扰动作用下深部岩巷长期大变形机制及控制技术

黄万朋,高延法,王 军

(1.山东科技大学矿业与安全工程学院,山东青岛 266590;2.中国矿业大学(北京)力学与建筑工程学院,北京 100083)

扰动作用下深部岩巷长期大变形机制及控制技术

黄万朋1,高延法2,王 军2

(1.山东科技大学矿业与安全工程学院,山东青岛 266590;2.中国矿业大学(北京)力学与建筑工程学院,北京 100083)

巷道围岩本身存在一个抗扰动强度,当深部较高的集中应力超过其抗扰动强度时围岩会对外部扰动变得敏感,在围岩内会形成扰动影响区,围岩扰动影响区不断向内部的发育是扰动作用下深部岩巷长期大变形失稳的本质。针对深部开拓岩石巷道,提出以钢管混凝土支架为主体的复合支护技术。钢管混凝土支架具有承载力高、结构稳定等优点,能够给围岩提供一个较大的支护阻力,提高扰动影响区围岩的抗扰动强度,从而保持巷道长期稳定。根据某矿具体地质条件,设计了合理的支护技术措施,选用钢管混凝土支架型号为ϕ194×8的钢管配合C40强度等级的核心混凝土,该支护体系能够给巷道围岩提供1.26 MPa以上的支护强度,工程应用效果良好。

开采扰动;深部岩巷;稳定性控制;钢管混凝土支架;支护设计

深部矿井开采面临 “三高一扰动”(高地应力、高地温、高岩溶水压以及强烈的开采扰动)的复杂力学环境,在较高的地应力场环境中,岩体表现出持续的强流变性,巷道变形具有非常明显的“时间效应”[1-4]。围岩在强流变过程中稳定性变得很差,对外界的扰动影响会非常敏感,此类扰动包括临近煤层的开采、井下放炮震动、顶板岩层断裂、冲击地压等造成的冲击震动。外部扰动可以使围岩流变变形量急剧增加,甚至造成围岩的突然破坏,导致深部巷道的大变形失稳等动力灾害现象[1,5]。

当前国内外关于岩石流变特性方面的研究已经取得了重要进展,但对于扰动作用下巷道围岩的长期大变形失稳机制尚没有深刻的认识。同时,对于深部井下运输大巷、中央变电所等使用期限较长的开拓岩石巷道来说,存在外部扰动的情况下,当前的U型钢支架等支护技术由于支护强度有限已经不能满足巷道的支护需求,需要一种新的支护手段来对巷道的长期稳定性进行控制。因此本文将通过理论分析结合实验手段,研究深部巷道围岩在扰动作用下的应力场演变规律,针对深部开拓岩石巷道提出以钢管混凝土支架为主体的复合支护技术,并结合具体的工程实例,验证新型支护技术的支护效果。

1 扰动作用下深部岩巷长期大变形失稳机制

1.1 岩石“强度极限邻域”及抗扰动强度的概念

岩石的“强度极限邻域”及抗扰动强度是表征深部围岩在流变状态下受扰动影响的2个重要强度指标。所谓岩石强度极限邻域,是对岩石应力状态而言的,在简单的压(拉、剪)应力状态下,岩石具有一个强度极限值σc(岩石的单轴抗压极限强度),依据一定条件给定一个Δσ,如果岩石受到的应力σ满足下式,则称岩石处于强度极限邻域内[1,6],即

当围岩应力处于岩石“强度极限邻域”内时,岩石在外部扰动荷载的影响下会产生不可逆的累积扰动变形,而处于邻域外时受外部扰动影响较小。岩石“强度极限邻域”可进一步细分为强度极限左邻域和右邻域,如岩石所受应力尚未达到其强度极限值,称为处于强度极限的左邻域;如果超过岩石的极限强度,则处于强度极限的右邻域。单轴压缩条件下岩石的强度极限邻域范围如图1所示,左右邻域的宽度分别用Δσl和Δσr表示,可通过岩石扰动力学实验测得。

图1中,σf为岩石的残余强度,也即强度极限右邻域的边界强度;σr为岩石强度极限左邻域的阈值强度,在此定义为岩石的抗扰动强度,当围岩应力超过此阈值而尚未达到其极限强度时,即进入了“强度极限左邻域”范围,岩石开始对外界扰动变得敏感, σr=σc-Δσl。 在单轴压缩应力状态下,左邻域对应岩石破坏前的非线性变形区,右邻域对应岩石破坏后的应变软化区。

图1 单轴压缩条件下岩石强度极限邻域Fig.1 Vicinity of rock ultimate strength in uniaxial compression

1.2 扰动作用下围岩应力场演变规律

以深部圆形巷道为例,巷道开挖后,在较大的地应力场作用下,自巷道壁向围岩内部会形成瞬时破裂区和扰动影响区的状态分布,如图2(a)所示。

图2 深部巷道围岩力学模型及应力场演变规律示意Fig.2 Mechanical model of surrounding rock and pressure field’s evolution rule in deep tunnel

巷道开挖后,围岩切向集中应力σθ在一定区域内超过了岩体的极限强度而使围岩发生破坏,形成瞬时破裂区,破裂区内围岩处于“强度极限右邻域”范围。破裂区外为扰动影响区,该区域内围岩应力与围岩强度的关系为σr＜σθ≤σc,如图2(a)所示。扰动影响区内围岩应力处于岩石“强度极限左邻域”内,使得巷道围岩对外部扰动的影响比较敏感,在外部扰动荷载作用下,其扰动变形会持续发展直至围岩发生破坏,从而使扰动影响区向破裂区转化,原破裂区范围增加,深部巷道的长期变形量进一步增大。

扰动影响区转化为破裂区后,围岩应力峰值及流变扰动影响区继续向围岩内部转移,转移过程中围岩应力峰值降低。同时,巷道内支护体会给内部围岩提供一定的侧向围压,假设围岩破裂前后其强度准则仍满足摩尔-库伦强度准则,即σ1=σ3ξ+σc,其中σ1为岩石的极限强度,σ3为侧向围压,ξ=(1+sin φ)/ (1-sin φ),φ为岩石内摩擦角。随着径向支护阻力的增大,内部围岩的极限强度及抗扰动强度σr均相应增大,在图1中表现为岩石“强度极限邻域”范围的上移。当减小的围岩应力峰值与增大的围岩抗扰动强度相同时,即σ′θ=σ′r,围岩应力退出岩石“强度极限邻域”范围,围岩流变扰动影响区最终消失,破裂区发展至最大范围,破裂区内围岩峰后流变大变形发育稳定后,巷道达到长期平衡状态,围岩状态及应力分布如图2(b)所示。

综上所述,扰动作用下深部巷道的长期大变形失稳,本质上是由于在深部较大的地应力及外部扰动荷载作用下,围岩流变扰动影响区不断向内部转移的结果。如果扰动影响区的发育过程得不到有效控制,则最终围岩会形成较大范围的破裂区,导致巷道发生长期的大变形失稳。

1.3 扰动作用下深部巷道保持长期稳定的条件

根据扰动作用下围岩应力场演变规律,深部巷道围岩保持长期稳定的条件是使扰动影响区内的围岩应力尽早退出岩石“强度极限邻域”范围,即: |σc-σ|＞Δσ,从而减小破裂区尺寸,限制巷道的流变及扰动大变形。强度极限邻域的边界阈值,即岩石的抗扰动强度为σr,其判断条件可转化为σ ＜σr。

深部巷道开挖后,为使扰动影响区内围岩的抗扰动强度得到有效提高,可对破裂区围岩进行锚固,同时在巷道内给围岩提供一个较大的径向支护反力F,与锚固区一起给扰动影响区提供一个较大的围压,如图3所示。支护反力F越大,扰动影响区内围岩应力峰值越早退出岩石“强度极限邻域”,从而能够有效控制围岩的变形;若提供的支护阻力不足,将无法限制扰动影响区向围岩内部的继续转移,巷道将发生长期大变形直至失稳破坏。

图3 巷道支护作用力学关系模型Fig.3 The mechanical relationship between supporting and surrounding rock

2 扰动作用下深部岩巷钢管混凝土支架支护技术

在深部高应力以及存在外部扰动影响的情况下,为保持巷道长期稳定,必须在对围岩进行柔性让压支护的基础上,在合适的时机进行二次高强度支护。然而当前一般采用的U型钢支架加强支护,其支护反力只有300～500 kN,支护强度仅为0.3～0.4 MPa,支护能力有限[7]。同时U型钢支架承受扭转变形的能力较弱,易发生扭曲变形。

针对上述情况,提出以钢管混凝土支架为主体的复合支护技术。该复合支护技术由锚网喷+钢管混凝土支架组成。初次锚网喷支护主要改善破裂区围岩的力学参数,提高破裂区围岩自身的承载能力;二次支护采用钢管混凝土支架加强支护。钢管混凝土支架是由高延法教授发明的一种用于深部软岩巷道支护的新型支架,能够给围岩提供一个较大的支护反力,根据研究,常用的钢管混凝土支架(ϕ168 mm以上架型)提供的支护反力可以达到1 500 N～2 500 kN,是U型钢支架支护能力的3～5倍[7]。初次支护与支架间留设100～200 mm的让压空间,以柔性支护体填充,能够给围岩进行适度泄压,以适应深部巷道的围岩变形。

2.1 支架结构

钢管混凝土支架是依据巷道断面形状将空钢管弯曲制作成相应的形状,然后在空钢管支架内充填混凝土形成的构件。钢管混凝土支架结构一般分为4段:顶弧段、左帮段、右帮段及底弧段,各段之间采用套管连接,相邻支架间采用连杆连接,支架结构如图4所示,巷道支护后的围岩状态模型如图5所示。依据现在煤矿井下比较常用的巷道断面形状,钢管混凝土支架常用的设计形状有圆形、直墙半圆拱形、弧墙圆拱形及弧墙三心拱形等。

图4 钢管混凝土支架结构Fig.4 The concrete-filled steel tubular stent

2.2 支架力学性能分析

图5 支护作用后的围岩状态力学模型Fig.5 Mechanical model of surrounding rock’s state

钢管混凝土支架在力学性能上具有明显的优点。首先,它通过钢管管壳的约束作用使内部混凝土处于三向受压状态,使核心混凝土具有更高的抗压强度;同时混凝土与钢管管壳共同承受轴向压力,增强了钢管的几何稳定性,能够避免钢管壁过早的发生屈曲破坏。其次,支架具有圆柱状断面,无异向性,不易扭曲变形,不会出现U型钢支架的结构失稳现象[8]。根据《钢管混凝土结构设计与施工规程》,钢管混凝土支架的极限承载力按下式计算:

式中,N为钢混支架的极限承载力,kN;φ′为考虑支架长细比及偏心率影响的折减系数;N0为钢管混凝土短柱的极限承载力,kN。

以圆形断面支架为倒进行分析,假设支架承受均匀围压,其力学结构模型如图6所示,支架的极限承载力平衡方程为

其中,S为支架间距,m;σ′为支架支护反力,MPa;R为支架断面半径,m。解微分方程(2)可得到钢混支架对围岩的支护强度为

图6 钢混支架承载力计算模型Fig.6 The theoretical calculating model of concrete-filled steel tubular stent

将式(1)代入上式得到

可见,钢管混凝土支架对围岩提供的支护强度主要受支架短柱极限承载力、支架断面半径、布置间距及折减系数的影响。在支架布置参数一定的情况下,其主要受短柱极限承载力的影响。因此研究钢管混凝土短柱的极限承载力是确定支架支护能力的基础。

2.3 钢管混凝土短柱力学性能试验

钢管混凝土支架主要由无缝钢管与内部核心混凝土组成,因此本次试验主要研究在轴向压缩条件下不同管径和壁厚的钢管搭配不同强度的核心混凝土对钢管混凝土短柱极限承载力的影响。试验用的钢管管径分别为ϕ159,ϕ168,ϕ180和ϕ194 mm,壁厚分别为6,8,10和12 mm;核心混凝土使用2种等级,其C40等级混凝土的抗压强度为24.2 MPa;C50等级为34.3 MPa。

钢管混凝土短柱轴心受压试验是在500 t油压长柱压力机上进行的,试件的最终变形形态如图7所示。ϕ194 mm×12 mm短柱试件由于具有较高承载力而无法使其达到充分变形,但其也已经进入明显的塑流阶段。其他的短柱试件的最终变形量均达到了20%以上,变形较充分。

图7 钢管混凝土短柱最终变形形态Fig.7 The final deformation mode of short column samples

试验得到2组钢管混凝土短柱的力学参数见表1,荷载-变形曲线如图8所示。

表1 不同规格钢管混凝土短柱的力学参数Table 1 The sample’s mechanical properties parameters of different kinds of short columns

图8 不同管径及壁厚的钢管混凝土短柱荷载-变形曲线Fig.8 Load-strain comparison curves of different kinds of short columns

根据试验结果显示,所试验的钢管混凝土短柱自身具有很高的承载能力,弹性极限强度为1 900～3 500 kN,塑性极限强度为2 500～4 500 kN。钢管混凝土短柱的高承载力会使钢混支架同样具有较高的支护强度。由试件的荷载-变形曲线看出,短柱的压缩变形过程可分为3个阶段:弹性阶段(开始的直线段)、塑流阶段(近水平段)和强化阶段(曲线上翘段);随着钢管管径与壁厚的增大,短柱的弹性极限强度与塑性极限强度均相应增大;不同混凝土等级短柱试件的弹性极限强度相等,均为2 600 kN,C50钢管混凝土短柱的塑性极限强度比 C40短柱高300 kN,说明混凝土强度等级越高,其塑性极限承载能力越强。

3 深部岩巷支护控制的设计

某矿五水平中央变电所埋深-1 200 m,围岩以中硬粉砂岩为主,最大水平构造应力40～55 MPa,地压较大;同时巷道服务期间会受上部两层煤的重复采动影响,外部扰动荷载影响明显,属于典型的深部开采扰动影响巷道。

3.1 支护强度的计算

3.1.1 锚固区围岩力学参数的计算

根据研究,锚杆对破裂岩体力学参数的改善主要是对其内聚力的提高,因此,假设锚固体变形破坏前后内摩擦角保持不变,这样处理是安全的,工程上也是允许的。在锚固体变形至残余强度时仍按摩尔-库仑准则考虑[9],锚杆对破裂岩体内聚力的改善[10-11]可表示为式中,C″为锚固岩体的内聚力;C′为破裂岩体的内聚力,C′=0.05 MPa;Cm为锚杆给围岩提供的附加黏聚力。根据力学分析得

其中,σs为锚杆屈服强度,MPa;d为锚杆直径,m; Sc,Sl分别为锚杆布置的间、排距,m。

联立以上各式,得到锚杆对破裂岩体内聚力的改善公式为

可见,锚杆对破裂岩体力学参数的改善取决于选用的锚杆类型及锚杆的布置参数。

3.1.2 支架支护强度的计算

以围岩达到最终稳定状态(扰动影响区消失,破裂区达到最大)进行力学分析,为简化计算,做以下基本假设:① 巷道为圆形,原岩应力场侧压系数λ= 1,巷道足够长,简化为平面应变问题处理;② 认为围岩应力峰值向内部转移过程中保持不变,这样处理是安全的,巷道掘成后瞬时形成的破裂区与扰动影响区边界处的应力峰值为σθ=P(1+sin φ)+Ccos φ, P为原岩应力;③计算基于围岩最后的稳定状态,因此不考虑围岩中间的流变过程;④ 控制破裂区最终发展至整个锚固区域后不再向内部扩展,锚固区半径R1等于锚杆长度。

(1)锚固区内围岩应力。根据锚固区内的静力平衡方程和摩尔-库伦强度准则有

式中,σmr为锚固区内围岩径向应力。

解此微分方程并根据边界条件计算可得到锚固区半径R1位置处的径向应力(即锚固区给内部围岩施加的侧向围压)为

式中,R0为巷道开挖半径;σg为钢管混凝土支架提供的支护反力。

(2)稳定区内应力。锚固区外围定义为围岩稳定区,在锚固区与稳定区界面处,根据摩尔-库伦强度准则,在给稳定区边界处的围岩施加 σmr的围压后,稳定区内围岩岩石的抗扰动强度提高到

式中,σ′r为r=R1处岩石三轴压缩下的抗扰动强度。

根据围岩保持长期稳定的条件有:σ′r≥σθ,将各式代入可得二次加强支护需要提供的最小支护反力σg,计算公式为

根据巷道实际地质条件,取围岩力学参数为P= 42.9 MPa,C=17 MPa,φ=45°,R1=2.5 m,R0= 2.2 m,根据岩石流变及扰动效应实验测得的巷道围岩的抗扰动强度σr=70.5 MPa,代入上式得到:σg= 1.37-0.46C″。

不同的锚杆布置参数有不同的C″值,将不同的C″代入上式得到钢管混凝土支架需要提供的最小支护强度,见表2。

表2 二次加强支护需要的支护强度Table 2 The second reinforced support strength

根据计算结果,保持围岩长期稳定所需要的二次支护强度随锚杆密度的增大而减小,锚杆间排距在0.3～1.0 m时,需要的二次支护强度为 0.95～1.33 MPa。二者在给围岩提供支护作用方面是互相弥补的。考虑到锚杆支护密度不宜过小以及钢管混凝土支架的承载力,锚杆支护间排距为0.6 m时,需要钢混支架提供的支护强度为1.26 MPa,比较符合工程实践应用。

3.2 钢管混凝土支架选型

钢管混凝土支架对巷道围岩提供的支护强度受钢混支架短柱的极限承载力、支架断面半径、支架布置间距及一个折减系数的影响。钢管混凝土支架按0.8 m的排距布置,取 S=0.8;支架断面半径R= 2.2 m;考虑到钢管混凝土支架压弯时会受长细比与偏心率影响,折减系数取φ′=0.9,支架需要提供的支护强度为σg=1.26 MPa,因此代入式(3)可得到钢混短柱的极限承载力N0=2 460 kN。即钢管混凝土短柱提供2 460 kN的极限承载力时,支架可对围岩提供1.26 MPa的支护强度。

根据试验得到不同钢管混凝土短柱的极限承载力(表2),考虑一定的安全系数及经济效益因素,最终选择钢管混凝土支架型号为ϕ194×8的钢管配合C40强度等级的混凝土,其弹性极限强度为2 600 kN,塑性极限强度为3 200 kN。

3.3 巷道支护方案

(1)一次支护锚杆采用20MnSi等强度全螺纹钢锚杆,直径25 mm,长度2 500 mm,锚杆布置间排距0.6 m×0.6 m;金属网采用ϕ5 mm钢筋焊接的钢筋网,网孔100 mm×100 mm;混凝土喷层厚度100 mm。

(2)二次支护钢管混凝土支架型号为ϕ194×8的钢管配合C40强度等级的混凝土,支架断面采用弧墙圆拱形状。巷道围岩与钢管混凝土支架之间预留100 mm的变形空间,内以水泥背板充填,以满足巷道围岩变形卸压的需求。支护后的巷道断面如图9所示。

图9 支架支护后的巷道断面Fig.9 The tunnel section after stent supporting

3.4 工程应用效果

受采动影响的-1 200 m中央变电所巷道原有支护采用喷锚喷+锚网喷、后架设U29型钢支架的联合支护措施,但由于支护强度有限无法控制其变形。巷道掘成后经历了2次返修,且返修6个月后巷道变形量依然较大,顶底板下沉和两帮收敛变形量超过1 000 mm,而且仍在不断增加。采用以钢管混凝土支架为主体的支护技术后,巷道的长期流变大变形及扰动变形得到了有效控制。支架安装1个月后围岩两帮收敛变形量为10 mm,顶板下沉量为8 mm;6个月后围岩变形基本稳定,两帮的收敛变形量为21 mm,顶板下沉量为18 mm;经过长期观测,2 a后的两帮最终收敛变形量为26 mm,顶板下沉量为25 mm。巷道1 a内的围岩变形曲线如图10所示。同时,采用新的支护技术后,巷道底臌现象消失、巷道断面及支架形状保持良好,未发生大的变形,说明钢管混凝土支架对巷道长期稳定性控制起到了积极的作用。巷道支护效果如图11所示。

图10 巷道围岩变形曲线Fig.10 Deformation curves of roadway surrounding rocks

4 结 论

(1)深部高集中应力超过巷道围岩的抗扰动强度而进入其“强度极限邻域”内时,会造成巷道的长期大变形失稳。

(2)钢管混凝土支架支撑能力强、结构稳定,能够给巷道围岩提供足够的支护阻力以提高内部围岩的抗扰动强度,能有效控制深部岩巷的流变扰动变形。

(3)通过试验得到几种常用钢管混凝土短柱试件的弹性极限强度在900～3 500 kN,随着钢管管径、壁厚的增大以及核心混凝土等级的提高,短柱的极限承载能力得到不同程度的提高。

(4)结合某矿受扰动影响的深部巷道工程实践,以钢管混凝土支架为主体的复合支护技术能够给巷道围岩提供1.26 MPa以上的支护强度,控制巷道两帮收敛变形量小于30 mm,顶板下沉量小于25 mm,底臌现象消失,支护效果良好。

[1] 高延法,范庆忠,崔希海,等.岩石流变及其扰动效应试验研究[M].北京:科学出版社,2007.

[2] 谢和平.深部开采基础理论与工程实践[M].北京:科学出版社, 2006.

[3] 何满潮,谢和平,彭苏萍,等.深部开采岩体力学研究[J].岩石力学与工程学报,2005,24(16):2803-2813.

He Manchao,Xie Heping,Peng Suping,et al.Study on rock mechanics in deep mining engineering[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2005,24(16):2803-2813.

[4] 袁 亮,薛俊华,刘泉声,等.煤矿深部岩巷围岩控制理论与支护技术[J].煤炭学报,2011,36(4):535-543.

Yuan Liang,Xue Junhua,Liu Quansheng,et al.Surrounding rock stability control theory and support technique in deep rock roadway for coal mine[J].Journal of China Coal Society,2011,36(4):535-543.

[5] 王 波,高延法,王 军.流变扰动效应引起围岩应力场演变规律分析[J].煤炭学报,2010,35(9):1446-1450.

Wang Bo,Gao Yanfa,Wang Jun.Evolution law analysis on surrounding rock stress field by rheology disturbed effects[J].Journal of China Coal Society,2010,35(9):1446-1450.

[6] 崔希海,李进兰,牛学良,等.岩石扰动流变规律和本构关系的试验研究[J].岩石力学与工程学报,2007,26(9):1875-1881.

Cui Xihai,Li Jinlan,Niu Xueliang,et al.Experimental study on rheological regularity and constitutive relationship of rock under disturbing loads[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2007,26(9):1875-1881.

[7] 高延法,王 波,王 军,等.深井软岩巷道钢管混凝土支护结构性能试验及应用[J].岩石力学与工程学报,2010,29(S1): 2604-2609.

Gao Yanfa,Wang Bo,Wang Jun,et al.Test on structural property and application of concrete-filled steel tube support of deep mine and soft rock roadway[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2010,29(S1):2604-2609.

[8] 蔡绍怀.现代钢管混凝土结构[M].北京:人民交通出版社, 2007.

[9] 侯朝炯,郭励生,勾攀峰,等.煤巷锚杆支护[M].徐州:中国矿业大学出版社,1999.

[10] 朱浮声,郑雨天.全长粘结式锚杆的加固作用分析[J].岩石力学与工程学报,1996,15(4):333-337.

Zhu Fusheng,Zheng Yutian.Support action analysis of tensioned and grouted bolts[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,1996,15(4):333-337.

[11] 侯朝炯,勾攀峰.巷道锚杆支护围岩强度强化机理研究[J].岩石力学与工程学报,2000,19(3):342-345.

Hou Chaojiong,Gou Panfeng.Mechanism study on strength enhancement for the rocks surrounding roadway supported bolt[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2000,19 (3):342-345.

Deep rock tunnel’s long large deformation mechanism and control technology under disturbance effects

HUANG Wan-peng1,GAO Yan-fa2,WANG Jun2
(1.College of Mining and Safety Engineering,Shandong University of Science and Technology,Qingdao 266590,China;2.School of Mechanics&Civil Engineering,China University of Mining and Technology(Beijing),Beijing 100083,China)

Surrounding rock has adisturbance-resist strength.It will be sensitive to outside disturbance when concentrated stress is higher than its disturbance-resist strength.A disturbance effected zone will be formed in surrounding rock.Deep tunnel’s long-term large deformation and instability under disturbance condition is mainly caused by disturbance effected zone’s persistently developed towards interior surrounding rock.Aimed at deep rock development roadway,the authors proposed a composite supporting technology which put the concrete-filled steel tubular stent as main subject.The concrete-filled steel tubular stent had advantages such as higher bearing capacity and stable structure.It can provide a larger supporting strength to enhancing surrounding rock’s disturbance-resist strength in disturbance effected zone.Preventing disturbance effected zone’s development.According to deep tunnel’s geological conditions of a coal mine,designed the concrete-filled steel tubular stent is made up by ϕ194×8 steel and C40 grade concrete.This supporting system can provide more than 1.26 MPa supporting strength.And its application effect is well.

mining disturbance;deep rock tunnel;stability control;concrete-filled steel tubular stent;supporting design

TD322

A

0253-9993(2014)05-0822-07

黄万朋,高延法,王 军.扰动作用下深部岩巷长期大变形机制及控制技术 [J].煤炭学报,2014,39(5):822-828.

10.13225/ j.cnki.jccs.2013.0752

Huang Wanpeng,Gao Yanfa,Wang Jun.Deep rock tunnel’s long large deformation mechanism and control technology under disturbance effects[J].Journal of China Coal Society,2014,39(5):822-828.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2013.0752

2013-06-03 责任编辑:王婉洁

国家自然科学基金资助项目(51304127)

黄万朋(1985—),男,山东聊城人,讲师,博士。Tel:0532-86057752,E-mail:huangwanpeng2002@126.com