朔南矿区软岩箕斗装载硐室修复技术的研究.pdf

朔南矿区软岩箕斗装载硐室修复技术的研究 ① 郝熠熠， 李方政， 周 立 （天地科技股份有限公司 建井研究院，北京 １０００１３） 摘 要 为了有效解决朔南矿区软岩箕斗装载硐室修复技术难度大的难题，以麻家梁煤矿箕斗装载硐室修复工程为背景，通过分 析硐室破坏的原因，提出了硐室合理的修复方案，并基于广义 Ｈｏｅｋ⁃Ｂｒｏｗｎ 强度准则获取岩体力学参数，采用数值模拟方法对硐室 的修复方案进行分析，同时介绍了修复技术的施工工艺。 现场工业性试验结果表明矿用锚索受力为 ７６．９～１３１．７ ｋＮ，周边位移为 －１～１ ｍｍ，均趋于稳定。 该硐室修复方案提高了围岩与加固结构的整体承载能力，有效地控制了软岩箕斗装载硐室围岩的变形。 关键词 软岩； 箕斗装载硐室； 修复； 数值模拟； 变形 中图分类号 ＴＤ３５４文献标识码 Ａｄｏｉ１０．３９６９／ ｊ．ｉｓｓｎ．０２５３－６０９９．２０１４．０４．００７ 文章编号 ０２５３－６０９９（２０１４）０４－００３０－０４ Ｓｔｕｄｙ ｏｎ Ｔｅｃｈｎｉｑｕｅｓ ｆｏｒ Ｒｅｓｔｏｒｉｎｇ Ｓｏｆｔ⁃ｒｏｃｋ Ｓｋｉｐ⁃ｌｏａｄｉｎｇ Ｐｏｃｋｅｔ ｉｎ Ｓｈｕｏｎａｎ Ｍｉｎｅ Ａｒｅａ ＨＡＯ Ｙｉ⁃ｙｉ， ＬＩ Ｆａｎｇ⁃ｚｈｅｎｇ， ＺＨＯＵ Ｌｉ （Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ ｏｆ Ｍｉｎｅ Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ， Ｔｉａｎｄｉ Ｓｃｉｅｎｃｅ ＆ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ Ｃｏ Ｌｔｄ， Ｂｅｉｊｉｎｇ １０００１３， Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ Ｔｈｅ ｓｋｉｐ⁃ｌｏａｄｉｎｇ ｐｏｃｋｅｔ ｉｎ Ｍａｊｉａｌｉａｎｇ Ｃｏａｌ Ｍｉｎｅ ｗａｓ ｔａｋｅｎ ａｓ ａｎ ｅｘａｍｐｌｅ ｆｏｒ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙ ｓｏｌｖｉｎｇ ｔｅｃｈｎｉｃａｌ ｄｉｆｆｉｃｕｌｔｙ ｉｎ ｒｅｉｎｆｏｒｃｉｎｇ ｓｏｆｔ ｒｏｃｋ ｓｋｉｐ⁃ｌｏａｄｉｎｇ ｐｏｃｋｅｔ ｉｎ Ｓｈｕｏｎａｎ ｍｉｎｅ ａｒｅａ． Ａｆｔｅｒ ａｎａｌｙｚｉｎｇ ｆａｉｌｕｒｅ ｒｅａｓｏｎｓ ｆｏｒ ｕｎｄｅｒｇｒｏｕｎｄ ｃｈａｍｂｅｒｓ， ａ ｓｃｈｅｍｅ ｆｏｒ ｒｅｓｔｏｒｉｎｇ ａｎｄ ｒｅｉｎｆｏｒｃｉｎｇ ｐｏｃｋｅｔｓ ｗａｓ ｐｕｔ ｆｏｒｗａｒｄ， ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｒｏｃｋ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｂｔａｉｎｅｄ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ｇｅｎｅｒａｌｉｚｅｄ Ｈｏｅｋ⁃Ｂｒｏｗｎ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｃｒｉｔｅｒｉｏｎ． Ｔｈｅ ｗｈｏｌｅ ｒｅｓｔｏｒｉｎｇ ｓｃｈｅｍｅ ｗａｓ ｔｈｅｎ ａｎａｌｙｚｅｄ ｂｙ ｍｅａｎｓ ｏｆ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ａｎｄ ｔｈｅ ｉｎｖｏｌｖｅｄ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｗａｓ ｂｒｉｅｆｌｙ ｉｎｔｒｏｄｕｃｅｄ． Ｔｈｅ ｏｎ⁃ｓｉｔｅ ｉｎｄｕｓｔｒｉａｌ ｔｅｓｔ ｓｈｏｗｅｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ａｎｃｈｏｒｉｎｇ ｆｏｒｃｅ ｏｆ ａｎｃｈｏｒ ｏｎ ｔｈｅ ｍｉｎｉｎｇ ａｒｅａ ｗａｓ ７６．９～１３１．７ ｋＮ， ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇ ｒｏｃｋ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｗｉｔｈｉｎ ｔｈｅ ｒａｎｇｅ ｏｆ －１ ～ １ ｍｍ， ｔｅｎｄｉｎｇ ｔｏｗａｒｄｓ ｓｔａｂｉｌｉｔｙ． Ｉｔ ｃａｎ ｂｅ ｃｏｎｃｌｕｄｅｄ ｔｈａｔ ｓｕｃｈ ｒｅｓｔｏｒｉｎｇ ｓｃｈｅｍｅ， ｗｈｉｃｈ ｈａｓ ｅｎｈａｎｃｅｄ ｔｈｅ ｉｎｔｅｇｒａｔｅｄ ｌｏａｄｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇ ｒｏｃｋ ａｎｄ ｔｈｅ ｓｕｐｐｏｒｔｉｎｇ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ， ｃｏｕｌｄ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙ ｃｏｎｔｒｏｌ ｔｈｅ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｏｆ ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇ ｒｏｃｋ ｉｎ ｔｈｅ ｓｏｆｔ ｒｏｃｋ ｓｋｉｐ⁃ｌｏａｄｉｎｇ ｐｏｃｋｅｔ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ ｓｏｆｔ ｒｏｃｋ； ｓｋｉｐ⁃ｌｏａｄｉｎｇ ｐｏｃｋｅｔ； ｒｅｓｔｏｒｉｎｇ； ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ； ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ 朔南矿区是我国“十二五”规划中重点建设大型 煤炭基地之一，其中包括麻家梁煤矿、北辛窑煤矿、梵 王寺煤矿等多座千万吨级矿井。 对于大型矿井而言， 箕斗装载硐室就是矿井的咽喉，箕斗装载硐室的稳定 性直接影响着整个煤矿的生产运营，由于其结构复杂 性，箕斗装载硐室往往也是大型矿井建设中最难施工 的部分。 中国煤矿煤系地层中，具有软岩的矿井分布 十分广泛［１－２］。 由于软岩巷道工程所处的复杂工程地 质条件，其支护问题一直是困扰我国煤炭生产的一个 主要问题［３－６］，而对于朔南矿区大型矿井箕斗装载硐 室赋存于软岩当中，支护与修复也就变得更加困难。 本文针对朔南矿区软岩箕斗装载硐室围岩稳定性控制 和修复技术难题，以麻家梁煤矿软岩箕斗箕斗装载硐 室修复工程为原型，力求深入分析软岩箕斗装载硐室 围岩失稳机理，提出控制硐室围岩失稳的对策。 １ 工程概况 麻家梁煤矿为年产量 １２ Ｍｔ 的大型矿井，井田位 于山西朔州宁武煤田的北中部，面积约为 ９８．５ ｋｍ２，井 田内地层由老至新依次为下古生界奥陶系、上古生界 石炭系、二迭系和新生界地层，其中箕斗装载硐室设计 段高为 ４１ ｍ，主体部分断面为矩形，净长为 １７．１ ｍ，净 宽为 １０．６ ｍ。 由于箕斗装载硐室断面尺寸较大、结构 复杂、地质条件差等原因，箕斗装载硐室施工数月后原 ①收稿日期 ２０１４－０３－０２ 基金项目 千万吨矿井群复杂地层建井建设关键技术及数字矿山信息化研究（ＨＴＧＪＺＢ－ＴＭ１３０７０３－２） 作者简介 郝熠熠（１９８６－），男，安徽安庆人，硕士，主要从事矿山支护与加固方面的研究工作。 第 ３４ 卷第 ４ 期 ２０１４ 年 ０８ 月 矿 冶 工 程矿 冶 工 程 ＭＩＮＩＮＧ ＡＮＤ ＭＥＴＡＬＬＵＲＧＩＣＡＬ ＥＮＧＩＮＥＥＲＩＮＧ Ｖｏｌ．３４ №４ Ａｕｇｕｓｔ ２０１４ 支护结构出现严重破坏。 ２ 箕斗装载硐室破坏特征及原因分析 ２．１ 箕斗装载硐室破坏特征 箕斗装载硐室包括主体硐室、液压硐室和带式输 送机巷，根据现场观测，＋６７１～ ＋６４５ ｍ 处井筒及装载 硐室段局部出现裂缝。 据矿方描述２０１１ 年 ８ 月，在 主立井＋６６５ 装载水平平台安装完毕后，发现整个装载 硐室从＋６６５～＋６６４ 段，混凝土壁开裂、变形，并有不同 程度的渗水现象。 在＋６６５ 装载水平下 １２ ｍ 段，混凝 土沿钢筋网层裂开，露出较多钢筋，尤其是在液压站硐 室和后期凿梁窝轮廓周边更为严重。 裂缝自上而下共 １９ ｍ，上部 ８ ｍ 裂缝宽度和裂缝长度共 １１ 个测点，宽 度多在 １０～２０ ｃｍ 之间，长度 ０．８～２．４ ｍ 不等。 向下 １１ ｍ 只出现裂痕。 破坏特征如图 １ 所示。 图 １ 箕斗装载硐室破坏特征 ２．２ 硐室破坏原因分析 １） 工程地质条件差。 该段岩层主要由砂质泥岩、 粉砂质泥岩、中粒砂岩、泥岩等软岩组成。 围岩的普氏 系数为 ４～６，软化系数为 ０．６～０．６９，膨胀系数为 ３０％ 左右，粘土矿质为 ２０％以上，以高岭土为主，岩体的流 变性、膨胀性较为明显。 ２） 地下水对围岩的软化作用明显。 围岩内存在 大量的裂隙，在装载硐室开挖过程中，围岩的变形致使 裂隙扩展和发展，使地下水沿裂隙渗入到围岩当中，使 得岩石软化，该处泥岩的软化系数为 ０．６～０．６９，使得 围岩物理力学特性降低。 σ′ ＝ σ － ａｐ（１） 式中 σ′为空隙水压力作用时的有效应力；ａ 为系数； ｐ 为空隙水压力；σ 为空隙水压力未作用时的有效应力。 将式（１）代入 Ｍｏｈｒ⁃Ｃｏｕｌｏｍｂ［７］准则得 τ ＝ σｔａｎθ ＋ （ｃ － αｐｔａｎθ） ＝ σｔａｎθ ＋ ｃｗ（２） 式中 τ 为剪应力；α 为等效孔隙压力系数；ｃｗ为空隙水 压力作用时的岩石内聚力；ｃ 为空隙水压力未作用时 的岩石内聚力；θ 为内摩擦角。 Ｒｗ ＝ Ｒ Ｃ － ２ａｐαｓｉｎθ １ － ｓｉｎθ （３） 式中 Ｒｗ为空隙水压力作用时岩体抗压强度；ＲＣ为空 隙水压力未作用时岩体抗压强度。 由式（３）可以得出，围岩积水渗透作用产生空隙 水压力改变了岩体的有效应力，使得岩体内聚力减小 αｐｔａｎθ，岩体抗压强度减小２ａｐαｓｉｎθ １－ｓｉｎθ 。 ３） 硐室断面尺寸大，结构复杂。 硐室断面对角线 长度最大可达 ２１ ｍ，为多个矩形结构的组合，呈反对称 结构。 采用数值模拟 ＦＬＡＣ３Ｄ［８］计算箕斗装载硐室断面 应力分布如图 ２ 所示，由图可知这种断面的硐室易导致 应力集中，压应力与剪应力均主要集中在拐角处，最大 压应力为 １９．４２ ＭＰａ，最大剪应力为 ４．２３ ＭＰａ。 图 ２ 箕斗装载硐室断面应力云图 （ａ） 压应力云图；（ｂ） 剪应力云图 ４） 原结构强度难以抵抗围岩应力作用。 原支护 结构设计强度为 Ｃ３０ 单层钢筋混凝土结构，厚度为 ５００ ｍｍ，根据现场质量检测资料显示，混凝土强度并 未达到设计强度要求，且钢筋网设计为 Φ２０＠ ３００ ３００，配筋率为 ０．００１９，不满足最小配率要求，难以抵抗 围岩应力作用。 水平压力 Ｎａ＝ ＫＰｈｂｎ／２ ＝ ３．５ １ ０００ ４．７／２ ＝ ８ ２２５ ｋＮ／ ｍ （４） 其中 Ｎａ为矩形硐室边长上的水平拉力；Ｐｎ为围岩水 平压力，Ｐｎ＝λｒＨ＝０．２５２０７００／１ ０００＝３．５ ＭＰａ；ｂｎ为 矩形硐室边长。 设计承载力 Ｎ ＝ ０．８５φｆｃＡ ＝ ０．８５ １４．３ １ ０００ ０．５ ＝ ６ ０７７．５ ｋＮ／ ｍ（５） Ｎａ＞Ｎ，不满足要求。 ３ 修复方案与修复效果的数值模拟 ３．１ 修复方案 该软岩箕斗装载硐室修复设计采用理论计算、工 １３第 ４ 期郝熠熠等 朔南矿区软岩箕斗装载硐室修复技术的研究 程类比和结合现场条件综合确定硐室修复方案，其结 果如下 １） 化学注浆加固围岩。 采用 ＪＣＴ－５０１ 型矿用注 浆材料进行注浆加固围岩，注浆深度为 ２．５ ｍ，间排距 为 １．５ ｍ，终压为 ２．０ ＭＰａ。 ２） 矿用锚索加固。 本次矿用锚索采用全长锚固， 长度为 １５ ｍ，孔径为 １００ ｍｍ，间排距为 ２．５ ｍ，预紧力 为 ４００ ｋＮ。 ３） 植筋工程。 采用直径为１６ ｍｍ 的螺纹钢筋，间 排距为 ４００ ｍｍ，植入原结构中。 ４） 单层混凝土外墙增强加固。 混凝外墙设计为 单层钢筋混凝土，厚度为 ２００ ｍｍ，强度为 Ｃ３５。 硐室修复方案如图 ３ 所示。 图 ３ 箕斗装载硐室修复方案 ３．２ 修复效果的数值模拟 ３．２．１ 计算模型的建立 为检验箕斗装载硐室修复 方案的合理性提供依据，计算模型的边界长度取 ５ 倍 左右的研究对象边界长度，箕斗装载硐室整体模型长 度取 １１０ ｍ７０ ｍ５０ ｍ（长宽深度方向）建立模型， 如图 ４ 所示。 图 ４ 箕斗装载硐室计算模型 ３．２．２ 围岩力学参数的确定 通过现场工程地质调 查分析，结合朔南矿区围岩特点，通过实验室内岩石物 理力学实验确定岩块的单轴抗压强度及密度，再结合 广义 Ｈｏｅｋ⁃Ｂｒｏｗｎ 强度准则估算岩体的粘聚力、内摩擦 角和变形模量［９－１０］。 ３．２．３ 数值模拟计算结果分析 箕斗装载硐室修复 方案数值模拟结果如图 ５ 所示，修复后最大主应力位 于硐室侧壁，最大主应力约为 ２０ ＭＰａ，低于 Ｃ３５ 混凝 土的抗压强度；修复后箕斗装载硐室部分最大变形量 为 ２ ｍｍ，因此该修复参数设计是合理的。 图 ５ 箕斗装载硐室应力及变形云图 （ａ） 最大主应力云图； （ｂ） 最大变形量云图 ４ 主要施工工艺与工程监测 ４．１ 主要施工工艺 箕斗装载硐室修复工程施工工艺主要包括ＪＣＴ－ ５０１ 型矿用注浆材料加固围岩、矿用锚索施工、植筋工 程、单层混凝土外墙施工等，其主要施工工序为矿用锚 索的施工，矿用施工工艺及质量控制如下矿用锚索具 有和多种支护措施相结合、费用低、工期短等优点，并 且对破损的井巷工程修复工程更具优越性［１１－１２］，矿用 锚索结构如图 ６ 所示，采用全长锚固，其主要施工工序 有钻孔、安装、锚固、张拉，其中矿用锚索施工中质量 控制应注意以下几点① 钻机准确就位，钻孔须偏离 中心线以上 １０至 １５，防止注浆时孔内出现空腔； ２３矿 冶 工 程第 ３４ 卷 ② 锚索在地表安装而成，盘成环形以便运至工作面， 在向锚索孔内插入锚索前，需安装排气孔，锚索采用人 工作业方式逐步推入孔内，切记不可强推强拉；③ 对 于富水软岩处钻孔可能出现塌孔问题，应及时对锚索 孔进行注浆加固，注浆过程中，浆液黏度应以先稀后浓 为原则，具体可根据岩层吸浆情况进行调整，注入水泥 浆养护 ４８ ｈ 后可进行扫孔钻进，注浆终压不得超过 ２ ＭＰａ；④ 在破碎带较厚的围岩中对锚索孔注浆加固时 有可能出现窜浆致使浆液无法注满锚索孔，此时应加 长封口器长度，一般可取 ３ ｍ 左右；⑤ 张拉锚索时间 应等注入的水泥砂浆达到设计强度要求后才可进行张 拉，张拉时间一般控制在注入水泥砂浆后 １～２ 周后， 锚索预应力张拉方式采用单束分级张拉，实现小型机 具张拉大型锚索，张拉时压力应达到 ２７ ＭＰａ 左右，以 保证单根锚索预紧力达 １００ ｋＮ。 图 ６ 矿用锚索结构示意图 ４．２ 工程监测 采用 ＭＣ－６０ 型锚索测力计对锚索受力进行监测， 经过近半年的监测，锚索最小受力为 ７６．９ ｋＮ，最大受 力为 １３１． ７ ｋＮ， 并趋于稳定， 如表 １ 所 示。 采 用 ＪＳＳ３０Ａ 型数显收敛计对主立井箕斗装载硐室主体硐 室、带式输送机巷及液压硐室周边位移进行监测，主立 井箕斗装载硐室周边位移在－１～１ ｍｍ 内均匀波动，亦 趋于稳定（主体硐室二平台、主体硐室三平台、带式输 送机巷及液压硐室周边位移与时间变化曲线如图 ７～９ 所示）。 说明主立井箕斗装载硐室加固后表面位移基 本没有变化并趋于稳定，即该主立井箕斗装载硐室加 固修复方案是可靠的。 表 １ 锚索受力记录表 日期 锚索受力值／ ｋＮ 二平台三平台东皮带巷西皮带巷 ２０１２／３／２０９３．２１３１．７８１．０１２２．６ ２０１２／４／２０９３．２１３１．７８１．０１０３．３ ２０１２／５／２０１０１．３１３１．７７６．９１０３．３ ２０１２／６／２０８９．１１２１．６７６．９１２０．６ ２０１２／７／２０８９．１１２１．６７９．０１２０．６ ２０１２／８／２０８９．１１２１．６７９．０１２０．６ ２０１２／９／２０８９．１１２１．６７９．０１２０．６ 图 ７ 主体硐室二平台周边位移与时间变化曲线 图 ８ 主体硐室三平台周边位移与时间变化曲线 图 ９ 带式输送机巷及液压硐室位移与时间变化曲线 ５ 结 论 采用上述工程修复技术能够满足朔南矿区软岩箕 斗装载硐室受力与变形要求，控制了围岩的失稳，使工 程结构具有一定的安全储备。 １） 采用 ＪＣＴ－５０１ 矿用注浆材料注浆堵水加固，增 强了围岩的强度，改善了施工环境，提高了围岩与加固 结构的共同作用；１５ ｍ 矿用锚索深入稳定岩层，增强 了围岩的稳定性；Ｃ３５ 单层钢筋混凝土外墙提高了修 复后箕斗装载硐室结构的安全性。 ２） 现场试验表明，锚索受力合理，结构变形得到 有效控制，故该修复方案是切实可行的。 参考文献 ［１］ 何满潮． 中国煤矿软岩巷道支护理论与实践［Ｍ］． 北京中国矿 业大学出版社，１９９６． ［２］ 陈炎光，陆士良． 中国煤矿巷道围岩控制［Ｍ］． 北京中国矿业大 学出版社，１９９４． （下转第 ３８ 页） ３３第 ４ 期郝熠熠等 朔南矿区软岩箕斗装载硐室修复技术的研究 确定卸压巷道尺寸，应考虑卸压巷道的自垮能力， 小断面巷道具有较强的自支撑能力，不容易垮塌，若选 择较大尺寸的卸压巷道，掘进成本高于工程巷道普通 的支护成本，不符合工程实际。 卸压巷道直径的确定可根据 ｄ２＝ＳＷ／２ 计算，其中 Ｓ 为工程巷道的面积，Ｗ 为无卸压巷时巷道断面收缩 率，一般为５０％，若工程巷道面积 Ｓ 为１５．７５ ｍ，则卸压 巷道直径 ｄ＝１．９８ ｍ，通常为施工方便 ｄ 取 ２～３ ｍ。 ４ 结 论 １） 在巷道 ２ 倍洞径处达到应力峰值点，主要为环 向应力，表现为压剪作用。 巷道的 ２～６ 倍洞径区域内 为巷道应力变化的主要区域。 ２） 合理的布置卸压巷道可有效降低工程巷道围 岩应力，阻断高地应力的传递，尤其在高地应力条件 下，是保护工程巷道的重要途径。 ３） 当卸压巷道位于工程巷道上部时，卸压效果主 要与两巷道之间的距离及卸压巷道的尺寸有关，在一 定条件下，巷道的卸压能力可使顶板应力降低 ２６．４％。 当卸压巷道直径为 ２～３ ｍ，两巷道距离 ５～１２ ｍ 时，巷 道的卸压效果较好。 当卸压巷道与工程巷道水平布置 时，卸压效果在均质岩体中作用不明显。 参考文献 ［１］ 吴建亭． 深部巷道变形、破坏过程及其稳定控制技术研究［Ｊ］． 矿 业安全与环保， ２０１１，３８（４）３８－４１． ［２］ 夏海燕，付建军，时 凯． 基于 ＢＰ 网络的深部巷道围岩力学参数 反演研究［Ｊ］． 矿冶工程， ２０１３（５）２５－２９． ［３］ 王御宇，李学锋，李向东． 深部高应力区卸压开采研究［Ｊ］． 矿冶 工程， ２００５，２５（４）４－７． ［４］ 涂 敏，付宝杰． 关键层结构对保护层卸压开采效应影响分析 ［Ｊ］． 采矿与安全工程学报， ２０１１，２８（４）５３６－５４１． ［５］ 李学锋． 深井金属矿山卸压开采研究［Ｄ］． 南宁广西大学资源与 冶金学院， ２０１０． ［６］ 王襄禹， 柏建彪， 胡忠超． 基于变形压力分析的有控卸压机理研 究［Ｊ］． 中国矿业大学学报，２０１０，３９（３）３１３－３１７． ［７］ 罗超文， 李海波，刘亚群． 深埋巷道地应力测量及围岩应力分布 特征研究［Ｊ］． 岩石力学与工程学报， ２０１０，２９（７）１４１８－１４２３． ［８］ 鲁 岩， 邹喜正，刘长友，等． 巷旁开掘卸压巷技术研究与应用 ［Ｊ］． 采矿与安全工程学报， ２００６，２３（３）３２９－３３３． 􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎 （上接第 ３３ 页） ［３］ 李向阳，韩立军，杨 灵． 软岩大断面硐室动态施工与耦合支护技 术研究［Ｊ］． 矿冶工程，２０１４（１）１８－２３． ［４］ 许梦国，王明旭，王 平，等． 不同巷道支护方式的数值模拟分析 ［Ｊ］． 矿冶工程，２０１３（６）１９－２３． ［５］ 郭子源，赵国彦，彭 康． 深部高应力软岩巷道开挖与支护围岩变 形的 ＦＬＡＣ３Ｄ模拟［Ｊ］． 矿冶工程，２０１２（２）１８－２２． ［６］ 何满潮，景海河，孙晓明． 软岩工程力学［Ｍ］． 北京科学出版社， １９９６． ［７］ 张小平，李 琪，包承钢，等． Ｍｏｈｒ⁃Ｃｏｕｌｏｍｂ 准则及其应用研究 ［Ｃ］∥第十届全国结构工程学术会议论文集第Ⅰ卷，２００１５８９－ ５９４． ［８］ 陈育民，徐鼎平． ＦＬＡＣ／ 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