井馬頭門及連接硐室施工通常采用分步開(kāi)挖作業(yè)方式，即馬頭門開(kāi)挖是一個(gè)隨時(shí)間和空間不斷變化的施工過(guò)程[14]，這是一個(gè)復(fù)雜的加、卸載過(guò)程。為此，下面首先對(duì)常規(guī)施工方案下馬頭門的應(yīng)力場(chǎng)和位移場(chǎng)特性進(jìn)行模擬分析。

2.2常規(guī)施工方案數(shù)值計(jì)算結(jié)果及其分析

圖3　監(jiān)測(cè)點(diǎn)分布圖Fig.3　Distribution map of monitoring point

目前，煤礦深立井馬頭門及連接硐室采用的常規(guī)施工工藝可分為5個(gè)階段：階段Ⅰ，從上向下掘砌立井井筒，施工到管子道上口3 m左右；階段Ⅱ，與井筒掘進(jìn)同步開(kāi)挖管子道2 m，并一起澆筑鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，管子道迎頭采用噴射混凝土封閉；階段Ⅲ，向下掘砌井筒到馬頭門附近，開(kāi)挖東、西馬頭門各3 m和下方井筒5 m，在一次支護(hù)的基礎(chǔ)上，然后自下向上現(xiàn)澆鋼筋混凝土，馬頭門與井壁形成整體結(jié)構(gòu)；階段Ⅳ，繼續(xù)開(kāi)挖兩側(cè)馬頭門剩余部分，包括通道和相關(guān)硐室并進(jìn)行支護(hù)；階段Ⅴ，繼續(xù)開(kāi)挖并支護(hù)管子道平巷的剩余部分。

為分析施工過(guò)程中馬頭門的應(yīng)力和變形情況，在西馬頭門頂部設(shè)置4個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，記錄計(jì)算過(guò)程中監(jiān)測(cè)點(diǎn)上的應(yīng)力和位移變化情況，西馬頭門監(jiān)測(cè)點(diǎn)分布如圖3所示。

通過(guò)對(duì)模擬計(jì)算結(jié)果處理分析，將數(shù)值導(dǎo)入origin軟件，可得到監(jiān)測(cè)點(diǎn)相關(guān)應(yīng)力及變形在5個(gè)施工階段的變化曲線如圖4和圖5所示。

圖4西側(cè)馬頭門頂部豎向位移時(shí)程曲線

Fig.4Vertical displacement at the top of the west ingate

圖5西側(cè)馬頭門頂部第一主應(yīng)力時(shí)程曲線

Fig.5First principal stress at the top of the west ingate

由數(shù)值模擬結(jié)果可知，最大位移出現(xiàn)在馬頭門與井筒交界處附近，如1號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)約為115 mm，而遠(yuǎn)離井筒時(shí)，馬頭門頂部位移變小，這由圖4可明顯看出。另由圖4可見(jiàn)，從第Ⅲ階段開(kāi)始，隨著馬頭門向前開(kāi)挖，其頂部位移逐漸增大，特別是在后二個(gè)施工階段，馬頭門頂部位移仍在增長(zhǎng)，從而說(shuō)明后續(xù)巷道或硐室的施工，對(duì)已施工好的馬頭門及連接井壁產(chǎn)生了一定的擾動(dòng)影響，這對(duì)圍巖穩(wěn)定和支護(hù)結(jié)構(gòu)安全是十分不利的。

由圖5可見(jiàn)，從第Ⅲ階段的馬頭門開(kāi)挖開(kāi)始，其頂部監(jiān)測(cè)點(diǎn)第一主應(yīng)力就開(kāi)始明顯增加，但增加量較小。但隨著第IV階段的施工，馬頭門頂部第一主應(yīng)力出現(xiàn)加速增大，最大值達(dá)到60～70 MPa。隨著第V階段剩余管子道的施工，除監(jiān)測(cè)點(diǎn)2位于其下部，上部施工卸載引起了應(yīng)力轉(zhuǎn)移，它的第一主應(yīng)力出現(xiàn)大幅波動(dòng)外，其他監(jiān)測(cè)點(diǎn)應(yīng)力仍然增大，特別是監(jiān)測(cè)點(diǎn)1由于施工擾動(dòng)應(yīng)力先出現(xiàn)小幅波動(dòng)、然后仍然快速增加，第一主應(yīng)力已接近80 MPa，且產(chǎn)生塑性流動(dòng)，說(shuō)明在馬頭門與井筒相交處附近，圍巖及支護(hù)結(jié)構(gòu)最易發(fā)生失穩(wěn)和破壞，由于地處礦井的咽喉部位，對(duì)安全生產(chǎn)極為不利。

由上面數(shù)值模擬分析結(jié)果可知，在階段III施工結(jié)束時(shí)，馬頭門頂部圍巖應(yīng)力并不大，但從第IV階段施工開(kāi)始，馬頭門頂部的第一主應(yīng)力出現(xiàn)加速增加，表明后續(xù)部分施工對(duì)已支護(hù)馬頭門的變形和應(yīng)力影響很大，并極易引起圍巖出現(xiàn)壓剪破壞、導(dǎo)致塑性區(qū)域擴(kuò)大，產(chǎn)生失穩(wěn)破壞，從而說(shuō)明后續(xù)部分施工擾動(dòng)效應(yīng)顯著。因此，為防止馬頭門及相連井壁出現(xiàn)擾動(dòng)破壞，提出其控制對(duì)策。

3　擾動(dòng)效應(yīng)控制對(duì)策

3.1優(yōu)化馬頭門施工方案

由上面模擬分析可知，目前常規(guī)施工方案是當(dāng)井筒施工到馬頭門位置時(shí)，東、西馬頭門各施工3m左右(簡(jiǎn)稱為第一澆筑段)，一次支護(hù)后，與上、下段井壁一起澆筑形成整體的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，然后再繼續(xù)向前掘進(jìn)馬頭門剩余部分。由于后續(xù)施工的爆破震動(dòng)、開(kāi)挖卸載和圍巖變形等都對(duì)已澆筑的鋼筋混凝土碹體和相鄰井壁產(chǎn)生很大的擾動(dòng)影響，在很多工程實(shí)踐中都引起第一澆筑段頂部鋼筋彎曲、混凝土碎裂剝落和井壁破損，從而影響井筒的安全使用。這由上面數(shù)值模擬結(jié)果(圖5)可以清楚看到，在階段Ⅳ，靠近井筒的馬頭門頂部第一主應(yīng)力出現(xiàn)明顯增大，這對(duì)井壁穩(wěn)定性十分不利。為此，在綜合考慮鉆眼爆破作業(yè)、出矸運(yùn)輸布置、混凝土現(xiàn)澆工藝等多因素基礎(chǔ)上，提出馬頭門施工優(yōu)化方案為將東、西馬頭門第一次施工長(zhǎng)度(第一澆筑段)由3 m增大到6 m，其他工藝不變，按照前述方法進(jìn)行數(shù)值模擬，計(jì)算結(jié)果如圖6和圖7所示。

圖6優(yōu)化方案西馬頭門監(jiān)測(cè)點(diǎn)位移時(shí)程曲線

Fig.6Displacement curves of the optimization scheme for the west ingate

圖7優(yōu)化方案西馬頭門監(jiān)測(cè)點(diǎn)第一主應(yīng)力曲線

Fig.7First principal stress curves of the optimization scheme for the west ingate

與前面常規(guī)施工方案相比，優(yōu)化施工方案總位移數(shù)值較大的分布范圍有所減小，總位移的最大值略有上升，最大位移值由115 mm增大到123 mm。西側(cè)馬頭門的測(cè)點(diǎn)1最靠近井筒，發(fā)生的位移最大，圍巖變形得到了一定的釋放，因此第一主應(yīng)力數(shù)值明顯減小，如圖7中測(cè)點(diǎn)1曲線所示。優(yōu)化方案西側(cè)馬頭門的第一主應(yīng)力較常規(guī)施工方案下降約26.3%，這可有效防止馬頭門和井壁因施工擾動(dòng)而發(fā)生失穩(wěn)。

通過(guò)以上優(yōu)化施工方案模擬計(jì)算結(jié)果可知，將馬頭門第一澆筑段施工長(zhǎng)度由3 m增加到6 m，可顯著減小后續(xù)施工對(duì)第一澆筑段和井壁的擾動(dòng)影響，圍巖中最大應(yīng)力降低了26.3%左右，靠近馬頭門和井壁相交處減小更多，有利于井筒穩(wěn)定。所以說(shuō)，優(yōu)化施工方案更有利于深井馬頭門穩(wěn)定。

3.2設(shè)置擾動(dòng)影響隔離孔

由上面數(shù)值模擬結(jié)果可知，影響深井馬頭門及連接井筒圍巖穩(wěn)定性一個(gè)關(guān)鍵因素就是后續(xù)施工產(chǎn)生的擾動(dòng)影響。因此，為了減小后續(xù)施工的擾動(dòng)影響，一個(gè)有效的技術(shù)途徑就是實(shí)施隔離措施，即在前、后二次施工的關(guān)鍵巷硐之間鉆一排密集深鉆孔，使后續(xù)巷硐施工的擾動(dòng)影響通過(guò)密集深鉆孔而隔離、衰減，減小對(duì)已支護(hù)巷硐圍巖穩(wěn)定性的影響。

在煤礦深井馬頭門施工和使用過(guò)程中，馬頭門的第一澆筑段和相連井壁段安全穩(wěn)定至關(guān)重要，如果此處圍巖出現(xiàn)失穩(wěn)和支護(hù)結(jié)構(gòu)破壞，將會(huì)引起一定高度范圍井壁出現(xiàn)變形和破損，嚴(yán)重影響提升設(shè)備的運(yùn)營(yíng)安全，修復(fù)工作不但工期長(zhǎng)，而且難度大、費(fèi)用高。國(guó)內(nèi)曾有多個(gè)深井馬頭門及其連接井壁上、下段發(fā)生破壞，修復(fù)工期長(zhǎng)達(dá)3～6個(gè)月，嚴(yán)重影響建井工期。所以說(shuō)在深井馬頭門施工中，首先必須要確保第一澆筑段和相連井壁不出現(xiàn)破壞。

為此，為了防止后繼部分施工對(duì)第一澆筑段和相連井壁段產(chǎn)生擾動(dòng)破壞，當(dāng)?shù)谝粷仓问┕ず螅诙?cè)馬頭門繼續(xù)向前掘進(jìn)之前，首先在馬頭門的直墻半圓拱位置、垂直于巷道表面施工半圈深鉆孔，鉆孔直徑75 mm、間距500 mm、孔深8 m，從而形成有效的擾動(dòng)影響隔離孔，如圖8和圖9所示。

圖8擾動(dòng)影響隔離孔設(shè)置位置示意圖

Fig.8Diagram of disturbance isolation holes setting position

圖9擾動(dòng)影響隔離孔剖面圖

Fig.9Profile of disturbance isolation holes setting

3.3優(yōu)化管子道施工工藝

目前，通常施工工藝是井筒施工到管子道位置時(shí)，只向里施工1～2 m平巷，然后與相連井壁一起澆筑鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)后，再繼續(xù)向下施工井筒。然后，施工馬頭門、硐室和繞道等。只有當(dāng)水泵房和變電所施工結(jié)束后，再采用施工上山的方法施工管子道的斜巷，最后施工管子道平巷的剩余部分(約5 m左右)。而相鄰的井壁、馬頭門和相關(guān)硐室都已施工并完成永久支護(hù)，二次施工管子道平巷剩余部分的爆破沖擊波將對(duì)鄰近井壁、馬頭門和相關(guān)硐室的圍巖和支護(hù)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生很大的動(dòng)荷載作用，加之開(kāi)挖卸載和圍巖變形擾動(dòng)，極易造成鄰近井壁、下部馬頭門和硐室的失穩(wěn)和破壞。這一分析可以通過(guò)前面數(shù)值模擬結(jié)果(圖4和圖5)得到證明。在第Ⅴ階段，即繼續(xù)施工管子道平巷的剩余部分時(shí)，不論是位移還是應(yīng)力都繼續(xù)增大，使得本已受到擾動(dòng)影響明顯、處于臨界狀態(tài)的圍巖和支護(hù)結(jié)構(gòu)極易發(fā)生失穩(wěn)破壞，或原有破損的馬頭門及相連井壁破壞加劇，這二種現(xiàn)象在實(shí)際工程中都時(shí)有發(fā)生，所以說(shuō)，管子道平巷剩余部分的施工擾動(dòng)不易忽視。

通過(guò)對(duì)管子道二次施工的擾動(dòng)機(jī)理分析，并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)工程實(shí)際，提出管子道的優(yōu)化施工工藝為：當(dāng)井筒施工到管子道位置時(shí)，一次性施工管子道平巷段全長(zhǎng)，先采用打錨桿、掛鋼筋網(wǎng)和噴射混凝土一次支護(hù)，然后與相連井壁一起澆筑鋼筋混凝土永久支護(hù)結(jié)構(gòu)[15-16]，從而可大大減小和避免二次施工管子道平巷剩余部分時(shí)對(duì)相連井壁和下部馬頭門碹體的擾動(dòng)效應(yīng)，確保井筒和馬頭門安全使用。

4　工程應(yīng)用情況

圖10　西側(cè)馬頭門第一澆筑段拱頂和馬頭門上口井壁西側(cè)的環(huán)向鋼筋應(yīng)力變化曲線Fig.10　Change curve of annular reinforcing bar stress of first pouring section vault on the west ingate and shaft lining upper west ingate

由前面工程地質(zhì)條件可知，張集煤礦深部副立井不但埋藏深、地應(yīng)力大，而且?guī)r性差，為了避免出現(xiàn)同一礦區(qū)類似條件馬頭門發(fā)生破壞的不利局面，通過(guò)對(duì)該井馬頭門施工工藝進(jìn)行全過(guò)程模擬分析，得到了深井馬頭門優(yōu)化施工方案及其擾動(dòng)效應(yīng)控制技術(shù)，并在實(shí)際施工中得到應(yīng)用。為分析了解馬頭門第一澆筑段和相連井壁的穩(wěn)定狀況，在馬頭門上口2.0 m位置井壁中沿圓周分4個(gè)方向埋設(shè)了環(huán)向和豎向鋼筋應(yīng)力計(jì)；在西馬頭門第一澆筑段中部也布置一個(gè)測(cè)試斷面，在襯砌的拱頂和兩幫的環(huán)向及縱向鋼筋上布置了測(cè)力計(jì)，實(shí)測(cè)得到鋼筋受力隨時(shí)間變化曲線如圖10所示。由圖10可見(jiàn)，由于采用深井馬頭門優(yōu)化施工方案及其擾動(dòng)效應(yīng)控制措施，取得了良好效果，相連井壁和馬頭門第一澆筑段環(huán)向鋼筋受力都在設(shè)計(jì)允許范圍內(nèi)，結(jié)構(gòu)安全可靠。目前，馬頭門和井筒都在安全運(yùn)營(yíng)。

5　結(jié)　語(yǔ)

通過(guò)以上對(duì)煤礦深井馬頭門施工過(guò)程中的擾動(dòng)效應(yīng)數(shù)值模擬和控制對(duì)策研究，可得到以下主要結(jié)論：

①以張集煤礦深部副立井馬頭門為工程背景，建立了深井馬頭門三維計(jì)算模型。通過(guò)分5個(gè)階段的開(kāi)挖支護(hù)施工全過(guò)程模擬，得到了馬頭門施工過(guò)程中圍巖的應(yīng)力變形特性，揭示了馬頭門施工過(guò)程的擾動(dòng)效應(yīng)。

②針對(duì)目前現(xiàn)場(chǎng)馬頭門施工實(shí)際，并結(jié)合混凝土下料及其流動(dòng)情況，提出將馬頭門第一澆筑段施工長(zhǎng)度增大到6 m的優(yōu)化方案。數(shù)值模擬結(jié)果表明，與常規(guī)施工方案相比圍巖中最大應(yīng)力降低了26.3%左右，優(yōu)化方案顯著減小了后續(xù)施工對(duì)第一澆筑段和鄰近井壁的擾動(dòng)影響，有利于井筒安全運(yùn)營(yíng)。

③提出在前、后二次施工的關(guān)鍵巷硐之間鉆一排密集深鉆孔，使后續(xù)巷硐施工的擾動(dòng)影響通過(guò)密集深鉆孔而隔離、衰減，減小對(duì)已支護(hù)巷硐圍巖穩(wěn)定性的影響，可確保關(guān)鍵部位免遭破壞。

④通過(guò)數(shù)值模擬結(jié)果表明，管子道平巷的二次施工對(duì)相連井壁和馬頭門擾動(dòng)影響顯著。為此，提出管子道的優(yōu)化施工工藝為一次性施工管子道平巷段全長(zhǎng)，并與相連井壁同時(shí)澆筑形成整體結(jié)構(gòu)，大大減小了二次施工管子道平巷剩余部分對(duì)相連井壁和下部馬頭門的擾動(dòng)影響，確保井筒和馬頭門安全使用。

[1]XUE W P，YAO Z S，CHENG H，et al.Blasting vibration on deep shaft ingate rock damage and its control measures[J]. Journal of Vibroengineering，2016，18(3)：1639-1653.

[2]劉延生，趙景忠，楊家恩,等.千米深井馬頭門及井筒修復(fù)工程實(shí)踐與認(rèn)識(shí)[J]. 建井技術(shù)，2005，26(3)：1-6.

[3]姚直書(shū)，程樺，楊志鴻,等.曲江風(fēng)井井壁破壞的力學(xué)機(jī)理分析及修復(fù)治理[J]. 煤炭科學(xué)技術(shù)，2002，30(6)：12-14.

[4]喬衛(wèi)國(guó)，呂言新，林登閣，等.深井厚沖積層軟巖馬頭門穩(wěn)定性控制技術(shù)研究[J]. 煤炭科學(xué)技術(shù)，2012，40(3)：24-27.

[5]姜玉松.煤礦井底車場(chǎng)與井筒連接處破壞的原因分析及對(duì)策[J]. 山東科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2010，29(5)：39-43.

[6]張向東，遲殿起，梁智鵬.紅慶河副井馬頭門硐室圍巖穩(wěn)定性分析[J]. 遼寧工程技術(shù)大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2016，35(5)：479-483.

[7]信長(zhǎng)瑜，高飛，宋浬永，等.深部復(fù)雜條件下泵房硐室群兩強(qiáng)穩(wěn)定型控制技術(shù)[J]. 煤炭科學(xué)技術(shù)，2015,43(8)：23-28.

[8]王其洲，謝文兵，荊升國(guó)，等.構(gòu)造復(fù)雜區(qū)硐室群圍巖失穩(wěn)機(jī)理及控制技術(shù)研究[J]. 采礦與安全工程學(xué)報(bào)，2014,31(2)：263-269.

[9]GUO Z B，GUO P Y，HUANG M H，et al.Stability control of gate groups in deep wells[J]. Journal of China University of Mining & Technology，2009，19(2)：155-160.

[10]LI X H，YAO Q L，MAN J K.Development of fractures in soft rock surrounding a roadway and their control[J]. Mining Science and Technology，2011，21(3)：573-579.

[11]林惠立，石永奎.深部構(gòu)造復(fù)雜區(qū)大斷面硐室群圍巖穩(wěn)定性模擬分析[J]. 煤炭學(xué)報(bào)，2011，36(10)：1619-1623.

[12]YU Z，ZHI G Z.Mechanical response features and failure process of soft surrounding rock around deeply buried three-centered arch tunnel[J]. Journal of Central South University，2015，22(10)：4064-4073.

[13]韓軍，張宏偉.淮南礦區(qū)地應(yīng)力場(chǎng)特征[J]. 煤田地質(zhì)與勘探，2009，37(1)：17-21.

[14]程樺，蔡海兵，榮傳新，等.深立井連接硐室群圍巖穩(wěn)定性分析及支護(hù)對(duì)策[J]. 煤炭學(xué)報(bào)，2011，36(1)：261-266.

[15]羅立強(qiáng)，王衛(wèi)軍，屈延嗣.深井巖巷分步聯(lián)合支護(hù)技術(shù)應(yīng)用[J]. 廣西大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2013，38(1)：228-234.

[16]IGNASI F，MANUEL F H，ANTONIO R M，et al. Structural effects of steel reinforcement corrosion on statically indeterminate reinforced concrete members[J]. Materials and Structures，2016，2(1)：1-15.

(責(zé)任編輯唐漢民梁碧芬)

Construction disturbance of deep mine shaft ingate and its countermeasures

YAO Zhi-shu, WANG Xiao-jing, CHENG Hua, XUE Wei-pei

(School of Civil Engineering and Architecture, Anhui University of Science and Technology, Huainan 232001, China)

Aiming at the technical problem of stability control on deep mine shaft ingate, the construction disturbance and its countermeasures were discussed. Three-dimensional computational model of deep shaft ingate construction process was established. Through a simulation on the entire excavation and support process of five stages, the stress and deformation characteristics of surrounding rock during the process of ingate construction were demonstrated clearly, which revealed the disturbance effect in the process. Compared with conventional construction techniques, a simulation analysis on the optimization scheme of ingate construction showed that the maximum stress of surrounding rock was reduced by about 26.3%, which significantly reduced the effect of subsequent construction disturbance on the first pouring segment and shaft lining. A proposal was made to drill a row of dense deep holes between key roadway and chamber to isolate and attenuate the impact of subsequent construction disturbance. The influence of surrounding rock stability on the roadway and chamber will be reduced.

deep shaft；ingate； disturbance effect； numerical simulation； control countermeasures

2016-04-01；

2016-05-15

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(50874002)；高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金資助項(xiàng)目(20133415110004)

姚直書(shū)(1963—)，男，安徽舒城人，安徽理工大學(xué)教授，博士生導(dǎo)師;E-mail:zsyao@aust.edu.cn。

10.13624/j.cnki.issn.1001-7445.2016.1313

TD 353

A

1001-7445(2016)04-1313-08

引文格式：姚直書(shū)，王曉健，程樺,等.煤礦深井馬頭門施工擾動(dòng)效應(yīng)及其控制對(duì)策[J].廣西大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2016，41(4)：1313-1320.